非均勻水流量對(duì)熱力膨脹閥控制穩(wěn)定性的影響

黃 東， 冷永強(qiáng)， 張振亞

(西安交通大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院， 西安 710049)

非均勻水流量對(duì)熱力膨脹閥控制穩(wěn)定性的影響

黃 東， 冷永強(qiáng)， 張振亞

(西安交通大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院， 西安 710049)

為研究熱力膨脹閥(TEV)的控制失穩(wěn)機(jī)理，采用TEX2型外平衡式TEV進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，在7組非均勻水流量率的情況下，實(shí)現(xiàn)TEV控制從穩(wěn)定到振蕩的動(dòng)態(tài)變化. 結(jié)果表明：當(dāng)支路2的水流量F2從36.9%遞減至27.0%，TEV流量控制特性穩(wěn)定，蒸發(fā)器換熱量?jī)H衰減了3.4%；當(dāng)F2從27.0%降至9.1%，總出口的制冷劑狀態(tài)由過(guò)熱變?yōu)閹б?，其出口溫度由穩(wěn)定變波動(dòng)，且波動(dòng)幅度持續(xù)增大，此時(shí)TEV的流量控制失穩(wěn)，蒸發(fā)器換熱量衰減了14.1%. 支路1過(guò)熱蒸汽的顯熱不足以提供支路2帶液量完全蒸發(fā)所需的潛熱，混合后總出口的過(guò)熱度小于熱力膨脹閥的MSS曲線要求的最小過(guò)熱度，進(jìn)而導(dǎo)致熱力膨脹閥的持續(xù)振蕩. 實(shí)驗(yàn)結(jié)果可為多流路制冷系統(tǒng)中換熱器的設(shè)計(jì)提供參考.

非均勻水流量；多支路蒸發(fā)器；熱力膨脹閥；振蕩；換熱量；最小過(guò)熱度曲線

在強(qiáng)制對(duì)流換熱設(shè)備中，考慮到多溫區(qū)、壓降和空間結(jié)構(gòu)等要求，多支路換熱器得到了廣泛應(yīng)用. 當(dāng)風(fēng)量或水量非均勻分配時(shí)，各支路的熱流密度會(huì)產(chǎn)生差異，內(nèi)部制冷劑流型、傳熱和壓降等特性隨之改變. 多支路蒸發(fā)器的出口狀態(tài)是由多股制冷劑匯合后決定的，若某支路出口帶液，總出口制冷劑隨帶液量的增多會(huì)出現(xiàn)過(guò)熱、霧狀流、連續(xù)液相等狀態(tài)，此時(shí)系統(tǒng)熱力膨脹閥(TEV)流量控制可能失穩(wěn)，造成溫度、壓力、供液量、過(guò)熱度等參數(shù)振蕩，系統(tǒng)換熱量和能效將大幅降低[1-5]. 因此研究非均勻流場(chǎng)分布對(duì)多支路換熱器的性能影響，對(duì)保障換熱設(shè)備的高效安全運(yùn)行有重要意義. 一些學(xué)者[6-16]研究了TEV控制振蕩特性和原因，但多集中在非均勻流場(chǎng)對(duì)換熱器宏觀性能的影響，很少涉及其內(nèi)部制冷劑流型等微觀特性的分析，尤其是高干度或微過(guò)熱區(qū)內(nèi)彌散流、霧狀流等具有熱力學(xué)非平衡典型流型發(fā)生、發(fā)展、消失的演變規(guī)律，以及液滴與壁面的隨機(jī)間歇碰撞等行為.

本文通過(guò)實(shí)驗(yàn)對(duì)不同水流量非均勻率下TEV控制動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行研究，探究多支路換熱器內(nèi)部制冷劑流型隨熱流密度變化時(shí)的演變規(guī)律，進(jìn)而揭示TEV流量控制的失穩(wěn)機(jī)理.

