在强制对流换热设备中，考虑到多温区、压降和空间结构等要求，多支路换热器得到了广泛应用.当风量或水量非均匀分配时，各支路的热流密度会产生差异，内部制冷剂流型、传热和压降等特性随之改变.多支路蒸发器的出口状态是由多股制冷剂汇合后决定的，若某支路出口带液，总出口制冷剂随带液量的增多会出现过热、雾状流、连续液相等状态，此时系统热力膨胀阀(TEV)流量控制可能失稳，造成温度、压力、供液量、过热度等参数振荡，系统换热量和能效将大幅降低^[1-5].因此研究非均匀流场分布对多支路换热器的性能影响，对保障换热设备的高效安全运行有重要意义.一些学者^[6-16]研究了TEV控制振荡特性和原因，但多集中在非均匀流场对换热器宏观性能的影响，很少涉及其内部制冷剂流型等微观特性的分析，尤其是高干度或微过热区内弥散流、雾状流等具有热力学非平衡典型流型发生、发展、消失的演变规律，以及液滴与壁面的随机间歇碰撞等行为.

本文通过实验对不同水流量非均匀率下TEV控制动态特性进行研究，探究多支路换热器内部制冷剂流型随热流密度变化时的演变规律，进而揭示TEV流量控制的失稳机理.

如图 1所示，实验台由风机盘管及制冷主机组成，分别放置在焓差室的室内、外侧，并通过耐压软塑水管连接.实验时，水作为载冷剂循环于风机盘管和制冷主机的套管式蒸发器中，水泵提供其循环动力，图中空心箭头所示方向为水的流动方向.电磁流量计测量两个水流路的流量，其中流路2上安装水流量调节阀，来调节水侧并联双流路的水流量非均匀率.制冷主机由压缩机、冷凝器、热力膨胀阀和双支路套管式蒸发器等组成，其内充注的制冷剂为R22，充灌量1.3 kg，图中实心箭头所示为制冷剂的流动方向.

Figure 1

图 1 实验台系统流程 Figure 1 Schematic diagram for the experimental apparatus

实验工况：室内、外侧干/湿球温度分别为27/19 ℃和35/24 ℃，相对湿度为65%.温度测量采用直径为0.2 mm的T型(铜-铜镍)热电偶，精度为±0.2 ℃；压力测量采用GE德鲁克PTX7517压力变送器，精度为0.2级；相应的温度与压力测点位置见图 1.使用Aglient34970A多功能数据采集仪记录数据，采集间隔设定为5 s；采用青智8775A数字电参数测量仪记录有关电参数(包括功率、电压、电流及耗电量等)，精度为0.5级. 表 1为多支路蒸发器试验台中各组成部件的主要参数.

表 1

表 1 试验台中各组成部件的主要参数 Table 1 Specifications of the main components in the refrigeration plant 参数 性能 压缩机 蒸发器 蒸发器 冷凝器 热力膨胀阀 型号 排气量/(cm3·r-1) 制冷量/W 功率/W COP R22充注量/kg 油容量/mL 内管/mm 外管/mm 型式 宽-高-深/mm 风机 型式 蒸发温度/℃ 静态过热度/℃ 规格 美芝PH340X2CS- 8KUC1 33.8 5 860 1 890 3.1 1.8 750 并联双支路 套管式 紫铜30×0.7× 5 700 无缝钢管37× 1.5×5 700 逆流(5支路) 810-660-45 康宝 YDK36-6R-1 外平衡式 -40~10 5 备注 太阳4GSD 冷冻机油 5 mmPE 海绵包裹 水 R22 L型螺纹、平直翅片 液体充注 R22工质

表 1 试验台中各组成部件的主要参数 Table 1 Specifications of the main components in the refrigeration plant

一般学者^[17-19]在实验时利用变频水泵保持水流量不变，但这与工程实际相偏离，因为多支路水流量非均匀率变化时，总的水流量必然会变化.

如表 2所示，在水流量非均匀率增大(套管式蒸发器水侧流路2中水流量减小，流路1中水流量相应地增大)的过程中，受水流量调节阀的影响，流路2的局部阻力显著增大，流路1的沿程摩擦阻力随水流量的增大而增大，两者共同作用使总水流量从0.290 4 kg·s^-1减小到0.265 1 kg·s^-1，衰减幅度约8.7%，故取量纲一的水流量百分比F₁及F₂作为比较基准.

