武洪強(qiáng)，劉中良，李艷霞，付維娜，湯永智，石燦

（北京工業(yè)大學(xué)環(huán)境與能源工程學(xué)院，強(qiáng)化傳熱與過(guò)程節(jié)能教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100124）

蒸汽噴射器混合室兩相流動(dòng)的數(shù)值模擬

武洪強(qiáng)，劉中良，李艷霞，付維娜，湯永智，石燦

（北京工業(yè)大學(xué)環(huán)境與能源工程學(xué)院，強(qiáng)化傳熱與過(guò)程節(jié)能教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100124）

應(yīng)用適用于跨聲速流動(dòng)的濕蒸汽兩相流模型對(duì)蒸汽噴射器內(nèi)流體的流動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。重點(diǎn)研究了蒸汽噴射器混合室內(nèi)流體的流動(dòng)過(guò)程，并比較了采用濕蒸汽模型和理想氣體模型計(jì)算結(jié)果差異。研究結(jié)果表明，濕蒸汽模型中，蒸汽噴射器引射系數(shù)略高于理想氣體模型的，混合室內(nèi)噴嘴出口和引射蒸汽入口附近激波產(chǎn)生的局部高壓明顯小于理想氣體模型的，工作蒸汽速度、溫度的降低也要比理想氣體模型的小。

蒸汽噴射器；混合室；凝結(jié)；濕蒸汽模型；引射系數(shù)；氣液兩相流；數(shù)值模擬

引 言

蒸汽噴射器是一種廣泛應(yīng)用于石油、化工、制冷以及食品工業(yè)的重要設(shè)備。蒸汽噴射器的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，沒(méi)有運(yùn)動(dòng)部件，它通過(guò)一系列復(fù)雜的質(zhì)量、動(dòng)量和能量交換，利用高壓工作蒸汽卷吸低壓引射蒸汽，形成一股中等壓力的混合蒸汽，從而實(shí)現(xiàn)了對(duì)低壓引射蒸汽的壓縮。由于蒸汽噴射器中涉及劇烈的不可逆混合、摩擦等不可逆過(guò)程，所以其熱力學(xué)效率非常低。被定義為低壓引射蒸汽質(zhì)量流量與高壓工作蒸汽質(zhì)量流量比值的引射系數(shù)是衡量蒸汽噴射器性能的主要指標(biāo)。因此，通過(guò)準(zhǔn)確把握蒸汽噴射器內(nèi)部流動(dòng)過(guò)程，優(yōu)化結(jié)構(gòu)與設(shè)計(jì)，對(duì)提高引射系數(shù)有著重要的意義。

