牛擎宇， 關(guān) 欣， 宋子曄， 秦 陶

(上海理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，上海 200093)

CO2跨臨界循環(huán)中的節(jié)流膨脹被認(rèn)為是造成能量損失的主要環(huán)節(jié)，應(yīng)用噴射器回收熱量和能量的制冷系統(tǒng)受到廣泛青睞[1-2]。要想準(zhǔn)確評價噴射器部件所產(chǎn)生的不可逆損失，就必須要對噴射器內(nèi)部典型流動特征進(jìn)行深入探討。早期研究人員主要是通過均質(zhì)平衡模型和非平衡延遲相變的均質(zhì)弛豫模型對其進(jìn)行描述[3-5]，結(jié)果表明在某些工況下采用這些模型能夠獲得較為可信的流動信息。雖然通過分析噴射器典型的流動特征可以掌握噴射器特性和完善噴射器理論，但噴射器結(jié)構(gòu)尺寸的優(yōu)化設(shè)計影響著整個系統(tǒng)的性能，因此不少學(xué)者開始對噴射器的性能隨工況和結(jié)構(gòu)參數(shù)變化的關(guān)系進(jìn)行了研究。結(jié)果表明,噴嘴的結(jié)構(gòu)尺寸、混合室長度、混合室直徑以及最佳收斂角等參數(shù)對噴射器性能的影響很大[6-13]，而喉部直徑對噴射器性能的影響可以忽略不計[14]。內(nèi)部流場中流體的非平衡相變現(xiàn)象對流動過程以及噴射器性能有著極其重要的影響，所以學(xué)者們在考慮相變的條件下對噴射器進(jìn)行了研究[15-19]。付江濤[15]在對帶噴射器的跨臨界CO2熱泵系統(tǒng)的模擬分析中得到了噴射器內(nèi)速度、壓力的變化規(guī)律，同時也分別對不同的噴射器結(jié)構(gòu)尺寸和不同運(yùn)行工況下的壓力場和速度場的變化進(jìn)行模擬。Liu等[16]通過實(shí)驗(yàn)研究和數(shù)值模擬的方法探討了CO2兩相噴射器的噴嘴效率、吸收室效率以及混合室效率等能反映能量損失的參數(shù)在不同工況和結(jié)構(gòu)參數(shù)情況下的變化規(guī)律。Banasiak等[17]對工質(zhì)為CO2的兩相噴射器進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，并得到了噴射器性能最佳的結(jié)構(gòu)參數(shù)。Palacz等[18]基于計算流體力學(xué)(CFD)數(shù)值模擬對CO2超音速兩相噴射器的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行研究，結(jié)果表明混合室直徑是影響噴射器性能的關(guān)鍵參數(shù)。

雖然國內(nèi)外學(xué)者在噴射器的數(shù)值模擬方面取得了豐碩成果，但大多數(shù)研究都是假設(shè)流體均質(zhì)平衡流動，忽略流體的非平衡相變以及兩流體的相互擠壓和混合剪切層的相互干擾，只有少部分研究者考慮了非平衡相變，但仍然缺乏關(guān)于內(nèi)部流動分布和結(jié)構(gòu)尺寸對噴射器性能影響的研究，且目前關(guān)于噴射器在CO2跨臨界循環(huán)系統(tǒng)中的優(yōu)化研究較少。因此，筆者以噴射系數(shù)作為優(yōu)化目標(biāo)，對以CO2為工質(zhì)的噴射器的重要結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化分析，研究內(nèi)容包括噴射器的噴嘴直徑、噴嘴出口到混合室距離和混合室直徑，并從噴射器內(nèi)部流場分布的變化來分析其性能變化的原因，以期豐富關(guān)于噴射器在CO2跨臨界循環(huán)系統(tǒng)中的優(yōu)化研究，并為其發(fā)展提供理論參考。

