旋转式室温磁制冷回热器二维多孔介质模型仿真

侯普秀，刘超鹏，巫江虹

（华南理工大学机械与汽车工程学院，广东广州510641）

旋转式室温磁制冷回热器二维多孔介质模型仿真

侯普秀，刘超鹏，巫江虹

（华南理工大学机械与汽车工程学院，广东广州510641）

在考虑了主动式回热器（AMR）中单元小格内磁热性工质粒径的不同和位置分布随机性的情况下，建立了室温磁制冷机关键零部件——AMR的二维多孔介质模型，并对系统进行数值模拟计算优化。与实验结果对比表明，该模型的计算温度曲线与实验结果温度曲线具有相同的发展趋势，个别区域存在一定的计算误差，但其在可以接受的范围内。通过分析冷却流体流量、AMR转速以及磁场强度对室温磁制冷机性能的影响，结果表明：当换热流体流量增加时，有助于抵消AMR中残留液体对于性能的影响；转速的增加减少了换热流体与磁工质的换热时间，对于制冷机的性能存在不利影响，但是这一影响在冷却流体流量较大时会变小；增加磁场强度有助于减轻残留液体对于制冷量的影响，系统性能也有明显的提升。

工程热物理；磁制冷；多孔介质；数值模拟

0 引言

由于传统制冷剂对臭氧层的破坏及其对气候的影响，新型环保制冷系统的研究成为热点，研究思路概括为两种：一是用臭氧消耗潜能值为0，全球变暖潜能值较低的制冷剂取代传统制冷剂；二是研发新的制冷方法。磁制冷作为一种对环境友好的制冷方法，近年来受到了越来越多的重视［1-5］。

磁制冷是基于磁热效应（MCE）的一种新型制冷方法，当顺磁体或者软铁磁体进入磁场时，由于原子磁矩排列有序化导致磁熵降低，从而表现出温度升高（绝热磁化）或者对外放热（等温磁化）的现象；当退出磁场时，表现出温度降低（绝热退磁）或者对外吸热（等温退磁）的现象。磁制冷最初是为了突破0.3 K的温度而用在了低温领域。近年来，由于Pecharsky等发现了巨磁热效应（GMCE）［6］，室温磁制冷技术得到了迅速的发展。截至2010年2月，世界范围内已经公布样机数量达到41台［7］。2012年，Cooltech公司在第五届国际室温磁制冷会议中展出的样机中，能达到42 K的温跨［8］。室温磁制冷机的第一台商业化产品、第一条商业化生产线也陆续在2014年推出和建成［9］。

主动式回热器（AMR）可以有效减少磁热性工质中的晶格热损失，而成为室温磁制冷系统中的核心部件和室温磁制冷样机的优化重点。实验表明，AMR的性能对于磁制冷机的效率有着重要的影响［10-12］，因此，研究AMR内部磁热性材料与换热流体间的性能对于改善磁制冷机的性能有着重要的意义。

多数的室温磁制冷机都采用往复式［1-4，10-12］，对于旋转式磁制冷机的研究相对较少。而旋转式磁制冷机有着结构紧凑，运转稳定等优点。本文将对旋转式AMR进行分析，建立模型并计算其温度场，进而分析AMR的性能，为改善磁制冷的性能提供理论基础。

1 AMR模型

1.1 AMR物理模型

图1为旋转式室温磁制冷机AMR温度场测试系统。AMR由一圆环形工质盘静盘以及旋转工质盘动盘组成。工质盘静盘内径0.16 m，外径0.24 m，旋转工质盘动盘内径0.168 m，外径0.232 m，高0.016 m.旋转工质盘被等分为36个近似梯形单元格，每个单元格内装有磁热性工质钆（Gd）颗粒，其直径为1.0～1.5 mm.单元格内外两侧设有小孔供换热流体通过。室温磁制冷样机共有1级磁场、2级磁场两个加磁区域。AMR在旋转过程中，单元格内磁热性工质进行周期性加磁和退磁，每个磁场区域各占7个单元格的角度（70°）.为了实现制冷和制热的功能，室温磁制冷系统还装有冷却水系统以及冷冻水系统，从而使得磁热性工质在加磁和退磁过程中所产生的热量和冷量迅速被换热流体带出到热端换热器和冷端换热器当中。

