王曉冬, 孫 浩, 寧久鑫, 孫浩林

(東北大學(xué) 機(jī)械工程與自動化學(xué)院, 遼寧 沈陽 110819)

蒸汽噴射泵結(jié)構(gòu)簡單,性能穩(wěn)定,在化學(xué)工業(yè)、制冷供暖和電力生產(chǎn)等領(lǐng)域具有廣泛應(yīng)用[1-2].Huang等[3]研究了噴射泵在不同背壓(出口壓力)下的典型性能曲線,反映出了決定噴射泵性能的兩個(gè)關(guān)鍵指標(biāo)：引射系數(shù)re,是次流體與主流體的質(zhì)量流率之比；臨界背壓pc,是引射系數(shù)保持不變的最大背壓,其大小決定了噴射泵抗背壓能力的強(qiáng)弱.目前為止,人們在研究噴射泵性能優(yōu)化時(shí)大多注重于引射系數(shù)的提高,而忽視了抗背壓能力在噴射泵性能中的重要性.臨界背壓pc的大小決定了噴射泵臨界模式的工作范圍.pc越大,噴射泵在臨界模式的工作范圍越寬,其抵抗背壓影響的能力越強(qiáng).

判斷噴射泵抗背壓能力的強(qiáng)弱,傳統(tǒng)方式是通過數(shù)值分析計(jì)算或?qū)嶒?yàn)測定得到引射系數(shù)隨著背壓的變化規(guī)律,考察臨界背壓的大小.這種方式不夠直觀,也太過繁瑣.張光利[4]研究發(fā)現(xiàn),在噴射泵擴(kuò)散段,混合流體的動能將轉(zhuǎn)換為壓力能,來抵抗背壓對噴射泵內(nèi)流動和抽氣性能的影響.混合流體在擴(kuò)散段入口(即喉部出口)處的動能與噴射泵抗背壓能力密切相關(guān).由于實(shí)驗(yàn)測定條件所限,難以全面、準(zhǔn)確地研究噴射泵的性能,因此,計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)已成為廣泛認(rèn)可的研究噴射泵工作機(jī)理、結(jié)構(gòu)優(yōu)化和性能評價(jià)的重要方法[1,5].

本文在定義噴射泵喉部出口截面上單位體積流體動能為e的基礎(chǔ)上,采用CFD方法,通過數(shù)值分析計(jì)算e的大小來評估噴射泵的抗背壓能力.

1 數(shù)值建模

綜合考慮計(jì)算成本和計(jì)算精度,本文采用二維軸對稱模型[6],噴射泵幾何參數(shù)如表1所示.

表1 蒸汽噴射泵的幾何參數(shù)

網(wǎng)格劃分在ICEM(integrated computer engineering and manufacturing)中進(jìn)行,采用結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格,蒸汽噴射泵的網(wǎng)格結(jié)構(gòu)及主要幾何參數(shù)如圖1所示.網(wǎng)格獨(dú)立性的驗(yàn)證結(jié)果：網(wǎng)格數(shù)量為27 666時(shí)re為0.656 1；網(wǎng)格數(shù)量為52 785時(shí)re為0.665 2；網(wǎng)格數(shù)量為106 082時(shí)re為0.668 2.結(jié)果顯示,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量在50 000～60 000范圍時(shí),引射系數(shù)re隨網(wǎng)格數(shù)量的增加變化不大.

圖1 蒸汽噴射泵的網(wǎng)格結(jié)構(gòu)及主要幾何參數(shù)

工作流體為水蒸汽,且被認(rèn)為是理想氣體[7],其物理性質(zhì)為：比熱容2 014.00 J·kg-1·K-1,導(dǎo)熱系數(shù)0.026 1 W·m-1·K-1,黏度1.34×10-5kg·m-1·s-1,分子質(zhì)量18.02 kg/kmol.邊界條件的設(shè)定：主流體和次流體的入口設(shè)為壓力入口,噴射泵出口設(shè)為壓力出口,見表2.本文中所有數(shù)值模擬均在相同的入口邊界條件下進(jìn)行.墻壁被設(shè)置為光滑、無滑移、絕熱等熵邊界條件.

表2 邊界條件

在近幾年關(guān)于噴射泵湍流模型的研究中,k-ωSST模型的模擬計(jì)算精度得到更多實(shí)驗(yàn)的廣泛驗(yàn)證,被越來越多的學(xué)者認(rèn)可[8-10],本文采用k-ωSST模型.采用有限體積法離散控制方程,并通過耦合隱式求解器求解.對流項(xiàng)通過二階迎風(fēng)格式離散,擴(kuò)散項(xiàng)通過中心差分離散.整個(gè)離散化系統(tǒng)由Gauss Seidel方法求解.當(dāng)所有殘差項(xiàng)低于10-6或re穩(wěn)定不變時(shí),計(jì)算收斂.

