耿利紅，劉華東,2，魏新利,2，王珍珍，邵龍

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操作參數(shù)對(duì)雙蒸發(fā)壓縮/噴射制冷系統(tǒng)性能的影響

耿利紅1，劉華東1,2，魏新利1,2，王珍珍1，邵龍1

（1鄭州大學(xué)化工與能源學(xué)院，河南鄭州450001；2熱能系統(tǒng)節(jié)能技術(shù)與裝備教育部工程技術(shù)研究中心，河南鄭州450001）

實(shí)驗(yàn)研究了操作參數(shù)（冷凝器進(jìn)水溫度、高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度和低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度）對(duì)雙蒸發(fā)壓縮/噴射制冷系統(tǒng)及兩相噴射器性能的影響。結(jié)果顯示，噴射器引射系數(shù)隨冷凝器進(jìn)水溫度和高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的升高而減小，隨低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的升高而增大；噴射器壓升比隨冷凝器進(jìn)水溫度和高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的升高而增大，隨低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的升高而減小。冷凝器進(jìn)水溫度和高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度對(duì)制冷系統(tǒng)性能的影響較大，而低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度對(duì)制冷系統(tǒng)性能的影響較小。其中，冷凝器進(jìn)水溫度每降低5℃，制冷系統(tǒng)COP增加0.44；高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度每升高2℃，制冷系統(tǒng)COP增加0.16。結(jié)果可供雙蒸發(fā)壓縮/噴射制冷系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和運(yùn)行參考。

操作參數(shù)；兩相流；噴射器；壓縮/噴射制冷；性能

引 言

在傳統(tǒng)壓縮制冷循環(huán)中，膨脹閥的節(jié)流過(guò)程是不可逆的等焓過(guò)程，無(wú)法回收膨脹功，而利用噴射器作為膨脹裝置則是一種行之有效的回收膨脹功的方法[1-3]。由于該噴射器內(nèi)工質(zhì)處于氣液兩相流狀態(tài)，所以常稱(chēng)之為兩相噴射器[4-5]。用兩相噴射器作為膨脹裝置的壓縮制冷循環(huán)稱(chēng)為壓縮/噴射制冷循環(huán)(CERC)[6-9]，在一些文獻(xiàn)中也稱(chēng)為噴射/膨脹制冷循環(huán)(EERC)[10-11]。

壓縮制冷循環(huán)中引入兩相噴射器，減少節(jié)流損失的壓縮/噴射制冷循環(huán)最早是由Gay[12]提出的，為方便區(qū)別，稱(chēng)之為標(biāo)準(zhǔn)壓縮/噴射制冷循環(huán)（SCERC）。Wongwises等[13-16]以R134a為工質(zhì)對(duì)SCERC系統(tǒng)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果顯示，與傳統(tǒng)的壓縮制冷系統(tǒng)相比，該系統(tǒng)的COP提高了5%～10%。Lucas等[17]以CO2為工質(zhì)對(duì)SCERC系統(tǒng)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，得出SCERC系統(tǒng)較傳統(tǒng)壓縮制冷系統(tǒng)的COP提高了17%。Li等[18]以R1234yf為工質(zhì)，采用等壓混合噴射器模型對(duì)SCERC系統(tǒng)進(jìn)行了數(shù)值分析，發(fā)現(xiàn)SCERC系統(tǒng)較傳統(tǒng)壓縮制冷系統(tǒng)的COP 和單位容積制冷量的提高率分別為23.29%和26.45%。耿利紅等[19]以R134a為工質(zhì)，采用等面積混合噴射器模型對(duì)SCERC系統(tǒng)進(jìn)行了數(shù)值分析，得出SCERC系統(tǒng)較傳統(tǒng)壓縮制冷系統(tǒng)的COP和單位容積制冷量可分別提高20%和28%。然而，標(biāo)準(zhǔn)壓縮/噴射制冷循環(huán)也存在一些缺點(diǎn)，Reddick等[20]提出在SCERC系統(tǒng)中，噴射器出口連接的氣液分離器不能有效分離氣相和液相工質(zhì)。Lawrence等[21]發(fā)現(xiàn)當(dāng)氣液分離器的效率低于85%時(shí)，SCERC系統(tǒng)COP低于傳統(tǒng)壓縮制冷循環(huán)COP。且為保持制冷系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行，噴射器引射系數(shù)和出口干度之間需滿(mǎn)足一定的函數(shù)關(guān)系（=1/-1），而這在實(shí)際系統(tǒng)中很難實(shí)現(xiàn)[22]。因此，不需要?dú)庖悍蛛x器的新型雙蒸發(fā)壓縮/噴射制冷循環(huán)（BCERC）[23]受到了越來(lái)越多的關(guān)注和研究。

