張曉林, 鄧 帥, 趙 力, 蘇 文, 許偉聰, 楊 彬

(天津大學(xué) 中低溫?zé)崮芨咝Ю媒逃恐攸c(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 天津 300072)

1 前 言

噴射器作為一種增壓、真空、混合裝置，以其顯著的節(jié)能效果、無(wú)環(huán)境污染的工作特點(diǎn)，以及結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、造價(jià)低廉、操作容易、維修方便等優(yōu)勢(shì)，被廣泛用于化工工業(yè)、制冷系統(tǒng)、燃料電池和航空航天等多個(gè)領(lǐng)域。近年來(lái)，隨著國(guó)際能源價(jià)格的上漲和全社會(huì)對(duì)環(huán)境問(wèn)題的重視，世界各國(guó)對(duì)節(jié)能、環(huán)保、高效的能源利用與轉(zhuǎn)化方式提出了更高的要求，使得噴射器的研究受到眾多國(guó)內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注。噴射技術(shù)正成為一門覆蓋面大、應(yīng)用范圍廣的舊技術(shù)、新課題[1]。

自從1910 年法國(guó)MAURICE LEBLANC 制造了第1 個(gè)蒸汽制冷的噴射器以來(lái)，噴射器的研究開始受到關(guān)注。根據(jù)噴射器的研究情況，分為以下4 種類型介紹。(1) 選用混合工質(zhì)研究傳統(tǒng)噴射器。YANG等[2-3]用R600a-R601 分析了噴射式功冷聯(lián)供系統(tǒng)。結(jié)果表明：噴射器中的?損失最大，超過(guò)系統(tǒng)總?損失的40%。LI 等[4]選用了R141b-R134a(70-30)，R141b-R152a(80-20)，R123-R152a(85-15)工質(zhì)。WANG等[5]以NH3-H2O 為工質(zhì)進(jìn)行了傳統(tǒng)噴射器的研究工作。 (2) 選用純工質(zhì)研究傳統(tǒng)噴射器。在不同工況下，ZHU 等[6]用R141b 對(duì)95 種不同尺寸噴射器的性能進(jìn)行了測(cè)試。ZHAO 等[7]、WANG 等[8]和AGRAWAL等[9]分別以R123、R245fa 和R141b 對(duì)傳統(tǒng)噴射器進(jìn)行了研究。(3) 選用混合工質(zhì)研究結(jié)構(gòu)優(yōu)化噴射器。CIZUNGU 等[10]以混合工質(zhì)NH3-H2O 進(jìn)行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化噴射器的研究。結(jié)果表明：噴射器尺寸對(duì)其性能有重要的影響。(4) 選用純工質(zhì)研究結(jié)構(gòu)優(yōu)化噴射器。LIU 等[11]研究了超臨界CO2噴射制冷系統(tǒng)。當(dāng)噴嘴出口到混合室距離為混合室喉部直徑的 3 倍時(shí)，系統(tǒng) COP 最大。LIN 等[12]、HU 等[13]，APHORNRATANA 等[14]和PEREIRA 等[15]分別采用R134a、R410a、H2O 和R600a 為工質(zhì)研究了結(jié)構(gòu)優(yōu)化噴射器。

國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者從傳統(tǒng)噴射器設(shè)計(jì)方法、模擬和實(shí)驗(yàn)研究等方面進(jìn)行了大量的研究工作。摩擦[16]、升壓比[17]、激波[18]和引射率[19]等參數(shù)的相繼引入，使噴射器的理論研究更加完善。同時(shí)，許多學(xué)者針對(duì)噴射器的不同運(yùn)行工況和幾何尺寸，內(nèi)部流體流動(dòng)特性以及其對(duì)噴射器性能的影響進(jìn)行了大量的研究。在此基礎(chǔ)上，SUN 等[20]綜述了一維和二維傳統(tǒng)噴射器模型的研究進(jìn)展。HE 等[21]詳細(xì)介紹了傳統(tǒng)噴射器熱力學(xué)模型、動(dòng)力學(xué)模型、經(jīng)驗(yàn)、半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷难芯窟M(jìn)展。傳統(tǒng)噴射器模型的研究逐漸從理想發(fā)展到接近實(shí)際。然而，傳統(tǒng)噴射器仍然存在一些問(wèn)題：(1) 由于超音速流動(dòng)產(chǎn)生的激波[22]導(dǎo)致極大的不可逆損失，降低噴射器的性能；(2) 在偏離設(shè)計(jì)工況下，噴射器性能下降，甚至不能工作。針對(duì)上述問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量?jī)?yōu)化研究，以提高噴射器性能?；诂F(xiàn)有文獻(xiàn)的研究成果，本文重點(diǎn)綜述了噴射器結(jié)構(gòu)改進(jìn)方法以及其在模擬和實(shí)驗(yàn)中的研究進(jìn)展，并對(duì)噴射器的未來(lái)發(fā)展進(jìn)行展望。

