蒸发器过热度控制中盘管温度测点位置的实验研究

李玉春

( 1.顺德职业技术学院，佛山 528333；2.广东高校热泵工程技术开发中心，佛山 528333 )

蒸发器的工作状态严重影响着制冷系统的制冷量、EER等重要的性能指标，同时也是制冷系统安全运行的前提条件，为此制冷剂在蒸发器出口处具有一定的过热度是制冷系统的首选控制方案(尤其是不带汽液分离器的制冷系统)。陈文勇对压缩机启动初期的电子膨胀阀控制方案进行了研究[1]，也对蒸发器过热度控制采用了遗传算法与常规PI控制进行了对比[2]，仲华则对电子膨胀阀开度进行阶跃变化，对比了几种方法对系统特性的辩识效果[3]，梁彩华利用膨胀阀阻塞特性得出了系统制冷量应尽量靠近阀体制冷量特性的线性区[4]，白梓运运用了最小方差自适应算法、耿跃峰采用BP网络在线调整Kp,KI,KP对蒸发器过热度进行了控制[5][6]。吴东兴则论述了多联机内机膨胀阀控制内机过热度，各内机膨胀阀开度加权累加形成压缩机运转频率的控制方案[7]。

图1 实验系统示意图Fig.1 schematic diagram of experiment

蒸发器过热度的获取方案较为可行的是在蒸发器出口(或压缩机吸气口)布置一温度传感器，在蒸发器传热面某一点布置另一温度传感器，利用二者的温差并进行适当修正可得制冷系统的过热度，做为自控系统的输入量(为简化论述，下文将压缩机回气温度与蒸发器某一位置盘管温度之差称为过热度)。本文将改变膨胀阀开度，对多流路的蒸发器进传热面的温度的变化特性进行分析，以此提出相应的布点原则。

1 实验装置

图2 测温电路Fig.2 Temperature circuit

实验装置如图1所示，采用了电子膨胀阀做为节流元件(0～500脉冲)，蒸发器、冷凝器均采用套片管式换热器，蒸发器采用了三进三出的流路布置，进液组件采用带分流毛细管的分配器，在GB/T7725-2004的名义工况下，调节各分流毛细管长短，使蒸发器的三个出口间温差在±1℃范围，则可认为在此工况下，蒸发器各路的制冷剂流量与其换热情况良好匹配，压缩机配置一汽液分离器，防止蒸发器出口带液时对压缩机造成损坏。传感器的选型与安装采用与产品生产实践相同的方案，即在蒸发器的盘管上焊接金属套筒，并在套筒内安装弹簧片及温度传感器，利用弹簧片将温度传感器紧压在套筒壁面，温度传感器采用小型制冷产品常用的NTC热敏电阻，传感器位置如图1中“*”处，共8个测温点，分别标注为*A～*H，其中测温点*B、*D、*E分别为三路流程的中间盘管位置，表征各路蒸发器中部温度。热敏电阻规格为10KΩ(25℃)，各热敏电阻与4.3KΩ电阻串联形成如图2所示的测温电路，将A点电压送入采集模块并经查表运算可得温度，并将温度值与高精度温度仪表(shimaden FP23配PT100(0.1级)并经冰槽校正)进行多点比对校正，可保证所测温度误差在±0.2℃范围内，此安装方式，测温时间常数约12s(不同工况条件下略有不同)。温度采集周期为1s，所有数据记录及控制过程(如电子膨胀阀开关动作)均采用计算机自动完成。

2 实验过程与分析

实验环境为室内(蒸发侧)温度干球温度24℃，湿球温度18℃，室外(冷凝侧)干球温度30℃，湿球温度22℃，实验期间环境干湿球温度波动在±0.3℃内，利用电子膨胀阀调节制冷剂流量，电子膨胀阀开度在500脉冲状态下运行至稳定状态(800s)，然后从500脉冲缓降至70脉冲，降速为0.5脉冲/s，在70脉冲运行至稳定状态(800s)，然后再以0.5脉冲/s的升速升至500脉冲。

