劉肖，劉曄，魚劍琳

(西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，陜西西安，710049)

隨著社會(huì)發(fā)展，空調(diào)制冷系統(tǒng)在生產(chǎn)生活中的能耗問題越來越受關(guān)注。隨著環(huán)保節(jié)能需求的日益增長，進(jìn)一步開發(fā)可提高空調(diào)制冷系統(tǒng)效率、降低系統(tǒng)能耗的技術(shù)具有重要意義[1?2]。其中，能夠利用不同制冷方式的混合制冷循環(huán)系統(tǒng)的研發(fā)與應(yīng)用得到了廣泛關(guān)注。尤其是可利用太陽能、汽車廢熱和工業(yè)廢熱等低品位熱能的熱驅(qū)制冷技術(shù)也成為近幾十年來的熱點(diǎn)研究領(lǐng)域之一[3?4]。噴射式制冷循環(huán)可充分利用低品位熱能實(shí)現(xiàn)制冷，將常規(guī)蒸氣壓縮制冷循環(huán)與噴射式制冷循環(huán)相結(jié)合的噴射?壓縮混合制冷循環(huán)在降低制冷空調(diào)能耗方面具有很大潛力。眾多學(xué)者開展了噴射?壓縮混合制冷循環(huán)的理論和實(shí)驗(yàn)研究[5?6]。

LIU等[7]提出了一種組合式壓縮?噴射系統(tǒng)的控制模型，分析壓縮機(jī)與噴射器之間的內(nèi)在關(guān)系，基于熱力學(xué)原理和集總參數(shù)法建立了壓縮機(jī)與噴射器的混合模型；SANAYE等[8]提出了一種新型組合式噴射制冷循環(huán)，并進(jìn)行了熱力學(xué)建模，發(fā)現(xiàn)與另一種混合式噴射?壓縮制冷循環(huán)相比，新型組合式噴射制冷循環(huán)新循環(huán)的性能系數(shù)提高18%，?效率提高25%，耗電量降低31%，單位制冷量的年均成本降低8%；HOU 等[9]提出了一種基于并聯(lián)混合噴射器的冷卻循環(huán)，在系統(tǒng)中利用帶主軸的可調(diào)式噴射器滿足變負(fù)荷的要求，發(fā)現(xiàn)帶主軸的主噴嘴堵塞率對(duì)噴射器的性能有較大影響；XU等[10]首次提出了一種帶有節(jié)能裝置的新型壓縮增效型噴射制冷循環(huán)，發(fā)現(xiàn)循環(huán)性能提升的主要原因是壓縮機(jī)質(zhì)量流量降低，而降低二次流流量和提升噴射系數(shù)對(duì)性能提升也有一定影響，但影響很??；黃瀟治等[11]在噴射?壓縮制冷循環(huán)中引入兩相噴射器等面積混合模型和壓縮機(jī)半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，?duì)以R1234ze 為工質(zhì)的噴射/壓縮制冷循環(huán)進(jìn)行能量和?分析，發(fā)現(xiàn)喉部面積比對(duì)噴射器及循環(huán)的性能有重要影響，存在一個(gè)最優(yōu)值；ZHU 等[12]研究了一種結(jié)合蒸氣壓縮制冷循環(huán)和噴射制冷循環(huán)的制冷系統(tǒng)，噴射制冷循環(huán)由蒸氣壓縮制冷循環(huán)中冷凝器產(chǎn)生的余熱驅(qū)動(dòng)，雖然該制冷系統(tǒng)的壓縮機(jī)排氣溫度較高，但采用R22制冷劑的系統(tǒng)性能系數(shù)可提高9.1%；WANG 等[13]開發(fā)了一種基于噴射器的混合空調(diào)制冷系統(tǒng)，結(jié)合一個(gè)蒸氣壓縮循環(huán)和一個(gè)噴射器制冷循環(huán)，并將汽車的余熱作為動(dòng)力源應(yīng)用于噴射式制冷循環(huán)，發(fā)現(xiàn)基于噴射器的混合空調(diào)系統(tǒng)的性能系數(shù)比常規(guī)系統(tǒng)的性能系數(shù)高34%，具有較高的節(jié)能潛力；吳勇平等[14]研究了一種太陽能噴射/壓縮混合制冷循環(huán)，在該循環(huán)中存在一個(gè)最佳的噴射子系統(tǒng)蒸發(fā)溫度，可以使混合制冷循環(huán)性能系數(shù)達(dá)到最大。

