新型文丘里分液頭用于客車空調的實驗研究

吳俊云 陳 旭 熊國輝 黃定英 黃國強

(1 上海昶協實業有限公司 上海 201199；2 上海加冷松芝汽車空調股份有限公司 上海 201108)

空調是建筑設備中的能耗大戶，空調的節能問題越來越受到人們的關注。提高空調換熱器的效率成為空調節能的關鍵。如何提高蒸發器的傳熱效率，有效利用傳熱面積和降低制冷工質充注量已成為空調制冷系統節能熱點問題。

在蒸發器的設計中常采用分液頭將制冷劑分成幾個流路，使每個流路的制冷劑分配均勻并實現完全蒸發，并保持最佳流速，達到最佳的換熱效果[1]。而分液頭直接影響蒸發器各流路的制冷劑流量。在理想工作狀態下，分液頭分流后的各流程制冷劑均勻且流量和干度相同。但在實際運行中，經常出現氣液兩相分離和進入各蒸發器各流程的制冷劑流量不均，導致各流程制冷劑蒸發不均，各流程出口過熱不均，甚至可能不完全蒸發，供液量少的流程較早進入過熱區，處于過熱區的傳熱系數大幅降低，該部分傳熱面積不能被充分利用，從而導致換熱器效率降低[2-7]。S.Lalot等[4]研究表明，制冷劑分配不均引起的換熱器效率下降可高達25%，同時還會引起蒸發器出風溫差增大，蒸發器表面不均勻結霜等問題，影響整個制冷系統的工作性能。在制冷系統中，分液頭是一個小部件，但卻可能是系統性能優劣的關鍵，分液頭的分流性能對制冷系統的整體性能有重要影響。影響分液頭流量分配特性的因素較多，不僅與分配器種類、幾何結構、安裝位置等相關，還與制冷劑質量流量、進口干度以及流型等相關[2,7-14]。J.M.Choi 等[9]實驗研究了一分三流路管路內部R22的分布不均和外部空氣流動不均對蒸發器換熱性能的影響，得到分流不均導致蒸發器換熱效率降低的結論。Wen Maoyu等[10]研究表明文丘里接光管分流器分流性能最好。S.B.Saad等[11]對氣液兩相流在分流器的分配和流動機制進行CFD模擬計算，并采用可視化實驗及壓降測試進行了對比驗證，結果較好地預測了氣液分配不均現象。高晶丹等[12]通過測量在不同空氣/水流量及不同安裝角度下，3種不同分液頭各出口液相流體的流量，得到兩相流體流量和安裝角度對分液頭性能的影響。于博等[13]針對制冷劑圓錐式分液頭分配性能進行研究。高揚等[14]采用數值仿真和空氣-水實驗相結合的方法評價了常用分配器的分流性能，提出插孔式分配器的結構優化方法，并利用空調整機實驗驗證了改進效果。

大多數研究集中在分流均勻性研究及分液頭對空調整機系統性能的影響方面，且是針對現有幾種結構的分液頭進行研究。分液頭的結構型式和種類很多，不同結構型式分液頭的應用場合可能不同，本文的對比研究針對文丘里型分液頭。由于加工方式及加工成本的局限性造成現有文丘里型分液頭的結構存在許多不合理因素，這些不合理的因素具有隨機性，幾乎不能消除，對于同一批加工的分液頭，在安裝時，也很難保證對應分液孔的阻力特性相同。若分液頭內部結構不確定性的缺陷無法避免，研究蒸發器優化及均勻蒸發問題的實際意義不充分。如果在確保分液頭分液特性的穩定性和可靠性的基礎上研究分液頭的安裝角度及蒸發器的優化設計等問題則更有實用意義。因此，性能優良的分液頭的各分流孔阻力特性應相等且恒定，在不同工況下均能保持性能良好。具有優良分流性能的分液頭可使蒸發器具有最佳換熱性能。