表 2

表 2 选取的7组水流量分布 Table 2 The selected 7 sets of water flow percentages 组号 支路1流量/ (kg·s-1) 支路2流量/ (kg·s-1) 总流量/ (kg·s-1) F1/% F2/% 1 0.183 3 0.107 1 0.290 4 63.1 36.9 2 0.194 1 0.091 9 0.286 0 67.9 32.1 3 0.205 3 0.076 1 0.281 4 73.0 27.0 4 0.217 3 0.058 6 0.275 9 78.8 21.2 5 0.224 5 0.048 1 0.272 6 82.4 17.6 6 0.232 2 0.036 9 0.269 1 86.3 13.7 7 0.241 0 0.024 1 0.265 1 90.9 9.1

表 2 选取的7组水流量分布 Table 2 The selected 7 sets of water flow percentages

图 2为不同水流量下两支路及总出口的温度随时间的变化曲线.由图 2(a)可知，支路2水流量百分比F₂=36.9%时，蒸发器支路1、2出口及总出口的温度曲线基本重合，均比总进口温度高3.7 ℃左右.这说明：两支路出口的制冷剂均为过热状态，且过热度基本相同，两支路的过热制冷剂蒸汽混合后，总出口的过热度与支路的相近.

Figure 2

图 2 不同水流量下两支路及总出口温度随时间的变化 Figure 2 Evaporator outlet temperature under different water mal-distribution

由图 2(b)可知，当F₂由36.9%降至27.0%，支路1出口温度升高1.1 ℃，支路2出口温度降低2.7 ℃，两支路混合后，总出口温度降低约0.9 ℃，但总出口温度仍比总进口温度高约3.5 ℃，故蒸发器总出口处制冷剂仍为过热状态，且过热度基本不变. 图 3为两支路及总出口的温度振幅随水流量非均匀率的变化.需要说明的是图 3横坐标为表 2中的组号，从左至右依次对应选取的7组F₂(36.9%、32.1%、27.0%、21.2%、17.6%、13.7%、9.1%)，水流量非均匀率沿横坐标正方向逐渐增加.如图 3所示，支路1、2和总出口的温度振幅基本重合，且接近于0 ℃，TEV流量控制保持稳定.

Figure 3

图 3 两支路及总出口的温度振幅随水流量非均匀率的变化 Figure 3 Evaporator outlet temperature amplitude under different water mal-distribution

综上所述，随水流量非均匀率的增大，但当F₂≥27.0%，支路1、2的出口处制冷剂一直为过热状态，混合后总出口的过热度基本保持不变，TEV流量控制稳定.

由图 2(c)可知，随水流量非均匀率继续增大，至F₂=21.2%，支路1的出口过热度继续增大约1.4 ℃，但开始振荡，且振幅为0.5 ℃；与TEV控制稳定时相比，支路2、总出口温度振幅均突增至1.5 ℃.原因在于：此水流量下，支路2出口已经携带制冷剂雾滴，尚没有连续的液相，制冷剂流型可能为雾状流；两路汇合时，虽然支路1的过热度较大，但其制冷剂过热蒸汽的显热不足以提供支路2的制冷剂雾滴完全蒸发所需潜热，未蒸发的雾滴随机撞击总出口处的管内壁，导致出口过热度明显波动，以过热度为反馈信号的TEV的开度频繁振荡，制冷剂总流量持续振荡，支路1、2流量也随之振荡.由于支路1出口为过热度较大的过热状态，其出口温度受流量波动的影响较小；而支路2出口带液，液滴随机蒸发，温度波幅较大.

由图 2(d)可知，当F₂从21.2%降至17.6%，支路1出口过热度振幅增至0.9 ℃，变化较小；支路2出口温度振幅继续增大至1.82 ℃，但增幅降低；总出口温度振幅均匀增大至2.76℃.由于F₂=21.2%时总出口已经携带有制冷剂雾滴，当F₂降至17.6%时，支路2出口的制冷剂雾滴变大、变多成液滴，但仍为雾状流；而支路1制冷剂过热度仅增大1.6 ℃，导致出口携带的制冷剂液滴同样增多，TEV开度振荡加剧，制冷剂总流量振荡加剧，导致支路2出口、总出口温度振幅分别增大0.32 ℃、1.26 ℃.

由图 2(d)~(f)可知，当F₂从17.6%继续降至9.1%，总出口温度振幅快速增大至6 ℃，支路2出口温度振幅从1.82 ℃小幅降至1.72 ℃，支路1的过热度振幅从0.9 ℃升至2.35 ℃.原因在于：随着水流量非均匀率继续增加，支路2出口的干度持续降低，当F₂≤17.6%时，支路2出口处制冷剂液滴数量、体积变大，带液量增多，制冷剂干度可能已低于某一临界值，支路2出口开始出现连续的液相，出口温度振幅达到最大；但之后F₂越小，支路2的带液量越大，连续的液相变多，制冷剂液滴随机碰撞管内壁减弱，故出口温度振幅开始慢慢降低.又由于支路1的出口温度、过热度的振幅均随水流量非均匀率缓慢增加，支路1过热气体的显热已经越来越无法蒸发掉支路2的带液量.此外，当F₂由17.6%降至9.1%，总出口携带的制冷剂液滴增多，但两支路汇合后制冷剂流速骤增，混合更均匀，换热增强，总出口仍为雾状流，故总出口温度振幅继续随F₂的降低而增大，如图 3，由2.76 ℃增至6.00 ℃.