在以上研究基礎(chǔ)上，為了進(jìn)一步提高常規(guī)空調(diào)蒸氣壓縮制冷循環(huán)系統(tǒng)的性能系數(shù)，本文作者引入一個(gè)過冷器將太陽能驅(qū)動(dòng)的噴射制冷循環(huán)與蒸氣壓縮制冷循環(huán)相結(jié)合，在新循環(huán)中利用太陽能驅(qū)動(dòng)的噴射制冷循環(huán)產(chǎn)生的制冷量對(duì)蒸氣壓縮制冷循環(huán)中節(jié)流前的制冷劑進(jìn)行過冷，從而提高混合制冷循環(huán)的制冷量和性能系數(shù)。

1 循環(huán)介紹

圖1所示為常規(guī)蒸氣壓縮制冷循環(huán)(VCRC)和新型混合噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)(ECRC)的流程圖以及噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的壓焓圖。由圖1(a)可見：常規(guī)蒸氣壓縮制冷循環(huán)主要由壓縮機(jī)、冷凝器、回?zé)崞?、?jié)流閥和蒸發(fā)器組成。在蒸氣壓縮制冷循環(huán)的基礎(chǔ)上，提出了1 種新型混合噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)，它還包括1個(gè)泵、1個(gè)發(fā)生器、1 個(gè)噴射器和1 個(gè)過冷器，如圖1(b)所示。在這個(gè)新型循環(huán)中，利用過冷器將噴射循環(huán)和蒸氣壓縮循環(huán)結(jié)合起來，并且利用噴射制冷循環(huán)產(chǎn)生的制冷量對(duì)冷凝器產(chǎn)生的飽和液體制冷劑進(jìn)行過冷。與此同時(shí)噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)可利用平板式太陽能熱水集熱器產(chǎn)生的90 ℃以上的熱水作為熱源，驅(qū)動(dòng)發(fā)生器工作，提升發(fā)生器內(nèi)制冷劑溫度，驅(qū)動(dòng)噴射器完成噴射制冷循環(huán)，增大蒸氣壓縮制冷循環(huán)的過冷度，從而提高系統(tǒng)的制冷量和性能系數(shù)。

噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的工作原理如圖1(c)所示，由圖1(c)可見：壓縮機(jī)排出的過熱制冷劑氣體(點(diǎn)2)與噴射器出口制冷劑氣體(點(diǎn)13)混合(點(diǎn)3)被冷凝器冷凝為飽和液體后(點(diǎn)4)分為3路：

圖1 循環(huán)系統(tǒng)圖及l(fā)g P?h圖Fig.1 Schematic diagram of cycle and lg P?h diagram

1)第1路制冷劑液體在節(jié)流閥1中經(jīng)過節(jié)流成為兩相制冷劑(點(diǎn)5)，在過冷器中吸熱蒸發(fā)后(點(diǎn)6)成為噴射器的二次流體；

2)第2路制冷劑液體進(jìn)入過冷器，被上述節(jié)流過的制冷劑過冷后(點(diǎn)7)進(jìn)入回?zé)崞鬟M(jìn)一步過冷(點(diǎn)8)，然后經(jīng)過節(jié)流閥2等焓節(jié)流后(點(diǎn)9)進(jìn)入蒸發(fā)器吸熱蒸發(fā)產(chǎn)生制冷效果(點(diǎn)10)，然后經(jīng)過回?zé)崞?點(diǎn)1)進(jìn)入壓縮機(jī)；

