不同噴嘴距的CO2兩相引射器實驗研究

張西平 鄧建強 李亞飛 何 陽

(西安交通大學化學工程與技術學院 西安 710049)

CO2在自然界天然存在，以其為工質(zhì)的跨臨界蒸氣壓縮制冷技術一直是近年來制冷領域研究與應用的熱點。但跨臨界循環(huán)節(jié)流損失相對較大，壓縮功耗多，系統(tǒng)性能有待提高[1-2]。引射器通過高壓流體經(jīng)過噴嘴降壓增速，引射卷吸低壓流體，二者混合后降速增壓，形成中間壓力流體流出引射器。使用引射器可以回收高壓流體部分能量，提升壓縮機入口壓力，從而減小壓縮機功耗，提升蒸氣壓縮制冷系統(tǒng)COP。Deng Jianqiang等[3]通過構建一維模擬，發(fā)現(xiàn)跨臨界CO2引射膨脹制冷系統(tǒng)性能理論上較蒸氣壓縮制冷系統(tǒng)可提高22%。C.Lucas等[4]實驗研究發(fā)現(xiàn)跨臨界CO2引射膨脹制冷系統(tǒng)的最大COP相比蒸氣壓縮制冷系統(tǒng)可提高17%。K.Sumeru等[5]模擬和實驗結果均表明，使用兩相引射器替代膨脹裝置可以使蒸汽壓縮制冷循環(huán)的COP提升超過20%。Bai Tao等[6]通過火用分析指出，引射器存在可避免的火用損失，可以通過合理設計來改善引射器性能。R.Yapici[7]實驗研究表明，設計良好的引射器可以改善引射膨脹制冷系統(tǒng)的性能。

引射器性能與其結構參數(shù)密切相關。S.Elbel等[8]通過調(diào)節(jié)引射器噴嘴喉部面積得到了實驗系統(tǒng)的最優(yōu)COP。M.Palacz等[9]使用CFD模型和目標函數(shù)，對噴嘴距、混合段直徑、混合段長度、吸入段漸縮角度、噴嘴漸擴角度和噴嘴出口直徑等6個結構參數(shù)進行了優(yōu)化，結果表明引射器效率提升了6%。何陽等[10]通過延遲均衡模型指出，在一定工況下，存在最優(yōu)混合段直徑使得引射系數(shù)與壓力恢復系數(shù)最優(yōu)。裴文偉等[11]實驗結果表明，R134a兩相流引射膨脹制冷系統(tǒng)在固定工況下，存在最優(yōu)噴嘴喉部直徑和混合段直徑的組合，使引射系數(shù)最大。M.Nakagawa等[12]研究表明，CO2兩相引射器在實驗工況下，混合段長度為15 mm時，引射系數(shù)、壓力恢復性能以及引射膨脹制冷系統(tǒng)的COP均達到最高。鄭立星等[13]開展跨臨界CO2引射膨脹制冷實驗，表明引射器混合段截面積和喉部流通截面積的比越大，系統(tǒng)COP越高。

引射器性能與其內(nèi)部流動機制同樣密切相關。K.Chunnanond等[14]研究表明，引射系數(shù)與主動流在噴嘴出口膨脹后在主動流周圍形成的環(huán)形有效引射區(qū)域有關。Zhu Yinhai等[15]使用高速相機對引射器主動流的膨脹角進行了可視化研究，觀察到膨脹角隨著引射流壓力的增加而減小。Li Yafei等[16-17]通過高速相機得到了引射器內(nèi)主動流噴嘴的相變位置，隨著噴嘴漸擴角的增加，噴嘴內(nèi)的主動流逐漸從欠膨脹轉變?yōu)檫^膨脹，引射性能下降。He Yang等[18]通過CFD數(shù)值模擬分析了不同結構參數(shù)協(xié)同對CO2兩相引射器性能的影響，指出預混合段角度對主動流和引射流的混合存在影響。

