0 引  言

在風(fēng)冷熱泵系統(tǒng)中，常采用節(jié)流閥與分液頭配合作為制冷劑節(jié)流與分配機構(gòu)，雖然節(jié)流閥具有較好的流量調(diào)節(jié)特性，并通過分液頭使節(jié)流后低壓氣液兩相工質(zhì)分配至蒸發(fā)器各并聯(lián)支路，但受分液頭結(jié)構(gòu)及布置方式、蒸發(fā)盤管阻力特性、蒸發(fā)器布風(fēng)均勻性（或蒸發(fā)盤管換熱均勻性）^[2]等因素的影響，使蒸發(fā)器各并聯(lián)支路氣液兩相工質(zhì)分配不均，造成蒸發(fā)盤管面積未能得到充分利用，嚴重影響蒸發(fā)器的換熱性能。Yang Zou 等^[1]，Martin Ryhl 等^[2,8]指出，熱泵系統(tǒng)中因蒸發(fā)器兩相冷媒分配不均可能導(dǎo)致制冷（熱）能力衰減達到30%~50%，COP 衰減可達13%~43%；另一方面，采用節(jié)流閥節(jié)流后工質(zhì)為氣液兩相流，液態(tài)制冷劑在蒸發(fā)盤管內(nèi)依次出現(xiàn)氣泡流、層狀流、層狀波紋流、塊狀流、環(huán)狀流、霧狀流和過渡流，各階段的換熱效率存在較明顯的差異^[3,4]。不同的蒸發(fā)換熱機理及不佳的流型也使換熱強度受到影響。

鑒于此，本文首次提出采用霧化噴嘴替代傳統(tǒng)節(jié)流閥的霧化節(jié)流方案, 即通過霧化噴嘴對冷凝器冷凝后的高壓液體制冷劑進行節(jié)流并霧化為低壓微小液滴，直接分配至蒸發(fā)器各并聯(lián)換熱支路，通過霧化的氣液兩相微小液滴分配，以期改善熱泵系統(tǒng)制冷劑分配不均的問題，同時采用霧化液滴在蒸發(fā)盤管內(nèi)沸騰換熱，達到強化制冷劑側(cè)蒸發(fā)換熱的目的。基于上述構(gòu)想，本文采用CFD 方法對制冷劑霧化的節(jié)流和分液特性進行了模擬，分析了蒸發(fā)溫度、冷凝溫度、過冷度等參數(shù)對霧化噴嘴流量、軸向速度及分液均勻性的影響，以期為霧化噴嘴的應(yīng)用提供理論借鑒。

1 制冷劑霧化節(jié)流特性的數(shù)值模擬

工質(zhì)霧化的機制在于噴射表面波的發(fā)展和氣體的擾動作用，分初級（一次）霧化和次級（二次）霧化，一次霧化為連續(xù)射流液體表面開始形成液滴與液絲的過程，是控制液體向氣體的初始彌散；二次霧化則為受加熱或氣動力作用發(fā)生在彌散液滴和液絲上的霧化^[9-11]。本文中采用霧化噴嘴替代節(jié)流機構(gòu)，如圖1，對冷凝后的高壓過冷液體霧化并節(jié)流，節(jié)流霧化后的制冷劑進入霧化腔，呈彌散態(tài)霧狀微小液滴進入蒸發(fā)器吸熱氣化，實現(xiàn)均勻分配并改善管內(nèi)蒸發(fā)換熱性能。由于霧化噴嘴的流量和霧化流場的軸向速度對分液機構(gòu)設(shè)計和分液效果至關(guān)重要，所以本文對其分析來考察制冷劑霧化節(jié)流的特性。

圖1 霧化節(jié)流機構(gòu)結(jié)構(gòu)示意圖

1.1 仿真模型

基于上述構(gòu)想，為采用CFD 技術(shù)對霧化噴嘴的節(jié)流特性進行模擬，對模型做如下簡化：

（1）因液態(tài)冷媒流經(jīng)噴孔時間極短，忽略噴嘴內(nèi)部因空化現(xiàn)象產(chǎn)生的微量閃發(fā)蒸汽，假設(shè)液態(tài)冷媒流經(jīng)噴孔為單相流動；

（2）在噴嘴出口瞬間，速度迅速增大，霧束周圍制冷劑氣體不斷被卷入，導(dǎo)致噴嘴出口壓力進一步降低，液體迅速破裂，在液滴與液滴及與環(huán)境之間的相互作用使液滴進一步碎裂形成最終霧化^[10,11]，假設(shè)冷媒在噴孔出口霧化過程迅速閃發(fā)，達到節(jié)流后兩相狀態(tài)。

