一種新型直接接觸凝結制冷循環(huán)的性能對比分析

寧靜紅 劉華陽 楊挺然 王潤霞 劉興華

（1 天津商業(yè)大學 天津市制冷技術重點實驗室 天津 300134）

（2 天津天商酷凌科技有限公司 天津 300134）

1 引言

隨著生活質(zhì)量水平的提高,能源和環(huán)境問題日益加劇,據(jù)統(tǒng)計,制冷行業(yè)的耗電量約占全球總用電量的17%。尋找優(yōu)良的替代工質(zhì),提高系統(tǒng)的能源利用率,降低能耗是工作的重點。換熱器對系統(tǒng)性能影響最直接,因此,優(yōu)化換熱器結構,提高效率是優(yōu)化系統(tǒng)最常用的方法之一。常規(guī)蒸氣壓縮制冷循環(huán)壓縮機排氣在冷凝器內(nèi)與冷卻介質(zhì)間壁式換熱,蒸氣凝結需經(jīng)過兩側流體的對流換熱和壁面間的導熱,由于蒸氣導熱系數(shù)不高,換熱需要較大的溫差驅動,同時壁面結垢、潤滑油積聚等問題會進一步增大換熱熱阻,導致?lián)Q熱效率降低,系統(tǒng)性能下降。直接接觸凝結可在小溫差下?lián)Q熱,具有傳熱系數(shù)大、熱阻小、效率高等特點,直接接觸換熱器具有結構簡單、不易腐蝕結垢、運行和維護費用低等優(yōu)勢。直接接觸凝結現(xiàn)已廣泛用于地熱發(fā)電、海水淡化、石油精煉等領域[1-2]。直接接觸凝結用于制冷系統(tǒng)中,可以提高換熱效率,降低換熱溫差,進而降低壓縮機的排氣壓力、溫度和功耗,提高系統(tǒng)COP[3-5]。制冷系統(tǒng)中適當增添輔助設備也是對系統(tǒng)進行性能優(yōu)化的一種方法。噴射器作為流體裝置,具有結構簡單、運行可靠、無移動部件、可適應兩相流等特點,研究表明,采用噴射器代替膨脹裝置可以減少節(jié)流損失,回收膨脹功,提高系統(tǒng)性能[6]。Wang 等[7]通過研究混合式噴射器空調(diào)系統(tǒng)發(fā)現(xiàn),基于噴射器的混合空調(diào)系統(tǒng)COP較傳統(tǒng)蒸氣壓縮空調(diào)系統(tǒng)約提高34%。Yan 等[8]利用噴射-蒸氣壓縮制冷循環(huán)提高蒸氣壓縮子循環(huán)的性能,發(fā)現(xiàn)系統(tǒng)性能系數(shù)提高19.6%。目前,直接接觸凝結在制冷系統(tǒng)中的應用仍處于理論研究階段,直接接觸凝結結合噴射引射更是鮮有報道。

本文提出一種利用噴射引射的新型直接接觸冷凝制冷循環(huán)（EDCC）,通過建立熱力循環(huán)模型,分析了蒸發(fā)溫度、主循環(huán)冷凝溫度和噴射器混合溫度對系統(tǒng)性能的影響,并與傳統(tǒng)制冷循環(huán)進行了性能對比。

2 循環(huán)系統(tǒng)介紹

圖1 為EDCC 制冷循環(huán)原理圖和壓焓圖。如圖1a 所示,主循環(huán)由壓縮機、直接接觸凝結換熱器、蒸發(fā)過冷器、噴射器、氣液分離器、節(jié)流閥和蒸發(fā)器組成,輔助循環(huán)由輔助循環(huán)壓縮機、冷凝器、節(jié)流閥和蒸發(fā)過冷器組成。流程為,主循環(huán)壓縮機排氣（點2）進入直接接觸凝結換熱器與過冷液體進行直接接觸凝結換熱,兩種介質(zhì)在換熱器內(nèi)混合凝結為飽和液體（點3）,后進入蒸發(fā)過冷器過冷。過冷液分為兩部分,一部分（點4a）進入直接接觸凝結換熱器,另一部分作為主流體（點4b）進入噴射器引吸二次流體（點8）。噴射器內(nèi)兩股流體在混合室混合（點10）,經(jīng)擴壓室擴壓后,兩相區(qū)工質(zhì)（點11）進入氣液分離器進行氣液分離,飽和制冷劑蒸氣（點1）進入壓縮機,飽和制冷劑液體（點6）經(jīng)節(jié)流閥降壓后進入蒸發(fā)器完成制冷。如圖1b 所示,兩循環(huán)由蒸發(fā)過冷器進行連接,經(jīng)節(jié)流閥節(jié)流降壓后的R717 工質(zhì)（點15）在蒸發(fā)過冷器內(nèi)為主循環(huán)的過冷過程提供冷源。