由于蒸汽噴射器廣泛的應(yīng)用前景和流動(dòng)過(guò)程的特殊復(fù)雜性，人們一直致力于研究探索改善其性能的技術(shù)途徑與方法。Keenan等[1]早在20世紀(jì)50年代就提出了一維噴射器設(shè)計(jì)理論 ，成為噴射器設(shè)計(jì)的基本方法。然而，該理論只能用來(lái)預(yù)測(cè)已經(jīng)設(shè)計(jì)好的噴射器的引射系數(shù)和壓縮比（混合出口壓力與引射蒸汽入口壓力之比），且沒(méi)有考慮噴射器尺寸的影響。徐海濤等[2]對(duì)蒸汽噴射器的工作過(guò)程進(jìn)行了深入的一維理論分析，建立了蒸汽噴射器引射系數(shù)計(jì)算的理想模型、動(dòng)量守恒模型以及動(dòng)能守恒模型。沈勝?gòu)?qiáng)等[3-4]應(yīng)用一維分析理論，從蒸汽焓值、?效率等方面入手，對(duì)蒸汽噴射器的性能進(jìn)行了深入分析。一維模型為噴射器的研究提供了重要的理論基礎(chǔ)，但其無(wú)法對(duì)噴射器內(nèi)部流動(dòng)過(guò)程進(jìn)行深入細(xì)致的研究。噴射器內(nèi)部流動(dòng)過(guò)程的流型以及其他諸如激波、壅塞甚至是相變等可能發(fā)生的物理現(xiàn)象對(duì)噴射器性能存在著重要的影響。許多研究者應(yīng)用實(shí)驗(yàn)或數(shù)值計(jì)算的方法對(duì)噴射器的激波、壅塞等現(xiàn)象進(jìn)行了深入而廣泛的研究。研究結(jié)果表明，流體參數(shù)對(duì)噴射器的性能有著直接而重要的影響[5-11]，同時(shí)證明了在給定的工作蒸汽與引射蒸汽壓力條件下，噴射器混合壓力存在一個(gè)臨界值[5-6]?；旌蠅毫Τ^(guò)臨界壓力后，噴射性能會(huì)急劇惡化。Riffat等[7]利用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)軟件對(duì)甲醇噴射器的性能進(jìn)行了模擬分析。Wang等[8]模擬了蒸汽噴射器內(nèi)部流動(dòng)過(guò)程，并與Sriveerakul等[9]的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比。季建剛等[10]建立了蒸汽噴射器數(shù)值計(jì)算模型，分析了流體壓力參數(shù)對(duì)引射系數(shù)的影響。馬昕霞等[11]實(shí)驗(yàn)研究了蒸汽壓力與蒸汽干度對(duì)噴射性能的影響。噴射器尺寸參數(shù)對(duì)其性能有著至關(guān)重要的影響，因此人們針對(duì)其尺寸的影響進(jìn)行了研究[1,12-17]。結(jié)果表明，噴嘴尺寸與位置、混合室長(zhǎng)度和收縮角度以及等截面喉部直徑等參數(shù)對(duì)噴射器性能有極其重要的影響[1,12-14]。一些研究者對(duì)噴射器的噴嘴、等截面喉部等尺寸對(duì)噴射性能的影響進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究并與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比[15-17]。蒸汽噴射器內(nèi)相變現(xiàn)象的發(fā)生對(duì)其流動(dòng)過(guò)程及噴射性能有著重要的影響，所以人們?cè)诳紤]相變現(xiàn)象的條件下對(duì)噴射器進(jìn)行了研究[18-21]。沈勝?gòu)?qiáng)等[18]對(duì)汽-水噴射器內(nèi)壓力分布及噴射性能進(jìn)行了兩相數(shù)值研究。張軍強(qiáng)[19]、Wang等[20]和Navid等[21]對(duì)蒸汽噴射器內(nèi)兩相凝結(jié)流動(dòng)進(jìn)行了研究，對(duì)比分析了考慮凝結(jié)相變與不考慮凝結(jié)相變的條件下，蒸汽噴射器內(nèi)壓力、溫度、速度等參數(shù)的不同分布，揭示了考慮凝結(jié)相變時(shí)，蒸汽噴射器內(nèi)流體流動(dòng)的特點(diǎn)。但是并未對(duì)考慮凝結(jié)相變與不考慮凝結(jié)相變的條件下，引射系數(shù)變化的原因進(jìn)行分析。

雖然近幾十年內(nèi)大量的數(shù)值模擬研究對(duì)蒸汽噴射器進(jìn)行了深入詳實(shí)的分析，但是大多數(shù)研究都是假定流體為理想氣體且忽略凝結(jié)相變的影響[5-8,12-14,22-30]，只有很少一部分模擬研究考慮了凝結(jié)相變[19-22]，但仍然缺少關(guān)于凝結(jié)相變對(duì)引射系數(shù)影響的研究。本文引入包含有自發(fā)凝結(jié)相變的濕蒸汽模型，對(duì)蒸汽噴射器的兩相凝結(jié)流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬。通過(guò)對(duì)比理想氣體與濕蒸汽模型的數(shù)值計(jì)算結(jié)果，詳細(xì)分析蒸汽噴射器混合室的流體流動(dòng)過(guò)程，闡明凝結(jié)相變對(duì)于蒸汽噴射器引射系數(shù)的影響。

