電子膨脹閥流量實驗論文

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摘要摘要：本文電子膨脹閥的流量特性進行了探究，實驗測定了不同結構的電子膨脹閥在不同工況下的流量特性。在考慮膨脹閥的流通面積、閥頭結構、膨脹閥進出口工況、制冷劑性質等參數的影響下，基于實驗數據，擬合了R410A在指定工況下的流量特性關聯式，獲得的關聯式和實際數據的相對偏差在-7.6%—0.5%之間。

摘要：電子膨脹閥流量特性制冷劑

1引言

制冷系統中的節流機構和壓縮機、冷凝器、蒸發器并稱為制冷系統的“四大件”，是制冷系統中必不可少的元件之一，起著節流降壓的功能。它直接控制著蒸發器制冷劑的流量和蒸發器出口的過熱度。節流機構和系統其它主要部件的良好匹配是改善系統運行并適應系統負荷變化的基礎。

由于毛細管和節流短管流通面均不可變，對于流量特性其影響因素相對較少。國內外探究者對流量特性探究較多[1-5，并總結了許多流量特性的經驗或半經驗公式。Wolf[5等對以R22,R134A,和R410A為工質的毛細管的流量特性提出了無量綱經驗公式。Melo[6等對以R12,R134A,R600A為工質的毛細管的流量特性提出了經驗公式。Kim[7等人對以R22,R407C,R410A為工質的不同外形的毛細管流量特性提出了類似于Wolf的經驗公式。以上三家的經驗公式精度都較高。Aaron和Domanski[8，Kim和O’Neal[9針對以R22為工質，Choi和Kim[10針對以R410A為工質的節流短管的流量特性提出了經驗公式，其公式精度較高。

而對于其它可變節流面積的節流機構—熱力膨脹閥和電子膨脹閥，影響流量特性的因素較多，目前鮮有述及。新型制冷劑如R134A、R407C和R410A等的使用，不僅對膨脹閥制造企業帶來了新的難題，對于膨脹閥的用戶也帶來了新的挑戰。

隨著變頻空調的日益流行，電子膨脹閥的應用越來越廣泛。和傳統的毛細管、節流短管以及熱力膨脹閥相比，電子膨脹閥調節精度高，調節范圍大等優點。但是，目前對于電子膨脹閥流量特性的探究還很薄弱。仍然采用水力學公式對它進行描述[11摘要：（1）

式中摘要：為制冷劑流量，

為流量系數

為流通面積，

為進口制冷劑的密度，

、分別為膨脹閥進出口壓力，

迄今為止，對影響節流機構流量特性的因素，眾家說法不一，甚至出現了相互矛盾的說法。Kim和O’Neal[12認為節流機構的流量特性和節流機構幾何特性，入口條件，出口壓力有關，并以此擬合出了節流短管的流量系數半經驗公式。Singh[13等人認為節流機構的流量特性不僅和上述因素有關，還和制冷劑物性有關。市川常雄[18認為錐閥的流量系數和閥針的角度，閥的開度，節流通道直徑等因素有關。笠井浩爾對閥進行了系統的進行了探究[19,并得出線性閥的流量系數不僅和工質的物性有關,還和閥的幾何參數有關。Stone[20認為球閥的流量系數和雷諾數成指數關系摘要：

(2)

、n的取值和閥的幾何結構有關。

阿武芳朗[21等認為滑閥的流量系數不僅和Re數有關，而且和閥口開度，徑向間隙等都有關系。D.D.Wile[22探究了熱力膨脹閥的流量特性后認為流量系數和膨脹閥的幾何特性無關，而和制冷劑物性以及進出口條件有關，并針對R22為制冷劑時提出了流量系數的經驗公式摘要：

（3）

式中摘要：ρ－制冷劑液體進口密度，kg/m3ν－制冷劑出口比容，m3/kg

而A.Davies和T.C.Daniels[23則認為流量系數僅僅和工質的出口干度有關，并指出飽和的R12制冷劑液體通過薄刃銳孔節流時，實際流量和節流后的干度成線性反比。

