结构参数对大气喷射器性能影响的数值模拟分析

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气液喷射器喷射性能的数值模拟与优化

气液喷射器喷射性能的数值模拟与优化郑平;秦敬轩;陈旭【摘要】针对气液喷射器传统2维设计理论和以试验或者 CFD 为基础进行单因素改变分析的不足，进行4组不同条件、多因素影响下气液喷射器内部流场的CFD数值模拟，对比分析特定环境下不同气液流量比、混合管长径比、扩散室出口直径等参数对气液喷射器性能的影响，选择了合适的、有利于提高气液喷射器喷射性能的优化参数．结果表明：对于气液喷射器，当气液流量比和扩散室出口直径增大时，喷射器出、入口压降增大，壁流效应增大，工作效率降低，合适的气液流量比为0．018～0．035，扩散室出口直径为25～30 mm；当混合管长径比为1．00～1．17时，壁流效应较小，喷射器减速增压效果较好，流体混合加热效果较好，能够更好地满足气液喷射器工作特性要求．%According to the shortages of both traditional two-dimensional design and single-factor analysis basedon experiments or CFD software,the flow field of gas-liquid ejector influenced by multiple factors was simulated by CFD software under four kinds of conditions.The effects of gas-liquid flow rate,length to diameter ratio of mixture pipe and outlet diameter of diffusion chamber on the ejection performance of gas-liquid ejector were compared and analyzed.The optimization was obtained to enhance the ejection performance of gas-liquid ejector.The results show that for the specific ejector,when gas-liquid flow rate and outlet diameter of diffusion chamber are increased,pressure drop and wall flow effect are increased with decreased work efficiency.The suitable gas-liquid flow rate is from 0.01 8to 0.035,and the suitable outlet diameter of diffusion chamber is from 25mm to 30 mm.When length to diameter ratio of mixture pipe is from 1 .00 to 1 .1 7,the wall flow effect is little,and the effects of deceleration supercharging and mixed heating are good. The results show that the appropriate parameters can better meet the requirements of operating characteristics.【期刊名称】《江苏大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2017(038)001【总页数】7页(P30-36)【关键词】气液喷射器;CFD建模;喷射性能;数值模拟;优化【作者】郑平;秦敬轩;陈旭【作者单位】辽宁石油化工大学石油天然气工程学院，辽宁抚顺113001;辽宁石油化工大学石油天然气工程学院，辽宁抚顺113001;辽宁石油化工大学石油天然气工程学院，辽宁抚顺113001【正文语种】中文【中图分类】Q358气液喷射器产生的小气泡或小液滴，在注入反应器后会增强气液两相间接触，因而具有更高的传质速率［1］.它被广泛应用在等化学、生物反应工程领域.目前已有大量对气液喷射器进行试验研究和CFD软件数值模拟的成果和经验.国内外学者对气液喷射器进行了大量研究.文献［2］利用气液喷射器试验研究热力学参数，提出了新的氨水混合物.文献［3］将气液喷射器改装成射水抽气除氧器，进行了模拟试验.文献［4］利用CFD预测了酒精急速喷射器性能.文献［5－6］对气液喷射器进行了数值模拟和试验.文献［7－8］在2维建模基础上利用数值模拟研究了气液喷射器喷射性能的影响因素.文献［9－12］考虑了单因素对喷射器性能的影响，进行了3维数值模拟.为了进一步研究气液喷射器喷射的性能，笔者运用CFD软件，建立特定气液喷射器的3维模型，探究喷射器的气液流量比、混合管长径比以及扩散室出口直径等多参数对喷射器喷射效果的影响，提出相应的结构优化方案，对气液喷射器的工程应用和设计优化具有一定理论指导意义.1.1 数学模型1.1.1 控制方程连续性方程为式中：ρ为密度；t为时间；u为速度.动量方程为式中：p为压强；τ为湍流应力.能量方程为式中：E为流体微团总能；keff为有效热传导系数；T为温度；τeff为热源项. 1.1.2 湍流模型湍动能k和湍能耗散ε的传递方程如下：式中：μt为湍流（漩涡）黏度；C1ε＝1.44；C2ε＝1.92；σk＝1.0；σε＝1.3.式中Cμ＝0.09.1.1.3 气液流量比和混合管长径比气液流量比为式中：Qg为气体流量；Ql为液体流量.混合管长径比式中：L为混合管长度；D为混合管直径.1.1.4 加热系数加热系数为式中：Tc为混合出口温度；Tw为主流体入口温度.1.2 物理模型主流体液相入口为液化天然气（LNG），吸入次流体为气相闪蒸汽（BOG）.LNG 外输流量为4～8 m3·h－1，压力为1 MPa，BOG流量为0.1～0.4 m3·h－1.因文中主要分析气液喷射器后部混合管和扩散室的流动特性和阻力特性，故建模时忽略气液喷射器喷嘴，简图如图1所示.几何参数：混合管长度为272 mm，LNG 入口管径为10 mm，BOG入口管径为8 mm，混合流体出口管径为25 mm，扩散室长度为272 mm，总长为327 mm.1.3 假设条件假设条件：①流体在喷射器内做稳定流动，相对非稳态流动可以大大缩短模拟运行时间；②LNG与BOG混合后未发生相变，BOG为不可压缩流体，降低模拟分析过程中对参数的影响因素，且加入相变模拟程序对两相混合效果影响较小；③忽略摩擦损失、壁面绝热，流体经过喷射器发生压缩膨胀均为绝热过程，与外界环境隔离，使该气液喷射器模型更理想化.1.4 网格划分和边界条件1.4.1 网格划分在气体入口、混合室以及混合室前段的渐缩段进行网格局部加密.采用非结构网格划分方式，接受室、渐缩段和气体入口采用四面体网格，混合室、扩散室出口采用六面体网格.由于混合管处流速大，考虑边界层网格.气液喷射器整体结构网格划分如图2所示，渐缩管与混合管网格划分如图3所示，LNG和BOG进口处网格划分如图4所示.1.4.2 边界条件LNG液体入口和BOG气体入口为速度入口边界，LNG入口速度恒为20 m·s－1，混合流体出口为压力出口边界.2.1 求解过程定义模型为稳定、压力基、隐式求解器；选择Mixture模型以及标准k-ε湍流方程；启动能量方程，考虑重力，将出口压力设置为常压；初始化时，动量方程、湍动能、湍流耗散设置为二阶迎风格式，体积分数设置为QUICK.2.2 模拟过程在文献［7］研究气液喷射器几何因素的基础上，采取控制变量法，进行4组不同条件的模拟计算.条件1：控制混合管直径为6.5 mm、混合管长度为7 mm、扩散管出口直径为25 mm不变，改变BOG气体进口流量，从而改变气液流量比；条件2：控制混合管长度为7 mm、气液流量比为0.018、扩散管直径为25 mm不变，增大混合管直径；条件3：控制混合管直径为6.0 mm、气液流量比为0.018、扩散管直径为25 mm不变，增大混合管管长；条件4：控制控制混合管直径为7.0 mm、混合管长度为7 mm、气液流量比为0.018不变，增大扩散管出口直径.工质物性参数及4组参数条件如表1，2所示.其中，vB为BOG入口流速，d为扩散管出口直径.3.1 气液流量比对阻力特性的影响阻力特性分析主要包括：①喷射器轴线上的压力变化；②主流体进口与扩散室出口间的压降.不同气液流量比的轴线压力曲线和压降曲线分别如图5，6所示.其中，p1为轴线压力，Δp0为主流体LNG进口与扩散室出口间的压降，x为轴线坐标.从图5，6可以看出：不同流量比下的压力变化趋势一致，只是对应处的压力大小不同；在x＝0 mm即混合管入口处，压力迅速降低，是因为混合管截面面积小，流体流速大的原因造成的；随着气液流量比的增大，混合管段处的压力有所降低，主流体进口与扩散室出口间的压降却随之增大，例如在x＝0 mm，当λ＝0.018时，流体压力为－5.41 MPa，压降为3.87 MPa；当λ＝0.071时，流体压力降低至－5.85 MPa，压降增大至4.20 MPa.整个喷射器系统压降增大，是因为气体流量的增加导致喷射器压缩气体做功增加，以及流体间的摩擦阻力增加，这对喷射器的工作效率也是不利的.因此，针对此喷射器选择较好的气液流量比λ为0.018～0.035.3.2 混合管长径比的影响3.2.1 流动特性分析不同混合管直径下，z＝0处的速度云图和湍动能云图分别如图7，8所示.随着混合管直径的增加，喷射器出口混合流体流速明显增加，扩散室内的湍动能亦是如此；当D从6.0 mm增大到7.0 mm时，出口速度从14.99 m·s－1增大到15.23 m·s －1.从图7可以看出：在D＝7.0 mm时，喷射器内流体产生较小的壁流效应.从图8可以看出：过大的速度梯度产生的回流现象，当D从7.0 mm增加到9.0 mm时，扩散室内流体流速依然增大、回流效应增大而壁流效应却消失.此结论与文献［13］的结论一致.3.2.2 阻力特性分析不同混合管直径喷射器的轴线压力变化曲线和出入口压降曲线分别如图9，10所示.随着混合管直径的增加，混合管轴线压力和压降都增大.当D从6.0 mm增大至9.0 mm时，在混合管入口处，压力由－7.50 MPa增加至－1.70 MPa，同时该气液喷射器压降由原来的－5.54 MPa增加至－0.71 MPa，这是因为混合管直径增大，截面积增加，导致流体流速随之减小，所以混合流体的压力也就随之增大.从图9可以看出：在x＝0 mm之前的区域，喷射器主流体入口压力随混合管直径的增大而降低，而在扩散室出口压力大小几乎一样.结合图8，随着混合管直径增加，回流区旋涡强度增大，主流体能量损失越多，轴向速度衰减得越快［14］，因此主流体LNG的压降就越大.同时，从图9还可以看出：当D＝9.0 mm时，流体进入混合室的压力增大量最小，对混合流体起不到减速增压作用.因此，混合管直径过大在一定程度上会影响混合流体进入扩散室的减速喷射效果.不同混合管直径的加热系数曲线如图11所示.随着混合管直径的增大，加热系数出现峰值.在直径D＝6.5 mm时，加热系数最大，此时θ＝0.024 88，这是因为与其他不同混合管直径的情况相比较，D＝6.5 mm时混合流体流速对流体的混合加热效果较好.因此，从流体流动特性、阻力特性及加热系数等方面综合考虑，对于混合管长度为L＝7 mm的气液喷射器，较合理的混合管直径为6.0～6.5 mm.不同混合管长度的喷射器轴线压力和出入口压降曲线分别如图12，13所示.随着混合管长度的增加，喷射器轴线压力随之增加，整个喷射器系统的压降也随之增大.在x＝0 mm即混合管入口处，混合管长度L＝6 mm时压力为－4.20 MPa，L＝9 mm时的压力增加到－4.13 MPa，其增长率为1.7%；压降由起初的2.67 MPa 增加至2.73 MPa，其增长率达到2.25%.这是因为，当气液流量一定的前提下，混合管变长，根据达西公式可以判断管内沿程阻力的增加，导致喷射器轴线压力增加，也使整个喷射器系统压降增加.因此，从流体流动特性、阻力特性等方面考虑，对于D＝6.0 mm的气液喷射器，较合理的混合管长度为6～7 mm.与试验二相对比，选择较为合理的长径比1.00～1.17.3.3 扩散室出口直径的影响固定扩散室入口直径，通过改变扩散室出口直径来改变扩散室的扩散角.3.3.1 流动特性分析不同扩散口直径的z＝0截面的速度云图如图14所示.从图14可以看出：当d＝20 mm时，由于此时扩散角较小，扩散室起不到增压减速作用，与图7中的D＝9.0 mm的情况类似，在扩散室出口处流体速度较大仍发生喷射现象；随着扩散室出口直径的增大，扩散角也在增加，当d＝35 mm时，混合流体壁流效应轻微，当d＝45 mm时，混合流体产生了明显的壁流效应，由于此时在扩散室内喷射完成，流体流速降低，再加上重力作用，导致混合流体沿着扩散室下壁面继续喷射流动，这种现象对于喷射器而言并不好.此结论与文献［13］的结论一致.3.3.2阻力特性分析不同扩散口直径的轴线压力变化和出入口压降曲线分别如图15，16所示.随着扩散口直径的变大，相对应各点的压力也随之增大，压降也有先减小后上升的趋势.这是因为扩散口直径的增大导致扩散角度的增大，沿轴向的横截面也增大，即混合流体射流的扩散面积增大，液体速度下降较快，使流体压力随之增大.当d＝35 mm时压降最小，为2.52 MPa.前期压降降低是因为扩散管直径的增加，扩散室近壁处的流体流速随着扩散口直径的增加而降低，导致沿程阻力的损失降低；后期压降上升，是因为流体流速的下降，用于卷吸气体、分散气体和损耗的能量相应增大.3.3.3 加热系数分析不同扩散口直径的加热系数曲线如图17所示.从图17可以看出：随着扩散口直径的增加，加热系数减小，由原来的0.024 57降低至0.024 23，减小了1.4%.这是由于扩散口直径增大使得液体流速减小，导致气液两相间的换热效率减小，所以，加热系数随之减小.因此，从流体流动特性、阻力特性分析和加热系数等方面考虑，此喷射器选择扩散口直径为25～30 mm较为合理.通过改变气液流量比、混合管长径比以及扩散室出口直径等因素进行CFD数值模拟，从流体流动特性、阻力特性以及加热系数等方面分析考虑，针对此气液喷射器进行了合理的参数选择：选择轴线压力较大、压降较小的气液流量比为0.018～0.035；选择流动特性合理、轴线压力较大、压降较小以及加热系数较大的混合管长径比为1.00～1.17；选择流动特性合理、压降较小、加热系数较大的扩散管出口直径为25～30 mm.选择合理的气液流量比、混合管长径比以及扩散室出口直径能更好地满足混合特性要求，可以为气液喷射器的进一步优化设计提供理论指导.【相关文献】［1］ UTOMO T，JIN ZH，RAHMANM，etal.Investigation on hydrodynamics and mass transfer characteristics of a gas-liquid ejector using three-dimensional CFD modeling ［J］.Journal of Mechanical Science and Technology，2008，22：1821－1829.［2］ YUAN H，MEIN，LIY，et al.Theoretical and experimental investigation on a liquid-gas ejector power cycle using ammonia-water［J］.Science China Technological Sciences，2013，56（9）：2289－2298.［3］蔡琴.射水抽汽低压加热除氧器性能的理论分析及实验研究［D］.重庆：重庆大学，2012. ［4］ RIFFATSB，OMER SA.CFD modelling and experimental investigation of an ejector refrigeration system usingmethanol as the working fluid［J］.International Journal of Energy Research，2001，25：115－128.［5］ SONG X G，CAO M S，SHINW，et al.Numerical investigation of a liquid-gas ejector used for shipping ballastwater treatment［J］.Mathematical Problems in Engineering，2014，2014：1－7.［6］ CHENW X，SHIC Y，HU M Q，et al.Numerical and experimental analysis of two phase flow in ejector［J］.Energy Procedia，2014，61：1298－1301.［7］付江涛.用于CO2热泵热水器的喷射器设计与模拟［D］.南京：南京理工大学，2013.［8］覃现凯，陈钰萍，周少基，等.在尾管的阻碍物对喷射器性能影响的数值模拟［J］.轻工科技，2014（4）：31－32.QIN X K，CHEN Y P，ZHOU S J，et al.Numerical simulation of influence of tail pipe blockage on the ejector performance［J］.Light Industry Science and Technology，2014（4）：31－32.（in Chinese）［9］屈晓航，睢辉，田茂诚，等.水引射蒸汽引射器的数值模拟［J］.化工生产与技术，2015，22（1）：18－22.QU X H，SUIH，TIAN M C，etal.Numerical simulation of steam-water ejector［J］.Chemical Production and Technology，2015，22（1）：18－22.（in Chinese）［10］ SHAH A，CHUGHTAIIR，INAYATM H.Experimental and numerical investigation of the effect of mixing section length on direct-contact condensation in steam jet pump ［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2014，72：430－439.［11］ LIC，LIY Z.Investigation of entrainment behavior and characteristics of gas-liquid ejectors based on CFD simulation［J］.Chemical Engineering Science，2011，66： 405－416.［12］ LIC，LIY Z，WANG L.Configuration dependence and optimization of the entrain ment performance for gas-gas and gas-liquid ejectors［J］.Applied Thermal Engineering，2012，48：237－248.［13］苑艺琳，王福刚，靖晶，等.不同特性介质对边壁流效应的影响［J］.实验室研究与探索，2014，33（12）：5－8.YUAN Y L，WANG F G，JING J，et al.Research on effect on sidewall flow bymedium with different characteristics［J］.Research and Exploration in Laboratory，2014，33（12）：5－8.（in Chinese）［14］蒋燕华，杨茉，郭春笋，等.文丘里管内非对称流动的数值模拟［J］.化工学报，2014，65（增刊1）：223－228.JING Y H，YANG M，GUO C S，et al.Numerical simulation of asymmetric flow in Venturi tube［J］.CIESC Journal，2014，65（S1）：223－228.（in Chinese）。