综上所述，在F₂≤21.2%的振荡阶段，水流量非均匀率的增大会持续加剧TEV流量控制的振荡.在F₂从21.2%降至17.6%的过程中，支路2出口温度振幅先快后慢地增至1.82 ℃，总出口温度振幅均匀增大至2.76 ℃；随着F₂从17.6%继续降低，支路2出口开始出现连续的液相，其温度振幅缓慢下降，而总出口制冷剂液滴持续增多，温度振幅由2.76 ℃增至6.00 ℃.

如图 4所示，最小稳定信号线(MSS)曲线的两侧分别为不稳定区和稳定区，当实际过热度大于负荷对应的过热度时，系统控制稳定，反之则会出现振荡.由此可见，MSS曲线是蒸发器和TEV组合控制的稳定性分界线^[20].

Figure 4

图 4 MSS曲线 Figure 4 The minimal stable signal of the TEV

随水流量非均匀率增大，蒸发器支路2中的制冷剂可以获得的热量逐渐减少，至F₂=21.2%时，支路2出口处残余未被蒸发的制冷剂液滴，支路1出口的过热度虽然随水流量非均匀率增大而增大，但过热气体逐渐无法提供液体蒸发所需的热量，两股制冷剂混合后，总出口的过热度若小到不能满足热力膨胀阀最小过热度曲线(MSS)要求的最小过热度，就会造成热力膨胀阀的持续振荡.

图 5为不同水流量非均匀率下支路1出口过热度曲线.支路1出口过热度随水流量非均匀率增大而增大，但支路1出口过热度仍发生振荡，这是因为：TEV流量控制发生振荡，蒸发器支路1的供液量随之振荡.当TEV开度减小时，支路1制冷剂流量会随之减小，TEV、蒸发器出口压力降低，蒸发温度降低；而支路1出口温度升高，故蒸发器出口过热度增大.相反地，当TEV开度增大时，出口过热度减小.蒸发器总出口带液量随水流量非均匀率增大而增大，阀的开度振荡加剧使蒸发器供液量的波幅增大，支路1制冷剂流量的振幅随之增大；且由图 5可知，在TEV流量控制振荡阶段，支路1出口过热度振幅由0.6 ℃增大到1.3 ℃.

Figure 5

图 5 不同水流量非均匀率下支路1出口过热度 Figure 5 Circuit 1 outlet superheat under different water mal-distribution

由图 2(c)~(f)可知，当F₂≤21.2%时，蒸发器支路2、总出口的温度同时开始波动，且波幅随水流量非均匀率增大而增大.其原因在于：随水流量非均匀率增大，蒸发器支路2中的制冷剂可以获得的热量逐渐减少，至F₂=21.2%时，支路2出口温度与蒸发器总进口温度相近，携带有未蒸发的制冷剂液滴；两支路制冷剂汇合后，支路1出口的过热度虽然随水流量非均匀率增大而增大，但支路1过热蒸汽的显热较小，不足以提供支路2带液量蒸发所需潜热，故总出口仍携带少量制冷剂雾滴；未蒸发的雾滴随机碰撞总出口管内壁，引起感温包温度波动，若总出口过热度低于热力膨胀阀的MSS曲线要求的最小过热度，就会造成TEV的持续振荡.因此，以总出口过热度为控制信号的TEV出现振荡，频繁进行开度调整，蒸发器供液量持续波动，导致蒸发器进、出口温度及TEV、蒸发器出口压力振荡.

从图 3可看出，任一水流量分布下，出口温度振幅由小到大依次为：支路1、支路2和总出口，即两支路汇合后总出口的温度振幅均大于两分支路的温度振幅.状态相差较大的两股制冷剂汇合后，过热蒸汽和制冷剂液滴会在总出口处充分换热，支路2携带的部分制冷剂液滴吸热相变成蒸汽；相变时的传热系数远大于其气液组分相对稳定时，因此总出口的温度振荡幅度大于两支路出口.又由于支路1出口始终为过热气体，并无制冷剂液滴碰撞管内壁的影响，因此支路1出口的温度振幅一直小于支路2出口的.

