thiết kế ejector và nghiên cứu dòng động học môi chất r1234yf

Mục tiêu và nhiệm vụ Đề tài tốt nghiệp tập trung vào 2 mục tiêu chính: - Xây dựng mô hình toán học tính toán thiết kế ejector cho hệ thống lạnh sử dụng môi chất lạnh R1234yf, lựa chọn cá

TỔNG QUAN VỀ ĐỀ TÀI

Đặt vấn đề

Không quá khi nói rằng ngành công nghiệp điều hòa không khí là một trong những ngành có quy mô tỷ đô, với thị trường dự kiến đạt 188,09 tỷ USD vào năm 2023 và dự kiến sẽ đạt 252,69 tỷ USD vào năm 2028, ở mức tăng trưởng ấn tượng với tỷ lệ tăng trưởng kép hàng năm (CAGR) đạt mức 6,08% dự báo trong giai đoạn 2023-2028 Hiện nay, trên khắp hành tinh, có hơn 2,8 tỷ hệ thống điều hòa không khí đã được sử dụng, và theo Cơ quan Năng lượng Quốc tế (IEA), con số này dự kiến sẽ gấp đôi lên 5,6 tỷ vào năm 2050 Khu vực Châu Á-Thái Bình Dương với các nước Ấn Độ, Trung Quốc và Indonesia – lần lượt là các quốc gia đông dân thứ nhất, thứ hai và thứ tư trên thế giới – nằm trong số những quốc gia sẽ chứng kiến sự gia tăng sử dụng điều hòa không khí mạnh nhất

Hình 1.1 Nhu cầu điều hòa không khí của thế giới Tuy nhiên, thành công của ngành này cũng đi đôi với những tác động tiêu cực Không chỉ tiêu tốn một lượng năng lượng đáng kể, mà việc sử dụng các hệ thống điều hòa không khí và làm lạnh truyền thống còn đóng góp đáng kể vào sự gia tăng nhiệt độ trung bình toàn cầu Chúng tiêu thụ tới 20% tổng năng lượng điện toàn cầu và góp phần tạo ra khoảng 10% lượng phát thải khí nhà kính Báo cáo từ Cơ quan Khí quyển và Đại dương Quốc gia Hoa Kỳ (NOAA): “Nhiệt độ trung bình của hành tinh vào tháng 7/2019 cao hơn khoảng 1°C so với mức trung bình của thế kỷ 20” Điều này đặt ra một thách thức nghiêm trọng về việc bảo vệ môi trường và duy trì sự cân bằng của hành tinh

Với nhận thức về những tác động này, chúng ta cần tìm kiếm các giải pháp sáng tạo Trong xu hướng này, mặc dù không còn mới đối với nhiều người nhưng công nghệ làm lạnh bằng ejector vẫn là giải pháp hứa hẹn và đầy tiềm năng Nó không chỉ giúp cải thiện hiệu suất năng lượng của các hệ thống AC mà còn thúc đẩy việc chuyển đổi các chu trình lạnh sử dụng năng lượng hóa thạch sang các nguồn điện thân thiện với môi trường như năng lượng mặt trời Đồng thời, việc nghiên cứu và áp dụng các môi chất làm lạnh hoàn toàn mới cũng đang trở nên quan trọng hơn bao giờ hết Môi chất làm lạnh được xem như trục xương sống không thể thiếu trong hệ thống lạnh và chúng là một trong những nguyên nhân tác động trực tiếp đến môi trường bên ngoài

Vì vậy, nhóm chúng em đã quyết định tập trung vào đề tài "Thiết kế ejector và nghiên cứu dòng động học môi chất R1234yf" Điều này nhấn mạnh tầm quan trọng của việc phát triển các giải pháp tiết kiệm năng lượng và thân thiện với môi trường trong ngành công nghiệp điều hòa không khí, để tạo ra một tương lai bền vững cho hành tinh chúng ta.

Mục tiêu và nhiệm vụ

Đề tài tốt nghiệp tập trung vào 2 mục tiêu chính:

- Xây dựng mô hình toán học tính toán thiết kế ejector cho hệ thống lạnh sử dụng môi chất lạnh R1234yf, lựa chọn các kích thước tối ưu cho ejector bằng việc dự đoán các đặc tính hiệu suất của hệ thống lạnh

- Thực hiện đánh giá và so sánh sự tối ưu của môi chất lạnh R1234yf với các môi chất khác, đặc biệt là môi chất lạnh R134a Để đạt mục đích chính cần thực hiện được các nhiệm vụ như sau:

- Phát triển mô hình sử dụng một loạt các thông số được nghiên cứu từ cơ sở dữ liệu bộ giải phương trình kỹ thuật (EES) của Sanford Klein và Gregory Nellis [1] Các thông số này bao gồm nhiệt độ sinh hơi 70 − 90℃, nhiệt độ ngưng tụ 30 − 45℃, nhiệt độ bay hơi 0 − 10℃, độ quá nhiệt 0 − 15K, hiệu suất vòi phun 0,75 − 0,95 và hiệu suất khuếch tán 0,75 − 0,95

- Mô phỏng số bằng phần mềm ANSYS-FLUENT để tối ưu hóa hình học ejector

- Sử dụng các kết quả thực nghiệm từ các nghiên cứu có sẵn để đánh giá và kiểm chứng kết quả mô phỏng số trong lý thuyết

- Dự đoán ảnh hưởng của các thông số hoạt động đối với hiệu suất của hệ thống

Đối tượng nghiên cứu

Bao gồm 2 yếu tố chính sau:

Trong đề tài này, ejector là trọng tâm và nghiên cứu cụ thể về thiết kế kích thước và hiệu suất làm lạnh với môi chất lạnh R1234yf

Nghiên cứu bao gồm tính chất nhiệt động học, áp suất, nhiệt độ, các thông số quan trọng khác của R1234yf, cũng như hiệu suất làm lạnh của nó trong hệ thống làm lạnh sử dụng ejector.

Phương pháp nghiên cứu

Trong nghiên cứu này, sử dụng phương pháp tính toán lý thuyết bao gồm:

- Tìm hiểu về Ejector và môi chất lạnh R1234yf

Bước đầu cần nắm vững kiến thức về cấu tạo, nguyên lý hoạt động cũng như sự kết hợp ejector với chu trình điều hòa không khí một cấp Thêm vào đó là các đặc tính nhiệt động lực học của môi chất R1234yf

- Tính toán thiết kế ejector

Sử dụng các kiến thức đã nêu trên, thiết lập nên một mô hình toán học Xác định được kích thước, hình dạng, và điều kiện hoạt động của ejector để đảm bảo hiệu suất tối ưu Để đảm bảo cho kết quả, mô hình toán học này được xác thực thông qua một số bài báo về mô hình thực nghiệm ejector đã được nghiên cứu

Thêm vào đó, phần mềm mô phỏng CFD cũng được đưa vào để đánh giá điều kiện hoạt động tối ưu nhất của ejector.

Phạm vi nghiên cứu

Nghiên cứu này đánh giá sự ảnh hưởng của hình học và các thông số đầu vào tác động đến hiệu suất ejector với nhiệt độ sinh hơi 70 − 90℃, nhiệt độ ngưng tụ 30 − 45℃, nhiệt độ bay hơi 0 − 10℃ và ảnh hưởng của độ quá nhiệt trong khoảng nhiệt độ 0 − 15𝐾 đối với hệ thống lạnh trong nghiên cứu này có công suất lạnh là 7kW.

Ý nghĩa khoa học và thực tiễn

- Về ý nghĩa khoa học Đề tài là nguồn tài liệu tin cậy có thể dùng để tham khảo cho riêng môi chất lạnh R1234yf, cung cấp thông tin và nguồn cơ sở dữ liệu có ích cho nghiên cứu dòng động học

Nghiên cứu chứng minh được sự tối ưu hóa hiệu suất hệ thống trong điều kiện làm việc nhất định, tiết kiệm năng lượng và giảm chi phí vận hành Đồng thời môi chất R1234yf thân thiện với môi trường, tiềm năng thay thế các môi chất cũ đang dần bị loại bỏ Mặc dù chưa áp dụng rộng rãi nhưng dự đoán trong tương lai đây sẽ là một trong những môi chất tốt và hợp lý nhất.

Cấu trúc của đề tài

 Chương 1: Tổng quan về đề tài

 Chương 2: Tổng quan về lý thuyết Ejector

 Chương 3: Mô hình toán học

 Chương 4: Đánh giá kết quả nghiên cứu

 Chương 5: Mô phỏng ejector bằng phần mềm Ansys-Fluent

TỔNG QUAN VỀ LÝ THUYẾT EJECTOR VÀ MÔI CHẤT LẠNH 5 2.1 Ejector

Lịch sử nghiên cứu và phát triển

Năm 1942, Keenan và các cộng sự [2,3] đã đưa ra lý thuyết về ejector đầu tiên Trình bày phương pháp phân tích một chiều của ejector, áp dụng các phương trình bảo toàn năng lượng, khối lượng, mô men cho từng phần của ejector Phân tích xem xét giữa việc hòa trộn các dòng chính và dòng phụ ở điều kiện áp suất không đổi và hòa trộn các dòng ở điều kiện diện tích không đổi Đối với các điều kiện phân tích được xem xét, phương pháp hòa trộn ở áp suất không đổi có thể đạt được hiệu suất tốt hơn So sánh giữa kết quả thực nghiệm và phân tích cho thấy sự phù hợp tốt đối với nhiều biến số Và trong nghiên cứu này, tác giả cho rằng áp suất ở ngõ ra vòi phun bằng với áp suất ở ngõ vào buồng hút Một số dữ liệu thực nghiệm tối ưu về chiều dài ống diện tích không đổi để trộn hai dòng môi chất cũng được trình bày Từ đó đưa ra phương pháp thiết kế hình học ejector, được nhiều nhà nghiên cứu sau này ứng dụng

Stoecker [4] đề xuất một mô hình toán học đầu tiên bằng cách sử dụng dữ liệu hệ số Reynolds để thiết kế hình học ejector sử dụng đặc tính khí thực thay vì những đặc tính thu

6 được từ giả định khí lý tưởng Mô hình này yêu cầu phải lặp đi lặp lại để tính toán các trạng thái dòng môi chất xảy ra bên trong ejector và xuyên qua vùng sóng xung kích Quá trình tính toán này đòi hỏi một số loại môi chất lạnh có tính chất nhiệt động phù hợp để đáp ứng yêu cầu của giải pháp Vì vậy, vào thời điểm đó, việc tính toán trạng thái dòng môi chất là khá khó khăn nếu chỉ sử dụng tính toán và bảng tính chất nhiệt động thông thường (đặc biệt ở áp suất tuyệt đối rất thấp và gần nhiệt độ đóng băng)

Munday và Bagster [5] đưa ra lý thuyết về “Hypothetical throat area” (diện tích cổ giả định) hay gọi là “effective area” (vùng diện tích tác động cho dòng bị cuốn đạt tốc độ âm thanh), điều này được tác giả giả thuyết là khi dòng chính ra khỏi vòi phun sẽ tạo thành một tia có dạng hình học cụ thể, dòng tia này sẽ lôi cuốn dòng phụ cho quá trình hoà trộn, và cổ giả định này được xác định cho dòng bị cuốn ở chế độ tới hạn Sau đó, Huang et al (1985) [6] đã xác định từ thực nghiệm cổ giả định với hệ thống ejector R113 Huang và các cộng sự đo tỷ số lôi cuốn khi thay đổi áp suất dòng chính, dòng phụ và tìm ra vị trí đạt tốc độ âm thanh của dòng phụ là yếu tố quan trọng đối với ejector Và họ cũng đưa ra lý thuyết quan trọng về áp suất ngưng tụ tới hạn

Huang và cộng sự (1999) [7] đã nghiên cứu mô hình toán học tính toán ejector và có làm thực nghiệm cho hệ thống lạnh ejector R141b Mô hình được thành lập dựa trên quan hệ đẳng entropy của khí lý tưởng Huang và cộng sự đã trình bày một mô hình ejector chi tiết, trong đó có một số sửa đổi đề xuất theo mô hình của Munday & Bagster Những sửa đổi quan trọng nhất gồm: đầu tiên là cổ giả định, vị trí dòng phụ đạt vận tốc âm thanh, được giả định là nằm trong vùng có diện tích không đổi Giả thuyết này cho phép xác định dòng chính và dòng phụ ở vị trí này một cách tương đối đơn giản Thứ hai, quá trình trộn lẫn của hai dòng xảy ra trong phần có diện tích không đổi với áp suất đồng đều (thay vì nằm trong vùng hòa trộn như các nghiên cứu khác) Mô hình của Huang có thể được sử dụng để dự đoán hiệu suất ejector ở chế độ vận hành tới hạn Các ảnh hưởng của tổn thất ma sát và hoà trộn được xem xét bằng cách áp dụng các hằng số thực nghiệm (hiệu suất đẳng entropy) được xác định bằng thực nghiệm Tuy nhiên, hiệu suất của ejector có thể phụ thuộc vào nhiệt độ vận hành, kích thước hình học, môi chất lạnh làm việc, v.v Cũng nhận thấy rằng mức độ quá nhiệt ở đầu vào có thể ảnh hưởng đến hiệu suất của ejector Tuy nhiên, độ quá nhiệt không được xem xét trong mô hình toán học của ông