结构参数对小型蒸汽喷射器性能影响数值模拟

由于它具有结构简单、对被抽介质无严格要求、操作维修方便等优点，在工业领域得到了广泛的应用。本文
研究的小型蒸汽喷射器主要应用于太阳能蒸汽喷制冷系统。它以蒸汽作为工作介质来抽吸和压送气体，以获取需要的真空度。由蒸汽发生器产生相对高温高压蒸汽经过连接管道，拉阀尔喷嘴中喷射出，从气流处于超音速状态而压力降低，在局部区域形成真空。引射气体在压差作用下流向低压区，被高速气流卷吸入室内，混合后再通过扩压器排出，达到连续工作目的。喷射器内部流动过程非常复杂，只用一维理论研究对喷射泵里真实流体的流动进行描述，精确性受到
喷射器是利用高压流体抽吸低压流体的装置［１】。
度的限制，时很难通过实验得到结果［对小型喷射有２］，器困难更大。随着计算机技术和ＣＤ理论研究的发Ｆ
展，利用各种ＣＤ软件对喷射器内部流动机理及其性Ｆ能参数的数值研究也越来越多，但大多数都是应用于
１物理模型及控制方程
ｔａｒｅｕｅｎａｓｌｒｓａｅｅｔｒｒｆｇｒｔｎｓｓｍ．ｈｆｅｃｆｔｅｐｅｓｒｓｏｎｒｉｅｔａｔｅｈｔｅｔｂｓｄｉｏａｔｍｊｃｏｅｒｅａｉｙｔＴｅｉｌｎｅｏｒｓｕｅｆｅｔｎｄｓｅｍ，ａｏｅｉｏｅｎｕｈａｈ
ｎｚｌｐｓｉｓ（ｅｌａｎｅｅｗｅｅｔｔｔｎｅｈｏｔｎｅａｄｔｒａｌｇｎｔｅｎａｍｅｔａｏｏｚｅｏｉｏｔｎｔｅｒｃｔｅｎｅｃｏｏｌｄｔｒａｉｌ）ｎｅｔｏｔｅｔｏｔｉｎｔｈｃａｂｊｒｕｅａｈｔｔｈｈｎｈｈｅｒｎｒｉ

几何参数对喷射器性能的影响分析

ｓｉｄｅｓ，ｔｈｅｅｎｔｒｉａｎｍｅｎｔｒａｔｉｏｆｏｅｊｅｃｔｏｒｗｉｌｌｄｅｃｒｅｓｅａｗｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｉｎｇｆｏｌｅｎｇｔｈｆｏｔｈｅｃｏｎｓｔｎｔａｒｅａａｍｉｘｉｎｇｃｈａｍｂｅｒ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：Ｅｊｅｃｔｏｒ，Ｇｅｏｍｅｔｉｒｃｌａｐａｒａｍｅｔｅｒ，Ｅｎｔｒａｉｎｍｅｎｔｒａｔｉｏ，Ｎｕｍｅｉｒｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ
低温与超导第４ｌ卷第５期
制冷技术
Ｒｅｆｒｉｇｅｒａｔｉｏｎ
Ｃｒｙｏ．＆Ｓｕｐｅｒｃｏｎｄ
Ｖｏ１．４ｌＮｏ．５
几何参数对喷射器性能的影响分析
宋力钊，刘圣春，宁静红
（天津商业大学天津市制冷技术重点实验室，天津３００１３４）摘要：运用计算流体动力学软件Ｆｌｕｅｎｔ对喷射器进行数值模拟，研究了工作喷嘴喉部直径、等截面混合室直径
（ＴｉａｎｊｉｎＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｏｆＲｅｆｉｒｇｅｒａｔｉｏｎＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，ＳｃｈｏｏｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｉｒｎｇ，

气液喷射器的结构设计与性能分析

泡更易发生破碎。当喷射器的气液比大于 2.6 时，反应器内的混合流体可达到乳化状态。
关键词：喷射器；气液两相流；气体引射量；气含率；气泡
中图分类号：TQ052.5
文献标志码：A
文章编号：1000-6613 （2020） 04-1245-07
Structural design and performance analysis of gas-liquid ejector
the emulsifying state in the case of the gas-liquid ratio of the ejector is grea019-08-01；修改稿日期：2019-09-04。
第一作者：何磊（1992—），男，硕士，工程师，研究方向为能源化工装备的设计。E-mail：notte_hl@。
本文基于喷射器的工作原理设计了一台模试气液喷射器并通过冷模试验对其性能进行测试研究考察喷射器结构对其引气量气含率以及气泡分布特性的影响得出喷射器的引气性能与其结构的特性关系以便量化喷射器结构参数对其引气量的影响为喷射器的结构优化和放大设计提供理论依据和参考
化
2020 年第 39 卷第 4 期
进
展
CHEMICAL INDUSTRY AND ENGINEERING PROGRESS

