向錫炎，王賽輝，2，楊紫成，周浩宇

（1.國家燒結(jié)球團(tuán)裝備系統(tǒng)工程技術(shù)研究中心熱工研究所，湖南 長沙410125；2.中冶長天國際工程有限責(zé)任公司工業(yè)爐研究所，湖南 長沙410007；3.包鋼稀土鋼板有限責(zé)任公司 煉鐵部，內(nèi)蒙古 包頭014010）

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石灰窯噴射器的數(shù)值模擬

向錫炎1，王賽輝1，2，楊紫成3，周浩宇1

（1.國家燒結(jié)球團(tuán)裝備系統(tǒng)工程技術(shù)研究中心熱工研究所，湖南 長沙410125；2.中冶長天國際工程有限責(zé)任公司工業(yè)爐研究所，湖南 長沙410007；3.包鋼稀土鋼板有限責(zé)任公司 煉鐵部，內(nèi)蒙古 包頭014010）

利用計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent，根據(jù)不可壓縮流體流動基本原理和流熱固耦合有限體積方法，對石灰窯燃燒系統(tǒng)噴射器的工作特性進(jìn)行了研究，得到了在不同結(jié)構(gòu)和邊界條件下噴射器的流場特性及工作特性，為優(yōu)化設(shè)計(jì)噴射器結(jié)構(gòu)及操作工況提供了理論參考。

噴射器；噴射系數(shù)；數(shù)值模擬；石灰窯

噴射器是利用從噴嘴噴出的高速介質(zhì)，吸引并帶動另一種介質(zhì)運(yùn)動的裝置［1］。在這種裝置里，不同壓力的兩股流體相互混合，并發(fā)生能量交換，形成一股居中壓力的混合流體［2］。提高流體的壓力而不直接消耗機(jī)械能是噴射器的根本特點(diǎn)，由于噴射器結(jié)構(gòu)簡單，維修費(fèi)用少，對被抽介質(zhì)無嚴(yán)格要求，加之抽氣量大，工作壓力范圍寬，因此在國內(nèi)外石油化工、冶金和制冷等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用［3-6］。

1　噴射器結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

噴射器一般由噴嘴、吸入室、混合管、喉管和擴(kuò)散管五部分構(gòu)成，其結(jié)構(gòu)原理見圖1。在噴射器內(nèi)，高壓流體（也稱工作流體）通過噴嘴將其壓力能轉(zhuǎn)變?yōu)閯恿δ?，在噴嘴的出口形成低壓區(qū)卷吸低壓流體（也稱引射流體），進(jìn)入混合管后形成單一均勻的混合流體，此混合流體經(jīng)擴(kuò)散管的降速增壓之后被排出噴射器外。

圖1　噴射器結(jié)構(gòu)原理圖

盡管噴射器結(jié)構(gòu)簡單，在實(shí)際生產(chǎn)中應(yīng)用廣泛，但是由于噴射器內(nèi)部流場非常復(fù)雜，以及噴射器內(nèi)部氣流的碰撞、粘性干擾、超音速流動、分離渦、激波等物理現(xiàn)象的綜合作用［7-9］，使得研究及提高其噴射效率的難度很大，目前仍主要依賴實(shí)驗(yàn)及一些半經(jīng)驗(yàn)公式對其進(jìn)行設(shè)計(jì)及分析［10］。近年，隨著計(jì)算流體力學(xué)（CFD，Computational Fluid Dynamics）和電子計(jì)算機(jī)的發(fā)展，使得用數(shù)值方法研究噴射器內(nèi)部流場和變工況特性成為了可能。

在石灰生產(chǎn)工藝中，生石灰（主要成分CaCO3）在石灰窯內(nèi)經(jīng)過1 000～1 100℃高溫煅燒后生成熟石灰（主要成分CaO），此反應(yīng)為吸熱反應(yīng)，煅燒過程需要燃燒系統(tǒng)提供大量的熱量。而噴射器是燃燒系統(tǒng)中一個非常重要的裝置。采用噴射器，可以利用高壓空氣（460℃，45 kPa）將廠內(nèi)富余的高溫空氣（800℃，-900 Pa）抽吸至燃燒室參與燃燒，同時提高了高溫空氣進(jìn)入燃燒室的壓力，克服了普通輸送裝置所面臨的高溫和高壓的問題，達(dá)到節(jié)能減排，提高能量利用率的目的。