Yamada等[24-25]將BCERC系統(tǒng)應(yīng)用于小型冷藏車(chē)中，發(fā)現(xiàn)這種新系統(tǒng)的COP較傳統(tǒng)壓縮制冷系統(tǒng)COP有顯著提高，但并未闡述詳細(xì)內(nèi)容。Lawrence等以R134a為工質(zhì)，采用熱力學(xué)第一定律和第二定律，對(duì)比分析了SCERC系統(tǒng)和另外兩種替代的壓縮/噴射制冷循環(huán)：冷凝器出口分離的壓縮/噴射制冷循環(huán)（即BCERC）和擴(kuò)壓室出口分離的壓縮/噴射制冷循環(huán)，得出這3種制冷循環(huán)的COP相同，較傳統(tǒng)壓縮制冷循環(huán)的COP提高率可達(dá)23%；且BCERC系統(tǒng)有助于壓縮機(jī)回油，也可在偏離正常工況條件下運(yùn)行[26]；此后他們以R134a和R1234yf為工質(zhì)，對(duì)BCERC系統(tǒng)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，得出R134a和R1234yfBCERC系統(tǒng)較傳統(tǒng)壓縮制冷系統(tǒng)的COP提高率分別為5%和6%[27]。Boumaraf等[22]以R134a和R1234yf為工質(zhì)，對(duì)BCERC系統(tǒng)進(jìn)行了數(shù)值分析，得出R1234yf兩相噴射器的性能優(yōu)于R134a兩相噴射器性能，但R134a雙蒸發(fā)壓縮/噴射制冷系統(tǒng)具有較高的COP。ünal等[28]以R134a為工質(zhì)，對(duì)汽車(chē)空調(diào)中應(yīng)用的BCERC系統(tǒng)進(jìn)行了數(shù)值分析，結(jié)果顯示，與過(guò)冷度和低溫蒸發(fā)溫度相比，冷凝溫度和高溫蒸發(fā)溫度對(duì)制冷系統(tǒng)COP的影響較大。

綜上所述，目前針對(duì)本文提及的雙蒸發(fā)壓縮/噴射制冷循環(huán)及兩相噴射器的研究以數(shù)值分析為主，而相關(guān)的實(shí)驗(yàn)研究較少，且很少考慮壓縮機(jī)壓縮比和排氣溫度的變化。因此，本文搭建了雙蒸發(fā)壓縮/噴射制冷系統(tǒng)及其關(guān)鍵部件兩相噴射器性能測(cè)試實(shí)驗(yàn)臺(tái)，分析了操作參數(shù)（冷凝器進(jìn)水溫度、高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度和低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度）對(duì)兩相噴射器和雙蒸發(fā)壓縮/噴射制冷系統(tǒng)性能的影響，考察了兩相噴射器引射系數(shù)、噴射器壓升比、制冷系統(tǒng)COP、壓縮機(jī)排氣溫度和壓縮機(jī)壓縮比隨操作參數(shù)的變化規(guī)律，為提高兩相噴射器及雙蒸發(fā)器壓縮/噴射制冷系統(tǒng)性能和推進(jìn)雙蒸發(fā)壓縮/噴射制冷系統(tǒng)的實(shí)際應(yīng)用提供數(shù)據(jù)參考。

1 實(shí)驗(yàn)裝置與操作條件

1.1 雙蒸發(fā)壓縮/噴射制冷系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)裝置

圖1和圖2分別為搭建的雙蒸發(fā)壓縮/噴射制冷循環(huán)實(shí)驗(yàn)裝置流程圖和相應(yīng)的-圖。系統(tǒng)主要包含制冷劑循環(huán)、冷凝器水循環(huán)、低溫蒸發(fā)器水循環(huán)和高溫蒸發(fā)器水循環(huán)，其中制冷劑循環(huán)為主循環(huán)，主要設(shè)備包括壓縮機(jī)、冷凝器、過(guò)冷器、儲(chǔ)液器、過(guò)濾器、視鏡、噴射器、流量計(jì)、膨脹閥、高溫蒸發(fā)器和低溫蒸發(fā)器。