1 計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)模型及驗(yàn)證

1.1 幾何模型

超聲速?lài)娚淦鞯慕Y(jié)構(gòu)如圖1所示，蒸汽噴射器主要由4個(gè)部件組成：主噴嘴、混合室、等截面喉部和擴(kuò)壓室。工作蒸汽進(jìn)入主噴嘴中膨脹并加速，由亞聲速轉(zhuǎn)變?yōu)槌曀僬羝?，在混合室中噴嘴出口處形成一個(gè)低壓區(qū)。在由工作蒸汽形成的引射蒸汽與混合室之間的壓力差的作用下，引射蒸汽被卷吸進(jìn)入混合室與工作蒸汽混合。在等截面喉部出口及擴(kuò)壓室入口處發(fā)生激波，流體流速降低，壓力升高?；旌狭黧w在擴(kuò)壓室的流動(dòng)過(guò)程中進(jìn)一步被壓縮。

圖1 噴射器結(jié)構(gòu)Fig. 1 Typical ejector geometry

根據(jù)混合室的幾何形狀，蒸汽噴射器被分為兩種類(lèi)型：等截面混合式和等壓混合式。與等截面混合噴射器相比，等壓混合噴射器的性能更好，所以得到廣泛應(yīng)用[1]。因此，本文僅研究等壓混合蒸汽噴射器，目的在于深入理解混合室的流體流動(dòng)過(guò)程及其對(duì)噴射器性能的影響。本文所研究的蒸汽噴射器的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

1.2 數(shù)值計(jì)算模型

本文使用商業(yè)軟件 Gambit 2.2和 ANSYS FLUENT 14.5作為網(wǎng)格生成器和CFD求解器。選用二維軸對(duì)稱(chēng)模型，并在噴嘴出口處適當(dāng)加密網(wǎng)格。運(yùn)動(dòng)方程采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，湍流模型選為標(biāo)準(zhǔn) k-ε模型，參見(jiàn)文獻(xiàn)[9]。壁面采用無(wú)滑移絕熱壁面，工作蒸汽入口、引射蒸汽入口和混合蒸汽出口均采用壓力邊界條件。為保證計(jì)算結(jié)果不受網(wǎng)格數(shù)量的影響，對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行不斷加密，直至獲得網(wǎng)格無(wú)關(guān)性計(jì)算結(jié)果，網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證結(jié)果如表2所示，從表中可以看出網(wǎng)格數(shù)為107500個(gè)時(shí)可以得到合理的結(jié)果。當(dāng)殘差均低于10-6，進(jìn)出口質(zhì)量流量誤差低于10-7，出口質(zhì)量流量穩(wěn)定時(shí)，計(jì)算結(jié)束。

蒸汽噴射器中流動(dòng)的流體采用歐拉-歐拉方法建立濕蒸汽流動(dòng)模型。凝結(jié)過(guò)程中氣相與液相之間存在著質(zhì)量以及熱量的交換，兩相質(zhì)量、動(dòng)量和能量控制方程中引入液相質(zhì)量分?jǐn)?shù)和液滴數(shù)密度。

表1 蒸汽噴射器的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Geometry parameters of ejector

表2 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證結(jié)果Table 2 Grid independence test and verification results

1.2.1 液相質(zhì)量分?jǐn)?shù)傳遞方程 濕蒸汽密度（ρ）由氣相密度（ρv）和液相質(zhì)量分?jǐn)?shù)（β）表示

液相質(zhì)量分?jǐn)?shù)控制方程

式中，Γ為由凝結(jié)與蒸發(fā)共同作用產(chǎn)生的質(zhì)量生長(zhǎng)率，kg·m-3·s-1；u 為速度，m·s-1。

液滴數(shù)密度控制方程

式中，I為凝結(jié)率，η為液滴數(shù)密度。

式中，Vd為液滴平均體積，ρl為液相密度。

在經(jīng)典成核理論中，非平衡凝結(jié)過(guò)程中的質(zhì)量生長(zhǎng)率Γ由質(zhì)量增加的總和得到，這種質(zhì)量的增加是由于成核（臨界尺寸液滴的形成）以及這些水滴的增長(zhǎng)與消亡造成。因此，Γ可表示為