1 實(shí)驗(yàn)裝置和測(cè)試系統(tǒng)

如圖1所示，實(shí)驗(yàn)臺(tái)由風(fēng)機(jī)盤管及制冷主機(jī)組成，分別放置在焓差室的室內(nèi)、外側(cè)，并通過(guò)耐壓軟塑水管連接. 實(shí)驗(yàn)時(shí)，水作為載冷劑循環(huán)于風(fēng)機(jī)盤管和制冷主機(jī)的套管式蒸發(fā)器中，水泵提供其循環(huán)動(dòng)力，圖中空心箭頭所示方向?yàn)樗牧鲃?dòng)方向. 電磁流量計(jì)測(cè)量?jī)蓚€(gè)水流路的流量，其中流路2上安裝水流量調(diào)節(jié)閥，來(lái)調(diào)節(jié)水側(cè)并聯(lián)雙流路的水流量非均勻率. 制冷主機(jī)由壓縮機(jī)、冷凝器、熱力膨脹閥和雙支路套管式蒸發(fā)器等組成，其內(nèi)充注的制冷劑為R22，充灌量1.3 kg，圖中實(shí)心箭頭所示為制冷劑的流動(dòng)方向.

圖1 實(shí)驗(yàn)臺(tái)系統(tǒng)流程

實(shí)驗(yàn)工況：室內(nèi)、外側(cè)干/濕球溫度分別為27/19 ℃和35/24 ℃，相對(duì)濕度為65%. 溫度測(cè)量采用直徑為0.2 mm的T型(銅-銅鎳)熱電偶，精度為±0.2 ℃；壓力測(cè)量采用GE德魯克PTX7517壓力變送器，精度為0.2級(jí)；相應(yīng)的溫度與壓力測(cè)點(diǎn)位置見(jiàn)圖1. 使用Aglient34970A多功能數(shù)據(jù)采集儀記錄數(shù)據(jù)，采集間隔設(shè)定為5 s；采用青智8775A數(shù)字電參數(shù)測(cè)量?jī)x記錄有關(guān)電參數(shù)(包括功率、電壓、電流及耗電量等)，精度為0.5級(jí). 表1為多支路蒸發(fā)器試驗(yàn)臺(tái)中各組成部件的主要參數(shù).

表1 試驗(yàn)臺(tái)中各組成部件的主要參數(shù)

2 TEV控制特性及其失穩(wěn)分析

一般學(xué)者[17-19]在實(shí)驗(yàn)時(shí)利用變頻水泵保持水流量不變，但這與工程實(shí)際相偏離，因?yàn)槎嘀匪髁糠蔷鶆蚵首兓瘯r(shí)，總的水流量必然會(huì)變化.

如表2所示，在水流量非均勻率增大(套管式蒸發(fā)器水側(cè)流路2中水流量減小，流路1中水流量相應(yīng)地增大)的過(guò)程中，受水流量調(diào)節(jié)閥的影響，流路2的局部阻力顯著增大，流路1的沿程摩擦阻力隨水流量的增大而增大，兩者共同作用使總水流量從0.290 4 kg·s-1減小到0.265 1 kg·s-1，衰減幅度約8.7%，故取量綱一的水流量百分比F1及F2作為比較基準(zhǔn).

表2 選取的7組水流量分布

2.1 TEV控制動(dòng)態(tài)特性

圖2為不同水流量下兩支路及總出口的溫度隨時(shí)間的變化曲線. 由圖2(a)可知，支路2水流量百分比F2=36.9%時(shí)，蒸發(fā)器支路1、2出口及總出口的溫度曲線基本重合，均比總進(jìn)口溫度高3.7 ℃左右. 這說(shuō)明：兩支路出口的制冷劑均為過(guò)熱狀態(tài)，且過(guò)熱度基本相同，兩支路的過(guò)熱制冷劑蒸汽混合后，總出口的過(guò)熱度與支路的相近.

(a)F2=36.9%

(c)F2=21.2%

(e) F2=13.7%

(b)F2=27.0%

(d)F2=17.6%

(f) F2=9.1%

由圖2(b)可知，當(dāng)F2由36.9%降至27.0%，支路1出口溫度升高1.1 ℃，支路2出口溫度降低2.7 ℃，兩支路混合后，總出口溫度降低約0.9 ℃，但總出口溫度仍比總進(jìn)口溫度高約3.5 ℃，故蒸發(fā)器總出口處制冷劑仍為過(guò)熱狀態(tài)，且過(guò)熱度基本不變. 圖3為兩支路及總出口的溫度振幅隨水流量非均勻率的變化. 需要說(shuō)明的是圖3橫坐標(biāo)為表2中的組號(hào)，從左至右依次對(duì)應(yīng)選取的7組F2(36.9%、32.1%、27.0%、21.2%、17.6%、13.7%、9.1%)，水流量非均勻率沿橫坐標(biāo)正方向逐漸增加. 如圖3所示，支路1、2和總出口的溫度振幅基本重合，且接近于0 ℃，TEV流量控制保持穩(wěn)定.