Phân loại ejector

Dựa vào hình học và tính chất dòng môi chất lạnh bên trong ejector, sẽ phân ejector thành một số loại sau đây:

- Dòng môi chất có thể phân thành dòng một pha (single-phase), dòng hai pha (two- phase); dòng môi chất nén được (compressible) hoặc không nén được (incompressible) phụ thuộc vào sự kết hợp dòng chất lỏng ở trạng thái nào (lỏng, hơi, lỏng - hơi, hơi - lỏng)

- Hình học ejector: Mặt cắt ngang có thể dạng hình tròn, hình chữ nhật; xét về vòi phun có loại một hoặc nhiều vòi phun, hình dạng vòi phun có loại vòi phun hội tụ (convergent nozzle) hoặc vòi phun hội tụ - phân kì (convergent-divergent nozzle); vùng hoà trộn bên trong ejector có hai kiểu là vùng hoà trộn áp suất không đổi (constant pressure mixing section) và vùng hoà trộn diện tích không đổi (constant area mixing section)

Hình 2.1 Sơ đồ phân loại ejector Tuy nhiên, về nguyên tắc các quá trình làm việc ở tất cả các loại ejector đều giống nhau Nhưng sau nhiều nghiên cứu và phân loại thì ejector có vòi phun đơn, hình trụ được sử dụng nhiều nhất vì tính đơn giản của nó

- Keenan và cộng sự [8] đã thực hiện nghiên cứu toàn diện đầu tiên về ejector vùng hòa trộn có áp suất không đổi và ejector vùng hòa trộn có diện tích không đổi Trong suốt thời gian kể từ khi đó, có nhiều cải tiến đáng kể đã được thực hiện trong phân tích vùng hòa trộn có diện tích không đổi giúp ta hiểu rõ hơn về quá trình dòng môi chất hoạt động, nhờ vậy hiệu suất của chúng có thể được dự đoán với mức độ chính xác cao Ngược lại, quá trình dòng môi chất lạnh chảy trong các ejector vùng áp suất không đổi vẫn chưa được hiểu đầy đủ và câu hỏi về hình dạng tối ưu của phần hòa trộn vẫn chưa được giải đáp Do đó, phân tích vùng hòa trộn áp suất không đổi của Keenan và cộng sự vẫn còn phù hợp cho đến ngày nay

Mặc dù hai phương pháp thiết kế có liên quan chặt chẽ với nhau nhưng thực sự không có sự so sánh trực tiếp nào giữa hiệu suất của cả hai phương pháp

- Addy và cộng sự [9] tuyên bố rằng phân tích ejector vùng diện tích không đổi của họ có thể được sử dụng với độ chính xác hợp lý để dự đoán hiệu suất cho ejector

- Fabri & Siestrunck [10] với sự thành công của các lý thuyết khí động học đơn giản bắt nguồn từ thực tế là độ nhớt và hiệu ứng khuếch tán là cần thiết trong việc xây dựng hệ thống dòng môi chất, nhưng, trong một chuyển động đã được thiết lập, chúng đóng một vai trò nhỏ trong việc duy trì dòng chảy trong điều kiện khí gần như hoàn hảo

- Emanuel [11] đề xuất rằng lý thuyết Fabri & Siestrunck có thể được mở rộng sang các dạng hình học ejector khác, ngoại trừ dạng hình học hòa trộn áp suất không đổi khi dòng chảy được coi là không có độ nhớt

Tuy nhiên, hai điều nói trên của Emanuel đã gây ra mâu thuẫn với tuyên bố của Addy và cộng sự, vì phương pháp của họ dựa trên lý thuyết Fabri & Siestrunck Và ông cũng nhận định ejector áp suất không đổi đã được cho là mang lại hiệu suất tốt hơn ejector có diện tích không đổi và do đó được sử dụng rộng rãi hơn

Trong nghiên cứu hiện tại thiết kế ejector có dạng hình học là hình trụ với vòi phun đơn loại hội tụ - phân kì, vùng hoà trộn áp suất không đổi.

Nguyên lý hoạt động của ejector

Ejector về cơ bản bao gồm bốn phần chính: vòi phun, buồng hút, ống diện tích không đổi và ống khuếch tán

Sự thay đổi vận tốc và áp suất dòng môi chất bên trong ejector được thể hiện trong hình 2.2, quá trình thay đổi được biểu diễn dọc theo vị trí chiều dài của ejector Được giải thích như sau:

- Dòng chính (primary flow) hay còn gọi là dòng cuốn mang năng lượng cao (áp suất cao, nhiệt độ cao) đi vào vòi phun từ mặt cắt g-g dưới dạng dòng môi chất lạnh có hệ số M1) khi ra khỏi ngõ ra mặt cắt 1-1 của vòi phun, đồng thời áp suất giảm xuống mức nhỏ hơn áp suất dòng phụ (second flow) hay còn gọi là dòng bị cuốn vì vậy dòng phụ sẽ di chuyển vào buồng hút chuẩn bị cho sự hoà trộn

 Dòng chính chỉ nhạy cảm với các điều kiện đầu vào của nó (nhiệt độ sinh hơi), lưu lượng dòng chính đạt tốc độ tối đa và áp suất đầu ra thấp

- Sau khi ra khỏi ngõ vòi phun theo Munday và Bagster [5], dòng chính sẽ không hoà trộn với dòng phụ ngay mà sẽ tạo ra một dòng tia có dạng hình học của ống phun phân kỳ (ống này giả thuyết từ mặt cắt 1-1 đến 2-2) Ống này hoạt động sẽ cuốn dòng phụ vào và tạo ra vùng diện tích tác động cho dòng phụ đạt vận tốc âm thanh, đây là vị trí choking của dòng phụ, tại một vị trí nào đó mà theo Huang đã giả định là xảy ra trong vùng diện tích không đổi (giả định tại mặt cắt 2-2) như hình Sau đó hai dòng bắt đầu hoà trộn bên trong vùng diện tích không đổi với áp suất không đổi (vùng hoà trộn từ mặt cắt 2-2 đến 3-3) Diện tích cổ giả định này hay diện tích tác động cho dòng phụ đạt tốc độ âm thanh (effective area) được xác định cho dòng phụ khi hệ thống được vận hành ở chế độ tới hạn

- Khi kết thúc vùng hoà trộn, kết quả hai dòng hoà trộn hoàn toàn sau đó trải qua quá trình nén lại bên trong phần diện tích không đổi, bằng cách trải qua quá trình “Shock wave” (sóng xung kích) tại mặt cắt 4-4 (vị trí xảy ra sóng xung kích này có thể xảy ra ở vị trí bất kỳ, ở đây giả định theo Huang tại mặt cắt 4-4) trước khi vào ống khuếch tán “Shock wave” có liên quan đến sự gia tăng áp suất đột ngột và giảm vận tốc dòng môi chất xuống điều kiện cận âm, đây được xem là quá trình nén của ejector Khi dòng hỗn hợp qua ống khuếch tán, áp suất càng tăng thêm, vận tốc tiếp tục giảm Trong ống khuếch tán, áp suất dòng môi chất lạnh tăng lên bằng cách giảm tốc độ và hơn nữa để cân bằng áp suất ngưng tụ không tạo ra dòng chảy ngược Ta thấy trong sơ đồ, và thực tế cũng như vậy, tại lối ra của ống khuếch tán, áp suất hỗn hợp lớn hơn so với áp suất ngưng tụ tới hạn của thiết bị ngưng tụ

Hình 2.2 Hình học và đồ thị phân bố vận tốc và áp suất của ejector

Điều kiện làm việc và yếu tố hoạt động của ejector

Trong thực tế, tồn tại sự nghẹt kép trong ejector, cả dòng chính và dòng phụ đều đạt tới tốc độ âm thanh: Dòng chính đạt tốc độ âm thanh tại vị trí cổ t của vòi phun và dòng phụ đạt tốc độ âm thanh ở một vị trí nào đó trước hoà trộn, theo giả định của Huang là nằm trong vùng diện tích không đổi tại vị trí 2 Hình 2.3 biểu diễn sự thay đổi của tỷ số lôi cuốn (ER) với áp suất ra khỏi ejector vào thiết bị ngưng tụ là Pc (áp suất ngưng tụ) (ở đây xem như áp suất ra khỏi ejector bằng với áp suất ngưng tụ, nhưng trong thực tế không như vậy) với áp suất dòng phụ Pe và áp suất dòng chính Pg cố định

Hiệu suất của ejector có thể được chia thành ba chế độ hoạt động theo áp suất ngưng tụ

1 Nghẹt kép hay chế độ tới hạn với Pc ≤ Pc *, cả dòng chính và dòng phụ đều đạt được tốc độ âm thanh (dòng chính đạt tốc độ âm thanh tại cổ vòi phun; dòng phụ đạt tốc độ âm thanh tại mặt cắt 2 - 2 đã giả thuyết), tỷ số lôi cuốn ER lúc này sẽ không thay đổi Chế độ tới hạn được nghiên cứu là có hiệu suất tốt hơn cho ejector

2 Nghẹt đơn hay chế độ cận tới hạn với Pc * < Pc < Pco, chỉ có dòng chính đạt được tốc độ âm thanh, vì vậy tỷ số lôi cuốn ER và COP thay đổi theo áp suất ngưng tụ Pc và tiến dần về 0 khi đạt đến áp suất Pco

3 Chế độ chảy ngược (dòng môi chất chảy ngược) có Pc ≥ Pco, cả hai dòng không đạt được tốc độ âm thanh và lúc này dòng phụ bị đảo ngược (chảy ngược lại thiết bị bay hơi) do áp suất ra khỏi ejector nhỏ hơn áp suất ngưng tụ (áp suất ngưng tụ này sẽ lớn hơn áp suất dòng phụ nhưng nhỏ hơn áp suất dòng chính) vì vậy dòng phụ xảy ra hiện tượng chảy ngược, do đó tỷ số lôi cuốn bé hơn 0

Hình 2.3 Đồ thị biểu diễn điều kiện làm việc của ejector

2.5.2 Yếu tố hoạt động Điều kiện hoạt động và hiệu suất của ejector phụ thuộc rất nhiều vào trạng thái nhiệt động của dòng môi chất ở đầu vào và ra của nó, được đặc trưng bởi áp suất và nhiệt độ tương ứng ở những vị trí này Môi chất làm việc có thể ở trạng thái bão hòa hoặc trạng thái quá nhiệt Tùy thuộc vào loại môi chất được sử dụng, có thể cần một mức độ quá nhiệt nào đó:

- Độ quá nhiệt ở đầu vào của dòng chính để tránh sự hoạt động của dòng hai pha bên trong ejector do quá trình giãn nở đẳng entropy của từng loại môi chất lạnh

- Độ quá nhiệt ở dòng phụ nói chung không phải là vấn đề và dòng môi chất ở đầu ra ejector thường quá nhiệt ở một mức độ nào đó theo quan hệ nén đoạn nhiệt đẳng entropy và đồng thời tránh khả năng xảy ra dòng chảy ngược mạnh mẽ xảy ra bên trong buồng hoà trộn

- Độ quá nhiệt của quá trình hoạt động bên trong ejector chủ yếu là do điều kiện hòa trộn của dòng môi chất bên trong buồng hoà trộn và do cường độ sóng xung kích bên trong vùng tiết diện không đổi Trường hợp, vận hành không theo điều kiện thiết kế sẽ gây ra hiện tượng quá nhiệt nhiều hơn do sóng xung kích sinh ra sớm hơn trong buồng hòa trộn, nhìn chung là rất mạnh, dẫn đến tổn thất lớn về mặt sinh nhiệt

Tuy nhiên, việc ảnh hưởng của độ quá nhiệt đến hiệu suất ejector nói chung là không đáng kể như đã được chứng minh về mặt lý thuyết và thực nghiệm bằng nghiên cứu trước đây của Chunnanond và cộng sự (2004) [12] hay Khalil và cộng sự (2011) [13].