式中，rc為開(kāi)爾文液滴臨界半徑。

液滴臨界半徑求解公式為

式中，σ為液體表面張力，是一個(gè)關(guān)于溫度的函數(shù)；S為過(guò)飽和度，定義為蒸汽壓力P與蒸汽溫度對(duì)應(yīng)的飽和壓力Psat的比值。

凝結(jié)過(guò)程涉及從蒸汽到液滴的質(zhì)量傳遞和液滴到蒸汽的潛熱形式的熱傳遞兩種機(jī)理，這種能量關(guān)系可表示為

式中，hlv為汽化潛熱，γ為絕熱指數(shù)，T0為液滴溫度。

本文采用修正后的經(jīng)典成核理論，液滴成核率為

式中，qc為蒸發(fā)系數(shù)，θ為非等溫修正系數(shù)，Mm為單個(gè)分子質(zhì)量，Kb為 Boltzmann常數(shù)。非等溫修正系數(shù)可表示為

1.2.2 濕蒸汽狀態(tài)方程 濕蒸汽狀態(tài)方程[20]中，蒸汽壓力與溫度、密度之間的關(guān)系式為

式中，B、C分別為二階與三階維里系數(shù)，具體計(jì)算關(guān)系式見(jiàn)文獻(xiàn)[19]。

1.3 數(shù)值計(jì)算模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算模型的可靠性，用上述濕蒸汽模型應(yīng)用模擬拉法爾噴嘴內(nèi)部流動(dòng)過(guò)程，把模擬得到的噴嘴中軸線壓力分布與 Moore等[31]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)照，其結(jié)果如圖2 所示。從中可以看出，數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好，說(shuō)明本文所用模型是可靠的。

為了進(jìn)一步驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算模型的可靠性，對(duì)蒸汽噴射器出口壓力(Pm)對(duì)引射系數(shù)的影響進(jìn)行了數(shù)值研究。眾所周知，出口壓力存在一個(gè)臨界值[5,7,16]，出口壓力低于臨界壓力，引射系數(shù)則保持最大值不變，出口壓力超過(guò)臨界壓力，引射系數(shù)則隨著壓力的升高急劇降低。模擬時(shí)，工作蒸汽與引射蒸汽壓力分別為600、15 kPa，出口壓力由20 kPa增大到48.533 kPa。圖3顯示了出口壓力對(duì)引射系數(shù)的影響。從圖中可以看出，出口壓力存在著一個(gè)臨界值：如果出口壓力低于臨界壓力，蒸汽噴射器的引射系數(shù)不隨出口壓力變化；但當(dāng)出口壓力高于這個(gè)臨界值時(shí)，引射系數(shù)隨壓力的增加而急劇減小。這表明數(shù)值計(jì)算模型能夠準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)噴射器性能；這也驗(yàn)證了文中所用模型的可靠性。

圖2 噴嘴中軸線上的壓力分布Fig. 2 Pressure distributions along nozzle axis

圖3 引射系數(shù)隨出口壓力的變化Fig. 3 Effect of Pmon entrainment ratio

2 結(jié)果與討論

2.1 不同數(shù)值計(jì)算模型下引射系數(shù)的對(duì)比

應(yīng)用理想氣體模型與濕蒸汽模型分別對(duì)蒸汽噴射器進(jìn)行數(shù)值模擬，引射壓力與出口壓力分別為15、40 kPa，工作蒸汽壓力分別設(shè)置為500、600、700 kPa，不同工況下蒸汽噴射器的引射系數(shù)如圖4所示。從圖中可以看出，濕蒸汽模型中，蒸汽噴射器的引射系數(shù)略高于理想氣體模型的。

圖4 蒸汽噴射器引射系數(shù)隨工作蒸汽壓力的變化Fig. 4 Effect of primary steam pressure on entrainment ratio