3)第3路制冷劑液體被泵增壓輸送到發(fā)生器(點(diǎn)11)，在發(fā)生器中吸收太陽能集熱器中的太陽能，吸熱蒸發(fā)為高壓氣體后(點(diǎn)12)作為一次流體進(jìn)入噴射器，引射來自過冷器的制冷劑氣體，二者混合后經(jīng)噴射器出口排出(點(diǎn)13)，再與壓縮機(jī)排氣的制冷劑(點(diǎn)2)混合進(jìn)入冷凝器，完成整個(gè)循環(huán)。

需要注意的是，在噴射器中，一次流體通過噴嘴后變?yōu)楦咚俚蛪毫黧w，在壓差的作用下引射二次流體，在混合室中充分混合后進(jìn)入擴(kuò)壓段減速并恢復(fù)壓力，從而實(shí)現(xiàn)了噴射器對(duì)二次流體的壓力提升[15?16]。

2 熱力學(xué)模型

本文采用熱力學(xué)分析方法從理論上分析噴射?壓縮混合制冷循環(huán)的性能。為了簡化理論模型和便于分析，進(jìn)行以下假設(shè)：

1)制冷劑在循環(huán)各狀態(tài)點(diǎn)均為穩(wěn)態(tài)且為穩(wěn)定流動(dòng)過程；

2)壓縮機(jī)內(nèi)的壓縮過程不可逆，具有可變的等熵效率；

3)節(jié)流裝置的節(jié)流過程為等焓過程；

4)制冷劑在發(fā)生器、蒸發(fā)器和冷凝器出口為飽和狀態(tài)；

5)忽略循環(huán)過程中的制冷劑壓降和漏熱；

6)噴射器內(nèi)的流動(dòng)損失用噴嘴、混合段和擴(kuò)壓段的效率表示，且這些參數(shù)為常數(shù)；

7)噴射器中的混合過程為等壓過程，忽略噴射器入口和出口的流體速度。

基于以上假設(shè)，建立噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的熱力學(xué)模型。對(duì)于噴射器來說，噴射系數(shù)μ和升壓比rpj為最重要的2個(gè)性能參數(shù)，其定義為：

式中：msf和mpf分別為二次流和一次流的質(zhì)量流量，kg/s；Pb和Psf分別為噴射器出口制冷劑壓力和二次流入口制冷劑壓力，kPa。

在假設(shè)噴射器入口和出口的速度可以忽略的情況下，噴射器的噴射系數(shù)也可以定義為[17?19]

式中：h12,n1為一次流進(jìn)口比焓，J/g；h12,n2,is為等熵膨脹條件下噴嘴出口一次流體的理想比焓，J/g；h13,d,is為理想狀態(tài)下等熵壓縮時(shí)擴(kuò)壓段出口混合流體的比焓，J/g；h13,m2為混合流體在混合段出口的比焓，J/g；ηn，ηm和ηd分別為噴射器的噴嘴效率、混合效率和擴(kuò)壓效率，本文按照文獻(xiàn)[20]選取數(shù)據(jù)。

對(duì)于壓縮機(jī)，其消耗功率Wc可以表示為

式中：m1為壓縮機(jī)吸氣口的質(zhì)量流量，kg/s；h2,is為在等熵壓縮時(shí)壓縮機(jī)出口制冷劑的比焓，J/g；ηcm為壓縮機(jī)的等熵效率，可由下式得到[21]

