2020, Vol. 41
蒸汽喷射泵结构简单, 性能稳定, 在化学工业、制冷供暖和电力生产等领域具有广泛应用[1-2].Huang等[3]研究了喷射泵在不同背压(出口压力)下的典型性能曲线, 反映出了决定喷射泵性能的两个关键指标：引射系数re, 是次流体与主流体的质量流率之比；临界背压pc, 是引射系数保持不变的最大背压, 其大小决定了喷射泵抗背压能力的强弱.目前为止, 人们在研究喷射泵性能优化时大多注重于引射系数的提高, 而忽视了抗背压能力在喷射泵性能中的重要性.临界背压pc的大小决定了喷射泵临界模式的工作范围.pc越大, 喷射泵在临界模式的工作范围越宽, 其抵抗背压影响的能力越强.
判断喷射泵抗背压能力的强弱, 传统方式是通过数值分析计算或实验测定得到引射系数随着背压的变化规律, 考察临界背压的大小.这种方式不够直观, 也太过繁琐.张光利[4]研究发现, 在喷射泵扩散段, 混合流体的动能将转换为压力能, 来抵抗背压对喷射泵内流动和抽气性能的影响.混合流体在扩散段入口(即喉部出口)处的动能与喷射泵抗背压能力密切相关.由于实验测定条件所限, 难以全面、准确地研究喷射泵的性能, 因此, 计算流体力学(computational fluid dynamics, CFD)已成为广泛认可的研究喷射泵工作机理、结构优化和性能评价的重要方法[1, 5].
本文在定义喷射泵喉部出口截面上单位体积流体动能为e的基础上, 采用CFD方法, 通过数值分析计算e的大小来评估喷射泵的抗背压能力.
1 数值建模综合考虑计算成本和计算精度, 本文采用二维轴对称模型[6], 喷射泵几何参数如表 1所示.
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表 1 蒸汽喷射泵的几何参数 Table 1 Geometric parameters of the steam ejector |
网格划分在ICEM(integrated computer engineering and manufacturing)中进行, 采用结构化四边形网格, 蒸汽喷射泵的网格结构及主要几何参数如图 1所示.网格独立性的验证结果：网格数量为27666时re为0.6561；网格数量为52785时re为0.6652；网格数量为106082时re为0.6682.结果显示, 当网格数量在50000~60000范围时, 引射系数re随网格数量的增加变化不大.
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图 1 蒸汽喷射泵的网格结构及主要几何参数 Fig.1 Grid structure and main geometric parameters of the steam ejector |
工作流体为水蒸汽, 且被认为是理想气体[7], 其物理性质为：比热容2014.00J·kg-1·K-1, 导热系数0.0261W·m-1·K-1, 黏度1.34×10-5kg·m-1·s-1, 分子质量18.02kg/kmol.边界条件的设定：主流体和次流体的入口设为压力入口, 喷射泵出口设为压力出口, 见表 2.本文中所有数值模拟均在相同的入口边界条件下进行.墙壁被设置为光滑、无滑移、绝热等熵边界条件.
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表 2 边界条件 Table 2 Boundary conditions |
在近几年关于喷射泵湍流模型的研究中, k -ωSST模型的模拟计算精度得到更多实验的广泛验证, 被越来越多的学者认可[8-10], 本文采用k-ω SST模型.采用有限体积法离散控制方程, 并通过耦合隐式求解器求解.对流项通过二阶迎风格式离散, 扩散项通过中心差分离散.整个离散化系统由Gauss Seidel方法求解.当所有残差项低于10-6或re稳定不变时, 计算收敛.
采用的CFD模型, 与东北大学张光利[4]建立的CFD模型的差别仅在于选取的湍流模型及被抽气体温度的不同.张光利选用的湍流模型为Realizable k-ω模型, 本文选用的湍流模型为k-ω SST.Han等的研究表明[11], 以上2个湍流模型的计算误差仅为2.4%.张光利已对所建立的CFD模型进行了实验验证, 实验结果与模拟结果符合度较高[4], 故本文中CFD计算模型的适用性得以确认.