2.2 混合室內(nèi)部流動(dòng)對(duì)蒸汽噴射器性能的影響

蒸汽噴射器混合室的內(nèi)部流動(dòng)過(guò)程對(duì)蒸汽噴射器的噴射性能有著至關(guān)重要的作用，下面重點(diǎn)探討理想氣體模型和濕蒸汽模型下混合室內(nèi)流體各參數(shù)的分布對(duì)蒸汽噴射器性能的影響，進(jìn)而闡明濕蒸汽模型中引射系數(shù)高于理想氣體模型的原因。

蒸汽噴射器模擬參數(shù)分別為：工作蒸汽壓力600 kPa，引射蒸汽壓力15 kPa，出口壓力40 kPa。蒸汽噴射器混合室內(nèi)中軸線上的壓力、速度、溫度分布如圖5～圖7所示。圖5分別顯示了理想氣體模型與濕蒸汽模型給出的蒸汽噴射器混合室中軸線上的壓力分布。如圖所示，工作蒸汽由主噴嘴入射到混合室后繼續(xù)膨脹，壓力進(jìn)一步降低。由于混合室內(nèi)出現(xiàn)了激波，工作蒸汽在噴嘴出口繼續(xù)膨脹后出現(xiàn)了壓力的突然升高。從圖5可以看出，濕蒸汽給出的噴嘴出口中心處的壓力為13.2 kPa，而理想氣體的為10.1 kPa，濕蒸汽模型噴嘴出口的壓力高于理想氣體模型的，這不利于蒸汽噴射器的引射。但濕蒸汽模型噴嘴后的壓力波動(dòng)明顯小于理想氣體模型，壓力提升后，濕蒸汽模型給出的混合室中軸線的壓力為20.8 kPa，明顯小于理想氣體模型的36.4 kPa，這有利于引射系數(shù)的提升。由圖6蒸汽噴射器混合室中軸線上的速度分布可以看出，濕蒸汽模型給出的工作蒸汽的速度略高于理想氣體模型的，噴嘴出口下游激波處速度由1112.0 m·s-1降低到998.2 m·s-1，理想氣體模型給出的速度由1074.5 m·s-1降低到871.0 m·s-1，濕蒸汽模型給出的速度降低要小于理想氣體模型的，流動(dòng)更加穩(wěn)定。由圖7中蒸汽噴射器混合室中軸線上的溫度分布可以看出，濕蒸汽模型給出的最低溫度為214.9 K，明顯高于理想氣體模型的145.5 K，這主要由于濕蒸汽模型中凝結(jié)相變熱對(duì)蒸汽的加熱作用。

圖5 混合室中軸線上的壓力分布Fig. 5 Pressure distributions along mixing chamber axis

圖6 混合室中軸線上的速度分布Fig. 6 Velocity distributions along mixing chamber axis

圖7 混合室中軸線上的溫度分布Fig. 7 Temperature distribution along mixing chamber axis

為了進(jìn)一步研究蒸汽噴射器混合室內(nèi)流體流動(dòng)過(guò)程，分別采用理想氣體和濕蒸汽模型，計(jì)算得到了蒸汽噴射器混合室的壓力、速度、溫度分布云圖，如圖8～圖10所示。從圖8可以看出，在黑色箭頭指向的區(qū)域內(nèi)，理想氣體模型給出的噴嘴出口下游的壓力波動(dòng)要大于濕蒸汽模型的。這一區(qū)域與引射入口距離較近，其壓力的增加，對(duì)蒸汽噴射器的引射性能存在不利影響。由圖9可知，濕蒸汽模型給出的混合室中心區(qū)域的速度大于理想氣體模型的，較大的工作蒸汽速度代表著較高的卷吸能力。從圖10可以看出，濕蒸汽模型給出的蒸汽噴射器混合室的溫度要明顯高于理想氣體模型的。濕蒸汽流動(dòng)過(guò)程中，由于凝結(jié)放出大量的潛熱，對(duì)蒸汽產(chǎn)生加熱作用，溫度升高，使得整個(gè)流場(chǎng)內(nèi)流體各參數(shù)的分布更加均勻，流場(chǎng)更加穩(wěn)定，有利于蒸汽噴射器噴射性能的提升。

