噴嘴調節(jié)錐對水蒸氣噴射泵性能影響的數(shù)值模擬

王曉冬， 孫浩林， 孫 浩

(東北大學 機械工程與自動化學院， 遼寧 沈陽 110819)

水蒸氣噴射泵是通過高壓水蒸氣射流攜帶作用，對引射蒸汽進行抽吸的流體動力機械，在很多工程領域有著極其重要的應用[1].水蒸氣噴射泵是由噴嘴、吸入室、擴壓器的漸縮段、喉部以及漸擴段等組成[2-7].

水蒸氣噴射泵的應用領域廣泛，噴嘴的喉部面積大小對水蒸氣噴射泵性能的影響至關重要[8].研究者們采用了數(shù)值模擬的方法對水蒸氣噴射泵的流場開展了模擬研究[7].Varga等[8]對一種可調式噴射器進行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)當操作條件不同于預設值時，與噴嘴固定式噴射器相比，調節(jié)調節(jié)錐位置可以使引射系數(shù)明顯提高.Wu等[9]進行多因素分析以研究噴射器的性能，并通過五因素和四級正交試驗優(yōu)化其結構，結果表明，噴嘴直徑是影響噴射器性能的最敏感因素.李熠橋[10]設計了一種可調式蒸汽噴射器，并與普通固定式噴射器對比，發(fā)現(xiàn)噴嘴可調式噴射器可以減弱噴射器內的凝結激波.

因此，本文以一種噴嘴可調式噴射泵作為數(shù)值模擬研究對象，通過改變調節(jié)錐的位置改變噴嘴喉部面積，采用FLUENT軟件，對不同調節(jié)錐位置下的內部流場、軸線壓力、近壁面流線圖做出分析，旨在尋找最佳的噴嘴喉部面積并提高水蒸氣噴射泵適應不同工況的能力.

1 數(shù)值計算方法

1.1 控制方程與湍流模型

水蒸氣噴射泵內部流動由流動守恒方程描述.同時還要滿足組分守恒方程和湍流運輸方程，且要滿足氣體狀態(tài)方程.

組分方程：

(1)

式中:ρ和u分別為氣體的密度和速度;Cs為組分S的體積濃度;Ds為組分的擴散系數(shù);Ss為系統(tǒng)內部單位時間、單位體積通過化學反應產(chǎn)生的該組分的質量，即生產(chǎn)率.

氣體狀態(tài)方程：

(2)

式中:p為氣體壓力;T為氣體熱力學溫度;R為氣體常數(shù).

文獻[7]的研究表明，采用k-ωSST湍流模型對模擬水蒸氣噴射泵內部流場具有更高的計算精度，本文采用該湍流模型來求解水蒸氣噴射泵內部流場.

本文采用的CFD模型與東北大學張光利[11]建立的CFD模型差別僅有湍流模型、被抽氣體溫度、噴射泵喉部長度.張光利的湍流模型為Realizablek-ω模型，本文選用的湍流模型為k-ωSST.Han等[12]的研究證實以上兩個湍流模型的計算誤差僅有2.4%.張光利已對所建立的CFD模型進行了實驗驗證，實驗結果和模擬結果的吻合性較好，因此本文的CFD計算模擬結果具有一定的可信度.

1.2 幾何建模

本文采用ICEM網(wǎng)格劃分軟件，水蒸氣噴射泵的尺寸見表1，調節(jié)錐的示意圖如圖1所示，水蒸氣噴射泵的物理模型是在SolidWorks中生成的.本文的模型中調節(jié)錐起始位置是錐尖處正好在噴嘴喉徑最窄處，當調節(jié)錐在不同位置時噴嘴最窄處的喉徑面積如式(1)所示：

(3)

式中:AT為噴嘴喉徑面積;L為調節(jié)錐橫向移動的距離.

表1 水蒸氣噴射泵的幾何尺寸

1.3 邊界條件設定及網(wǎng)格劃分方法

水蒸氣噴射泵邊界條件的設置如下：工作流體在入口的初始壓力為0.36 MPa，引射流體在入口的初始壓力為1 721 Pa，混合流體在出口的壓力為4 200 Pa.

由表1給出的幾何尺寸，建立二維幾何模型，水蒸氣噴射泵的工作流體入口和引射流體入口和出口均采用壓力邊界入口.入口工作介質湍流強度均設為5%.由于流體在壁面的速度為零，因此壁面采用的是無滑移邊界條件.

對計算區(qū)域進行網(wǎng)格劃分時，考慮到近壁面及重要流場結構區(qū)域，對網(wǎng)格進行局部加密，來更好地捕捉內部流場.對同一幾何模型劃分了三種不同數(shù)量的網(wǎng)格，分別為15 236，24 896，54 862個，模擬結果顯示24 896個網(wǎng)格數(shù)和54 862個網(wǎng)格數(shù)的模擬結果差異不大.綜合考慮模擬精度和計算時間，最終網(wǎng)格劃分總數(shù)為24 896個，其中噴嘴部分生成14 215個單元，網(wǎng)格劃分如圖2所示.

1.4 數(shù)值求解

本文以ANSYS 18.0作為數(shù)值模擬計算工具，采用有限體積法.一般來說，一階精度下更容易收斂，但精度較差，本文對對流項分別按照一階與二階進行模擬，二者的引射系數(shù)相同，因此對流項按照二階迎風格式、擴散項按照中心差分格式近似，代數(shù)方程組求解用高斯賽德爾迭代方法.各項計算殘差以低于10-6，泵進出口蒸汽流量差低于10-7kg/s作為收斂條件.