工
· 1245 ·
DOI：10.16085/j.issn.1000-6613.2019-1235

研究开发

开放科学（资源服务）标识码（OSID）：
气液喷射器的结构设计与性能分析
何磊，苏毅，揭涛，梁健，唐昭帆，杨冰冰，张世程
（中国船舶重工集团公司第七一一研究所，上海 201108）

《2024年基于拉瓦尔效应的气水两相喷雾数值模拟研究》范文

《基于拉瓦尔效应的气水两相喷雾数值模拟研究》篇一一、引言喷雾技术是众多工程领域中的关键技术之一，尤其在燃烧、冷却、喷涂等过程中发挥着重要作用。

近年来，气水两相喷雾技术因其独特的物理特性和广泛的应用前景，受到了广泛关注。

本文以拉瓦尔效应为基础，对气水两相喷雾进行数值模拟研究，旨在深入了解其工作原理和性能特点。

二、拉瓦尔效应及其在气水两相喷雾中的应用拉瓦尔效应是指当流体在拉瓦尔喷管中流动时，通过适当的设计和调整，可以使流体在亚音速和超音速之间转换，从而实现高效的能量转换和传输。

在气水两相喷雾中，拉瓦尔效应的应用主要体现在喷嘴的设计和优化上。

通过合理的设计喷嘴结构，使气体和液体在喷嘴中形成良好的混合和雾化效果，从而提高喷雾的均匀性和稳定性。

三、数值模拟方法及模型建立本文采用计算流体动力学（CFD）方法对气水两相喷雾进行数值模拟。

首先，建立喷雾系统的几何模型和物理模型，包括喷嘴、喷雾环境等。

其次，选择合适的湍流模型、多相流模型和传热传质模型等，对喷雾过程进行数学描述。

最后，利用数值计算软件对模型进行求解，得到喷雾过程中的流场分布、速度场、温度场等关键参数。

四、模拟结果与分析通过对气水两相喷雾的数值模拟，我们得到了喷雾过程中的流场、速度场和温度场等关键参数的分布情况。

首先，在喷嘴附近，气体和液体在拉瓦尔效应的作用下混合并形成高速喷射流。

随着喷射流的扩散和传播，流速逐渐降低，但仍然保持较高的速度。

其次，在喷雾过程中，气体和液体的相互作用导致温度场发生变化，从而影响喷雾的蒸发和扩散过程。

最后，通过对模拟结果的分析，我们可以得出喷嘴结构、喷射压力、环境温度等因素对气水两相喷雾性能的影响规律。

五、结论与展望本文基于拉瓦尔效应对气水两相喷雾进行了数值模拟研究，得到了喷雾过程中的流场、速度场和温度场等关键参数的分布情况。

通过分析模拟结果，我们可以得出以下结论：1. 喷嘴结构对气水两相喷雾的性能具有重要影响。

合理的设计喷嘴结构可以使气体和液体在喷嘴中形成良好的混合和雾化效果，从而提高喷雾的均匀性和稳定性。

基于FLUENT的大气喷射器工作性能数值仿真研究

收稿日期：０９０ —０２０～３１基金项目：方联合电力有限责任公司技术改造项目北
作者简介：立夫（９３）男，读硕士，蒙古工业大学理学院力学系． — ｉｈｎｉ４２１３ｃｒ韩１８～．在内Ｅｍａ：ａｌｕ１＠６．ｏｌｆｎ
况等等．文利用数值模拟的方法，助ＦＮ软件，究大气喷射器投入使用本借ＩＵＥＴ研
时的压强工况对其工作性能的影响．究表明：）着引射流体入口压强的逐步增研１随
大，汽器的真空度逐渐下降，凝引射系数逐渐变大；）合流体出口压强在１Ｐ２混０ｋａ到１Ｐ变化时．射系数基本保持定值；）着混合流体出口压强的逐步增大，３ｋａ引３随
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以大气（总压强Ｐ＿＝０３５Ｐ）为工作流体（照图１，ｖｐ＝１１２ａ作参）通过喷嘴产生高速气流（６０ｍ／）约０ｓ，使喷嘴后的静压强降至约４ｋａ凝汽器总压强Ｐ — 在９ｋａ左右）由于压差和气体黏性的共同作用，Ｐ（ｎｎＰ．将凝汽器及其系统中的引射流体吸入，混合段与工作流体相混合，扩散段扩压至Ｐ — ≥ １Ｐ（经经ｃｃ０ｋａ水
口直径１ｍ，部直径６ｃ出口直径１ｍ，２ｃ喉ｍ，６ｃ总长１５ｍ，４收缩段长４ｍ；ｃ５ｃ引射室长２ｍ，５ｃ直径１２ｍ；ｃ

结构参数对大气喷射器性能影响的数值模拟研究

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Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ａｉｒｅｊｅｃｔｏｒ；ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ；ｐｅｒｆｏｍａｒｎｃｅ；ｓｔｒｕｃｔｕｒｌａｐａｒａｍｅｔｅｒ
１前言
中图分类号：ＴＨ３文献标识码：Ａｄｏｉ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００５— ０３２９．２０１３．０７．００７
ＮｕｍｅｒｉｃａｌＳｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆＩｎｌｆｕｅｎｃｅｏｆＳｔｒｕｃｔｕｒａｌＰａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎｔｈｅＰｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｆｏＪｅｔＥｊｅｃｔｏｒ

结构参数对气体引射器性能的影响研究_唐建峰

～ 50Pa（表），背压范围为 10 ～ 120Pa（表）；二氧化碳的流量范围在 0． 1 ～ 0． 6m3 / h 之间，被引射的
空气流量在 10 ～ 89m3 / h 之间，根据气体动力函
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变情况如表 1 所示［9］。
表 1 引射器结构尺寸
项目
为研究吸入口直径对引射性能的影响，吸入口直径分别取为 15、25、30mm，引射气压力取 6000、8000、14000、18000、22000、27000、35000、 43000Pa，在每个吸入口直径下变化引射气压力，观察引射系数的变化情况，图 7 示出不同吸入口直径下引射系数随引射压力的变化曲线。
TANG Jian-feng1 ，SHI Ming-gen2 ，LIU Yang1 ，CHEN Jing1 ，WANG Deng-deng3
（ 1． China University of Petroleum Qingdao（ East China） 266555，China； 2． CNOOC Hainan Natural Gas Co． Ltd．， Haikou 570105 China； 3． CCCC Third Harbor Consultants Co． Ltd．，Shanghai 200032，China）
由图 5、6 可知，不同的出口压力下，引射系数最大时对应的喷嘴距是不同的，当引射压力为 33000Pa 时，对应的最优喷嘴距为 10mm；当引射压力为 16000Pa 时，对应的最优喷嘴距为 5mm；当引射压力为 11000Pa 时对应的最优喷嘴距为 0 mm，即随着引射压力的增大，最优喷嘴距会增大。当出口压力为 10Pa 时，最优喷嘴距为 5mm，当出口压力为 42Pa 时，最优喷嘴距为 0mm；当出口压力为 58Pa 时，对应的最优喷嘴距为－ 2mm，即随着出口压力的增大，最优喷嘴距会减小。产生这种现象的原因是，引射压力越大，克服流体倒流产生附加损失能力越大，因此喷嘴与混合室入口的距离可以长一些；出口压力越大，需要引射的低压气体量越少，需要的引射距离越小，因此喷嘴距可以小些［10］。 4． 2 吸入口直径对引射性能的影响

下喷式液气喷射器内流体力学的数值模拟

喷射器基本几何尺寸为喷嘴直径Ｄ９ｍ，＝ｍ
响；Ｋｍｉ研究了水平放置的喷射器中工作流体的体积流率、喷射高度、喷嘴直径对含气量的影响；Ｗｉｅ首次提出了混合波的概念。ｔｔ随着计算流体力学（ｏｐｔｉａＦｕｄＤ — ＣｍｕａｏｌｌｉｙｔｎｎｍｃＣＤ的发展，部分学者开始用ＣＤ对射ａｉＦ）ｓＦ流器内部流场进行数值模拟和计算】卜” ，研究液气喷射泵的内部流动情况，并取得了很好的效果：Ｋｎａｕ ¨ 首次对气液喷射器的动力特征进行了ａｄｋｒｅ
比，模拟结果比较合理；ＴｎｔｏａｄＺｅｈｎｏｙＵｏｎｈｎｕｍＪ研究了气液喷射器几何参数对进出口压力和ｉｎ质量传递的影响；姚云¨ 等人对上喷式喷射器的动力特点进行了模拟，并分析了与Ｋｎａｕ实验ａｄｋｒｅ
结果不同的原因。本文的主要工作是用ＳＡ．Ｃ＋拟一定结ＴＲＣＭ模
见，本文采用２Ｄ模拟。取流体流动方向为ｘ方
向，引射流体入１段流速与喷嘴工作流体流速相比：１较小，故将引射流体的侧向人Ｅ简化为轴向环形人ｌＥ采用等面积原则）ｌ（，从而将喷射器的三维结构转化为二维轴对称模型＿】，采用结构网格进行划分，网格数大约为４６０７５，网格划分图形见图２。
面积比的增加，混合管入口的压力先增高后减低，空气抽吸量存在一个最大值，此时对应面积比约为４。在模拟的喉径比范围内，混合管人口处的压力较低，但存在一个最大的压力降，对应喉管长度为０，空气抽吸量随喉径比而变，也存在一个最大值。喷射器结构参数一定，空气抽吸量和混合管压力降随喷嘴速度的增高而增加。

汽液喷射器的结构参数对喷射性能的影响

Ａ为断面３处的面积，ｍ２。这一参数，本文考虑利用实验结果并结合理论推导由于方程（１）具有通用性，不论工作流体是干蒸的方式延伸Ｇ．Ｃａｔｔａｄｏｒｉ等【】提出的壁面力（ｔｈｅｗａｌｌ汽还湿蒸汽方程均成立，本文将以之为出发点，导出ｆｏｒｃｅ）模型，扩大该模型的适用范围来分析以湿蒸汽包含工作蒸汽干度参数的喷射性能方程。鉴于式（１）作为工作流体汽液喷射器的喷射性能变化规律。中的积分项与壁面力表达的含义一致，将式中的积水喷蟮越管分项改为用壁面力表示，整理后的动量方程如下：
基金项目：中央空调联合太阳能喷射制冷的关键技术研究（编号：桂科攻１１１４５Ｏ０１－５）作者简介：李刚（１９７２一），男，吉林白山人，教授，博士，研究方向：热能工程；许李（１９８６一＿），男，福建莆田人，硕士，研究方向：
１推导包含工作蒸汽干度参数的喷射性能
方程
由于目前的喷射性能方程未包含工作蒸汽干度
尸３为断面３处混合流体的压力，Ｐａ；为断面１处蒸汽所占的面积，ｍ２；Ａ为断面１处过冷水所占的面积，ｍ２；
实际应用。
关键词：气液喷射器；结构参数；喷射性能
中图分类号．ＴＨ１３６文献标识码：Ａ文章编号：１６７２ — ５４５Ｘ（２０１３）０５ — ００２７ — ０４