在上述簡化條件下，建立如下單個噴嘴中制冷節(jié)流霧化過程的數(shù)學(xué)模型。

①     連續(xù)性方程

② 動量守恒方程

③ 體積分數(shù)方程

其中源項S 中包含制冷劑閃發(fā)過程的描述。

④ 邊界條件

噴嘴進出口邊界為壓力邊界，并與冷凝和蒸發(fā)壓力對應(yīng)，霧化腔進出口邊界分別為速度及壓力邊界，并將單個噴嘴整個霧化過程簡化為軸對稱模型進行計算，如圖2（a）和2（b）所示，并根據(jù)文獻^[7,11]將模型2（a）所計算出的噴嘴出口速度分布擬合為五次多項式作為模型2（b）霧化腔進口速度。

圖2 計算模型和邊界條件

基于上述模型，采用CFD 仿真技術(shù)對單個霧化噴嘴的節(jié)流特性進行了模擬計算，分析了蒸發(fā)溫度、冷凝溫度、過冷度等對霧化噴嘴節(jié)流特性的影響。

1.2 噴嘴霧化節(jié)流特性分析

本文通過分析霧化噴嘴出口流量和霧化流場軸向速度來考察制冷劑霧化的節(jié)流特性，為分析蒸發(fā)溫度、冷凝溫度及過冷度的影響，計算了單個噴嘴的霧化節(jié)流特性，計算條件為：制冷工質(zhì)為R22，噴嘴孔徑4mm，長徑比為1.25。蒸發(fā)溫度5~15℃、冷凝溫度45~55℃、過冷度0~8K。

1.2.1 霧化噴嘴出口速度及流量

在霧化噴嘴結(jié)構(gòu)一定條件下，蒸發(fā)溫度、冷凝溫度是影響噴嘴出口速度及流量的重要因素，并且噴嘴出口速度和流量對整個霧化節(jié)流機構(gòu)的設(shè)計至關(guān)重要，為此，本文計算了霧化噴嘴在上述計算條件下，霧化噴嘴出口最高速度（出口截面中心速度）^[7]及流量隨蒸發(fā)溫度和冷凝溫度的變化規(guī)律，結(jié)果如圖3 所示，計算結(jié)果表明過冷度影響較小，所以忽略該因素影響。

圖3 蒸發(fā)（冷凝）溫度對噴嘴出口流量和最高速度的影響

圖3（a）為蒸發(fā)溫度及冷凝溫度對噴嘴出口流量的影響。由圖可見，噴嘴出口流量隨蒸發(fā)溫度的降低及冷凝溫度的升高近似呈線性增加，并且冷凝溫度升高導(dǎo)致的線性增長率是蒸發(fā)溫度降低的兩倍，顯然冷凝溫度對流量的影響顯著大于蒸發(fā)溫度。在計算范圍內(nèi)，噴嘴流量在4.125~5.230g/s之間變化；圖4（b）為不同蒸發(fā)及冷凝溫度下噴嘴出口最高速度。噴嘴出口最高速度受蒸發(fā)溫度及冷凝溫度的影響與圖4（a）類似，速度變化受冷凝溫度的影響較大，在計算范圍內(nèi)最高速度變化范圍為39.25m/s~52.95m/s。由此表明，對于結(jié)構(gòu)一定噴嘴，冷凝溫度相較于蒸發(fā)溫度對噴嘴霧化的節(jié)流特性具有較大的影響。

1.2.2 霧化流場軸向速度

射流霧化的外流場可以分為初始段，基本段和擴散段，這三階段內(nèi)，流體流束變寬，流速急速衰減，形成錐形區(qū)域，完成氣液兩相相互摻雜并形成霧化^[7,10-13]。模擬表明，計算范圍內(nèi)均能保證霧化外流場中90% 左右的兩相冷媒處于低于3m/s 的低速段，說明模擬運行工況下均能夠霧化完全。為了減少離散相液滴碰壁對分液效果的影響，并設(shè)計合理霧化腔尺寸，本文考察了節(jié)流特性中流場中另一要素：軸向速度，如圖4~6 所述。

