指在一定工况下,单位质量工作流体通过引射器所能抽吸的引射流体流量,在数值上与引射流体和工作流体的质量流量之比相等,即

u=M_I/M_p

式中:u为引射系数; M_I为引射流体的质量流量,kg/s; M_p为工作流体的质量流量,kg/s。

用以衡量引射器的完善性,是引射流体获得工作能力与工作流体丧失工作能力的比值,即

η=u(p_c/p_h)/(p_p/p_c)

式中:η为引射器效率; p_c为压缩流体压力(即引射器出口压力),MPa; p_h为引射流体压力,MPa; p_p为工作流体压力,MPa。

引射系数是评价蒸汽引射器工作性能的重要指标,也是本文分析时重点考察的参数之一; 引射器效率在引射、工作和压缩流体初始参数不变的前提下,取决于引射系数u的大小。

当引射器结构尺寸一定时,引射系数的大小不仅与引射流体的质量流量有关,工作流体压力、引射流体中水蒸气所占的百分比等均会影响引射器的引射能力。基于上述对引射器结构及工作原理的描述建立模型,对各项参数与蒸汽引射器性能之间的关系进行分析讨论。以图1所示引射器结构为例,由于该型引射器每套喷嘴、混合室与扩散器均可独立工作,且为轴对称结构,因此只分析其中一套结构即可。

计算域包括喷嘴、混合室及扩散器段,对喷嘴喉部的网格进行加密,得到引射器的二维网格模型如图2所示。

图2 网格示意图
Fig.2 Grid schematic diagram

1)引射流体入口:M_I=38.16 kg/s,混合流体中水蒸气的质量百分比α =22%;

2)工作流体入口:p_P=1.27 MPa,α₁ =100%;

3)混合流体出口:α₂=0,p_c= 95 600 Pa(取当地大气压);

4)壁面边界条件:无滑移绝热壁面。

使用FLUENT对额定工况下蒸汽引射器的工作状态进行仿真分析。

2.2.1 引射器内压力场分布

由图3可分析引射器工作过程。引射器内部的压力在喷嘴前后发生剧烈变化,即高压工作流体经过喷嘴喉部后压力迅速降低,在出口处形成低压区,将引射流体吸入混合室中; 2种流体在混合室充分混合后,再经由扩压器提升压力,最终引射到大气中。

图3 引射器内部压力场分布云图
Fig.3 The contours of the internal pressure field of the ejector

结合图3和图4可以发现,喷嘴出口后的压力急剧降低后,转变为围绕某一值的振荡变化形式,这是由于超音速流体在扩张段要进行减速增压,为达到出口压力必然在扩张段产生激波间断,强激波和较强的逆压梯度必然诱发边界层的分离; 而又由于流体有自动选择和维持最稳定流动结构的特性,随着时间的发展,边界层不断分离再附,引射器的轴线位置形成激波链,流体速度和压力也随之发生振荡,直至流场趋于定常。

图4 轴线处压力散点图
Fig.4 Pressure scatter plot at axis

2.2.2 引射器内速度场分布

由图5中的马赫数分布云图可看出,工作流体在喷嘴等截面段达到音速,在喷嘴扩张段速度不断增大; 通过喷嘴之后为超音速状态,并在剪切作用下带动引射流体进入混合室,形成混合边界层,边界层外部为亚音速流体,内部为超音速流体。在混合过程中,伴随着能量交换,在喷嘴边缘产生一道斜激波,诱发边界层的第一次分离,使得主流通道等效截面收缩,出现第一个喉道; 然后等效流道扩张,流体再加速。之后由于逆压梯度的作用,激波链结构由初始的分叉激波-膨胀波单元发展为压缩波-膨胀波单元,即喉道前后的流体速度仍为超音速,但喉道前的流体受到压缩,喉道后的流体随着流道的扩张而加速,同时,流道收缩减缓,流道收缩处的边界层变厚,激波强度逐渐减弱。最后,在扩散器的扩张段,激波链单元结束,超音速流体与亚音速区域逐渐混合,在无激波的状态下增压减速至较均匀的亚音速状态。

