李海霞 白 雪 李 賓 郝振東

(1.河南理工大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院；2.新鄉(xiāng)航空工業(yè)(集團(tuán))有限公司)

基于正交設(shè)計(jì)的反吹噴嘴動(dòng)力特性分析

李海霞1白 雪1李 賓2郝振東1

(1.河南理工大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院；2.新鄉(xiāng)航空工業(yè)(集團(tuán))有限公司)

為優(yōu)化反吹噴嘴的反吹效果，針對(duì)引射器與噴嘴的結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行了多維度模擬實(shí)驗(yàn)。為使模擬簡(jiǎn)化且有效，采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)法指導(dǎo)數(shù)值模擬。分別研究了噴嘴直徑、收縮段長(zhǎng)度、引射器收縮段長(zhǎng)度和直徑、混合段長(zhǎng)度和直徑、擴(kuò)壓段長(zhǎng)度和直徑、噴嘴直管直徑之比對(duì)引射器性能的影響。結(jié)果表明：喉部長(zhǎng)度與噴嘴直徑比應(yīng)避開(kāi)1.5～2.5，L4的無(wú)量綱值保持在1.0附近有利于提高引射系數(shù)。

氣體引射器 反吹噴嘴 結(jié)構(gòu)參數(shù) 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)法 引射系數(shù)

高溫氣體除塵是一項(xiàng)在高溫條件下通過(guò)直接進(jìn)行氣固分離來(lái)實(shí)現(xiàn)氣體凈化的技術(shù)，目前已成為電力、能源等領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)，也是過(guò)濾行業(yè)的重要研究課題。陶瓷過(guò)濾器被公認(rèn)為是最具發(fā)展?jié)摿Φ母邷貧怏w凈化設(shè)備，它可以分離2～5μm以上的粉塵顆粒，在潔凈煤燃燒發(fā)電、石油加工及環(huán)境保護(hù)等方面具有廣泛的應(yīng)用前景[1～3]。

陶瓷過(guò)濾器工作時(shí)，氣體中的粉塵顆粒在濾管外表面沉積形成濾餅，過(guò)濾壓降增加，需要定期通過(guò)高壓氣體脈沖反吹來(lái)除去濾管外表面的濾餅，使濾管壓降恢復(fù)到過(guò)濾前的狀態(tài)，實(shí)現(xiàn)陶瓷濾管的循環(huán)再生，使過(guò)濾除塵過(guò)程能夠持續(xù)進(jìn)行[4～7]。而脈沖反吹效果是影響高溫陶瓷過(guò)濾器長(zhǎng)周期穩(wěn)定運(yùn)行的重要因素之一。因此，研究高溫氣體除塵過(guò)程中反吹時(shí)引射器內(nèi)氣體的流動(dòng)情況對(duì)于了解脈沖反吹機(jī)制和優(yōu)化陶瓷過(guò)濾器的結(jié)構(gòu)具有十分重要的意義[8～10]。

1 氣體反吹系統(tǒng)

氣體反吹系統(tǒng)(圖1)通常由噴嘴和引射器構(gòu)成。其中引射器采用縮放式結(jié)構(gòu)，由收縮段、混合段及擴(kuò)壓段等組成。

高壓反吹氣體從噴嘴中高速噴射出后進(jìn)入引射器，這部分氣體稱作主流噴吹氣體(一級(jí)氣流)。反吹氣體從噴嘴噴出后壓力降低，在噴嘴出口附近形成一個(gè)低壓區(qū)，在這個(gè)低壓作用下，主流噴吹氣體卷吸周圍的氣體，這部分氣體稱作二級(jí)氣流。在引射器收縮段，高壓氣體和低壓氣體(二級(jí)氣流)進(jìn)行動(dòng)量和能量交換。被引射氣體在引射氣體的剪切作用下，被卷吸進(jìn)入混合段，并繼續(xù)與引射氣流發(fā)生動(dòng)量和能量交換，逐漸形成單一均勻的混合氣體。此后，混合氣體壓力開(kāi)始升高。在擴(kuò)壓段，混合氣體壓力繼續(xù)升高，速度減小。一般情況下，氣流在擴(kuò)壓段出口的壓力要比接收室進(jìn)口處高[11,12]。引射器內(nèi)氣體的流動(dòng)十分復(fù)雜，不但有剪切與卷吸作用，而且還有黏性干擾、分離渦及真實(shí)氣體效應(yīng)等物理現(xiàn)象，使得這一過(guò)程更加復(fù)雜。復(fù)雜的流場(chǎng)使得不同結(jié)構(gòu)尺寸的引射器與反吹壓力對(duì)氣體反吹系統(tǒng)中反吹效果有顯著的影響。