拉瓦尔喷嘴结构参数选取及其雾化性能数值模拟分析

拉瓦尔喷嘴结构参数选取及其雾化性能数值模拟分析赵向锋，陈绍杰【摘要】为加强喷嘴在高强度粉尘的煤矿井下的雾化性能，得到最优的结构设计和理想的雾滴粒径，本文首先依据公式得出一组拉瓦尔喷嘴的最优几何结构，探究了喉管直径、扩张角及气—液体积等物理参数对拉瓦尔式结构喷嘴雾化性能的影响规律。

在气—液两相流下，运用Fluent软件对喷嘴内流场进行数值模拟，得到了喷嘴内流场的速度云图。

发现喉管直径对拉瓦尔喷嘴出口速度有很大的影响；不同的扩张段半锥角对结果也有不同程度的影响；液体压力的变化对雾滴粒径的影响十分明显。

喷嘴内部气—液体积比为6∶4并且气—液压力比为3∶1时，除尘效果最好。

【期刊名称】《华北科技学院学报》【年(卷),期】2019(016)005【总页数】6【关键词】数值模拟；拉瓦尔喷嘴；结构参数【文献来源】https:///academic-journal-cn_journal-north-china-institute-science-technology_thesis/0201273467882.html基金项目: 中央高校基本科研业务费资助(3142015105)0 引言煤矿的井下采掘工作面作业会产生大量粉尘，而采用湿式喷雾降尘是最经济简便的方法，其基本原理都是采用压力水喷嘴的喷雾形式[1]。

目前，我国综掘工作面的除尘技术主要有通风除尘、喷雾除尘、除尘器除尘、风幕除尘、物理化学法除尘、泡沫除尘等。

这些方法对井下粉尘治理有一定的效果[2，3]，但是并不理想，在运用过程中存在一定的弊端。

拉瓦尔式喷嘴的创新点是在超音速状态下的气—液两相技术的应用，对于拉瓦尔喷嘴的构造设计主要依赖于经验和实验，导致拉瓦尔喷雾降尘技术在井下实际应用中存在很大盲目性。

只凭经验设计喷嘴，不仅设计的结果十分不合理，而且造成材料浪费，最终降尘效果也大打折扣。

本文先通过理论计算设计喷嘴结构，然后结合CFD软件对其进行理论分析，得出了喷嘴速度与喷嘴进出口直径、喉管处直径以及扩长段角度等因素的关系，能为井下拉瓦尔喷嘴的实际应用提供技术指导。

喷射燃烧器中喷雾特性的数值模拟与实验研究

喷射燃烧器中喷雾特性的数值模拟与实验研究引言喷射燃烧器是一种在工业生产和燃烧实验中广泛应用的装置。

在喷射燃烧器中，喷雾特性是影响燃烧效率和排放污染物的重要因素。

因此，在对喷射燃烧器进行优化设计和高效运行之前，必须对其喷雾特性进行全面深入的研究。

本文将介绍喷射燃烧器中喷雾特性的数值模拟和实验研究，首先对喷射燃烧器的相关原理和特性进行简要介绍，然后分别从数值模拟和实验研究两个方面探讨喷雾特性的相关内容，最后对未来的研究方向进行展望。

一、喷射燃烧器的原理和特性喷射燃烧器是一种将液体燃料喷射到燃烧室中并与空气混合燃烧的装置。

其基本原理是利用喷嘴产生高速液体流，将燃料分成小颗粒并喷入燃烧室中，在此过程中与空气混合，燃料与空气达到一定的浓度后自然燃烧。

在喷射燃烧器中，喷雾特性是燃烧效率和污染排放的重要影响因素。

喷雾特性主要包括燃料喷雾的形态、大小、速度等参数。

因此，对喷射燃烧器中的喷雾特性进行研究是优化设计和高效运行的关键。

二、数值模拟研究数值模拟是当前研究喷射燃烧器喷雾特性的主要方法之一。

在数值模拟中，利用计算机对液体燃料喷雾和分散过程进行模拟，并预测其喷雾特性。

数值模拟方法的主要优点是可以模拟出具体的燃料喷雾细节，如喷雾角度、速度、分布等参数，从而深入研究燃烧过程中的物理现象。

但是，数值模拟的结果可能受多种因素的影响，例如模型偏移、边界条件、精度等因素。

近年来，研究人员采用了各种数值模拟方法对喷射燃烧器中的喷雾特性进行了研究。

其中，最常用的数值模拟方法是CFD计算方法（Computational Fluid Dynamics，计算流体力学）。

CFD计算方法可以基于流体的运动方程和热传导方程，对流场进行预测。

目前，国内外研究人员在数值模拟方面的工作主要集中在喷嘴、喷雾、混合和燃烧等方面。

喷嘴方面的数值模拟主要包括单孔喷嘴、多孔喷嘴和空气辅助喷嘴等不同类型的喷嘴。

喷雾方面的数值模拟主要包括喷雾锥形、液膜分布、颗粒分布等方面的研究。

气体喷射器流场和激波特性的数值分析(可编辑)

气体喷射器流场和激波特性的数值分析中国科技论文在线////0>.#气体喷射器流场和激波特性的数值分析**董升朝,种道彤(西安交通大学能动学院,西安 710049 )5 摘要 :本文对超音速气体喷射器为研究对象,采用数值模拟方法,对不同参数时的喷射器性能进行模拟 ,获得其流场和激波特性。

模拟结果表明: 喷射器内激波链长度随着混合腔平直段与高压喷嘴喉部直径比 (直径比) 的增加而变短, 随着混合腔平直段长度与直径之比 (长径比) 的增加而变长; 当直径比小于 1.47 或长径比大于 5 时,在混合腔入口和下游段分别出现强激波位置,在强激波位置后激波链强度沿轴向逐渐衰减; 当直径比大于等于 1.47 或长径比小于等于 5 时, 激波链强度从混合腔入口段开始沿轴向由强到弱逐渐10 衰减到无。

本文通过研究结构参数对气体喷射器内部流场和激波的影响, 进一步探索两股流体的混合机理,为气体喷射器的结构优化有重要指导意义。

关键词 :喷射器;激波;结构参数中图分类号 :TK12315 Numerical analysis on flow field and shock wavecharacteristics of gas ejectorDong Shengchao, Chong DaotongSchool of Energy and Power Engineering, Xi'an Jiaotong University, Xi'an 710049Abstract: The performance of supersonic gas ejector was numerically simulated, and the flow field20 and shock wave characteristics were obtained under different parameters. According to to numericalresults, the length of shock wave train decreases with the diameter ratio of mixing tube to primarynozzle throat, and increases with length to diameter ratio of mixing tube. Two strong shock wavesappear at the inlet of mixing chamber and near the outlet of mixing tube when the diameter ratio is lessthan 1.47 or the length to diameter ratio is larger than 5, and the shock waves decay along the axial25 distance. When the diameter ratio is larger 1.47 or the length to diameter ratio is less than 5, only onestrong shock wave appears, and it decay to 0 along the whole axialdistance. The paper focuses on theinfluence of structure parameters on the flow field and shock wave of gas ejector, and also the mixingmechanism of two streams. The investigation benefits for the optimization design of gas ejectorKey words: ejector; shock wave; structure parameter300 引言超音速气体喷射器结构简单、易加工、成本低等特点,工作中无转动部件,可靠稳定,安装维护方面,密封性较好等优势。