采用的CFD模型,與東北大學(xué)張光利[4]建立的CFD模型的差別僅在于選取的湍流模型及被抽氣體溫度的不同.張光利選用的湍流模型為Realizablek-ω模型,本文選用的湍流模型為k-ωSST.Han等的研究表明[11],以上2個(gè)湍流模型的計(jì)算誤差僅為2.4%.張光利已對所建立的CFD模型進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證,實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果符合度較高[4],故本文中CFD計(jì)算模型的適用性得以確認(rèn).

以下所有數(shù)值模擬均在ANSYS 18.2中進(jìn)行.

2 結(jié)果與討論

2.1 喉部直徑d對e及抗背壓能力的影響

保持混合室角度θ=6°,喉部長度100 mm,擴(kuò)散段角度6°,噴嘴出口位置s=0不變,考察喉部直徑d(24,26,28,30,32 mm)對噴射泵性能的影響.圖2為不同喉部直徑下引射系數(shù)與背壓的關(guān)系.由圖2可見,隨著喉部直徑的增大,臨界背壓減小,泵抗背壓能力減弱,一旦背壓超過臨界背壓,噴射泵的性能會急劇下降,引射系數(shù)大大降低.臨界背壓的大小是評判噴射泵抗背壓能力強(qiáng)弱的一個(gè)指標(biāo),對噴射泵性能起著關(guān)鍵性作用的一個(gè)重要因素.目前,獲得噴射泵臨界背壓的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值方法都過于繁瑣,不利于對噴射泵抗背壓能力的評估.

定義噴射泵喉部出口截面單位體積流體動能e(J/m3)為

(1)

式中：ρ為流體密度(kg/m3)；v為流體速度(m/s).

背壓分別為3,4和5 kPa時(shí),e與臨界背壓pc及喉部直徑d的關(guān)系如圖3所示.由圖3可見,在各個(gè)背壓下,d越小,e越大,臨界背壓越大,噴射泵抗背壓能力越強(qiáng).

圖2 不同喉部直徑d下引射系數(shù)與背壓的關(guān)系

圖3 不同背壓下e,pc 與喉部直徑d的關(guān)系

2.2 混合室角度θ對e及抗背壓能力的影響

保持喉部直徑d=28 mm,喉部長度100 mm,擴(kuò)散段角度6°,噴嘴出口位置s=0不變,考察混合室角度θ變化時(shí)(1°,2°,3°,5°,7°,9°)對噴射泵性能的影響.圖4為不同混合室角度下引射系數(shù)與背壓的關(guān)系.θ從1°變化到5°時(shí),雖然臨界背壓相同,但在亞臨界模式引射系數(shù)的下降速率不同,1°時(shí)下降速率最小,表明此時(shí)盡管噴射泵的抽氣能力已經(jīng)下降,但仍能保持一定的抽氣能力.可見,評價(jià)噴射泵抗背壓能力時(shí),除了看臨界背壓之外,還應(yīng)考察噴射泵處于亞臨界模式下的引射系數(shù)下降速率.下降速率越大,表明噴射泵受背壓的影響越大,抗背壓能力越弱.由圖4可見,θ從1°變化到9°時(shí),抗背壓能力逐漸變?nèi)?

當(dāng)背壓分別為3,4和5 kPa時(shí)e,pc與混合室角度θ的關(guān)系如圖5所示.由圖5可見,在不同背壓下,當(dāng)θ從1°變化到9°時(shí),e越來越小,噴射泵抗背壓能力逐次減弱.

圖4 不同混合室角度θ下引射系數(shù)與背壓的關(guān)系

圖5 不同背壓下e,pc與混合室角度θ的關(guān)系

2.3 噴嘴出口位置s對e及抗背壓能力的影響

圖6 不同噴嘴出口位置s下引射系數(shù)與背壓的關(guān)系

保持喉部直徑d=28mm,喉部長度100mm,混合室角度θ=6°,擴(kuò)散段角度6°不變,考察噴嘴出口位置s變化時(shí)(-60,40,-20,0,20mm,并且定義從-60mm到20mm,s是增大的)對噴射泵性能的影響.圖6和圖7分別為不同s下引射系數(shù)與背壓的關(guān)系以及背壓分別為3,4和5kPa時(shí)e,pc與噴嘴出口位置s的關(guān)系.與上述分析方法相同,當(dāng)s從-60mm增大到20mm時(shí),e增大,噴射泵抗背壓能力增強(qiáng).

圖7 不同背壓下e,pc 與噴嘴出口位置s的關(guān)系

3 結(jié) 語

隨著噴射泵幾何參數(shù)喉部直徑d或混合室角度θ的減小或噴嘴出口位置s的增大,都會導(dǎo)致噴射器喉部出口截面單位體積流體動能e增大、蒸汽噴射泵抗背壓能力增強(qiáng).當(dāng)d,θ及s變化時(shí),e可作為評估蒸汽噴射泵抗背壓能力的標(biāo)準(zhǔn).