Chu trình lạnh ejector một cấp và điều kiện vận hành

Hệ thống sử dụng trong nghiên cứu này là hệ thống lạnh ejector một cấp

Hệ thống này bao gồm một thiết bị ngưng tụ, thiết bị bay hơi và van tiết lưu, tương tự như các thiết bị được sử dụng trong chu trình làm lạnh nén hơi Tuy nhiên điểm khác biệt lớn nhất ở đây là việc sử dụng ejector kết hợp thiết bị sinh hơi và bơm chất lỏng thay vì máy nén cơ học để nâng cao áp suất môi chất lạnh, Ejector có thể được gọi là “máy nén nhiệt”, do quá trình nén được cung cấp bằng cách sử dụng năng lượng nhiệt

2.6.1 Nguyên lý hoạt động của hệ thống làm lạnh ejector

Bơm môi chất lạnh đưa qua thiết bị sinh hơi (thiết bị generator), khi thiết bị sinh hơi nhận vào nhiệt lượng (Qg) (nguồn nhiệt này có thể là nhiệt bức xạ mặt trời, nhiệt từ lò hơi hoặc các nguồn nhiệt thải tận dụng khác), gia nhiệt hơi môi chất lạnh lên thành trạng thái hơi quá nhiệt và đi vào ejector với vai trò là dòng chính Sau đó, quá trình động học diễn ra trong ejector tạo ra vùng áp suất thấp trong buồng hút, hút hơi môi chất lạnh từ thiết bị bay hơi (dòng phụ) vào buồng hút Hai dòng chất lỏng, chất lỏng chính từ thiết bị sinh hơi và chất lỏng phụ từ thiết bị bay hơi, sau đó được trộn trong vùng hòa trộn, trải qua quá trình Shock wave nâng áp suất lên áp suất ngưng tụ (thực tế cao hơn áp suất ngưng tụ), nhiệt độ lớn hơn nhiệt độ ngưng tụ (ở trạng thái là hơi quá nhiệt) ra khỏi ejector và vào thiết bị ngưng tụ, tiếp theo tiến hành nhả nhiệt ngưng tụ đẳng áp thành lỏng bão hoà (có thể là lỏng quá lạnh, như trong nghiên cứu hiện tại là lỏng quá lạnh).Trạng thái lỏng quá lạnh có ý nghĩa quan trọng để đánh giá mức độ làm việc hiệu quả của thiết bị ngưng tụ và nâng cao hiệu suất chu trình

Sau đó môi chất lạnh từ thiết bị ngưng tụ được chia thành hai dòng Một dòng qua van tiết lưu nhiệt để giảm áp suất, hạ nhiệt độ xuống mức cần thiết và vào thiết bị bay hơi, nơi nó bay hơi đẳng nhiệt-đẳng áp để tạo ra hiệu ứng làm lạnh cần thiết, sau khi nhận nhiệt từ không gian cần làm lạnh, môi chất lạnh rời thiết bị bay hơi ở trạng thái hơi bão hoà khô (nghiên cứu này ở trạng thái hơi quá nhiệt) đi vào ejector với tên gọi là dòng phụ Còn dòng thứ hai được bơm bơm qua thiết bị sinh hơi, và tiếp tục thực hiện chu trình khép kín như thế

Hình 2.4 Sơ đồ nguyên lý chu trình lạnh ejector

TBSH: Thiết bị sinh hơi

TBNT: Thiết bị ngưng tụ

TBBH: Thiết bị bay hơi

Hình 2.5 Đồ thị logP-h biểu diễn chu trình lạnh ejector

2.6.2 Điều kiện vận hành chu trình Đối với điều kiện vận hành hệ thống lạnh theo quy định, theo Aidoun và cộng sự (2004) [14] cho rằng thiết kế của ejector hoạt động ở chế độ tới hạn là đạt hiệu suất tốt nhất Theo nghiên cứu, công suất danh nghĩa của thiết bị được xác định bằng nhiệt độ nguồn cố định tg, te và tc lần lượt tại thiết bị sinh hơi, thiết bị bay hơi và thiết bị ngưng tụ Các vị trí này gần đúng tương ứng với các ngõ vào dòng chính, ngõ vào dòng phụ và ngõ ra ejector Từ quan điểm vận hành ejector, các điều kiện này chuyển thành áp suất như áp suất dòng chính Pg, áp suất dòng phụ Pe và áp suất ở ngõ ra ejector Pd Hầu hết các nghiên cứu thực nghiệm về ejector đều sử dụng nhiệt độ hoặc áp suất

Trong thiết bị sinh hơi, độ quá nhiệt quá mức ở đầu vào hầu như luôn truyền mà không bị ảnh hưởng về phía đầu ra, do đó gây khó khăn cho hoạt động của thiết bị ngưng tụ mà không ảnh hưởng nhiều đến áp suất đầu ra Hiệu ứng này thậm chí còn bất lợi hơn đối với thiết bị bay hơi khi gây ra sự giảm công suất Việc tăng áp suất trong máy làm giảm tỷ lệ cuốn vào

Các điều kiện của thiết bị bay hơi ảnh hưởng đến hiệu suất một cách khác nhau như: sự gia tăng nhiệt độ bay hơi dẫn đến sự cải thiện tương ứng về tỷ số lôi cuốn Người ta nhận thấy rằng bằng cách thiết kế ejector với hình học tối ưu và lựa chọn thông số vận hành tối ưu, hiệu suất có thể được nâng cao một cách hợp lý.

Các chỉ số đánh giá ejector

Ejector có khả năng tạo ra hiệu ứng lôi cuốn và nén trong quá trình làm lạnh Chúng cũng tạo ra hiệu ứng hút và tạo chân không có thể được yêu cầu trong các ứng dụng riêng biệt trong quy trình công nghiệp

Hiệu suất hoạt động của hệ thống làm lạnh bằng ejector được quan tâm nhất Trọng tâm ở đây là làm lạnh và bơm nhiệt, các chỉ số hiệu suất chính đặc trưng cho hoạt động của một ejector thường được sử dụng là tỉ số lôi cuốn ER và tỷ số nén 𝜋

Trong một ejector có hình dạng cố định, hiệu suất được đánh giá ở các điều kiện thiết kế, tương ứng với hiện tượng choking, tức là khi dòng chính và dòng phụ đã đạt đến điều kiện vận tốc âm thanh và hiệu suất của ejector khi đó được tối đa hóa

Tỷ số lôi cuốn là thông số quan trọng để đánh giá hiệu suất của một ejector, nó dựa vào tỷ số giữa lưu lượng khối lượng của dòng bị cuốn và lưu lượng khối lượng dòng cuốn Tỷ số lôi cuốn cao cho thấy hiệu suất phun tốt

Tỷ lệ giữa áp suất đầu ra và áp suất đầu vào của ejector hay nói cách khác là tỷ số giữa áp suất thiết bị ngưng tụ và áp suất thiết bị bay hơi

2.7.3 Hệ số làm lạnh (COP) Được định nghĩa như sau:

COP tỷ lệ thuận với tỷ lệ lôi cuốn ER và tỷ lệ chênh lệch entanpy trong thiết bị bay hơi và thiết bị sinh hơi

Ưu - nhược điểm của hệ thống làm lạnh bằng ejector

- Một đặc điểm đáng chú ý của các hệ thống làm lạnh ejector là mức tiêu thụ điện thấp (chỉ tốn một lượng nhỏ cho bơm), thường mang lại hiệu quả đáng kể cho toàn bộ chu trình

- Ejector có chi phí thấp, tương đối đơn giản, không có bộ phận chuyển động và có độ tin cậy cao

- Ejector có thể hoạt động với việc tận dụng một số nguồn nhiệt (nhiệt thải, năng lượng từ sinh khối, năng lượng mặt trời, địa nhiệt) phù hợp với vấn đề năng lượng hiện nay và vì không cần bôi trơn nên gần như mọi loại môi chất làm việc đều có thể được sử dụng

- Hiệu suất nhiệt động thấp, dẫn đến giá trị COP ở mức thấp

- Nhược điểm của ejector là rất nhạy cảm với các thay đổi thông số nhiệt độ do sự thay đổi của môi trường

=> Tuy nhiên vì nhược điểm này, các chu trình sử dụng năng lượng tái tạo có thu hồi nhiệt bên trong kết hợp với các công nghệ làm lạnh khác được cho là có triển vọng nhất.

Một số mô hình hệ thống lạnh ejector

2.9.1 Mô hình làm lạnh ejector-máy nén sử dụng năng lượng mặt trời

Hình 2.6 Mô hình làm lạnh ejector-máy nén sử dụng năng lượng mặt trời [15] Compressor: Máy nén hơi

Evaporator: Thiết bị sinh hơi

Condenser: Thiết bị ngưng tụ

Generator: Thiết bị sinh hơi

Pump: Bơm môi chất lạnh

Separator: Thiết bị tách lỏng

Collector: Bộ thu năng lượng mặt trời

Throttle 1: Van tiết lưu nhiệt 1

Theo nghiên cứu của Yingjie Xu và các cộng sự [15] dựa vào hệ thống cũ bổ sung thêm van tiết lưu thứ hai và bình tách lỏng vào hệ thống Bình tách lỏng được lắp ngay sau van tiết lưu đầu tiên sau thiết bị ngưng tụ Bình này nhận môi chất lạnh ngưng tụ ở trạng thái hai pha có áp suất trung gian Hơi ở phía trên bình được hút vào ejector và chất lỏng bên

18 dưới được tiếp tục giãn nở qua van tiết lưu 2 đến điều kiện bay hơi, sau đó được máy nén hút về Máy nén ở đây có chức năng nâng áp suất của dòng môi chất lạnh ra khỏi ejector lên áp suất ngưng tụ Lưu lượng khối lượng dòng phụ nhỏ hơn nhiều lượng môi chất lạnh sau thiết bị ngưng tụ, do đó mô hình này tiêu thụ nhiệt ít hơn, giảm được diện tích bộ thu năng lượng mặt trời, và tỷ số áp suất và tỷ số lôi cuốn không thay đổi so với mô hình cũ Công suất máy nén cũng nhỏ hơn công suất máy nén trong chu trình cũ do tốc độ dòng môi chất nhỏ hơn, nhưng công suất làm lạnh gần như không đổi Kết luận với nghiên cứu này sử dụng môi chất R152a với chu trình sử dụng năng lượng mặt trời cho hiệu suất COP cải thiện 22,8% so sánh với chu trình thông thường, như vậy mô hình này có tính khả thi và hiệu suất tốt hơn

2.9.2 Chu trình kết hợp ejector-máy nén hơi

Hệ thống lạnh kết hợp hai chu trình bao gồm một chu trình nén hơi và một chu trình ejector độc lập với nhau và chỉ liên kết với nhau bằng thiết bị trao đổi nhiệt làm mát trung gian đã được trình bày trong một nghiên cứu toán học và thực nghiệm Sokolov và Hershgal [16], mục đích của phát triển mô hình kết hợp này là cải thiện hệ số COP thấp của mô hình đơn Chu trình lạnh ejector sẽ đóng vai trò là hệ thống dùng để giải nhiệt cho thiết bị ngưng tụ ở thiết bị trung gian, còn chu trình nén hơi sẽ là chu trình chính trong việc thực hiện chức năng làm lạnh ở thiết bị bay hơi Trong một nghiên cứu của Yan và cộng sự [17] với chu trình kết hợp sử dụng môi chất lạnh R134a Trong các điều kiện hoạt động sau: ngưng tụ từ 36°C đến 44°C, nhiệt độ tạo ra 78°C và nhiệt độ bay hơi trong khoảng 13°C đến 16°C Mức làm mát phụ đạt được là 27,6 - 33,2°C Kết quả được tuyên bố cải thiện hiệu suất 15,9

- 21% so với kết quả thực nghiệm Huang et al [18], dự đoán mức tăng COP trong khoảng từ 9% đến 24%

Hình 2.7 Mô hình kết hợp ejector-máy nén [17]

Evaporator: Thiết bị sinh hơi

Condenser: Thiết bị ngưng tụ

Generator: Thiết bị sinh hơi

Pump: Bơm môi chất lạnh

Suncooler: Thiết bị trao đổi nhiệt trung gian

Expansion valve: Van tiết lưu nhiệt.

Sự tác động và các yêu cầu cấp thiết về môi chất lạnh

2.10.1.Sơ lược về môi chất lạnh

Chất làm lạnh được phân loại thành các nhóm sau: chlorofluorocarbons (CFC), hydrochlorofluorocarbons (HCFC), hydrofluorocarbons (HFC), hydrofluoroolefin (HFO) Nhóm CFC bao gồm clo, flo và carbon (R12, R13, v.v.) Chúng đã được sử dụng rộng rãi dùng cho mục đích làm mát trong gia đình, ô tô, thương mại vì chúng không độc hại, không dễ cháy và ổn định Khi một hoặc nhiều nguyên tố clo được thay thế bằng hydro trong hợp chất CFC, chất lỏng hoạt động thu được được gọi là hydrochlorofluorocarbon (HCFC) Phổ biến nhất của HCFC là R22, R123 và R141b Chúng ít độc hại, giá thành thấp, ổn định về mặt hóa học và thường là loại môi chất lạnh không cháy, được phát triển với mục đích thay thế CFC

 Tuy nhiên, năm 1985, các chính phủ đã thông qua Công ước Vienna về Bảo vệ tầng ozone Nghị định thư Montreal [20] của Công ước này yêu cầu hạn chế và cuối cùng chấm dứt hoàn toàn việc sử dụng và sản xuất các hợp chất carbon của clo và flo (CFC – chlorofluorocacbons) gây suy giảm tầng ozone, có chỉ số GWP và ODP quá cao Nghị định thư mang tính lịch sử này đã được thông qua tại thành phố Montreal (Canada) và bắt đầu có hiệu lực từ ngày 01/01/1989 Việc thương mại hóa CFC đã bị cấm từ năm 1987 ở các nước phát triển và bị loại bỏ hoàn toàn từ năm 2008 HCFC cũng không phải ngoại lệ khi đã bị cấm hoàn toàn khỏi thị trường theo quy định của Châu Âu 2037/2000 kể từ năm 2015

Nhóm HFC không chứa clo trong số các thành phần; do đó, ODP của chúng về cơ bản bằng không Các HFC phổ biến nhất là R23, R134a và R410a (hỗn hợp của R32 và R125) Chúng hầu hết không bắt lửa, ổn định và không phản ứng, mang lại hiệu suất làm mát cao khi ứng dụng trong hệ thống lạnh Hơn nữa, chúng thường có tiềm năng nóng lên toàn cầu (GWP) thấp hơn chất làm lạnh HCFC Do những đặc tính này, HFC đã được ứng dụng rộng rãi làm chất lỏng làm việc trong hệ thống làm lạnh ejector