2 概 述

噴射器的工作過(guò)程見(jiàn)圖1：工作流體p 經(jīng)過(guò)噴嘴減壓增速，在噴嘴出口達(dá)到聲速。在吸入室5 內(nèi)，工作流體抽吸引射流體s。二者在混合室3 內(nèi)進(jìn)行充分混合后，經(jīng)過(guò)擴(kuò)散室4 進(jìn)行增壓減速過(guò)程流出噴射器?，F(xiàn)有的噴射器尺寸研究包括：噴針直徑Des(ejector spindle position diameter)、噴針位置SP (spindle position)、噴嘴位置NXP (nozzle exit position)、噴嘴喉部直徑Dt(nozzle throat diameter)、混合室直徑Dm(mixing chamber diameter)、擴(kuò)散室出口直徑Dd(outlet diameter of diffusion chamber)、等壓混合室角度θ和擴(kuò)散室角度α 等。表1 為噴射器結(jié)構(gòu)改進(jìn)文獻(xiàn)中出現(xiàn)的術(shù)語(yǔ)對(duì)比與匯總。

圖 1 噴射器結(jié)構(gòu)圖 Fig.1 Schematic diagram and picture of ejector structure

表1 噴射器結(jié)構(gòu)改進(jìn)術(shù)語(yǔ)對(duì)比與匯總 Table 1 Comparison and summary of ejector geometric optimization terms

根據(jù)現(xiàn)有研究情況，將噴射器的結(jié)構(gòu)改進(jìn)方法分為以下兩條技術(shù)路線，見(jiàn)圖2。

圖 2 噴射器優(yōu)化方法研究 Fig.2 Study category on ejector optimization methods

(1) 變型線噴射器，包括噴射器主體變型線和噴針變型線。噴射器主體變型線，即根據(jù)噴射器內(nèi)部流體流動(dòng)情況，確定噴射器截面的面積，以減弱或消除激波，提升噴射器性能；噴針變型線，即采用等面積比設(shè)計(jì)變型線噴針，使噴嘴出口與喉部面積比恒定，減小等面積噴嘴的不可逆損失；

(2) 可調(diào)式噴射器，即使用噴針，調(diào)節(jié)流動(dòng)情況，擴(kuò)大噴射器運(yùn)行范圍。

3 設(shè)計(jì)方法

目前，噴射器結(jié)構(gòu)改進(jìn)包括變型線和可調(diào)式兩種。變型線噴射器主要涉及的模型為等馬赫數(shù)梯度模型、動(dòng)量變化率恒定模型和變面積漸縮-漸擴(kuò)噴嘴模型。噴射器結(jié)構(gòu)改進(jìn)方法與傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法的對(duì)比，見(jiàn)圖3。然而，可調(diào)式結(jié)構(gòu)優(yōu)化噴射器的研究有待進(jìn)行，以完善設(shè)計(jì)方法，優(yōu)化調(diào)控策略和提高噴射器性能。

圖3 傳統(tǒng)與改進(jìn)噴射器設(shè)計(jì)方法對(duì)比 Fig.3 Comparison of traditional and optimized ejector design methods

3.1 變型線噴射器

3.1.1 等馬赫數(shù)梯度模型

郭建等[23]提出的等馬赫數(shù)梯度模型主要針對(duì)噴嘴的漸縮和漸擴(kuò)部分、混合室漸縮部分和擴(kuò)壓室漸擴(kuò)部分的壁面型線進(jìn)行設(shè)計(jì)。圖4 為噴射器擴(kuò)散室設(shè)計(jì)型線的對(duì)比。

該模型的核心假設(shè)為馬赫數(shù)沿X 的變化率恒定：

圖 4 等馬赫數(shù)梯度模型和常規(guī)設(shè)計(jì)方法的型線對(duì)比[23] Fig.4 Comparison of contour lines between the constant Mach number gradient and the conventional design[23]

經(jīng)過(guò)推導(dǎo)可以得到噴射器任意一點(diǎn)橫截面積及壓力隨馬赫數(shù)變化關(guān)系：

其中，混合流體的馬赫數(shù)定義為：

圖 5 CRMC 噴射器結(jié)構(gòu)[24] Fig.5 Structure of a CRMC ejector[24]

等馬赫數(shù)梯度模型是根據(jù)噴射器內(nèi)部流體馬赫數(shù)的變化來(lái)設(shè)計(jì)噴射器的幾何結(jié)構(gòu)尺寸，其目的是使流體在引射過(guò)程中更好的沿壁面實(shí)現(xiàn)增速或者減速流動(dòng)，避免渦流和激波造成的不可逆損失，從而使得噴射器性能提升。