綜上所述，隨水流量非均勻率的增大，但當(dāng)F2≥27.0%，支路1、2的出口處制冷劑一直為過(guò)熱狀態(tài)，混合后總出口的過(guò)熱度基本保持不變，TEV流量控制穩(wěn)定.

圖3 兩支路及總出口的溫度振幅隨水流量非均勻率的變化Fig.3Evaporatoroutlettemperatureamplitudeunderdifferentwatermal-distribution

由圖2(c)可知，隨水流量非均勻率繼續(xù)增大，至F2=21.2%，支路1的出口過(guò)熱度繼續(xù)增大約1.4 ℃，但開(kāi)始振蕩，且振幅為0.5 ℃；與TEV控制穩(wěn)定時(shí)相比，支路2、總出口溫度振幅均突增至1.5 ℃. 原因在于：此水流量下，支路2出口已經(jīng)攜帶制冷劑霧滴，尚沒(méi)有連續(xù)的液相，制冷劑流型可能為霧狀流；兩路匯合時(shí)，雖然支路1的過(guò)熱度較大，但其制冷劑過(guò)熱蒸汽的顯熱不足以提供支路2的制冷劑霧滴完全蒸發(fā)所需潛熱，未蒸發(fā)的霧滴隨機(jī)撞擊總出口處的管內(nèi)壁，導(dǎo)致出口過(guò)熱度明顯波動(dòng)，以過(guò)熱度為反饋信號(hào)的TEV的開(kāi)度頻繁振蕩，制冷劑總流量持續(xù)振蕩，支路1、2流量也隨之振蕩. 由于支路1出口為過(guò)熱度較大的過(guò)熱狀態(tài)，其出口溫度受流量波動(dòng)的影響較小；而支路2出口帶液，液滴隨機(jī)蒸發(fā)，溫度波幅較大.

由圖2(d)可知，當(dāng)F2從21.2%降至17.6%，支路1出口過(guò)熱度振幅增至0.9 ℃，變化較??；支路2出口溫度振幅繼續(xù)增大至1.82 ℃，但增幅降低；總出口溫度振幅均勻增大至2.76℃. 由于F2=21.2%時(shí)總出口已經(jīng)攜帶有制冷劑霧滴，當(dāng)F2降至17.6%時(shí)，支路2出口的制冷劑霧滴變大、變多成液滴，但仍為霧狀流；而支路1制冷劑過(guò)熱度僅增大1.6 ℃，導(dǎo)致出口攜帶的制冷劑液滴同樣增多，TEV開(kāi)度振蕩加劇，制冷劑總流量振蕩加劇，導(dǎo)致支路2出口、總出口溫度振幅分別增大0.32 ℃、1.26 ℃.

由圖2(d)～(f)可知，當(dāng)F2從17.6%繼續(xù)降至9.1%，總出口溫度振幅快速增大至6 ℃，支路2出口溫度振幅從1.82 ℃小幅降至1.72 ℃，支路1的過(guò)熱度振幅從0.9 ℃升至2.35 ℃. 原因在于：隨著水流量非均勻率繼續(xù)增加，支路2出口的干度持續(xù)降低，當(dāng)F2≤17.6%時(shí)，支路2出口處制冷劑液滴數(shù)量、體積變大，帶液量增多，制冷劑干度可能已低于某一臨界值，支路2出口開(kāi)始出現(xiàn)連續(xù)的液相，出口溫度振幅達(dá)到最大；但之后F2越小，支路2的帶液量越大，連續(xù)的液相變多，制冷劑液滴隨機(jī)碰撞管內(nèi)壁減弱，故出口溫度振幅開(kāi)始慢慢降低. 又由于支路1的出口溫度、過(guò)熱度的振幅均隨水流量非均勻率緩慢增加，支路1過(guò)熱氣體的顯熱已經(jīng)越來(lái)越無(wú)法蒸發(fā)掉支路2的帶液量. 此外，當(dāng)F2由17.6%降至9.1%，總出口攜帶的制冷劑液滴增多，但兩支路匯合后制冷劑流速驟增，混合更均勻，換熱增強(qiáng)，總出口仍為霧狀流，故總出口溫度振幅繼續(xù)隨F2的降低而增大，如圖3，由2.76 ℃增至6.00 ℃.