圖1 EDCC 制冷循環(huán)原理圖和P-h 圖Fig.1 Schematic diagram and P-h diagram of EDCC refrigeration cycle

3 循環(huán)系統(tǒng)熱力學模型

根據(jù)噴射器混合室內(nèi)氣液混合過程,噴射器可以分為等壓混合和等面積混合噴射器,研究表明,等壓混合噴射器模型性能優(yōu)于等面積混合噴射器模型[6],因此,采用等壓混合模型進行性能計算。噴射器和直接接觸換熱器內(nèi)存在復雜的熱質(zhì)交換過程,為簡化計算,做出以下假設:

（1）噴射器混合室和直接接觸凝結換熱器的混合過程均為等壓過程；

（2）流體在混合前屬于一維穩(wěn)態(tài)絕熱流動；

（3）忽略噴射器的進出口速度；

（4）蒸發(fā)器、直接接觸凝結換熱器和輔助循環(huán)冷凝器的出口均為飽和狀態(tài)；

（5）采用噴射器的等熵效率系數(shù)來近似每段的摩擦損失,噴嘴、混合室和擴壓室的等熵效率系數(shù)分別為0.9、0.95、0.9,壓縮機等熵效率為0.9[9-10]。

3.1 噴射器熱力計算模型

噴射器是一種以高壓流體為主流體,低壓流體為二次流體,利用高壓流體引吸低壓流體的裝置。噴射器主要由噴嘴、接受室、混合室和擴壓室4 部分組成,其中主流體在流經(jīng)噴嘴時膨脹增速,在錐形接受室內(nèi)形成負壓引吸二次流體,兩流體在等截面混合室內(nèi)進行熱質(zhì)交換,在出口流速趨于一致,后經(jīng)擴壓室的減速增壓回收部分膨脹功[6,9]。圖2 為不同入口狀態(tài)點下噴射器出口狀態(tài)性能迭代計算流程圖。

圖2 噴射器模型性能計算流程圖Fig.2 Ejector performance simulation calculation flowchart

當制冷劑流經(jīng)諸如噴嘴、擴壓室這類設備時,不對設備做功,位能差可忽略不計,同時工質(zhì)流速大且噴嘴、擴壓室的長度很短,與外界交換的熱量亦可忽略不計。噴射器的性能常用噴射系數(shù)來表示,即二次流體質(zhì)量流量與主流體質(zhì)量流量之比:

式中:μ為噴射系數(shù)；m8、m4b分別為二次流體和主流體制冷劑的質(zhì)量流量,kg/s。

主流體和二次流體在噴嘴入口存在膨脹過程。根據(jù)假定條件,利用等熵效率系數(shù)替代摩擦損失,主流體的實際出口焓值為:

主流體經(jīng)噴嘴膨脹增速后的出口速度為:

二次流體的出口焓值和速度則可表示為:

兩流體在混合室出口的焓值和速度分別為:

依據(jù)假設條件,擴壓室出口速度可忽略,噴射器出口的焓值可表示為:

式中:ηN、ηM、ηD分別為噴嘴、混合室、擴壓室的等熵效率系數(shù)；v5、v9、v10分別為工作流體、引射流體和混合流體流速,m/s。

3.2 直接接觸冷凝換熱器熱力計算模型

直接接觸凝結換熱器內(nèi)部存在復雜的熱質(zhì)交換過程。通過建立二維黑箱模型進行簡化計算:

壓縮機、噴射器工作流體的制冷劑質(zhì)量流量:

冷卻過熱蒸氣的過冷制冷劑的質(zhì)量流量:

輔助循環(huán)內(nèi)制冷劑的質(zhì)量流量:

3.3 系統(tǒng)性能分析

系統(tǒng)有兩個獨立的循環(huán),因此對于系統(tǒng)性能分析則不能只考慮單一循環(huán),應采用綜合性能系數(shù):

3.4 系統(tǒng)分析

制冷循環(huán)中存在各種不可逆過程,分析實際循環(huán)偏離理想循環(huán)的程度,了解系統(tǒng)不可逆損失大小及對系統(tǒng)的影響程度,可為循環(huán)系統(tǒng)的經(jīng)濟性改進提供理論依據(jù)[11]。流動流體所具有的為焓,系統(tǒng)中每個循環(huán)點的焓為:

式中:Ex為系統(tǒng)各點焓,kW；Exdest為系統(tǒng)各部件的損失,kW；η為系統(tǒng)的效率。

4 計算結果及分析

設定系統(tǒng)制冷量為50 kW,冷凝溫度為45 ℃,蒸發(fā)過冷器的夾點溫差為3 ℃,依據(jù)所建立的EDCC 制冷循環(huán)熱力模型對系統(tǒng)進行性能分析,并與直接接觸冷凝（DCC）制冷循環(huán)[3],復疊制冷循環(huán)進行對比。