3.1.2 動(dòng)量變化率恒定模型

EAMES[24]提出動(dòng)量變化率恒定CRMC(the constant rate of momentum change method)模型來(lái)設(shè)計(jì)變型線噴射器，其幾何結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖5。該模型旨在通過(guò)優(yōu)化噴射器內(nèi)部的壁面型線，以消除激波，從而提高噴射器性能。

該模型的核心假設(shè)為動(dòng)量沿X 的變化率恒定：

根據(jù)動(dòng)量守恒、能量守恒，可得擴(kuò)散室進(jìn)口溫度為：

根據(jù)動(dòng)量變化率恒定可得擴(kuò)散室位置X 的速度，則擴(kuò)散室的溫度和靜壓為

根據(jù)質(zhì)量守恒，擴(kuò)散室位置X 的直徑由式(9)得到。

噴嘴、混合室的設(shè)計(jì)與此方法相同。

基于動(dòng)量變化率恒定模型，可以設(shè)計(jì)噴射器內(nèi)部任意一點(diǎn)的幾何尺寸，而不是簡(jiǎn)單地設(shè)計(jì)關(guān)鍵點(diǎn)尺寸，如噴嘴喉部、混合室和擴(kuò)散室，使得流體流動(dòng)更接近真實(shí)的引射過(guò)程。與傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法相比，該模型設(shè)計(jì)的噴射器可以消除激波，使噴射器性能得到提升。結(jié)果表明：引射率相同時(shí)，CRMC 噴射器升壓比提升了50%。通過(guò)將模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，可以發(fā)現(xiàn)數(shù)據(jù)擬合結(jié)果很好[32-33]。KUMAR 等[34]研究了考慮摩擦的CRMC 噴射器。在預(yù)測(cè)升壓比時(shí)，發(fā)現(xiàn)考慮摩擦比假設(shè)絕熱的方法效果更好。ALI[35]的研究表明：CRMC 噴射器減少了部分激波的產(chǎn)生，但是激波現(xiàn)象并未完全消除。因此，噴射器結(jié)構(gòu)改進(jìn)模型的研究有待繼續(xù)。

3.1.3 變面積漸縮-漸擴(kuò)噴嘴模型

PETROVIC 等[26]提出變噴嘴截面積模型，以設(shè)計(jì)變型線噴針的結(jié)構(gòu)，見(jiàn)圖6。目的是確保工作流體在噴嘴中的膨脹，使噴嘴出口工作流體的靜壓盡可能接近引射流體的靜壓，以避免過(guò)度膨脹和膨脹不足造成的不可逆損失。

基于流體一維等熵流動(dòng)和理想氣體絕熱過(guò)程，該模型假設(shè)噴嘴進(jìn)出口面積比恒定：

圖 6 變噴嘴截面積[26]. Fig.6 Variable area of a convergent-divergent nozzle[26]

代入進(jìn)出口面積，得

等式(11)是位置X 的函數(shù)，則：

該模型顯然對(duì)應(yīng)于指數(shù)函數(shù)，則可以用以下方式表示：

C 是常數(shù)，S 是K 的函數(shù)，式(13)中的邊界條件可以定義常數(shù)C。

由等式(11)、(12)和(14)，可得任意位置的半徑：

即，任意位置X 的噴針半徑：

通過(guò)假設(shè)噴嘴進(jìn)出口面積比恒定，該模型可以合理設(shè)計(jì)噴針的型線。雖然在噴嘴出口仍出現(xiàn)激波，但是激波對(duì)總壓力的影響不大。實(shí)驗(yàn)和模擬研究表明：在工況變化時(shí)，該噴射器仍可以很好的工作。通過(guò)對(duì)比上述模型，可以發(fā)現(xiàn)等馬赫數(shù)梯度模型和動(dòng)量變化率恒定模型多用于設(shè)計(jì)噴射器的主體結(jié)構(gòu)。這是由于當(dāng)超聲速氣流繞物體流動(dòng)時(shí)，在流場(chǎng)中往往出現(xiàn)強(qiáng)壓縮波，即激波，導(dǎo)致極大的不可逆損失。為克服該問(wèn)題，以上兩種模型均假設(shè)速度沿噴射器長(zhǎng)度的變化率恒定，以此設(shè)計(jì)出變壁面型線的噴射器。第3 種變面積漸縮-漸擴(kuò)噴嘴模型，假設(shè)噴嘴出口和喉部的面積比恒定，以此設(shè)計(jì)變型線噴針提高噴射器的性能。

3.2 可調(diào)式噴射器

可調(diào)式噴射器是在傳統(tǒng)噴射器噴嘴上增加一個(gè)噴針裝置，見(jiàn)圖1。張琨[28]采用一維半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，根?jù)噴射器的壓力和流量等參數(shù)與各截面直徑之間的關(guān)系，分析了可調(diào)式氣體噴射器的噴射系數(shù)、氣體壓力和氣體流量等參數(shù)隨噴嘴喉部當(dāng)量直徑改變的變化。不同于郭建等[23]的假設(shè)，該模型增加了混合過(guò)程為等壓混合，以及在混合室入口處開始混合的條件。