由圖4 可見，噴霧軸向速度隨軸向長度近似呈指數(shù)規(guī)律降低，在軸向0.05m 長度之內(nèi)衰減至低速穩(wěn)定區(qū)域（速度低于3m/s），霧化完全；并在冷凝溫度50℃，過冷度4℃，蒸發(fā)溫度在5℃ 到15℃ 的變化范圍內(nèi)，隨蒸發(fā)溫度升高，速度衰減加快，如圖5。在蒸發(fā)溫度10℃，過冷度4℃ 時，冷凝溫度在45℃到55℃ 的計算范圍內(nèi)，隨冷凝溫度升高，速度衰減減緩，當(dāng)冷凝溫度55℃ 時，速度衰減至3m/s 以內(nèi)，需要0.07m 左右的軸向長度，增加了40%，很顯然速度衰減減弱，容易產(chǎn)生液滴速度過快而沖擊壁面的現(xiàn)象。圖6 為冷凝溫度50℃，蒸發(fā)溫度10℃ 時，過冷度對噴霧軸向速度影響的計算結(jié)果，不難發(fā)現(xiàn)，相較于蒸發(fā)溫度和冷凝溫度，不同過冷度情況下軸向速度衰減曲線變化很小，說明過冷度對軸向速度的影響基本可以忽略。不難發(fā)現(xiàn)冷凝溫度對流量及軸向速度衰減的影響相較于蒸發(fā)溫度和過冷度要更大，而軸向速度變化導(dǎo)致的制冷劑霧化破碎長度的改變與霧化腔的尺寸和霧化的分液特性密切相關(guān)，下文進一步分析。

圖4 蒸發(fā)溫度對噴霧軸向速度的影響

圖5 冷凝溫度對噴霧軸向速度的影響 圖6 過冷度對噴霧軸向速度的影響

2 霧化節(jié)流后分液特性的數(shù)值模擬

2.1 仿真模型

模擬選取KF-18GW 型房間空調(diào)器，其額定制冷量1800W，制冷劑為R22^[6]，蒸發(fā)溫度10℃，冷凝溫度50℃ 時流量為11.43g/s，根據(jù)節(jié)流特性中流量的計算，選用三個噴嘴進行節(jié)流能夠匹配流量，將節(jié)流機構(gòu)初步設(shè)計為圖1 所示結(jié)構(gòu)，制冷劑經(jīng)過圖1 所示的三個噴嘴進入長0.1m 的霧化腔霧化后，分為四支路進入蒸發(fā)盤管蒸發(fā)換熱。

根據(jù)節(jié)流特性中軸向速度分析結(jié)果，霧束經(jīng)過0.07m 左右的發(fā)展，所有霧滴均已處于低速穩(wěn)定狀態(tài)，表明已經(jīng)霧化完成。為了簡化物理模型用于模擬計算，所以本文假設(shè)經(jīng)過軸向距離噴嘴出口0.07m 徑向截面的均為節(jié)流閃發(fā)的冷媒氣體和霧化后的稠密離散相霧滴的均勻混合物。因此，本文簡化物理模型，取霧化腔軸向距離噴嘴出口0.07m 之后的部分進行模擬計算，并分區(qū)進行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，如圖7，采用歐拉兩相流和稠密離散相模型(DDPM)^[15]進行計算，同時假設(shè)氣液兩相冷媒分液過程和外界是絕熱的。在上述條件下，建立分液過程的數(shù)學(xué)模型。

圖7 網(wǎng)格劃分

兩相冷媒分液過程中，其中兩相流連續(xù)性方程與式（1）~（3）相同，冷媒液滴的運動軌跡通過拉格朗日法計算，進出口邊界條件分別設(shè)為流量入口和壓力出口，其他邊界條件設(shè)為絕熱壁面邊界條件。

2.2 霧化節(jié)流后分液特性分析

為了分析蒸發(fā)溫度、冷凝溫度、過冷度對制冷劑分液特性的影響，同樣選取計算范圍為蒸發(fā)溫度5~15℃、冷凝溫度45~55℃、過冷度0~8K，選取兩個指標來評判分液特性，其一為各支路的最大離散相濃度（流量）偏差|C_i/C_a-1|max，其中：