如圖3 所示,低溫工況下,EDCC 制冷系統(tǒng)較兩種制冷循環(huán)COP提升明顯,當蒸發(fā)溫度為-35 ℃時,相較于DCC 制冷循環(huán)及復疊制冷循環(huán),EDCC 制冷循環(huán)COP分別提升6.12%、8.36%。隨著蒸發(fā)溫度的升高,各循環(huán)COP均呈上升趨勢,但相較于DCC制冷循環(huán)和復疊制冷循環(huán),EDCC 制冷循環(huán)性能系數(shù)提升相對較慢,當蒸發(fā)溫度升高10 ℃時,COP約提高8.9%,當蒸發(fā)溫度為-27 ℃時,DCC 制冷循環(huán)與EDCC 制冷循環(huán)COP相近,隨著蒸發(fā)溫度繼續(xù)升高,EDCC 制冷循環(huán)COP低于DCC 制冷循環(huán)。這是由于隨蒸發(fā)溫度的升高,復疊制冷循環(huán)和DCC 制冷循環(huán)耗功逐漸減少,性能逐漸提高,EDCC 制冷循環(huán)利用噴射器回收了膨脹功,隨著蒸發(fā)溫度升高,二次流體壓降增大,噴嘴入口焓值增大、流速升高,噴射器回收的膨脹功增加,同時由于噴射器混合溫度不變,噴射器主流體壓降不變,回收膨脹功增長速率逐漸降低,性能提升逐漸減弱,隨著蒸發(fā)溫度的繼續(xù)升高,噴射器出口壓力低于蒸發(fā)壓力,反而對循環(huán)不利。

圖3 蒸發(fā)溫度對系統(tǒng)性能系數(shù)的影響Fig.3 Influence of evaporation temperature on system comprehensive performance coefficient

圖4 蒸發(fā)溫度對系統(tǒng)效率的影響Fig.4 Influence of evaporation temperature on system exergy efficiency

如圖5 所示,隨著主循環(huán)冷凝溫度的升高,復疊制冷循環(huán)和DCC 制冷循環(huán)COP均先增大后減少,兩系統(tǒng)存在一最佳主循環(huán)冷凝溫度使得系統(tǒng)性能最佳,EDCC 制冷循環(huán)COP則隨主循環(huán)冷凝溫度的升高逐漸增大,當主循環(huán)冷凝溫度由-5 ℃升高至15 ℃,COP提高12.3%。這是由于隨著主循環(huán)冷凝溫度的升高,主循環(huán)壓縮機耗功增大,輔助循環(huán)壓縮機耗功減少,對于復疊制冷循環(huán)和DCC 制冷循環(huán),初始階段輔助循環(huán)耗功減少量大于主循環(huán)耗功增大量,系統(tǒng)耗功減少,隨著溫度的繼續(xù)升高,主循環(huán)耗功增加值大于輔助循環(huán)減少值,系統(tǒng)耗功增大,故COP先增大后減少。對于EDCC 制冷循環(huán),隨著主循環(huán)冷凝溫度的升高,噴射器主流體壓降增大,噴嘴入口焓值和流速均升高,噴射器出口壓力升高,主循環(huán)耗功增加值相對較少,輔助循環(huán)耗功減少,COP逐漸增大。

圖5 主循環(huán)冷凝溫度對系統(tǒng)性能系數(shù)的影響Fig.5 Influence of main cycle condensation temperature on system comprehensive performance coefficient

圖6 主循環(huán)冷凝溫度對系統(tǒng)效率及損失的影響Fig.6 Influence of main cycle condensation temperature on system exergy efficiency and exergy loss

如圖7 所示,隨著混合溫度升高,EDCC 系統(tǒng)性能系數(shù)和效率具有相同的變化趨勢,均先增大后減少,在不同主循環(huán)冷凝溫度下存在最佳混合溫度使系統(tǒng)性能最佳,同時隨著主循環(huán)冷凝溫度的提高性能系數(shù)和效率均有明顯提升。這是由于在主循環(huán)冷凝溫度和蒸發(fā)溫度固定時,噴射器入口的焓值固定,混合溫度升高入口流體壓降減少,噴射器入口流速減小,摩擦損耗降低,隨著主循環(huán)冷凝溫度升高,主流體壓降升高,入口焓值增大,混合室內(nèi)流速和噴射器出口壓力增大值大于損耗值,性能系數(shù)升高。噴射器擴壓室具有升壓過程,在不同主循環(huán)冷凝溫度下存在不同臨界溫度使噴射器出口壓力高于蒸發(fā)壓力,當混合溫度繼續(xù)升高,二次流體降壓減小,被引射量減少,噴射系數(shù)降低,回收的膨脹功減少,系統(tǒng)性能下降。