綜上所述，現(xiàn)有研究主要通過結構優(yōu)化來提升引射器性能，對引射器內(nèi)部復雜流動現(xiàn)象也有所關注。引射器內(nèi)主動流噴嘴出口距混合段入口的距離，即主動流與引射流在預混合段內(nèi)的混合長度——噴嘴距(nozzle exit position,NXP)，直接影響噴嘴出口主動流膨脹輪廓，而對于該膨脹輪廓對引射器性能影響的研究很少。目前尚沒有噴嘴距、膨脹輪廓以及引射器性能三者之間聯(lián)系的研究。本文在跨臨界CO2引射膨脹制冷實驗裝置中，觀測了不同噴嘴距下的引射器主動流膨脹輪廓、噴嘴內(nèi)部主動流相變位置等參數(shù)，結合壓力測量得到的引射器沿程壓力分布，綜合分析了噴嘴距結構、膨脹輪廓對引射器性能的影響。

1 實驗裝置

1.1 跨臨界CO2引射膨脹制冷實驗裝置

跨臨界CO2引射膨脹制冷實驗裝置系統(tǒng)如圖1所示，主要由制冷系統(tǒng)、可視化實驗裝置、測量系統(tǒng)以及水循環(huán)換熱系統(tǒng)4部分構成。制冷系統(tǒng)主要包括壓縮機、氣冷器、蒸發(fā)器、引射器、氣液分離器、膨脹閥、壓縮機變頻控制器等設備。可視化實驗裝置由可視化引射器及高速相機組成。測量系統(tǒng)主要包括壓力傳感器、CO2質(zhì)量流量計、水流量計、數(shù)據(jù)采集儀。水循環(huán)系統(tǒng)由水箱、循環(huán)泵以及水溫控制裝置組成。

圖1 跨臨界CO2引射膨脹制冷實驗系統(tǒng)Fig.1 Transcritical CO2 ejector expansion refrigeration system

工質(zhì)CO2經(jīng)過壓縮機壓縮之后成為高溫高壓流體，在氣冷器中與水循環(huán)系統(tǒng)提供的恒溫水換熱降溫后，高壓低溫的超臨界CO2工質(zhì)作為主動流進入可視化引射器的噴嘴，其降壓增速之后在引射器預混合段卷吸低壓的CO2引射流蒸氣，二者在引射器混合段內(nèi)混合增壓，之后CO2兩相流體離開引射器進入氣液分離器，分出氣體部分進入壓縮機，液體部分通過膨脹閥節(jié)流后進入蒸發(fā)器，與水循環(huán)系統(tǒng)提供的恒溫水換熱蒸發(fā)，其蒸氣作為引射流進入引射器內(nèi)，系統(tǒng)完成完整的工作循環(huán)。

1.2 可視化實驗裝置

1)可視化引射器

可視化引射器結構為矩形，如圖2所示，由上、下不銹鋼板，上、下PC板，結合高強度螺栓提供密封性能，上、下PET板及不銹鋼板內(nèi)部鏤空構成引射器的矩形流道。外接不銹鋼壓力接管，在實現(xiàn)可視化拍攝的同時測量主動流噴嘴、混合段和擴壓段內(nèi)部壓力。

圖2 可視化引射器裝配體Fig.2 The assembly of visual ejector

2)引射器壓力測點布置與結構參數(shù)

不銹鋼板流道內(nèi)主要壓力測點位置如圖3所示。沿引射器軸向一共布置了8個壓力測點，其中3個測點在主動流噴嘴處，分別位于漸縮段中部、漸擴段中部以及漸擴段出口，另外5個測點在混合段及擴壓段內(nèi)，分別位于混合段入口、混合段中段、混合段出口、擴壓段中段以及擴壓段出口，所測量壓力分別為p1～p8。實驗中以制冷裝置內(nèi)測量的氣冷器出口壓力作為主動流入口壓力pp。蒸發(fā)器出口壓力作為引射流入口壓力ps，A點為主動流垂直入口管道圓心。

圖3 不銹鋼板鏤空的引射器流道和引壓孔道Fig.3 The hollow ejector flow channel and pressure channel on the steel plate

矩形引射器具體結構參數(shù)如圖4所示，其結構參數(shù)如表1所示。實驗中在保持預混合段收縮角θ3不變的前提下，改變噴嘴距L3，有L3=0、4、6、8、10 mm 5種結構。為保持收縮角θ3不變，預混合段入口寬度D4隨噴嘴距改變而相應改變。在實驗中更換不同噴嘴距的引射器，通過膨脹閥開度調(diào)節(jié)來保持工況基本一致，研究不同結構下的引射器性能以及相應的膨脹輪廓和相變位置。不銹鋼鋼板厚度為0.8 mm，上、下PET板厚度均為0.5 mm，因此完整通流流道高度為1.8 mm，測量壓力使用的引壓通道寬度為0.4 mm，高度為0.8 mm。