圖8 混合室壓力分布云圖Fig. 8 Pressure contours of mixing chamber/Pa

圖9 混合室速度分布云圖Fig. 9 Velocity contours of mixing chamber/m·s-1

圖10 混合室溫度分布云圖Fig. 10 Temperature contours of mixing chamber/K

由蒸汽噴射器混合室中軸線上各參數(shù)的分布曲線以及混合室內(nèi)各參數(shù)的分布云圖可以看出，與理想氣體模型相比，濕蒸汽模型預(yù)測(cè)出現(xiàn)了凝結(jié)相變，相變潛熱對(duì)蒸汽產(chǎn)生了加熱作用，抵消了因氣體膨脹導(dǎo)致的溫度降低，所以濕蒸汽模型給出的流體的溫度變化遠(yuǎn)小于理想氣體模型的，這有利于噴射器性能的改善。濕蒸汽模型給出的噴嘴出口壓力略低于理想氣體模型的，這不利于蒸汽噴射器引射系數(shù)的提升。另外，濕蒸汽模型中，工作蒸汽在拉法爾噴嘴中產(chǎn)生凝結(jié)，濕蒸汽的動(dòng)力黏度系數(shù)遠(yuǎn)大于理想氣體的動(dòng)力黏度系數(shù)，使得工作蒸汽與引射蒸汽混合區(qū)域內(nèi)高速運(yùn)動(dòng)的混合層的黏性攜帶作用增大，提升了工作蒸汽的卷吸性能。綜上所述，濕蒸汽模型中，蒸汽噴射器在各項(xiàng)因素的共同作用下，其噴射性能更好一些，引射系數(shù)略高于理想氣體模型的。

3 結(jié) 論

本文應(yīng)用濕蒸汽模型對(duì)蒸汽噴射器內(nèi)部流體流動(dòng)過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值研究，并對(duì)蒸汽噴射器混合室內(nèi)部流體流動(dòng)過(guò)程進(jìn)行深入分析。濕蒸汽模型中引入了凝結(jié)成核以及液滴生長(zhǎng)模型，是含有質(zhì)量分?jǐn)?shù)方程和液滴數(shù)密度方程的歐拉-歐拉兩相流模型。

數(shù)值計(jì)算結(jié)果顯示，濕蒸汽模型預(yù)測(cè)的蒸汽噴射器引射系數(shù)略高于理想氣體模型的。濕蒸汽模型中，混合室內(nèi)噴嘴出口和引射蒸汽入口附近的局部高壓明顯小于理想氣體模型的，工作蒸汽速度、溫度的降低也要弱于理想氣體模型的，混合室流體壓力、速度、溫度的變化更加平穩(wěn)。

[1] KEENAN J H, NEUMANN E P, LUSTWERK F. An investigation of ejector design by analysis and experiment[J]. Applied Mechanics,1950, 72： 299-309.

[2] 徐海濤, 桑芝富. 蒸汽噴射器噴射系數(shù)計(jì)算的熱力學(xué)模型[J]. 化工學(xué)報(bào), 2004, 55(5)： 704-710.XU H T, SANG Z F. Thermodynamic models for calculating entrainment ratio of steam-jet ejector[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering(China), 2004, 55(5)： 704-710.

[3] 王菲, 沈勝?gòu)?qiáng). 新型太陽(yáng)能雙噴射制冷系統(tǒng)的可用能效率分析[J].化工學(xué)報(bào), 2009, 60(3)： 553-559.WANG F, SHEN S Q. Exergy analysis of novel solar bi-ejector refrigeration system[J]. CIESC Journal, 2009, 60(3)： 553-559.

[4] 王菲, 沈勝?gòu)?qiáng). 不同制冷劑噴射制冷性能計(jì)算分析[J]. 化工學(xué)報(bào),2010, 61(2)： 275-280.WANG F, SHEN S Q. Calculation and analysis for an ejector refrigeration system with various refrigerants[J]. CIESC Journal,2010, 61(2)： 275-280.

