喷射式制冷系统的仿真计算和实验研究.pdf

1、2020 年第 9 期( 总第 48 卷第 355 期)建筑节能 暖 通 空 调doi: 103969jissn1673- 7237202009008收稿日期: 2019- 06- 17; 修回日期: 2020- 09- 24喷射式制冷系统的仿真计算和实验研究张瀚月， 罗浩， 刘荔， 赵宇( 中国人民解放军军事科学院 国防工程研究院， 武汉430010)摘要:基于 CFD 模型计算和喷射式系统实验设备， 对喷射器结构参数、 工况条件对喷射系数 E 和机械 COP 的影响进行了分析。实验结果显示: 喷射系数 E 和机械 COP 均随喷嘴喉部直径 Dn、 引射器喉部直径 De的增加呈现先升高后减小

2、的变化趋势， 当 Dn= 5 mm、 De=17 mm 时， 两者达到最大值; 喷射系数 E 和机械 COP 同样均随发生温度的升高呈现先急剧升高后缓慢减小的变化趋势， 当 Tgen=72 时， 两者取最大值; Tcon40 时， 喷射系数 E 受冷凝温度的影响较小， 而当 Tcon40 时， 喷射系数 E 急剧下降; 机械 COP 随冷凝温度的升高呈现先升高后减小的变化趋势， 当 Tcon=40 时得最大值。关键词:喷射器; 喷射系数; 喷嘴喉部直径; 引射器喉部直径; 发生温度; 蒸发温度中图分类号:TU83文献标志码:A文章编号:1673- 7237( 2020) 09- 0042- 0

3、5Simulation and Experimental Study of the Ejector efrigeration SystemZHANG Han- yue，LUO Hao，LIU Li，ZHAO Yu( National Defense Engineering Institute，PLA Academy of Military Sciences，Wuhan 430010，China)Abstract:Based on CFD model calculation and experimental equipment of ejector refrigerationsystem，inf

4、luence of injector structural parameters and working conditions on injection coefficient E andCOP are analyzed Experimental results show that injection coefficient E and COP all increase firstly andthen decrease with the increase of nozzle throat diameter Dnand ejector throat diameter De，they reach

5、themaximum value when Dnis equal to 5 mm and Deis equal to 17 mm; injection coefficient E and COP alsoshow a sharp trend increase and then decrease slowly with the increase of generation temperature，theyreach the maximum value when generation temperature is equal to 72 ;condensation temperature has

6、alittle influence on injection coefficient E when condensation temperature is less than 40 while injectioncoefficient E drops sharply when condensation temperature is more than 40 ;injection coefficient Eand COP increases firstly and then decreases with the increase of condensation temperature，and t

7、hemaximum value is reached when condensation temperature is equal to 40 Keywords:ejector;injection coefficient;nozzle throat diameter;ejector throat diameter;generationtemperature;evaporation temperature0引言为响应中央号召， 开发太阳能、 地热能、 核能等清洁能源， 各种新型设备的研发逐渐受到重视。其中，喷射式系统凭借其结构简单、 造价低、 运行可靠等优点使其逐渐成为低品位能源的有效应用载体，

8、 各种低品位能源在喷射式系统中的应用已在相应领域得到广泛认可并取得一定成效。陈作舟等人提出利用汽车尾气所含的高温余热作为驱动热源的喷射式制冷系统， 为适应较高的冷凝温度， 制冷系统选用两级串联喷射器为工质循环提供动力， 进而为发生温度、 蒸发温度对机械 COP 的影响规律进行了分析1 。马俊达等人同样利用喷射器取代了传统制冷系统的压缩机， 采用发动机排气余热为热源驱动喷射式制冷系统， 经计算发现其可完全能满足车辆空调能力的需求2 。喷射器结构设计对系统性能至关重要3 5 ， 温润静等人对喷射器内流体混合机理( 包括定压混合理24张瀚月， 等: 喷射式制冷系统的仿真计算和实验研究论、 定常面积混

