蘇闖建 張鳳鳴,2* 陳順權(quán)* 莫 明 吳 彤

1(廣州中國科學(xué)院先進技術(shù)研究所 廣州 511458)2(中國科學(xué)院深圳先進技術(shù)研究院 深圳 518055)

1 引 言

近年來，我國的淡水資源短缺問題不斷加劇，而海水淡化是解決水資源短缺的重要途徑[1]。海水淡化是指將海水經(jīng)過脫鹽處理轉(zhuǎn)化成淡水的過程，當前主流工藝主要分為膜法和熱法。低溫多效蒸餾是“熱法”海水淡化的主流技術(shù)，具有淡水水質(zhì)好、過程循環(huán)動力消耗低、對海水預(yù)處理要求不高等突出優(yōu)點，可利用低品位能源作為熱源，具有廣闊的應(yīng)用與發(fā)展前景[2]。

低溫蒸發(fā)需要在負壓條件下實現(xiàn)，而現(xiàn)有蒸餾器一般通過機械真空泵或引射器來實現(xiàn)裝置的真空度。其中，引射器本身沒有機械傳動元件，結(jié)構(gòu)簡單，便于制造和拆解維護，具有耐磨損、無需潤滑保養(yǎng)和使用壽命長等優(yōu)點，已得到廣泛應(yīng)用[3]。引射器的工作原理是壓力不同的兩股介質(zhì)間進行質(zhì)量交換、動量交換和能量交換后，混合流體以相對居中的壓力經(jīng)擴壓管增壓后排出。兩股流體中壓力較高者稱為工作流體，壓力較低者稱為引射流體[4-5]。單級引射器已廣泛應(yīng)用，但因其只形成一次射流卷吸，單一真空度的特點難以滿足多點真空度的工藝要求。而相較單級引射器，雙級引射器具有調(diào)節(jié)功能，其潛在應(yīng)用價值更為廣闊。因此，本文作者團隊研究設(shè)計了應(yīng)用于海水淡化系統(tǒng)的雙級引射器[6]，并應(yīng)于船用單效海水淡化裝置中，大大降低了海水淡化裝置的能耗[7]。上述研究主要是為了實現(xiàn)兩級抽吸作用，但均未涉及雙級引射器間的抽吸速率、極限壓力、不同相組分的差異性，進而無法適應(yīng)不同工藝過程對雙級引射器的差異化需求，同時也限制了雙級引射器的進一步推廣應(yīng)用。

通過數(shù)值模擬研究引射器內(nèi)部流場狀態(tài)是降低能耗并實現(xiàn)裝置調(diào)控的重要手段[8-9]，但目前關(guān)于雙級引射器的研究仍較為缺乏。裴文偉等[10]、粟海鋒等[11]采用兩相流模型推導(dǎo)出雙級液氣引射器喉管的特征方程；陸東宏[12]研究變黏度、變密度流體對引射系數(shù)的影響；馮東東等[6]、薛浩淵等[13]則關(guān)注過程參數(shù)對真空度的影響規(guī)律。上述研究大多通過二維簡化模型對引射器進行性能分析和優(yōu)化，缺乏對引射器內(nèi)部流動和傳輸特性的研究，無法真正實現(xiàn)引射器的調(diào)控和節(jié)能降耗。因此，本文采用三維數(shù)值模擬來分析引射流體和工作流體的混合及擴散過程，探索降低能量損失的方法，為引射器的應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。

2 裝置與主要尺寸參數(shù)

與單級引射器結(jié)構(gòu)和原理類似，雙級引射器(圖 1)由一級吸入室、一級引射口、一級噴嘴、二級吸入室、二級引射口、二級噴嘴、混合室、擴散室八個部分構(gòu)成，其幾何參數(shù)見表 1。