本文利用Fluent軟件，以某鋼鐵廠石灰窯燃燒系統(tǒng)現(xiàn)有噴射器為研究對象，并在原有結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上進(jìn)行了改造，形成了兩種新型結(jié)構(gòu)，對改造前后噴射器的工作特性進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，分析在一定的進(jìn)口和出口壓力條件下，改變噴射器結(jié)構(gòu)參數(shù)對噴射器工作性能的影響，為優(yōu)化噴射器結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作工況提供理論參考。

2　模型

2.1物理模型

物理模型計(jì)算域取工作流體和引射流體流經(jīng)的內(nèi)部空間區(qū)域，上下游截取長度以不影響噴射器內(nèi)部流場為宜，見圖2。

圖2　噴射器物理模型計(jì)算域

噴射器屬于三維穩(wěn)態(tài)流動過程，在保證求解精度和反映主要規(guī)律的前提下，對該物理模型進(jìn)行了以下簡化：

（1）工作流體和引射流體具有相同的相對分子質(zhì)量和比熱容，且為穩(wěn)定流動；

（2）噴嘴出口截面上工作流體和引射流體互不混合；

（3）工作流體和引射流體以及混合流體在任意截面上具有均勻的物性分布；

（4）噴嘴和擴(kuò)散管內(nèi)是等熵過程，不考慮熱量損失；

（5）忽略流體浮力的影響。

采用Gambit對計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，其中，規(guī)則區(qū)域采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，不規(guī)則區(qū)域采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，不同類型單元網(wǎng)格連接處采用分塊網(wǎng)格技術(shù)進(jìn)行連接。整個計(jì)算域共劃分網(wǎng)格數(shù)量833 944個。在壓力梯度較大的地方采用自適用網(wǎng)格加密技術(shù)。

2.2控制方程

采用不可壓縮流動假設(shè)，根據(jù)流體力學(xué)基本方程式，得到三維定常粘性流體運(yùn)動的控制方程組［11］。

（1）質(zhì)量守恒方程

式中：ρ為流體密度；t為時間；j代表坐標(biāo)維數(shù)；u為速度矢量；x為坐標(biāo)。

（2）動量守恒方程

式中：pij為表面力矢量；gi為作用于單位體積流體的i方向的體積力；fi為作用于單位體積流體的反方向的阻力。

（3）能量守恒方程

式中：H為包括動能的總熱焓；Qrad和QR分別為輻射與化學(xué)反應(yīng)熱源項(xiàng)；Γh為熱交換系數(shù)。

2.3邊界條件

（1）工作流體：選擇壓力入口（Pressure inlet）邊界條件，入口溫度460℃，入口壓力45 kPa，噴嘴出口直徑Ф60 mm。

（2）引射流體：選擇壓力入口（Pressure inlet）邊界條件，入口溫度800℃，入口壓力-900 Pa，引射流體入口直徑Ф700 mm。

（3）出口：選擇壓力出口（Pressure outlet）邊界條件，出口直徑Ф700 mm。

（4）壁面：壁面采用無滑移壁面（Wall）邊界條件。

工作流體和引射流體全為空氣。

2.4求解策略

模擬過程中選用RNG k-ε雙方程模型計(jì)算流體粘性；采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)（Standard Wall Functions）進(jìn)行壁面處理；采用二階迎風(fēng)格式算法離散對流項(xiàng)；速度-壓力耦合采用SIMPLE算法；壓力插補(bǔ)格式采用STANDARD格式。

3　數(shù)值模擬結(jié)果與分析

3.1改造前噴射器模擬結(jié)果與分析

該廠石灰窯噴射器負(fù)責(zé)為燃燒系統(tǒng)提供助燃空氣，爐內(nèi)為微負(fù)壓，噴射器的原始結(jié)構(gòu)參數(shù)為該廠石灰窯設(shè)計(jì)單位提供的數(shù)據(jù)。因此本文先對噴射器的原始結(jié)構(gòu)在出口壓力為0 Pa時的工作性能進(jìn)行模擬。

圖3和圖4分別為改造前噴射器在出口壓力為0 Pa時，y=0縱截面的速度分布云圖和壓力分布云圖。為便于觀察，壓力分布云圖中噴嘴內(nèi)部壓力在0 Pa以上的區(qū)域沒有顯示。