表1 實(shí)驗(yàn)測(cè)量?jī)x器的量程和精度

系統(tǒng)開(kāi)啟時(shí)，冷凝器出口的飽和工質(zhì)3經(jīng)過(guò)過(guò)冷器過(guò)冷(狀態(tài)點(diǎn)3＇)后分成兩路，其中部分工質(zhì)由一個(gè)支路經(jīng)過(guò)膨脹閥（狀態(tài)點(diǎn)8）后進(jìn)入低溫蒸發(fā)器吸熱制冷，其他工質(zhì)由另一支路經(jīng)過(guò)噴射器的工作噴嘴膨脹為低壓高速的干度較小的濕蒸氣4，并與從低溫蒸發(fā)器出來(lái)的飽和蒸氣9在混合室內(nèi)混合，在混合室內(nèi)兩股介質(zhì)混合均勻(狀態(tài)點(diǎn)6)后進(jìn)入擴(kuò)壓室升壓降速(狀態(tài)點(diǎn)7)，之后進(jìn)入高溫蒸發(fā)器進(jìn)一步吸熱制冷，從高溫蒸發(fā)器出來(lái)的飽和蒸氣1進(jìn)入壓縮機(jī)增壓為高溫高壓過(guò)熱蒸氣2，然后進(jìn)入冷凝器冷凝，完成循環(huán)。

低溫蒸發(fā)器側(cè)的制冷劑流量通過(guò)科氏質(zhì)量流量計(jì)測(cè)量，系統(tǒng)制冷劑流量通過(guò)數(shù)字渦街流量計(jì)測(cè)量，噴射器高壓進(jìn)口側(cè)制冷劑流量為系統(tǒng)制冷劑流量和低溫蒸發(fā)器側(cè)制冷劑流量之差，水流量通過(guò)電磁流量計(jì)測(cè)量，壓力通過(guò)麥克MPM480絕壓型壓力傳感器測(cè)量，溫度通過(guò)Pt100鉑電阻測(cè)量，壓縮機(jī)耗功通過(guò)青智功率計(jì)測(cè)量，測(cè)得的功率包括變頻器耗功，所用測(cè)量?jī)x器的量程和精度如表1所示。測(cè)得的數(shù)據(jù)通過(guò)Agilent數(shù)據(jù)采集儀連接到電腦，進(jìn)行各參數(shù)的實(shí)時(shí)觀測(cè)和數(shù)據(jù)采集，測(cè)取數(shù)據(jù)的采樣間隔時(shí)間為6 s，所搭建的實(shí)驗(yàn)裝置如圖3所示。

實(shí)驗(yàn)所用噴射器為等面積噴射器，工作噴嘴為常用的縮擴(kuò)噴嘴，噴嘴喉部直徑通過(guò)考慮了液體經(jīng)過(guò)噴嘴膨脹為液氣混合工質(zhì)時(shí)亞穩(wěn)態(tài)效應(yīng)的Henry-Fauske模型[29]計(jì)算所得。噴射器其他部位直徑通過(guò)兩相等面積噴射器模型[19]所得，噴射器軸向尺寸根據(jù)文獻(xiàn)[30-31]的推薦值確定。實(shí)驗(yàn)所采用噴射器及其具體結(jié)構(gòu)尺寸如圖4所示。

1.2 實(shí)驗(yàn)方法和條件

實(shí)驗(yàn)以R134a為工質(zhì)，在穩(wěn)態(tài)條件下測(cè)取數(shù)據(jù)，實(shí)驗(yàn)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后，每連續(xù)10 min取一組數(shù)據(jù)，并對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行平均。

分別考慮了冷凝器進(jìn)水溫度ci、高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度hei和低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度lei的影響，其中，冷凝器進(jìn)水溫度分別取35、40、45、50、55、60℃，高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度分別取10、12、14、16、18、20℃，低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度分別取10、12、14、16、18、20℃。實(shí)驗(yàn)測(cè)試過(guò)程中研究單一變量的影響時(shí)，其他變量保持不變；冷凝器水流量、高溫蒸發(fā)器水流量和低溫蒸發(fā)器水流量均保持不變，分別為3.3、3和1.5 m3·h-1；測(cè)試過(guò)程中冷凝器出口工質(zhì)為飽和或過(guò)冷狀態(tài)；高溫蒸發(fā)器和低溫蒸發(fā)器出口工質(zhì)為飽和或過(guò)熱狀態(tài)；膨脹閥的開(kāi)度保持不變。

