不同喷嘴距的CO2两相引射器实验研究

张西平 邓建强 李亚飞 何 阳

(西安交通大学化学工程与技术学院 西安 710049)

CO2在自然界天然存在，以其为工质的跨临界蒸气压缩制冷技术一直是近年来制冷领域研究与应用的热点。但跨临界循环节流损失相对较大，压缩功耗多，系统性能有待提高[1-2]。引射器通过高压流体经过喷嘴降压增速，引射卷吸低压流体，二者混合后降速增压，形成中间压力流体流出引射器。使用引射器可以回收高压流体部分能量，提升压缩机入口压力，从而减小压缩机功耗，提升蒸气压缩制冷系统COP。Deng Jianqiang等[3]通过构建一维模拟，发现跨临界CO2引射膨胀制冷系统性能理论上较蒸气压缩制冷系统可提高22%。C.Lucas等[4]实验研究发现跨临界CO2引射膨胀制冷系统的最大COP相比蒸气压缩制冷系统可提高17%。K.Sumeru等[5]模拟和实验结果均表明，使用两相引射器替代膨胀装置可以使蒸汽压缩制冷循环的COP提升超过20%。Bai Tao等[6]通过火用分析指出，引射器存在可避免的火用损失，可以通过合理设计来改善引射器性能。R.Yapici[7]实验研究表明，设计良好的引射器可以改善引射膨胀制冷系统的性能。

引射器性能与其结构参数密切相关。S.Elbel等[8]通过调节引射器喷嘴喉部面积得到了实验系统的最优COP。M.Palacz等[9]使用CFD模型和目标函数，对喷嘴距、混合段直径、混合段长度、吸入段渐缩角度、喷嘴渐扩角度和喷嘴出口直径等6个结构参数进行了优化，结果表明引射器效率提升了6%。何阳等[10]通过延迟均衡模型指出，在一定工况下，存在最优混合段直径使得引射系数与压力恢复系数最优。裴文伟等[11]实验结果表明，R134a两相流引射膨胀制冷系统在固定工况下，存在最优喷嘴喉部直径和混合段直径的组合，使引射系数最大。M.Nakagawa等[12]研究表明，CO2两相引射器在实验工况下，混合段长度为15 mm时，引射系数、压力恢复性能以及引射膨胀制冷系统的COP均达到最高。郑立星等[13]开展跨临界CO2引射膨胀制冷实验，表明引射器混合段截面积和喉部流通截面积的比越大，系统COP越高。

引射器性能与其内部流动机制同样密切相关。K.Chunnanond等[14]研究表明，引射系数与主动流在喷嘴出口膨胀后在主动流周围形成的环形有效引射区域有关。Zhu Yinhai等[15]使用高速相机对引射器主动流的膨胀角进行了可视化研究，观察到膨胀角随着引射流压力的增加而减小。Li Yafei等[16-17]通过高速相机得到了引射器内主动流喷嘴的相变位置，随着喷嘴渐扩角的增加，喷嘴内的主动流逐渐从欠膨胀转变为过膨胀，引射性能下降。He Yang等[18]通过CFD数值模拟分析了不同结构参数协同对CO2两相引射器性能的影响，指出预混合段角度对主动流和引射流的混合存在影响。

综上所述，现有研究主要通过结构优化来提升引射器性能，对引射器内部复杂流动现象也有所关注。引射器内主动流喷嘴出口距混合段入口的距离，即主动流与引射流在预混合段内的混合长度——喷嘴距(nozzle exit position,NXP)，直接影响喷嘴出口主动流膨胀轮廓，而对于该膨胀轮廓对引射器性能影响的研究很少。目前尚没有喷嘴距、膨胀轮廓以及引射器性能三者之间联系的研究。本文在跨临界CO2引射膨胀制冷实验装置中，观测了不同喷嘴距下的引射器主动流膨胀轮廓、喷嘴内部主动流相变位置等参数，结合压力测量得到的引射器沿程压力分布，综合分析了喷嘴距结构、膨胀轮廓对引射器性能的影响。

1 实验装置

1.1 跨临界CO2引射膨胀制冷实验装置

跨临界CO2引射膨胀制冷实验装置系统如图1所示，主要由制冷系统、可视化实验装置、测量系统以及水循环换热系统4部分构成。制冷系统主要包括压缩机、气冷器、蒸发器、引射器、气液分离器、膨胀阀、压缩机变频控制器等设备。可视化实验装置由可视化引射器及高速相机组成。测量系统主要包括压力传感器、CO2质量流量计、水流量计、数据采集仪。水循环系统由水箱、循环泵以及水温控制装置组成。