9、合理论、 等动量变化理论、 等马赫数梯度法等) 进行了介绍， 并从制冷剂发展在喷射器及制冷系统中的应用、 喷射器内关键部件几何尺寸的研究等内容展开分类总结， 进而促进喷射器的研究3 。而汤小亮等人以工质选择、 喷射器设计、 系统运行参数优化及新型太阳能喷射式制冷技术为核心对喷射式制冷的工作原理及系统构成进行了总结4 。除理论分析外， 大量的实验研究才更具有可信性6 9 。杨新宇等人基于 CFD 模拟计算对喷射器性能受喉部面积比的影响进行了研究， 研究发现确实存在一最优喉部面积比 A 使得喷射系数和机械 COP最大6 。曲晓萍等人建立了双喷射式制冷系统的物理模型和数学模型， 在对实验变量对系统性

10、能的影响进行分析中发现: 喷射系数和机械 COP 均随发生温度和蒸发温度的升高而增大， 随冷凝温度的增大而减小7 。余超群等人基于对太阳能蒸汽喷射式制冷系统性能的研究， 用控制变量法研究了蒸发温度和发生温度对制冷系统的喷射系数、 制冷量和 COP 的影响， 研究发现: 喷射系数、 制冷量和 COP 随蒸发温度的上升而增加， 当发生温度大于 66 时， 喷射系数、 制冷量和 COP 随着发生温度的上升先增加后减小8 。本文利用喷射式制冷系统测试台， 首先对喷射器结构参数对喷射系数和系统性能的影响进行模拟计算， 而后对实验工况对喷射器喷射系数和系统性能的影响进行实验研究， 进而为喷射式系统的开发提

11、供理论基础和实验依据。1实验设备来自太阳能集热器的高温水在发生器内与工质进行换热， 对其进行加热处理产生高温高压蒸汽， 这股蒸汽进入喷射器后， 在喷嘴中迅速膨胀形成高速低压流体， 使蒸发器中的低压蒸汽通过引射通道被抽吸到喷射器中， 两股流体充分混合后在扩压室恢复压力， 进入冷凝器放出热量。冷凝器出来的工质一部分经膨胀阀进入蒸发器， 一部分经工质泵进入发生器。蒸发器内制冷剂蒸汽被抽吸带走形成低压( 即蒸发压力) ， 工业、 商业、 生活用冷源在蒸发器内与制冷剂进行换热， 释放热量形成低温冷源。低温冷源工质由泵进行驱动， 并使用电加热器针对用水要求对冷源工质进行控温处理。对水路中恒温水箱进行选型时

12、，需充分考虑冷源工质随换热温差变化而引起的容积变化， 即恒温水箱设计的余量体积需考虑冷源工质循环流量和温差引起的体积变化量两个变量， 系统具体原理图如图 1 所示。图 1喷射式制冷系统原理图Fig. 1 Schematic diagram of ejector refrigeration system喷射器结构的优化对喷射式制冷系统性能至关重要。喷射器内， 工作气体以压力 P1和速度 v1进入喷嘴， 喷嘴内气体压力由 P1降到 P2， 速度从 v1增加到 v2。工作气体以速度 v2从喷嘴流出进入接受室，进而把以压力 Peva进入接受室的引射气体从接受室吸走。随 着 离 喷 嘴 距 离 的 增

13、加， 流 体 的 质 量 流 量依靠引射介质的加入而不断增加。在离喷嘴出口截面某一距离时， 向混合室流动的流体将充满接受室，并且在这个截面上， 速度场沿半径方向具有较大不均匀性， 在流束的边界上， 流体速度较小， 而在流束的轴线上， 流体的速度接近工作流体从喷嘴中流出来的速度 v2。此截面即是接受室的终截面， 也是混合室的始截面。由于王倩已在其研究中对喷射器内工质流动状态做了详细介绍10 ， 本文仅对此作简要分析。在混合室入口截面混合流体压力约为 P2， 速度场很不均匀， 可假定入口截面上流体由两股共轴流体组成: 质量流量为 mg和较大速度 vg的中心流体和质量流量为 me和速度 ve的周围流

14、体。工作流体和引射流体压力随离喷嘴距离的增加而趋于均匀， 并在离喷嘴某一距离时达到同一压力。在混合室的出口截面， 流体具有均匀速度场， 速度均匀的过程伴随着混合压力从入口 P2提高到出口 P3。而后流体进入扩散器， 流体压力从 P3提高到 Pc， 速度从 v3提高到 vc， 最后， 混合流体以压力 Pc， 速度 vc的状态从喷射器中流出， 喷射器结构示意图见图 2。混合室工质动量方程为:2( mgvg2+ meve2) ( mg+ me) v3=( P3 Pg2) fg2+ ( P3 Pe2) fe2( 1)34张瀚月， 等: 喷射式制冷系统的仿真计算和实验研究图 2喷射器结构示意图Fig.