1.3 兩相噴射器和BCERC系統(tǒng)性能指標(biāo)

兩相噴射器的性能指標(biāo)有引射系數(shù)和壓升比PLR，其中引射系數(shù)反映了噴射器引射低壓工質(zhì)的能力，壓升比反映了噴射器引射蒸汽的壓力升高能力，計(jì)算公式分別為

(2)

制冷系統(tǒng)COP的計(jì)算公式為

同時(shí)，考察了壓縮機(jī)排氣溫度e和壓縮機(jī)壓縮比CR的變化，其中壓縮機(jī)壓縮比的計(jì)算公式為

(4)

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 冷凝器進(jìn)水溫度的影響

考慮冷凝器進(jìn)水溫度的影響時(shí)，為保證引射流體為飽和態(tài)或過(guò)熱態(tài)，在前期實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)上根據(jù)實(shí)驗(yàn)情況，將高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度設(shè)定為12℃，低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度設(shè)定為14℃。

圖5是噴射器引射系數(shù)、工作流體質(zhì)量流率和引射流體質(zhì)量流率隨冷凝器進(jìn)水溫度的變化規(guī)律。由圖5可知，隨冷凝器進(jìn)水溫度的增加，工作流體質(zhì)量流率增加，引射流體質(zhì)量流率減小，噴射器引射系數(shù)降低，其中，當(dāng)冷凝器進(jìn)水溫度從35℃上升至60℃時(shí)，工作流體質(zhì)量流率從210.1 kg·h-1增加至254.6 kg·h-1，引射流體質(zhì)量流率從64.4 kg·h-1減小至52.3 kg·h-1，噴射器引射系數(shù)從0.307降低至0.205。這是因?yàn)殡S冷凝器進(jìn)水溫度的增加，噴射器高壓進(jìn)口工質(zhì)的壓力和焓值增加，使高壓液相工作流體經(jīng)過(guò)工作噴嘴后動(dòng)能增加，造成其與引射流體在混合室入口處的速度差增大，使被引射的低壓工質(zhì)量減少。與普通液-氣噴射器相比，實(shí)驗(yàn)所得噴射器引射系數(shù)偏高，這是因?yàn)檫^(guò)冷或飽和工作流體在流經(jīng)工作噴嘴時(shí)發(fā)生了相變，使工作噴嘴出口處的工作流體變?yōu)闅庖簝上酄顟B(tài)，故混合室入口處兩股流體的密度差遠(yuǎn)小于液體和氣體之間的密度差，引射的引射流體量相對(duì)較多。

圖6是隨冷凝器進(jìn)水溫度變化，噴射器壓升比PLR、低壓進(jìn)口壓力s和出口壓力d的變化規(guī)律。顯然，隨冷凝器進(jìn)水溫度的增加，噴射器出口壓力和噴射器壓升比明顯增加，而低壓進(jìn)口壓力略有增加，其中，當(dāng)冷凝器進(jìn)水溫度從35℃上升至60℃時(shí)，噴射器低壓入口壓力從394.7 kPa上升至403.17 kPa，噴射器出口壓力從392.59 kPa增加至450.38 kPa，噴射器壓升比從0.995升高至1.117。這是因?yàn)殡S冷凝器進(jìn)水溫度的增加，工作噴嘴出口處的工作流體動(dòng)能增大，使工作流體與引射流體混合后的工質(zhì)動(dòng)能相應(yīng)升高，從而經(jīng)擴(kuò)壓室轉(zhuǎn)化的流體壓力能增加，噴射器出口壓力升高，但是噴射器低壓進(jìn)口壓力的變化相對(duì)較小。當(dāng)冷凝器進(jìn)水溫度為35℃時(shí)，噴射器壓升比為0.995，說(shuō)明在此操作條件下該噴射器沒(méi)有產(chǎn)生增壓效果，這表明本文選用噴射器在此工況條件下沒(méi)有工作。對(duì)比分析圖5和圖6可知，噴射器引射系數(shù)和壓升比呈現(xiàn)反比例的變化關(guān)系，這與Lawrence等[27]的研究結(jié)果相一致，因此，在對(duì)噴射器的設(shè)計(jì)和選型中，要同時(shí)考慮引射系數(shù)和壓升比兩方面的性能。