圖1 氣體反吹系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖

為了更好地分析引射結(jié)構(gòu)尺寸變化對(duì)引射系數(shù)的影響，并且不使工作量變得繁重，對(duì)每一組結(jié)構(gòu)尺寸取5組水平數(shù)，具體見(jiàn)表1。由于引射器結(jié)構(gòu)尺寸較多，若每次只改動(dòng)一個(gè)結(jié)構(gòu)尺寸，無(wú)法明確未改動(dòng)尺寸之間是否關(guān)聯(lián)以及關(guān)聯(lián)系數(shù)的大??；若使用排列組合的方式，每改動(dòng)一個(gè)變量就建立模型進(jìn)行模擬，即一個(gè)結(jié)構(gòu)尺寸選取5個(gè)變量，共有9個(gè)結(jié)構(gòu)尺寸和一個(gè)壓力變量，需要建立1 953 125個(gè)模型，工作量非常大。為了減小工作量同時(shí)取得較好的效果，筆者采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)法。正交試驗(yàn)具有分散性和整齊可比性的特點(diǎn)，不僅可以根據(jù)正交表確定因素的主次效應(yīng)順序，而且可以應(yīng)用方差分析法對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，分析出各因素對(duì)指標(biāo)的影響程度，從而找出優(yōu)化條件或最優(yōu)組合實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)?zāi)康腫13]。正交設(shè)計(jì)方案中，數(shù)值模擬試驗(yàn)將每一組模型的高壓反吹氣體質(zhì)量流量、被引射氣體質(zhì)量流量提取出來(lái)，采用直觀分析法對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，將每一組結(jié)構(gòu)尺寸的相同水平數(shù)相加并取平均值，整理出每一組結(jié)構(gòu)尺寸變化時(shí)高壓反吹氣體質(zhì)量流量、被引射氣體質(zhì)量流量的變化趨勢(shì)，同時(shí)將質(zhì)量流量的波動(dòng)減小以方便后續(xù)的分析對(duì)比。

表1 結(jié)構(gòu)尺寸與操作參數(shù)的水平數(shù)

注：引射器每一段的半徑Rk(k=0，…，3)和長(zhǎng)度Lj(j=0，…，4)單位均為mm，噴吹壓力pi的單位為MPa；L4為正值時(shí)表示噴嘴出口在引射器入口外，為負(fù)值時(shí)表示噴嘴出口在引射器入口內(nèi)。

2 計(jì)算模型和邊界條件

當(dāng)噴吹壓高達(dá)0.6MPa時(shí)引射器內(nèi)部氣體速度已達(dá)到音速，已經(jīng)有激波形成，因此必須考慮氣體的可壓縮性。

流場(chǎng)內(nèi)運(yùn)動(dòng)復(fù)雜，模型劃分網(wǎng)格時(shí)應(yīng)盡可能地使用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，同時(shí)考慮到壁面對(duì)流場(chǎng)的影響，需加入邊界層網(wǎng)格。由于模型是軸對(duì)稱的，為了減小計(jì)算量，加快計(jì)算速度，提高計(jì)算精度，將模型簡(jiǎn)化成二維模型。為了進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，將模型劃分成126 305個(gè)網(wǎng)格，設(shè)流場(chǎng)變化劇烈的區(qū)域網(wǎng)格間距為1.0，變化緩和的區(qū)域網(wǎng)格間距為2.0，計(jì)算后發(fā)現(xiàn)兩組模型之間幾乎無(wú)規(guī)律可循。加密網(wǎng)格到225 366，設(shè)流場(chǎng)變化劇烈的區(qū)域網(wǎng)格間距為0.8，變化緩和的區(qū)域網(wǎng)格間距為1.0，計(jì)算后發(fā)現(xiàn)兩組模型之間的規(guī)律性強(qiáng)。將網(wǎng)格進(jìn)一步加密到305 652，設(shè)流場(chǎng)變化劇烈的區(qū)域網(wǎng)格間距為0.5，變化緩和的區(qū)域網(wǎng)格間距為0.8，計(jì)算后發(fā)現(xiàn)流場(chǎng)內(nèi)的速度、壓力和引射系數(shù)均無(wú)明顯變化。最終確定網(wǎng)格劃分方案為：流場(chǎng)變化劇烈的區(qū)域網(wǎng)格間距為0.8，變化緩和的區(qū)域網(wǎng)格間距為1.0。