1 噴射器的數(shù)值模擬

1.1 模型建立

如表1所示，參考文獻(xiàn)[20]中噴射器的結(jié)構(gòu)設(shè)計方法,得到設(shè)計工況下噴射器的結(jié)構(gòu)尺寸。通過建立噴射器模型確定其計算域，對該模型進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，確定網(wǎng)格數(shù)為90 829，整體網(wǎng)格的質(zhì)量精度高于0.95，滿足精度要求。噴射器模型的網(wǎng)格劃分見圖1。

表1 設(shè)計工況下噴射器的結(jié)構(gòu)尺寸Tab.1 Structural dimension parameters of the ejector under design conditions mm

(a) 噴射器二維模型

(b) 局部網(wǎng)格劃分圖1 噴射器模型網(wǎng)格劃分Fig.1 Mesh generation of the ejector model

1.2 數(shù)值模擬

1.2.1 求解器和方程

對噴射器內(nèi)的CO2兩相流動過程進(jìn)行數(shù)值模擬，在壓力基求解器下對兩相流方程、能量方程和湍流方程進(jìn)行瞬態(tài)求解。兩相流方程選用VOF形式進(jìn)行模擬，湍流方程選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)(SWF)。兩相流包含氣態(tài)CO2和液態(tài)CO2，氣態(tài)密度按理想氣體模型選擇，調(diào)用NTST8.0物性計算分析軟件計算其導(dǎo)熱系數(shù)和黏度，并取其平均值。利用Matlab調(diào)用NIST8.0，再通過CFD求解器采用線性插值法得到每個網(wǎng)格區(qū)域準(zhǔn)確的超臨界區(qū)液態(tài)CO2的物性參數(shù)[21]。

1.2.2 邊界條件

工作流體(即主流)進(jìn)口采用壓力進(jìn)口邊界條件。定義主流進(jìn)口總壓為9 MPa，溫度為308.15 K。引射流體(即次流)進(jìn)口采用壓力進(jìn)口邊界條件。定義次流進(jìn)口總壓為3.9 MPa，溫度為283.15 K?；旌狭黧w出口采用壓力出口邊界條件?；旌狭黧w在擴(kuò)壓室出口處的靜壓為4.6 MPa。壁面邊界采用無滑移絕熱壁面。

2 噴射器結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響

2.1 噴嘴直徑對噴射器性能的影響

保持工作參數(shù)和其他部件的結(jié)構(gòu)尺寸不變，研究噴嘴直徑對噴射器性能的影響。圖2和圖3分別給出了不同噴嘴直徑下噴射器內(nèi)部靜壓云圖以及靜壓沿軸線的分布。噴射器進(jìn)、出口位置分別處于坐標(biāo)原點(diǎn)右側(cè)29.9 mm和15 mm處，擴(kuò)壓室出口位置處于坐標(biāo)原點(diǎn)左側(cè)14.5 mm處。當(dāng)噴嘴直徑從0.9 mm增大至2.1 mm時，噴嘴中的靜壓逐漸減小。當(dāng)噴嘴直徑為0.9 mm時相當(dāng)于等截面狀態(tài)，此時主流壓力低于次流壓力，噴嘴出口處屬于欠膨脹狀態(tài)，會產(chǎn)生較大的能量損失。當(dāng)噴嘴直徑為1.5 mm時，膨脹比較充分，壓力損失較小。但隨著噴嘴直徑的繼續(xù)增大，噴嘴變成橫截面面積沿氣體流動方向不斷增大的漸擴(kuò)型噴嘴，此時主流壓力高于次流壓力，在噴嘴出口處過度膨脹，但由于主次流分離現(xiàn)象的產(chǎn)生，噴嘴中的靜壓不再發(fā)生較明顯的變化。其原因是主次流的摻混段和出口擴(kuò)張段是流場中的“靜壓恢復(fù)區(qū)域”，該位置通流面積逐漸增大，靜壓增大，能量損失得到補(bǔ)償。

圖2 不同噴嘴直徑下噴射器內(nèi)部靜壓云圖Fig.2 Static pressure nephogram inside the ejector at different nozzle diameters