根據(jù)流體力學(xué)，可得任何流體的臨界截面積為：

引射率為：

張琨[28]采用一維半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)了可調(diào)式噴射器的結(jié)構(gòu)，并進(jìn)行了模擬研究。結(jié)果表明：若噴嘴喉部截面積減小，則可調(diào)式噴射器引射率可以提高。在一定程度上，可調(diào)式噴射器可以緩解因?qū)嶋H工作條件偏離設(shè)計(jì)點(diǎn)而導(dǎo)致的性能下降。在對(duì)噴射器的調(diào)節(jié)中，只有噴嘴喉部和出口截面積變化，混合室、擴(kuò)散室結(jié)構(gòu)參數(shù)不變。噴針調(diào)節(jié)噴嘴出口和喉部的面積比，實(shí)現(xiàn)了對(duì)噴射器工作參數(shù)改變的調(diào)整或?qū)Τ隹趨?shù)的調(diào)控。因此，可調(diào)式噴射器更加穩(wěn)定、經(jīng)濟(jì)、方便，具有一定的節(jié)能和工程應(yīng)用價(jià)值。

綜合上述設(shè)計(jì)模型，可以發(fā)現(xiàn)噴針設(shè)計(jì)方法較為欠缺。噴針作為可調(diào)式噴射器的關(guān)鍵部件，其設(shè)計(jì)方法和主動(dòng)調(diào)控的研究有待深入進(jìn)行。同時(shí)，變型線噴針和變型線噴射器耦合的結(jié)構(gòu)改進(jìn)噴射器有待研究，以明確變型線噴針對(duì)噴射器性能的提升和對(duì)內(nèi)部流動(dòng)情況的影響。

4 模擬研究

計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics technique, CFD)已成為預(yù)測(cè)噴射器整體運(yùn)行和局部流動(dòng)的重要工具。為了更好地展現(xiàn)國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)結(jié)構(gòu)優(yōu)化噴射器的研究，表2 中詳細(xì)的列出了相關(guān)研究情況，包括系統(tǒng)類型、模擬方法、湍流模型、工質(zhì)選擇以及激波的研究等。模擬研究主要從幾何特征、激波、關(guān)鍵參數(shù)和工質(zhì)選擇等方面進(jìn)行介紹。

表2 模擬研究 Table 2 Simulation studies from literature

YANG 等[36]對(duì)圖7 所示圓錐形、十字形、正方形、矩形和橢圓形噴嘴噴射器的模擬研究表明：與矩形噴嘴相比，圓錐形噴嘴引射率μ 和臨界背壓CBP (critical back pressure)分別降低了7.1% 和21.3%；相比橢圓形噴嘴噴射器μ 和CBP 分別降低了7.9%和21.3%；方形噴嘴使噴射器的μ 提高了2.0%，CBP 降低了2.1%；十字形噴嘴噴射器μ 和CBP 分別提高9.1% 和6.4%。GUTIéRREZ 等[37]研究了三維噴嘴出口尺寸可變噴射器。結(jié)果表明：在效率保持恒定，運(yùn)行工況變化的情況下，噴射器可以更有效的運(yùn)行。該噴射器使工作流體和引射流體更有效的混合，使引射率相對(duì)提升8.23%。

圖7 噴嘴結(jié)構(gòu)[36] Fig. 7 Nozzle structures [36]