本文針對目前應用比較廣泛的文丘里分液頭，提出了一種新型專利CX文丘里型分液頭[15-16]，并與現有的文丘里型分液頭在同一客車空調系統上進行對比實驗，研究兩種分液頭對蒸發器及整個系統性能的影響，對比兩種文丘里型分液頭的分液性能的優劣，分析新型專利CX文丘里型分液頭的分液均勻性對系統性能的提升效果。

1 CX分液頭與現有分液頭結構

圖1(a)和圖1(b)所示為新型CX文丘里分液頭原理及實物，該分液頭是一種具有流線型光滑內壁組合式的完整文丘里分液頭，由兩部分組成：文丘里噴射進口和分液頭本體。文丘里噴射進口由弧面及與弧面相切的錐面組成，分液頭本體內分流錐也是光滑的錐面與分液孔有切弧過渡。分液頭內部流道光滑無毛刺，易于加工，可以減少各種加工隨機因素，易于實現穩定可靠的均流特性，使高效的蒸發器設計變得更容易?，F有的文丘里分液頭如圖1(c)所示，該分液頭實為一種半文丘里入口結構，內部毛刺眾多，而且存在許多刀鋒薄壁，由于加工鉆頭末梢飄移，各分液孔延伸至分流錐不可能匯聚成一點。

圖1 文丘里分液頭原理與實物Fig.1 The principle and products of Venturi distributor

2 實驗方案

為了研究不同分液頭對系統性能的影響，選用一臺專門用于部件實驗的頂置式客車熱泵空調，額定制冷量為22 kW，制冷劑為R410A，充注量為7.5 kg，系統采用臥式變頻壓縮機和電子膨脹閥，在客車空調性能實驗臺(焓差法實驗臺)上進行兩種分液頭的對比實驗。壓縮機、室外換熱器與室內換熱器的進出口處均布置有Pt100鉑電阻溫度傳感器和壓力傳感器，用于測量各處的壓力與溫度；風量由風機控制并借助焓差性能實驗室風洞內的噴嘴進行測量，在室內換熱器制冷劑分路出口管壁及分液頭進出口處等均布置熱電偶，測量制冷劑溫度。

實驗系統如圖2所示。對比實驗中，只更換分液頭，系統的其他組件均相同?？蛙嚳照{系統中有兩片系統蒸發器，分別對置安裝在回風口兩側，與一只分液頭相連。由于安裝空間的限制，分液頭只能水平安裝固定在兩片蒸發器的連接板中間。為方便更換，分液頭進口用螺紋與電子膨脹閥出口相連，分液頭的分液管與蒸發器用黃銅納子連接，替換分液頭所有連接管路的管徑及長短等均對應相同。對比實驗工況為標準工況，壓縮機頻率相同均為70 Hz，蒸發風量和冷凝風量控制恒定：蒸發風量為(4 640±30)m3/h、冷凝風量為(8 740±50)m3/h，電子膨脹閥開度可以自動和手動調節，過熱度可以設定。實驗控制變量單一：分別控制過熱度和電子膨脹閥開度。

圖2 對比實驗系統Fig.2 Comparative experiment system

該性能實驗臺每年定期經過合肥通用機械研究院檢驗與標定，每組實驗數據均為在實驗系統穩定運行經過5次采集后的平均值，最大程度減少了各種誤差，保證了對比實驗數據的客觀性與可靠性。實驗測量參數范圍和精度如表1所示。