圖7 噴射器混合溫度對系統(tǒng)性能的影響Fig.7 Influence of ejector mixing temperature on system performance

由圖8 可以看出,EDCC 制冷循環(huán)蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑質(zhì)量流量較小,通過對比發(fā)現(xiàn),復疊制冷循環(huán)和DCC 制冷循環(huán)蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑的質(zhì)量流量均隨蒸發(fā)溫度的升高而降低,EDCC 制冷循環(huán)則隨蒸發(fā)溫度的升高而增大。這是由于隨著蒸發(fā)溫度的升高,常規(guī)制冷循環(huán)蒸發(fā)器進出口焓差降低,相應蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑質(zhì)量流量減少,EDCC 制冷循環(huán)由于利用噴射器回收膨脹功,蒸發(fā)器進出口焓差相對較大,蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑流量相對較少,隨著蒸發(fā)溫度升高,回收的膨脹功增加,蒸發(fā)器進出口焓差逐漸降低,蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑質(zhì)量流量逐漸增大。

圖8 蒸發(fā)溫度對蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑質(zhì)量流量的影響Fig.8 Influence of evaporation temperature on mass flow of refrigerant in evaporator

如圖9 所示,蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑質(zhì)量流量均隨主循環(huán)冷凝溫度的升高而增大,其中復疊制冷循環(huán)和DCC 制冷循環(huán)隨主循環(huán)冷凝溫度升高變化較大,EDCC制冷循環(huán)變化較小。這是由于隨著主循環(huán)冷凝溫度的升高,制冷劑在蒸發(fā)器進出口焓差降低,蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑流量增加,由于噴射器回收了膨脹功,EDCC 制冷循環(huán)壓降較小,焓差相對較大,故蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑流量隨冷凝溫度變化較小。由此可以發(fā)現(xiàn),EDCC 制冷循環(huán)有利于R290 在低溫制冷系統(tǒng)中的開發(fā)利用,同時EDCC 制冷循環(huán)更適合用于低溫工況,適當降低蒸發(fā)溫度可減少蒸發(fā)內(nèi)制冷劑的充注量,降低R290 泄漏的風險,提高系統(tǒng)運行的可靠性。

圖9 主循環(huán)冷凝溫度對蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑質(zhì)量流量的影響Fig.9 Influence of main cycle condensation temperature on mass flow of refrigerant in evaporator

5 結 論

提出一種利用直接接觸凝結和噴射引射的新型直接接觸冷凝制冷循環(huán),針對采用自然工質(zhì)R717/R290 的EDCC 制冷循環(huán)建立了熱力仿真計算模型,并與DCC 制冷循環(huán)和復疊制冷循環(huán)進行了性能對比,得出以下結論:

（1）蒸發(fā)溫度對EDCC 制冷循環(huán)COP的影響較大,對效率存在負面影響,蒸發(fā)溫度升高10 ℃,COP約提高8.9%,效率則隨蒸發(fā)溫度的升高而降低。EDCC 制冷循環(huán)相比傳統(tǒng)低溫制冷循環(huán)的COP提升顯著,當蒸發(fā)溫度為-35 ℃時,相比DCC 制冷循環(huán)和復疊式制冷循環(huán),EDCC 制冷循環(huán)的COP分別提升6.12%、8.36%。

（2）EDCC 制冷循環(huán)COP和效率均隨主循環(huán)冷凝溫度的升高而增大,主循環(huán)冷凝溫度由-5 ℃升高至15 ℃時,COP和效率約分別升高12.3% 和12.2%,同時對比發(fā)現(xiàn),EDCC 制冷循環(huán)較復疊制冷循環(huán)和DCC 制冷循環(huán)更適合通過改變主循環(huán)冷凝溫度來提高系統(tǒng)的性能。

（3）噴射器混合溫度對EDCC 制冷循環(huán)COP和效率具有相同的影響效果,均隨混合溫度的升高先增大后減少,在不同主循環(huán)冷凝溫度下存在不同最佳混合溫度使得系統(tǒng)性能最佳,在較低蒸發(fā)溫度時,適當提高混合溫度有利于提高系統(tǒng)性能。

（4）對比復疊制冷循環(huán)和DCC 制冷循環(huán),EDCC制冷循環(huán)可明顯降低蒸發(fā)器內(nèi)R290 的充注量,在相同工況下,與DCC 制冷循環(huán)相比,其質(zhì)量流量約降低11.9%,同時適當降低蒸發(fā)溫度和主循環(huán)冷凝溫度可以減少蒸發(fā)器中R290 的充注量,降低R290 泄漏的風險,提高系統(tǒng)的安全性。