15、2 Schematic diagram of injector structure式中: Pg2为混合室入口截面工作流体的静压， Pa;Pe2为混合室入口截面引射流体的静压， Pa;fg2为工作流体在混合室入口截面所占面积， m2;fe2为引射流体在混合室入口截面上所占面积， m2;2为混合室的速度系数， 取 0. 975。喷嘴入口截面积fg可根据输入管道中截止速度确定:fg= mgVg/vg( 2)式中: V 为工质比体积， m3/kg;v 为工质流速， m /s。喷嘴出口截面积 f2由连续性方程确定，fgmgg= fg2mg2g2( 3)即:fg2/fg=1/qg2混合室出口截面积为:fg

16、2/fg= Pg( 1 + E) 0. 5/P2q( 4)扩散器出口截面积 fc:fc= ( 1 + E) mgVc/vc( 5)此外， 参考王剑桥11 的研究成果对喷射器轴向长度进行计算， 经计算， 喷射器主要结构参数见表 1。表 1喷射器结构参数Table 1 Structural parameters of injector符号尺寸/mm符号尺寸/mmL135L8140L217D118L35Dn5L419D318L514De12L655D527L750D6252实验处理2. 1数据处理使用铂电阻、 压差变送器对系统工质压力、 温度进行测量， 由于工质在各换热器进出口均保持单相状态， 因此

17、可根据所测温度、 压力值计算工质焓值。工质循环所消耗的机械功与输入发生器的热量相比可忽略不计， 因此计算中仅对蒸发器、 冷凝器、 发生器内换热量进行计算12 ， 系统选用机械 COP 对系统性能进行评价， 即:COP = Qeva/Qnet( 6)式中: Qeva为蒸发器内工质换热量， kW。Qeva= me( heva， out heva， in)( 7)式中: Qnet为发生器内热量输入值与冷凝器热量输出值的净换热量， kW。Qnet= Qgen Qcon( 8)发生器内换热量 Qgen， 即:Qgen= mg( hgen， out hgen， in)( 9)冷凝器内换热量 Qcon， 即

18、:Qcon= ( mg+ me) ( hcon， in hcon， out)( 10)喷射系数 E 用于评定喷射器性能， 即:E = me/mg( 11)式中: mg、 me分别为工作流体和引射流体的质量流量， kg /s。2. 2流体动力学模型除入口一段距离外， 喷射器中大部分区域内工质流速较高， 甚至超过音速， 是充分发展的湍流流动， 并在混合室入口段会产生漩涡和压力梯度较大的流动，因此， 工质湍流模型选用 ealizable k 模型。固体壁面的充分发展湍流区沿壁面法线方向分为壁面区和核心区， 其中， 核心区内流动为完全湍流区， 而壁面区流体受壁面流动条件的影响比较大， 可分为粘性底层、

19、 过渡层和对数律层三部分， 其中， 粘性底层为一紧贴壁面的薄层， 粘性力在层内动量、 热量及质量交换中起主导作用， 可视为层流; 过渡层内粘性力和湍流切应力的作用相当， 流动状况较复杂; 对数律层在最外层， 湍流切应力占主导地位， 流速分布接近对数定律， 工质处在充分发展湍流状态。因此，再使用壁面函数法处理近壁面区域流体的流动。工质在喷射器内的流动过程中将出现高速、 压力梯度大等非常规现象， 因此在 FLUENT 中的真实气体模型中， 选择 NIST real gas model， 该模型可调用EFPOP v7. 0 对流体进行热动力参数和传输参数进行计算。此外， 根据喷射器的结构， 在研究中

