制冷剂雾化的节流及分液特性探讨摘要为解决制冷系统蒸发器液相冷媒分配不均并提高蒸发器内液体制冷剂的换 热性能,本文创新性地提出采用雾化喷嘴代替节流阀的雾化节流的方案,并采用 CFD方法分析了系统蒸发、冷凝温度、阀前过冷度对制冷剂雾化的节流和分液 特性的影响结果表明，所论节流雾化喷嘴在蒸发温度5~15仁 冷凝温度 45~55°C、过冷度0~8K范围内喷嘴出口流量在4.125至5.230g/s之间波动， 整个节流特性受冷凝温度影响较大；蒸发、冷凝温度和过冷度均会对制冷剂液滴 流量和速度及气流扰动等因素产生较大影响进而导致分液特性的较大波动，其中 蒸发温度和过冷度的升高能在很大程度上促进分液均匀,均匀性最佳能提高 93% ,最大流量偏差最高下降95% ;冷凝温度升高过多使得雾化流场速度衰减 减弱,破碎长度增加达40% ,并且气流扰动加剧,导致分液均匀性急剧恶化而 影响蒸发盘管换热关键词分配不均；雾化；节流特性；分液特性引言在风冷热泵系统中，常采用节流阀与分液头配合作为制冷剂节流与分配机 构，虽然节流阀具有较好的流量调节特性，并通过分液头使节流后低压气液两相 工质分配至蒸发器各并联支路，但受分液头结构及布置方式、蒸发盘管阻力特性、 蒸发器布风均匀性（或蒸发盘管换热均匀性）⑵等因素的影响，使蒸发器各并联 支路气液两相工质分配不均，造成蒸发盘管面积未能得到充分利用，严重影响蒸 发器的换热性能。
Yang Zou等气Martin Ryhl等”屈指出，热泵系统中因蒸发 器两相冷媒分配不均可能导致制冷（热）能力衰减达到30%~50%, COP衰减可达 13%~43%；另一方面，采用节流阀节流后工质为气液两相流，液态制冷剂在蒸发 盘管内依次出现气泡流、层状流、层状波纹流、块状流、环状流、雾状流和过渡 流，各阶段的换热效率存在较明显的差异'很不同的蒸发换热机理及不佳的流 型也使换热强度受到影响鉴于此，本文首次提出采用雾化喷嘴替代传统节流阀的雾化节流方案，即通 过雾化喷嘴对冷凝器冷凝后的高压液体制冷剂进行节流并雾化为低压微小液滴， 直接分配至蒸发器各并联换热支路，通过雾化的气液两相微小液滴分配，以期改 善热泵系统制冷剂分配不均的问题，同时采用雾化液滴在蒸发盘管内沸腾换热， 达到强化制冷剂侧蒸发换热的目的基于上述构想，本文采用CFD方法对制冷 剂雾化的节流和分液特性进行了模拟，分析了蒸发温度、冷凝温度、过冷度等参 数对雾化喷嘴流量、轴向速度及分液均匀性的影响，以期为雾化喷嘴的应用提供 理论借鉴1制冷剂雾化节流特性的数值模拟工质雾化的机制在于喷射表面波的发展和气体的扰动作用,分初级（一次） 雾化和次级（二次）雾化,—次雾化为连续射流液体表面开始形成液滴与液丝的 过程,是控制液体向气体的初始弥散；二次雾化则为受加热或气动力作用发生在 弥散液滴和液丝上的雾化方七本文中采用雾化喷嘴替代节流机构，如图1 ,对 冷凝后的高压过冷液体雾化并节流，节流雾化后的制冷剂进入雾化腔,呈弥散态 雾状微小液滴进入蒸发器吸热气化，实现均匀分配并改善管内蒸发换热性能。
由 于雾化喷嘴的流量和雾化流场的轴向速度对分液机构设计和分液效果至关重要， 所以本文对其分析来考察制冷剂雾化节流的特性图］雾化节流机构结构示意图基于上述构想，为采用CFD技术对雾化喷嘴的节流特性进行模拟,对模型 做如下简化:(1)因液态冷媒流经喷孔时间极短，忽略喷嘴内部因空化现象产生的微量闪发蒸汽，假设液态冷媒流经喷孔为单相流动;(2)在喷嘴出口瞬间,速度迅速增大,雾束周围制冷剂气体不断被卷入, 导致喷嘴出口压力进一步降彳氐，液体迅速破裂，在液滴与液滴及与环境之间的相 互作用使液滴进一步碎裂形成最终雾化邸⑴，假设冷媒在喷孔出口雾化过程迅速 闪发,达到节流后两相状态在上述简化条件下,建立如下单个喷嘴中制冷节流雾化过程的数学模型连续性方程动量守恒方程体积分数方程其中源项S中包含制冷剂闪发过程的描述边界条件喷嘴进出口边界为压力边界,并与冷凝和蒸发压力对应,雾化腔进出口边界 分别为速度及压力边界,并将单个喷嘴整个雾化过程简化为轴对称模型进行计 算，如图2 ( a )和2 ( b )所示，并根据文献""将模型2(a)所计算出的喷嘴 出口速度分布拟合为五次多项式作为模型2(b)雾化腔进口速度图2计算模型和边界条件基于上述模型，采用CFD仿真技术对单个雾化喷嘴的节流特性进行了模拟 计算,分析了蒸发温度、冷凝温度、过冷度等对雾化喷嘴节流特性的影响。