综上所述，多支路蒸发器过热度失稳机理：过热制冷剂气体与高干度气液两相制冷剂混合时，若过热气体的显热无法将带液支路的带液量完全蒸发，未蒸发的雾滴随机碰撞管内壁，导致周向壁温的非均匀性增大，感温包所测过热度波动; 若总出口过热度低于热力膨胀阀的MSS曲线要求的最小过热度，就会造成TEV的持续振荡. TEV开度频繁振荡，蒸发器供液量随之波动，TEV流量控制失稳，制冷系统随之失去稳定性.

图 6为蒸发器制冷量随水流量非均匀率的变化曲线.由图 6可知：在F₂从36.9%降至27.0%的TEV控制稳定阶段，蒸发器制冷量从5 797.4 W降低至5 599.7 W，仅减小约3.4%；而在F₂从27.0%降至9.1%的TEV控制失稳阶段，制冷量继续衰减4 780.0 W，约14.1%.此外，随F₂从36.9%降至9.1%，支路1的制冷量先增大1.5%，后降低4.9%，而支路2的制冷量随之均匀持续衰减了36.7%.

Figure 6

图 6 蒸发器制冷量随水流量非均匀率的变化 Figure 6 Experimental evaporator under different water mal-distribution

在TEV控制稳定阶段，支路1的制冷量增加1.5%.由图 7可知，该期间TEV出口压力降低约1.6%，总出口过热度基本维持不变，TEV开度控制稳定，蒸发器的供液量基本不衰减.原因在于：流路1的水流量逐渐增大，水侧换热系数增大；水侧携带的热量增多，沿程制冷剂干度增大，流速随之增大，制冷剂侧对流换热系数增大；传热温差增大，这些原因共同作用使支路1的制冷量增大1.5%.在TEV控制失稳阶段，蒸发器支路1的制冷剂“蒸干点”逐渐向上游移动，传热系数较小的过热区长度增长，故该阶段支路1的制冷量衰减了4.9%.

Figure 7

图 7 不同水流量非均匀率下TEV出口压力 Figure 7 TEV outlet pressure under different water mal-distribution

在TEV控制稳定阶段，支路2的制冷量从2 459.8 W减小到2 211.6 W，衰减了10.1%.由前述分析知支路2的供液量衰减不显著，但水流量衰减了28.9%，故水侧对流换热系数减小是支路2传热系数的减小的主导因素.在TEV控制失稳阶段，TEV出口压力从0.681 6 MPa降低到0.567 1 MPa，说明支路2的供液量剧烈衰减，制冷剂侧对流换热系数降低，加上水侧换热系数的减小，共同使传热系数减小；尽管气液两相区长度达到最大(支路2出口已带液)，但传热系数的减小使带液量不能完全蒸发，故该阶段支路2的制冷量大幅衰减了29.6%.

由此可见，TEV控制失稳阶段中支路2的制冷量衰减是总制冷量衰减17.5%的主导因素.支路1制冷量先增大1.5%的原因是：对流换热系数、传热温差均随水流量增大而增大；后又减小4.9%的原因是：换热系数小的过热区长度不断增长，有效换热面积不足.支路2制冷量单调减小的原因是：气液两相区长度达到最大后维持不变，而传热系数减小造成带液量不能完全蒸发.

本文通过实验对不同水流量非均匀率下TEV控制动态特性进行研究，实验研究了非均匀水流量对TEV控制稳定性和多流路蒸发器性能的影响，结论如下：

1) 当支路2的水流量F₂从36.9%递减至27.0%，蒸发器支路1、支路2和总出口的过热度基本不变，TEV流量控制特性稳定；当F₂从27.0%降至9.1%，支路2出口开始带液，总出口温度随支路2出口温度波动而波动，且波幅随之增大，TEV流量控制失稳.

2) 水流量非均匀率增至F₂≤27.0%时，支路2出口开始带液，汇合时，支路1过热气体的显热不足以提供支路2带液量完全蒸发所需潜热，未蒸发的雾滴随机碰撞管内壁，总出口过热度波动，导致TEV开度频繁振荡，蒸发器供液量随之振荡，TEV流量控制失稳.

3) 在TEV稳定控制阶段，蒸发器换热量仅降低了3.4%，而在TEV控制失稳阶段，换热量又显著衰减了14.1%，由此可见TEV流量控制振荡是总制冷量衰减17.5%的主要原因.

4) 作为初步试验，本论文通过测量温度、压力数据完成了初步研究.后续将采用高速摄像仪、热成像仪等捕捉制冷剂流型图像，更直观地体现制冷剂混合前后流型、流态的演变规律，更细致地研究TEV控制失稳机理.