寧波方太廚具有限公司 劉曉剛

經(jīng)典引射器與雙射流引射器的數(shù)值模擬對比研究

寧波方太廚具有限公司 劉曉剛

通過數(shù)值模擬方法，對經(jīng)典單噴嘴圓形引射器和雙噴嘴異型引射器的大氣式燃燒器進行了研究與對比，研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)雙噴嘴異型引射器的一次空氣引射能力明顯高于單噴嘴圓形引射器，這不僅有利于提高大氣式燃燒器的燃燒熱效率，使其燃燒更加充分，同時也降低了煙氣量的排放。

單噴嘴圓形引射器 雙噴嘴異型引射器 引射系數(shù) 數(shù)值模擬

0 概述

低壓引射式大氣燃燒器是應用最廣泛的燃燒器，由于其燃燒所需空氣是靠燃氣的高速射流吸入，不需要動力設備，且燃燒器引射空氣的能力在一定范圍內(nèi)僅與燃燒器的結(jié)構(gòu)及噴嘴有關，而與燃燒器的工作狀態(tài)無關，即空氣引射系數(shù)不隨負荷的變化而變化。引射器是大氣式燃燒器引射一次空氣的關鍵部件，它是利用射流的紊動擴散作用使不同壓力的兩股流體相互混合，并引發(fā)能量交換的流體機械和混合的反應設備，該部件的引射能力直接影響燃燒器的燃燒效率、煙氣中污染物排放量等問題，因此成為大氣式燃燒器研究的主要部件之一。

方媛媛等從實驗和數(shù)值模擬兩個角度對某引射器進行了研究與對比，結(jié)果表明通過實驗和數(shù)值模擬方法得到的一次空氣引射系數(shù)具有較好的一致性。張喜來等應用計算流體動力學Computational Fluid Dynamic(CFD)，模擬了煤氣引射器的內(nèi)部流場及引射系數(shù)情況，同時也通過實驗方法對其進行了測試，結(jié)果表明實驗與CFD模擬計算結(jié)果吻合得很好。為提高引射器的引射能力，游超林等提出多射流交叉撞擊引射概念，其引射器的主要特征是1根引射管對應2個或者3個軸線相交的噴嘴，即1根圓形引射管內(nèi)含有幾股交叉撞擊的燃氣氣流，研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)多噴嘴引射器對提升其引射能力的效果明顯。

本文采用CFD模擬計算方法，對經(jīng)典單噴嘴圓形引射器和雙噴嘴異型引射器進行對比研究，分析兩種引射器內(nèi)的氣流情況，為高效大氣式燃燒器的設計提供一定的指導意義。

1 經(jīng)典燃燒器引射系統(tǒng)設計與數(shù)值模擬

參閱《燃氣燃燒與應用》中經(jīng)典大氣式燃燒器設計介紹，設計一個家用燃燒器模型，設計要求：頭部直徑112 mm，主副雙通道，設計負荷4.1 kW，效率大于60%，煙氣小于450×10-6，天然氣和液化氣通用，執(zhí)行標準參照《家用燃氣灶具》(GB 16410—2007)和《家用燃氣燃燒器具結(jié)構(gòu)通則》(CJ 131—2001)。

1.1 引射系統(tǒng)模型建立

常用的家用燃燒器氣源通常為天然氣和液化石油氣，依據(jù)經(jīng)驗，能夠滿足20Y液化石油氣引射要求的引射器基本都可以滿足天然氣的引射要求，因此以20Y液化石油氣為標準進行引射器結(jié)構(gòu)設計。標準20Y液化石油氣的成分為C3H8和C4H10，其體積比為3∶1，氣體中無H2、CO、H2S、O2。

引射器的引射能力一般采用一次空氣系數(shù)和質(zhì)量引射系數(shù)來描述。通過對空氣與燃氣的混合氣體中各氣體組分的比例來確定一次空氣系數(shù)，并計算出質(zhì)量引射系數(shù)，一次空氣引射系數(shù)和質(zhì)量引射系數(shù)越大，引射能力越強。