 Năm 2016, Bản sửa đổi Kigali trong khuôn khổ Nghị định thư Montreal, đã được các nước thành viên phê chuẩn nhằm giảm HFC và cũng theo quy định hiện hành của Châu Âu 517/2014, những môi chất làm lạnh này đang bị loại bỏ dần Việc sử dụng HFC có chỉ số GWP > 2500 bị cấm kể từ năm 2020 tại Liên minh Châu Âu

Từ năm 2011, Liên minh Châu Âu bắt đầu loại bỏ dần các chất làm lạnh có tiềm năng làm nóng toàn cầu (GWP = tiềm năng làm ấm 100 năm của một kg khí tương ứng với một kg CO2) Chẳng hạn như Chất làm lạnh R134a có GWP là 1410 Trong cùng năm đó, cơ quan bảo vệ môi trường Hoa Kỳ (EPA) đã quyết định ủng hộ chất làm lạnh an toàn với ozone và khí hậu cho sản xuất của Hoa Kỳ

Nhóm Hydrofluorolefin được coi là thế hệ thứ tư mới của halocacbon (R1234yf, R1234ze…) Về mặt hợp chất hóa học, HFO tương tự như HFC: chúng cũng bao gồm hydro, flo và carbon Sự khác biệt cơ bản giữa chúng nằm ở các liên kết không bão hòa (ít nhất một liên kết đôi) mà HFO có trong cấu trúc hóa học của chúng Liên kết không bão hòa có nghĩa là độ ổn định hóa học giảm khiến thời gian tồn tại của chúng trong khí quyển ngắn, thường dưới một tháng Tuổi thọ ngắn này cũng góp phần làm cho GWP của chúng không đáng kể

2.10.2 Thuộc tính lý tưởng của môi chất lạnh

Một chất làm lạnh thích hợp không chỉ mang lại hiệu suất hoạt động hệ thống tốt mà còn phải ít tạo ra lỗi hệ thống và các vấn đề về môi trường hơn Một số mối quan tâm chung về việc lựa chọn môi chất lạnh làm việc được giải quyết như sau (Pridasawas, 2006) [20]:

- Tác động môi trường: Tiềm năng suy giảm tầng ozone (ODP=0), tiềm năng nóng lên toàn cầu (GWP) càng thấp càng tốt

- Vấn đề an toàn: không độc hại, không ăn mòn, ổn định về mặt hóa học và không nổ

- Kinh tế và tính sẵn có

Cần cân nhắc cụ thể hơn khi lựa chọn chất lỏng làm việc cho hệ thống làm lạnh ejector Các đặc tính nhiệt động mong muốn của chất làm lạnh phải như sau (Varga và cộng sự, 2013a [21]; Al-Khalidy, 1998 [22]):

- Môi chất lạnh làm việc phải có nhiệt ẩn hóa hơi cao trong phạm vi nhiệt độ của thiết bị bay hơi và thiết bị sinh hơi để giảm thiểu tốc độ tuần hoàn trên một đơn vị công suất làm mát

- Môi chất lạnh làm việc phải có nhiệt độ tới hạn tương đối cao để thích ứng với sự thay đổi lớn về nhiệt độ của thiết bị sinh hơi

- Áp suất trong thiết bị sinh hơi không được quá cao để tránh kết cấu nặng nề của bình chịu áp và giảm thiểu công suất cho máy bơm

- Môi chất lạnh làm việc phải có đặc tính truyền nhiệt tốt, độ nhớt và độ dẫn nhiệt Ngoài ra, chất làm lạnh có khối lượng phân tử cao được ưa chuộng hơn do tính nhỏ gọn của hệ thống Đối với nhiệt độ và áp suất vận hành cụ thể ở đầu vào và đầu ra của ejector:

- Áp suất làm việc ở đầu vào ejector (generator) không được quá cao, ngược lại áp suất làm việc ở đầu vào dòng phụ của ejector (evaporator) phải cao hơn áp suất khí quyển để tránh sự rò rỉ có thể xảy ra từ môi trường xung quanh

- Áp suất làm việc tại đầu ra của ejector (condenser) không được quá cao so với áp suất đầu vào của dòng chính.

Lựa chọn môi chất lạnh cho hệ thống lạnh ejector

Nghiên cứu này trình bày đánh giá về môi chất lạnh R1234yf thuộc nhóm HFO Môi chất này được Ashrae xếp hạng nhóm an toàn là A2L, có nghĩa là môi chất không độc và ít dễ cháy hơn Bảng 3.1 so sánh giữa R134a, loại môi chất từng được sử dụng phổ biến và

R1234yf, nhìn chung nhiều cuộc nghiên cứu đã được thực hiện cho thấy tính chất nhiệt động của cả 2 môi chất lạnh này đều gần giống nhau, nhưng xét về tác động đến môi trường thì R1234yf được ưu tiên hơn Đã có nhiều nghiên cứu về hệ thống lạnh ejector sử dụng môi chất lạnh R1234yf, và các nghiên cứu đã đánh giá tốt về tính khả quan của việc dùng môi chất lạnh này Yu Fang và các cộng sự [23] đã nghiên cứu thay thế chu trình lạnh ejector với R134a bằng môi chất lạnh HFO (R1234yf và R1234ze) Nghiên cứu đã đánh giá tốt môi chất lạnh R1234yf có thể thay thế môi chất lạnh R134a, sử dụng môi chất lạnh R1234yf trong bài có hệ số lôi cuốn giảm 5,2% và giảm trung bình là 9,6% đối với hệ số COP và 19.8% đối với công suất làm mát Li và các cộng sự [24] cũng đã nghiên cứu về hệ thống lạnh ejector và kết quả cho thấy nó có hiệu suất tốt hơn chu trình lạnh tiêu chuẩn, có sự cải thiện rõ rệt hơn ở điều kiện nhiệt độ ngưng tụ cao hơn và nhiệt độ bay hơi thấp hơn; so với R134a, mặc dù R1234yf có COP thấp hơn nhưng nó mang lại tiềm năng cải thiện COP lớn hơn

Bảng 2.1 So sánh giữa hai môi chất lạnh R1234yf và R134a

Phân tử lượng (kg/kmol) 102 114

Thời gian tồn tại trong khí quyển 13,6 năm 7 – 8 ngày

Chỉ số tác động làm suy giảm tầng Ozone (ODP) 0 0

Chỉ số tác động làm nóng lên toàn cầu (GWP) 1430 4

Nhiệt độ sôi ở áp suất khí quyển ( 0 C) -26,1 -29,49

Nhiệt độ tới hạn ( 0 C) 101,1 94.7 Áp suất tới hạn (MPa) 4,06 3,38

MÔ HÌNH TOÁN HỌC

Các giả định

Một số giả định được đưa ra để đơn giản hoá cho việc phân tích và tính toán lý thuyết của ejector Trong mô hình này, đều dựa trên các giả định của Huang [7] đã đưa ra và bổ sung thêm hai giả định mới cho mô hình theo tài liệu [25]

Các giả định được Huang đưa ra sử dụng cho mô hình ejector một chiều:

1 Ứng dụng phương trình trạng thái khí lí tưởng cho môi chất làm việc, vì vậy nhiệt dung riêng đẳng áp cp và nhiệt dung riêng đẳng tích cv là hằng số nên tỷ số nhiệt dung k = cp/cv cũng là hằng số

2 Dòng môi chất lưu động bên trong ejector là ổn định và một chiều

3 Do vận tốc ở ngõ vào của dòng cuốn (dòng chính), ngõ vào dòng bị cuốn (dòng phụ) ở buồng hút và ngõ ra ống khuếch tán là khá nhỏ, vì vậy động năng tại các vị trí này giả định bằng 0

4 Để đơn giản cho tính toán, các quan hệ đẳng entropy được sử dụng gần đúng Nhưng thực tế, để tính đến quá trình không lý tưởng, do ảnh hưởng của ma sát và tổn thất trong hoà trộn được tính đến bằng cách sử dụng một số hệ số được đưa vào trong quan hệ đẳng entropy Các hệ số này liên quan đến hiệu suất đẳng entropy của ejector, và được xác định từ thực nghiệm

5 Sau khi ra khỏi vòi phun, dòng cuốn thổi ra ngoài không hoà trộn với dòng bị cuốn ngay mà cho đến một vị trí nào đó không biết trước, giả định tại mặt cắt 2-2 (vị trí cổ giả định) trong vùng diện tích không đổi, hai dòng này bắt đầu hoà trộn

6 Áp suất là đồng đều trong suốt quá trình hai dòng bắt đầu hoà trộn từ mặt cắt 2-2 cho đến khi xảy ra hiện tượng tăng áp suất đột ngột (shock wave) (Pp2 = Ps2)

7 Dòng bị cuốn đạt vận tốc âm thanh tại mặt cắt 2-2 (do cổ giả định tác động)

8 Không có sự truyền nhiệt của dòng môi chất bên trong ejector qua tường

Và hai giả định bổ sung thêm cho phù hợp với mô hình này là:

9 Áp suất của dòng bị cuốn tại ngõ vào buồng hút (mặt cắt ngang e-e) và vị trí ngõ ra của dòng chính tại mắt cắt ngang 1-1 là bằng nhau Giả định này hợp lệ khi ejector làm việc ổn định ở chế độ tới hạn

10 Giả sử một mức độ quá nhiệt nào đó ở ngõ vào của ejector để tránh sự thay đổi pha của dòng môi chất hoạt động suốt quá trình bên trong của ejector

Dựa trên các giả định này, các phương trình tính toán cho ejector được phân tích và thiết lập nên để tính toán kích thước và phân tích đặc tính của nó Đồng thời áp dụng các định luật bảo toàn: định luật bảo toàn khối lượng, bảo toàn năng lượng và bảo toàn momen cho từng phần của ejector với dòng cuốn, dòng bị cuốn và dòng hoà trộn Dòng cuốn chảy qua vòi phun chính và vùng hội tụ của dòng bị cuốn; dòng bị cuốn đi từ ngõ vào buồng hút đến vị trí mặt cắt ngang 2-2 của điểm bắt đầu hoà trộn; dòng hoà trộn chảy qua vùng diện tích không đổi và ống khuếch tán.

Mô tả chi tiết mô hình toán học

Các phương trình chủ đạo đều dựa trên mô hình của Huang [7], hình học ejector được chia thành nhiều đoạn khác nhau với từng bộ phận nên Huang đã dựa trên các định luật bảo toàn: Khối lượng, năng lượng và momen cho từng đoạn này để thành lập nên các phương trình tính toán Các phương trình bảo toàn qua từng đoạn của ejector được thể hiện chi tiết qua trình bày của Ouzzane [26], giả sử dọc theo ejector với vị trí ban đầu là i

Ta có được các phương trình bảo toàn như sau:

- Bảo toàn khối lượng (phương trình liên tục):

Và điều kiện đẳng entropy: Ngoại trừ các vùng hình thành shock wave và vùng hoà trộn với bảo toàn momen được áp dụng, điều kiện đẳng entropy được áp dụng để tính cho tổn thất của các dòng môi chất không lý tưởng, hệ số hiệu suất được sử dụng như sau:

𝑆 𝑖 = 𝑆 𝑖+1 Việc tính toán các thông số của chu trình và kích thước hình học ejector đều dựa trên phần mềm Engineering Equation Solver (EES) (Fchart, Mỹ) Phần mềm này được sáng tạo bởi hai giáo sư Sanford Klein và Gregory Nellis, đây là một trong những phần mềm giải quyết các bài toán nhiệt động và truyền nhiệt tốt nhất hiện nay EES giải quyết các phương trình đại số cơ bản và kể cả phương trình vi phân tuyến tính và phi tuyến tính, tối ưu hoá, tạo các đồ thị và tính toán sai số EES tập hợp thư viện lớn về các hàm tính toán nhiệt vật lý, phù hợp cho các bài toán kĩ thuật, nhiệt động và truyền nhiệt, đây là một trong hai ưu điểm lớn nhất của EES đối với các phần mềm cùng loại hiện có hiện nay, thứ hai phần mềm này không phân biệt thứ tự phương trình, vì vậy có thể nhập theo bất kì thứ tự nào mà không ảnh hưởng đến lời giải, EES sẽ tự nhóm các phương trình cần giải đồng thời Cách sử dụng phần mềm này dựa vào quyển sách của Sanford Klein và Gregory Nellis [27] và một quyển sách tiếng Việt của Nguyễn Minh Phú [28]

Bằng việc nhập vào phần mềm các phương trình tính toán ejector được thiết lập sẵn và EES sẽ tiến hành giải các phương trình này bằng cách nhóm các phương trình liên quan

Sử dụng các phương trình chủ đạo của Huang và bổ sung các phương trình cho từng đoạn của ejector, trong mô hình hiện tại có tính đến độ quá nhiệt dòng chính và dòng phụ và độ quá lạnh sau thiết bị ngưng tụ Tiến hành tính toán kích thước và các thông số của ejector theo các phương trình được thiết lập dưới đây

3.2.2 Các thông số đầu vào

Nghiên cứu hệ thống lạnh ejector này sử dụng môi chất lạnh là R1234yf Các thông số nhiệt động của môi chất này như nhiệt độ, áp suất, độ nhớt, khối lượng mol phân tử đều đã được tích hợp sẵn trong phần mềm EES