圖3 不同噴嘴直徑下靜壓沿軸線的分布Fig.3 Distribution of static pressure along the axis at different nozzle diameters

圖4和圖5分別給出了不同噴嘴直徑下的速度矢量圖和噴射器內(nèi)部速度云圖。隨著噴嘴直徑的增大，噴嘴出口截面處的速度逐漸提高，但如果噴嘴直徑增幅超過設(shè)計工況下噴嘴出口直徑的25%,會導(dǎo)致沿著流動方向噴嘴通流面積的增速快速增大，主流區(qū)的流體在經(jīng)過噴嘴的擴(kuò)張段時不再沿著壁面往外擴(kuò)展，即產(chǎn)生分離的現(xiàn)象。從圖4可以看出，噴嘴直徑為1.8 mm和2.1 mm時會出現(xiàn)主流往次流區(qū)倒吸的現(xiàn)象，噴嘴直徑為1.8 mm時次流區(qū)的喉部有一個高速區(qū)(見圖5)，而噴嘴直徑為2.1mm時次流區(qū)的喉部不存在類似的高速區(qū)。其原因是隨著噴嘴直徑的增大，噴嘴出口處由欠膨脹狀態(tài)轉(zhuǎn)換為過膨脹狀態(tài)，使得次流區(qū)的喉部面積縮小，主流區(qū)流體通過該位置時被加速，但進(jìn)一步增大噴嘴直徑會使噴嘴出口處發(fā)生次流的壅塞現(xiàn)象，主流和次流的流場受到擾動，主流從喉部往次流區(qū)流動，此時噴嘴前緣的渦流變大，因此噴嘴直徑不宜過大。

(a) 噴嘴直徑為0.9 mm

(b) 噴嘴直徑為1.2 mm

(c) 噴嘴直徑為1.5 mm

(d) 噴嘴直徑為1.8 mm

(e) 噴嘴直徑為2.1 mm圖4 不同噴嘴直徑下的速度矢量圖Fig.4 Velocity vector diagrams at different nozzle diameters

圖5 不同噴嘴直徑下噴射器內(nèi)部的速度云圖Fig.5 Velocity nephogram inside the ejector at different nozzle diameters

圖6為不同噴嘴直徑下噴射器內(nèi)部馬赫數(shù)云圖。從圖6可以看出，混合室出口到擴(kuò)張段的位置會產(chǎn)生局部超音速區(qū)域，主要是因?yàn)樵撐恢玫耐髅娣e發(fā)生了較大變化，從接近于直管變成擴(kuò)張管道，因此局部氣流被加速至馬赫數(shù)Ma超過1，并在此處產(chǎn)生激波現(xiàn)象，造成一定的能量損失。上述超音速區(qū)域僅限于靠近壁面且通流面積發(fā)生劇烈變化的位置，靠近噴射器軸線位置的馬赫數(shù)變化不大。

(a) 噴嘴直徑為0.9 mm

(b) 噴嘴直徑為1.2 mm

(c) 噴嘴直徑為1.5 mm

(d) 噴嘴直徑為1.8 mm

(e) 噴嘴直徑為2.1 mm圖6 不同噴嘴直徑下噴射器內(nèi)部馬赫數(shù)云圖Fig.6 Mach number cloud map inside the injector at different nozzle diameters

圖7給出了噴嘴直徑對噴射系數(shù)的影響。由圖7可知，隨著噴嘴直徑的增大，噴射系數(shù)迅速增大，后又迅速減小。其原因是當(dāng)噴嘴直徑較小時，主流屬于欠膨脹狀態(tài)，速度較低，此時在低壓狀態(tài)下不足以卷吸給定壓力下的次流，因此噴射系數(shù)較?。浑S著噴嘴直徑增大到1.5 mm時，噴嘴出口處主流的壓力降至合適的區(qū)間，此時能量損失最小，噴射系數(shù)較大；而當(dāng)噴嘴直徑繼續(xù)增大，主流在噴嘴出口處屬于過膨脹狀態(tài)，此處會出現(xiàn)次流的壅塞現(xiàn)象，主流發(fā)生回流，使得主流的通流面積變小，所以噴射系數(shù)呈減小趨勢。