图1 旋转式室温磁制冷机流路示意图Fig.1 Schematic diagram of rotary magnetic refrigerator

如图1所示，整个AMR分为4个区域：1级磁场区、退磁区、2级磁场区、过渡区。1级磁场区以及2级磁场区由冷却水管路进行冷却，退磁区由冷冻水将冷量带走。为了研究流量、转速等因素对于换热流体以及磁热性工质换热的影响，过渡区则不设水路，以区别于退磁区。整个AMR被分为36个小单元，各个单元之间被金属板隔开。

分析AMR温度分布有两种方法：一种是分析某一时刻盘上所有位置的温度；另一种是研究盘上某一局部旋转一周后各个时刻的温度。由于该AMR分区较多，水路较为复杂，因此如果采用第1种方法进行研究会面临比较复杂的边界条件以及计算网格。在此采用第2种方法，假定所研究的单元位于退磁磁场区域的边界A位置，下一时刻将进入1级磁场区域，如图2所示。其中ω为AMR转动的方向，ε为流体流动方向。在不同的时刻，单元分别处于B、C、D、E位置，如果认为所有的单元格具有一致的结构，就可以通过研究一个单元格的温度场求得整个AMR的温度场。

为了使得研究能够进行，特作如下假设：

图2 单元格运动示意图Fig.2 Schematic diagram of AMR lattice motion

1）AMR 36个单元格彼此完全相同，因此系统稳定运行之后，可以用一个单元格不同时刻的温度代表同一时刻所有单元格的温度分布。

2）工质盘外侧与环境没有热量交换。

3）工质盘旋转对流体流动的影响可以忽略，流体以径向进入单元格，径向流出。

4）AMR在高度方向上的结构一致，因此可以用一个截面代替整个AMR.

5）流体以及磁工质的导热系数、比热不随温度的变化而变化。

1.2 AMR二维多孔介质模型建立

AMR是一个三维的圆环，在此假定该圆环在不同的高度上结构没有差别，因此可以用一个截面来代替，也就是可以将其简化为二维模型。如前所述，整个圆环被分为36个单元格，研究一个单元格不同时刻的温度场，即可了解整个AMR温度的分布情况。为方便起见，将单元格上下两段弧线简化为直线，这样将单元格当作梯形处理。实际的网格以AMR的尺寸为基础，构造出梯形单元格。AMR中填充的是直径为1 mm的Gd工质，当用与AMR高度方向垂直的一个平面去切割AMR时，截面上所得的Gd工质为圆型，其直径大小不等，因此采用下面的方法来构造单元格：1）在梯形中随机选定圆心，并随机选择0.5～1.0 mm之间尺寸作为直径；2）检测以该圆心绘制的圆是否与已有的圆或者边界碰撞，如果没有就绘制圆，否则重新选择圆心；3）检测孔隙率是否达到设定值，如果没有，重复上述过程；如果达到设定值，则停止。用上述方法得到的AMR模型如图3所示，图中两侧的灰色区域为边界。

1.3 控制方程组

单元格会经历加磁退磁、冷却制冷两类过程，因此其控制方程也各不相同。

图3 单元格构造网格Fig.3 The Mesh of AMR lattice

在此首先考虑磁场的分布。由于在实际磁体加工过程中，不能保证磁体区域完全不漏磁，因此，磁体形成的高场强磁场区的磁场强度是一个逐渐变化的过程，并且磁场强度的变化并非均匀［13］。因此，将加磁过程中磁场的变化简化为两个过程：1）磁场强度由0突变为一个有限值；2）磁场强度由该值逐渐变化达到最大值；退磁过程与此相反。

基于以上假定，对于刚进入和退出磁场的工质而言，与换热的时间尺度相比，经历了一个时间极短的磁熵变过程，可以认为这是一个绝热加/退磁过程，此时工质温度的变化［14］为

式中：Ts为磁工质的温度；ρs、cs分别为磁工质的密度以及比热容；μ0为真空磁导率；M为磁化强度；H为磁场强度。根据平均分子场理论（MFT）［15］，磁热性工质的绝热温升是磁场变化梯度与自身温度的函数。而（1）式可以简化成磁热性工质瞬间产生温升或温降：

式中：Bi、Bfin分别为开始以及结束时的磁感应强度；当磁热性工质进入磁场时，ΔTad为正数，材料温升；在磁热性工质离开磁场过程中，ΔTad为负值，材料降温。

在AMR中，磁热性工质温度变化范围都在Gd工质的居里点附近（292～297 K）。因此，为提升计算效率，将绝热温升及绝热温降都假定发生在材料的居里温度点上。引用文献［16］中的实验数据，获得不同磁场强度下的ΔTad进行求解计算。