按照正交實(shí)驗(yàn)要求，建立不同結(jié)構(gòu)尺寸的反吹系統(tǒng)模型，并以確定的網(wǎng)格劃分方案對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，最終得到50組模型。為了取得準(zhǔn)確的仿真結(jié)果，離散格式初壓力項(xiàng)選用標(biāo)準(zhǔn)項(xiàng)，其余采用二階迎風(fēng)格式。

為了確定反吹氣體壓力對(duì)引射器引射效果的影響，高壓反吹氣體的壓力值分別選擇0.2、0.3、0.4、0.5、0.6MPa。

3 仿真結(jié)果與分析

圖2是噴嘴和引射器內(nèi)部流場(chǎng)的靜壓分布圖，可以看出引射器內(nèi)部已經(jīng)出現(xiàn)激波，引射器內(nèi)的激波使得高壓引射氣體與被引射氣體發(fā)生了劇烈的較為充分的混合。由圖3可以看出，引射器內(nèi)流動(dòng)特征為低度欠膨脹流場(chǎng)[14]。從射流核心區(qū)可以觀察到由膨脹波、反射斜激波和剪切層組成的激波胞格結(jié)構(gòu)。脈沖反吹氣體在噴嘴出口經(jīng)膨脹波減壓增速，膨脹波相交然后分別到達(dá)剪切層，在自由界面反射形成激波，氣流穿過(guò)激波壓力躍增、速度陡降?？芍淦鲀?nèi)的氣體通過(guò)一系列的激波串來(lái)完成從超音速到亞音速的轉(zhuǎn)換，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)氣流的減速增壓過(guò)程。

圖2 噴嘴和引射器內(nèi)部流場(chǎng)的靜壓分布圖

圖3 等馬赫線

結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)對(duì)引射系數(shù)影響較大，采用直觀分析與方差分析相結(jié)合的方法對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行進(jìn)一步分析。為了使結(jié)果更具有代表性，以噴嘴直管部分的直徑長(zhǎng)度為標(biāo)尺，對(duì)其他尺寸進(jìn)行無(wú)量綱化處理。圖4是噴嘴結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)清洗效率的影響。從圖4a可以看出，隨著噴嘴直徑的增大，卷吸的空氣質(zhì)量呈增加趨勢(shì)，同時(shí)高壓反吹氣體也呈較大的增加趨勢(shì)，較大的噴嘴直徑可以卷吸更多的低壓氣體，但這也同樣引起高壓反吹氣體質(zhì)量流量的快速增加，進(jìn)而導(dǎo)致引射系數(shù)減小。因此在設(shè)計(jì)噴嘴時(shí)，在引射器出口質(zhì)量滿足條件的情況下應(yīng)盡可能選擇較小的噴嘴直徑。從圖4b可以看出，隨著噴嘴收縮段長(zhǎng)度的增加，卷吸的空氣質(zhì)量整體呈下降趨勢(shì)但并不明顯，同時(shí)出現(xiàn)了輕微的振蕩，說(shuō)明噴嘴收縮段長(zhǎng)度變化對(duì)空氣的卷吸作用影響較小。