20、选用四44张瀚月， 等: 喷射式制冷系统的仿真计算和实验研究边形结构化网格， 一对一搭接的多区技术进行网格划分。边界条件设置为: 工作流体、 引射流体为压力进口， 混合流体为压力出口， 壁面绝热。利用 Huang 等人提供的实验数据对喷射器的CFD 模型进行验证13 。对比发现， CFD 模拟结果与实验结果相近， 两者误差范围为 5. 69%5. 48%， 可证明所选模型、 边界条件、 网格划分等条件设置的有效性， 具体结果可见表 2。表 2CFD 计算值与实验值的对比Table 2 Comparison of CFD calculation and experimental valuesTg

21、en/Teva/Tcon/E( CFD)E( 实验)8012300. 5970. 6138512330. 4870. 4959012360. 3960. 404808300. 4310. 432858330. 3920. 388908360. 3260. 3153实验数据分析本文使用 CFD 流动热力学模型研究喷射器结构参数( 主要指喷嘴喉部直径 Dn和引射器喉部直径De) 对系统性能及喷射器性能的影响， 采用对工况条件( 发生温度和冷凝温度) 对系统性能及喷射器性能的影响进行实验分析。3. 1喷射器结构参数对喷射器喷嘴喉部直径 Dn进行研究时， 喷嘴进出口内径保持不变。蒸发温度为 8 、 发

22、生温度为 85 、 冷凝温度为30 的实验工况下， 喷射系数 E 和机械 COP 受喷嘴喉部直径 Dn的影响规律如图 3 所示， 由图 3 可知: 当喷嘴喉部直径 Dn在 45 mm 范围时， 喷射系数 E 与喷嘴喉部直径 Dn呈正相关， 其值由 0. 38 增至0. 35; 当喷嘴喉部直径 Dn在 56. 5 mm 范围时， 喷射系数 E 与喷嘴喉部直径 Dn呈负相关， 其值由 0. 35降至 0. 12; 但当喷嘴喉部直径 Dn大于 6. 5 mm 时， 喷射系数 E 的下降速度加快， 其值降至 0. 16。图 3喷嘴喉部直径 Dn对系统性能的影响Fig. 3 Influence of n

23、ozzle throat diameter Dnon system performance此外， 当喷嘴喉部直径 Dn小于 5 mm 时， 机械COP 同样与喷嘴喉部直径 Dn呈正相关， 而当喷嘴喉部直径 Dn大于 5 mm 时， 机械 COP 同样与喷嘴喉部直径 Dn呈负相关。综上所述: 当喷嘴喉部直径 Dn=5 mm 时， 喷射系数 E 和机械 COP 均达到最大值， 为0. 35 和 0. 85。对引射器喉部直径 De进行研究时， 混合室入口角度、 扩压室出口角度、 扩散器进出口内径 D3/D5保持不变。蒸发温度为 8 、 发生温度为 85 、 冷凝温度为30 的实验工况下， 喷射系数

24、E 和机械 COP 受引射器喉部直径 De的影响规律如图 4 所示， 由图 4 可知:当引射器喉部直径 De在 1112 mm 范围时， 喷射系数 E 与引射器喉部直径 De呈正相关， 其值由 0. 05增至 0. 21; 而当引射器喉部直径 De在 1217 mm 范围时， 喷射系数 E 与引射器喉部直径 De同样呈正相关， 但其增加速度明显加快， 其值由 0. 21 升至 0. 51;当引射器喉部直径 De在大于17 mm 时， 喷射系数 E与引射器喉部直径 De显著呈负相关。图 4引射器喉部直径 De对系统性能的影响Fig. 4 Influence of ejector throat d

25、iameter Deon system performance同样， 当引射器喉部直径 De小于17 mm 时， 机械COP 与引射器喉部直径 De呈正相关， 其值由 0 增至3. 05; 而当引射器喉部直径 De大于 17 mm 时， 机械COP 急 剧 下 降。综 上 所 述， 当 引 射 器 喉 部 直 径De=17 mm时， 喷射系数 E 和机械 COP 达到最大值， 为 0. 51 和 3. 05。3. 2实验工况发生温度的高低可间接表征喷射器内工作流体可用能的变化， 工作流体可用能越大， 其做功能力越大， 引射蒸汽的能力就越大。蒸发温度、 冷凝温度等实验工况恒定时， 喷射系数 E