圖3　改造前噴射器出口壓力0 Pa，y=0截面速度分布云圖

圖4　改造前噴射器出口壓力0 Pa，y=0截面壓力分布云圖

從圖3和圖4中可以看出，工作流體離開噴嘴后，產(chǎn)生一個高速的射流，由于高速射流的卷吸作用，在混合管和喉管部位形成一個大約為-1 200 Pa的低壓區(qū)，對引射流體形成負(fù)壓抽力。與此同時，工作流體和引射流體相互進(jìn)行卷吸和混合，速度越來越低，壓力越來越高，最后在擴(kuò)散管完成降速擴(kuò)壓過程。

圖5為改造前噴射器在出口壓力為0 Pa時，軸線上的馬赫數(shù)分布圖。

圖5　改造前噴射器出口壓力0 Pa，Z軸馬赫數(shù)分布圖

從圖中可以看出，工作流體在噴嘴中由于噴嘴截面的收縮，氣流速度急劇增加，一直達(dá)到最大速度0.75馬赫。工作流體離開噴嘴后，與引射流體不斷卷吸和混合，混合后氣流速度急劇下降，直至后半部分氣流速度趨于平緩。對比圖4還可以發(fā)現(xiàn)，在氣流速度急劇下降的位置，氣流的靜壓力急劇上升，發(fā)生此現(xiàn)象的位置大約在距離噴嘴出口1.5 m處。由此可知，工作流體在離開噴嘴約1.5 m后，即完成了與引射流體的抽吸和混合過程，此后的主要過程為降速擴(kuò)壓過程。

另外，從圖5中還可以看出，噴射器內(nèi)的氣流較為流暢，沒有產(chǎn)生超音速流動（最大馬赫數(shù)0.75＜1），也沒有出現(xiàn)激波和振蕩等現(xiàn)象，說明噴射器結(jié)構(gòu)較為合理。

3.2模擬結(jié)果驗(yàn)證

噴射器的噴射效果以噴射系數(shù)來衡量，其含義為在一定操作條件下，單位工作流體通過噴射器時能抽吸的引射流體（被抽氣體）量，在數(shù)值上等于引射流體的質(zhì)量流量與工作流體質(zhì)量流量之比。

根據(jù)現(xiàn)場取得的數(shù)據(jù)，在某實(shí)際工況下噴射器工作流體與引射流體的流量分別為1 143 m3/h、3 198 m3/h，折算為噴射系數(shù)為2.8。通過數(shù)值模擬，對出口壓力為0 Pa時的噴射器工作性能進(jìn)行模擬后，得到的噴射系數(shù)為3.09，相對誤差為10.4%，誤差在可以接受的范圍。

圖6為網(wǎng)格數(shù)量對計(jì)算結(jié)果的影響。從圖中可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為416 972時，計(jì)算得出的噴射比和相對誤差分別為3.26和12.5%，而當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量從833 944成倍增加至3 335 776時，噴射比和相對誤差分別從3.09和10.4%變化為3.05和8.9%。由此可見，成倍增加網(wǎng)格數(shù)量對計(jì)算精度并沒有帶來顯著的提高，反而使得計(jì)算量成倍增加。因此，在工程誤差可以接受的范圍內(nèi)，可以認(rèn)為本文選取的網(wǎng)格數(shù)833 944是合適的。

圖6　網(wǎng)格數(shù)量對計(jì)算結(jié)果的影響圖

因此可以認(rèn)為，本文所建立的模型及計(jì)算結(jié)果是可靠的，可以采用該模型對噴射器進(jìn)一步研究。

3.3改造后噴射器模擬結(jié)果與分析

圖7為噴射器結(jié)構(gòu)示意圖。

圖7　噴射器結(jié)構(gòu)示意圖

在噴射器的使用過程中發(fā)現(xiàn)，原始結(jié)構(gòu)的噴射器在出口壓力較低的工況下，其噴射系數(shù)不如其他結(jié)構(gòu)的噴射器高，因此有必要在原有結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，依據(jù)噴射器工作原理和設(shè)計(jì)計(jì)算方法對噴射器進(jìn)行改造，尋找在較低出口壓力的工況下噴射器的最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)。

改造前和改造后的結(jié)構(gòu)參數(shù)對比見表1。改造前后噴嘴出口與喉口（即圖7中L1與L2共用尺寸線）之間的相對距離保持不變。

因工廠工作流體和引射流體的供氣壓力較為穩(wěn)定，改變此參數(shù)進(jìn)行研究沒有太大實(shí)際意義，因此本文僅改變噴射器的出口壓力參數(shù)，以已經(jīng)建立好的物理數(shù)學(xué)模型為基礎(chǔ)，研究在不同出口壓力的情況下，三種結(jié)構(gòu)的噴射器工作性能。