图1 跨临界CO2引射膨胀制冷实验系统Fig.1 Transcritical CO2 ejector expansion refrigeration system

工质CO2经过压缩机压缩之后成为高温高压流体，在气冷器中与水循环系统提供的恒温水换热降温后，高压低温的超临界CO2工质作为主动流进入可视化引射器的喷嘴，其降压增速之后在引射器预混合段卷吸低压的CO2引射流蒸气，二者在引射器混合段内混合增压，之后CO2两相流体离开引射器进入气液分离器，分出气体部分进入压缩机，液体部分通过膨胀阀节流后进入蒸发器，与水循环系统提供的恒温水换热蒸发，其蒸气作为引射流进入引射器内，系统完成完整的工作循环。

1.2 可视化实验装置

1)可视化引射器

可视化引射器结构为矩形，如图2所示，由上、下不锈钢板，上、下PC板，结合高强度螺栓提供密封性能，上、下PET板及不锈钢板内部镂空构成引射器的矩形流道。外接不锈钢压力接管，在实现可视化拍摄的同时测量主动流喷嘴、混合段和扩压段内部压力。

图2 可视化引射器装配体Fig.2 The assembly of visual ejector

2)引射器压力测点布置与结构参数

不锈钢板流道内主要压力测点位置如图3所示。沿引射器轴向一共布置了8个压力测点，其中3个测点在主动流喷嘴处，分别位于渐缩段中部、渐扩段中部以及渐扩段出口，另外5个测点在混合段及扩压段内，分别位于混合段入口、混合段中段、混合段出口、扩压段中段以及扩压段出口，所测量压力分别为p1～p8。实验中以制冷装置内测量的气冷器出口压力作为主动流入口压力pp。蒸发器出口压力作为引射流入口压力ps，A点为主动流垂直入口管道圆心。

图3 不锈钢板镂空的引射器流道和引压孔道Fig.3 The hollow ejector flow channel and pressure channel on the steel plate

矩形引射器具体结构参数如图4所示，其结构参数如表1所示。实验中在保持预混合段收缩角θ3不变的前提下，改变喷嘴距L3，有L3=0、4、6、8、10 mm 5种结构。为保持收缩角θ3不变，预混合段入口宽度D4随喷嘴距改变而相应改变。在实验中更换不同喷嘴距的引射器，通过膨胀阀开度调节来保持工况基本一致，研究不同结构下的引射器性能以及相应的膨胀轮廓和相变位置。不锈钢钢板厚度为0.8 mm，上、下PET板厚度均为0.5 mm，因此完整通流流道高度为1.8 mm，测量压力使用的引压通道宽度为0.4 mm，高度为0.8 mm。

表1 可视化引射器主要结构参数Tab.1 The main parameters of the visual ejector

图4 矩形引射器结构Fig.4 The structural of rectangular ejector

压力传感器型号为EJA-530A，高压段即ps以及p1～p3测量量程为0～15 MPa，低压段即pp以及p4～p8量程为0～6 MPa，测量精度均为0.075%。采用MASS2100和FC300型质量流量计测量引射器主动流和引射流的质量流量。MASS2100型的量程为0～250 kg/h，测量精度为0.1%；FC300质量流量计的量程为0～35 kg/h，测量精度为0.1%。

3)流场图像采集设备

流场图像采集设备主要由高速相机及LED光源设备组成。实验装置如图5所示，通过HX Link64软件控制Memrecam HX-6E型高速相机，以1 000帧的速率捕捉测量工况下可视化引射器内主动流喷嘴及预混合段的内部流场图像。利用LED光源产生的光线在有气泡存在的两相流与单相流体内的折射率不同，可以明显捕捉到主动流发生相变的位置以及主动流与引射流在预混合段内的相界面位置。

图5 流场图像采集设备Fig.5 The acquisition facility of flow filed image

2 实验结果与分析

2.1 喷嘴距对引射性能影响

评价引射器性能的两个主要参数为引射系数μ和压力恢复系数λ。引射系数定义为引射流质量流量与主动流质量流量之比，本文中压力恢复系数定义为引射器扩压段出口压力p8与混合段入口压力p4之比。