以下所有数值模拟均在ANSYS 18.2中进行.
2 结果与讨论 2.1 喉部直径d对e及抗背压能力的影响保持混合室角度θ=6°, 喉部长度100mm, 扩散段角度6°, 喷嘴出口位置s=0不变, 考察喉部直径d(24, 26, 28, 30, 32mm)对喷射泵性能的影响.图 2为不同喉部直径下引射系数与背压的关系.由图 2可见, 随着喉部直径的增大, 临界背压减小, 泵抗背压能力减弱, 一旦背压超过临界背压, 喷射泵的性能会急剧下降, 引射系数大大降低.临界背压的大小是评判喷射泵抗背压能力强弱的一个指标, 对喷射泵性能起着关键性作用的一个重要因素.目前, 获得喷射泵临界背压的实验和数值方法都过于繁琐, 不利于对喷射泵抗背压能力的评估.
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图 2 不同喉部直径d下引射系数与背压的关系 Fig.2 Relationship between re and pb under different d |
定义喷射泵喉部出口截面单位体积流体动能e(J/m3)为
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式中：ρ为流体密度(kg/m3)；v为流体速度(m/s).
背压分别为3, 4和5kPa时, e与临界背压pc及喉部直径d的关系如图 3所示.由图 3可见, 在各个背压下, d越小, e越大, 临界背压越大, 喷射泵抗背压能力越强.
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图 3 不同背压下e, pc与喉部直径d的关系 Fig.3 Relationship among e, pc and d under different pb |
保持喉部直径d=28mm, 喉部长度100mm, 扩散段角度6°, 喷嘴出口位置s=0不变, 考察混合室角度θ变化时(1°, 2°, 3°, 5°, 7°, 9°)对喷射泵性能的影响.图 4为不同混合室角度下引射系数与背压的关系.θ从1°变化到5°时, 虽然临界背压相同, 但在亚临界模式引射系数的下降速率不同, 1°时下降速率最小, 表明此时尽管喷射泵的抽气能力已经下降, 但仍能保持一定的抽气能力.可见, 评价喷射泵抗背压能力时, 除了看临界背压之外, 还应考察喷射泵处于亚临界模式下的引射系数下降速率.下降速率越大, 表明喷射泵受背压的影响越大, 抗背压能力越弱.由图 4可见, θ从1°变化到9°时, 抗背压能力逐渐变弱.
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图 4 不同混合室角度θ下引射系数与背压的关系 Fig.4 Relationship between re and pb under different θ |
当背压分别为3, 4和5kPa时e, pc与混合室角度θ的关系如图 5所示.由图 5可见, 在不同背压下, 当θ从1°变化到9°时, e越来越小, 喷射泵抗背压能力逐次减弱.
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图 5 不同背压下e, pc与混合室角度θ的关系 Fig.5 Relationship among e, pc and θ under different pb |
保持喉部直径d=28mm, 喉部长度100mm, 混合室角度θ=6°, 扩散段角度6°不变, 考察喷嘴出口位置s变化时(-60, 40, -20, 0, 20mm, 并且定义从-60mm到20mm, s是增大的)对喷射泵性能的影响.图 6和图 7分别为不同s下引射系数与背压的关系以及背压分别为3, 4和5kPa时e, pc与喷嘴出口位置s的关系.与上述分析方法相同, 当s从-60mm增大到20mm时, e增大, 喷射泵抗背压能力增强.
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图 6 不同喷嘴出口位置s下引射系数与背压的关系 Fig.6 Relationship between re and pb under different s |
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图 7 不同背压下e, pc与喷嘴出口位置s的关系 Fig.7 Relationship among e, pc and s under different pb |
随着喷射泵几何参数喉部直径d或混合室角度θ的减小或喷嘴出口位置s的增大, 都会导致喷射器喉部出口截面单位体积流体动能e增大、蒸汽喷射泵抗背压能力增强.当d, θ及s变化时, e可作为评估蒸汽喷射泵抗背压能力的标准.
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