式中：rpc為壓縮機(jī)壓比；P1和P2分別為壓縮機(jī)吸氣壓力和排氣壓力。

冷凝器熱負(fù)荷Qc為

發(fā)生器負(fù)荷Qg為

蒸發(fā)器制冷量Qe為

單位容積制冷量qev為

式中：V1為壓縮機(jī)吸氣口的制冷劑比體積，m3/kg。

系統(tǒng)的綜合制冷性能系數(shù)η可以表示為

過冷器內(nèi)的熱平衡方程式為

噴射器進(jìn)出口制冷劑的質(zhì)量守恒方程為

冷凝器出口制冷劑的質(zhì)量守恒關(guān)系式為

噴射器出口和壓縮機(jī)排氣混合段的質(zhì)量守恒關(guān)系式為

式中：mi為各狀態(tài)點(diǎn)制冷劑的質(zhì)量流量，kg/s；hi為各狀態(tài)點(diǎn)制冷劑的比焓，J/g。

基于上述模型方程，從REFPROP軟件的數(shù)據(jù)庫中獲取制冷劑物性參數(shù)，利用FORTRAN語言編寫程序計(jì)算蒸氣壓縮制冷循環(huán)和噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的循環(huán)性能。在理論計(jì)算過程中，選擇R290制冷劑為循環(huán)工質(zhì)，針對(duì)噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)和蒸氣壓縮制冷循環(huán)，分別研究了蒸發(fā)溫度te，冷凝溫度tc，回?zé)崞鬟^熱度(1 點(diǎn)過熱度)tsh以及中間溫度(5 點(diǎn))tm對(duì)循環(huán)性能以及噴射器性能的影響規(guī)律。設(shè)定過冷器最小換熱溫差為5 ℃。選用能夠提供90 ℃以上熱水的平板式太陽能熱水集熱器通過板式換熱器為發(fā)生器提供熱能，因此可設(shè)定發(fā)生器出口制冷劑溫度(12 點(diǎn))為80 ℃，選取噴射器各部件的效率ηn，ηm和ηd分別為0.85，0.90 和0.80，假設(shè)壓縮機(jī)進(jìn)口制冷劑的質(zhì)量流量為1.0 g/s。

3 結(jié)果與討論

3.1 噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)性能計(jì)算

在特定工況下計(jì)算噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)性能，在循環(huán)中設(shè)定蒸發(fā)溫度5 ℃，冷凝溫度35 ℃，8 點(diǎn)過冷度15 ℃，中間溫度25 ℃，過冷器最小換熱溫差5 ℃，計(jì)算得出在此循環(huán)條件下噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)中所有點(diǎn)的狀態(tài)如表1所示。由表1可見：在ECRC中，循環(huán)最高壓力為3 131.88 kPa，噴射器出口溫度為38.73 ℃，由REFPROP 軟件可得此時(shí)制冷劑處于過熱狀態(tài)；壓縮機(jī)壓比為2.21，噴射器噴射系數(shù)和升壓比分別為0.62和1.28；冷凝器出口的制冷劑在3 個(gè)支路的流量分別為0.045，1.000和0.073 g/s，說明在噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)中大部分制冷劑流經(jīng)蒸發(fā)器產(chǎn)生制冷作用，制冷劑分流對(duì)總制冷量影響不大。

表1 噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)各循環(huán)點(diǎn)性能Table 1 Performance of each point of ECRC

3.2 蒸發(fā)溫度對(duì)性能影響

圖2(a)所示為蒸發(fā)溫度te變化時(shí)，蒸氣壓縮制冷循環(huán)與噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)和單位容積制冷量的對(duì)比關(guān)系。由圖2(a)可見：在冷凝溫度和中間溫度不變的情況下，當(dāng)蒸發(fā)溫度由2 ℃增大至10 ℃時(shí)，蒸氣壓縮制冷循環(huán)與噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)均增大，但是噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)始終大于蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)；在所述的蒸發(fā)溫度范圍內(nèi)，蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)為4.33～5.86，噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)為4.77～6.11，比蒸氣壓縮制冷循環(huán)高的性能系數(shù)4.3%～10.2%；當(dāng)蒸發(fā)溫度升高時(shí)，噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)和蒸氣壓縮制冷循環(huán)的單位容積制冷量分別提升20.0%和29.6%，在所述的蒸發(fā)溫度范圍內(nèi)，噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的單位容積制冷量比蒸氣壓縮制冷循環(huán)高5.2%～13.6%。這是因?yàn)橐雵娚渲评溲h(huán)對(duì)蒸氣壓縮制冷循環(huán)提供了額外的過冷度，導(dǎo)致噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的蒸發(fā)器入口干度降低，制冷能力增強(qiáng)，單位容積制冷量和系統(tǒng)性能系數(shù)均得到了提升。