圖7 噴嘴直徑對噴射系數(shù)的影響Fig.7 Effects of nozzle diameter on injection coefficient

2.2 不同噴嘴出口到混合室距離的影響

圖8和圖9分別給出了不同噴嘴出口到混合室距離下噴射器內(nèi)部靜壓云圖以及靜壓沿軸線的分布。由圖8可知，靜壓較低的區(qū)域?yàn)閲娮旌突旌鲜业某隹?，說明流體在該區(qū)域存在壓力損失，且存在較多的動壓轉(zhuǎn)換，流體被加速。當(dāng)噴嘴出口到混合室距離為6.78 mm和7.16 mm時，混合室下游存在一段較長的低靜壓區(qū)域。因此，當(dāng)噴嘴出口到混合室距離增幅超過設(shè)計工況的6%時,流體會被加速，同時也會帶來較大的壓力損失。由圖9可知，噴嘴出口到混合室距離發(fā)生改變主要影響噴嘴下游(即混合室)的靜壓分布情況。隨著噴嘴出口到混合室距離的增大，混合室中的靜壓整體呈下降趨勢，但在出口處的擴(kuò)張段，由于主流與次流混合較充分且流動較平緩，靜壓逐漸恢復(fù)。

圖8 不同噴嘴出口到混合室距離下噴射器內(nèi)部靜壓云圖Fig.8 Static pressure nephogram inside the ejector at different distances from nozzle outlet to mixing chamber

圖9 不同噴嘴出口到混合室距離下靜壓沿軸線的分布Fig.9 Distribution of static pressure along the axis at different distances from nozzle outlet to mixing chamber

圖10為不同噴嘴出口到混合室距離下的速度矢量圖。從圖10可以看出，當(dāng)噴嘴出口到混合室距離為5.64～6.78 mm時，次流出口處會出現(xiàn)壅塞現(xiàn)象，噴嘴前緣區(qū)域產(chǎn)生的渦流會導(dǎo)致主流往次流區(qū)倒吸，且該處的渦流會導(dǎo)致次流流向下游的阻力增大，主流區(qū)的動能耗散更大。由于渦流本身會隨著噴嘴出口到混合室距離的增大而變大，導(dǎo)致維持渦流穩(wěn)定所需的能量也增加，因此渦流強(qiáng)度減弱，倒吸的程度也得到緩解。當(dāng)噴嘴出口到混合室距離增大至7.16 mm時渦流已經(jīng)消失，次流能夠較為順利地進(jìn)入混合室與主流摻混，且不再出現(xiàn)回流現(xiàn)象。結(jié)合圖11可知，當(dāng)噴嘴出口到混合室距離為7.16 mm時噴嘴下游速度最大，這與此時不存在渦流有關(guān)。

(a) 噴嘴出口到混合室距離為5.64 mm

(b) 噴嘴出口到混合室距離為6.02 mm

(c) 噴嘴出口到混合室距離為6.40 mm

(d) 噴嘴出口到混合室距離為6.78 mm

(e) 噴嘴出口到混合室距離為7.16 mm圖10 不同噴嘴出口到混合室距離下的速度矢量圖Fig.10 Velocity vector diagrams at different distances from nozzle outlet to mixing chamber

如圖11所示，改變噴嘴出口到混合室距離后噴嘴下游的流場會發(fā)生變化。流場中速度最高的區(qū)域均位于噴嘴喉部，雖然噴嘴下游也存在一段距離較長的高速區(qū)，但該區(qū)域的速度要小于噴嘴喉部的速度。其原因是該位置存在主次流摻混，導(dǎo)致來自噴嘴的主流的動能被消耗和傳遞。隨著噴嘴出口到混合室距離逐漸增大，噴嘴下游的高速區(qū)沿著噴射器半徑的方向擴(kuò)大，且速度也有所提高，尤其噴嘴出口到混合室距離為7.16 mm時混合流體速度達(dá)到了接近于噴嘴區(qū)域的流體速度。