在随后的磁场逐渐变化的过程中，有

式中：ρf为流体的密度；cf为流体的比热容；u、v分别为流体的x方向以及y方向速度；为由于磁场逐步加强而生成的热量，其值可由（2）式求得；k（x）为导热系数，其值为

（3）式、（4）式中导热项中的T未给出下标，表示该位置的相邻位置可能是工质，也可能是流体，若相邻位置的物质相同，表示内部导热，否则为流体与工质的换热。

采用显式格式将方程（3）式离散化，得

为了保证解的稳定性，要求：（1-Fos，（m+1，n）-Fos，（m-1，n）-Fos，（m，n+1）-Fos，（m，n-1））≥0.

对于（4）式的离散稍微复杂些，为了保证解的稳定性，采用迎风格式的思想对其进行离散化，得

为了保证解的稳定性，要求：1-Fof，（m+1，n）-Fof，（m-1，n）-Fof，（m，n+1）-Fof，（m，n-1）≥0.

（6）式以及（7）式中：Δt、Δx分别代表时间步长以及空间步长。

1.4 流动速度、初始条件以及边界条件

由于多孔介质特有的复杂性，很难通过求解欧拉方程或者N-S方程来求得计算网格内流体的速度。在此将磁工质之间相连通的通道看作同一管路，在单一管路的横截面中，忽略流体粘性对流动速度场的影响，即忽略管路中任一横截面上y方向分速度的分布差异，再配合连续方程，即可求得整个流场中的速度。

为了求解控制方程组需要定义初始条件以及边界条件，初始条件定义为系统在t=0时刻流体以及磁工质的温度均为环境温度：

式中：T0为环境温度。单元格上下底边的温度为环境温度，单元格两侧绝热；流体流量为定值：

式中：row为网格的行数；l_edge以及r_edge分别代表网格的左右两侧。

当上述条件都已经确定时，就可以通过求解（6）式以及（7）式确定AMR中温度的分布，从图1的位置1开始计算，单元格依次经历2级磁场区、过渡区、1级磁场区、退磁区，然后返回到原来的位置，此时判断前后同一位置的温度是否小于给定值。如果小于给定值，说明系统已经稳定运行，此时可以停止计算；否则继续计算到系统稳定为止。

2 计算结果以及讨论

对AMR的温度分布进行数值分析是优化AMR性能的有力手段，通过数值计算，可以获取与AMR性能相关的各种参数，并且不存在难以接近的死点位置。本节将对比实验结果以及数值计算的结果，并分析误差产生的原因，随后将分析影响AMR性能的一些因素，包括系统本身结构对性能的影响，流量对性能的影响，AMR转速对性能的影响。

2.1 模拟模型实验验证

图4给出了AMR出水温度的计算结果以及实验结果比较，具体实验台结构参数和测试步骤如文献［17］中所示。在测试和模拟过程中，本文采用去离子水作为换热流体。由于实验中的测量点数目小于单元格数目，故图中只给出了与实验测试点相对应的计算值。对比工况为：环境温度T0为22℃，冷源温度TCHEX为21℃，流量qv为90 L/h，转速ω为6 r/min；测试及模拟条件为：热源温度THHEX为22℃，冷源温度TCHEX为21℃，流量qv为90 L/h，转速ω为6 r/min.从比较结果可以看出，2级磁场区以及过渡区计算值略大于实验值，在退磁区的前面部分实验值以及计算值也出现了一定程度的差异。但是从总的变化趋势来看，计算值与实验值吻合良好，因此用该模型来分析旋转式磁制冷机的性能，得到的结果是具有一定参考价值的。

图4 计算结果与实验结果比较（计算条件：T0=22℃，TCHEX=21℃，qv=90 L/h，ω=6 r/min）Fig.4 Comparison between simulation result and experimental result（Calculation conditions：T0=22℃，TCHEX= 21℃，qv=90 L/h，ω=6 r/min）