运行参数对喷射器性能影响的数值研究

第38卷第4期㊀东北电力大学学报Vol.38,No.42018年8月Journal Of Northeast Electric Power University Aug,2018收稿日期:2018-03-05基金项目:吉林省科技发展计划基金资助项目(20160203008SF)第一作者:曹丽华(1973-),女,博士,教授,主要研究方向:可再生能源发电与供热研究通讯作者:毕书扬(1992-),男,在读硕士研究生,主要研究方向:太阳能喷射制冷系统研究电子邮箱:clh320@(曹丽华);1532867012@(毕书杨)文章编号:1005-2992(2018)04-0047-06运行参数对喷射器性能影响的数值研究曹丽华,毕书扬(东北电力大学能源与动力工程学院,吉林吉林132012)摘㊀㊀㊀要:利用CFD 软件对太阳能喷射式制冷系统中喷射器进行研究,结果表明:在同一蒸发器出口压力和冷凝器入口压力下,喷射系数随发生器出口压力的升高先增加后减小;喷射系数与蒸发器出口压力成正比,与冷凝器入口压力成反比;在同一蒸发器出口温度和冷凝器入口温度下,喷射系数随发生器出口温度的升高先增加后减小;随蒸发器出口温度的升高和冷凝器入口温度的降低,喷射系数逐渐增加.关键词:喷射器;数值模拟;喷射系数;压力;温度中图分类号:TB65㊀㊀㊀㊀文献标识码:A太阳能喷射制冷是借助太阳能集热器把太阳能收集起来并转化成热能加以利用,每年辐射到地球上的太阳能总量巨大,但是品味质量较低,如果能充分利用,可以很大程度上促进节能减排[1~2].本文提出用喷射器代替常规制冷系统中的压缩机,由于该系统具有构造简单,运转可靠性高,运行寿命长等特点,且只有水泵和工质泵是运动部件,只消耗少量的电能,因此节能效果显著.与其它制冷系统不同,该制冷系统可直接利用水等环境友好型的制冷工质,从而避免对大气臭氧层的破坏,维护地球生态环境安全.可见,太阳能制冷系统既经济又环保,具有十分广阔的发展前景.近年来越来越多国内外学者投身于清洁能源的研究[3~4],尤其在太阳能喷射制冷系统方面取得了巨大进步.曹丽华[5]等对传统的平板集热器流道进行改进,把整体空腔流道改为蛇形流道,提高集热器效率.马国强[6]等用实验方式对太阳能喷射制冷过程进行研究,发现在一定的蒸发温度和冷凝温度的图1㊀太阳能喷射式制冷系统原理图条件下,喷射器对应一个最佳的发生条件.张博等[7]对不同的制冷剂进行研究,比较了水与R236fa 对喷射器性能的影响.邵天[8]的研究指出蒸汽喷射器的喷射系数达到最大时对应一个最佳的工作蒸汽压力和喷嘴喉部直径.杨启容等[9]的研究指出流线型结构的喷射器能减弱混合过程中的回流现象.李宇[10]分析了新型整流喷嘴结构对蒸汽喷射器操作性能的影响.Hosseinzadeh 等[11]利用CFD 软件对喷射器进行三维数值模拟,得出发生器出口存在一个最佳的工作条件.祁丽等[12]考虑了工作参数和结构参数对喷射器性能的影响.徐鑫等[13]利用Workbench 对喷射器内部流场进行分析,比较了不同压力下喷射器内部流场的变化.太阳能喷射式制冷系统的原理图,如图1所示.太阳能喷射制冷系统由太阳能集热器㊁发生器㊁水泵㊁喷射器㊁冷凝器㊁节流阀㊁蒸发器等组成.喷射器是对系统有着显著影响的核心组成部件,因此喷射器内部流场的数值模拟研究对于提高太阳能喷射制冷系统性能具有重要意义.本文根据不同的发生器出口压力㊁蒸发器出口压力㊁冷凝器入口压力㊁发生器出口温度㊁蒸发器出口温度㊁冷凝器入口温度等条件进行模拟,共得到75个模拟结果,在此基础上分析了这些运行参数对喷射器性能的影响,研究结果对喷射器性能的优化改进有一定的指导作用.1㊀喷射器的数值研究1.1㊀喷射器结构原理喷射器的结构,如图2所示[14].发生器出口流体经过缩放喷嘴形成超音速的射流,同时降低吸收室图2㊀喷射器平面布局图内的流体压力,进而对从蒸发器过来的流体产生泵吸作用.两股流体在接受室内混合成为单一均匀工质,在扩压室中减速扩压后达到一定的压力.冷凝器出口和蒸发器入口间形成压差,推动工质流动,从而达到制冷的目的.喷射系数μ是喷射器经济性的一个重要指标,当系统的运行参数发生变化时,喷射系数μ也会发生改变.喷射系数μ的定义如下:μ=mh (蒸发器出口质量流量)mp (发生器出口质量流量).1.2㊀控制方程喷射器内部的流体混合过程应满足连续性方程㊁动量方程和能量方程[15],具体如下:连续性方程:∂ρ∂t +∂(ρu j )∂x j=0.(1)㊀㊀动量方程:∂(ρu j )∂t +∂(ρu i u j )∂x j =-1a 2∂ρ∂x i -A 0∂∂x i 23ρk éëùû+∂σij ∂x j ,(2)式中:α为压力梯度换算方法的变量;A 0为层流和湍流的变量;k 为湍流动能;σij 为湍流粘性应力张量.能量方程:∂(ρE )∂t +∂[u i (ρE +p )]∂x i =∂∂x i K ∂T ∂x i-ðjᶄh jᶄJ jᶄ+u j τij æèöø,(3)式中:E 为比内能;K 为导热系数;J jᶄ为jᶄ组分的扩散通量.1.3㊀计算模型和网格划分考虑到发生器出口流速远大于蒸发器出口流速,可将蒸发器出口的侧向入口简化成轴向环形入口,从而利用简化的二维轴对称模型代替三维模型.在Autocad 中画出二维模型(如图2),并在Gambit 中采用四边形非结构化网格划分网格.84东北电力大学学报第38卷表1㊀四种网格数量下的计算结果模型网格数量喷射系数A 480100.558B 529960.567C 637660.537D 651410.535表2㊀求解模型和边界条件项目方法/符号流动模型湍流可压缩流湍流模型k -ε湍流模型近壁面处理函数标准壁面函数工作流体水蒸汽发生器出口条件压力进口条件/p P 蒸发器出口条件压力进口条件/p h 冷凝器入口条件压力出口条件/p c 图3㊀喷射系数随发生器出口流体压力的变化㊀㊀经过网格无关性验证,如表1所示.6万网格已达到计算要求,再增大网格数,对计算结果无影响.为此,本文选取网格数为63766.1.4㊀求解模型和边界条件计算过程中的湍流模型和边界条件,如表2所示.2㊀数值结果模拟分析2.1㊀发生器出口流体压力对喷射器性能的影响图3给出了当蒸发器出口流体压力p h 为0.07MPa,冷凝器入口流体压力p c 为0.16MPa 情况下,发生器出口流体压力p P 从0.30MPa 至0.90MPa 时,喷射系数随发生器出口流体压力的变化规律.由图3可知,当发生器出口流体压力不断增大时,喷射系数先增大后减小.当发生器出口流体压力p P 为0.30MPa 时,喷射系数μ=0.15.此时喷射器的内部流动还没有发展充分.发生器出口流体核心的动量和尺寸较小,只能抽进少量的循环工质.蒸发器出口流体的质量流量很小,导致喷射器的喷射系数较小.当发生器出口流体压力p P 从0.30MPa 到0.75MPa 时,喷射器的内部流动开始充分发展.当发生器出口流体压力p P 为0.75MPa 时,喷射器的内部流动发展最充分.此时发生器出口流体压力对应喷射器的最大喷射系数.当发生器出口流体压力p P 大于0.75MPa 时,发生器出口流体压力继续升高,发生器出口流体的动量和扩张区域继续增大,发生器出口流体的质量流量不断增大.但是,混合室圆锥段的截面面积和混合室的空间有限,过多的发生器出口流体会挤压蒸发器出口流体的流动空间,加大蒸发器出口流体抽进吸收室的难度,从而减少蒸发器出口流体的质量流量,导致喷射系数减小.而且,发生器出口流体压力过大会增加喷射泵部分的花费,影响喷射器的经济性.发生器出口流体压力p P 不同时喷射器内部的压力云图,如图4所示.图4㊀发生器出口流体压力不同时喷射器内部压力图94第4期㊀㊀㊀㊀㊀㊀曹丽华等:运行参数对喷射器性能影响的数值研究由图4可知,随发生器出口流体压力的升高,喷嘴出口处流体激波下降,在喷嘴出口处形成低压,而且压力梯度比较大,造成喷射器接受室部分的内部压力越来越小,导致更多的蒸发器出口流体吸入喷射器中,进而提高了喷射系数.图5㊀喷射系数随蒸发器出口流体压力的变化2.2㊀蒸发器出口流体压力对喷射器性能的影响图5给出了当发生器出口流体压力p P 为0.75MPa,冷凝器入口流体压力p c 为0.16MPa,蒸发器出口流体压力p h 从0.05MPa 到0.08MPa 时,喷射系数随发生器出口流体压力的变化规律.由图5可知,当发生器出口流体压力和冷凝器入口流体压力一定时,喷射系数随蒸发器出口流体压力的升高而升高.在喷嘴出口压力稳定的情况下,蒸发器出口流体压力增大,导致蒸发器出口流体的质量流量增大,蒸发器出口和喷嘴出口之间的压差图6㊀喷射系数随冷凝器入口流体压力的变化不断增大,更多的蒸发器出口流体被压入接受室中.因此,提高蒸发器出口流体压力可提高喷射系数.但在实际应用中,蒸发器出口流体压力往往由现场实际情况决定,不能一直增加,故一般不能考虑用提高蒸发器出口流体压力的方法来改变喷射器的性能.2.3㊀冷凝器入口流体压力对喷射器性能的影响图6给出了当发生器出口流体压力p P 为0.75MPa,蒸发器出口流体压力p h 为0.07MPa 时,冷凝器入口流体压力p c 从0.10MPa 到0.35MPa 变化的过程中,喷射系数随冷凝器入口流体压力的变化图7㊀喷射系数随发生器出口流体温度的变化规律.喷射器的工作状况可分为三个状态:分别是壅塞状态㊁亚临界状态和回流状态.由图6可知,当冷凝器入口流体压力小于临界压力时,喷射系数保持不变,喷射器处于壅塞状态.当混合流体压力大于临界压力,随冷凝器入口流体压力的增加,发生器出口流体的核心尺寸不断减小,抑制了蒸发器出口流体的吸入,导致喷射系数不断减小,此时为亚临界状态.直到喷射系数成为负值,喷射器便不能正常工作,此时为回流状况.另外基于制冷目的,原则上不应该出现冷凝器入口流体压力低于蒸发器出口流体压力的情况,应根据喷射器的实际工作状况选择适宜的冷凝器入口流体压力.2.4㊀发生器出口流体温度对喷射器性能的影响图7给出了当蒸发器出口流体温度T h 为418K,冷凝器入口流体温度T c 为433K 时,发生器出口流体温度T P 从483K 到533K 的变化过程中,喷射系数随发生器出口流体温度的变化规律.由图7可知,发生器出口流体温度T P 为483K 时,喷射系数μ=0.0915,是发生器出口流体温度变化范围内喷射系数的最低值.当发生器出口流体温度T P 从483K 升高至511K 时,喷射系数随发生器出口流体温度升高而升高.当发生器出口流体温度T P 从511K 继续升高至533K 时,喷射系数随发生05东北电力大学学报第38卷图8㊀喷射系数随蒸发器出口流体温度的变化器出口流体温度升高而降低.发生器出口温度T P 到达511K 时,喷射系数到达最大值.因此,发生器出口流体温度对喷射系数有极大地影响,盲目提高发生器出口流体温度不一定提高喷射系数.当发生器出口流体温度T P 为511K 时,喷射器性能达到最优.2.5㊀蒸发器出口温度对喷射器性能的影响图8给出了当发生器出口流体温度T P 为483K,冷凝器入口流体温度T c 为433K 时,蒸发器出口流体温度T h 从423K 到431K 的变化过程中,喷射系数随蒸发器出口流体温度的变化规律.图9㊀喷射系数随冷凝器入口流体温度的变化由图8可知,蒸发器出口流体温度T h 为423K时,喷射系数μ=0.3277,当蒸发器出口流体温度T h在423K 增加到431K 时,喷射系数是不断增大的,当蒸发器出口流体温度T h 达到431K 时,喷射系数达到最大值,此时μ=0.3367.因此,可通过提升蒸发温度来增大喷射系数,从而改善喷射器的工作状况.因为受到工作前提的限定,不能一直提高蒸发温度.2.6㊀冷凝器入口温度对喷射器性能的影响图9给出了当发生器出口流体温度T P 为483K,蒸发器出口流体温度T h 为418K 时,冷凝器入口流体温度T c 从438K 到445K 的变化过程中,喷射系数随冷凝器入口流体温度的变化规律.冷凝器入口流体温度T c 为438K 时,喷射系数μ=0.4423.当冷凝器入口流体温度T c 从438K 增加到445K 时,喷射系数是不断减小的.当冷凝器入口流体温度T c 为445K 时,喷射系数μ=0,此时喷射器已不能正常工作.因此要想保持喷射器的正常工作,必须使冷凝器入口流体温度T c 小于445K.3㊀结㊀㊀论(1)蒸发器出口流体压力和冷凝器入口流体压力一定时,发生器出口流体压力存在一个最优值.发生器出口流体压力小于最优压力时,喷射系数随发生器出口流体压力升高而增加,发生器出口流体压力大于最优压力时,喷射系数随发生器出口压力的升高而降低.(2)发生器出口流体压力和冷凝器入口流体压力一定时,喷射系数随蒸发器出口流体压力的升高而增加.但是在实际应用中,蒸发器出口流体压力往往由现场实际情况决定,不能一直增加,故一般不能考虑用提高蒸发器出口流体压力的方法来改变喷射器的性能.(3)发生器出口流体压力和蒸发器出口流体压力一定时,喷射系数随冷凝器入口流体压力的升高而降低,原则上冷凝器入口流体压力应高于蒸发器出口流体压力,在实际中应合理选择.(4)蒸发器出口流体温度和冷凝器入口流体温度一定时,发生器出口流体温度存在一个最佳值.发生器出口流体温度小于最佳温度时,喷射系数随发生器出口流体温度升高而增加,发生器出口温度大于最佳温度时,喷射系数随发生器出口温度的升高而降低.因此,不能通过一味提高发生器出口流体温度来增加喷射系数.(5)随着蒸发器出口流体温度的升高和冷凝器入口流体温度的降低,喷射系数逐渐增加.15第4期㊀㊀㊀㊀㊀㊀曹丽华等:运行参数对喷射器性能影响的数值研究25东北电力大学学报第38卷参㊀考㊀文㊀献[1]㊀胡鹏飞,李勇.地热-太阳能联合有机朗肯循环发电技术研究[J].东北电力大学学报,2015,35(5):41-44.[2]㊀毕夏,史长东,程竹,等.低碳背景下我国新能源行业利用现状及发展前景分析[J].东北电力大学学报,2012,32(5):86-90.[3]㊀庄明振.海上风电场并网方案研究[J].东北电力大学学报,2016,36(4):19-25.[4]㊀杨茂,黄宾阳,江博,等.基于卡尔曼滤波和支持向量机的风电功率实时预测研究[J].东北电力大学学报,2017,37(2):45-51.[5]㊀曹丽华,张来,姜铁熘.蛇形流道太阳能平板集热器的数值分析[J].东北电力大学学报,2018,38(1):43-48.[6]㊀马国强,陶乐仁.太阳能喷射式制冷系统的实验研究[J].制冷技术,2014,32(6):1-3.[7]㊀张博,左计学,钟春福,等.以R236fa为制冷剂的太阳能喷射制冷系统研究[J].太阳能学报.2012,33(12):497-502.[8]㊀邵天,杜亚威,刘燕,等.蒸汽喷射器的三维数值模拟研究[J].真空科学与技术学报,2014,34(3):115-121.[9]㊀杨启容,刘娜,吴荣华,等.太阳能喷射式制冷系统喷射器性能的三维数值模拟[J].热科学与技术,2015,14(4):326-330.[10]李宇.新型喷嘴结构蒸汽喷射器性能的三维数值研究[J].石油化工设备技术,2014,35(5):19-22.[11]E.Hosseinzadeh,M.Rokni,M.Jabbri,et al.Numerical analysis of transport phenomena for designing of ejector in PEM forklift system[J].In-ternational Journal of Hy-drogen Energy,2014,39(12):6664-6674.[12]祁丽,张军,黄冠星.基于Fluent和Workbench的蒸汽喷射器流场分析和结构参数优化[J].流体机械,2014,42(5):35-38.[13]徐鑫,丁学俊,许弘雷.蒸汽喷射器流场模拟及性能优化分析[J].流体机械,2015,43(5):33-38.[14]王永红,陶乐仁,王金锋,等.蒸发条件对喷射器性能的影响研究[J].工程热物理学报,2011,32(12):1002-1004.[15]王福军.计算流体动力学分析-CFD软件原理与应用[M].北京:清华大学出版社,2004.Numerical Study on The Influence of OperatingParameters on Ejector PerformanceCao Lihua,Bi ShuyangEnergy Resource and Power Engineering College,Northeast Electric Power University,Jilin Jlin132012) Abstract:Research on ejector in the solar ejector refrigeration system was carried out with the aid of computa-tional fluid dynamics.The results show that the entrainment ratio increases first and then decreases with the in-creases of generator outlet pressure in the condition of the same evaporator outlet pressure and condenser inlet pressure.In addition,entrainment ratio is proportional to the evaporator outlet pressure whereas the entrainment ratio is inversely proportional to the condenser inlet pressure.Furthermore,entrainment ratio increases first and then decreases with the increases of generator outlet temperature in the condition of the same evaporator outlet temperature and condenser inlet temperature.However,entrainment ratio increases with the increases of evapo-rator outlet temperature and the decreases of condenser inlet temperature.Key words:Ejector;Numerical simulation;Entrainment ratio;Pressure;Temperature。