一次空氣引射系數(shù)為實際氧氣量與理論氧氣需求量之比，根據(jù)燃燒的反應公式：

即1體積C3H8的完全燃燒需要5體積的O2，1體積C4H10的完全燃燒需要6.5體積的O2，則一次空氣系數(shù)可表達為：

式中：x——擴壓管出口處氧氣的體積分數(shù)，%；

n——擴壓管出口處丙烷的體積分數(shù)，%；

m——擴壓管出口處丁烷的體積分數(shù)，%。

質(zhì)量引射系數(shù)可以表達為：

式中：u——質(zhì)量引射系數(shù)；

ma——被引射的氣體質(zhì)量，kg；

mg——引射氣體質(zhì)量，kg。

當燃氣組成已知，通過理論計算可得到20Y液化石油氣理論所需空氣量。可按下式計算燃氣燃燒所需的理論空氣量：

式中：V0——所需理論空氣量，m3/m3；

H2、CO、CmHn、H2S——燃氣中各可燃組分的體積量，m3/m3；

O2——燃氣中氧氣的體積量，m3/m3。

則20Y液化石油氣所需的理論空氣量：

根據(jù)20Y液化石油氣的設計原則，選擇2型引射器設計，這種引射器可以節(jié)約空間和成本，市場上也最為常見。為提高燃燒器效率，內(nèi)環(huán)負荷占25%，外環(huán)負荷占75%。參照《燃氣燃燒與應用》中引射器的設計，通過選型設計與計算得到主通道喉部直徑為14.5 mm，副通道喉部直徑為7.5 mm，主通道噴嘴直徑為0.96 mm，副通道噴嘴直徑為0.55 mm，建立的2型主引射器結(jié)構(gòu)如圖1、圖2所示。副引射管對應的負荷小，一般都能滿足引射要求，因此以主引射管為例進行分析討論。

圖1 主引射管及噴嘴結(jié)構(gòu)

圖2 主引射管及噴嘴結(jié)構(gòu)模型

1.2 網(wǎng)格劃分及邊界條件設置

1.2.1 網(wǎng)格劃分

該研究中利用ICEM CFD軟件對引射器模型進行網(wǎng)格劃分，由于模型為非規(guī)則結(jié)構(gòu)，噴嘴為主要研究區(qū)域，且該區(qū)域尺寸較小，所需的網(wǎng)格尺寸較小，模型整體結(jié)構(gòu)采用四面體網(wǎng)格，對噴嘴區(qū)域進行了加密處理，如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格劃分示意

1.2.2 邊界條件設置

該模擬以噴嘴和噴嘴側(cè)邊一次空氣引射孔外圍為入口邊界，擴壓管末端為出口邊界。

(1)噴嘴入口邊界條件：根據(jù)國標規(guī)定，液化石油氣為氣源的燃燒器灶前壓力為2 800 Pa，因此以2 800 Pa作為噴嘴的壓力入口邊界條件。

(2)空氣入口邊界條件：一次空氣由噴嘴燃氣引射進入引射管與燃氣混合，空氣溫度27℃，以速度為入口邊界條件，入口速度為0.05 m/s。

(3)出口邊界條件：燃氣與空氣在引射管內(nèi)混合，以一定速度進入燃燒器，以擴壓管末端為壓力出口邊界，出口壓力為0 Pa。

(4)流道壁邊界條件：流道壁均設為墻體(wall)，為絕熱邊界。

2.3 求解器設置

該模擬采用穩(wěn)態(tài)計算的方法，湍流模型采用了標準k-ε模型，壓力項與速度項的耦合采用SIMPLE算法，壓力差分格式采用PRESTO！，控制方程離散格式為二階迎風差分格式，壓力松弛因子為0.3，動量松弛因子為0.7，湍流動能松弛因子為0.8，其他松弛因子均設置為1。

2.4 模擬結(jié)果分析

結(jié)合圖4和圖5可以看出，燃氣以一定速度由噴嘴噴出，進入吸入管段，并利用其自身高速動能從周圍環(huán)境吸入一定量空氣，速度迅速降低，喉部處速度存在一定波動，經(jīng)過喉部后，在擴壓管內(nèi)燃氣與一次空氣進行能量和動量的交換，燃氣速度逐漸減弱，充分混合后以一定的穩(wěn)定速度流出擴壓管。

結(jié)合圖6和圖7可以看出，燃氣以較大壓力從噴嘴噴出，壓力迅速降低至接近擴壓管出口壓力，經(jīng)過喉部壓力降至最低并隨著擴壓管逐漸增加至出口0 Pa壓力。

圖4 主引射管水平截面速度分布

圖5 引射管中心軸速度分布

圖6 主引射管水平截面壓力分布

圖7 引射管中心軸壓力分布

圖8 為氧氣質(zhì)量分數(shù)分布示意圖，高速燃氣引射周圍環(huán)境中的一次空氣，引射管內(nèi)氧氣質(zhì)量分數(shù)迅速增加，接近20%，且體積分數(shù)趨于穩(wěn)定。

圖8 主引射管水平截面氧氣質(zhì)量分數(shù)分布

為計算該引射器的一次空氣引射系數(shù)和質(zhì)量引射系數(shù)，需知道混合后的燃氣和空氣混合氣的各氣體組分比例，模擬計算得到的各氣體組分比例如表1所示。