本文通過建立基于液環法的實驗系統，對新工質R410A電子膨脹閥的節流特性進行探究，獲得了膨脹閥流量系數和閥體幾何結構，進出口條件以及制冷劑物性的關系。

2實驗臺及電子膨脹閥試樣簡介

2.1實驗臺簡介

圖1為試驗的原理圖。圖中,實驗臺的理論循環為1-2-3-4-1，實際制冷系統循環為6-5-2-3-6。其中,4→1為制冷劑在磁力泵中壓力升高的過程；1→2為低壓換熱器中加熱升溫過程；2→3為節流過程；3→4為高壓換熱器中冷凝放熱過程；6→5為制冷循環中壓縮機壓縮過程；5→2為制冷循環中冷凝放熱過程；2→3為節流過程；3→6為制冷循環蒸發器中蒸發過程。

圖1實驗臺原理圖

試驗采用新工質R410A，試驗臺的裝置如圖2摘要：

圖2實驗裝置圖

實驗控制的參數為電子膨脹閥前的溫度、壓力。測試結果為制冷劑流量，采用質量流量計測量。電子膨脹閥從全關到全開為500脈沖，，開度由PLC控制。閥前溫度通過調節熱水泵變頻器頻率改變熱水循環流量來獲得，閥后溫度和壓力可以通過改變乙二醇泵變頻器頻率來獲得。

2.2實驗參數設定

本文對DPF系列電子膨脹閥進行了實驗，選取的膨脹閥有DPF1.6、DPF1.8、DPF2.0、DPF2.2四種膨脹閥,膨脹閥的閥針、閥座結構如圖3。不同膨脹閥的閥針、閥座參數不同。實驗過程中，將同一個閥針安放在不同的閥中進行了實驗。

根據國際標準，本文測試工況點摘要：

閥前壓力摘要：23.981、27.014、30.333bar，冷凝溫度摘要：40、45、50，過冷度摘要：1.5、5、10。蒸發溫度分別為0、5、10；本試驗中閥前溫度偏差可控制在±0.2；閥前、閥后壓力偏差控制在±20kPa；閥后溫度偏差控制在±1。

3實驗結果及分析

將膨脹閥的開度依次增加50脈沖從100脈沖到500脈沖，將工況穩定在設定點180s，記錄所測的質量流量。

前人對毛細管、節流短管以及膨脹閥的探究結果表明[5-10,12，節流機構的流量特性和節流機構的進口溫度、壓力，出口壓力、干度，進出口的壓力差，節流機構的流通面積，節流機構的結構參數等因素有關。因此本文選取，，，，，，，，，為變量對膨脹閥流量特性進行關聯式擬合?？梢员硎緸檎?/p>

（3）

式中各項意義如表1摘要：

表1閥座孔的內徑，

流通面積的等效直徑

流通面積

入口過冷度

進口壓力

進出口壓力差

出口干度

進口密度

進口動力粘度

進口汽化潛熱

臨界溫度

臨界壓力

本文選取，，，作為基本物理量。對（3）式進行量綱分析可得摘要：

（4）

至的意義如表2

表2

本文將（4）式寫成方程（5）的形式摘要：

（5）

本文基于DPF1.6，DPF1.8，DPF2.0，DPF2.2四種閥的實驗數據擬合出了如（5）式形式的關聯式摘要：

(6)

并將關聯式（6）對DPF2.2閥座內置2.0閥針膨脹閥的實驗數據進行驗證，其關聯式和實驗結果的相對偏差如圖3摘要：

圖3關聯式相對偏差

從圖3中可以看出，關聯式和實驗結果的相對偏差在-7.6%—0.5%之間，相對偏差較小。

4結論

本文通過液環法節流機構實驗臺，對不同閥頭結構的電子膨脹閥使用R410A為制冷劑時在不同工況下的流量特性進行了實驗探究。在考慮不同流通面積、閥前工況、閥前物性、閥前后壓力差、閥后工況、閥體結構等參數的影響的情況下，擬合出了電子膨脹閥流量特性的關聯式。關聯式經實驗驗證，相對偏差在-7.6%—0.5%之間，能夠較準確的描述R410A在冷凝溫度40至50之間，過冷度在1.5至10之間，出口溫度在0至10之間經過電子膨脹閥的流量特性。