眾多學(xué)者在研究關(guān)鍵參數(shù)對(duì)激波影響的基礎(chǔ)上，也進(jìn)行了激波現(xiàn)象對(duì)噴射器性能影響的研究。LIN等[12]分析了阻塞面積比BAR(blockage area ratio)、噴嘴發(fā)散角度NDA(nozzle diverging angle)、混合室長(zhǎng)度Lm、噴嘴位置NXP、等壓混合室角度θ 對(duì)可調(diào)式噴射器性能的影響。根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，建立CFD 模型，進(jìn)行模擬研究。結(jié)果表明：優(yōu)化尺寸后升壓比可以得到有效提高，且升壓比對(duì)NDA 和Lm變化很敏感。ELHUB等[38]的研究表明：在擴(kuò)散室附近無(wú)激波產(chǎn)生時(shí)，噴射器具有較高的引射率，且NXP 為3～5 mm 引射率最高。LIN 等[39]研究了阻塞面積比與速度分布的關(guān)系，見(jiàn)圖8。隨BAR 增加，激波長(zhǎng)度變短、數(shù)量減少；噴針位于工作流體超聲速區(qū)時(shí)，激波轉(zhuǎn)換成環(huán)形激波；噴針位于混合室時(shí)，激波迅速消失，混合段流體速度明顯降低。隨BAR 增加，流體在噴嘴出口速度降低的更快，且引射流體速度增加較?。粐娚淦鞒隹谒俣冉档?；激波起點(diǎn)越來(lái)越靠近噴嘴出口，且長(zhǎng)度更短。同時(shí)，升壓比PRR(pressure recovery ratio)對(duì)冷卻負(fù)荷的變化敏感。VARGA 等[30]分析了偏離設(shè)計(jì)工況下，一個(gè)面積比可變噴射器的性能。在設(shè)計(jì)工況下，R600a 和R152a 引射率分別是0.22 和0.1，偏離設(shè)計(jì)工況下，調(diào)整噴針位置引射率得到明顯的提高。噴針位置從1 變化到9 mm，面積比從3.1 變化到5.2。當(dāng)噴針位于1 mm 時(shí)，噴嘴出口立刻產(chǎn)生激波，造成壓力增加。在2 和4 mm 處，繼續(xù)移動(dòng)噴針的位置，噴嘴出口和擴(kuò)散室出口激波加強(qiáng)。不同SP 下馬赫數(shù)的分布，見(jiàn)圖9。在1 mm 處，噴嘴出口產(chǎn)生明顯的激波導(dǎo)致壓力下降，且引射流體未能被引射。隨SP 增加，噴嘴出口激波變得更緩并且擴(kuò)散室中流體擴(kuò)散的更遠(yuǎn)。OMIDVAR 等[40]的研究發(fā)現(xiàn)：噴射器出口溫度高于臨界溫度時(shí)，混合過(guò)程?損失占主要作用。相反，激波導(dǎo)致的?損失占主，見(jiàn)圖10。HE 等[21]研究傳統(tǒng)噴射器出現(xiàn)了相同的結(jié)果，見(jiàn)圖11。

圖8 不同BAR 下的速度分布[39] Fig. 8 Velocity distribution at different BAR[39] a. 0% b. 10% c. 20% d. 30% e. 40% f. 50%

圖9 Tg = 85 ℃，Td = 31 ℃ 時(shí)R600a 噴射器內(nèi)部Ma 分布(Ma ＞ 1) [30] Fig.9 Ma distribution inside a R600a ejector (Tg = 85℃, Td = 31℃) [30] (Ma ＞ 1) a. 1 mm b. 2 mm c. 4 mm d. 8 mm

圖10 NXP=9 mm 和Tg=105 ℃時(shí)，噴射器內(nèi)熵的變化[40] Fig.10 Entropy variation in an ejector (NXP=9 mm, Tg = 105 ℃) [40]

圖11 噴射器焓-熵示意圖[21] Fig.11 Diagram of enthalpy and entropy of an ejector[21]