表1 可視化引射器主要結構參數(shù)Tab.1 The main parameters of the visual ejector

圖4 矩形引射器結構Fig.4 The structural of rectangular ejector

壓力傳感器型號為EJA-530A，高壓段即ps以及p1～p3測量量程為0～15 MPa，低壓段即pp以及p4～p8量程為0～6 MPa，測量精度均為0.075%。采用MASS2100和FC300型質(zhì)量流量計測量引射器主動流和引射流的質(zhì)量流量。MASS2100型的量程為0～250 kg/h，測量精度為0.1%；FC300質(zhì)量流量計的量程為0～35 kg/h，測量精度為0.1%。

3)流場圖像采集設備

流場圖像采集設備主要由高速相機及LED光源設備組成。實驗裝置如圖5所示，通過HX Link64軟件控制Memrecam HX-6E型高速相機，以1 000幀的速率捕捉測量工況下可視化引射器內(nèi)主動流噴嘴及預混合段的內(nèi)部流場圖像。利用LED光源產(chǎn)生的光線在有氣泡存在的兩相流與單相流體內(nèi)的折射率不同，可以明顯捕捉到主動流發(fā)生相變的位置以及主動流與引射流在預混合段內(nèi)的相界面位置。

圖5 流場圖像采集設備Fig.5 The acquisition facility of flow filed image

2 實驗結果與分析

2.1 噴嘴距對引射性能影響

評價引射器性能的兩個主要參數(shù)為引射系數(shù)μ和壓力恢復系數(shù)λ。引射系數(shù)定義為引射流質(zhì)量流量與主動流質(zhì)量流量之比，本文中壓力恢復系數(shù)定義為引射器擴壓段出口壓力p8與混合段入口壓力p4之比。

實驗中保持主動流壓力pp為9.50 MPa，測量在不同引射流壓力ps下，引射器引射系數(shù)隨噴嘴距的變化關系，實驗結果如圖6所示。由圖6可知，多組實驗表現(xiàn)出相同的規(guī)律：隨著噴嘴距的增大，引射器引射系數(shù)先緩慢增大，其中噴嘴距為8 mm的引射系數(shù)最大，10 mm噴嘴距的引射系數(shù)明顯偏低。在不同的噴嘴距結構下，隨引射流壓力增加，引射系數(shù)均存在明顯的先增加再穩(wěn)定現(xiàn)象。且在較低引射流壓力下，引射性能差，對于噴嘴距0～6 mm結構，該引射流壓力轉戾點及作用壓力范圍為3.40～3.55 MPa，對于噴嘴距8～10 mm結構，該壓力轉戾點及作用壓力范圍為3.40～3.60 MPa。該壓力范圍推測與引射器結構、噴射器臨界背壓有關，有待進一步研究。

圖6 引射系數(shù)μ隨噴嘴距的變化Fig.6 The entrainment ratio μ changes with NXP

引射器的壓力恢復系數(shù)隨噴嘴距的變化關系如圖7所示。在噴嘴距不超過6 mm時，壓力恢復系數(shù)基本穩(wěn)定；在噴嘴距為8 mm之后壓力恢復系數(shù)開始大幅下降。可知6 mm和8 mm結構的引射器，在不同引射流壓力下均表現(xiàn)出較為優(yōu)良的引射性能，因此，在本實驗研究工況范圍內(nèi)，引射器的最優(yōu)的噴嘴距在6～8 mm之間。