圖1 雙級引射器結(jié)構(gòu)圖Fig. 1 Structural diagram of the two stage ejector

表1 雙級引射器主要幾何參數(shù)Table 1 Geometric parameters of the two stage ejector

雙級引射器與單級引射器的不同點在于，其產(chǎn)生兩次真空度、兩次引射：工作流體流經(jīng)一級噴嘴時，其絕熱膨脹后的高速流體使一級噴嘴出口處形成負壓，此時一級引射流體因為壓差于一級引射口流入，與工作流體混合后經(jīng)二級噴嘴于二級噴嘴口形成二次負壓；隨后二級引射流體由于壓差流入二級吸入室與一級混合流再次混合，經(jīng)混合室混合充分后，由擴散室增壓后高速噴出。

3 模擬方法與設(shè)置

本文采用 Fluent 軟件對雙級引射器進行三維數(shù)值模擬，控制方程包含穩(wěn)態(tài)的連續(xù)方程、動量方程和能量方程。采用 k-ε 雙方程湍流模型與標準壁面函數(shù)，以及壓力和速度耦合的 SIMPLE 算法。邊界條件根據(jù)試驗測定值設(shè)置，工作液體入口設(shè)置為速度入口，引射流體入口邊界設(shè)置為速度入口，出口邊界設(shè)置為壓力出口。引射流體可為氣體和液體?？紤]到模型的簡化，本文首先采用單相流動模型研究兩吸入口均為液體的雙級引射器的流動混合特性。模擬過程中，各流體介質(zhì)均為常溫純水。

由于緊靠管道壁面的區(qū)域內(nèi)壓力梯度和速度梯度較大，而靠近管路中心較小，除一級與二級吸入室部分外，在靠近管壁處均采用較密的邊界層網(wǎng)格?？紤]從噴嘴射出后的湍射流結(jié)構(gòu)，在二級噴嘴到出口處進行分區(qū)域劃分網(wǎng)格。其中，從工作流體入口段到一級噴嘴、一級噴嘴到二級噴嘴、二級噴嘴一直到出口段的內(nèi)部區(qū)域，這部分流動區(qū)域形狀規(guī)則，采用計算速度快的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進行網(wǎng)格劃分，并在射流剪切層進行了局部加密。其他區(qū)域則采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格中適應(yīng)性比較強的混合網(wǎng)格進行劃分(圖 2)。

圖2 引射器網(wǎng)格圖Fig. 2 Mesh for the ejector

為了降低模擬結(jié)果的誤差，本文首先對網(wǎng)格獨立性和模擬模型的驗證進行了研究。由于能量守恒原理和一、二級吸口的相互抑制作用，不同的網(wǎng)格數(shù)對應(yīng)的一級、二級真空度結(jié)果也略有不同。如圖 3(a)所示，一級真空度峰值為 101.0 kPa，低值為 98.3 kPa。二級真空度峰值為 77.1 kPa，低值為 63.3 kPa。由此可見，網(wǎng)格數(shù)對一級真空度的影響很小，而對二級真空度影響較大。從圖中數(shù)據(jù)趨勢可看出，當網(wǎng)格數(shù)大于 80 萬后，對真空度影響非常小?？紤]計算能力，此次模擬的網(wǎng)格數(shù)約為 80 萬。

圖3 模型驗證Fig. 3 Model validation

此外，本文通過對比試驗和模擬的兩級吸口真空度數(shù)據(jù)來驗證三維模擬模型[6]。如圖 3(b)所示，隨著入口速度的提升，兩級吸口的試驗和模擬數(shù)值變化趨勢是保持一致的。但由于一、二級吸口的相互抑制作用，模擬值與實驗值的誤差呈現(xiàn)不同的變化規(guī)律。其中，一級真空度在中高入口流速下，試驗和模擬數(shù)據(jù)能夠較好的對應(yīng)；而二級真空度在中低入口流速下，試驗和模擬數(shù)據(jù)能夠較好的對應(yīng)。但總體而言，除個別運行參數(shù)外，模擬和實驗誤差一般小于 10%，表明三維數(shù)值模擬模型能較好地預(yù)測雙級引射器。