[5] HUANG B J, JIANG C B, HU F L. Ejector performance characteristics and design analysis of jet refrigeration system[J].Engineering for Gas Turbines Power, 1985, 107： 792-802.

[6] HUANG B J, CHANG J M. Empirical correlation for ejector design[J]. Refrigeration, 1999, 22： 379-388.

[7] RIFFAT S B, OMER S A. CFD modeling and experimental investigation of an ejector refrigeration system using methanol as the working fluid[J]. Energy Research, 2001, 25： 115-128.

[8] WANG X D, DONG J L. Numerical study on the performances of steam-jet vacuum pump at different operating conditions[J]. Vacuum,2010, 84(11)： 1341-1346.

[9] SRIVEERAKUL T, APHORMRATANA S, CHUNNANOND K.Performance prediction of steam ejector using computational fluid dynamics(Ⅰ)： Validation of the CFD results[J]. Thermal Sciences,2007, 46： 812-822.

[10] 季建剛, 倪海, 黎立新, 等. 蒸汽噴射壓縮器的變工況特性模擬與分析[J]. 化工學(xué)報(bào), 2008, 59(3)： 557-561.JI J G, NI H, LI L X, et al. Performance simulation and analysis of steam ejector under different operating condition[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering(China), 2008, 59(3)： 557-561.

[11] 馬昕霞, 袁益, 劉聿拯. 一種新型多噴嘴汽-液噴射器的性能[J].化工學(xué)報(bào), 2011, 62(5)： 1258-1263.MA X X, YUAN Y, LIU Y Z. Performance of new type multi-nozzle steam-water ejector[J]. CIESC Journal, 2011, 62(5)： 1258-1263.

[12] ZHU Y H, CAI W J, WEN C Y, et al. Numerical investigation of geometry parameters for design of high performance ejectors[J].Applied Thermal Engineering, 2009, 29： 898-905.

[13] MYOUNGKUK J, TONY U, JUSIK W, et al. CFD investigation on the flow structure inside thermo vapor compressor[J]. Energy, 2010,35： 2694-2702.

[14] WU H Q, LIU Z L, HAN B, et al. Numerical investigation of the influences of mixing chamber geometries on steam ejectorperformance[J]. Desalination, 2014, 353： 15-20.

[15] NATTHAWUT R, SATHA A, THANARATH S. Experimental studies of a steam jet refrigeration cycle： effect of the primary nozzle geometries to system performance[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2011, 35： 676-683.

[16] 沈勝?gòu)?qiáng), 張琨, 劉佳, 等. 噴嘴可調(diào)式噴射器性能的實(shí)驗(yàn)研究[J].化工學(xué)報(bào), 2009, 60(6)： 1398-1401.SHEN S Q, ZHANG K, LIU J, et al. Experimental investigation on performance of adjustable ejector[J]. CIESC Journal, 2009, 60(6)：1398-1401.

[17] 魏晉, 唐黎明, 亓海明, 等. 混合室直徑對(duì)帶噴射器的跨臨界 CO2熱泵性能影響[J]. 化工學(xué)報(bào), 2016, 67(5)： 1719-1724.WEI J, TANG L M, QI H M, et al. Effect of mixing chamber diameter on performance of transcritical CO2heat pump system with ejector[J].CIESC Journal, 2016, 67 (5)： 1719-1724.

[18] 沈勝?gòu)?qiáng), 曲曉萍, 張博. 氣-液噴射器工作參數(shù)的數(shù)值模擬[J]. 太陽(yáng)能學(xué)報(bào), 2006, 27(1)： 106-110.SHEN S Q, QU X P, ZHANG B. Numerical simulation on process parameters in gas-liquid ejector[J]. Acta Energiae Solaris Sinica, 2006,27(1)： 106-110.