实验中保持主动流压力pp为9.50 MPa，测量在不同引射流压力ps下，引射器引射系数随喷嘴距的变化关系，实验结果如图6所示。由图6可知，多组实验表现出相同的规律：随着喷嘴距的增大，引射器引射系数先缓慢增大，其中喷嘴距为8 mm的引射系数最大，10 mm喷嘴距的引射系数明显偏低。在不同的喷嘴距结构下，随引射流压力增加，引射系数均存在明显的先增加再稳定现象。且在较低引射流压力下，引射性能差，对于喷嘴距0～6 mm结构，该引射流压力转戾点及作用压力范围为3.40～3.55 MPa，对于喷嘴距8～10 mm结构，该压力转戾点及作用压力范围为3.40～3.60 MPa。该压力范围推测与引射器结构、喷射器临界背压有关，有待进一步研究。

图6 引射系数μ随喷嘴距的变化Fig.6 The entrainment ratio μ changes with NXP

引射器的压力恢复系数随喷嘴距的变化关系如图7所示。在喷嘴距不超过6 mm时，压力恢复系数基本稳定；在喷嘴距为8 mm之后压力恢复系数开始大幅下降。可知6 mm和8 mm结构的引射器，在不同引射流压力下均表现出较为优良的引射性能，因此，在本实验研究工况范围内，引射器的最优的喷嘴距在6～8 mm之间。

图7 压力恢复系数λ随喷嘴距的变化Fig.7 The pressure recovery ratio λ changes with NXP

2.2 引射流压力对压力分布影响

选用引射系数较高的喷嘴距为6 mm结构下的引射器，测量了主动流压力pp为9.50 MPa，引射流入口压力ps由3.40 MPa增至3.75 MPa时，主动流喷嘴内沿轴向距离的压力分布如图8所示。轴向距离以引射器主动流垂直入口管道圆心处(图3所示中的A点)为0 mm，压力为pp。在不同引射流压力下，喷嘴内的压力分布沿轴向逐渐降低，且变化规律基本一致；主动流在喷嘴渐扩段压力始终下降，表明喷嘴内主动流始终处于欠膨胀状态。混合段与扩压段内压力分布如图9所示。由图9可知，在不同引射流压力下，混合段与扩压段内的压力沿轴向先快速增加再趋向缓慢增加；且随着引射流压力增加，混合段与扩压段内的压力也小幅增加。该变化规律在其他喷嘴距下也保持一致，不再附图。

图8 喷嘴距为6 mm时喷嘴压力分布Fig.8 The pressure distribution in nozzle when NXP is 6 mm

图9 喷嘴距为6 mm时混合段及扩压段压力分布Fig.9 The pressure distribution in mixing section and diffuser when NXP is 6 mm

2.3 喷嘴距对压力分布影响

选取主动流压力pp保持9.50 MPa、引射流压力ps为3.70 MPa的工况，对比分析了不同喷嘴距下喷嘴内的压力分布，如图10所示。轴向距离以引射器主动流垂直入口管道圆心处(图3所示中的A点)为0 mm，压力为pp。不同喷嘴距下，主动流在喷嘴内的欠膨胀程度有所不同。喷嘴距为0 mm时，14 mm长的混合段作为喷嘴出口流动膨胀场所，膨胀比较充分，也导致喷嘴出口背压偏低，喷嘴内压降较快。当喷嘴距为4 mm时，其预混合段膨胀空间相对较小，主动流在预混合段有限空间内膨胀不充分，喷嘴出口背压偏高，影响了主动流在喷嘴内的膨胀，导致主动流在喷嘴渐扩段部分的压降小于其他喷嘴距结构，主动流的欠膨胀程度大。当喷嘴距增至6 mm后，主动流在预混合段的膨胀充分，继续增加喷嘴距，喷嘴内的压力分布相同。

图10 不同喷嘴距下喷嘴内压力分布Fig.10 The pressure distribution in nozzle with different NXP

混合段及扩压段内压力测量结果如图11所示，轴向距离以混合段入口处为0 mm，压力为p4。随着喷嘴距的不断增加，在8 mm之后，混合段入口压力显著提升，但扩压段出口压力并未随着混合段入口压力的提升而产生明显的提升，所以目前结构下，喷嘴距的增加虽然有利于混合段入口压力的提升，但混合段以及扩压段的压力恢复性能反而变弱，混合后的流体难以在混合段以及扩压段实现有效的升压。

图11 不同喷嘴距下混合段及扩压段压力分布Fig.11 The pressure distribution in mixing chamber and diffuser with different NXP