2.2 单元格温度分布

图5给出了单元格温度的分布图，在此使用了灰度图，黑色表示较低的温度，白色表示较高的温度，两侧温度不变的区域为边界。

图5（a）为单元格刚进入磁场时的温度分布图。从图5可以看出，由于Gd工质进入磁场区，因此温度相对于周围的流体而言比较高。此外观察可以发现，单元格中部流体的温度甚至低于环境温度。其原因是从单元格刚进过过渡区，其中的流体被Gd工质冷却，由于流体流动速度并不是足够的快，因此出现了上述现象。

由于右侧区域刚从过渡区进入磁场区，Gd工质尚未被流体冷却，因此温度较高，左侧已经在磁场区经过了一段时间的冷却过程，工质温度较低。从图5（b）可以看出，流体入口处工质温度较低，出口处工质温度较高。由于此时该单元已经越过了磁场强度最大的位置，工质将不再产生热量，故相对于图5（a）而言，工质温度明显降低。在退磁区的图5（c）存在类似的规律。这些分布规律有助于确定合适的流体流量以及工质盘旋转速度。

图5 不同位置AMR小格内温度场分布（计算条件：T0=22℃，TCHEX=21℃，qv=95 L/h，ω=6 r/min）Fig.5 Temperature distribution of AMR lattice in different position（Calculation conditions：T0=22℃，TCHEX=21℃，qv=95 L/h，ω=6 r/min）

2.3 系统性能及影响因素

制冷机的性能受许多因素的影响，包括流体流量、比热、导热系数、磁工质粒径大小、磁场强度、工质盘转速等。制冷机的性能用系统向低温热源的吸热功率以及向高温热源的放热功率表示：，，式中：分别为从低温热源的吸热量以及向高温热源放出的热量；Tf，demag为退磁区换热流体出口温度；Tf，mag为1级磁场区出口温度。

2.3.1 流量对系统的影响

图6与图7给出了不同流量下系统性能比较。从图6可以看出，随着流量的增加，退磁区出水温度出现了较为明显的变化。当流量比较小的时候（60 L/h，90 L/h），退磁区出水温度一直不低于冷源温度，意味着在此工作条件下制冷机无法制冷。究其原因，当单元格刚离开加磁区进入退磁区时，单元格内残留着高温冷却水，而退磁过程非常迅速，结果导致磁工质产生的冷量用于将高温冷却水降温，造成冷量的损失。当流动速度较慢时，意味着冷却水在退磁区停留的时间也相对较长，并且水的比热较大，这两个原因导致磁工质的冷量完全用于对高温冷却水降温，制冷机无法正常工作。

图6 换热流体流量对AMR各个小格出水温度分布影响（计算条件：T0=22℃，TCHEX=21℃，ω=6 r/min）Fig.6 AMR lattice outlet temperature as a function of volumetric flow rate（Calculation conditions：T0=22℃，TCHEX=21℃，ω=6 r/min）

当流量继续增加时，会有两方面的效果：流体在单元格内停留时间变短；流体与磁工质的换热加强。从图6可以看出，当流量分别为240 L/h以及480 L/h时，出水温度在AMR分别转过50°以及30°时达到了最低点，表明流量增加时对冷量的增加是有利的。同样，从图7可以看到，在不同的转速下，随着流量的增加，输出冷量都在增加。这一现象提示，在旋转式磁制冷机中，应该想办法尽量减小残留冷却水对退磁过程的影响。

在加磁区域存在类似的现象，加磁区域位于150°～220°之间，从图8可以看出，加磁区域最高温度出现在180°～200°之间，这一现象同样是由于退磁区域残留的冷冻水引起的，残留的冷冻水温度较低，在进入加磁区之后还会在此区域停留一段时间，导致刚进入加磁区之后，出水温度并没有达到最高。

从图7（b）还可以看出，当流量到达480 L/h之后，向高温热源放出的热量几乎不再随流量的增加而增加，意味着在此流量下，磁工质生成的热量几乎全部被冷却水带走，此时再增加流量将变得没有意义。对于制冷量存在类似的规律，在图7（a）中之所以没有表现出来，是因为退磁区域单元格为14个，而加磁区域为7个，在相同的流量下，退磁区域单元格中流体的平均速度只有加磁区域的1/2.