制冷工况下蒸汽喷射器性能的数值模拟

Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｅｎｔｒａｉｎｍｅｎｔｒａｔｉｏｉｎｃｒｅａｓｅｓｗｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｉｎｇｏｆｄｒｉｖｉｎｇｓｔｅａｍｐｒｅｓｓｕｒｅ，ｄｅｃｒｅａｓｅｓｗｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｉｎｇｏｆｏｕｔｌｅｔｐｒｅｓｓｕｒｅ，ａｎｄｈａｓａｎｏｐｔｉｍａｌｗｏｒｋｉｎｇ
他结构参数一定时，喷射系数随等截面混合段长度的增大而减小。
关键词蒸汽喷射器；喷射系数；工作参数；结构参数
Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｓｔｅａｍｅｊｅｃｔｏｒｕｎｄｅｒ
参数、结构参数等对喷射器性能的影响。结果表明：对于确定几何参数的蒸汽喷射器，喷射系数随引射蒸汽压力的增大而增大，随蒸汽出ｖＩ压力的增大而减小，并存在最优的工作蒸汽压力（８ｋＰａ）；当工作参数和其
（ＴｉａｎｊｉｎＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｏｆＲｅｆｒｉｇｅｒａｔｉｏｎＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，ＴｉａｎｊｉｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＣｏｍｍｅｒｃｅ）

喷射反应器的数值模拟、优化及放大研究

？８３Ｉ▲鼻■大，硕士研究生学位论文论文题目：ＩＪ∞利反心擀的龇仙横＿｜｜＿ｌ姓名指导教师学科专业专业代码研究方向赵红妹郑世清．毕荣山老师化学工程过程系统下程喷射反应器的数值模拟、优化及放大研究一般情况下，被吸流体从吸入口进入喷射器后一。

直到喷嘴出口处过程中的流动阻力需要考虑，为了更真实、准确地反映喷射反应器内真实的流场信息，需要对整个喷射反应器建立三维模型。

本文对喷射反应器进行三维模拟时建立的几何体如图２—２所示：图２－２三维模拟中的几何体Ｆｉｇ２－２Ｐｈｙｓｉｃａｌｇｅｏｍｅｔｒｙｏｆｔｈｒｅｅｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｍｏｄｅｌ（２）网格划分建立几何体以及对其进行网格划分是很重要的，也是相当费时的，网格划分的好坏不仅影响计算的收敛性和结果的精确性，而且对计算机硬件的要求也有很大影响。

考虑到喷嘴流动区域及设备的拐角处几何形状的复杂性，很难运用结构化网格进行划分，本文对喷射反应器的三维实体模型采用非结构化网格的划分方法。

为了提高计算精度，对喷射反应器进行网格划分时必须实行局部加密。

两股流体接触面是我们所关心的区域，因此对其进行较密的网格划分。

另外由于流场速度、湍动能和湍流耗散率分布不均匀，近避面处的梯度较大，所以该区域网格划分时也要加密。

最终的网格划分如图２—３所示：青岛科技大学研究生学位论文２．２．２简化模型（１）模型图２－３喷射反应器的网格划分（三维模型）Ｆｉｇ２－３Ｇｒｉｄｓｏｆｊｅｔｒｅａｃｔｏｒ（３一Ｄｍｏｄｅｌ）图２＿４简化喷射反应器的模型Ｆｉｇ２－４Ｓｉｍｐｌｉｆｉｅｄｐｈｙｓｉｃａｌｇｅｏｍｅｔｒｙｏｆｊｅｔｒｅａｃｔｏｒ对喷射反应器原型进行简化处理，假定被吸液流围绕喷嘴四周沿轴线均匀进入混合管，假定喷嘴出口截面上高速的工作流体与被吸流体在进入混合室前互不混合、但紧密流动，只对喷射器混合段及以后的区域进行模拟，旨在与三维真实喷射反应器的数值模拟、优化及放大研究模型进行比较。

简化处理的喷射反应器如图２－４。

结构参数对气液下喷式喷射器性能的影响研究

结构参数对气液下喷式喷射器性能的影响研究
薄守石;徐子涵;徐冉;桑文蓉;张其克;孙兰义
【期刊名称】《石油化工设备技术》
【年(卷),期】2024(45)3
【摘要】喷射环流反应器是一种新型的气液或气液固接触反应装置,其中的喷射器结构会对反应器性能产生重要影响。

文章采用计算流体力学方法,建立了文丘里型喷射器的数学模型,分析了吸气室、喉部和扩散段等结构对喷射器吸气量的影响规律。

模拟结果表明:吸气室直径和气相入口方式对吸气量影响不大;喷嘴与喉部之间距离越小,喉部长度越短,吸气量越高;扩散段扩散角度在2~4°之间时吸气量存在最大值。

【总页数】8页(P11-17)
【作者】薄守石;徐子涵;徐冉;桑文蓉;张其克;孙兰义
【作者单位】中国石油大学(华东);山东正诺化工设备有限公司
【正文语种】中文
【中图分类】TB6
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不同结构参数对甲醇燃料大气式燃烧器引射性能影响分析及研究