圖11 不同噴嘴出口到混合室距離下噴射器內(nèi)部速度云圖Fig.11 Velocity nephogram inside the ejector at different distances from nozzle outlet to mixing chamber

圖12為不同噴嘴出口到混合室距離下噴射器內(nèi)部馬赫數(shù)云圖。噴嘴出口到混合室距離增大后，混合室出口處馬赫數(shù)變化較大，且其增幅要大于改變噴嘴直徑時馬赫數(shù)的增幅，激波現(xiàn)象更加明顯。

(a) 噴嘴出口到混合室距離為5.64 mm

(b) 噴嘴出口到混合室距離為6.02 mm

(c) 噴嘴出口到混合室距離為6.40 mm

(d) 噴嘴出口到混合室距離為6.78 mm

(e) 噴嘴出口到混合室距離為7.16 mm圖12 不同噴嘴出口到混合室距離下噴射器內(nèi)部馬赫數(shù)云圖Fig.12 Mach number cloud map inside the injector at different distances from nozzle outlet to mixing chamber

這是因?yàn)閲娮斐隹诘交旌鲜揖嚯x越大，上游渦流對次流的影響越小，流體在混合室中的速度會增大，混合流體經(jīng)過混合室出口進(jìn)入擴(kuò)張段時馬赫數(shù)更大。因此，噴嘴出口到混合室距離發(fā)生變化主要影響噴嘴下游的速度分布。當(dāng)噴嘴出口到混合室距離增大時，噴嘴下游的整體速度呈增大趨勢。

圖13給出了噴嘴出口到混合室距離對噴射系數(shù)的影響。由圖13可知，隨著噴嘴出口到混合室距離的增大，噴射系數(shù)呈先增大后減小的趨勢。其原因是當(dāng)噴嘴出口到混合室距離從5.64 mm增至6.40 mm，混合室進(jìn)口處流體的徑向直徑減小，此時主流在混合室進(jìn)口處的通流面積變小，而次流在此處的通流面積變大，且主次流混合更充分，激波強(qiáng)度逐漸增強(qiáng)，次流更容易被卷吸；而當(dāng)噴嘴出口到混合室距離超過設(shè)計工況(6.40 mm)時，流體在混合室的徑向直徑變大，說明主流在此處的通流面積增大，次流的通流面積減小，所以噴射系數(shù)呈減小趨勢，且由于噴嘴前緣區(qū)域存在渦流(見圖10)，并伴有主流往次流區(qū)倒吸的現(xiàn)象，該處渦流會導(dǎo)致形成一定程度的阻塞和回流，從而使得次流流向下游時會受到更大的阻力，所以此時次流質(zhì)量流量減小，噴射系數(shù)也減小。

圖13 噴嘴出口到混合室距離對噴射系數(shù)的影響Fig.13 Effects of the distance from nozzle outlet to mixing chamber on injection coefficient

2.3 混合室直徑的影響

圖14和圖15分別給出了不同混合室直徑下噴射器內(nèi)部靜壓云圖和靜壓沿軸線的分布。由圖14和圖15可知，除噴嘴外，噴射器中靜壓較低的區(qū)域是混合室。這是因?yàn)榛旌鲜抑型髅娣e相對于噴射器中其他位置較小。當(dāng)混合室直徑為0.75 mm和1.25 mm時，混合室中的靜壓非常低，且低壓區(qū)域很大，尤其混合室直徑為0.75 mm時混合室進(jìn)口處具有明顯的壓力梯度，主要原因是在該直徑下混合室進(jìn)口處有一段通流面積漸縮的區(qū)域，導(dǎo)致靜壓急劇下降。這說明氣流在該位置大幅加速，且壓力損失較大。當(dāng)混合室直徑增至1.75～2.75 mm時，混合室中低靜壓區(qū)域明顯減小，尤其混合室直徑為2.75 mm時噴嘴下游基本不存在低壓區(qū)。因此，較的混合室直徑能夠使流體經(jīng)過噴射器的壓力損失減小。