綜上所述，在F2≤21.2%的振蕩階段，水流量非均勻率的增大會(huì)持續(xù)加劇TEV流量控制的振蕩. 在F2從21.2%降至17.6%的過(guò)程中，支路2出口溫度振幅先快后慢地增至1.82 ℃，總出口溫度振幅均勻增大至2.76 ℃；隨著F2從17.6%繼續(xù)降低，支路2出口開(kāi)始出現(xiàn)連續(xù)的液相，其溫度振幅緩慢下降，而總出口制冷劑液滴持續(xù)增多，溫度振幅由2.76 ℃增至6.00 ℃.

2.2 TEV控制失穩(wěn)機(jī)理分析

如圖4所示，最小穩(wěn)定信號(hào)線(MSS)曲線的兩側(cè)分別為不穩(wěn)定區(qū)和穩(wěn)定區(qū)，當(dāng)實(shí)際過(guò)熱度大于負(fù)荷對(duì)應(yīng)的過(guò)熱度時(shí)，系統(tǒng)控制穩(wěn)定，反之則會(huì)出現(xiàn)振蕩. 由此可見(jiàn)，MSS曲線是蒸發(fā)器和TEV組合控制的穩(wěn)定性分界線[20].

隨水流量非均勻率增大，蒸發(fā)器支路2中的制冷劑可以獲得的熱量逐漸減少，至F2=21.2%時(shí)，支路2出口處殘余未被蒸發(fā)的制冷劑液滴，支路1出口的過(guò)熱度雖然隨水流量非均勻率增大而增大，但過(guò)熱氣體逐漸無(wú)法提供液體蒸發(fā)所需的熱量，兩股制冷劑混合后，總出口的過(guò)熱度若小到不能滿足熱力膨脹閥最小過(guò)熱度曲線(MSS)要求的最小過(guò)熱度，就會(huì)造成熱力膨脹閥的持續(xù)振蕩.

圖4 MSS曲線

圖5為不同水流量非均勻率下支路1出口過(guò)熱度曲線. 支路1出口過(guò)熱度隨水流量非均勻率增大而增大，但支路1出口過(guò)熱度仍發(fā)生振蕩，這是因?yàn)椋篢EV流量控制發(fā)生振蕩，蒸發(fā)器支路1的供液量隨之振蕩. 當(dāng)TEV開(kāi)度減小時(shí)，支路1制冷劑流量會(huì)隨之減小，TEV、蒸發(fā)器出口壓力降低，蒸發(fā)溫度降低；而支路1出口溫度升高，故蒸發(fā)器出口過(guò)熱度增大. 相反地，當(dāng)TEV開(kāi)度增大時(shí)，出口過(guò)熱度減小. 蒸發(fā)器總出口帶液量隨水流量非均勻率增大而增大，閥的開(kāi)度振蕩加劇使蒸發(fā)器供液量的波幅增大，支路1制冷劑流量的振幅隨之增大；且由圖5可知，在TEV流量控制振蕩階段，支路1出口過(guò)熱度振幅由0.6 ℃增大到1.3 ℃.

圖5 不同水流量非均勻率下支路1出口過(guò)熱度

Fig.5 Circuit 1 outlet superheat under different water mal-distribution

由圖2(c)～(f)可知，當(dāng)F2≤21.2%時(shí)，蒸發(fā)器支路2、總出口的溫度同時(shí)開(kāi)始波動(dòng)，且波幅隨水流量非均勻率增大而增大. 其原因在于：隨水流量非均勻率增大，蒸發(fā)器支路2中的制冷劑可以獲得的熱量逐漸減少，至F2=21.2%時(shí)，支路2出口溫度與蒸發(fā)器總進(jìn)口溫度相近，攜帶有未蒸發(fā)的制冷劑液滴；兩支路制冷劑匯合后，支路1出口的過(guò)熱度雖然隨水流量非均勻率增大而增大，但支路1過(guò)熱蒸汽的顯熱較小，不足以提供支路2帶液量蒸發(fā)所需潛熱，故總出口仍攜帶少量制冷劑霧滴；未蒸發(fā)的霧滴隨機(jī)碰撞總出口管內(nèi)壁，引起感溫包溫度波動(dòng)，若總出口過(guò)熱度低于熱力膨脹閥的MSS曲線要求的最小過(guò)熱度，就會(huì)造成TEV的持續(xù)振蕩. 因此，以總出口過(guò)熱度為控制信號(hào)的TEV出現(xiàn)振蕩，頻繁進(jìn)行開(kāi)度調(diào)整，蒸發(fā)器供液量持續(xù)波動(dòng)，導(dǎo)致蒸發(fā)器進(jìn)、出口溫度及TEV、蒸發(fā)器出口壓力振蕩.