表 1 實驗測量參數的范圍和精度Tab.1 Experimental parameter scope and accuracy

3 結果分析

下文各圖中出現的New和Old分別表示采用新型CX分液頭的制冷系統和采用現有文丘里分液頭的制冷系統。

3.1 過熱度

圖3～圖9所示分別為兩個系統的過冷度、閥后溫度、電子膨脹閥開度、分液頭溫降、吸氣溫度等隨過熱度的變化。

由圖3可知，相同的過熱度下，新型CX分液頭系統中，過冷度增大約1～2 ℃，在一定過熱度范圍內，隨著過熱度的增加，新分液頭系統的過冷度增幅更大。

由圖4和圖5可知，兩個系統中，閥后溫度隨過熱度變化相差很小。而新分液頭系統中吸氣溫度要高0.8～1 ℃，說明新分液頭系統中制冷劑質量流量相對較少。

圖4 閥后溫度隨過熱度變化Fig.4 Variation of temperature after EEV with superheat

圖5 吸氣溫度隨過熱度變化Fig.5 Variation of suction temperature with superheat

由圖6可知，分液頭溫降隨過熱度變化基本平穩，新分液頭系統中分液頭溫降約為0.5～0.6 ℃，原分液頭系統中分液頭溫降約為1.2～1.4 ℃，兩者相差一倍以上。這說明新CX分液頭阻力比原分液頭的阻力小50%以上，這可在一定程度上降低系統功耗，減少冷量浪費。

圖6 分液頭溫降隨過熱度變化Fig.6 Variation of distributor temperature drop with superheat

由圖7可知，相同的過熱度下，兩個系統的膨脹閥開度相差較大，新分液頭系統中膨脹閥開度范圍較小，約為膨脹閥容量的一半，電子膨脹閥的開度隨過熱度變化相對平穩，而原分液頭系統中膨脹閥基本要開到其容量的上限，閥的開度隨過熱度變化斜率較大。說明實驗中的電子膨脹閥對新分液頭系統而言容量偏大。新分液頭系統的膨脹閥開度范圍為原分液頭系統的1/2，240脈沖時，過熱度為3.7 ℃，而原分液頭系統的膨脹閥開度已達到上限，開度為480脈沖時，過熱度為5.6 ℃，高于3.7 ℃。

圖7 電子膨脹閥開度隨過熱度變化Fig.7 Variation of EEV opening with superheat

由圖8和圖9可知，隨著過熱度的變化，兩個系統制冷量及COP均有小幅波動，但新分液頭系統的制冷量及COP均高于原分液頭系統，制冷量平均約高4%，COP約高2.6%，均存在一個最佳過熱度，本實驗中新分液頭系統的最佳過熱度約為5 ℃，原分液頭系統最佳過熱度約為7 ℃。

圖8 制冷量隨過熱度變化Fig.8 Variation of capacity with superheat

圖9 COP隨過熱度變化Fig.9 Variation of COP with superheat

3.2 膨脹閥開度

圖10～圖15所示分別為兩個系統過冷度、閥后溫度、閥開度、分液頭溫降、吸氣溫度等隨電子膨脹閥開度的變化。新分液頭系統的膨脹閥開度集中在150～250脈沖之間，在240脈沖開度時，新分液頭系統的過熱度只有3.7 ℃，原分液頭系統的過熱度為11.4 ℃，原分液頭系統的膨脹閥開度集中在150～480脈沖之間變化。

由圖10和圖11可知，新分液頭系統的過冷度比原分液頭系統的過冷度大，且新分液頭系統的過冷度隨膨脹閥開度變化斜率大，原分液頭系統過冷度變化較為平穩。膨脹閥開度在160～240脈沖之間變化時，新分液頭系統的過冷度及吸氣溫度變化敏感，過冷度由9.1 ℃單調降至7.7 ℃，吸氣溫度在33～23 ℃之間單調下降，原分液頭系統過冷度在7.8～7.6 ℃之間單調變化，吸氣溫度在33.2～25 ℃之間單調變化；膨脹閥開度超過240脈沖時，由于新分液頭系統的過熱度過小，吸氣溫度急劇下降，實驗控制系統的開度設定發生向關小的趨勢來回跳動，而對原分液頭系統而言，膨脹閥開度繼續開到480脈沖，此時過冷度約為7.4 ℃，吸氣溫度仍在25 ℃以上。