目前，結(jié)構(gòu)改進(jìn)噴射器中變型線噴針和噴射器的研究較少，主要以可調(diào)式噴射器的研究為主。HU等[13]研究了噴嘴喉部尺寸和噴嘴位置對(duì)噴射器性能的影響。在喉部直徑為1 mm，噴嘴位于4 mm 時(shí)，噴射器性能最好。同時(shí)，可調(diào)式噴射器可以在不同工況下運(yùn)行，且優(yōu)化噴嘴尺寸可以使引射率提高30%。張琨[28]研究了在保持其他參數(shù)不變的情況下，喉部面積逐步減小對(duì)噴射器性能的影響。結(jié)果表明：噴射器可以在工作壓力、吸入壓力以及出口壓力增大時(shí)正常運(yùn)行，出口流量也有少許增加。因此，可調(diào)式噴射器在一定程度上可以緩解噴射器因?qū)嶋H工作條件偏離設(shè)計(jì)點(diǎn)而導(dǎo)致的性能急劇下降，從而使其更具通用性。WANG 等[41]的研究表明：可調(diào)噴射器極大地提升了噴射器的性能，且噴射器面積AR (area ratio between the primary nozzle throat and ejector throat)比位置可調(diào)的效果更好。VARGA 等[31]對(duì)噴嘴面積比可變噴射器進(jìn)行了研究。實(shí)驗(yàn)中隨主軸位置和運(yùn)行環(huán)境的變化，引射率變化區(qū)間為0.1～0.5。主軸可以很好的調(diào)整工作流體的流量，模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相對(duì)誤差為7.7%。HOU 等[42]研究了噴針和噴嘴出口面積比、混合室長(zhǎng)度、噴嘴尺寸對(duì)噴射器性能的影響。結(jié)果表明：噴嘴堵塞率對(duì)噴射器性能的影響很大。KIM 等[27]分析了一種噴針位于混合室的噴射器。噴針從噴嘴出口向噴嘴入口移動(dòng)，改變喉部面積比。該噴射器在一定的運(yùn)行工況下可以控制再循環(huán)量(引射流體與擴(kuò)散室出口流量之比)，且喉部面積比對(duì)引射流體質(zhì)量流量有重要的影響。LI 等[43]發(fā)現(xiàn)隨噴針位置從0～7.5 mm 變化，在飽和和過(guò)熱條件下冷負(fù)荷分別從0增加到1.25 和1.625 kW。DENNIS 等[44]使用TRNSYS 研究了太陽(yáng)能噴射制冷系統(tǒng)。模擬發(fā)現(xiàn)可調(diào)式噴射器相對(duì)傳統(tǒng)噴射器制冷量增加了8%～13%。ZHENG 等[45]研究了超臨界CO2噴射制冷系統(tǒng)，表明可調(diào)式噴射器可以適應(yīng)運(yùn)行工況的變化。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者選用混合工質(zhì)對(duì)噴射器也進(jìn)行了研究。YANG 等[2-3]研究了R600a-R601 工質(zhì)組分對(duì)噴射器和噴射式功冷聯(lián)供系統(tǒng)性能的影響。結(jié)果表明：噴射器中?損失最大，且工質(zhì)組分的變化可以調(diào)節(jié)系統(tǒng)部件的性能。談瑩瑩等[46]的研究表明：采用混合工質(zhì)R600-R290 的噴射制冷循環(huán)可獲得低于-20℃的制冷溫度。解西敏[47]發(fā)現(xiàn)選R245fa-R601a (40-60) 功冷系統(tǒng)的熱力學(xué)綜合性能高于其他工質(zhì)，表明混合工質(zhì)能夠很好的代替純工質(zhì)。張于峰[48]采用雙元工質(zhì)對(duì)R123-R142b、R123-R141b、R141b-R142b 和R318- R141b 進(jìn)行了噴冷循環(huán)實(shí)驗(yàn)研究。理論分析和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)表明，應(yīng)用雙元工質(zhì)施行低溫域蒸發(fā)，可在一般壓縮比下降低蒸發(fā)溫度約6 ℃ 左右，制冷系統(tǒng)性能COP(coefficient of performance)值提高10%以上。LI 等[49]的研究表明：R141b-R134a、R141b-R152a 和R123-152a 的COP 和?效率均高于其他類型。通過(guò)分析優(yōu)化后的3 種混合物的組分濃度可以推斷干、濕2 種工作流體的混合物更適合冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)。當(dāng)混合物由較高比例的濕工質(zhì)和較低比例的干工質(zhì)組成時(shí)，系統(tǒng)將產(chǎn)生更高的輸出功。BUYADGIE 等[50]從理論上證明了二元流體和多元流體的應(yīng)用使噴射制冷系統(tǒng)COP 顯著增加。

現(xiàn)有的模擬研究表明：激波對(duì)噴射器的性能具有重要的影響，且SP 可以影響激波的產(chǎn)生進(jìn)而改變噴射器的性能。然而，噴嘴位置、混合室和擴(kuò)散室角度對(duì)激波影響的研究未見(jiàn)進(jìn)行。目前，結(jié)構(gòu)改進(jìn)噴射器中變型線噴針和噴射器的研究較少，主要以可調(diào)式噴射器的研究為主。研究表明：可調(diào)式噴射器在一定程度上可以緩解噴射器因?qū)嶋H工作條件偏離設(shè)計(jì)點(diǎn)而導(dǎo)致的性能急劇下降，從而提升其變工況運(yùn)行性能。但是，關(guān)于可調(diào)噴射器的設(shè)計(jì)方法仍沿用傳統(tǒng)噴射器，可調(diào)噴射器和噴針設(shè)計(jì)模型的研究工作有待進(jìn)行。流量調(diào)節(jié)量與噴針位置的關(guān)系缺乏量化的設(shè)計(jì)方法。噴射器是一種引射和混合裝置。然而，ANSYS模擬中存在引射流體進(jìn)口設(shè)置不合理，甚至不設(shè)置的問(wèn)題，導(dǎo)致未出現(xiàn)引射和混合過(guò)程，造成模擬的不準(zhǔn)確。關(guān)于噴射器中純工質(zhì)和混合工質(zhì)混合機(jī)理的研究有待進(jìn)行。

5 實(shí)驗(yàn)研究

眾多學(xué)者基于圖12 所示的兩種基本噴射制冷系統(tǒng)進(jìn)行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化噴射器的實(shí)驗(yàn)研究。表3 介紹了實(shí)驗(yàn)研究中溫度、壓力、工質(zhì)、噴針和噴嘴位置的情況，以為后續(xù)的實(shí)驗(yàn)研究提供參考。