4 結(jié)果與討論

4.1 射流擴展特性

4.1.1 沿程壓力與速度分布

圖 4(a)顯示，射流速度在入口段與二級噴嘴出口處(x＝0.1 m)快速下降，進而形成負壓。圖 4(b)顯示速度于二級噴嘴出口處(x＝0.1 m)至二級吸入室出口處(x＝0.2 m)明顯下降，而混合流體流入混合室后，混合流體速度與壓力不再明顯下降。此外，圖 4 中的壓力分布趨勢與速度分布趨勢相反，符合能量守恒定律。本文作者課題組前期研究引射器的速度及壓力云圖結(jié)果表明：噴嘴直徑與工作流體流速是影響噴射器內(nèi)部負壓大小的主要因素[6]。這主要源于工作流體速度越大，噴嘴直徑越小，形成的湍流傳遞給引射流體的動能越多，負壓越低[14]。而在相同工作流體流速下，引射流體流速從 0 m3/h 增加至 4.5 m3/h 時，吸口對應(yīng)中心的負壓呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢。主要原因是引射器的引射系數(shù)限制，超出引射流體流速范圍，相應(yīng)的真空度會迅速降低[6]。

4.1.2 徑向速度分布

圖 5 顯示速度從噴嘴中心沿徑向急劇下降，而噴嘴內(nèi)軸線區(qū)域(徑向距離約為 0.01 m)的徑向速度最大，這也對應(yīng)軸線處的流體湍動程度大而近壁面流體湍動程度小。這主要源于流體由噴嘴噴射后與周圍流體產(chǎn)生黏性壓差，從而形成混動邊界層，流體在混動邊界層內(nèi)進行動量及質(zhì)量傳遞[15]。此外，引射流體流速的變化對一、二級噴嘴軸線區(qū)域影響較小，其主要影響在近壁面處。隨著引射流體流速的增加，大體呈現(xiàn)逐漸增加的趨勢。

圖4 (a)不同引射流速下沿程壓力與(b)速度分布圖(工作流體流速為 2.85 m/s)Fig. 4 (a) Pressure and (b)velocity distributions at diあerent velocities of ejected fluid, and the velocity for working fluid is 2.85 m/s

圖5 噴嘴口速度沿徑向分布圖Fig. 5 Radial velocity distributions at nozzle outlet

圖 6 為二級吸入室混合流體速度沿徑向分布。通過對比發(fā)現(xiàn)其共同點為，靠近壁面處(徑向距離在 0.02～0.04 m)的速度均呈現(xiàn)上升后下降趨勢。其原因為，流體于吸入室內(nèi)產(chǎn)生漩渦，流體湍動程度加大。而隨徑向距離的增大，流體近壁面處速度增加幅度更大，此時，壓力開始回升，流體渦旋現(xiàn)象明顯。而在中心軸線附近，無旋渦影響的流體速度沿遠離噴嘴位置逐漸降低。當混合流體流經(jīng)混合室并經(jīng)過二級噴嘴后，流體處于高壓高速狀態(tài)。此時流體混合均勻，近壁面處流體漩渦現(xiàn)象不明顯，如圖 6(d)所示，速度無上升段，而流體的湍動態(tài)則在軸線處表現(xiàn)明顯。引射流速的變化在吸入室對旋渦起到先加強后降低的作用，而在混合室，速度則取決于總混合流體的流量。