圖10 過冷度隨電子膨脹閥開度變化Fig.10 Variation of supercooling with EEV opening

圖11 吸氣溫度隨電子膨脹閥開度變化Fig.11 Variation of suction temperature with EEV opening

由圖12可知，隨著膨脹閥開度增加，實驗系統中參與運行的制冷劑質量流量增加，新分液頭系統的閥后溫度隨膨脹閥開度變化敏感，變化范圍為17.5～18.3 ℃，原分液頭系統的閥后溫度變化平穩，變化范圍為17.1～18.1 ℃。

圖12 閥后溫度隨電子膨脹閥開度變化Fig.12 Variation of temperature after valve with EEV opening

由圖13可知，分液頭溫降隨膨脹閥開度變化較小，新分液頭系統中分液頭溫降小，為0.5～0.6 ℃，而原分液頭系統中分液頭溫降大，約為1.2～1.4 ℃。

圖13 分液頭溫降隨電子膨脹閥開度變化Fig.13 Variation of distributor temperature drop with EEV opening

由圖14和圖15可知，隨著膨脹閥開度的變化，兩個系統制冷量及COP均有波動，隨著開度的增加，制冷量均有所增加，而COP變化似乎沒有規律，數據點較為擁擠，這與新分液頭系統的膨脹閥在小范圍調節有關，也可能與測試系統的能耗測試方式有關，存在較大誤差，但從定性的角度來說，在保持原分液頭系統的額定風量不變的情況下，新分液頭系統的制冷量及COP均高于原分液頭系統，用平均值來衡量：制冷量平均約高4%，COP平均約高2.6%，存在一個最佳開度，新分液頭系統的膨脹閥最佳范圍為200～240脈沖，原分液頭系統的最佳開度范圍為350～420脈沖。

圖14 制冷量隨電子膨脹閥開度變化Fig.14 Variation of capacity with EEV opening

圖15 COP隨電子膨脹閥開度變化Fig.15 Variation of COP with EEV opening

圖16所示為不同測點下蒸發器出口溫度分布。由圖16可知，新型CX分液頭系統的蒸發器各分路出口溫度相差較小，而原分液頭系統中蒸發器各分路出口溫度波動較大，這說明新分液頭的分液均勻性優于原分液頭，但仍有一定差異，主要是由于客車空調蒸發器安裝空間限制及結構造成，分液頭只能水平安裝，且回風口四周擋水高于蒸發器底部，蒸發器下部存在風壓陰影區，導致蒸發器下部風速較小，上部空風速較大。如果蒸發器的風壓陰影區較少，且分液頭豎直安裝，效果將會更好。左右蒸發器分路出口溫度有較大差異，主要是左右風道的阻力性能不同導致風量差異造成的，也可能與風機性能差異有關，在實驗中，測得的左右風道的送風溫度相差1 ℃以上。由于條件有限，在本次對比實驗中沒有分別測量左右風道的送風量，也不影響實驗結果對比的客觀性。

圖16 不同測點下蒸發器出口溫度分布Fig.16 Evaporator outlet temperature distribution of different measuring points

由于實驗機組為經常實驗的舊機組，各系統部件性能可能存在一定降低，機組的冷量不可避免的存在一定的衰減，但能通過對比實驗結果，從定性的角度分析實驗數據。

此外，由于采用機組的額定風量來進行對比實驗，沒有調節蒸發和冷凝風量。但從實驗機組系統的各參數隨電子膨脹閥開度變化可以合理推測：對于新分液頭系統，在增加蒸發和冷凝風量的情況下，和對比實驗中相同的過冷度和過熱度時，膨脹閥開度會加大，制冷量和COP會隨之增加，說明新分液頭系統在匹配更大風量的情況下，系統性能將會大幅提高。而原分液頭系統在額定風量時，膨脹閥開度已接近全開，在增加風量的情況下，系統性能將不會有顯著改善。