基于圖12(a)冷凝器和節(jié)流閥為特征制冷系統(tǒng)對(duì)結(jié)構(gòu)優(yōu)化噴射器的研究。APHORNRATANA 和EAMES[14]研究了噴嘴在混合室可軸向移動(dòng)的噴射式制冷系統(tǒng)，分析可調(diào)噴嘴噴射器對(duì)系統(tǒng)COP 和制冷量的影響。研究指出單一優(yōu)化噴嘴位置，不能滿足所有的運(yùn)行工況。實(shí)際運(yùn)行中NXP 可以根據(jù)進(jìn)出口壓力、溫度來(lái)調(diào)控。PEREIRA 等[15]首先研究了采用異丁烷(R600a)的可調(diào)噴射式制冷系統(tǒng)。該系統(tǒng)采用電加熱器加熱工作流體，通過(guò)噴針的移動(dòng)調(diào)節(jié)面積比和噴嘴出口位置。結(jié)果表明：相同條件下，可調(diào)式比傳統(tǒng)噴射制冷系統(tǒng)COP 提高80%。CHANDRA 等[25]研究了EAMES[24]提出的動(dòng)量變化率恒定模型制作的變型線噴射器，結(jié)果表明：該模型可以消除激波使系統(tǒng)性能提高。MA 等[60]實(shí)驗(yàn)研究了一種適用于太陽(yáng)能系統(tǒng)的新型蒸汽噴射制冷機(jī)。結(jié)果表明：隨NXP 增加，臨界背壓明顯增加。

圖12 不同噴射式制冷系統(tǒng) Fig. 12 Characteristics of ejector cooling systems

表3 實(shí)驗(yàn)研究 Table 3 Experimental studies

基于圖12(b)分離器為特征制冷系統(tǒng)對(duì)結(jié)構(gòu)優(yōu)化后噴射器的研究。LI 等[29]研究了可調(diào)式噴射器在多蒸發(fā)制冷系統(tǒng)中的應(yīng)用，提出了臨界面積比作為評(píng)價(jià)壓力回收性能的指數(shù)，并且分析了工作流體、引射流體壓力對(duì)升壓比、引射率和臨界面積比的影響。結(jié)果表明：增加二次流體壓力和降低一次流體壓力，可以得到更高的引射率。升壓比的趨勢(shì)則相反。LIN 等[55]研究了可調(diào)式噴射器在多蒸發(fā)器制冷系統(tǒng)中的應(yīng)用。研究了冷負(fù)荷變化時(shí)，可調(diào)式噴射器BAR、壓力回收率PRR 和相對(duì)壓力回收比RPRR 等性能參數(shù)的關(guān)系。LIU 等[11]研究了可調(diào)式噴射器在超臨界二氧化碳制冷系統(tǒng)中的性能，分析了噴射器尺寸、運(yùn)行工況和壓縮機(jī)頻率對(duì)系統(tǒng)性能的影響。結(jié)果表明：噴射器代替節(jié)流閥可以提高系統(tǒng)性能。當(dāng)噴嘴出口到混合段距離是混合室長(zhǎng)度的3 倍時(shí)，COP 達(dá)到最大值。CHEN 等[57]研究了可調(diào)式噴射器在CO2熱泵系統(tǒng)中的應(yīng)用，分析了噴嘴喉部面積、工作流體壓力、背壓和引射流體壓力對(duì)引射率的影響。結(jié)果表明：其具有很好的性能，且能滿足較大的工況運(yùn)行區(qū)間。JEON 等[58]研究了以R410a 為工質(zhì)的噴射制冷系統(tǒng)，分析了壓縮機(jī)速率、出口溫度、運(yùn)行壓力、噴嘴喉部尺寸和混合室尺寸的影響。根據(jù)冷卻季節(jié)性能因素確定了最佳混合截面直徑為9 mm。LIU 等[59]研究了超臨界CO2制冷系統(tǒng)，根據(jù)實(shí)驗(yàn)和模擬研究發(fā)展了一種兩相噴射器模型確定動(dòng)力和抽吸噴嘴絕熱效率。

根據(jù)以上研究可以發(fā)現(xiàn)，結(jié)構(gòu)優(yōu)化噴射器具有很好的性能。但是，單一優(yōu)化噴嘴位置，不能滿足所有的運(yùn)行工況。實(shí)驗(yàn)研究主要集中于NXP 和SP 對(duì)噴射器和系統(tǒng)性能的影響。然而，SP 和NXP 的調(diào)控策略有待完善和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。由于實(shí)驗(yàn)研究成本較高的特點(diǎn)，噴嘴喉部尺寸、擴(kuò)散室和混合室角度、長(zhǎng)度對(duì)性能影響的實(shí)驗(yàn)研究欠缺。超聲速和亞音速噴射器的對(duì)比研究有待進(jìn)行，以明晰一次和二次流體速度差對(duì)引射和混合過(guò)程的影響。目前，實(shí)驗(yàn)研究均采用純工質(zhì)，混合工質(zhì)的研究較缺乏。通過(guò)實(shí)驗(yàn)與模擬優(yōu)化的研究發(fā)現(xiàn)，結(jié)構(gòu)優(yōu)化噴射器的優(yōu)化較為復(fù)雜，單純采用實(shí)驗(yàn)或模擬的方法很難有較大的突破，故應(yīng)將實(shí)驗(yàn)研究與模擬優(yōu)化兩種方法有機(jī)結(jié)合。實(shí)驗(yàn)研究的數(shù)據(jù)結(jié)果對(duì)模擬優(yōu)化中流動(dòng)情況的判斷，模型的建立與調(diào)整等多方面具有指導(dǎo)修正作用；而采用模擬優(yōu)化得到的結(jié)果規(guī)律也可以提高實(shí)驗(yàn)研究的效率，兩種方法結(jié)合會(huì)更有效的得到高性能噴射器結(jié)構(gòu)及SP 和NXP 的調(diào)控策略。