圖14 不同混合室直徑下噴射器內(nèi)部靜壓云圖Fig.14 Static pressure nephogram inside the ejector at different diameters of the mixing chamber

圖15 不同混合室直徑下靜壓沿軸線的分布Fig.15 Distribution of static pressure along the axis at different diameters of the mixing chamber

混合室直徑對主次流的流動影響很大?；旌鲜抑睆綖?.75 mm和1.25 mm時混合室中的靜壓非常低，即進(jìn)入混合室的阻力非常大，在噴嘴出口處產(chǎn)生了次流的壅塞現(xiàn)象，因此出現(xiàn)了主流區(qū)往次流區(qū)倒吸的現(xiàn)象(見圖16)，且混合室直徑為0.75 mm時倒吸現(xiàn)象更嚴(yán)重?；旌鲜抑睆皆龃蠛螅黧w經(jīng)過混合室時受到的阻力減小，因此主流不會倒吸進(jìn)入次流區(qū)，次流的流動能夠正常進(jìn)行。綜上，要使噴射器正常工作，需確保進(jìn)入混合室的阻力不能過大，否則會出現(xiàn)主流倒吸的現(xiàn)象。

(a) 混合室直徑為0.75 mm

(b) 混合室直徑為1.25 mm

(c) 混合室直徑為1.75 mm

(d) 混合室直徑為2.25 mm

(e) 混合室直徑為2.75 mm圖16 不同混合室直徑下的速度矢量圖Fig.16 Velocity vector diagrams at different diameters of the mixing chamber

圖17為不同混合室直徑下噴射器內(nèi)部的速度云圖。由圖17可知，主流經(jīng)過噴嘴后速度達(dá)到最大，其進(jìn)入混合室與次流摻混后速度有所下降，速度降幅與混合室直徑有關(guān)。當(dāng)混合室直徑為0.75 mm和1.25 mm時，混合室的通流面積小于上游的通流面積，因此主次流混合之后仍被加速，壁面附近流體的速度仍較大；當(dāng)混合室直徑從1.75 mm增大至2.75 mm，其通流面積大于上游和噴嘴的通流面積，因此混合室中只有中軸線附近位置的混合流體具有較高的速度，靠近壁面區(qū)域的速度較低。

圖17 不同混合室直徑下噴射器內(nèi)部的速度云圖Fig.17 Velocity nephogram inside the ejector at different diameters of the mixing chamber

圖18為不同混合室直徑下噴射器內(nèi)部馬赫數(shù)云圖。由圖18可知，當(dāng)混合室直徑較小時，混合室出口與擴(kuò)張段的交界處存在馬赫數(shù)超過1的區(qū)域，且馬赫數(shù)波動主要集中在混合室的上游，在此處產(chǎn)生的激波會帶來較大的能量損失。其主要原因是流體從較小直徑的混合室進(jìn)入擴(kuò)張段后，在2個區(qū)域的交界處存在極大的擾動，且在主次流摻混進(jìn)入混合室之前存在的一段漸縮橫截面處的擾動強(qiáng)度也較為劇烈。但是，當(dāng)混合室直徑增大，即混合室的通流面積基本與上游的通流面積相等時，混合室的上游基本不會產(chǎn)生壓力波動，此時再改變混合室直徑，馬赫數(shù)的變化幅度較之前明顯減小。

(a) 混合室直徑為0.75 mm

(b) 混合室直徑為1.25 mm

(c) 混合室直徑為1.75 mm

(d) 混合室直徑為2.25 mm

(e) 混合室直徑為2.75 mm圖18 不同混合室直徑下噴射器內(nèi)部馬赫數(shù)云圖Fig.18 Mach number cloud map inside the injector at different diameters of the mixing chamber