2 模擬結果與分析

2.1 不同調節(jié)錐位置下的引射系數(shù)與進出口流量

引射系數(shù)是體現(xiàn)水蒸氣噴射泵的主要性能參數(shù)，引射系數(shù)是被抽流體的質量流量與入口流體的質量流量的比值.不同調節(jié)錐位置所對應的引射系數(shù)如圖3所示，對于測定的操作參數(shù)，從圖3中可以看到引射系數(shù)先緩慢變大然后急劇變小.引射系數(shù)從0.2逐漸變大，最大可提升至0.67，提升率達到235%.

圖4是不同調節(jié)錐位置的工作蒸汽和被抽蒸汽流量變化示意圖.可以看出隨著調節(jié)錐位置的深入，工作蒸汽流量變小，引射蒸汽流量在0～15 mm的階段保持不變，隨后在15 mm處突然下降，在18 mm時變?yōu)樨摂?shù)，被抽蒸汽和工作蒸汽質量流量的比值先變大后減小，這就可以解釋引射系數(shù)的先變大后減小.對于整個噴射器而言，調節(jié)錐起始位置兩個入口流量和為0.8 kg/s，在最佳位置15 mm時，兩個入口流量之和只有0.4 kg/s，使用調節(jié)錐后節(jié)省流量可達到50%.

2.2 不同調節(jié)錐位置下的速度流場分析

圖5是調節(jié)錐在不同位置下馬赫數(shù)(Ma>1)云圖.從圖中可以看出，在調節(jié)錐位置在0的時候，從噴嘴噴出的主流體能量很大，射流核范圍很大并且充滿在噴射泵的喉部，擴散段壅塞區(qū)域發(fā)生在噴射泵喉部下游較遠處，被抽流體在收縮段完全被擠壓，并沒有被有效抽出.隨著調節(jié)錐位置的向內移動，馬赫數(shù)大于1的區(qū)域越來越小，此時主流體的能量逐漸變小，擠壓在噴射泵喉部的射流核的強度也逐漸變小，壅塞位置逐漸向前移動.當調節(jié)錐位置到15 mm的時候，噴射泵的引射系數(shù)達到最大，此時噴射泵的射流核的區(qū)域和能量較小，被抽流體的流動面積大，以上都為雙壅塞模式.

當調節(jié)錐位置到16 mm時，射流核現(xiàn)象消失，泵的正常工作狀態(tài)被打破，引射系數(shù)急劇下降，此時泵的工作狀態(tài)變?yōu)閱污杖Ｊ?調節(jié)錐位置到18 mm時，主流體能量太小，噴射泵出現(xiàn)回流，引射系數(shù)變?yōu)樨摂?shù)，此時工作狀態(tài)變?yōu)榉盗髂Ｊ?

2.3 不同調節(jié)錐位置下的軸線壓力分析

圖6和圖7是調節(jié)錐位置分別在0和8 mm以及8和15 mm下噴射泵的軸線壓力圖.從圖6中可以看出隨著調節(jié)錐位置的深入，在噴射泵擴散段的激波發(fā)生位置前移，激波的強度發(fā)生了減弱，而當調節(jié)錐位置從8 mm變?yōu)?5 mm時，擴散段激波現(xiàn)象完全消失，只有收縮段和喉部有激波，軸線壓力在出口附近穩(wěn)定不變，工作流體有充分的距離克服背壓排出噴射泵，泵工作達到穩(wěn)定狀態(tài).

2.4 不同調節(jié)錐位置下的近壁面流場跡線圖

圖8是噴射泵混合室內壁面流場跡線圖，可以看出在調節(jié)錐位置為0的時候，邊界層脫離現(xiàn)象比較明顯，在壁面區(qū)域產(chǎn)生了明顯的漩渦流動，引射蒸汽的動能大部分轉化為漩渦的旋轉動能，引射蒸汽的有效流通面積減少，此時引射系數(shù)偏低.隨著調節(jié)錐位置的深入，當調節(jié)錐位置在12 mm時，漩渦區(qū)域面積逐漸減少，引射系數(shù)逐漸增大.當調節(jié)錐位置達到15 mm時，由于主流體噴射出的能量減少，引射蒸汽沒有被堵塞在泵的喉部，導致引射蒸汽可以和工作蒸汽一起通過喉部，達到最佳工作狀態(tài).當調節(jié)錐位置在16 mm時，噴射泵內出現(xiàn)了很強烈的邊界層脫離現(xiàn)象.漩渦區(qū)域面積大幅度增加，引射系數(shù)急劇減小.當調節(jié)錐位置在18 mm時，泵內正常工作狀態(tài)被打破，出現(xiàn)了返流.

3 結 論

1) 調節(jié)錐可以顯著改變泵內的流場結構和工作狀態(tài)，隨著調節(jié)錐位置的深入，主流體的流量減少，被抽氣體的流量在正常工作范圍內保持不變，使引射系數(shù)增大.

2) 調節(jié)錐可以改變激波出現(xiàn)的位置和強度，隨著可調節(jié)錐位置的正向移動，噴射泵激波位置會負向移動，強度會減弱，甚至會影響到泵的正常工作.

3) 調節(jié)錐位置與邊界層脫離現(xiàn)象密切相關，恰當?shù)恼{節(jié)錐位置可以減弱邊界層脫離現(xiàn)象.

4) 相同工況下，當調節(jié)錐位置在15 mm附近可使噴射泵的工作效率達到最大，同時也可以有效節(jié)省流量.