Căn cứ vào các nghiên cứu được thực hiện trước đó đã đưa ra đánh giá các khoảng giá trị nhiệt độ thích hợp cho vận hành ejector Dựa vào đó, nghiên cứu này sẽ chọn các thông số đầu vào của ejector với các giá trị như sau:

- Nhiệt độ sinh hơi: tg = 80 0 C

- Nhiệt độ bay hơi: te = 10 0 C

- Nhiệt độ ngưng tụ tc = 37 0 C, với độ quá nhiệt của dòng chính và dòng phụ lần lượt là ∆𝑇 𝑔 = 7𝐾 và ∆𝑇 𝑒 = 2𝐾, độ quá lạnh ∆𝑇 𝑐 = 2𝐾, năng suất lạnh yêu cầu của hệ thống là Qe = 7 kW

- Nhiệt độ vào ejector sau khi cộng độ quá nhiệt: Nhiệt độ dòng chính (nhiệt độ dòng cuốn) tg,qn = 87 0 C, nhiệt độ dòng phụ (nhiệt độ dòng bị cuốn) te,qn = 12 0 C, nhiệt độ quá lạnh (nhiệt độ ra khỏi thiết bị ngưng tụ) tc,ql = 35 0 C

- Các giá trị hiệu suất đẳng entropy tính đến các tổn thất do ma sát, độ nhớt của vòi phun chính 𝜂 𝑡 = 0,95, vùng buồng hút 𝜂 𝑠 = 0,85, ống khuếch tán 𝜂 𝑑𝑖𝑓 = 0,8 Phần mềm EES sẽ tra ra các giá trị áp suất ứng với trạng thái bão hoà tương ứng với các giá trị nhiệt độ đã cho khi sử dụng các câu lệnh phương trình thoã Pg=f(tg), Pe= f(te), Pc f(tc), vì đã giả định tính cho dòng lý tưởng và bỏ qua các tổn thất áp suất trong các thiết bị nên áp suất của bơm bằng áp suất của thiết bị sinh hơi Pp=Pg, áp suất sau van tiết lưu bằng áp suất thiết bị bay hơi là Pv=Pe, áp suất đầu ra ống khuếch tán bằng áp suất thiết bị ngưng tụ Pd=Pc Với hai thông số nhiệt độ và áp suất, tìm được giá trị entanpy tại các điểm hg, he, hc = hv (quá trình đẳng entanpy qua van tiết lưu) Tính tỷ số nhiệt dung k = cpt/cvt, nhiệt dung riêng đẳng áp cpt và nhiệt dung riêng đẳng tích cvt được tra theo hai thông số trạng thái tg, qn và Pg, vì giả định là khí lí tưởng nên giá trị k=const cho mọi vị trí của ejector

3.2.3 Dòng chính qua vòi phun

Với giá trị áp suất dòng chính Pg và nhiệt độ Tg, qn; lưu lượng khối lượng dòng chính qua vòi phun tại điều kiện choking được xác định theo phương trình động học chất khí:

𝜂 𝑝 là hệ số liên quan đến hiệu suất đẳng entropy của dòng nén ở vòi phun

Quan hệ động học chất khí giữa hệ số Mach ở ngõ ra vòi phun Mp1 và diện tích mặt cắt ngang ở ngõ ra này Ap1 và áp suất Pp1; theo quan hệ đẳng entropy, tìm được phương trình xấp xỉ sau:

Pp1= Pe (Theo giả định số 9)

3.2.4 Dòng chính ra khỏi vòi phun (từ mặt cắt 1-1 đến mặt cắt 2-2) Để tính toán phần diện tích của tia tạo thành khi ra khỏi vòi phun của dòng chính tại mặt cắt 2-2, dùng quan hệ đẳng entropy, và có xét đến tổn thất dòng chính từ mặt cắt 1-1 đến 2-2, được tính dựa vào hệ số ∅ 𝑝 :

(3.7) Diện tích dòng phụ tại mặt cắt 2-2:

𝜙 𝑝 là hệ số tính đến tổn thất do tính nhớt của dòng chính và dòng phụ, được tính đến khi hai dòng tiếp xúc nhau ở ranh giới giữa chúng;

Mp2 hệ số Mach dòng chính tại mặt cắt 2-2 Sự tổn thất thực tế phản ánh sự giảm diện tích cổ giả định Ap2 tại mắt cắt 2-2

3.2.5 Dòng phụ từ ngõ vào buồng hút đến mặt cắt 2-2

Với giả định dòng phụ đạt điều kiện choking tại mặt cắt 2-2, nên hệ số Ms2 = 1 Với áp suất dòng phụ vào có giá trị Pe, có biểu thức:

(3.9) Lưu lượng khối lượng dòng phụ:

𝜂 𝑠 là hệ số liên quan đến hiệu suất đẳng entropy của dòng phụ

3.2.6 Diện tích mặt cắt ngang tại mặt cắt 2-2

Diện tích mặt cắt hình học tại mắt cắt 2-2 là A2 (đây cũng là tiết diện của ống diện tích không đổi), đó là tổng diện tích của dòng chính tại mặt cắt 2-2 là Ap2 và dòng phụ tại mặt cắt 2-2 là As2

3.2.7 Nhiệt độ và hệ số Mach tại mặt cắt 2-2

Nhiệt độ và hệ số Mach của hai dòng tại mặt cắt 2-2, được tính như sau:

Nhiệt độ của dòng chính tại mặt cắt 2-2 được tính từ nhiệt độ dòng chính vào ejector (nhiệt độ sinh hơi sau quá nhiệt), theo công thức:

Nhiệt độ của dòng phụ tại mặt cắt 2-2 được tính từ nhiệt độ dòng phụ vào ejector (nhiệt độ bay hơi sau quá nhiệt), được tính theo công thức:

3.2.8 Dòng hoà trộn tại mặt cắt 3-3 trước khi có hiện tượng shockwave

Hai dòng bắt đầu hoà trộn từ mặt cắt 2-2 đến mặt cắt 3-3, áp suất trong vùng hoà trộn này của hai dòng môi chất có áp suất đồng đều và không đổi, hiện tượng shock wave ngay sau đó xuất hiện tại một vị trí nào đó sẽ làm áp suất tăng đột ngột, giả định tại mặt cắt 4-4, một mối quan hệ cân bằng momen được suy ra:

Vm là vận tốc dòng hoà trộn

𝜙 𝑚 là hệ số tính đến tổn thất ma sát

Tương tự ứng dụng cân bằng năng lượng, có được:

Vp2 và Vs2 là vận tốc dòng chính và dòng phụ tại mặt cắt 2-2:

Hệ số Mach của dòng hoà trộn có thể xác định theo biểu thức sau:

3.2.9 Dòng hoà trộn qua vị trí shock wave từ mặt cắt 3-3 đến mặt cắt b-b

Xác thực mô hình toán học

Nghiên cứu hiện tại chỉ tính toán dựa trên lý thuyết, không có mô hình thực tế cụ thể để xác thực mô hình toán học lý thuyết Vì vậy, mô hình toán học hiện tại được xác thực bằng các nghiên cứu thực nghiệm đã thực hiện của một số tác giả Lấy mô hình toán học này

32 chạy các thông số thực nghiệm đưa ra được một mức chênh lệch trong khoảng sai số cho phép

Nghiên cứu thực nghiệm của Rash và các cộng sự [31], đã nghiên cứu thiết kế hệ thống lạnh ejector cũng với dòng môi chất lạnh R1234yf Mô hình của Rash đã rút ra được hiệu suất của ejector chịu ảnh hưởng bởi kích thước hình học, đánh giá hệ thống hoạt động với hiệu suất cao ở chế độ tới hạn và phụ thuộc rất lớn vào điều kiện vận hành, đồng thời nghiên cứu đánh giá khả năng thay thế R134a bằng R1234yf trong hệ thống lạnh đạt được kết quả khả quan Với các thông số thực nghiệm của mô hình Rash, chạy cho mô hình hiện tại, các thông số nhiệt độ đầu vào ejector ở trạng thái quá nhiệt dòng cuốn và dòng bị cuốn là 5 0 C, với nhiệt độ ngưng tụ là 35 0 C, nhiệt độ bay hơi là 5 0 C, thiết kế cho hệ thống lạnh có công suất 60kW Đánh giá qua sự so sánh tỷ số lôi cuốn thay đổi theo nhiệt độ dòng cuốn (tg), sự sai số lớn nhất là 20,14% tại nhiệt độ sinh hơi 65 0 C Hình 3.1 biểu diễn sự so sánh giữa hai tỷ số lôi cuốn

Tiếp theo so sánh giữa hai hệ số COP thay đổi theo nhiệt độ dòng cuốn (Tg) của mô hình Rash Độ lệch lớn nhất với sai số 20,8% tại nhiệt độ sinh hơi là 70 0 C Hình 3.2 thể hiện sự chênh lệch giữa hai hệ số COP

 Kết luận: Qua kết quả so sánh với 2 thông số trong nghiên cứu thực nghiệm của Rash với mức sai số trong khoảng ±21% Nguyên nhân của sự chênh lệch này là do nghiên cứu thực nghiệm là khí thực, do ảnh hưởng của điều kiện vận hành đến ejector, qua đó xác thực mô hình lý thuyết hiện tại có thể phù hợp cho mô hình toán học tính toán ejector

Hình 3.1 So sánh tỷ số lôi cuốn với mô hình của Rash

Hình 3.2 So sánh hệ số COP với mô hình của Rash

Một nghiên cứu thực nghiệm khác của Yapici và các cộng sự [32], nghiên cứu và thiết kế hệ thống lạnh ejector với môi chất lạnh R123 Trong nghiên cứu này, tác giả đã làm thực nghiệm với 6 mô hình ejector khác nhau để xác định hiệu suất tốt nhất, lựa chọn áp suất ngưng tụ sao cho điều kiện nghẹt (đạt tốc độ siêu âm) của dòng phụ có thể xảy ra với tỷ số diện tích đạt được là nhỏ nhất Nghiên cứu được thực hiện với tỷ số diện tích từ 6,5

34 đến 11,5 và tỷ số nén là 2,47 Trong phạm vi nghiên cứu, hệ số thực nghiệm về hiệu suất của hệ thống tăng từ 0,29 lên 0,41 tương ứng nhiệt độ sinh hơi từ 83 0 C đến 103 0 C

Sử dụng mô hình toán học hiện tại so sánh hệ số COP với nghiên cứu của Yapici So sánh sự thay đổi của hệ số COP theo nhiệt độ bay hơi Te với các thông số đầu vào là áp suất ngưng tụ Pc = 125kPa, nhiệt độ sinh hơi Tg = 83 0 C và không có độ quá nhiệt của cả hai dòng, qua kết quả so sánh hệ số COP chênh lệch với sai số lớn nhất là khoảng 8,63%, hình 3.3 so sánh giữa hai thông số COP bằng đồ thị Qua so sánh, có thể đưa ra kết luận mô hình hiện tại thoả mãn điều kiện

Hình 3.3 So sánh hệ số COP với mô hình của Yapici

 Kết luận: Qua so sánh với hai nghiên cứu thực nghiệm, như kết quả đưa ra, mô hình toán học thiết kế hình học cho ejector hiện tại có thể tạm chấp nhận để ứng dụng Các thông số tính toán ejector nằm trong mức có thể chấp nhận được, mô hình toán học này có thể được xem là bước thiết kế ejector đầu tiên, sau đó sẽ được kiểm chứng lại bằng mô phỏng CFD đảm bảo cho ejector chạy ổn định Do hạn chế về thời gian, chuyên môn và kỹ thuật nên không có mô hình thực tế để kiểm chứng lại các thông số của ejector

ĐÁNH GIÁ KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU

Ảnh hưởng của nhiệt độ sinh hơi

Hình 4.1 Sự thay đổi tỷ số lôi cuốn và hệ số COP theo nhiệt độ sinh hơi

Hình 4.1 đánh giá cả hai hệ số COP và tỷ số lôi cuốn ER đều tăng theo nhiệt độ sinh hơi, chúng phụ thuộc mạnh mẽ vào nhiệt độ dòng cuốn Việc tăng nhiệt độ sinh hơi sẽ kéo theo tăng hiệu suất của hệ thống Điều này do kích thước cổ vòi phun giảm kéo theo lưu lượng dòng cuốn giảm, trong khi dòng bị cuốn vẫn không đổi Trong thiết kế ejector nên tăng nhiệt độ sinh hơi Tuy nhiên, thực tế việc tăng nhiệt độ sinh hơi gặp trở ngại, ảnh hưởng bởi nhiệt độ tới hạn của môi chất lạnh, ở đây R1234yf có nhiệt độ tới hạn là 94,7 0 C, vì vậy khi nhiệt độ khi nhiệt độ sinh hơi cao thì áp suất môi chất lạnh sẽ cao, đòi hỏi độ bền và chịu áp tốt của các thiết bị Và lúc này khi tăng nhiệt độ sinh hơi thì chỉ có thể làm tăng độ quá nhiệt của dòng cuốn Do đó, ER có thể giảm nhẹ và hiệu suất của hệ thống cũng giảm theo, sẽ được đánh giá bên dưới sự ảnh hưởng của độ quá nhiệt Vì vậy, nhắc lại việc chọn nhiệt độ sinh hơi như thế nào cho phù hợp là rất quan trọng để ejector hoạt động ở điều kiện tối ưu.