圖7所示為制冷系統(tǒng)COP、總制冷量和壓縮機(jī)耗功隨冷凝器進(jìn)水溫度的變化規(guī)律。由圖7可見(jiàn)，隨冷凝器進(jìn)水溫度的降低，壓縮機(jī)耗功減小，制冷系統(tǒng)總制冷量和COP增加。其中，當(dāng)冷凝器進(jìn)水溫度從60℃減小至35℃時(shí)，制冷系統(tǒng)總制冷量從6.239 kW增加至10.418 kW；壓縮機(jī)耗功從4.1 kW下降至2.79 kW；制冷系統(tǒng)COP由1.522增加至3.734，冷凝器進(jìn)水溫度每降低5℃，制冷系統(tǒng)COP增加0.44。這是因?yàn)殡S冷凝器進(jìn)水溫度的降低，冷凝器入口工質(zhì)壓力減小，同時(shí)高溫蒸發(fā)器出口工質(zhì)壓力變化較小，使壓縮機(jī)壓縮比降低（圖8），壓縮機(jī)做功減少，制冷系統(tǒng)COP增大。

圖8是隨冷凝器進(jìn)水溫度的增加，壓縮機(jī)壓縮比CR和排氣溫度e的變化規(guī)律。由圖8可知，壓縮機(jī)排氣溫度和壓縮比隨冷凝器進(jìn)水溫度的降低而逐步減小。當(dāng)冷凝器進(jìn)水溫度從60℃下降至35℃時(shí)，壓縮機(jī)壓縮比從5.117減小至3.044，壓縮機(jī)排氣溫度從67.97℃減小至46.49℃；冷凝器進(jìn)水溫度每降低5℃，壓縮機(jī)壓縮比減少0.42，壓縮機(jī)排氣溫度減小4.3℃。

圖8 壓縮機(jī)壓縮比CR和排氣溫度e隨ci的變化

Fig.8 Variation profiles of compressor pressure ratio CR and discharge temperatureeas function ofci

2.2 高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的影響

考慮高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的影響時(shí)，將冷凝器進(jìn)水溫度設(shè)定為50℃，同時(shí)為保證引射流體為飽和或過(guò)熱蒸氣，將低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度設(shè)定為14℃。

圖9是噴射器引射系數(shù)、工作流體質(zhì)量流率和引射流體質(zhì)量流率隨高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的變化規(guī)律。顯然，隨高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的增加，工作流體質(zhì)量流率增大，引射流體質(zhì)量流率和噴射器引射系數(shù)減小，其中，當(dāng)高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度從10℃增加至20℃時(shí)，工作流體質(zhì)量流率從219.7 kg·h-1增大至289 kg·h-1，引射流體質(zhì)量流率從64.3 kg·h-1降低至39.9 kg·h-1，噴射器引射系數(shù)從0.293減小至0.138。這是因?yàn)殡S高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的增加，噴射器出口壓力升高，造成噴射器壓升比增大（圖10）。由以上分析及相關(guān)文獻(xiàn)[27]可知，噴射器引射系數(shù)和壓升比呈反比例關(guān)系，因此，噴射器引射系數(shù)隨高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的升高而減小，則噴射器引射流體質(zhì)量流率減小。

圖10是隨高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的增加，噴射器壓升比PLR、低壓進(jìn)口壓力s和出口壓力d的變化規(guī)律。由圖10可見(jiàn)，隨高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的增加，噴射器低壓進(jìn)口壓力和出口壓力都增大，但噴射器出口壓力的變化較為明顯，噴射器壓升比相應(yīng)升高。當(dāng)高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度從10℃升高至20℃時(shí)，噴射器低壓進(jìn)口壓力從385.62 kPa增大至418.24 kPa，出口壓力從409.22 kPa升高至468.09 kPa，壓升比從1.061增大至1.119。