圖8為不同出口壓力下噴射器結(jié)構(gòu)對噴射系數(shù)的影響。

從圖中可以看出，三種結(jié)構(gòu)噴射器的噴射系數(shù)均隨著出口壓力的增加而下降，出口壓力對噴射器的噴射效果影響很大。其中結(jié)構(gòu)II和結(jié)構(gòu)III當(dāng)出口壓力高于-50 Pa時，噴射系數(shù)為負(fù)，噴射器出口出現(xiàn)回流，即不能正常工作。這表明，噴射器只能在一定的背壓范圍內(nèi)工作，一旦超出這個范圍，就可能導(dǎo)致設(shè)備工作條件惡化而無法工作。結(jié)構(gòu)I噴射系數(shù)曲線較為平緩，說明結(jié)構(gòu)I在較寬的出口壓力范圍下，均能保持較高的噴射系數(shù)。當(dāng)出口壓力上升時，其噴射系數(shù)不會出現(xiàn)急劇下降，其工作穩(wěn)定性較好。

表1　噴射器改造前后結(jié)構(gòu)參數(shù)對比表

圖8　不同出口壓力下噴射器結(jié)構(gòu)對噴射系數(shù)的影響圖

此外，當(dāng)出口壓力低于-340 Pa時，結(jié)構(gòu)II的噴射系數(shù)要高于結(jié)構(gòu)I；當(dāng)出口壓力低于-420 Pa時，結(jié)構(gòu)III的噴射系數(shù)也要高于結(jié)構(gòu)I，這說明結(jié)構(gòu)II和結(jié)構(gòu)III適合出口壓力較低的工況。

圖8和圖9分別為三種不同結(jié)構(gòu)噴射器在出口壓力為-100 Pa和-400 Pa時，軸線上的馬赫數(shù)分布。

從圖9和圖10可以看出，三種結(jié)構(gòu)噴射器軸線上的馬赫數(shù)分布均符合基本規(guī)律，即工作氣流在噴嘴中得到加速，壓力能轉(zhuǎn)化為動能，離開噴嘴后，工作氣流與引射氣流產(chǎn)生卷吸和混合，混合氣流最后在擴(kuò)壓管降速擴(kuò)壓，完成動能向壓力能的轉(zhuǎn)化。

結(jié)構(gòu)II高速射流的射程最長，結(jié)構(gòu)III次之，結(jié)構(gòu)I最短，表明結(jié)構(gòu)II最有利于工作氣流從噴嘴噴出后向噴射器尾部空間發(fā)展。但結(jié)合圖7可知，當(dāng)出口壓力為-100 Pa時，結(jié)構(gòu)II的噴射系數(shù)比結(jié)構(gòu)I要低，這表明高速射流射程越長，并不代表該結(jié)構(gòu)的噴射能力更強(qiáng)，因?yàn)楦咚偕淞鞯哪康脑谟谠趪娮斐隹诟浇纬梢粋€負(fù)壓區(qū)，對引射流體產(chǎn)生抽吸作用，而非單純?yōu)榱双@得一個高速射流。

圖9　不同結(jié)構(gòu)噴射器在出口壓力為-100 Pa時軸線的馬赫數(shù)分布

圖10　不同結(jié)構(gòu)噴射器在出口壓力為-400 Pa時軸線的馬赫數(shù)分布

在相同的進(jìn)出口壓力條件下，噴射器出口速度越大，其噴射系數(shù)越大。在圖8中，結(jié)構(gòu)I出口速度最大，結(jié)構(gòu)II次之，結(jié)構(gòu)III最小，結(jié)合圖7可知，當(dāng)出口壓力為-100 Pa時，結(jié)構(gòu)I噴射系數(shù)最大，結(jié)構(gòu)II次之，結(jié)構(gòu)III最小，符合上述規(guī)律。同理可知，在圖9中，結(jié)構(gòu)II出口速度最大，則其噴射系數(shù)也相應(yīng)最大，結(jié)構(gòu)I次之，結(jié)構(gòu)III最小。

4　結(jié)論

本文以計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent為平臺，對石灰窯燃燒系統(tǒng)噴射器的工作特性進(jìn)行了模擬研究，得到了在不同結(jié)構(gòu)和出口條件下噴射器的流場特性及工作特性，結(jié)果表明：

