一种喷射器膨胀直接供液制冷循环及性能分析

谢 令 陈光明

(浙江大学制冷与低温研究所浙江省制冷与低温技术重点实验室 杭州 310027)

1 引言

欧盟于2006年推出了编号为2006/40/EC的MAC法规，该法规规定从2011年1月1日起，在欧盟市场销售的获批新车型汽车空调器中禁止使用GWP值大于150的氟化气体;并从2017年1月1日起，在欧盟市场销售的所有汽车空调器中全面禁止使用GWP值大于150的氟化气体［1］。因此，汽车空调器中制冷剂的更新换代显得尤为迫切。目前的替代制冷剂中，氟化烯烃(如R1234yf、R1234ze)由于其良好的制冷性能和友好的环境特性备受关注。这两种氟化烯烃的ODP值均为0，GWP值也都在2以下。R1234ze有两种同分异构体，分别为顺式异构体R1234ze(Z)和反式异构体R1234ze(E)，标准沸点分别为9℃和－19℃。本文中所提的R1234ze均指其反式异构体R1234ze(E)。R1234yf具有跟R134a非常相近的物理特性，因而受到很多研究者关注，但其生产成本昂贵，在后续运用中会受到一些限制。相较之下，R1234ze生产成本较低，且常温下不可燃，安全性相对较高。Brown等［2］人将R1234ze直接运用在目前的汽车空调中，结果显示，R1234ze的COP比R134a略高，但两者的容积制冷量VCC(Volumetric Cooling Capacity)的差距达到了33%左右，要达到同样的制冷量，前者需要更大的压缩机排量。因此，有学者认为，直接用R1234ze来替代 R134a并不适合［2-4］。其实在传统循环的基础上直接替换制冷剂导致循环性能变差也是目前很多新型环保制冷剂面临的共同问题。要将新型环保安全的制冷剂运用到现有制冷系统中，改进现有制冷系统结构就很有必要。

2 直接供液式喷射器膨胀制冷循环

传统的蒸气压缩制冷系统4个核心部件都有较大的㶲损失，如压缩机的压缩㶲损失、冷凝器和蒸发器的换热㶲损失、节流阀的节流㶲损失等等。为达到提升系统COP的目的，就要从减小这些损失出发［5］。

为此，提出如图1的循环，以期减小流阀节流损失、蒸发器换热损失和压缩机压缩损失。具体来说就是:

(1)引入两相喷射器替代传统制冷循环中的节流阀作为唯一的膨胀机构，从冷凝器出来的过冷液体作为工作流，从蒸发器出来的过热蒸气作为引射流，喷射器出口接汽液分离器。用喷射器替代节流阀起膨胀作用时㶲损失更小;

图1 直接供液式喷射器膨胀制冷循环Fig.1 Direct liquid feeding ejector expansion refrigeration cycle

(2)传统循环中一般采用蒸发器过热来保证压缩机吸入的蒸气不含液，如R134a循环，但是过热会使压缩机排气温度升高，不利于压缩机的工作。新循环中汽液分离器分离出喷射器出口两相流体中的蒸气部分，通向压缩机吸气口，这样能够保证压缩机吸入的蒸气是饱和的，且压力大于蒸发器出口即引射流压力，两个压力的差值应该等于制冷剂在汽液分离器和蒸发器中的压力损失，这样压缩机的压比会减小。因为新循环中蒸发器出口依然可以为过热蒸气，这样既增加了有效制冷量，又提高了压缩机压缩效率;

(3)汽液分离器分离出喷射器出口两相流体中的液体部分直接供给蒸发器，而不经过节流阀，蒸发器制冷剂侧平均干度减小，换热器中的压力损失减小，蒸发温度上升，则换热㶲损失也会减小。