圖2(b)所示為蒸發(fā)溫度變化時(shí)，噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的噴射器噴射系數(shù)和升壓比的變化曲線。由圖2(b)可見：當(dāng)蒸發(fā)溫度升高時(shí)，噴射系數(shù)從0.26 升高至0.56，噴射器升壓比從1.55 降低至1.27。這是因?yàn)楫?dāng)蒸發(fā)溫度升高時(shí)，蒸發(fā)器入口溫度和過冷器出口制冷劑溫度也會(huì)升高，導(dǎo)致噴射器二次流壓力升高，在恒定發(fā)生壓力(一次流壓力)下，一次流和二次流之間的壓差減小，從而導(dǎo)致噴射器的升壓比降低，噴射系數(shù)升高。

圖2 蒸發(fā)溫度te對(duì)循環(huán)及噴射器性能的影響Fig.2 Influence of evaporation temperature te on performance of cycles and ejector

3.3 冷凝溫度對(duì)性能影響

圖3(a)所示為冷凝溫度tc變化時(shí)，蒸氣壓縮制冷循環(huán)與噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)和壓縮機(jī)壓比的曲線關(guān)系。由圖3(a)可見：隨著冷凝溫度升高，噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)和蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)均降低，噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)從6.08下降至4.79，蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)從5.83下降至4.34，但是在相同的冷凝溫度下，噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)始終大于蒸氣壓縮制冷循環(huán)，且比后者提高了4.3%到10.4%。隨著冷凝溫度升高，噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)和蒸氣壓縮制冷循環(huán)的壓縮機(jī)壓比都增大，且2種循環(huán)的壓比基本保持一致，均從2.19增大到2.64，增大了20.5%。這是因?yàn)槔淠龎毫﹄S著冷凝溫度升高而增大，在保持蒸發(fā)壓力不變的情況下，壓縮機(jī)的壓比增大，進(jìn)而導(dǎo)致壓縮機(jī)輸入功率增大，因此在制冷量不變的情況下性能系數(shù)降低。

圖3(b)所示為不同冷凝溫度下噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)中噴射器的噴射系數(shù)和升壓比變化曲線圖。由圖3(b)可見：當(dāng)冷凝溫度從36 ℃升高至44 ℃時(shí)，噴射器的噴射系數(shù)從0.61 減小至0.23，升壓比從1.28增大至1.54。這是由于升高冷凝溫度會(huì)導(dǎo)致冷凝壓力和噴射器背壓升高，在一次流壓力和二次流壓力均不變的情況下，噴射器引射能力減弱，導(dǎo)致噴射器的噴射系數(shù)減小，升壓比增大。

圖3 冷凝溫度tc對(duì)循環(huán)及噴射器性能的影響Fig.3 Influence of condensation temperature tc on performance of cycles and ejector