图7 换热流体流量对系统性能的影响（计算条件：T0=22℃，TCHEX=21℃，ω=6 r/min）Fig.7 System performance as a function of volumetric flow rate（Calculation conditions：T0=22℃，TCHEX= 21℃，ω=6 r/min）

2.3.2 旋转速度对系统性能的影响

图8给出了不同转速下AMR各个小格的出水温度比较。从图8（a）可以看到，在相同的流量下，随着转速的增加退磁区出水温度有所升高，其原因是转速的增加导致了磁工质与冷冻水换热时间减少。在加磁区存在类似的规律，但是转速的影响不如退磁区那么明显。对比图8（a）、图8（b）可以看出，在流量较小时，转速对于加磁区以及退磁区有着明显的影响，而流量加大时，这一影响逐渐变小。过渡区是转速影响最明显的区域，这是因为在此区域流体静止，与磁工质的换热量基本上只受换热时间的影响。

由图7可以看出，流量较小时系统的制冷量以及向外界释放的热量随着转速的增加而减小；当流量增加时（大于480 L/h）则刚好相反。这一现象是转速、流体流量、加磁区域单元格中残留冷却水、过渡区残留冷冻水、流体与磁工质换热的综合影响结果。由于影响因素众多，因此寻找最为合适的转速与流量的匹配存在一定程度的困难。

图8 系统运行转速对AMR小格出水温度的影响（计算条件：T0=22℃，TCHEX=21℃）Fig.8 AMR lattice outlet temperature as a function of operating frequency（Calculation conditions：T0=22℃，TCHEX=21℃）

2.3.3 磁场强度对系统性能的影响

图9给出了磁场强度B对于磁制冷机制冷量以及向高温热源放出热量的影响。分析图9（a）可知，当磁场强度加大时冷量输出有了明显上升，并且在小流量情况下也可以有冷量输出；当流量较大时（大于120 L/h），冷量随流量的增加趋于平缓。以上现象说明磁场强度增加时，在一定程度上可以抵消残留液体对系统性能的影响。

图9（b）表明，当磁场强度增加时，向高温热源的放热量也相应增加。对比图9（a）可以发现，制热量的增加相对冷量增加而言比较平缓，意味着增加磁场强度有利于提高制冷机的制冷系数。

图9 磁感应强度对系统性能的影响（计算条件：T0=22℃，TCHEX=21℃，ω=6 r/min）Fig.9 System performance as a function of magnetic induction intensity（Calculation conditions：T0=22℃，TCHEX=21℃，ω=6 r/min）

3 结论

通过建立AMR二维多孔介质模型，对旋转式室温磁制冷机的性能进行对比分析，可以得到如下

结论：

1）旋转式磁制冷机可以稳定地输出冷量，但是存在换热流体残留的问题。退磁区残留冷冻水可以输出冷量但是却用于加磁区磁工质的冷却；而加磁区的残留冷却水会与退磁区的磁工质换热，结果是导致系统制冷性能下降。

2）当加大冷却流体流量时，有助于减小残留液体对系统性能的干扰，同时加强了流体与磁工质的换热，对于系统的性能有比较明显的提升。

3）增加转速会减少流体与磁工质的换热时间，在流量较小时对系统性能存在比较明显的不利影响，当流量较大时这一影响区域平缓。

4）增加磁场强度有利于克服残留液体对系统性能的影响，使得系统在小流量情况下也可以获得冷量输出。

往复式磁制冷机一个循环周期内只有一个阶段可以输出冷量，而旋转式磁制冷机可以稳定输出冷量，这是旋转式室温磁制冷机的最大优点。在今后的工作中，重点需要解决消除残留液体影响、优化流量与转速的匹配、设置最佳加磁退磁区域等方面，这些问题的解决有助于将磁制冷机推向实用。

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［1］Tusek J，Kitanovski A，Prebil I，et al.Dynamic operation of an active magnetic regenerator（AMR）：numerical optimization of a packed-bed AMR［J］.International Journal of Refrigeration，2011，2011，34（6）：1507-1517.

［2］Bouchard J，Nesreddine H，Galanis N.Model of a porous regenerator used for magnetic refrigeration at room temperature［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2009，52（5/6）：1223-1229.

［3］Liu M，Yu B F.Numerical investigations on internal temperature distribution and refrigeration performance of reciprocating active magnetic regenerator of room temperature magnetic refrigeration［J］.International Journal of Refrigeration，2011，34（3）：617-627.

［4］Li J，Numazawa T，Nakagome H，et al.Numerical modeling on a reciprocating active magnetic regenerator refrigeration in room temperature［J］.Cryogenics，2011，51（6）：347-352.

［5］Sarlah A，Kitanovski A，Poredos A，et al.Static and rotating active magnetic regenerators with porous heat exchangers for magnetic cooling［J］.International Journal of Refrigeration，2006，29（8）：1332-1339.