Ảnh hưởng của nhiệt độ ngưng tụ

Trái ngược với nhiệt độ sinh hơi, khi vẫn cố định các yếu tố khác Từ hình 4.2 thấy rằng khi nhiệt độ ngưng tụ tăng trong khoảng 24 - 42 0 C thì cả tỷ số lôi cuốn và hệ số COP sẽ giảm Cho thấy nhiệt độ ngưng tụ thấp sẽ mang lại hiệu quả cao cho hệ thống, điều này

36 thoã mãn điều kiện vận hành tới hạn, và khi tăng nhiệt độ ngưng tụ càng cao vượt hơn nhiệt độ giới hạn đã tính toán là 37 0 C thì ER và COP sẽ giảm và nếu tiếp tục tăng thì chúng sẽ bằng 0, lúc này hệ thống sẽ gặp sự cố (dòng môi chất chảy ngược trong ejector)

Hình 4.2 Sự thay đổi tỷ số lôi cuốn và hệ số COP theo nhiệt độ ngưng tụ

Qua hình trên, chỉ rõ ảnh hưởng của nhiệt độ ngưng tụ đến hiệu suất hệ thống cao hơn nhiệt độ sinh hơi Khi tăng nhiệt độ sinh hơi lên 1 0 C thì hệ số COP tăng gần 0,01, trong khi tăng nhiệt độ ngưng tụ thì hệ số COP giảm trung bình gần 0,05 Vì vậy, lựa chọn nhiệt độ ngưng tụ ở mức thấp sẽ mang lại hiệu suất tổng thể cao cho hệ thống Tuy nhiên, nhiệt độ ngưng tụ còn phụ thuộc vào điều kiện nhiệt độ của môi trường, việc chọn nhiệt độ ngưng tụ thích hợp để đảm bảo cho cả ejector và thiết bị ngưng tụ làm việc ở mức tối ưu nhất sẽ là một bài toán không thể đơn giản.

Ảnh hưởng của nhiệt độ bay hơi

Nhiệt độ bay hơi cao dẫn đến tỷ số lôi cuốn và hệ số COP cao hơn như trong hình 4.3 Điều này là do giảm lưu lượng của dòng cuốn cao hơn so với sự giảm lưu lượng của dòng bị cuốn Rút ra được rằng COP tỷ lệ thuận với nhiệt độ bay hơi Và khi xét với nhiệt độ bay hơi cao hơn, rút ra kết quả là COP thay đổi với nhiệt độ bay hơi nhiều hơn là thay đổi với nhiệt độ sinh hơi hoặc nhiệt độ ngưng tụ

Hình 4.3 Sự thay đổi tỷ số lôi cuốn và hệ số COP theo nhiệt độ bay hơi.

Ảnh hưởng của độ quá nhiệt

Nghiên cứu về độ quá nhiệt của dòng cuốn và dòng bị cuốn vào ejector chưa được nhiều tác giả đề cập đến Như Huang và cộng sự [7] cũng đề cập đến độ quá nhiệt là yếu tố có thể ảnh hưởng đến hiệu suất Trong nghiên cứu của họ, chỉ sử dụng độ quá nhiệt cho dòng bị cuốn với độ quá nhiệt 5 − 20𝐾 Họ nhận thấy hiệu suất ejector sẽ không thay đổi trong phạm vi này của độ quá nhiệt Sự cần thiết của độ quá nhiệt phụ thuộc vào tính chất nhiệt động học của từng loại môi chất lạnh Đối với loại môi chất lạnh làm việc với đường hơi bão hoà có độ dốc âm trong đồ thị T-S, quá trình giãn nở đẳng entropy của hơi có thể gây ra sự ngưng tụ của môi chất lạnh ảnh hưởng đến thiết kế một pha của ejector R141b có đường hơi bão hoà có độ dốc dương trong đồ thị T – S Vì vậy, độ quá nhiệt thì không quan trọng trong nghiên cứu hệ thống lạnh ejector R141b

Vì vậy, nghiên cứu này sẽ xét độ quá nhiệt cho cả hai dòng để xem nó ảnh hưởng như thế nào đến hệ thống lạnh ejector R1234yf Ảnh hưởng của độ quá nhiệt do thiết bị sinh hơi và thiết bị bay hơi ở điều kiện vận hành cố định là khác nhau Khảo sát với điều kiện cố định của nhiệt độ ngưng tụ là 37 0 C (không có quá lạnh), nhiệt độ bay hơi là 10 0 C, nhiệt độ sinh hơi là 80 0 C, với năng suất lạnh yêu cầu là 7kW

* Ảnh hưởng của độ quá nhiệt ở dòng chính

Xét sự thay đổi của tỷ số lôi cuốn ER và hệ số COP theo độ quá nhiệt dòng chính từ

2 − 23K, không có độ quá nhiệt dòng phụ Hình 4.4 thể hiện tỷ số lôi cuốn thay đổi theo độ quá nhiệt dòng chính Hình 4.5 mô tả hệ số COP thay đổi theo độ quá nhiệt dòng chính Qua hai hình cho thấy tỷ số lôi cuốn và hệ số COP giảm theo độ tăng của độ quá nhiệt dòng chính Nhưng so với không có độ quá nhiệt dòng chính hình 4.1, tỷ số lôi cuốn ER giảm 0,3314 xuống còn 0,3 (thay đổi cỡ 10%) trong phạm vi độ quá nhiệt 2 − 23𝐾

Hình 4.4 Tỷ số lôi cuốn thay đổi theo độ quá nhiệt dòng chính

Hình 4.5 Hệ số COP thay đổi theo độ quá nhiệt dòng chính

* Ảnh hưởng của độ quá nhiệt ở dòng phụ

Hình 4.6 Tỷ số lôi cuốn thay đổi theo độ quá nhiệt dòng phụ

Hình 4.7 Hệ số COP thay đổi theo độ quá nhiệt dòng phụ

Cũng với điều kiện cố định như trên, không có độ quá nhiệt dòng chính Hình 4.6 thể hiện sự thay đổi của tỷ số lôi cuốn theo độ quá nhiệt của dòng phụ Hình 4.7 mô tả sự thay đổi của hệ số COP theo độ quá nhiệt của dòng phụ Giống với độ quá nhiệt dòng chính thì tỷ số lôi cuốn vẫn giảm theo độ quá nhiệt dòng phụ, nhưng hệ số COP lại tăng tuy không

40 nhiều Và so với COP khi không có độ quá nhiệt dòng phụ thì COP có xu hướng tăng lên cao hơn khi có độ quá nhiệt dòng phụ, tuy mức tăng là không lớn tại nhiệt độ dòng phụ 10K (trạng thái bão hoà) có COP = 0,271, và khi độ quá nhiệt là 2K có COP = 0,274.

Đánh giá môi chất lạnh R1234yf so với R134a

Theo nghiên cứu của Li và các cộng sự về hệ thống lạnh ejector sử dụng môi chất lạnh R1234yf [42], hiệu suất của R1234yf và R134a đã được so sánh So với R134a, mặc dù R1234yf có COP thấp hơn nhưng nó mang lại tiềm năng cải thiện COP lớn hơn Nghiên cứu của Li với mô hình có sử dụng thêm máy nén hơi đặt ở giữa đầu ra và đầu vào của thiết bị ngưng tụ, COP của hệ thống đạt được là 5,91 Kết quả này cho thấy sự hiệu quả của môi chất lạnh R1234yf được tác giả đánh giá cao trong việc đóng vai trò là môi chất lạnh có khả năng thay thế tốt cho R134a

Thêm nữa, Rash và cộng sự [31], cũng đã so sánh môi chất lạnh R1234yf với R134a trong hệ thống lạnh ejector Qua kết quả đánh giá cho thấy R1234yf mang lại hiệu suất gần bằng hoặc đôi khi cao hơn R134a Ở nhiệt độ sinh hơi 80 0 C, nhiệt độ bay hơi 5 0 C và nhiệt độ ngưng tụ 30 0 C, COP của R134a là 0.14 và của R1234yf là 0.26 Ngoài ra, tác giả cũng đánh giá kích thước R134a cũng nhỏ hơn R1234yf, đây được xem là một sự thuận lợi trong gia công cơ khí chính xác Do đó, tác giả đánh giá R1234yf là môi chất lạnh thay thế đầy hứa hẹn cho R134a trong hệ thống lạnh ejector

Trong nghiên cứu này, tỷ số lôi cuốn ER và hệ số COP của môi chất lạnh R1234yf cũng được đem đánh giá với R134a Các đồ thị biểu thị sự thay đổi của tỷ số lôi cuốn và hệ số COP theo nhiệt độ sinh hơi, nhiệt độ ngưng tụ và nhiệt độ bay hơi

Hình 4.1 biểu diễn tỷ số lôi cuốn và hệ số COP của cả hai môi chất đang được so sánh thay đổi theo nhiệt độ sinh hơi Qua đồ thị thấy được chênh lệch lớn nhất về tỷ số lôi cuốn của R1234yf lớn hơn so với R134a là khoảng 15,1% tại nhiệt độ 60 0 C, nhưng thực tế tại nhiệt độ này không được tận dụng vì hệ thống lạnh ejector không được tối ưu, tại các giá trị nhiệt độ sinh hơi khác, mức lớn hơn về tỷ số lôi cuốn nằm trong khoảng ±10%, và cả hệ số COP trong khoảng nhiệt độ này cũng đạt mức sai lệch lớn nhất là 9,41% Tại nhiệt độ sinh hơi 80 0 C, COP của R1234yf chỉ nhỏ hơn khoảng 2.55% Đây là một kết quả khá thích hợp cho sự tương đồng của hai môi chất này

Sự thay đổi theo nhiệt độ ngưng tụ trong hình 4.2 cũng đánh giá tỷ số lôi cuốn của môi chất lạnh R1234yf lớn hơn R134a với mức lệch 9.75% lớn nhất, và hệ số COP của R1234yf

41 cũng vẫn nhỏ hơn R134a nhưng với mức lệch khá nhỏ khoảng 5,49% là lớn nhất tại nhiệt độ ngưng tụ là 30 0 C Hình 4.3 biểu thị sự thay đổi theo nhiệt độ bay hơi Tỷ số lôi cuốn của R1234yf lớn hơn R134a khoảng 11,65%, và xét về mức lệch của tỷ số lôi cuốn ở mức trung bình là lệch lớn nhất so với mức lệch do ảnh hưởng của nhiệt độ sinh hơi và nhiệt độ ngưng tụ Trong khoảng nhiệt độ bay hơi từ 3-6 0 C, COP của R1234yf lớn hơn R134a, nhưng khoảng nhiệt độ từ 7-10 0 C thì lại ngược lại, và mức lệch lớn nhất chỉ khoảng 3,19% tại nhiệt độ bay hơi là 3 0 C

Qua ba hình, như các kết quả đã nghiên cứu, môi chất lạnh R1234yf và R134a có đặc tính nhiệt động gần giống nhau (như các nghiên cứu đã chứng minh), qua đánh giá về hệ số COP và tỷ số lôi cuốn cho thấy mức chênh lệch là rất nhỏ và tỷ số lôi cuốn của R1234yf lớn hơn so với R134a, còn hệ số COP mặc dù nhỏ hơn nhưng chênh lệch cũng không quá nhiều, cả ba sự tác động thì hệ số COP chênh lệch nằm trong khoảng ±10% Cuối cùng, có thể kết luận rằng môi chất lạnh R1234yf là một trong những môi chất lạnh có tính chất nhiệt động giống với R134a và có hệ số GWP, ODP thấp ít tác động đến môi trường

MÔ PHỎNG EJECTOR LÀM VIỆC TRONG HỆ THỐNG LÀM LẠNH EJECTOR BẰNG PHẦN MỀM ANSYS

Cơ sở lý thuyết và cài đặt mô phỏng

Các định luật bảo toàn khối lượng, động lượng và năng lượng là cơ sở để giải các đặc tính dòng chất lỏng bên trong ejector và chúng được biểu thị dựa trên 3 phương trình cơ bản sau:

𝑖, 𝑗: hướng của dòng chất lỏng;

𝜌, 𝑢, 𝐸, 𝜏 𝑣à 𝜆: tỷ trọng, vận tốc, năng lượng tổng, ứng suất nhớt và độ nhớt động lực học tương ứng

5.1.2 Chương trình tính toán và cài đặt mô phỏng

Phần mềm Ansys - Fluent 19.2 cho phép chọn các dạng bài toán thích hợp để mô phỏng Ansys được sử dụng nhờ khả năng xác lập các bước lặp để giải bài toán lặp với độ chính xác cao hơn nên thích hợp trong việc mô phỏng dòng môi chất bên trong ejector Ejector được mô phỏng có dạng hình học đối xứng trục hai chiều (2-D axisymmetric), dạng hình học này được áp dụng để đơn giản hóa quá trình tính toán [35]