從圖3可看出，任一水流量分布下，出口溫度振幅由小到大依次為：支路1、支路2和總出口，即兩支路匯合后總出口的溫度振幅均大于兩分支路的溫度振幅. 狀態(tài)相差較大的兩股制冷劑匯合后，過(guò)熱蒸汽和制冷劑液滴會(huì)在總出口處充分換熱，支路2攜帶的部分制冷劑液滴吸熱相變成蒸汽；相變時(shí)的傳熱系數(shù)遠(yuǎn)大于其氣液組分相對(duì)穩(wěn)定時(shí)，因此總出口的溫度振蕩幅度大于兩支路出口. 又由于支路1出口始終為過(guò)熱氣體，并無(wú)制冷劑液滴碰撞管內(nèi)壁的影響，因此支路1出口的溫度振幅一直小于支路2出口的.

綜上所述，多支路蒸發(fā)器過(guò)熱度失穩(wěn)機(jī)理：過(guò)熱制冷劑氣體與高干度氣液兩相制冷劑混合時(shí)，若過(guò)熱氣體的顯熱無(wú)法將帶液支路的帶液量完全蒸發(fā)，未蒸發(fā)的霧滴隨機(jī)碰撞管內(nèi)壁，導(dǎo)致周向壁溫的非均勻性增大，感溫包所測(cè)過(guò)熱度波動(dòng);若總出口過(guò)熱度低于熱力膨脹閥的MSS曲線要求的最小過(guò)熱度，就會(huì)造成TEV的持續(xù)振蕩.TEV開(kāi)度頻繁振蕩，蒸發(fā)器供液量隨之波動(dòng)，TEV流量控制失穩(wěn)，制冷系統(tǒng)隨之失去穩(wěn)定性.

3 TEV控制失穩(wěn)對(duì)系統(tǒng)性能的影響

圖6為蒸發(fā)器制冷量隨水流量非均勻率的變化曲線. 由圖6可知：在F2從36.9%降至27.0%的TEV控制穩(wěn)定階段，蒸發(fā)器制冷量從5 797.4W降低至5 599.7W，僅減小約3.4%；而在F2從27.0%降至9.1%的TEV控制失穩(wěn)階段，制冷量繼續(xù)衰減4 780.0W，約14.1%. 此外，隨F2從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的制冷量隨之均勻持續(xù)衰減了36.7%.

在TEV控制穩(wěn)定階段，支路1的制冷量增加1.5%. 由圖7可知，該期間TEV出口壓力降低約1.6%，總出口過(guò)熱度基本維持不變，TEV開(kāi)度控制穩(wěn)定，蒸發(fā)器的供液量基本不衰減. 原因在于：流路1的水流量逐漸增大，水側(cè)換熱系數(shù)增大；水側(cè)攜帶的熱量增多，沿程制冷劑干度增大，流速隨之增大，制冷劑側(cè)對(duì)流換熱系數(shù)增大；傳熱溫差增大，這些原因共同作用使支路1的制冷量增大1.5%. 在TEV控制失穩(wěn)階段，蒸發(fā)器支路1的制冷劑“蒸干點(diǎn)”逐漸向上游移動(dòng)，傳熱系數(shù)較小的過(guò)熱區(qū)長(zhǎng)度增長(zhǎng)，故該階段支路1的制冷量衰減了4.9%.