圖4 噴嘴參數(shù)對(duì)清洗效率的影響

圖5是引射器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)反吹效果的影響。由圖5a可以看出，引射器入口直徑的變化對(duì)引射系數(shù)影響較小。從圖5b～d可以看出，隨著引射器收縮段長(zhǎng)度L1、喉部直徑D2和擴(kuò)壓段長(zhǎng)度L3的增加，卷吸空氣質(zhì)量呈現(xiàn)較為明顯的增加趨勢(shì)，高壓反吹氣體質(zhì)量流量呈平穩(wěn)趨勢(shì)。從圖5d中可以看出，隨著喉部長(zhǎng)度逐漸增大，卷吸的空氣質(zhì)量和引射系數(shù)呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)，說(shuō)明引射系數(shù)對(duì)喉部長(zhǎng)度尺寸比較敏感。另外，在引射器設(shè)計(jì)中應(yīng)避免直徑比范圍在1.5～2.5之間，在此范圍內(nèi)卷吸的空氣質(zhì)量最小，使得引射系數(shù)偏小，不能取得較好的反吹效果。

圖5 引射器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)反吹效果的影響

從圖6可以看出，隨著噴嘴與引射器之間的距離L4由小變大，引射系數(shù)先增大后減小，在無(wú)量綱比1.0附近取得最大值。反吹壓力的增加使得卷吸空氣質(zhì)量有了一個(gè)顯著的增勢(shì)，但高壓反吹氣體的增加斜率更大，導(dǎo)致引射系數(shù)整體呈下降趨勢(shì)。

圖6 噴吹距離對(duì)反吹效果的影響

圖7是氣體噴吹壓力對(duì)反吹效果的影響?？梢钥闯?，隨著反吹氣體壓力的增加，反吹氣體質(zhì)量、引射氣體質(zhì)量增加和引射系數(shù)減小。

圖7 氣體噴吹壓力對(duì)反吹效果的影響

4 結(jié)論

4.1 引射器喉部尺寸對(duì)引射系數(shù)的提高有著顯著作用。喉部直徑的增加對(duì)引射系數(shù)的提高有利，喉部長(zhǎng)度與噴嘴直徑比應(yīng)避開(kāi)1.5～2.5之間。

4.2 噴嘴出口直徑的增加使得卷吸的空氣質(zhì)量有所提高，同時(shí)高壓反吹氣體質(zhì)量流量的快速增加使得引射系數(shù)整體呈下降趨勢(shì)。

4.3 減小引射器收縮段長(zhǎng)度L1、喉部直徑D2和擴(kuò)壓段長(zhǎng)度L3將使引射器性能更優(yōu)。

4.4L4的無(wú)量綱值保持在1.0附近有利于提高引射系數(shù)。在滿足條件的情況下應(yīng)取較小的反吹壓力，以達(dá)到滿意的節(jié)能效果。

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AnalysisofDynamicCharacteristicsofBack-flushingNozzleBasedonOrthogonalDesign

LI Hai-xia1, BAI Xue1, LI Bin2, HAO Zhen-dong1
(1.SchoolofMechanicalandPowerEngineering,HenanPolytechnicUniversity; 2.XinxiangAviationIndustry(Group)Co.,Ltd.)

In view of optimizing back-flushing effect of the back-flushing nozzle, the multidimensional simulation experiment on the gas ejector’s and nozzle’s structure was implemented. In order to simplify the simulation and make the simulation effective, the orthogonal design method was adopted in the numerical simulation. The effects of nozzle diameter, contraction length and gas ejector length and diameter, mixing section’s length and diameter, and diffusion section’s length and diameter and the nozzle straight tube’sL/Dratio on the ejector performance were studied respectively．The results show that the ratio of the nozzle throat size to the nozzle diameter should keep away from the value of 1.5～2.5 andL4dimensional number staying around 1.0 can benefit the increase of ejection coefficient.

gas ejector, back-flushing nozzle,structure parameter, orthogonal design method , ejection coefficient

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(U1504217)。

李海霞(1975-)，副教授，從事流體機(jī)械與工程、多相流理論與分離設(shè)備、熱能工程等的研究。

聯(lián)系人白雪(1991-)，碩士研究生，從事流場(chǎng)計(jì)算與測(cè)試技術(shù)的研究，amsnow@foxmail.com。

TQ055

A

0254-6094(2017)03-0345-05

2016-09-28，

2017-05-19)