26、和机械 COP 受发生温度的影响规律如图 5 所示， 由图 5 可知: 当发生温度 Tgen大于 72 时， 喷射系数 E 与发生温度呈负相关， 当发生温度 Tgen在 72100 的范围内， 喷射系数 E 的减小幅度相对较小，54张瀚月， 等: 喷射式制冷系统的仿真计算和实验研究而当发生温度 Tgen大于 100 时， 喷射系数 E 的减小幅度加快; 当发生温度 Tgen小于 72 时， 喷射系数E 与发生温度呈正相关， 即当发生温度 Tgen为 72 时， 喷射系数 E 达到最大值， 为 0. 245。图 5发生温度对系统性能的影响Fig. 5 Influence of generatio

27、n temperature on system performance与喷射系数 E 随发生温度的变化趋势相似， 当发生温度 Tgen小于 72 时， 机械 COP 与发生温度呈正相关， 而当发生温度 Tgen大于 72 时， 机械 COP 随发生温度的升高而减小， 即当发生温度 Tgen为 72 时， 机械 COP 达到最大值， 为 1. 85。蒸发温度为8 、 发生温度为 85 的实验工况下， 喷射系数 E和机械 COP 受冷凝温度的影响规律如图6 所示， 由图6 可知: 当冷凝温度在 2040 范围时， 喷射系数 E受冷凝温度的影响较小， 约为 0. 211， 当冷凝温度大于40 时，

28、喷射系数 E 急剧下降， 最低达 0. 75; 当冷凝温度在 2040 范围时， 机械 COP 随冷凝温度的升高而增加， 其变化范围为 0. 9051. 402， 当 Tcon40 时， 机械 COP 随冷凝温度的增加急剧降低， 当喷射系数小于 0 时， 对机械 COP 的研究已无意义。图 6冷凝温度对系统性能的影响Fig. 6 Influence of condensation temperature on system performance根据冷凝温度对喷射系数 E 和机械 COP 的影响规律， 实 验 运 行 中 需 尽 量 把 冷 凝 温 度 控 制 在40 1 。4结论( 1) 根

29、据计算结果可知: 喷射系数 E 和机械COP 均随喷嘴喉部直径 Dn、 引射器喉部直径 De的增加呈现先升高后减小的变化趋势， 且当喷嘴喉部直径Dn=5 mm、 引射器喉部直径 De=17 mm 时， 两者达到最大值。( 2) 根据实验结果可得: 当 Tgen72 时， 喷射系数 E 和机械 COP 均随发生温度的升高而急剧增加，而当 Tgen 72 时， 两者随发生温度的升高而减小，即当 Tgen= 72 时， 两者取最大值; 当 20 Tcon40 时， 喷射系数 E 受冷凝温度的影响较小， 而当Tcon40 时， 喷射系数 E 急剧下降; 不同于喷射系数 E， 机械 COP 随冷凝温度的

30、升高而增加， 且当Tcon=40 时取最大值。参考文献: 1陈作舟， 唐黎明， 罗江玉， 等 高冷凝温度下两级喷射式制冷系统研究 J 流体机械， 2014， 42( 8) : 64 68 2马俊达， 李广霞， 卢小锐， 等 喷射式制冷系统在发动机余热利用中的应用 J 汽车工程学报， 2012， 2( 1) : 55 61 3温润静， 张博， 吕金升 喷射式制冷系统关键问题研究进展J 太阳能， 2015， ( 2) : 45 50 4汤小亮， 曹家枞 太阳能喷射式制冷技术进展J 太阳能， 2008，( 4) : 24 28 5戴征舒， 陈光明， 张华， 等 喷射器极限工况特性实验研究J 制冷学报

31、， 2017， 38( 5) : 114 118 6杨新宇， 王金锋， 谢晶 喉部面积比对喷射器性能的影响分析J低温与超导， 2011， 39( 6) : 68 71 7曲晓萍， 沈胜强， 张博 太阳能双喷射式制冷系统性能计算分析J 热科学与技术， 2005， ( 1) : 1 5 8余超群， 臧润清， 段振坤 太阳能蒸汽喷射式制冷机性能J 化工学报， 2018， 69( S2) : 205 209 9张博， 沈胜强 太阳能喷射式制冷系统性能的实验研究J 热科学与技术， 2006， ( 1) : 59 63 10 王倩 蒸发压缩/喷射制冷循环中喷射器结构及特性分析D 南京: 南京航空航天大学，

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