图3 变开度下蒸发器中路沿程温度Fig.3 On-way temperature with various opening

图3是蒸发器中间流路的温度特性，在开度为500脉冲时，回气温度比蒸发器中间流路的中部温度(图3的*C)低-3.2℃左右，这是由于此时阀门开度过大，制冷剂流量较大，致使蒸发器从入口(即图中*D)一直到压缩机回气口(即图中*H)都处于气液两相状态，由于制冷剂流动产生的压降使得蒸发器沿程温度分布是逐渐下降的，所以温度分布是*B<*C<*D，在开度缓降过程中，刚开始阶段(750～1000S)，虽然开度减小，但制冷剂流量仍属于过量状态，压缩机吸气量(实质是吸气比体积)基本不受影响(此时仅影响汽液分离器的液位)，制冷系统温度基本不变，当制冷剂流量进一步下降时，此时压缩机吸气量开始减少，导致吸气压力下降，从而拉低了蒸发温度，故如图4中曲线*B、*C、*D所示开始下降(约在1000S左右)，降到最低点后迅速上升。开始下降的时间基本是同步的，但最低点的出现的时间次序则是先出口，再中部，最后是入口，即与流动方向相反，且最低点的温度是出口(7.6℃)>中部(5.5℃)>进口(-0.4℃)。这是因为随着流量的不断减小，蒸发器压力不断下降，制冷剂的干涸点由压缩机入口(即*H位置)逐渐向出口(即*B位置)，再向中部(*C位置)，最后一直到蒸发器入口(*D位置)逆流推进，而由于压力不断下降，故干涸点(即干饱和蒸气态)的温度也不断下降。图中*B与*C的温度相差较小是因为*B处的风速较高，换热量高，蒸发器表面铜管与管内制冷剂的温差较大，所以虽然管内制冷剂实际较*C处低很多，即*B的实际温度应比图中测量值要低一些。当阀门开度在70脉冲时，*B，*C基本重合，说明此时该流路的后半段的换热量很少，制冷剂温度基本没变化。依此分析，当开度由70脉冲开始上升时，*B、*C、*D从较高温度下降，降至最低点后再略为上升，最后基本不再随开度的增大而变化，而干涸点出现的先后顺序与开度缓降时相反。

图4 变开度下蒸发器各流路中部温度Fig.4 Middle location temperature with various opening

图4是上、中、下三路蒸发器中部位置(分别是*A、*C、*E)在变开度下的温度特性，在开度为500脉冲时，*A、*C、*E相差甚微，当开度减小时，下路中部(*E)最先出现干涸，其然后是上路中部(*A)，最后是中路中部(*C)，最后干涸的温度最低，当流量进一步减小时，各中部温度又先后越过干涸点，迅速上升，之后再缓慢上升至基本稳定；当开度由70脉冲缓升时，基本是开度缓降的反向过程，不再论述。

图4中*A曲线在70脉冲稳态时，温度较高，仍然是由于*A的风速较大，使得*A处的盘管温度较高。相反*H处四周空气流动微弱(压缩机吸入口，仅自然对流)，故*H的盘管温度较低，就实际管内制冷剂温度而言，仍是*H处高于*A处。

图5 变开度下各点过热度对比Fig.5 Every location's superheat with various opening

图5是将压缩机回气温度(*H)减去各点温度(*A～*E)，所得到的变开度下的各测点的过热度(分别标为ΔHA～ΔHE)变化，图中各点过热度在开度减小过程中先是基本不变(下文暂称为滞稳)，随后短暂缓升(约在1050S左右～1120S)，再急剧上升，并(先后在1182～1348s间)出现峰值，(图中ΔHE虽在开度缓降时峰值不明显，但在开度由70脉冲缓升时出现了

峰值)随后虽然流量进一步下降，但过热度反而急剧下降，过热度峰值的出现是因为*A～*E在出现干涸时，都会出现较为明显的温度谷值。过热度峰值的出现对于利用过热度来控制电子膨胀阀开度的自控系统是不利的，因为在图中峰值右侧，流量减小，过热度应增大，但实际却测得过热度在减小，从而使阀门开度向错误的方向调整，因此在蒸发器盘管温度布点时，应使该点的过热度峰值对应的流量远小于目标流量，只有这样，在目标流量附近的波动引起的过热度变化才符合过热度控制的基本逻辑。同时目标流量又要远大于过热度的滞稳区(即1050S前的区域，无论开度如何变化，过热度基本不变)所对应的流量。可见过热度的峰值越高，越有利于自控系统，滞稳区至峰值所对应的开度范围越广，也越有利于自控系统，就本文所论及的*A～*E几个位置而言，显然*D最适于做为蒸发器盘管温度测点。

表1 各测点PID控制结果Tab.1 Effect of PID control of every location

3 结论

针对多流路的蒸发器，测试了蒸发器各点温度的分布，得出如下结论：

(1)在电子膨胀阀开度缓降的情况下，发现同一流路中，蒸发器的干涸点由出口向入口逆向推进。

(2)在电子膨胀阀开度缓降的情况下，对于不同流路，干涸点出现的时间并不相同。出现干涸点的同时，该点温度将出现谷值，谷值的出现使得过热度出现了明显的峰值。

(3)电子膨胀阀开度缓升时，上述(1)、(2)现象同样会出现，只是时间顺序相反。

(4)在利用过热度控制制冷剂流量的自控系统中，蒸发器盘管温度的布点应使其过热度峰值时的流量远小于目标流量，而过热度滞稳区的流量又应远大于目标流量。

(5)只有恰当的测点布置才能实施有效控制，盘管温度测点建议选取流路中部偏入口处。

[1] 陈文勇,陈芝久,朱瑞琪，等.制冷系统启动过程电子膨胀阀的控制[J].上海交通大学学报,2002,36(2):210-213

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[2] 陈文勇,陈芝久,朱瑞琪，等.电子膨胀阀调节蒸发器过热度的控制算法[J].上海交通大学学报,2001,35(8):1228-1232

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