本文把这种循环叫做直接供液式的喷射器膨胀制冷循环，以下简称EERC(Ejector Expansion Refrigeration Cycle)。

在R1234ze(E)的P-H图中显示两种循环简图，见图2。

图2中1-2-3-4-1为传统的蒸汽压缩制冷循环，ab-c-d-e-f-g-e-a为直接供液式喷射器膨胀循环。考虑了蒸发器内的压降，并且在蒸发温度(蒸发器进口温度)、冷凝温度、蒸发过热度、冷凝过冷度相同的情况下进行两个循环对比，主要性能提升的原因在于，喷射器循环中的压缩机进口点a压力更高、密度更大，压缩机的压比和耗功减少，因而容积制冷量提升。

根据热力学第二定律分析可知，引入的两相喷射器减小了由于节流引起的不可逆损失、减小了蒸发器传热和流动引起的不可逆损失以及压缩机摩擦引起的不可逆损失，提高了热力完善度。

图2 直接供液式喷射器膨胀制冷循环和传统制冷循环对比Fig.2 Comparison between EERC and TRC

本文对使用R1234ze的EERC性能进行理论分析，得到了在给定温度工况下，以R1234ze为工质的EERC相比传统R134a循环COP和容积制冷量的提升效果，为现有循环中制冷剂的更新换代和新型环保制冷剂的应用探索出更多的途径。

3 循环热力模型

3.1 喷射器模型

早在20世纪50年代，Keenan等［6］人便根据工作流和引射流的混合方式的不同，提出了喷射器的两种混合模型即等压混合模型和等面积混合模型，并认为等压混合模型喷射器有更好的性能，但是难以实现，适应性很差，且理论计算与实际差别很大，后续的研究［7-9］也证明了这一点。故本文采用了基于质量守恒、动量守恒和能量守恒定律的等面积混合模型［10-11］。该模型的假设如下:

(1)工作流体喷嘴出口和引射流体喷嘴出口的压力一致;

(2)工作流体和引射流体在各自喷嘴出口之后立即开始等面积混合;

(3)工作流体和引射流体喷嘴中的膨胀过程和扩压室内的增压过程与理想等熵过程的符合程度均可以用等熵效率来表示，混合室内摩擦阻力对动量守恒的影响可以用混合室混合效率来表示;

(4)喷射器内的工作过程可以看作是沿轴向一维变化的;

(5)喷射器内各个组件是绝热的;

(6)喷射器的工作流体和引射流体的进口处和扩压室的出口处的速度可以忽略不计。

喷射器结构如图3所示，各分部件的简化模型介绍如下。

图3 等面积喷射器模型Fig.3 Constant area ejector mixing model

3.1.1 工作流和引射流进口喷嘴

两相喷射器中，两个喷嘴中随着压力的降低都有两相态出现，直接采用理想气体模型分析计算误差很大。本文引入等熵效率值来表示喷嘴中的过程与等熵过程的符合程度从而计算出喷嘴出口的状态，计算方程如下:

式中:h1，is、h2，is为等熵膨胀时工作流体喷嘴出口、引射流体喷嘴出口的焓值，kJ/kg;h1、h1b、h2、h2b分别为工作流体喷嘴进口、工作流体喷嘴出口、引射流体进口和引射流体喷嘴出口的实际焓值，kJ/kg;ηp和ηs分别为工作流喷嘴和引射流喷嘴的等熵效率，取为 0.85［12］。

3.1.2 混合室

利用质量守恒、动量守恒和能量守恒定律，可以由已知的混合室进口状态得到混合室出口的状态，这里引入混合室效率ηmm来考虑混合室内摩擦对动量变化的影响。

式中:μ为引射系数;Pb、P3m为两个喷嘴出口、混合室出口的压力值，Pa;h3m为混合室出口的焓值，kJ/kg;u1b、u2b、u3m分别是工作流喷嘴出口、引射流喷嘴出口、混合室出口的速度值，m/s;ηmm为混合室效率，取 0.975［13］;Ab为等面积混合室的截面积，m2;Ab通过两喷嘴出口两股流的面积之和得到，通过上面两式便可以得到混合室出口的流体状态。