其中，C_i是分液器第i 支路出口離散相濃度，C_a為出口平均離散相濃度，|C_i/C_a-1|max 越小，表示所有支管的最大離散相流量偏差越小。

另一指標是各出口離散相濃度（流量）的標準差STD，它能夠很好反映所有支路離散相流量與平均流量的偏離程度，也就是分液均勻性。

圖8 蒸發(fā)溫度對冷媒分液性能的影響

冷凝溫度50℃，過冷度4℃ 時，C_i/C_a和STD隨蒸發(fā)溫度的變化情況如圖8，蒸發(fā)溫度升高時，一方面由于速度衰減加快，直接沖擊壁面的液滴數(shù)量減小，另一方面節(jié)流后兩相冷媒干度減小，氣相擾動減弱，使得分液均勻性穩(wěn)步提升，計算范圍內(nèi)，STD 由0.30 降至0.02，減小了93%；同時|C_i/C_a-1|max 從0.24下降至0.01，最大離散相流量偏離程度顯著減小。但也不難看出，蒸發(fā)溫度較低時，升高蒸發(fā)溫度對分液均勻性影響復(fù)雜，可能引起分液均勻性的波動或是提升效果不佳。蒸發(fā)溫度10℃，過冷度4℃ 時，冷凝溫度對冷媒分液特性的影響如圖9，冷凝溫度升高，軸向衰減變緩，可能發(fā)生霧化液滴速度過快而部分直接沖擊霧化腔底面的情況，導(dǎo)致出口總離散相濃度下降，同時氣流擾動加劇，出口不均勻性也迅速惡化，隨著冷凝溫度升高，|C_i /C_a-1|max 由0.11 增加至0.22，最大離散相流量偏差出現(xiàn)一定增加，但STD 不斷加速增大，從0.19 增加至0.40，表明冷凝溫度升高對出口分液均勻性影響巨大，各支管流量偏差均產(chǎn)生較大波動。

圖9 冷凝溫度對冷媒分液性能的影響

圖10 過冷度對冷媒分液性能的影響

圖10 是蒸發(fā)溫度10℃，冷凝溫度50℃ 時，過冷度對分液特性的影響，過冷度升高，STD 由于節(jié)流后干度減小，液相流量增加，出現(xiàn)了一定幅度降低，幾乎線性下降了70%，|C_i /C_a-1|max 也從0.16 下降至0.04，下降明顯。

根據(jù)文獻^[15] 實驗結(jié)果，4℃ 蒸發(fā)溫度左右時，使用R410A的壓降式分液頭分液最大流量偏差一般為0.13~0.142，離心式分液頭一般為0.195~0.216，儲液式分液頭一般為0.017~0.09。模擬結(jié)果顯示，未進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化的情況下，霧化節(jié)流的分液均勻性在大部分模擬運行工況下達到了壓降式分液頭的水準，甚至在某些運行工況下能達到儲液式分液頭的水平，顯示了霧化節(jié)流在分液方面具有的較大潛力，但霧化節(jié)流后的分液過程中，蒸發(fā)、冷凝溫度和過冷度均會對液滴速度及氣流擾動等因素會產(chǎn)生較大影響，從而導(dǎo)致分液特性波動較大。

3 結(jié)  論

為改善蒸發(fā)器供液分配的均勻性并提高蒸發(fā)盤管內(nèi)制冷劑蒸發(fā)換熱性能，本文提出了一種噴嘴霧化節(jié)流的新型節(jié)流方式，文中首先對霧化的節(jié)流特性進行分析，再利用霧化節(jié)流特性分析結(jié)果對制冷劑霧化分液模型進行簡化，最終計算得出如下結(jié)論：

（1）在模擬的空調(diào)運行范圍內(nèi)，制冷劑霧化均能保證90% 左右的兩相流體處于3m/s 以下的低速區(qū)域，并且節(jié)流特性受冷凝溫度的影響相比蒸發(fā)溫度要大，而過冷度的影響幾乎可以忽略，具體表現(xiàn)為：

霧化噴嘴出口流量及最高流速與蒸發(fā)溫度、冷凝溫度近似呈線性關(guān)系，但冷凝溫度變化引起的線性變化率約為蒸發(fā)溫度的2 倍左右；降低冷凝溫度比提高蒸發(fā)溫度更能促使軸向速度衰減變慢，使得破碎長度增加，最大可達40%。

（2）本文初步設(shè)計的制冷劑霧化節(jié)流機構(gòu)在模擬的工況范圍內(nèi)出口離散相濃度標準差和最大離散相流量偏差最小可達0.02 和0.01，達到了儲液式分液頭的分液水平；最大可達0.4 和0.24 左右，波動較大并且分液效果不理想。模擬顯示大部分運行工況下霧化節(jié)流機構(gòu)分液特性均能達到壓降式和離心式分液頭的分液水平，顯示出霧化節(jié)流在分液均勻性上的巨大潛力，但霧化節(jié)流后的分液過程中，蒸發(fā)、冷凝溫度和過冷度均會對液滴流量和速度及氣流擾動等因素產(chǎn)生較大影響進而影響分液特性，蒸發(fā)溫度和過冷度升高，分液均勻性最多提升93% 和70%，而冷凝溫度升高則使均勻性加劇惡化，表明需要后續(xù)對該分液結(jié)構(gòu)進一步優(yōu)化。

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