[19] 張軍強(qiáng). 蒸汽噴射凝結(jié)流動(dòng)模擬研究[D]. 錦州： 遼寧工業(yè)大學(xué),2014.ZHANG J Q.Simulation study on steam jet condensation flow[D].Jinzhou： Liaoning University of Technology, 2014.

[20] WANG X D, DONG J L, LI A, et al. Numerical study of primary steam superheating effects on steam ejector flow and its pumping performance[J]. Energy, 2014, 78： 205-211.

[21] NAVID S, MASOUD B, MAJID S. Numerical assessment of steam nucleation on thermodynamic performance of steam ejectors[J].Applied Thermal Engineering, 2013, 52： 449-459.

[22] ARIAFAR K, BUTTSWORTH D, ADOORI G, et al. Mixing layer effects on the entrainment ratio in steam ejectors through ideal gas computational simulations[J]. Energy, 2016, 95： 380-392.

[23] RUANGTRAKOON N, THONGTIP T, APHORNRATANA S, et al.CFD simulation on the effect of primary nozzle geometries for a steam ejector in refrigeration cycle[J]. Thermal Sciences, 2013, 63：133-145.

[24] SUBRAMANIAN G, NATARAJAN S K, ADHIMOULAME K, et al.Comparison of numerical and experimental investigations of jet ejector with blower[J]. Thermal Sciences, 2014, 84： 134-142.

[25] VINEET V, CHANDRA, AHMED M R. Experimental and computational studies on a steam jet refrigeration system with constant area and variable area ejectors[J]. Energy Conversion and Management, 2014, 79： 377-386.

[26] VARGS S, OLIVEURA A C, MA X L, et al. Experimental and numerical analysis of a variable area ratio steam ejector[J].Refrigeration, 2011, 34： 1668-1675.

[27] LI X C, WANG T, BENJAMIN D. Numerical analysis of the performance of a thermal ejector in a steam evaporator[J]. Applied Thermal Engineering, 2010, 30： 2708-2717.

[28] VARGA S, OLIVEIRA A C, DIACONU B. Numerical assessment of steam ejector efficiencies using CFD[J]. Refrigeration, 2009, 32：1203-1211.

[29] YANG X, LONG X, YAO X. Numerical investigation on the mixing process in a steam ejector with different nozzle structures[J]. Thermal Sciences, 2012, 56： 95-106.

[30] SRIVEERAKUL T, APHORNRATANA S, CHUNNANOND K.Performance prediction of steam ejector using computational fluid dynamics(Ⅱ)： Flow structure of a steam ejector influenced by operating pressures and geometries[J]. Thermal Sciences, 2007, 46：823-833.

[31] MOORE M J, WALTERS P T. Predicting the fog drop size in wet steam turbines[C]//Proceedings of the Wet Steam 4 Conference. 1973：37-73.

Two-phase flow simulation in mixing chamber of steam jet ejector

WU Hongqiang, LIU Zhongliang, LI Yanxia, FU Weina, TANG Yongzhi, SHI Can
(Key Laboratory of Enhanced Heat Transfer and Energy Conservation, Ministry of Education, College of Environmental and Energy Engineering, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China)

Fluid flow in steam jet ejector was simulated by employing wet steam model for transonic flow. The study focused on fluid flow in mixing chamber of steam jet ejector and compared difference in simulation results between ideal gas and wet steam models. Higher entrainment ratio of steam jet ejector, smaller localized high pressure produced by shock waves near nozzle outlet and ejector inlet, and less reduction in velocity and temperature of primary steam were observed in wet steam model than in ideal gas model.

steam ejector; mixing chamber; condensation; wet steam model; entrainment ratio; vapor-liquid two-phase flow; numerical simulation

date:2016-11-21.

Prof. LIU Zhongliang, liuzhl @ bjut. edu. cn

TQ 026.2

A

0438—1157（2017）07—2696—07

10.11949/j.issn.0438-1157.20161644

2016-11-21收到初稿，2017-04-01收到修改稿。

聯(lián)系人：劉中良。

武洪強(qiáng)（1987—），男，博士研究生。