圖7 壓力恢復系數(shù)λ隨噴嘴距的變化Fig.7 The pressure recovery ratio λ changes with NXP

2.2 引射流壓力對壓力分布影響

選用引射系數(shù)較高的噴嘴距為6 mm結構下的引射器，測量了主動流壓力pp為9.50 MPa，引射流入口壓力ps由3.40 MPa增至3.75 MPa時，主動流噴嘴內(nèi)沿軸向距離的壓力分布如圖8所示。軸向距離以引射器主動流垂直入口管道圓心處(圖3所示中的A點)為0 mm，壓力為pp。在不同引射流壓力下，噴嘴內(nèi)的壓力分布沿軸向逐漸降低，且變化規(guī)律基本一致；主動流在噴嘴漸擴段壓力始終下降，表明噴嘴內(nèi)主動流始終處于欠膨脹狀態(tài)。混合段與擴壓段內(nèi)壓力分布如圖9所示。由圖9可知，在不同引射流壓力下，混合段與擴壓段內(nèi)的壓力沿軸向先快速增加再趨向緩慢增加；且隨著引射流壓力增加，混合段與擴壓段內(nèi)的壓力也小幅增加。該變化規(guī)律在其他噴嘴距下也保持一致，不再附圖。

圖8 噴嘴距為6 mm時噴嘴壓力分布Fig.8 The pressure distribution in nozzle when NXP is 6 mm

圖9 噴嘴距為6 mm時混合段及擴壓段壓力分布Fig.9 The pressure distribution in mixing section and diffuser when NXP is 6 mm

2.3 噴嘴距對壓力分布影響

選取主動流壓力pp保持9.50 MPa、引射流壓力ps為3.70 MPa的工況，對比分析了不同噴嘴距下噴嘴內(nèi)的壓力分布，如圖10所示。軸向距離以引射器主動流垂直入口管道圓心處(圖3所示中的A點)為0 mm，壓力為pp。不同噴嘴距下，主動流在噴嘴內(nèi)的欠膨脹程度有所不同。噴嘴距為0 mm時，14 mm長的混合段作為噴嘴出口流動膨脹場所，膨脹比較充分，也導致噴嘴出口背壓偏低，噴嘴內(nèi)壓降較快。當噴嘴距為4 mm時，其預混合段膨脹空間相對較小，主動流在預混合段有限空間內(nèi)膨脹不充分，噴嘴出口背壓偏高，影響了主動流在噴嘴內(nèi)的膨脹，導致主動流在噴嘴漸擴段部分的壓降小于其他噴嘴距結構，主動流的欠膨脹程度大。當噴嘴距增至6 mm后，主動流在預混合段的膨脹充分，繼續(xù)增加噴嘴距，噴嘴內(nèi)的壓力分布相同。

圖10 不同噴嘴距下噴嘴內(nèi)壓力分布Fig.10 The pressure distribution in nozzle with different NXP

混合段及擴壓段內(nèi)壓力測量結果如圖11所示，軸向距離以混合段入口處為0 mm，壓力為p4。隨著噴嘴距的不斷增加，在8 mm之后，混合段入口壓力顯著提升，但擴壓段出口壓力并未隨著混合段入口壓力的提升而產(chǎn)生明顯的提升，所以目前結構下，噴嘴距的增加雖然有利于混合段入口壓力的提升，但混合段以及擴壓段的壓力恢復性能反而變?nèi)酰旌虾蟮牧黧w難以在混合段以及擴壓段實現(xiàn)有效的升壓。

圖11 不同噴嘴距下混合段及擴壓段壓力分布Fig.11 The pressure distribution in mixing chamber and diffuser with different NXP

2.4 噴嘴距對膨脹輪廓影響

通過高速相機獲取主動流噴嘴以及預混合段內(nèi)的流場，如圖12所示。主動流在噴嘴內(nèi)由單一的超臨界態(tài)通過漸縮漸擴噴嘴降壓到了兩相區(qū)，產(chǎn)生氣泡，轉變?yōu)閮上嗔鳎黧w透光率發(fā)生改變，從白色變?yōu)榛疑＿M入預混合段后灰色的兩相流卷吸白色的單相引射流，兩股流體存在相界面。

圖12 主動流膨脹角度與膨脹長度Fig.12 The expansion length and angle of primary flow

如圖12所示，從可視化圖片中可以獲取主動流的膨脹角度與膨脹長度。為了消除拍攝距離對膨脹長度測量的影響，利用Photoshop軟件的測量工具，測量主動流的膨脹長度(從噴嘴出口到與引射流不能區(qū)分處)與混合段寬度D5(實驗中的固定結構參數(shù))，用測量的膨脹長度與混合段寬度的絕對值比值γ作為無量綱的主動流膨脹長度。膨脹角度為圖片測量主動流的相界面輪廓夾角(全角)。