L2喷嘴雾化节流特性分析本文通过分析雾化喷嘴出口流量和雾化流场轴向速度来考察制冷剂雾化的 节流特性,为分析蒸发温度、冷凝温度及过冷度的影响,计算了单个喷嘴的雾化 节流特性，计算条件为:制冷工质为R22 ,喷嘴孔径4mm ,长径比为1.250蒸 发温度5~15°C、冷凝温度45~55°C、过冷度0~8K1.2.1雾化喷嘴出口速度及流量在雾化喷嘴结构一定条件下,蒸发温度、冷凝温度是影响喷嘴出口速度及流 量的重要因素,并且喷嘴出口速度和流量对整个雾化节流机构的设计至关重要, 为此,本文计算了雾化喷嘴在上述计算条件下,雾化喷嘴出口最高速度(出口截 面中心速度)苗及流量随蒸发温度和冷凝温度的变化规律，结果如图3所示，计 算结果表明过冷度影响较小,所以忽略该因素影响图3蒸发(冷凝)温度对喷嘴出口流量和最高速度的影响图3 ( a)为蒸发温度及冷凝温度对喷嘴出口流量的影响由图可见,喷嘴 出口流量随蒸发温度的降彳氐及冷凝温度的升高近似呈线性增加，并且冷凝温度升 高导致的线性增长率是蒸发温度降彳氐的两倍,显然冷凝温度对流量的影响显著大 于蒸发温度在计算范围内,喷嘴流量在4.125~5.230g/s之间变化；图4(b) 为不同蒸发及冷凝温度下喷嘴出口最高速度。
喷嘴出口最高速度受蒸发温度及冷 凝温度的影响与图4 ( a )类似，速度变化受冷凝温度的影响较大，在计算范围 内最高速度变化范围为39.25m/s~52.95m/s由此表明，对于结构一定喷嘴, 冷凝温度相较于蒸发温度对喷嘴雾化的节流特性具有较大的影响1.2.2雾化流场轴向速度射流雾化的外流场可以分为初始段,基本段和扩散段,这三阶段内,流体流 束变宽，流速急速衰减，形成锥形区域，完成气液两相相互掺杂并形成雾化'"° ® 模拟表明,计算范围内均能保证雾化外流场中90%左右的两相冷媒处于低于 3m/s的低速段，说明模拟运行工况下均能够雾化完全为了减少离散相液滴碰 壁对分液效果的影响，并设计合理雾化腔尺寸，本文考察了节流特性中流场中另 —要素：轴向速度，如图4~6所述由图4可见，喷雾轴向速度随车由向长度近似呈指数规律降低，在轴向0.05m 长度之内衰减至低速稳定区域速度低于3m/s ），雾化完全并在冷凝温度50°C , 过冷度4°C ,蒸发温度在5°C到151的变化范围内,随蒸发温度升高,速度衰 减加快，如图50在蒸发温度10°C ,过冷度4°C时，冷凝温度在45°C到55°C的 计算范围内,随冷凝温度升高,速度衰减减缓,当冷凝温度55°C时,速度衰减 至3m/s以内，需要0.07m左右的轴向长度，增加了 40% ,很显然速度衰减 减弱,容易产生液滴速度过快而冲击壁面的现象。
图6为冷凝温度50°C,蒸发 温度10°C时,过冷度对喷雾轴向速度影响的计算结果,不难发现,相较于蒸发 温度和冷凝温度，不同过冷度情况下轴向速度衰减曲线变化很小，说明过冷度对 轴向速度的影响基本可以忽略不难发现冷凝温度对流量及轴向速度衰减的影响 相较于蒸发温度和过冷度要更大，而轴向速度变化导致的制冷剂雾化破碎长度的 改变与雾化腔的尺寸和雾化的分液特性密切相关，下文进一步分析图4蒸发温度对喷雾轴向速度的影响图5冷凝温度对喷雾轴向速度的影响图6过冷度对喷雾轴向速度的影响2雾化节流后分液特性的数值模拟2.1仿真模型模拟选取KF-18GW型房间空调器具额定制冷量1800W制冷剂为R22⑹， 