Zhu et al [34] cùng các đồng nghiệp đã so sánh với kết quả thực nghiệm của ba mô hình chảy rối được sử dụng trong mô phỏng ejector bao gồm: 𝑅𝑒𝑎𝑙𝑖𝑧𝑎𝑏𝑙𝑒 𝑘 − 𝜀, 𝑅𝑁𝐺 𝐾 − 𝜀 và 𝑆𝑆𝑇 𝐾 − 𝜔 và thấy rằng mô hình chảy rối 𝑅𝑁𝐺 𝑘 − 𝜀 dự đoán hiệu suất của ejector tốt hơn so với hai mô hình chảy rối còn lại Hơn nữa, mô hình 𝑅𝑁𝐺 𝑘 − 𝜀 không yêu cầu lưới mịn, lưới quá mịn sẽ tốn nhiều tài nguyên của máy và cần nhiều thời gian tính toán hơn Do đó mô hình 𝑅𝑁𝐺 𝑘 − 𝜀 được sử dụng trong mô phỏng dòng động học bên trong ejector Chức năng tính toán gần tường “Enhanced wall functions” được sử dụng để thể hiện sự chính xác hơn đối với dòng chảy có nhiệt độ, áp suất cao của môi chất ở gần tường Chức năng này đã được Han Y (2019) và các đồng nghiệp nghiên cứu và chỉ ra rằng nó phù hợp đối với việc xử lý các dòng môi chất ở gần tường trong mô phỏng dòng động học ejector [41] Khi sử dụng chức năng tính toán gần tường, các ô lưới được khuyến nghị có khoảng cách không thứ nguyên (y+) giao động trong khoảng 30 ÷ 300 ô lưới gần tường Lớp lưới mịn được chia gần tường để quá trình mô phỏng được thuận lợi và thể hiện rõ các tính chất

44 của dòng môi chất ở gần tường Khi xử lý lớp lưới quá mịn ở gần tường sẽ tốn nhiều tài nguyên tính toán hơn [36]

Dạng hình học Đối xứng trục: 2-D axisymmetric

Chức năng tường Enhanced wall functions

Môi chất làm việc R1234yf Điều kiện biên Giá trị đầu vào: 2 Pressure inlet

Giá trị đầu ra: Pressure outlet Hình 5.1 Cài đặt mô phỏng

Phương pháp giải toán được lựa chọn là sơ đồ giải toán coupled (coupled solver) để thực hiện giải các phương trình vi phân, sơ đồ the second order upwind phù hợp hơn so với sơ đồ: the first order upwind, third – order MUSCL và QUICK vì đối với các phương trình bậc hai sơ đồ the second order upwind giúp tăng độ chính xác cho phép tính và giúp bài toán dễ đạt hội tụ hơn Cơ chế sơ đồ này được giải thích trong Barth & Jespersen (1989) Chương trình tính toán dựa trên áp suất (pressure-based solver) được sử dụng trong mô phỏng dòng động học bên trong ejector vì nó có tính ổn định và tiết kiệm tài nguyên máy tính hơn so với chương trình tính toán dựa trên tỷ trọng (density-based solver) [40] Các điều kiện biên là thông số quan trọng trong việc mô phỏng CFD bởi vì chúng chỉ rõ dòng chất lưu và các biến trên các biên của mô hình số học Có nhiều loại điều kiện biên khác nhau nhưng loại phù hợp cho việc mô phỏng ejector là áp suất đầu vào và áp suất đầu ra (the pressure inlet and the pressure outlet) [34] Bởi vì, nhiệt độ và áp suất tại ngõ vào và ngõ ra của ejector là các thông số được biết Hơn nữa, các dòng lưu chất nén được yêu cầu sử dụng các loại điều kiện biên áp suất ngõ vào/ra (pressure inlet/outlet) hoặc lưu lượng khối lượng ở ngõ vào/ngõ ra và trong việc mô phỏng ejector tốc độ lưu lượng khối lượng (the mass flow rate) hoặc tốc độ của dòng lưu chất là những thông số chưa biết nên không phù hợp để sử dụng [34]

Các điều kiện biên được cài đặt trong mô phỏng là: 80℃, 37℃ và 10℃ lần lượt là nhiệt độ sinh hơi, nhiệt độ ngưng tụ và nhiệt độ bay hơi tương ứng với áp suất bão hòa của R1234yf Trong trường hợp này tỷ trọng của môi chất được lựa chọn theo mô hình khí thực

“real gas aungier redlich kwong” với các thông số của dòng môi chất được lấy từ NIST [43] Vì theo tính toán thiết kế ban đầu hơi môi chất đi vào ejector là hơi quá nhiệt nên sử

45 dụng mô hình khí thực sẽ tăng độ chính xác hơn so với mô hình khí lý tưởng Tuy nhiên nhược điểm của mô phỏng với mô hình khí thực sẽ tốn nhiều thời gian tính toán hơn so với mô hình khí lý tưởng vì dòng khí thực phức tạp hơn rất nhiều so với dòng khí lý tưởng [40] Đối với hầu hết các bài toán, tiêu chuẩn hội tụ mặc định yêu cầu là the scaled residuals giảm đến 10 −3 ngoại trừ phương trình năng lượng thì đến 10 −6 là phù hợp Trong bài mô phỏng này sự hội tụ xảy ra khi tất cả các phương trình giảm đến 10 −6

Sơ đồ giải toán Coupled

Phương trình giải toán Phương trình bậc 2: second order upwind Điều kiện hội tụ Residual < 10 −6

Hình 5.2 Cài đặt mô phỏng

Hệ thống lưới được tạo ra để đại diện cho sự rời rạc hóa của miền hình học từ đó tìm ra lời giải cho bài toán Lưới này được chia thành một phần tử hữu hạn của một miền hình học nhất định thành các nguyên tố hoặc các thể tích điều khiển để xác định các vị trí rời rạc hóa của các biến được tính toán Có 3 loại lưới dựa theo cấu trúc của nó là: structured, block structured và unstructured

Loại lưới được lựa chọn cho các vùng lưu chất trong ejector là lưới không cấu trúc: the unstructured grid Bởi vì loại lưới này là loại linh hoạt nhất và có thể sử dụng với các dạng hình học rất phức tạp

Hình 5.3 thể hiện mô hình lưới chi tiết được sử dụng trong bài mô phỏng này Michael cùng các đồng nghiệp [35] đã tiến hành mô phỏng và so sánh hiệu suất ejector đối với hai mô hình mô phỏng 2-D và 3-D Các dữ liệu cho thấy chênh lệch hiệu suất ejector giữa hai mô hình 2-D và 3-D nằm trong phạm vi chấp nhận được, vì vậy mô hình đối xứng trục 2-

D được sử dụng trong mô phỏng này để tiết kiệm tài nguyên máy tính và đơn giản hóa quá trình tính toán [35] Cấu trúc lưới được chọn là lưới cấu trúc tứ giác Hệ thống lưới được chia dày tại các vách và các vùng có trường dòng chảy cao như: ngõ ra ống phun, ống có tiết diện không đổi vì ở đây mong đợi xảy ra sự tăng áp đột ngột và để bài toán liên quan đến dòng lưu chất có thể được giải một cách tối ưu [42] Tuy nhiên, nếu chia lưới quá dày thì bài toán mô phỏng cần nhiều thời gian và tốc độ nhanh trong quá trình tính toán để đạt đến hội tụ [40]

Hình 5.3 Mô hình lưới chi tiết

Hình 5.4 Xác định kích thước Mesh tối ưu Hình 5.4 thể hiện ảnh hưởng của kích thước lưới đến lưu lượng khối lượng của dòng lưu động và dòng lôi cuốn Với kích thước lưới nhỏ hơn 110 × 10 3 sự chênh lệch kết quả lưu lượng khối lượng của hai dòng tương đối nhiều Khi kích thước lưới dao động trong khoảng

110 × 10 3 ÷ 200 × 10 3 sự chênh lệch kết quả lưu lượng khối lượng của hai dòng là không nhiều Vì vậy, kích thước lưới thích hợp để sử dụng trong bài mô phỏng này là 118350

47 phần tử Với kích thước này sẽ giúp cho bài toán đạt đến hội tụ và không tốn quá nhiều thời gian để mô phỏng

Hình 5.5 và 5.6 thể hiện biểu đồ kết quả mô phỏng phân bố áp suất tĩnh và vận tốc dọc theo ejector Kết quả mô phỏng thể hiện dòng cuốn và dòng bị cuốn hòa trộn với nhau ở buồng hòa trộn trước khi đi vào vùng có tiết diện không đổi Theo kết quả mô phỏng ta cũng có thể thấy có hiện tượng sốc nhẹ xảy ra ở đầu bộ phận khuếch tán

Hình 5.5 Biểu đồ phân bố áp suất tĩnh của ejector

Hình 5.6 Biểu đồ phân bố vận tốc của ejector

Hình 5.7 Biểu đồ thể hiện áp suất tĩnh dọc ejector Qua biểu đồ thể hiện áp suất tĩnh dọc ejector hình 5.7 ta có thể thấy ngay cổ thắt của ejector có hiện tượng giảm tốc độ và sau đó tăng lên cực đại ở ngõ ra của ống phun

Ảnh hưởng của các chế độ làm việc đến hiệu suất ejector

5.2.1 Ảnh hưởng nhiệt độ sinh hơi đến tỷ số lôi cuốn ER của ejector Để đánh giá ảnh hưởng của nhiệt độ sinh hơi đến tỷ số lôi cuốn ER và hiệu suất ejector, ta tiến hành thay đổi nhiệt độ sinh hơi từ 80℃ đến 94℃, nhiệt độ ngưng tụ và nhiệt độ bay hơi giữ nguyên không thay đổi lần lượt là 10℃ và 37℃

Hình 5.9 Biểu đồ thể hiện tỷ số lôi cuốn ER khi tăng nhiệt độ sinh hơi

Hình 5.9 là biểu đồ thể hiện tỷ số lôi cuốn ER khi thay đổi nhiệt độ sinh hơi lần lượt là 87℃ và 94℃ Khi tăng nhiệt độ sinh hơi ta có thể thấy tỉ số lôi cuốn ER tăng dẫn đến hiệu suất của ejector tăng Khi nhiệt độ sinh hơi ở 80℃, có sự tăng áp đột ngột nhẹ ở bộ phận khuếch tán Khi tăng nhiệt độ sinh hơi lên 87℃, thì có sự xuất hiện sự tăng áp ở vị trí ngõ ra ống phun đến vùng tiết diện không đổi Tại bộ phận khuếch tán, các dòng lưu chất được hòa trộn hoàn toàn và xuất hiện sự tăng áp đột ngột Khi đó, tốc độ của dòng hòa trộn giảm xuống tốc độ dưới âm và sau đó đạt đến áp suất ngưng tụ Khi tăng nhiệt độ sinh hơi hơn nữa đạt 94℃, sự xuất hiện tăng áp đột ngột diễn ra xa hơn nữa ở bộ phận khuếch tán Đối với trường hợp tăng nhiệt độ sinh hơi khi mô phỏng ta có thể thấy rằng, khi tăng nhiệt độ sinh hơi lên 94℃ và giữ nguyên nhiệt độ ngưng tụ và nhiệt độ bay hơi lần lượt là 37℃ và 10℃ thì ta thấy giá trị tỷ số lôi cuốn đạt cực đại 0,49 Cản trở lớn nhất khi tăng nhiệt độ sinh hơi cao sẽ gây khó khăn khi chế tạo và thử nghiệm thiết bị sinh hơi trong thực nghiệm, vì vậy nên lựa chọn nhiệt độ sinh hơi là 80℃ để có thể chế tạo thiết bị sinh hơi Với nhiệt độ giao động trong khoảng 80℃ ta có thể sử dụng các nguồn nhiệt thải từ lò hơi, nguồn nhiệt thải trong quá trình sản xuất hoặc ta có thể sử dụng nguồn năng lượng mặt trời để chế tạo và thử nghiệm thiết bị sinh hơi Với giá trị tỷ số lôi cuốn đạt được là 0.36 tại nhiệt độ 80℃ được cho là tối ưu do không có các tổn thất đi kèm và sự tăng áp đột ngột ở bộ phận khuếch tán khi mô phỏng

5.2.2 Ảnh hưởng nhiệt độ ngưng tụ đến tỷ số lôi cuốn ER của ejector

Tỷ số lôi cuốn ER

Nhiệt độ sinh hơi (ºC)

51 Để xem xét ảnh hưởng của nhiệt độ ngưng tụ đến tỷ số lôi cuốn ER và hiệu suất ejector, ta tiến hành thay đổi nhiệt độ ngưng tụ trong khoảng từ 37℃ đến 44℃, nhiệt độ bay hơi được thay đổi trong hai trường hợp 10℃ và 20℃, nhiệt độ sinh hơi được giữ nguyên không đổi 80℃

Hình 5.10 Sự thay đổi tỉ số lôi cuốn ER khi thay đổi nhiệt độ ngưng tụ, nhiệt độ sinh hơi và bay hơi lần lượt là 80℃ và 10℃

Hình 5.10 là biểu đồ thể hiện sự thay đổi tỉ số lôi cuốn ER khi thay đổi nhiệt độ ngưng tụ và nhiệt độ bay hơi Khi thay đổi nhiệt độ ngưng tụ từ 37℃ đến 44℃ với nhiệt độ sinh hơi và nhiệt độ bay hơi giữ nguyên không đổi lần lượt là 80℃ và 10℃, tỉ số lôi cuốn ER giảm, đạt giá trị 0,15 tại nhiệt độ ngưng tụ 44℃ và có xu hướng giảm về 0 khi ta tiếp tục tăng nhiệt độ ngưng tụ

Tỷ số lôi cuốn ER

Nhiệt độ ngưng tụ (ºC)

Hình 5.11 Sự thay đổi tỉ số lôi cuốn ER khi thay đổi nhiệt độ ngưng tụ, nhiệt độ sinh hơi và bay hơi lần lượt là 80℃ và 20℃

Tương tự, đối với trường hợp thay đổi nhiệt độ ngưng tụ tụ từ 37℃ đến 44℃ với nhiệt độ sinh hơi và nhiệt độ bay hơi giữ lần lượt là 80℃ và 20℃ Tỉ số lôi cuốn ER đạt giá trị 0,54 khi nhiệt độ ở 37℃ và có xu hướng giảm nhanh về 0 khi ta tăng nhiệt độ ngưng tụ, đạt giá trị 0.18 tại nhiệt độ 44℃ Tỉ số lôi cuốn ER giảm đồng nghĩa với việc năng suất lạnh của hệ thống giảm, vì vậy nhiệt độ ngưng tụ tối ưu trong được lựa chọn trong trường hợp này là 37℃

Kết luận: Nhiệt độ sinh hơi và nhiệt độ ngưng tụ tác động đáng kể đến tỉ số lôi cuốn ER và hiệu suất ejector Khi nhiệt độ sinh hơi và nhiệt độ ngưng tụ thay đổi so với thiết kế ban đầu hiệu suất ejector sẽ thay đổi đáng kể Theo kết quả mô phỏng ta có thể thấy, nhiệt độ sinh hơi và nhiệt độ ngưng tụ theo thiết kế ban đầu là thích hợp Với nhiệt độ sinh hơi 80℃ ta có thể dễ dàng chế tạo thiết bị sinh hơi khi thiết kế ejector trong thực tế Với nhiệt độ ngưng tụ 37℃ tỉ số lôi cuốn ER đạt giá trị cao nhất, đồng thời với nhiệt độ này sẽ phù hợp với các chế độ làm việc của ejector.