图5 马赫数散点图
Fig.5 Maher number scatter plot

结合轴线位置的马赫数散点图分析可知,引射器内轴线处的速度变化与压力变化一样,都受激波链作用而不断振荡变化。在激波产生的初始阶段(即喷嘴出口位置),速度最高达3.7倍声速; 随着激波链强度的减弱,振荡曲线的最高点不断降低(但马赫数仍大于1),直至激波链结束后,气流才变为亚声速流体。

以工作流体压力p_p=1.27 MPa,引射流体中水蒸气所占百分比α=22%为前提不变,模拟引射流体流量M_I从23.16 kg/s变化到53.16 kg/s(即单喷嘴流量由7.72 kg/s变到17.72 kg/s)时引射器的工作情况,得到引射器效率随引射流体流量变化的趋势如图6所示。从图6中可看出,引射器的效率随引射流体流量的增加而升高,这是由于引射流体流量增加时,引射流体的压力也得到提高,两者综合作用导致引射器效率的升高。

图6 引射流体流量(单喷嘴)对引射器效率的影响
Fig.6 Effect of ejecting fluid flow(single nozzle)on efficiency of ejector

图7 不同引射流体流量时引射器内部速度场的变化
Fig.7 Variation of velocity field in ejector during different ejection fluid flow rate

为了研究引射流体中水蒸气所占百分比对引射器性能的影响,将引射流体入口边界条件由流量入口改为压力入口,设定引射器的工作流体压力为1.27 MPa,引射流体压力为33 kPa,模拟引射流体中水蒸气所占百分比从0变化到50%时引射器的工作情况,得到引射流体中水蒸气所占百分比对引射性能的影响趋势如图8所示。

图8 引射流体中水蒸气含量的影响
Fig.8 Influence of water vapor content in ejecting fluid

参考试验数据设置引射流体入口压力p_h为33 kPa,然后分别取工作流体入口压力p_p为1.07 MPa,1.12 MPa,1.17 MPa,1.22 MPa,1.27 MPa,1.32 MPa,1.37 MPa及1.42 MPa,其模拟结果如图9所示。

图9 工作流体压力的影响
Fig.9 The effect of working fluid pressure

如图 10所示,选取引射器喷嘴出口(A)、混合室等直段两端(B和C)、扩散器出口(D)4个截面,对比不同工作压力下各截面的马赫数分布。

图 10 截面位置图
Fig.10 Section position distribustion

图 11 不同工作压力下的马赫数分布图
Fig.11 Mach number distribution under different working pressures

图 12 引射器速度分布云图
Fig.12 Velocity distribution in ejector

为了研究引射流体压力对引射器性能的影响,参考试验数据设置工作流体入口压力p_p为1.27 MPa,然后分别取引射流体入口压力p_h为12 kPa,19 kPa,26 kPa,33 kPa,40 kPa,47 kPa及54 kPa,模拟结果如图 13所示。不同引射压力下的马赫数分布如图 14所示。

图 13 引射流体压力的影响
Fig.13 Effect of ejection fluid pressure

图 14 不同引射压力下的马赫数分布图
Fig.14 Mach number distribution diagram under different ejection pressure

分析可知,随着引射流体压力的升高,工作流体流量不变,而引射流体的流量不断增加,因此引射系数随引射流体压力的增大而提高。从引射器工作机理上分析,原因主要为:增加引射流体压力,会使喷嘴出口处工作流体与引射流体的压差变大,引射流体进入接受室的推动力得以增大,促进了2种流体的混合,从而提高了引射系数。因此,可以通过适当提高引射流体压力,使引射系数增加。

同样选取图 10所示A,B,C,D这4个截面,由图 14可知,引射流体压力从12 kPa提高到54 kPa,各截面处的马赫数分布变化较大,B截面处的马赫数值明显降低,轴线位置的马赫数值由2.97变为2.15,这是因为引射流体压力越高,流量越大,则激波链有效长度增加,激波链发展更加充分、强度降低,混合流体流速下降(如图7所示); 而C,D截面处的马赫数值均略有提高,这是因为当引射压力提高时,被吸入的引射流体流量增大,从而导致出口压力稍有升高。因此,引射流体压力过高时,将会导致引射器抽吸能力的降低。