6 結(jié) 論

結(jié)構(gòu)優(yōu)化噴射器的出現(xiàn)，實(shí)現(xiàn)了設(shè)計(jì)維度的部分自由化，初步解決了傳統(tǒng)噴射器中無(wú)法克服的問(wèn)題，如采用噴針擴(kuò)大其運(yùn)行范圍和變型線優(yōu)化噴射器內(nèi)部流動(dòng)。綜合現(xiàn)有研究情況，該技術(shù)呈現(xiàn)以下3 個(gè)發(fā)展趨勢(shì)：

(1) 可調(diào)式噴射器可以適應(yīng)更大的運(yùn)行范圍和更復(fù)雜的運(yùn)行工況，逐漸成為噴射器研究的主要方向。然而，現(xiàn)有的設(shè)計(jì)方法仍沿用傳統(tǒng)噴射器的方法，噴射器研究的框架有待拓展，核心的物理模型和數(shù)學(xué)工具需要隨之更新?，F(xiàn)有的實(shí)驗(yàn)研究中，主要集中于NXP 對(duì)噴射器性能的影響，噴嘴喉部尺寸、擴(kuò)散室和混合室角度、長(zhǎng)度對(duì)性能影響的實(shí)驗(yàn)研究有待進(jìn)行。

(2) 可調(diào)式噴射器的模擬研究包括尺寸參數(shù)和內(nèi)部流動(dòng)特性的研究。其中，k-ω-SST 和Realizable k-ε模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果符合較好。內(nèi)部流動(dòng)特性的研究主要包括噴針的影響和激波的產(chǎn)生。結(jié)果表明：采用噴針可以有效的消除激波，提高噴射器的性能。隨著研究的深入，變型線和可調(diào)噴射器的集成形式將受到更多的關(guān)注。

(3) 大量研究表明：工質(zhì)的種類對(duì)系統(tǒng)性能有重要的影響。眾多學(xué)者采用純工質(zhì)、混合工質(zhì)分析了傳統(tǒng)噴射器的性能。但是，變型線和可調(diào)噴射器的研究很少涉及混合工質(zhì)。而且，現(xiàn)有研究主要進(jìn)行了混合工質(zhì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)對(duì)負(fù)荷變化的影響，尚未對(duì)噴射器內(nèi)部的混合工質(zhì)流動(dòng)特性進(jìn)行探討。

符號(hào)說(shuō)明：

A — 橫截面面積，m2

AR — 混合室與噴嘴喉部面積比

BAR — 阻塞面積比

Cp— 為定壓比熱，kJ?(kg?K)-1

CBP — 臨界背壓，MPa

COP — 制冷系數(shù)

CR — 壓縮比

D — 直徑，mm

h — 工質(zhì)焓，kJ?kg-1

K — 系數(shù)

L — 長(zhǎng)度，mm

Ma — 馬赫數(shù)

Mo— 動(dòng)量，kg?m?s-1

m — 質(zhì)量流量，kg?s-1

NDA — 噴嘴發(fā)散角度，°

NXP — 噴嘴出口到混合室距離，mm

P — 壓力，MPa

PLR — 升壓比

PRR — 壓力回收率，%

R — 氣體常數(shù)，kJ?(kg?K)-1

Ra— 噴針半徑，mm

SP — 噴針位置，mm

T — 溫度，K

t — 時(shí)間，s

v — 流速，m?s-1

X — 沿噴射器尺寸，mm

ζ — 內(nèi)能損失

μ — 引射率

α — 擴(kuò)散室角度，°

β — 開度角，°

γ — 為絕熱指數(shù)，kJ?(kg?K)-1

ξ — 擴(kuò)散室與工作流體壓力比

Π — 引射與工作流體壓比

τ — 引射與工作流體滯止溫度比

φ — 蒸汽質(zhì)量

ψ — 擴(kuò)散室與引射流體壓力比

下標(biāo)

b — 背壓，MPa

c — 臨界參數(shù)

d — 擴(kuò)散室參數(shù)

es — 噴射器的噴針

g — 蒸發(fā)器的參數(shù)

i — 各截面幾何位置

m — 混合室參數(shù)

n — 噴嘴

o — 總壓或滯止參數(shù)

p — 工作流體

s — 引射流體

t — 噴嘴喉部參數(shù)

x — 沿噴射器的尺寸，mm