4.2 混合特性

4.2.1 吸入室流動跡線分析

為更直觀地分析引射器內(nèi)部的混合過程，圖 7 為分別以一級吸口和二級吸口的角度(圖 1)截取吸入室內(nèi)流體流動跡線。從圖 7 可知，流體在噴嘴內(nèi)以及混合室內(nèi)流線均勻，而在吸入室引射口處產(chǎn)生旋渦且在吸入口處產(chǎn)生一個或多個旋渦?，F(xiàn)有研究表明，旋渦的產(chǎn)生一方面增大近壁面處的流體速度，不利于混合流體流動；另一方面，旋渦致使流體在吸入室內(nèi)消耗更多能量，導(dǎo)致泵的運行效率低下[16-17]。由此可知，一級吸入室主要產(chǎn)生多個小的旋渦和二級吸入室產(chǎn)生大旋渦可分別對應(yīng)圖 6 的速度徑向分布規(guī)律，也相應(yīng)解釋了二級吸口近壁面的流體流速增加幅度較大及真空度下降。

圖6 吸入室及混合室速度沿徑向分布圖Fig. 6 Radial velocity distributions of suction chamber and mixing chamber

4.2.2 吸入室截面壓力云圖與混合跡線分析

如圖 8 所示，隨著入口速度的提升，引射壓力和流動軌跡呈現(xiàn)多樣的變化規(guī)律。不同的引射流體速度所展現(xiàn)出的壓力分布與流動軌跡的共同點在于：混動跡線都是不對稱分布，且不對稱性隨引射流體速度的增大而增大。這表明，在吸入室內(nèi)，流體流動并非二維，因此通過二維數(shù)值模擬無法掌握引射器內(nèi)部的混合特性[6,15]。王松林等[18]通過對噴嘴及吸入室截面流線圖分析發(fā)現(xiàn)，喉管二次流動速度小于主流(軸線方向)速度。因此通過圖 8 可知，由于渦流促使流體徑向速度增大，流體處于三維流動狀態(tài)，但其主要流動方向是沿中心軸線，故可將流體在吸入室內(nèi)的流動狀態(tài)近似看作二維流動。

不同的引射流體速度所展現(xiàn)出的壓力分布與流動軌跡的不同點在于：隨著引射流體速度的增大，負壓先增大后減小。其原因在于，當較小的引射流體流速與工作流體混合時，能量損失較大。而當引射流體速度較大時，其混合時間短，能量損失較小。從圖 8 可看出，當引射流體速度足夠大時，其漩渦量較少且漩渦較小。因此，為改善泵運行效率，可適當提高引射流體速度。

圖7 吸入室切面流線圖Fig. 7 Streamline diagram of suction chamber section

圖8 不同引射流速度下的吸入室截面壓力云圖Fig. 8 Pressure contours of suction chamber section under diあerent jet velocities

4.2.3 湍動耗散率與湍動能

為分析不同徑向位置的流動和混合特性，通過無量綱參數(shù) L/R 表征徑向位置(其中 L 為偏離噴嘴中心的距離，R 為噴嘴半徑)，分析湍動能(湍流強度)和湍動耗散率(分子黏性作用下由湍流動能轉(zhuǎn)化為分子熱運動動能的速率)的變化規(guī)律。圖 9 顯示不同 L/R 的湍動耗散率分布規(guī)律大致相同，均呈現(xiàn)先增大后降低的趨勢。隨著 L/R 比率的增大，曲線向左平移，湍動耗散率峰值由二級吸入室向二級噴嘴移動。而湍動能最大值(圖 10)則發(fā)生在二級吸入室。當 L/R＝1 時，湍動耗散率在一級噴嘴急劇上升后下降，在二級噴嘴再次達到峰值，而湍動能在一級噴嘴較小。因此，在此比率下，流體在一級噴嘴里的湍動力度較小。此外，引射流速對不同徑向位置湍動能和耗散率的影響是不規(guī)律的，這主要取決于旋渦的形成與分布。

對比圖 9 與圖 10 可知，湍動耗散率最大值處與湍動能最大值處大致一樣。而在吸入室內(nèi)，湍動能主要是傳遞給大渦流。隨著 L/R 的增大，湍動耗散率明顯增大，而湍動能只略微增大。隨著 L/R 比率的增大，湍流能量耗散速度增大，漩渦消散得更快[19-20]。