圖11是系統(tǒng)COP、總制冷量和壓縮機(jī)耗功隨高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的變化規(guī)律。顯然，隨高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的升高，壓縮機(jī)耗功略有增大，制冷系統(tǒng)總制冷量和COP則快速升高。其中，當(dāng)高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度從10℃升高至20℃時(shí)，制冷系統(tǒng)總制冷量從7.163 kW增加至10.66 kW；壓縮機(jī)耗功從3.47 kW升高至3.74 kW；制冷系統(tǒng)COP從2.064增加至2.850，高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度每升高2℃，制冷系統(tǒng)COP增加0.16。這是因?yàn)殡S高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的增加，高溫蒸發(fā)器出口工質(zhì)比焓增加，壓縮機(jī)吸氣比容減小，使單位容積制冷量迅速增大，對(duì)于恒定壓縮機(jī)而言，系統(tǒng)總制冷量快速增加。

圖12是隨高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的增加，壓縮機(jī)壓縮比CR和排氣溫度e的變化規(guī)律。由圖12可見(jiàn)，隨高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的升高，壓縮機(jī)壓縮比減小，壓縮機(jī)排氣溫度增大。其中，當(dāng)高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度從10℃增加至20℃時(shí)，壓縮機(jī)壓縮比從4.331減小至3.611，壓縮機(jī)排氣溫度從57.79℃升高至65.89℃；高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度每增加2℃，壓縮機(jī)壓縮比減小0.14，壓縮機(jī)排氣溫度升高1.62℃。這是由于壓縮機(jī)入口工質(zhì)壓力和溫度隨高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度升高而增加引起的。

2.3 低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的影響

考慮低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的影響時(shí)，冷凝器進(jìn)水溫度設(shè)定為50℃，高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度設(shè)定為12℃。

圖13是引射系數(shù)、工作流體質(zhì)量流率和引射流體質(zhì)量流率隨低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的變化規(guī)律。由圖13可知，隨低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的升高，工作流體質(zhì)量流率下降，引射流體質(zhì)量流率和噴射器引射系數(shù)升高，其中，當(dāng)?shù)蜏卣舭l(fā)器進(jìn)水溫度從10℃增加至20℃時(shí)，工作流體質(zhì)量流率從258.497 kg·h-1降低至237.498 kg·h-1，引射流體質(zhì)量流量從42.639 kg·h-1升高至71.9kg·h-1，噴射器引射系數(shù)從0.165增大至0.303。這是因?yàn)殡S低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的增加，噴射器低壓引射流體的壓力和焓值升高，使得經(jīng)引射室后的動(dòng)能增加，混合室入口處工作流體和引射流體的速度差減小，工作流體引射的低壓工質(zhì)量增多，但是系統(tǒng)總質(zhì)量流率基本不變。

圖14是隨低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的增加，噴射器壓升比PLR、低壓進(jìn)口壓力s和出口壓力d的變化規(guī)律。由圖14可知，隨低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的增加，噴射器低壓進(jìn)口壓力和出口壓力升高，但噴射器低壓進(jìn)口壓力的升高速率較快，造成噴射器壓升比降低。當(dāng)?shù)蜏卣舭l(fā)器進(jìn)水溫度從10℃升高至20℃時(shí)，噴射器低壓入口壓力從393.97 kPa增加至421.17 kPa，噴射器出口壓力從427.79 kPa增大至444.58 kPa，噴射器壓升比從1.086降低至1.056。

圖15是低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度變化對(duì)制冷系統(tǒng)COP、總制冷量和壓縮機(jī)耗功的影響規(guī)律。從實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，隨低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的升高，制冷系統(tǒng)總制冷量和壓縮機(jī)耗功都略有增加，制冷系統(tǒng)COP略有增大，但變化幅度都較小。其中，當(dāng)?shù)蜏卣舭l(fā)器進(jìn)水溫度從10℃升高至20℃時(shí)，總制冷量從7.921 kW增加至8.036 kW；壓縮機(jī)耗功從3.57 kW增大至3.59 kW；系統(tǒng)COP從2.219升高至2.238。