表1 各氣體組分比例

由式1計算得到α=0.73，即經(jīng)典單噴嘴圓形引射器的一次空氣引射系數(shù)為0.73；由式2計算得到質(zhì)量引射系數(shù)u=11.3。

2 雙噴嘴異型引射管設計與數(shù)值模擬

2.1 模型建立

考慮可加工性和經(jīng)濟性，采用平行雙噴嘴的異形引射器結(jié)構(gòu)，在相同的火孔強度、引射管長度、喉口面積、火孔深度條件下，燃燒器總負荷不變，按照圓形引射管的結(jié)構(gòu)來構(gòu)建模型，所得模型的雙噴嘴直徑為0.68 mm，引射管對應直徑為11.5 mm，間距為8 mm，吼口直徑15 mm、出口直徑21 mm；引射管的喉口為8字型，面積基本不變，出口直徑為21 mm，總長度縮短為87.5 mm。雙噴嘴異形引射器結(jié)構(gòu)模型如圖9、圖10所示。

圖9 異型引射器結(jié)構(gòu)

圖10 異型引射器結(jié)構(gòu)模型

2.2 CFD數(shù)值模擬

雙噴嘴異形引射器模型的網(wǎng)格劃分、邊界條件和求解器設置均與單噴嘴圓形引射器相同。

由圖11和圖12可以看出，兩股燃氣氣流高速噴出，速度迅速降低，中心線距離約0.04 m處，兩股氣流相交，此時，中心線速度達到最大值，并逐漸減小。相比單噴嘴圓管引射器，異形引射器內(nèi)部氣流速度變化更均勻，氣流波動更微弱。

圖11 異形引射管水平截面速度分布

圖12 異形引射管中心軸速度分布

由圖13和14可看出，異形引射器壓力變化在10 Pa范圍內(nèi)，壓力波動很小，喉部壓力稍有降低，后均勻增至出口壓力。

圖13 異形引射管水平截面壓力分布

圖14 異形引射管中心軸壓力分布

由圖15可以看出異形引射器內(nèi)燃氣和空氣混合更加充分、均勻，有利于燃氣充分燃燒。

圖15 異型引射管氧氣質(zhì)量分數(shù)分布

模擬計算得到混合后的燃氣和空氣的各氣體組分比例如表2所示。

表2 統(tǒng)計器主引射管出口的摩爾濃度

由式3和式4結(jié)合表2數(shù)據(jù)計算得到異形引射器的一次空氣系數(shù)高達0.93，質(zhì)量引射15.4。相比于單噴嘴圓形引射器，雙噴嘴異形引射器一次空氣系數(shù)高了0.2，質(zhì)量引射系數(shù)提高了36%，增加明顯，因此雙噴嘴引射器具有很強的引射能力，極大地提高了一次空氣量，有利于燃氣的充分燃燒，減少其過剩空氣的依賴。

3 結(jié)語

本文通過對經(jīng)典單噴嘴圓形引射器與雙噴嘴異形引射器進行設計與數(shù)值模擬，對比了兩種引射器的內(nèi)部氣流狀況、一次空氣引射系數(shù)及質(zhì)量引射系數(shù)等，得到以下結(jié)論：

(1)相比于單噴嘴圓形引射器，雙噴嘴異形引射器內(nèi)部氣流變化更加穩(wěn)定，速度變化更均勻，且其內(nèi)部壓力變化很小，在10 Pa范圍以內(nèi)，壓力波動小，同時異形引射器內(nèi)燃氣與空氣的混合更加充分、均勻，有利于燃氣的充分燃燒。

(2)相比于單噴嘴圓形引射器的一次空氣引射系數(shù)和質(zhì)量引射系數(shù)，雙噴嘴異形引射器發(fā)現(xiàn)的一次空氣系數(shù)為0.93，比前者大0.2，引射能力極強，且其質(zhì)量引射系數(shù)比單噴嘴約高了36%，增加效果明顯，因此雙噴嘴引射器具有很強的引射能力，極大地提高了一次空氣量，有利于燃氣的充分燃燒，減少其過?？諝獾囊蕾嚕档土藷煔馕廴疚锏呐欧?，是一種值得研究與推廣的引射器設計形式。

Numerical Simulation Comparative Study of Classical Ejector and Dual-jet Ejector

Ningbo Fotile Kitchenware Co., Ltd. Liu Xiaogang

By using numerical simulation methods, atmospheric burners of the classic single-nozzle round ejector and the double-nozzle shaped ejector have been studied. The results shows that the double-nozzle shaped ejector is significantly higher than the single-nozzle round ejector in terms of the injecting capacity of the primary air, which is not only helps to improve combustion efficiency of the atmospheric burners and makes burning more fully, but also reduces the amount of flue gas emissions.

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