圖19給出了混合室直徑對噴射系數(shù)的影響。隨著混合室直徑的增大，噴射系數(shù)呈先增大后減小的趨勢。其原因是當(dāng)混合室直徑較小時靜壓很低，即流體經(jīng)過混合室時受到的阻力很大，出現(xiàn)了主流往次流區(qū)中倒吸的現(xiàn)象，導(dǎo)致次流的質(zhì)量流量很小，且混合室出口激波現(xiàn)象較明顯，混合流體被加速至馬赫數(shù)達(dá)到1，此時能量損失較為嚴(yán)重，噴射系數(shù)較小。當(dāng)混合室直徑逐漸增大，流體經(jīng)過混合室時受到的阻力減小，次流的質(zhì)量流量增大，噴射系數(shù)也隨之增大；當(dāng)混合室直徑超過設(shè)計工況下混合室長度的20%時，混合室內(nèi)部混合流體的速度較小，靜壓增大，主流與次流之間的速度差增大，驅(qū)動壓差較小，主流無法卷吸更多的次流，所以噴射系數(shù)減小。因此，為使噴射系數(shù)達(dá)到最大，混合室直徑存在最優(yōu)值(1.75 mm)。

圖19 混合室直徑對噴射系數(shù)的影響Fig.19 Effects of the diameter of the mixing chamber on injection coefficient

2.4 模擬驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模擬方法的合理性和正確性，在同一工況下將模擬優(yōu)化前和優(yōu)化后的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[22]進(jìn)行對比，實(shí)驗(yàn)中噴射器的結(jié)構(gòu)參數(shù)與優(yōu)化后的噴射器結(jié)構(gòu)參數(shù)一致。圖20給出了制熱系數(shù)隨排氣壓力的變化趨勢。由圖20可知，在不同排氣壓力下優(yōu)化后的制熱系數(shù)較優(yōu)化前最大提高9%。其原因是對噴射器的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化后，噴射器的噴射能力達(dá)到最佳，系統(tǒng)性能也得到提升。優(yōu)化后制熱系數(shù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的最大誤差為7%，說明模擬結(jié)果較為準(zhǔn)確，具有一定的參考價值。

圖20 制熱系數(shù)隨排氣壓力的變化趨勢Fig.20 Variations of heating coefficient with exhaust pressure

3 結(jié) 論

(1) 隨著噴嘴直徑的增大，混合室出口到擴(kuò)張段的位置處產(chǎn)生的局部激波現(xiàn)象得到緩解，但增幅需小于設(shè)計工況下噴嘴出口直徑的25%，否則會造成噴射器內(nèi)一定的壓力損失，且在噴嘴前沿處產(chǎn)生的渦流和壅塞現(xiàn)象會影響噴射器性能。

(2) 隨著噴嘴出口到混合室距離的增大，次流處的渦流強(qiáng)度逐漸減弱，倒吸現(xiàn)象逐漸緩解，有助于減輕次流的壅塞現(xiàn)象，但增幅超過設(shè)計工況的6%時，在混合室出口處會出現(xiàn)較大的激波變化，并產(chǎn)生壓力損失。

(3) 當(dāng)混合室直徑逐漸增大至1.75 mm時噴射器內(nèi)的壓力損失減小，流體經(jīng)過混合室時受到的阻力減小，倒吸現(xiàn)象得到緩解，且混合室出口與擴(kuò)張段交界處的激波現(xiàn)象得到明顯改善；當(dāng)混合室直徑大于1.75 mm，由于噴射器內(nèi)外的驅(qū)動壓差不平衡，會導(dǎo)致噴射器性能顯著減弱。建議混合室直徑取為設(shè)計工況下混合室長度的20%，此時噴射器性能最佳。

(4) 噴嘴直徑、噴嘴出口到混合室距離和混合室直徑均存在最優(yōu)值，使得噴射器性能達(dá)到最佳。在相同工況下將優(yōu)化后的制熱系數(shù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，兩者誤差不超過7%，驗(yàn)證了模擬結(jié)果的可靠性。