Ảnh hưởng của các yếu tố hình học đến hiệu suất ejector

5.3.1 Ảnh hưởng đường kính vùng tiết diện không đổi Đường kính vùng tiết diện không đổi của ejector được xem là thông số ảnh hưởng nhất đến hiệu suất ejector bởi vì nó ảnh hưởng trực tiếp đến tỷ số tiết diện Tỷ số tiết diện của ejector được định nghĩa như sau:

Tỷ số lôi cuốn ER

Nhiệt độ ngưng tụ (ºC)

𝑑𝑖ệ𝑛 𝑡í𝑐ℎ 𝑐ổ 𝑐ủ𝑎 ố𝑛𝑔 𝑝ℎ𝑢𝑛 Để phân tích ảnh hưởng của đường kính vùng tiết diện không đổi các điều kiện biên về nhiệt độ sinh hơi, nhiệt độ ngưng tụ và nhiệt độ bay hơi không đổi lần lượt là: 80℃, 37℃ và 10℃ Đường kính của vùng tiết diện không đổi được giảm 20%, 10% sau đó tăng lần lượt 10%, 20%, 30% so với kích thước mô phỏng ban đầu 𝑑 2 = 8,3𝑚𝑚 Các kích thước của vùng tiết diện không đổi tương ứng khi thay đổi là 6,64; 7,74; 9,13; 9,96; 10,79 được thể hiện ở hình 5.12, các kích thước còn lại của ejector được giữ nguyên không thay đổi như trong bảng 5.2

Hình 5.12 Dạng hình học của ejector khi thay đổi vùng tiết diện không đổi (mm) Các thông số kích thước của ejector được thiết kế để mô phỏng ejector khi thay đổi đường kính vùng tiết diện không đổi được cho trong bảng 5.2 Các kích thước của vùng tiết diện không đổi sẽ được thay đổi, còn các kích thước còn lại của ejector sẽ được giữ nguyên không thay đổi

Bảng 5.2 Kích thước của ejector được sử dụng để mô phỏng trong trường hợp thay đổi đường kính vùng tiết diện không đổi

STT Cấu trúc của ejector Kí hiệu Kích thước chiều dài

1 Đường kính ngõ vào ống phun 𝑑 𝑐𝑜𝑛𝑣 11,78

2 Đường kính cổ ống phun 𝐴 𝑡 4,53

3 Đường kính ngõ ra ống phun 𝑑 1 5,22

4 Đường kính ống tiết diện không đổi 𝑑 2 -20%, -10%; 8,3; +10%;

5 Đường kính ngõ ra phần khuếch tán 𝑑 𝑑𝑖𝑓𝑓 17,98

6 Chiều dài ống tiết diện không đổi 𝐿 𝑚 29,04

7 Chiều dài ống khuếch tán 𝐿 𝑑𝑖𝑓𝑓 58,1

8 Khoảng cách từ ngõ ra ống phun đến ngõ vào ống tiết diện không đổi

Hình 5.13 Ảnh hưởng của tỷ lệ tiết diện đến tỷ số lôi cuốn ER Hình 5.13 thể hiện ảnh hưởng của tỷ lệ tiết diện đến tỷ số lôi cuốn ER Ta có thể thấy rằng khi thay đổi tỷ lệ tiết diện lưu lượng khối lượng dòng lôi cuốn giảm dẫn đến tỷ số lôi cuốn ER và hiệu suất ejector giảm Ở điều kiện nhiệt độ sinh hơi, nhiệt độ ngưng tụ và nhiệt độ bay hơi lần lượt là 80℃, 37℃ và 10℃ trong điều kiện giữ nguyên đường kính vùng tiết diện không đổi thì tỷ số lôi cuốn đạt được là 0,36 và tỷ lệ tiết diện trong trường hợp này là 3,36 Khi tăng hoặc giảm đường kính của vùng tiết diện không đổi 10% trong trường hợp các điều kiện khác không thay đổi, thì kết quả thể hiện rằng tỷ số lôi cuốn sẽ giảm Cụ thể như sau, trong trường hợp giảm vùng tiết diện không đổi 10% (7,74mm) thì tỷ số lôi cuốn giảm xuống còn 0,17 và khi tăng 10% thì tỷ số lôi cuốn là 0,22 Trong trường hợp tăng hơn nữa đường kính vùng tiết diện không đổi 20% thì tỷ số lôi cuốn là 0,09 và có xu hướng giảm về 0 Khi tăng kích thước đường kính vùng tiết diện không đổi lên 40% so với kích thước ban đầu thì bên trong ejector xuất hiện các dòng lưu chất ngược

Qua kết quả mô phỏng cho thấy rằng hiệu quả của ejector đạt tối ưu tại điều kiện biên ở nhiệt độ sinh hơi, nhiệt độ ngưng tụ và nhiệt độ bay hơi lần lượt là 80℃, 37℃ và 10℃ với đường kính vùng tiết diện không đổi là 8,3mm Khi đó, tỷ lệ tiết diện và tỷ số lôi cuốn lần lượt là 3,36 và 0,36

Khi thay đổi đường kính vùng tiết diện không đổi ta thấy rằng, khi tỷ lệ tiết diện không phù hợp sẽ ảnh hưởng trực tiếp đến diện tích tiếp xúc của dòng lôi cuốn từ đó sẽ gây ra hiện tượng chảy ngược Hiện tượng dòng chảy ngược chủ yếu tập trung ở đầu vào buồng hòa trộn và chỉ ra rằng sự thay đổi tỷ lệ tiết diện chủ yếu ảnh hưởng đến quá trình hòa trộn của dòng môi chất Khi tỷ lệ tiết diện ở mức tối ưu, đường kính buồng trộn phù hợp, dòng chảy lôi cuốn bị cuốn theo và đi vào buồng hòa trộn, kết quả là không có hiện tượng chảy ngược xảy ra ở điều kiện này Hiện tượng chảy ngược xảy ra khi chúng ta tăng tỷ lệ tiết diện Trong trường hợp này, khi tỷ lệ tiết diện tăng đồng nghĩa với việc đường kính buồng hòa trộn tăng nên dòng lôi cuốn sẽ được dòng luôn động cuốn theo vào buồng hòa trộn nhỏ Kết quả là một phần dòng môi chất từ buồng hòa trộn sẽ chảy sang buồng hút do chênh lệch áp suất giữa bên trong và bên ngoài ejector Vì thế, tỷ lệ tiết diện tối ưu của ejector là nó có thể loại bỏ hiện tượng chảy ngược và giảm hiện tượng sốc xảy ra bên trong ejector

5.3.2 Ảnh hưởng khoảng cách từ vị trí ngõ ra ống phun đến vùng tiết diện không đổi

Trong phần này sự ảnh hưởng của khoảng cách ngõ ra ống phun (Nozzle Exit Position

- NXP) được xem xét để nghiên cứu Khoảng cách ngõ ra ống phun được tính từ ngõ ra ống phun của dòng sơ cấp đến ngõ vào của vùng tiết diện không đổi Sự dịch chuyển ra xa hoặc đi vào buồng hòa trộn của ống phun sẽ ảnh hưởng đến tỷ số lôi cuốn và hiệu suất ejector

S.B.Riffat cùng với đồng nghiệp (2000) [37] đã tiến hành mô phỏng CFD khi dịch chuyển vị trí ngõ ra ống phun là NX1, NX2, NX3 và NX4 Kết quả mô phỏng cho thấy vị trí ngõ ra ống phun ít nhất bằng 0,21 lần chiều dài đường kính của buồng hòa trộn thì dòng lưu chất ngược chiều với đầu vào buồng hòa trộn và khi dịch chuyển vị trí ống phun vào bên trong buồng hòa trộn sẽ cho tỷ số lôi cuốn cao hơn

E.Rusly và các đồng nghiệp (2005) [38] đã nghiên cứu và kết luận rằng rằng khi thay đổi vị trí ngõ ra ống phun 20% với các điều kiện biên và kích thước khác không thay đổi thì tỷ số lôi cuốn ER sẽ không có thay đổi đáng kể Và tỷ số lôi cuốn trung bình đạt được của kết quả mô phỏng là 0,80

Bo Zhang và các đồng nghiệp (2012) [39] đã sử dụng môi chất R236fa để tiến hành phân tích mô phỏng CFD liên quan đến sự thay đổi vị trí ngõ ra ống phun và cho kích thước

56 thay đổi từ 23mm và 33mm Các kết quả mô phỏng cho rằng vị trí ống phun 23mm sẽ cho tỷ số lôi cuốn ER cao hơn cũng như hiệu suất ejector cũng tốt hơn so với vị trí ống phun ở trường hợp 33mm

Hình 5.14 Dạng hình học của ejector khi thay đổi vị trí ngõ ra ống phun – NXP (mm) Để nghiên cứu sự ảnh hưởng của vị trí ngõ ra ống phun (NXP) đến tỷ số lôi cuốn ER và hiệu suất của ejector, ta tiến hành tăng giảm kích thước từ ngõ ra ống phun đến đầu vào của vùng tiết diện không đổi với giá trị ∆NXP giao động trong khoảng ±6, các kích thước khác của ejector vẫn giữ không đổi Hình 6.3 thể hiện kích thước ejector khi thay đổi vị trí ngõ ra ống phun – NXP Các điều kiện biên như: nhiệt độ sinh hơi, nhiệt độ ngưng tụ và nhiệt độ bay hơi lần lượt là: 80℃, 37℃ và 10℃ Kết quả mô phỏng thể hiện rằng, khi giảm dần vị trí của ngõ ra ống phun thì tỷ số lôi cuốn sẽ tăng nhưng không đáng kể Giá trị của tỷ số lôi cuốn đạt được tối ưu trong trường hợp này là 0,36 với vị trí ngõ ra ống phun là 41,82mm

Hình 5.15 Ảnh hưởng của vị trí ngõ ra ống phun đến tỷ số lôi cuốn ER

Hình 5.15 mô tả ảnh hưởng của vị trí ngõ ra ống phun NXP đến tỷ số lôi cuốn ER ∆NXP dương khi ta tăng khoảng cách vị trí ngõ ra ống phun và âm khi ta giảm kích thước so với thiết kế ban đầu Theo hình 5.15 ta có thể thấy tỷ số lôi cuốn ER tăng khi ta giảm khoảng cách vị trí ngõ ra ống phun và có xu hướng giảm khi NXP tăng và ∆NXP dương Điều này cho chúng ta thấy khi vị trí ngõ ra ống phun không phù hợp sẽ khiến cho hiệu suất ejector bị suy giảm Kết quả là ejector có hiệu suất tốt nhất khi ∆NXP = −2 và tỷ lệ lôi cuốn đạt tối đa 0,369

Kết luận: Kích thước của ejector ảnh hưởng trực tiếp đến tỉ số lôi cuốn ER và hiệu suất ejector Trong phần này ta đánh giá ảnh hưởng của đường kính vùng tiết diện không đổi và khoảng cách của ngõ ra ống phun đến hiệu suất ejector Với cả hai trường hợp khi ta thay đổi kích thước thước ejector tăng, giảm so với thiết kế ban đầu thì hiệu suất ejector đều giảm Vì vậy, đường kính vùng tiết diện không đổi và khoảng cách ngõ ra ống phun theo thiết kế ban đầu là phù hợp, với kích thước này sẽ giúp cho hiệu suất ejector đạt giá trị tốt nhất