不同结构参数对甲醇燃料大气式燃烧器引射性能影响分析及研究金靖伟;孙姣;张旭;贾雷永;陈文义【摘要】为解决甲醇燃料完全预混式燃烧器启动温度高、速度慢、安全系数低等问题,设计了甲醇燃料大气式燃烧器.采用数值模拟的方法,对其关键部件引射器的结构尺寸进行优化及燃烧器燃烧效果分析,着重研究了在不同输出功率下,喷嘴直径、喷嘴插入深度、入射角度、引射器喉管长度、喉管直径以及扩压管长度对引射器性能的影响,获得了甲醇燃料大气式燃烧器引射器的优化结构参数,进一步探索了甲醇蒸汽必要入射温度.输出功率在20％～120％之间时,优化后的燃烧器摩尔引射系数维持在4.35以上,引射性能稳定;空气温度为293 K时,理论甲醇蒸汽必要入射温度仅为473 K,燃烧效率可达98％以上,最高温度达2300K以上.%To resolve the methanol-fueled fully premixed burner's start temperature is overhigh,slow,and low safety factor,methanol fuel atmospheric burners were ing the numerical simulation method,the structural dimensions of the key components of the ejector are optimized,and the combustion effect of the burner is analyzed.At different output power,the effects of diameter of nozzle,depth of nozzle insertion,incident angle,length of ejector throat,diameter of ejector throat and length of diffuser pipe on the ejector performance are studied emphatically.The optimized structural parameters of the methanol-fuel atmospheric burner ejector were obtained,further exploration of the necessary incident temperature of methanol steam.When the output power is between 20％ and 120％,the Mole Ejecting Ratio of optimized burner was maintained at 4.35 orabove,and the ejector performance is stable.When the air temperature reaches 293K,theoretically the necessary incident temperature of methanol vapor is only 473 K,combustion efficiency of up to 98％,the maximum temperature of 2 300 K or more.【期刊名称】《河北工业大学学报》【年(卷),期】2017(046)002【总页数】10页(P75-84)【关键词】甲醇燃料;大气式引射器;摩尔引射系数;数值模拟【作者】金靖伟;孙姣;张旭;贾雷永;陈文义【作者单位】河北工业大学化工学院,天津300130;河北工业大学工程流动与过程强化研究中心,天津300130;河北工业大学化工学院,天津300130;河北工业大学工程流动与过程强化研究中心,天津300130;天津大学机械学院,天津300350;河北工业大学化工学院,天津300130;河北工业大学工程流动与过程强化研究中心,天津300130;天津鹏程煤矿设备有限公司,天津301914;河北工业大学化工学院,天津300130;河北工业大学工程流动与过程强化研究中心,天津300130【正文语种】中文【中图分类】TK17目前，我国广大农村地区，由于长期燃烧煤炭造成了极大的环境污染和能源浪费，人们对清洁燃料和高效燃烧技术的需求越来越迫切.甲醇燃料来源广泛，可由传统化石能源、生物质能源以及可再生能源转化而来，其完全燃烧时产物仅为二氧化碳和水蒸气，不会对环境造成污染，是优秀的煤炭替代能源，具有广阔发展前景[1-3].然而甲醇燃料存在高含氧量、低热值、常温为液态、汽化潜热高等缺点，并且目前甲醇燃料燃烧器的设计仍主要依靠燃油燃气燃烧器的设计经验，没有其特有的理论基础及设计方法，燃烧技术落后已经成为甲醇燃料高效利用及推广普及的瓶颈.因此，无论是从解决人们需求还是推广普及甲醇燃料的角度，对甲醇燃料燃烧器进行深入的研究都是十分必要的.按甲醇燃料的燃烧方式，可将燃烧器分为雾化燃烧器和汽化燃烧器两种，雾化燃烧器普遍存在着燃烧效率低、噪声大、火焰温度低等缺点；汽化式甲醇燃烧器通过把燃料汽化和燃烧两个过程分开，避免了高汽化潜热对火焰温度的影响，提高了火焰温度和燃烧效率，但仍然存在与空气混合不充分、燃烧效率较低等缺点[4].国内外研究者针对甲醇燃烧器的结构及燃烧效率展开了模拟和实验研究.Kermes V[5]等对比了气体燃料燃烧器和液体燃料燃烧器的燃烧性能及燃烧产物的测试方法，并指出甲醇燃料燃烧器的设计应重视预热和回流区强度；鄂加强[6]、张双利等[7]提出了利用“多场协同”原理对醇基燃料燃烧器燃烧效率和燃烧产物进行协同分析，并做了相应优化；冉景煜、施军等[8-10]设计了完全预混式甲醇燃料燃烧器，并对其进行数值优化及实验研究，研究结果表明，燃烧器引射性能稳定，燃烧效率可保持在99.2%以上.预混式甲醇燃料燃烧器是将燃料和空气先混合后燃烧，可大大提高甲醇燃料的燃烧效率，成为当前甲醇燃料燃烧器发展的新方向.甲醇燃料完全预混燃烧器由于一次空气引入量较大，易使蒸汽再次液化，需要将汽化室温度加热至800℃以上[11].这就导致燃烧器存在启动温度高、速度慢、安全系数低等缺点.为解决甲醇燃料完全预混式燃烧器的上述问题，本文把甲醇燃料特性和大气式燃烧方式相结合，设计了甲醇燃料大气式燃烧器，可以通过降低一次空气混入量来降低汽化室所需温度，提高燃烧器的启动速度和安全系数.目前，国内外关于甲醇燃料大气式燃烧器还鲜有报道.而引射器是甲醇燃料大气式燃烧器的关键部件，直接关系到燃烧效率及燃料的必要温度.因此，本文针对甲醇燃料大气式燃烧器引射器的不同结构进行数值研究及结构优化，并对优化后的结构进行燃烧模拟验证，在既保证较高的燃烧效率，尽可能降低燃料温度，快速安全启动.1.1 燃烧器的工作原理图1为甲醇燃料大气式燃烧器的结构示意图，液体甲醇燃料首先进入汽化室6，在汽化室内燃料吸收小部分燃烧热汽化为甲醇燃料蒸汽，燃料蒸汽通过蒸汽分配环1上的燃料喷嘴3喷入引射器4内和一次空气混合，再由引射器出口喷出，被点火针5点燃.为保证燃料燃烧时和二次空气充分混合，燃烧器设计了6套喷嘴和引射器，在燃烧器中成环形分布.燃烧器设计功率为30 kW，通过控制甲醇燃料的流量来控制输出功率，满负荷工作时燃料的质量流量为5 kg/h.燃烧反应主要考虑甲醇和空气之间的氧化反应，反应方程式如（1）～（3）式，当空气供给充足时甲醇完全燃烧，生成二氧化碳和水蒸气；当空气供给不足时，甲醇不完全燃烧，生成一氧化碳和水蒸气.由方程式（1）可知，1 mol甲醇完全燃烧消耗1.5 mol氧气，计算可得1 mol甲醇完全燃烧需7.14 mol空气.一次空气系数取α=0.6，大气引射器的设计摩尔引射系数1.2 物理模型及网格划分引射器依据现有燃气引射器设计理论进行初步设计[12]，得到引射器流场结构及尺寸如图2和表1所示.引射器结构为较规则的圆柱体，因此本文采用结构化网格划分方式，引射器模型网格数量约为40万.燃烧部分同样采用结构化网格划分方式，网格数量约为60万.1.3 数学模型目前，在流体流动问题方面，采用CFD（计算流体动力学）已经能准确的对流场的流动情况进行模拟计算[13-14].基本控制方程为：连续性方程、动量方程、能量方程、物质运输方程以及K-ε双方程[13-16].其通用形式为其中：φ为流动物理量；Γφ为有效扩散系数；Sφ为源项；x，r，θ；u，v，w分别为轴向、径向和周向的坐标和速度；ρ为流体密度.1.4 边界条件及求解方法引射器部分不考虑重力及化学反应，根据燃烧器的工作原理，甲醇燃料入口设置为质量流量入口，质量流量为4.6×105～2.76×104kg/s（输出功率在20%～120%之间），成分为100%纯甲醇蒸汽，温度设置为573 K，空气入口和出口分别设置为压力入口和压力出口，压强0 Pa（表压），成分设置为O2（摩尔分数0.21），N2（摩尔分数0.79），初始空气温度设为293 K，壁面设置为绝热壁面.燃烧部分主要考虑式（1）～式（3）的化学反应，二次空气入口和燃烧部分出口分别设置为压力入口和压力出口，压强0 Pa（表压）.数值计算使用双精度算法，选用标准K-ε方程，模型参数设为：1.2[13-16]，基于SIMPLE算法选用分离求解器，松弛因子设为0.7.燃烧器能否达到设计要求主要由引射器的引射能力决定，而引射器的引射能力主要由喷嘴及引射器自身结构所决定.文中以计算得出的结构尺寸为基础，分析研究喷嘴直径DJ、喷嘴插入深度LY、喷嘴入射角度θ、喉管长度LH、喉管直径DH及扩压管长度LD这六方面在不同输出功率下对引射器性能（摩尔引射系数和预混效果）的影响，以便从中得出规律并对引射器进行设计优化.2.1 喷嘴直径对引射器性能的影响喷嘴直径分别为1.5 mm、2 mm、2.5 mm、3 mm时，研究喷嘴直径对引射器性能的影响.由图3可知，在质量流量一定时，摩尔引射系数随着喷嘴直径的增大而减小；在喷嘴直径不变的情况下，摩尔引射系数随着输出功率的增加而增加，当输出功率超过80%以后增加幅度明显放缓.由图4可知，引射器喉管内的负压随着喷嘴直径的减小而增大.通过分析可知，喷出的甲醇燃料动压头一部分用于提高引入空气的动压头，一部分用于克服流动阻力损失.在质量流量一定时，喷嘴直径越小，气体流速越大，甲醇燃料所携带的动压头也就越大，带动喉管内的气体流动形成更大的负压，吸入更多的空气；当喷嘴直径一定时，流量越小，单位质量的甲醇燃料所携带的动压头也就越小，更容易受流动阻力损失的影响，导致摩尔引射系数下降.2.2 喷嘴插入深度对引射器性能的影响喷嘴直径DJ=2 mm，喷嘴到引射器入口距离LY分别为0 mm、1 mm、2 mm、3 mm、4 mm、5 mm、6 mm、7 mm时，研究喷嘴插入深度对引射器性能的影响.由图5可知，当LY取值小于2 mm时，摩尔引射系数随喷嘴插入深度的增加明显增大；当LY取值大于2 mm且输出功率大于60%时，摩尔引射系数基本维持稳定，输出功率小于60%时，随着LY的增加摩尔引射系数增大.由分析可知，引射性能除了和引射器喉管内的负压有关，还和甲醇燃料对空气的卷吸作用有关[17-18]，卷吸区域呈梯形分布，当射流体的流速及本身物理性质一定时，卷吸能力相对稳定.当LY取值小于2 mm时，吸入室对气流的阻力变化较大，当LY取值大于2 mm时，吸入室对气流的阻力相对稳定，因此导致了摩尔引射系数如图5所示的变化趋势.2.3 入射角度对引射器性能的影响取喷嘴直径DJ=2 mm，入射角度分别为0°、15°、30°、45°时，研究入射角度对引射器性能的影响，由图6可知，摩尔引射系数随入射角度的增大而增大.经过分析可知，由于喷嘴对入射流体的阻力随入射角度的增大而增大，在相同输出功率的情况下，需要给射流体提供更大的压强能，射流体所携带的能量也就更多.由图7可知，甲醇燃料在喷嘴出口平面的速度基本相同，但其压强能不同，射流体喷出喷嘴后，压强能继续转化为流体动能，因此射入流体的流速随入射角度增大而增大，喉管内的负压也随之增大，导致摩尔引射系数增大.2.4 引射器喉管长度对引射器性能的影响喉管长度不仅影响摩尔引射系数的大小，而且对燃料-空气的预混效果也有直接的影响.