3.1.3 扩压室

根据前文中扩压室出口速度忽略不计的假设，可以得到扩压室出口实际焓值，再引入扩压室等熵效率ηd来反映其与理想等熵过程之间的符合程度，则有:

式中:h3d为扩压室出口焓值，kJ/kg;h3，is为等熵膨胀时的扩压室入口值，kJ/kg;ηd为扩压室等熵效率，取为 0.85［12］。

3.2 制冷循环模型

除了喷射器以外，EERC其他部分与传统蒸汽压缩制冷循环是一致的，本文对其他部分做了以下假设:

(1)压缩机压缩过程与等熵压缩的符合程度用压缩效率来表示;

(2)冷凝器中以及连接管路的制冷剂侧

没有压力损失，冷凝器出口制冷剂过冷度和蒸发器出口过热度设为已知;

(3)蒸发器内，制冷剂侧的压力损失可通过关联式(7)(8)(9)(10)计算［14］。

式中:Δp为两相制冷剂蒸发侧压降，Pa;G为总的质量流量，kg/(m2˙s);fN为流体雷诺数;Re综合流体雷诺数;v为两相流比容，m3/kg;Kf为Pierre沸腾数;Δx为干度变化;hfg为液相汽化潜热，kJ/kg;L为两相段管长，m;g为重力加速度，m/s2;Dh为管内水力直径，mm;Dh为动力粘度，kg/(m˙s)。

(4)喷射器工作在设计工况。

将蒸发器进口压力作为蒸发压力，由蒸发压力和蒸发器内的压力损失，可以得到汽液分离器入口压力，该压力即为喷射器的出口压力值。

4 计算算法

算法流程图如图4所示，采用EES软件实现，另外，需注意的是:

图4 计算流程Fig.4 Computing procedure

(1)Pb为喷嘴出口压力值，在进口状态确定之后，Pb值由喷嘴结构决定，通过迭代得到对应温度工况下，循环COP最大时的Pb值，而计算结果中的性能参数都是在最优Pb下的值;

(2)当循环稳定运行在理想工况时，汽液分离器分离前的流体干度应该等于1/(1+μ)，将此作为计算稳定下引射系数μ的限制;

(3)将直接供液式EERC与TRC进行对

比时，选择的工况假设了两种循环的蒸发温度即蒸发器进口温度相同，过冷度过热度分别定位5℃和2℃，且蒸发器内的压力损失相同。实际运行时，由于蒸发器进口为纯液相，直接供液式EERC蒸发器压力损失小于TRC，实际性能参数的提升比会更大;

(4)蒸发器内的压力损失值用喷射器出口压力和引射流体进口压力的差值代替;

(5)新循环容积制冷量VCC定义式为:容积制冷量=引射系数×单位质量流量制冷剂制冷量×压缩机吸气密度。

5 计算结果及分析

根据前面的分析，本文所提出的循环相较传统循环减少了节流、蒸发器和压缩机的㶲损失，从而带来性能参数的提升。喷射器对来自蒸发器的过热引射流的压力的提升使得压缩机吸气压上升，压缩功减小，达到提升COP和容积制冷量VCC的目的。此处定义一个重要参数，即升压比，表示喷射器扩压室出口压力与引射压力的比值，计算结果如表1和表2所示。在给定温度工况下，喷射器升压比处在1.23¯1.33之间，变化不大。假设循环工作在设定工况，则这两个位置的压力差等于汽液分离器和蒸发器的压力损失。

表1 冷凝温度变化时升压比(T e=12℃)Table 1 Pressure lift ratio under different condensing temperature(T e=12℃)

表2 蒸发温度变化时升压比(T c=45℃)Table 2 Pressure lift ratio under different evaporating temperature(T c=45℃)