2.4 喷嘴距对膨胀轮廓影响

通过高速相机获取主动流喷嘴以及预混合段内的流场，如图12所示。主动流在喷嘴内由单一的超临界态通过渐缩渐扩喷嘴降压到了两相区，产生气泡，转变为两相流，流体透光率发生改变，从白色变为灰色。进入预混合段后灰色的两相流卷吸白色的单相引射流，两股流体存在相界面。

图12 主动流膨胀角度与膨胀长度Fig.12 The expansion length and angle of primary flow

如图12所示，从可视化图片中可以获取主动流的膨胀角度与膨胀长度。为了消除拍摄距离对膨胀长度测量的影响，利用Photoshop软件的测量工具，测量主动流的膨胀长度(从喷嘴出口到与引射流不能区分处)与混合段宽度D5(实验中的固定结构参数)，用测量的膨胀长度与混合段宽度的绝对值比值γ作为无量纲的主动流膨胀长度。膨胀角度为图片测量主动流的相界面轮廓夹角(全角)。

喷嘴出口主动流膨胀长度、膨胀角度随喷嘴距变化的关系分别如图13和图14所示。喷嘴距分别为0 mm和4 mm时，其膨胀长度分别从混合段内和预混合段内测量获取。4 mm喷嘴距结构下，主动流膨胀不再如0 mm喷嘴距受到混合段内壁压缩效应影响，膨胀角度增加，而膨胀长度受限于预混合段长度，膨胀长度减小。

图13 膨胀长度γ随喷嘴距的变化Fig.13 The expansion length γ changes with NXP

图14 膨胀角度随喷嘴距的变化Fig.14 The expansion angle changes with NXP

喷嘴距为6 mm和8 mm时，预混合段作为膨胀场所的长度增加，主动流膨胀长度增加，膨胀状态更充分，喷嘴出口背压减小，主动流在喷嘴内的欠膨胀状态减小，喷嘴出口后的膨胀角度也较小。

喷嘴距为10 mm时，主动流在预混合段的膨胀碰触预混合段壁面，产生回流涡结构，使膨胀长度产生减小的现象。此时预混合段宽度较大，主动流膨胀受到预混合段壁面约束小，其膨胀角度大于6 mm与8 mm喷嘴的引射器。

根据有效引射区域[14]的研究结果，一般认为膨胀长度长、膨胀角度小的主动流膨胀轮廓有效引射区域越大，引射系数越高。结合膨胀轮廓测量结果可知，喷嘴距6 mm与8 mm下的膨胀轮廓刚好满足膨胀长度长，角度小的条件，这也解释了为什么这两种结构下的引射系数相比于其他结构更高。所以，可以通过改变喷嘴距结构来调节主动流膨胀轮廓使其有效引射区域增加，提升引射系数。

2.5 喷嘴距对相变位置影响

不同喷嘴距下的相变位置对比结果如图15所示。结合压力测量结果分析，不同喷嘴距下，喷嘴内压力分布规律改变较小，在测点p2之前的压力几乎不随喷嘴距改变而改变，即相变位置处的压力也不随喷嘴距改变而改变。所以不同喷嘴距下，相变位置相同，均处于喉部的下游。喷嘴距的改变，在实验工况下，对于主动流在喷嘴内的相变位置没有影响。

图15 不同喷嘴距下的相变位置Fig.15 The phase change position with different NXP

3 结论

喷嘴距对引射器的综合性能以及主动流的膨胀轮廓有着重要的影响。本文通过可视化实验与压力测量相结合的方法，研究了不同喷嘴距之下两相CO2引射器的性能以及主动流在预混合段内的膨胀轮廓，得到如下结论：

1)在本文的研究工况范围内，喷嘴距较小时，引射系数低但压力恢复系数高，喷嘴距较大时引射系数低且压力恢复系数低。喷嘴距为6 mm和8 mm的CO2两相引射器，引射系数与压力恢复系数均较高。因此，最优性能的喷嘴距在6～8 mm之间。

2)喷嘴距的改变会影响主动流在喷嘴的欠膨胀程度及膨胀轮廓。可以通过合理设计喷嘴距结构让主动流在预混合段充分膨胀的同时使其膨胀角度小，膨胀长度长，有效引射区域大来提升引射器的引射系数。

3)喷嘴距对主动流在喷嘴内的相变位置影响较小，但喷嘴距过大时，主动流在预混合段与引射流混合后不能及时进入混合段，继续膨胀会碰到预混合段的斜壁面产生回流涡结构，阻碍引射流进入混合段产生较大的流动损失，使引射系数与压力恢复系数均产生了显著下降。