4 原因分析

本文對比的兩種不同的文丘里分液頭對制冷系統性能的不同影響主要體現在兩方面：分液頭自身結構以及分液頭對蒸發器性能影響。

4.1 結構影響

文丘里分液頭橫剖面結構如圖17所示。由圖17可知，從橫截面形狀來看，新型CX分液頭為規則的圓形，其內表面光滑呈流線型；而現有的分液頭斷面為梅花形，內表面有許多難以根除的毛刺和刀鋒薄壁，這些結構上的差異決定了兩者的性能存在許多不同。

圖17 文丘里分液頭橫剖面結構Fig.17 Cross section structure of Venturi separator

CX分液頭內表光滑，阻力特性恒定，阻力小，制冷劑經過分液頭時溫降小，經流線型文丘里進口噴射之后漸擴空間，有利于氣液充分混合；此外，內表光滑無毛刺薄壁，固體雜質無法破壞流道，加工一致性、可靠性好。

原分液頭內表毛刺薄壁眾多，阻力大，制冷劑溫降大，進口之后沒有漸擴空間或空間有限(加工匯聚一點加工空間重合)，且毛刺薄壁眾多，不利于氣液充分混合，固體雜質容易破壞內表毛刺薄壁，改變流道的阻力特性，且是隨機的、不可預測，可靠性差，此外，分液頭內部加工很難匯聚一點(破壁后鉆頭受力不均，產生擺動，不確定性大)，難以保證加工一致性。

4.2 分液頭對蒸發器性能影響

CX分液頭的結構特征及加工過程中容易保證其各分液通道阻力特性相同且穩定，均勻分流也不受系統內雜質等因素的影響。現有的文丘里分液頭的結構特征及加工過程決定了其分液通道阻力特性存在隨機性差異，分液頭旋轉任意一個角度后阻力特性及分流特性均會發生改變，而且分流特性也易受系統內雜質等因素的影響。

蒸發器換熱特性取決于分液頭的分液特性與蒸發器本身特性，而蒸發器本身特性與其結構及氣流組織(冷卻空氣)或載冷劑流向等有關，蒸發器本身的特性通過優化設計容易達到。但與分液頭配合后，蒸發器能否發揮出設計的效能取決于分液頭的分流特性。

如果分液頭的分流特性恒定可靠，則蒸發性能只取決于蒸發器換熱特性，只要對換熱器根據其布置特征進行優化就能達到設計目標，結果具有普遍性，易達到省材節能；如果分液頭的分流特性隨機不可測，就存在兩個變量(分液頭的分流隨機變量與蒸發器特性)交互影響，很難達到性能最優，且優化結果也難具有普適性。

CX分液頭的均勻性可讓設計者根據蒸發器風量分配特性，改變流路阻力特性設計，控制每路出口過熱度，充分利用蒸發器傳熱面積，使系統調節控制更可靠，從而提高系統的制冷性能。

5 結論

通過對新型CX分液頭與現有文丘里分液頭在結構、加工、特點方面對比分析及在客車空調上進行對比實驗，得到如下結論：

1)新型CX分液頭結構及加工簡單，且可最大限度保證加工的一致性和運行的可靠性。

2)新型CX分液頭內表光滑無毛刺刀鋒壁，固體雜質無法破壞流道，阻力特性恒定，新型CX分液頭流線型文丘里噴射進口有利于氣液充分混合，制冷劑流動阻力減小了50%以上。

3)新型CX分液頭能有效提升系統冷量及COP，實驗系統上制冷量平均高約4%，COP平均高2.6%，電子膨脹閥的最佳開度約為原系統的50%。

4)新型CX分液頭阻力特性的一致可靠性使蒸發器組件的性能僅取決于蒸發器換熱特性，只需根據其分布特征進行換熱器優化即可達到設計目標，結果具有普適性，省材節能。