R1234ze的直接供液式EERC与传统的蒸气压缩制冷的TRC(Traditional Refrigeration Cycle)性能比较如图5和图6所示，直接供液式EERC相对于TRC，在COP和容积制冷量VCC均有显著提升。在给定温度工况下，COP的提升量均在30%以上的，VCC的提升也在26%以上。在分析汽车空调制冷剂替代时，重点就在于这种优势能否弥补用R1234ze直接替代R134a性能上的不足。如果能够弥补，那么是否可以找到新循环的运行特点，用以指导新循环的实际应用。以上两点也是是本文分析的主要目的。

图5 R1234ze(E)EERC和TRC性能参数随蒸发温度变化Fig.5 Performance parameters of R1234ze(E)EERC and R1234ze(E)TRC under different evaporating temperature

图6 R1234ze(E)EERC相对TRC性能参数随冷凝温度变化Fig.6 Performance parameters of R1234ze(E)EERC and R1234ze(E)TRC under different condensing temperature

将R1234ze的EERC的性能与R134a的TRC比较，COP的提升幅度依旧明显，如图7和图8所示，随蒸发温度或者冷凝温度的变化，提升幅度基本稳定。

若考虑用R1234ze直接供液式EERC替代现行R134a制冷循环，容积制冷量成为主要的考虑因素，如图9和图10所示，R1234ze EERC容积制冷量与R134a TRC的差距，从直接替代时的33%降到了6%¯12%之间，效果明显，说明此种替代方式是可行的。

图7 R1234ze EERC相对R134a TRC的COP提升比随蒸发温度变化Fig.7 COP lift ratio of R1234ze EERC over R134a TRC under different evaporating temperature

图8 R1234ze EERC相对R134a TRC的COP提升比随冷凝温度变化Fig.8 COP lift ratio of R1234ze EERC over R134a TRC under different condensing temperature

图9 R1234ze EERC与R134a TRC的VCC差距随蒸发温度变化Fig.9 VCC gap between R1234ze EERC and R134a TRC under different evaporating temperature

图10 R1234ze EERC与R134a TRC的VCC差距随冷凝温度变化Fig.10 VCC gap between R1234ze EERC and R134a TRC under different condensing temperature

另外，在高冷凝温度和低蒸发温度下，容积制冷量差距更小，这说明在重点考虑容积制冷量时，替代性能更佳。传统循环中，在高冷凝温度和低蒸发温度下，节流阀前后的压力差变大，不可逆性也变大，导致压缩机压比也变大，即制冷工况更为“恶劣”。而根据前面的分析，EERC减少了循环压缩机的耗功，提升了压缩机吸气口的密度，从而提升了容积制冷量。这种优势随着工况恶化而更为明显，此计算结果与前面的分析保持一致。

因此可以得出，直接供液式EERC替代现有制冷循环在下面两种情况下带来的性能的提升会更突出:

(1)冷凝器工作在风冷工况，特别是在环境更高的地区如东南亚，中东，此时冷凝温度较高;

(2)制冷循环工作在蒸发温度较低的工况，如冰箱或者冷库的冷冻工况等，这类循环对蒸发器中的压力损失更为敏感。

6 结论

根据前面的分析可以得出以下结论:

(1)R1234ze(E)直接供液式EERC相比于传统R134a汽车空调循环，在给定的空调工况下，理论分析得到的COP提升都能达到22%以上，容积制冷量差距从直接替代时的33%降到了6%¯12%之间，效果明显。考虑到对比时假定了蒸发器压降相等，在实际运用时，性能提升将更为明显，因此替代是可行的;

(2)在高冷凝温度和低蒸发温度下，R1234ze(E)的替代性能更佳。也就是说在蒸发温度较低的工况，如冰箱或者冷库冷冻间以及冷凝温度较高的工况，如风冷工况，特别是在环境更高的地区如东南亚、中东，用直接供液式EERC替代现有制冷空调循环非常有潜力。除此之外，在考虑用环保制冷剂特别是低压制冷剂替代传统制冷剂时，它也是一个很好的选择。

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