3.4 回?zé)崞鬟^熱度對(duì)性能影響

圖4所示為回?zé)崞鬟^熱度tsh變化時(shí)，蒸氣壓縮制冷循環(huán)與噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)和單位容積制冷量的變化情況。由圖4可見：隨著回?zé)崞鬟^熱度升高，噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)和蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)均略微增大，因此回?zé)崞鬟^熱度對(duì)噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)和蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)影響很小，但是由于噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)中引入了噴射器可以降低壓縮機(jī)和整個(gè)系統(tǒng)的耗功，因此其性能系數(shù)比蒸氣壓縮制冷循環(huán)高7.1%～7.4%；在給定的回?zé)崞鬟^熱度范圍內(nèi)，噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)和蒸氣壓縮制冷循環(huán)的單位容積制冷量均略有增大，這是因?yàn)殡S著回?zé)崞鬟^熱度增大，回?zé)崞髦袚Q熱量增大，導(dǎo)致節(jié)流后蒸發(fā)器入口處制冷劑干度降低，液相制冷劑組分增多，因此單位容積制冷量增大；同樣由于噴射器的過冷作用，噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的單位容積制冷量比蒸氣壓縮制冷循環(huán)增大8.8%～9.2%。

圖4 回?zé)崞鬟^熱度tsh對(duì)性能系數(shù)和單位容積制冷量qev的影響Fig.4 Influence of superheat of IHX tsh on coefficient of performance and qev

3.5 中間溫度對(duì)性能影響

圖5(a)所示為噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)在不同中間溫度tm下性能系數(shù)和單位容積制冷量的變化情況。從圖5(a)可見：隨著中間溫度升高，噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)先升高后降低；當(dāng)中間溫度為20 ℃時(shí)，噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)達(dá)到最大值5.50。當(dāng)中間溫度大于20 ℃時(shí)，性能系數(shù)隨著中間溫度升高而急劇減小。噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的單位容積制冷量隨著中間溫度升高而減小，中間溫度從15 ℃升高至35 ℃時(shí)，單位容積制冷量減小16.8%。這是因?yàn)橹虚g溫度升高時(shí)，進(jìn)入蒸發(fā)器的制冷劑在過冷器中放出的熱量較少，過冷度較小，因此其制冷效果較差。

圖5(b)所示為不同中間溫度下噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)中噴射器的噴射系數(shù)和升壓比的變化曲線。由圖5(b)可見：隨著中間溫度升高，噴射器的噴射系數(shù)由0.13快速升高至1.09，升壓比由1.87下降至1.12。這是因?yàn)槎瘟鞯臏囟群蛪毫Χ茧S著中間溫度升高而增大，而一次流的壓力和溫度保持不變。因此，一次流和二次流之間的壓差減小，導(dǎo)致升壓比減小，噴射系數(shù)增大。

圖5 中間溫度tm對(duì)噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)及噴射器性能的影響Fig.5 Influence of intermediate temperature tm on performance of ECRC and ejector

4 結(jié)論

1)提出了一種可應(yīng)用于空調(diào)系統(tǒng)的新型太陽能輔助混合噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)。該循環(huán)利用過冷器將噴射制冷循環(huán)與蒸氣壓縮制冷循環(huán)相結(jié)合，并利用噴射器對(duì)蒸氣壓縮制冷循環(huán)提供了額外的過冷度。

2)噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)相比蒸氣壓縮制冷循環(huán)在循環(huán)性能上有明顯改善，尤其是蒸發(fā)溫度、冷凝溫度、回?zé)崞鬟^熱度和中間溫度等工況參數(shù)對(duì)循環(huán)系統(tǒng)與噴射器性能都有著非常重要的影響。當(dāng)蒸發(fā)溫度從2 ℃升高至10 ℃時(shí)，噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)和單位容積制冷量分別比蒸氣壓縮制冷循環(huán)提高了4.3%～10.2% 和5.2%～13.6%；當(dāng)冷凝溫度從36 °C 升高至44 °C 時(shí)，噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)比蒸氣壓縮制冷循環(huán)提高了4.3%～10.4%。

3)噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能在本文給出的所有設(shè)定工況條件下均優(yōu)于蒸氣壓縮制冷循環(huán)，且在蒸發(fā)溫度較低時(shí)噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)所能提供的性能改善程度更高。除此之外，在噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)中存在最佳中間溫度20 ℃，導(dǎo)致噴射?蒸氣壓縮制冷循環(huán)的性能系數(shù)存在最大值5.50。