［6］Pecharsky V K，Gschneidner Jr.K A.Giant magnetocaloric effect in Gd5（Si2Ge2）［J］.Physical Review Letter，1997，78（23）：4494-4497.

［7］Yu B F，Liu M，Egolf P W，et al.A review of magnetic refrigerator and heat pump prototypes built before the year 2010［J］.International Journal of Refrigeration-Revue Internationale Du Froid，2010，33：1029-1060.

［8］Gatti J M，Vasile Muller C，Brumpter G，et al.Magnetic heat pumps-configurable hydraulic distribution for a magnetic cooling system［C］∥Fifth IIF-IIR International Conference on Magnetic Refrigeration at Room Temperature.Grenoble，France：Grenoble Electrical Engineering Laboratory，2012：17-20.

［9］Cooltech Applications Company.The Magnetic refrigeration system：cooling and heating［EB/OL］.［2014-07-24］：http：∥www.cooltech-applications.com/magnetic-refrigeration-system.html.

［10］Rowe A，Tura A.Experimental investigation of a three material layered active magnetic regenerator［J］.International Journal of Refrigeration，2006，29（8）：1286-1293.

［11］Vasile C，Muller C.Innovative design of a magnetocaloric system［J］.International Journal of Refrigeration，2006，29（8）：1318-1326.

［12］Zheng Z G，Yu H Y，Zhong X C，et al.Design and performance study of the active magnetic refrigerator for room-temperature application［J］.International Journal of Refrigeration，2009，32（1）：78-86.

［13］Bohigas X，Molins E，Roig A，et al.Room-temperature magnetic refrigerator using permanent magnets［J］.IEEE Transactions on Magnetics，2000，36（3）：538-544.

［14］Shir F，Mavriplis C，Bennett L H，et al.Analysis of room temperature magnetic regenerative refrigeration［J］.International Journal of Refrigeration，2004，28（4）：616-627.

［15］Huang W N，Teng C C.A simple magnetic refrigerator evaluation model［J］.Journal of Magnetism and Magnetic Materials，2004，282：311-316.

［16］Dankov S Y，Tishin A M，Pecharsky V K，et al.Magnetic phase transitions and the magnetothermal properties of gadolinium［J］. Physical Review B，1998，57（6）：3478-3490.

［17］巫江虹，李程，肖飞，等.室温磁制冷机乙醇水溶液传热特性实验研究［J］.兵工学报，2010，31（7）：892-895. WU Jiang-hong，LI Cheng，XIAO Fei，et al.Experimental research on heat-transfer characteristics of ethanol solution at room temperature［J］.Acta Armamentarii，2010，31（7）：892-895.（in Chinese）

Numerical Simulation on Porous Rotary Active Magnetic Regenerator in Room Temperature

HOU Pu-xiu，LIU Chao-peng，WU Jiang-hong
（School of Mechanical and Automotive Engineering，South China University of Technology，Guangzhou 510641，Guangdong，China）

A novel two-dimensional porous model of active magnetic regenerator（AMR）is established in consideration of the different grain sizes and random distribution of magneto-caloric materials（MCMs）in the cross-section of AMR lattice.The active magnetic regenerator is numerically simulated.The simulated results are compared with the experimental results.The calculated temperature curve is similar to the experimental temperature curve.In some region，a calculation error exists，which is in a acceptable range.The effects of mass flow rate of heat transfer fluid（HTF），AMR's rotary speed and magnetic field intensity on cooling capacity are investigated.The simulation results show that the increase in the HTF's mass flow rate is helpful to neutralize the unfavorable influence of the residual HTF.With the increase in rotary speed，the heat transfer time between HTF and the MCM shortens，which is harmful to the refrigerator performance.However，this harmful influence can be weaken when the mass flow rate increases. The higher intensity of magnetic field is also useful to reduce the effect of the residual HTF on the cooling capacity.

engineering thermophysics；magnetic refrigeration；porous media；numerical simulation

TK6

A

1000-1093（2015）05-0938-08

10.3969/j.issn.1000-1093.2015.05.026

2014-07-03

国家自然科学基金项目（51176050）

侯普秀（1977—），男，讲师。E-mail：houpuxiu@163.com；巫江虹（1967—），女，教授，博士生导师。E-mail：pmjhwu@scut.edu.cn