4.3 討論與分析

圖9 湍動耗散率圖Fig. 9 Turbulent dissipation rate

本文在前期雙級引射器二維數(shù)值模擬獲取壓力和溫度分布的基礎(chǔ)上[6]，通過建立三維數(shù)值模擬模型，獲取速度、壓力、流線、湍流、旋渦等參數(shù)的三維分布，進而分析引射器的射流和混合特性，為后續(xù)雙級引射器的優(yōu)化設(shè)計奠定了基礎(chǔ)。相比單級引射器及本文作者課題組前期的研究工作，流場特性既體現(xiàn)一些類似規(guī)律，但又展現(xiàn)出一些重要特性。首先，工作流體的射流卷吸作用進而形成真空效應(yīng)在單級或雙級引射器、二維或三維模擬的規(guī)律是一致的[14]。而另一方面，通過三維模型方可洞悉引射器內(nèi)的流線和旋渦分布，進而對應(yīng)解釋一、二級吸口真空度的變化規(guī)律。此外，本研究可掌握引射速度對湍動能和耗散率的影響規(guī)律，結(jié)合旋渦的形成和分布，為后續(xù)掌握一、二級吸口的相互作用提供指導(dǎo)。

圖10 湍動能Fig. 10 Turbulent kinetic energy

當然，本文也存在不足之處，需要在后續(xù)研究中進一步補充及完善。首先，在計算模型上，本文采用單相流模型對純水介質(zhì)在雙級引射器內(nèi)的射流混合特性進行模擬。而實際應(yīng)用過程中，氣體也常常出現(xiàn)在引射流體中?？赡Y(jié)和不可凝結(jié)氣體對射流混合、真空度都會產(chǎn)生重要影響。因此，建立符合雙級引射器的兩相流模型將是后續(xù)研究的關(guān)鍵。其次，工作流體和引射流體間也常常存在溫差，需要考慮能量方程對兩相流模型的影響。最后，雙級引射器的重要特征是兩級引射口的相互抑制，掌握雙級引射器的射流和混合特性是協(xié)調(diào)兩級吸口引射作用的關(guān)鍵。為了進一步掌握雙級引射器間的相互作用關(guān)系和協(xié)調(diào)機制，需要在本文的基礎(chǔ)上系統(tǒng)研究兩級噴嘴尺寸、間距、喉管等結(jié)構(gòu)和運行參數(shù)對流動和混合特性的影響規(guī)律。

5 結(jié) 論

本文通過三維數(shù)值模擬對雙級射流泵內(nèi)的射流和混合特性進行分析，得到以下結(jié)論。

(1)流體在噴射器內(nèi)的徑向速度最大值均為軸線處。而在噴嘴內(nèi)，軸線處的流體湍動度較大；吸入室內(nèi)，靠近壁面處的徑向速度均呈現(xiàn)上升后下降趨勢，流體渦旋現(xiàn)象明顯；在混合室時，流體混合均勻，近壁面處流體漩渦現(xiàn)象不明顯。

(2)流體在噴嘴內(nèi)以及混合室內(nèi)流線均勻，而在引射口處產(chǎn)生渦流且在吸入口處產(chǎn)生一個或多個渦流。

(3)不同的引射流體速度，其混動跡線都是不對稱分布且隨引射流體速度的增大而增大。

(4)隨著引射流體速度的增大，負壓先增大后減小。當引射流體速度足夠大時，其漩渦量較少且漩渦較小。因此，為改善泵運行效率，可適當提高引射流體速度。

(5)不同 L/R 比率時，湍動耗散率最大值處與湍動能最大值處大致一樣。隨著 L/R 的增大，湍動耗散率明顯增大，而湍動能只略微增大。隨著 L/R 比率的增大，湍流能量耗散速度也增大，漩渦消散得更快。