（1）出口壓力對噴射器的噴射效果影響很大，且噴射器只能在一定的背壓范圍內(nèi)工作，一旦超出這個范圍，就可能導(dǎo)致設(shè)備工作條件惡化而無法工作。

（2）結(jié)構(gòu)I噴射系數(shù)曲線較為平緩，說明結(jié)構(gòu)I在較大的出口壓力范圍下，均能保持較高的噴射系數(shù)。當(dāng)出口壓力上升時，其噴射系數(shù)不會出現(xiàn)急劇下降，其工作穩(wěn)定性較好。

（3）當(dāng)出口壓力低于-340 Pa時，結(jié)構(gòu)II的噴射系數(shù)要高于結(jié)構(gòu)I；當(dāng)出口壓力低于-420 Pa時，結(jié)構(gòu)III的噴射系數(shù)也要高于結(jié)構(gòu)I，這說明結(jié)構(gòu)II和結(jié)構(gòu)III適合出口壓力較低的工況。

（4）相同進(jìn)出口壓力條件下，高速射流的射程越長，并不代表該結(jié)構(gòu)的噴射能力越強(qiáng)。

（5）相同進(jìn)出口壓力條件下，噴射器出口速度越大，其噴射系數(shù)越大，噴射能力越強(qiáng)。

［1］《鋼鐵廠工業(yè)爐設(shè)計(jì)參考資料》編寫組.鋼鐵廠工業(yè)爐設(shè)計(jì)參考資料［M］.北京：冶金工業(yè)出版社，1979.

［2］索科洛夫，著.黃秋云，譯.噴射器［M］.北京：科學(xué)出版社，1977.

［3］祝金丹，張少維，桑芝富.采用新型噴嘴結(jié)構(gòu)的蒸汽噴射器性能［J］.石油化工設(shè)備，2006，35（1）：15-18.

［4］NAHDI E，CHAMPOUSSIN J C，HOSTACHE G，et al.Optimum geometric parameters of a cooling ejector-compressor［J］.International Journal of Refrigeration，1993，16（1）：67-72.

［5］CHANG Y J，CHEN Y M.Enhancement of a steam-jet refrigerator using a novel application of the petal nozzle［J］.Experimental Thermal and Fluid Science，2000，22（3）：203-211.

［6］MATSUO K，SASAGUCHI K.Investigation of supersonic air ejectors，part 1：performance in the case of zero-secondary flow［J］. Bulletin of JSME，1981，24（198）：2090-2097.

［7］陳修娟，肖立川，許景偉.結(jié)構(gòu)參數(shù)對噴射器內(nèi)二維流場的影響［J］.熱力發(fā)電，2009，38（3）：40-43.

［8］NEVERS.Computational fluid dynamics analysis of diffuser performance in gas powered jet pumps［J］.Int J Heat Fluid Flow，1993，14 （4）：156-164

［9］FABRIJ，PAULONJ.Theory and experiments on supersonic air to air［R］.NACA TM-1410，1958.

［10］張喜來，靳世平，黃素逸.煤氣引射器的實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬研究［J］.煤氣與熱力，2013，33（10）：34-37.

［11］楊世銘，陶文銓.傳熱學(xué)［M］.北京：高等教育出版社，1998.

Numerical Simulation of Limekiln Ejector

XIANG Xiyan1，WANG Saihui1，2，YANG Zicheng3，ZHOU Haoyu1
（1.Thermal Research Institute，National Engineering Research Center of Sintering and Pelletizing Equipment System，Changsha 410125，China；2.Industrial Furnaces Institute，ZhongyeChangtian International Engineering Co.，Ltd，Changsha 410007，China；3.Baotou Steel Plate Co.，Ltd，Ironmaking Departement，Baotou 014010，China）

The performance characteristics of limekiln ejector in combustion system are researched by the computational fluid dynamic software Fluent，according to basic theory of incompressible liquid flow and liquid-thermal coupling finite volume method.The flow field character and the performance character in different structural parameters and boundary conditions are obtained，which can provide theoretic reference for getting the optimization design of the ejector structure and the operation condition.

ejector；ejection coefficient；numerical simulation；limekiln

TQ177.2

A

1001-6988（2016）02-0014-05

2015-09-29；

2016-02-03

向錫炎（1983—），男，工程師，從事工業(yè)爐窯熱工設(shè)備研究、設(shè)計(jì)及仿真工作.