取喷嘴直径为DJ=2 mm，入射角度θ=0°、θ=30°，喉管长度分别为40 mm、35 mm、30 mm、25 mm、20 mm、15 mm、10 mm时，研究引射器喉管长度对引射器性能及出口甲醇浓度分布的影响.由图8可知，在入射角度θ= 0°、θ=30°，输出功率大于60%时，摩尔引射系数随着喉管长度的增大而增大，在LH=25 mm时达到最大值，之后随着喉管长度增大而轻微下降，当喉管长度在10～25 mm时，摩尔引射系数增加明显；当输出功率小于40%时，随着喉管长度的增大，摩尔引射系数同样呈现先增大后减小的趋势，在LH=20 mm时达到最大值.由引射器引射原理可知，引射性能跟喉管内静压力关系密切，对比喉管在各个长度的各种工况下，从喉管入口起始10 mm区域的平均压强.如图9所示，纵坐标表示的是相对压强，即喉管平均压强与LH= 10 mm时的平均压强之比.喉管内的负压随着喉管长度的增加呈现先增加后减小的趋势，输出功率越大达到最大负压所需的喉管长度也就越长，和摩尔引射系数的变化趋势相吻合.由图10可知，在入射角度θ=0°、θ=30°，输出功率为100%时，随喉管长度的增加，引射器出口中心线上各点甲醇燃料浓度的分布一致性越好.当喉管长度大于30 mm时，中心线上各点燃料浓度的波动变化很小，波动范围小于2.6%，说明在此条件下燃料-空气混合效果较好.在实际工况中，由于引射器中的流体会和外界环境发生热交换，因此在保证摩尔引射系数满足设计要求和物料充分混合的情况下，尽可能减小引射器的长度，有利于减小和环境之间的热交换，保证出口气体温度.由以上分析可以看出，在入射角度为θ=0°和θ=30°的模型中，摩尔引射系数及出口甲醇浓度分布随引射器喉管长度的变化趋势相同，在后续数值计算中取入射角θ=0°观察趋势.2.5 引射器喉管直径对引射器性能的影响喉管直径既影响喉管中负压的大小，又影响着引射器中空气阻力的大小.取喷嘴直径DJ=2 mm，入射角度θ=0°，喉管直径分别为7 mm、8 mm、9 mm、10mm、11 mm时，研究引射器喉管直径对引射器性能的影响.由图11a）可知，在各个工况下，摩尔引射系数均随喉管直径的增大呈现先增后减的趋势，分别在DH=8 mm和DH=9 mm时达到最大值；由图11b）可知，喉管内压力随着喉管直径的增大而升高.通过分析可知，喉管直径的增大不利于喉管内负压的形成，负压吸气作用随之减弱；相反喉管直径越大，入口对空气的阻力越小，越有利于引射空气.引射器的引射性能受喉管内的负压及喉管入口对空气阻力双重因素的影响，考虑到摩尔引射系数在各个工况下的大小及波动情况，喉管直径DH=9 mm为最优值.2.6 扩压管长度对引射器性能的影响同喉管长度相同，扩压管长度对摩尔引射系数及燃料-空气的预混效果也有直接的影响.在喷嘴直径DJ=2 mm，入射角度θ=0°，喉管长度LH=30 mm，喉管直径DH=9 mm，取扩压管长度分别为15 mm、20 mm、25 mm、30 mm、35 mm 时，研究引射器扩压管长度对引射器性能及出口甲醇浓度分布的影响.由图12a）可知，当输出功率较大时，扩压管长度对摩尔引射系数几乎没有影响，当输出功率较小时，摩尔引射系数随着扩压管长度的增加而稍有下降.通过分析可知，扩压管长度仅对引射器内气流阻力产生较小的影响，因此产生了上述引射系数的变化.由图12b）可知，当输出功率为100%时，随扩压管长度的增加，引射器出口中心线上各点甲醇燃料浓度的分布一致性越好.当扩压管长度大于25 mm时，中心线上各点燃料浓度的波动变化很小，波动范围可控制在2.6%以内，说明在此条件下燃料-空气可以达到较好的混合效果.比较图10和图12b）中的数据可知，出口甲醇浓度分布受扩压管长度的变化影响更明显，而其主要影响因素为分子的扩散速度，引射器的总体长度越长，扩散越充分，浓度分布也就越均匀.3.1 引射器结构优化甲醇燃料大气式引射器的主要作用是使燃料在被点燃前预先和部分空气进行混合，在引射器内部甲醇燃料和一次空气进行动量和能量的交换，使其在引射器出口获得必要的剩余压力及温度，以保证燃烧器的稳定工作.基于上述规律对引射器进行了优化，优化后的引射器结构尺寸如表2所示.为得到恰当的燃料入口温度，对优化后的大气式引射器，在空气温度293 K，取燃料入口温度T分别为423K、448K、473K、498K、523K、548K、573 K时，研究燃料温度对出口温度的影响.由图13可知，在各个工况下，出口温度随入口燃料温度的增加而增加，当入口燃料温度为473 K时了，各工况下出口温度维持在甲醇燃料露点340 K以上.由图14可知，优化后的大气式引射器，引射性能稳定，摩尔引射系数在4.35～5.01之间，满足燃烧器需求.随着输出功率增大，出口甲醇浓度梯度增大，输出功率为20%时，出口甲醇浓度梯度为0.58%，输出功率为120%时，出口甲醇浓度梯度最大为2.86%，波动范围很小，说明在此模型下，燃料-空气可均匀混合.3.2 燃烧效果分析图15为各工况下引射器出口轴线上CH4O和CO的质量分数分布曲线.由图15a）可知，甲醇燃料的质量分数随X方向的增加，呈现出3个阶段的变化趋势.第1阶段，甲醇燃料质量分数维持稳定，功率越大稳定区域越长，输出功率20%时，CH4O的质量分数在X=58 mm时开始出现下降趋势，输出功率120%时，CH4O的质量分数在X=70 mm时才开始出现下降趋势.此区域为火焰的焰核，燃料流速大于火焰传播速度，是燃料-空气混合物尚未点燃的冷区；第2阶段，甲醇燃料的质量分数明显下降.此区域为火焰的焰面区，此区域燃烧反应剧烈，跨度在X=70 mm～200 mm之间，大约90%的燃料在这里燃烧；第3阶段，甲醇质量分数变化放缓，当X大于300 mm时，甲醇燃料质量分数趋于0.此区域为火焰的燃尽区，燃料在这里完成全部的燃烧过程.由图15b）可知，甲醇燃料的不完全燃烧主要发生在焰面区，而不完全燃烧产物CO的二次燃烧则分布于焰面区和燃尽区.通过比较各工况下CH4O和CO质量分数的变化情况可知，当输出功率为40%～60%之间时，燃料和二次空气混合较好，有较少的CO生成，CO质量分数的最大值为0.79%出现在X=128 mm处，当输出功率为20%、100%以及120%时，燃料和二次空气混合较差，CO生成量较大，质量分数的最大值为1.09%出现在X= 116 mm处.通过分析可知，功率较小时气流速度较慢，二次空气不能与燃料及时混合，功率较大时，由于所需二次空气量较大，导致混合不及时.图16为输出功率为100%时的温度分布图，可以看出火焰分布均匀、燃烧稳定，最高温度出现在环形分布的引射器中心线上，可达2 332.72 K.通过计算，输出功率为20%时，燃烧效率达到98%以上，输出功率为40%以上时，燃烧效率可达99%以上.本文针对大气式甲醇燃料燃烧器引射器，采用数值模拟的方法，分析了引射器不同结构参数对摩尔引射系数和预混效果的影响，为保证必要的出口温度，探索了入射甲醇蒸汽温度的必要温度，进而对引射器结构进行优化并模拟研究其燃烧过程.研究结果表明，优化后的甲醇燃料大气式燃烧器，在保证较高的燃烧效率情况下，克服了完全预混式甲醇燃烧器存在的启动温度高，速度慢，安全系数低等缺点.获得以下主要结论：1）改变引射器不同结构参数，影响了燃料对空气的卷吸作用、喉管内静压力以及空气阻力，导致摩尔引射系数发生变化；出口甲醇燃料的浓度梯度主要受分子扩散速度的影响较大，当引射器越长，输出功率越小时，燃料分布越均匀；引射器出口温度主要受摩尔引射系数的影响较大，摩尔引射系数较大，引入的冷空气也就更多，导致引射器出口温度更低.2）优化后的引射器，在输出功率为20%～120%之间时，摩尔引射系数维持在4.35以上，在常用工况下（40%～100%），摩尔引射系数维持在4.7以上，变化率在5.7%以内，引射性能稳定.当空气温度为293 K时，理论燃料必要入射温度仅为473 K，燃烧效率可达98%以上，最高温度达2 300 K以上.在较高燃烧效率的情况下，降低了燃料温度，保证了燃烧器快速安全启动.【相关文献】[1]李忠，郑华艳，谢克昌.甲醇燃料的研究进展与展望[J].化工进展，2008，27（11）：1684-1695.[2]吴域琦，冯向法.甲醇燃料——最具竞争力的可替代能源[J].中外能源，2007，12（1）：16-23.[3]冯向法.醇基燃料及其发展趋势[J].农业工程学报，2006（S1）：183-188.[4]傅学政，黄笃之，许朝晖，等.醇基燃料燃烧器技术进展概述[J].能源工程，2003（5）：53-55.[5]Kermes V，Be Lohradsky P，Oral J，et al.Testing of gas and liquid fuel burners for power and process 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在发电机组中，级水环真空泵运行时往往存在安全等方面的问题［有时还出现振动超标、单，噪音大、运行电流不稳定等现象．试验发现，在单级水环真空泵前端加装一级大气喷射器，仅能够消除机组的汽蚀现不
佳锥度为０，压器的最佳锥度为２４，嘴的最佳喉部直径为ｉ５ｍ．。扩．。喷．ｃ
关键词：气喷射器；结构参数；值模拟；真空度；引射系数大数
中图分类号：Ｂ７；６Ｔ９Ｏ３８文献标志码：Ａ文章编号：０１８３（０１０－２３０１０－７５２ｌ）３０４－３
象和降低噪音，而且能够提高机组系统的真空度．构参数对大气喷射器的性能有显著影响，喷射器结］结在构参数优化方面，爱国等口对喷射器内部流动进行了数值模拟，别计算了不同喉管长度时的喷射器内部梁分
２内蒙古工业大学理学院，．内蒙古呼和浩特００５；．１０１３内蒙古电力科学院，蒙古呼和浩特００５）内１０１
摘
要：助ＦＵＥ借ＬＮＴ软件，量研究了结构参数对大气喷射器性能的影响，对数值模拟结果进行了分定并
收稿日期：２１－１２００１－８
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静（９４）女，１６一，内蒙古巴彦淖尔市人，套大学副教授，要从事结构优化设计研究， — ｉｗａｇｉｇｈ＠１３ｃｒ．河主Ｅｍａｌｎｊ．ｄ６．ｏ：ｎｎ
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结构参数对大气喷射器性能影响的数值模拟分析
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流场，以及各种面积比时的喷射器的性能，定了喷射器在某一范围面积比时的最优喉管尺寸；徐海涛等确］采用有限体积法离散控制方程，准ｋｅ流模型和近壁面处使用壁面函数修正的方法，蒸汽喷射真空泵标 —湍对的超音速混合过程进行数值模拟；建等口提出等马赫数梯度设计的方法，种方法是利用改变喷射器的郭这
析．量研究结果表明，构参数对大气喷射器的性能影响显著，理设计结构参数对大气喷射器性能的发挥非定结合常重要．值模拟结果显示，气喷射器喷嘴的最佳位置应在其出口截面距混合室人口截面９ｍ处．合室的最数大ａ混
第４Ｏ卷第３期２１年５０１月
内蒙古师范大学学报（自然科学汉文版）
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壁面结构，流体在喷射器内较均匀地通过，使避免速度的变化和激波的产生，喷射器的效率得到了提高．使数
值模拟结果表明，几何参数的改变极大地影响着波系结构，一定的设计工况下，在总存在一个最佳的面积比及一个最优的相对位置与最大引射系数对应，混合段的锥度在一定范围内对喷射器性能无显著影响．文在本前人的研究基础上，利用ＦＵＥＬＮＴ软件，立了大气喷射器结构参数二维轴对称模型，建研究了结构参数对
其性能的影响，为优化结构参数提供理论依据．
１数值模拟方程
１１连续性方程．
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其中：ｐ是当地密度；Ｕ７分别是，，３Ｙ方向的速度分量；ｒ分别是轴向、向坐标分量；是时间．ｚ，环ｔ