圖6 蒸發(fā)器制冷量隨水流量非均勻率的變化

Fig.6Experimentalevaporatorunderdifferentwatermal-distribution

圖7 不同水流量非均勻率下TEV出口壓力Fig.7 TEV outlet pressure under different water mal-distribution

由此可見(jiàn)，TEV控制失穩(wěn)階段中支路2的制冷量衰減是總制冷量衰減17.5%的主導(dǎo)因素. 支路1制冷量先增大1.5%的原因是：對(duì)流換熱系數(shù)、傳熱溫差均隨水流量增大而增大；后又減小4.9%的原因是：換熱系數(shù)小的過(guò)熱區(qū)長(zhǎng)度不斷增長(zhǎng)，有效換熱面積不足. 支路2制冷量單調(diào)減小的原因是：氣液兩相區(qū)長(zhǎng)度達(dá)到最大后維持不變，而傳熱系數(shù)減小造成帶液量不能完全蒸發(fā).

4 結(jié) 論

本文通過(guò)實(shí)驗(yàn)對(duì)不同水流量非均勻率下TEV控制動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行研究，實(shí)驗(yàn)研究了非均勻水流量對(duì)TEV控制穩(wěn)定性和多流路蒸發(fā)器性能的影響，結(jié)論如下：

1)當(dāng)支路2的水流量F2從36.9%遞減至27.0%，蒸發(fā)器支路1、支路2和總出口的過(guò)熱度基本不變，TEV流量控制特性穩(wěn)定；當(dāng)F2從27.0%降至9.1%，支路2出口開(kāi)始帶液，總出口溫度隨支路2出口溫度波動(dòng)而波動(dòng)，且波幅隨之增大，TEV流量控制失穩(wěn).

2)水流量非均勻率增至F2≤27.0%時(shí)，支路2出口開(kāi)始帶液，匯合時(shí)，支路1過(guò)熱氣體的顯熱不足以提供支路2帶液量完全蒸發(fā)所需潛熱，未蒸發(fā)的霧滴隨機(jī)碰撞管內(nèi)壁，總出口過(guò)熱度波動(dòng)，導(dǎo)致TEV開(kāi)度頻繁振蕩，蒸發(fā)器供液量隨之振蕩，TEV流量控制失穩(wěn).

3)在TEV穩(wěn)定控制階段，蒸發(fā)器換熱量?jī)H降低了3.4%，而在TEV控制失穩(wěn)階段，換熱量又顯著衰減了14.1%，由此可見(jiàn)TEV流量控制振蕩是總制冷量衰減17.5%的主要原因.

4)作為初步試驗(yàn)，本論文通過(guò)測(cè)量溫度、壓力數(shù)據(jù)完成了初步研究. 后續(xù)將采用高速攝像儀、熱成像儀等捕捉制冷劑流型圖像，更直觀地體現(xiàn)制冷劑混合前后流型、流態(tài)的演變規(guī)律，更細(xì)致地研究TEV控制失穩(wěn)機(jī)理.

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(編輯 楊 波)

Effects of water mal-distribution on thermostatic-expansion-valve stability

HUANG Dong, LENG Yongqiang, ZHANG Zhenya

(School of Energy and Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

To explore the hunting behavior of the thermostatic-expansion-valve (TEV), dynamic characteristics of the TEV (TEX2 externally balanced type) control-loop ranged from stability to vibration were studied under the selected 7 sets of water mal-distribution experimentally. Results showed that as F2droppedfrom36.9%to27.0%,theTEV control-loop was stable and the overall evaporator capacity decreased by only 3.4%. As F2droppedfrom27.0%to9.1%,evaporatoroveralloutlettemperaturechangedfromstabilitytovibration.Itsvibrationamplitudeincreasedgraduallywiththephasetransformationfromvaportomist,indicatingthathuntingbehaviorofTEV control-loop occurred, and the overall evaporator capacity decreased by 14.1%. The superheated refrigerant gas from Circuit 1 outlet only provided sensible heat and couldn’t evaporate the liquid refrigerant out of Circuit 2 into superheated steam. Consequently, refrigerant in the evaporator overall outlet was of a smaller superheat than the necessary minimal stable signal (MSS) of the TEV, even at two-phase state, and would inevitably give rise to the hunting of the TEV-controlled system according to the MSS theory. These experimental results might provide references for the design of the heat exchanger of multi-circuit refrigerating system.

water mal-distribution; multi-circuit evaporator; thermostatic-expansion-valve; vibration; evaporator capacity; minimum stable signal

10.11918/j.issn.0367-6234.201603101

2016-03-20

國(guó)家自然科學(xué)基金(51006079)

黃 東(1975—)，男，副教授，博士生導(dǎo)師

黃 東，d_huang@mail.xjtu.edu.cn

TB

A

0367-6234(2017)07-0171-07