蒸发温度10°C ,冷凝温度50°C时流量为11.43g/s ,根据节流特性中流量的计 算,选用三个喷嘴进行节流能够匹配流量,将节流机构初步设计为图1所示结 构,制冷剂经过图1所示的三个喷嘴进入长0.1m的雾化腔雾化后,分为四支 路进入蒸发盘管蒸发换热根据节流特性中轴向速度分析结果,雾束经过0.07m左右的发展,所有雾 滴均已处于低速稳定状态，表明已经雾化完成为了简化物理模型用于模拟计算, 所以本文假设经过轴向距离喷嘴出口 0.07m径向截面的均为节流闪发的冷媒气 体和雾化后的稠密离散相雾滴的均匀混合物。
因此,本文简化物理模型,取雾化 腔轴向距离喷嘴出口 0.07m之后的部分进行模拟计算,并分区进行结构化网格 划分，如图7 ,采用欧拉两相流和稠密离散相模型（DDPMy⑸进行计算,同时假 设气液两相冷媒分液过程和外界是绝热的在上述条件下,建立分液过程的数学 模型图7网格划分两相冷媒分液过程中，其中两相流连续性方程与式(1)~(3)相同，冷媒 液滴的运动轨迹通过拉格朗日法计算,进出口边界条件分别设为流量入口和压力 出口,其他边界条件设为绝热壁面边界条件2.2雾化节流后分液特性分析为了分析蒸发温度、冷凝温度、过冷度对制冷剂分液特性的影响,同样选取 计算范围为蒸发温度5~15仁 冷凝温度45~55仁 过冷度0~8K,选取两个指 标来评判分液特性，其一为各支路的最大离散相浓度(流量)偏差|G/G-l|max , 其中：其中,是分液器第/支路出口离散相浓度,G为出口平均离散相浓度, |G/G-l|max越小,表示所有支管的最大离散相流量偏差越小另一指标是各出口离散相浓度(流量)的标准差STD ,它能够很好反映所有 支路离散相流量与平均流量的偏离程度,也就是分液均匀性图8蒸发温度对冷媒分液性能的影响冷凝温度50°C,过冷度4°C时，G/G和STD随蒸发温度的变化情况如图 8 ,蒸发温度升高时,一方面由于速度衰减加快,直接冲击壁面的液滴数量减小, 另一方面节流后两相冷媒干度减小,气相扰动减弱,使得分液均匀性稳步提升, 计算范围内,STD由0.30降至0.02，减小了 93%洞时|G/Ca-l|max从0.24下降至0.01,最大离散相流量偏离程度显著减小。
但也不难看出，蒸发温度较 彳氐时，升高蒸发温度对分液均匀性影响复杂，可能引起分液均匀性的波动或是提 升效果不佳蒸发温度10°C,过冷度4°C时，冷凝温度对冷媒分液特性的影响 如图9 ,冷凝温度升高,轴向衰减变缓,可能发生雾化液滴速度过快而部分直接 冲击雾化腔底面的情况,导致出口总离散相浓度下降,同时气流扰动加剧,出口 不均匀性也迅速恶化，随着冷凝温度升高，|G/G-l|max由0.11增加至0.22 , 最大离散相流量偏差出现一定增加,但STD不断加速增大,从0.19增加至 0.40，表明冷凝温度升高对出口分液均匀性影响巨大，各支管流量偏差均产生较 大波动图9冷凝温度对冷媒分液性能的影响图10过冷度对冷媒分液性能的影响图10是蒸发温度10°C,冷凝温度50°C时,过冷度对分液特性的影响,过 冷度升高,STD由于节流后干度减小,液相流量增加,出现了一定幅度降低, 几乎线性下降了 70% , |G/G-l|max也从0.16下降至0.04 ,下降明显根据文献％实验结果,4°C蒸发温度左右时，使用R410A的压降式分液头 分液最大流量偏差一般为0.13-0.142 ,离心式分液头一般为0.195-0.216 ,储 液式分液头一般为0.017~0.09o模拟结果显示,未进行结构优化的情况下,雾 化节流的分液均匀性在大部分模拟运行工况下达到了压降式分液头的水准，甚至 在某些运行工况下能达到储液式分液头的水平，显示了雾化节流在分液方面具有 的较大潜力，但雾化节流后的分液过程中，蒸发、冷凝温度和过冷度均会对液。