參考文獻

[1StablerLA.Theoryanduseofacapillarytubeforliquidrefrigerantcontrol.RefrigeratingEng1948;55(1)摘要:55–9.

[2LiRY,LinS,ChenZH.Numericalmodelingofthermodynamicnon-equilibriumflowofrefrigerantthroughcapillarytubes.ASHRAETrans1990;96(1)摘要:542–9.

[3ChenZH,LiRY,LinS,ChenZY.Acorrelationformetastableflowofrefrigerant12throughcapillarytubes.ASHRAETrans1990;96(1)摘要:550–4

[4WijayaH.AdiabaticcapillarytubetestdataforHFC-134a.In摘要:ProceedingsoftheInt.RefrigerationConf.AtPurdue,WestLafayette,Indiana,USA;1992.p.63–71.

[5WolfDA,BittleRR,PateMB.Adiabaticcapillarytubeperformancewithalternativerefrigerants.ASHRAERP-762,1995.

[6MeloC,FerreiraRTS,NetoCB,GoncalvesJM,MezavilaMM.Anexperimentalanalysisofadiabaticcapillarytubes.AppliedThermalEng1999;19摘要:669–94.

[7KimSG,KimMS,RoST.ExperimentalinvestigationoftheperformanceofR22,R407C,andR410Ainseveralcapillarytubesforair-conditioner.IntJRefrigeration2002;25摘要:521–31.

[8AaronDA,DomanskiPA.Experimentation,analysis,andcorrelationofrefrigerant-22flowthroughshorttuberestrictors.ASHRAETrans1990;96(1)摘要:729–42.

[9KimYC,O’NealDL.Two-phaseflowofR-22throughshorttubeorifices.ASHRAETrans1994;100(1)摘要:323–34.

[10ChoiChung,Kim.Ageneralizedcorrelationfortwo-phaseflowofalternativerefrigerantsthroughshorttubeorifices.InternationalJournalofRefrigeration27(2004)393–400

[11YongchanKim,1994.“Two-phaseFlowofR-134aandR-12throughShort-TubeOrifices”,ASHRAETransactions100(part2),582-591.

[12KimY,O’NealDL.Asemi-empiricalmodeloftwo-phaseflowofrefrigerant-134-athroughshorttubeorifices.ExperimentalThermalandFluidScience1994;9(4)摘要:426–35.

[13SinghGM,HrnjakPS,BullardCW.Semi-empiricalmodelofrefrigerantR134aflowthroughorificetubes.InternationalJournalofHVAC%26amp;RResearch2001;7(3)摘要:245–62.

[14市川常雄,清水孝,ボペット牟の流量系にっぃて，機論31卷222號1965,PP.317-319.

[15笠井浩爾,丹ボすぺト弁の流量系數につぃて,機論32卷,251號,1967摘要:1083-1096.

[16stoneJA.Dischargecoefficientandsteady—stateflowforcesforhydraulicpoppetvalves.TransASME,Jour.Engng,82Ser.D-1(march1960)摘要:144-158.

[17阿武芳朗秋山伸幸,スぅ-ル形油壓方向切換牟の流量系數にっぃて(第一報,第二報).日本機械學會論文集36卷286號1970,PP.960-981.

[18WileD.D.“TheMeasurementofExpansionValveCapacity”,RefrigerationEngineering,1935(8).

[19DaviesADavidsTC“SingleandTwo-phaseFlowofDIchlorodifluoromethranethroughSharp-edagedOrifices”,ASHRAETransaction1973,79,part