圖16為冷凝器進(jìn)水溫度50℃和高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度12℃條件下，壓縮機(jī)壓縮比和壓縮機(jī)排氣溫度隨低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的變化。由圖16可知，隨低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的增加，壓縮機(jī)排氣溫度和壓縮比略有降低。當(dāng)?shù)蜏卣舭l(fā)器進(jìn)水溫度從10℃升高至20℃時(shí)，壓縮機(jī)壓縮比從4.258降低至4.232；壓縮機(jī)排氣溫度從60.01℃減小至59.55℃。綜合分析圖15和圖16可知，低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度對(duì)雙蒸發(fā)壓縮/噴射制冷系統(tǒng)性能的影響較小，這是由于噴射器壓升比隨低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的增加而降低和工質(zhì)流經(jīng)高溫蒸發(fā)器時(shí)存在壓降共同作用引起的。

3 結(jié) 論

（1）在所研究的雙蒸發(fā)壓縮/噴射制冷系統(tǒng)中，噴射器引射系數(shù)隨冷凝器進(jìn)水溫度和高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的升高而減小，隨低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的升高而增大。噴射器壓升比隨冷凝器進(jìn)水溫度和高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的升高而增大，隨低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度的升高而減小。

（2）冷凝器進(jìn)水溫度和高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度對(duì)雙蒸發(fā)壓縮/噴射制冷系統(tǒng)性能的影響較大，冷凝器進(jìn)水溫度每降低5℃，制冷系統(tǒng)COP增加0.44；高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度每升高2℃，制冷系統(tǒng)COP增加0.16。低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度對(duì)雙蒸發(fā)壓縮/噴射制冷系統(tǒng)性能的影響較小。

符 號(hào) 說(shuō) 明

COP——制冷系數(shù) CR——壓縮機(jī)壓縮比 ,——分別為工作流體、引射流體的質(zhì)量流率，kg·h-1 PLR——噴射器壓升比 pd, pe, pi, pspi, ps——分別為噴射器出口、壓縮機(jī)出口、壓縮機(jī)入口、噴射器低壓入口的壓力，kPa ——總制冷量，kW ,——分別為高溫蒸發(fā)器、低溫蒸發(fā)器的制冷量，kW Tci, Te, Thei, Tliei，——分別為冷凝器進(jìn)水溫度、壓縮機(jī)排氣溫度、高溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度、低溫蒸發(fā)器進(jìn)水溫度，℃ ——壓縮機(jī)耗功，kW m——引射系數(shù)

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Influences of operating parameters on performance of bi-evaporator compression/ejection refrigeration system

GENG Lihong1, LIU Huadong1,2, WEI Xinli1,2, WANG Zhenzhen1, SHAO Long1

(1School of Chemical Engineering and Energy, Zhengzhou University, Zhengzhou 450001, Henan, China;2Research Center on the Technology and Equipments for Energy Saving in Thermal Energy System, Ministry of Education, Zhengzhou 450001, Henan, China)

The influences of operating parameters (condenser inlet water temperature, high-temperature evaporator inlet water temperature and low-temperature evaporator inlet water temperature) on the performance of bi-evaporator compression/ejection refrigeration cycle (BCERC) and two-phase ejector are experimentally investigated. Results show that the ejector entrainment ratio decreases with the rising of condenser inlet water temperature and high-temperature evaporator inlet water temperature, but rises with the increasing of low-temperature evaporator inlet water temperature. The pressure lift ratio of ejector increases with the rising of condenser inlet water temperature and high-temperature evaporator inlet water temperature, but decreases with the rising of low-temperature evaporator inlet water temperature. The condenser inlet water temperature and the high-temperature evaporator inlet water temperature have significant influences on the performance of the BCERC system. However, the low-temperature evaporator inlet water temperature has little effects on the performance of the BCERC system. As the condenser inlet water temperature decreases 5℃, the COP increases 0.44. As the high-temperature evaporator inlet water temperature increases 2℃, the increase of system COP is 0.16. The results can be references for the design and operation of the BCERC system.

operating parameters; two-phase flow; ejector; compression/ejection refrigeration; performance

10.11949/j.issn.0438-1157.20160618

TB 66

A

0438—1157（2017）03—1146—09

河南省高等學(xué)校重點(diǎn)科研項(xiàng)目計(jì)劃（16A470002）。

2016-05-09收到初稿，2016-12-16收到修改稿。

聯(lián)系人：魏新利。第一作者：耿利紅（1986—），女，博士研究生。

2016-05-09.

Prof.WEI Xinli, xlwei@zzu.edu.cn

supported by the Key Scientific Research Project of Colleges and Universities in Henan Province (16A470002).