噴嘴出口主動流膨脹長度、膨脹角度隨噴嘴距變化的關系分別如圖13和圖14所示。噴嘴距分別為0 mm和4 mm時，其膨脹長度分別從混合段內(nèi)和預混合段內(nèi)測量獲取。4 mm噴嘴距結構下，主動流膨脹不再如0 mm噴嘴距受到混合段內(nèi)壁壓縮效應影響，膨脹角度增加，而膨脹長度受限于預混合段長度，膨脹長度減小。

圖13 膨脹長度γ隨噴嘴距的變化Fig.13 The expansion length γ changes with NXP

圖14 膨脹角度隨噴嘴距的變化Fig.14 The expansion angle changes with NXP

噴嘴距為6 mm和8 mm時，預混合段作為膨脹場所的長度增加，主動流膨脹長度增加，膨脹狀態(tài)更充分，噴嘴出口背壓減小，主動流在噴嘴內(nèi)的欠膨脹狀態(tài)減小，噴嘴出口后的膨脹角度也較小。

噴嘴距為10 mm時，主動流在預混合段的膨脹碰觸預混合段壁面，產(chǎn)生回流渦結構，使膨脹長度產(chǎn)生減小的現(xiàn)象。此時預混合段寬度較大，主動流膨脹受到預混合段壁面約束小，其膨脹角度大于6 mm與8 mm噴嘴的引射器。

根據(jù)有效引射區(qū)域[14]的研究結果，一般認為膨脹長度長、膨脹角度小的主動流膨脹輪廓有效引射區(qū)域越大，引射系數(shù)越高。結合膨脹輪廓測量結果可知，噴嘴距6 mm與8 mm下的膨脹輪廓剛好滿足膨脹長度長，角度小的條件，這也解釋了為什么這兩種結構下的引射系數(shù)相比于其他結構更高。所以，可以通過改變噴嘴距結構來調(diào)節(jié)主動流膨脹輪廓使其有效引射區(qū)域增加，提升引射系數(shù)。

2.5 噴嘴距對相變位置影響

不同噴嘴距下的相變位置對比結果如圖15所示。結合壓力測量結果分析，不同噴嘴距下，噴嘴內(nèi)壓力分布規(guī)律改變較小，在測點p2之前的壓力幾乎不隨噴嘴距改變而改變，即相變位置處的壓力也不隨噴嘴距改變而改變。所以不同噴嘴距下，相變位置相同，均處于喉部的下游。噴嘴距的改變，在實驗工況下，對于主動流在噴嘴內(nèi)的相變位置沒有影響。

圖15 不同噴嘴距下的相變位置Fig.15 The phase change position with different NXP

3 結論

噴嘴距對引射器的綜合性能以及主動流的膨脹輪廓有著重要的影響。本文通過可視化實驗與壓力測量相結合的方法，研究了不同噴嘴距之下兩相CO2引射器的性能以及主動流在預混合段內(nèi)的膨脹輪廓，得到如下結論：

1)在本文的研究工況范圍內(nèi)，噴嘴距較小時，引射系數(shù)低但壓力恢復系數(shù)高，噴嘴距較大時引射系數(shù)低且壓力恢復系數(shù)低。噴嘴距為6 mm和8 mm的CO2兩相引射器，引射系數(shù)與壓力恢復系數(shù)均較高。因此，最優(yōu)性能的噴嘴距在6～8 mm之間。

2)噴嘴距的改變會影響主動流在噴嘴的欠膨脹程度及膨脹輪廓。可以通過合理設計噴嘴距結構讓主動流在預混合段充分膨脹的同時使其膨脹角度小，膨脹長度長，有效引射區(qū)域大來提升引射器的引射系數(shù)。

3)噴嘴距對主動流在噴嘴內(nèi)的相變位置影響較小，但噴嘴距過大時，主動流在預混合段與引射流混合后不能及時進入混合段，繼續(xù)膨脹會碰到預混合段的斜壁面產(chǎn)生回流渦結構，阻礙引射流進入混合段產(chǎn)生較大的流動損失，使引射系數(shù)與壓力恢復系數(shù)均產(chǎn)生了顯著下降。