燃?xì)馕那鹆諝庖淦鞯臄?shù)值模擬研究

李成明，徐江榮

(杭州電子科技大學(xué)能源研究所，浙江 杭州 310018)

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燃?xì)馕那鹆諝庖淦鞯臄?shù)值模擬研究

李成明，徐江榮

(杭州電子科技大學(xué)能源研究所，浙江 杭州 310018)

摘要：在原有自行設(shè)計的多引射旋轉(zhuǎn)預(yù)混燃燒器基礎(chǔ)上，利用FLUENT軟件對該燃燒器的引射器的噴嘴入口長度參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化.綜合考慮引射器的引射系數(shù)、混合燃?xì)庠诔隹谔幍囊淮慰諝庀禂?shù)和混合當(dāng)量比系數(shù)，優(yōu)化精度達(dá)到1 mm.采用二分搜索法搜索引射系數(shù)為最佳的工況——最佳的噴嘴入口長度；再以最佳工況為中心，選取5個工況分析出口的一次空氣系數(shù)和混合當(dāng)量比系數(shù)，綜合考慮并最終得出最優(yōu)噴嘴入口長度參數(shù).結(jié)果表明，最優(yōu)噴嘴入口長度為距空氣入口5 mm處，并分析了此時各橫截面和中心軸線上的速度、壓力分布情況.

關(guān)鍵詞：引射器；最優(yōu)噴嘴入口長度；引射系數(shù)；一次空氣系數(shù)

0引言

引射器是大氣式燃燒器和全預(yù)混燃燒器中最重要的幾何結(jié)構(gòu).國內(nèi)外許多學(xué)者都對燃?xì)庠畹囊淦鬟M(jìn)行了相關(guān)研究，文獻(xiàn)[1]采用實驗方式和數(shù)值模擬方式對某上進(jìn)風(fēng)燃?xì)庠钸M(jìn)行了研究，得到了數(shù)值模擬結(jié)果與實測的氣相色譜分析數(shù)據(jù)基本一致的結(jié)果，驗證了利用數(shù)值模擬方式來分析引射器的引射能力的可行性和可靠性.文獻(xiàn)[2]通過實驗研究了噴嘴位置對小容量噴射式制冷的影響，結(jié)果表明，對于不同的工況條件，噴嘴的最佳位置是不一樣的.文獻(xiàn)[3]研究了噴嘴位置對大氣式燃燒器的引射器的一次空氣系數(shù)的影響，得出噴嘴入口長度為1 mm時，引射器引射性能最佳，但并未考慮引射器的引射系數(shù)和混合氣體的混合當(dāng)量比系數(shù).文獻(xiàn)[4]對上海林內(nèi)2M2F燃燒器的引射器進(jìn)行了數(shù)值模擬和實驗研究，分析了引射器的引射系數(shù)、一次空氣系數(shù)和中心軸線上的混合燃?xì)獾漠?dāng)量比系數(shù)，但并未進(jìn)行引射器的參數(shù)優(yōu)化.鑒于前人對引射器的研究，本文使用實驗和數(shù)值模擬相結(jié)合的方式，采用二分搜索法對引射器的噴嘴入口長度參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，從而實現(xiàn)改進(jìn)和優(yōu)化原自行設(shè)計的燃燒器的目的.

1實驗裝置及原理

本文實驗時會消耗大量的燃?xì)?甲烷)，出于成本和安全性考慮，實驗時使用空氣代替燃?xì)庾鳛楣ぷ髁黧w，實驗系統(tǒng)由供氣系統(tǒng)、質(zhì)量流量控制系統(tǒng)、噴嘴、文丘力管(引射器)、測量系統(tǒng)組成，如圖1所示.

圖1　實驗系統(tǒng)圖

引射器的引射能力主要由引射系數(shù)來描述，引射系數(shù)α為：

(1)

式中：mg為引射流體入口質(zhì)量流量，mw為工作流體入口質(zhì)量流量.

噴嘴安裝在導(dǎo)軌上，實驗時，根據(jù)不同的噴嘴入口長度調(diào)整導(dǎo)軌的進(jìn)給長度，利用SYT-2000微電腦數(shù)字壓力計和S型畢托管測出引射器出口風(fēng)速，通過計算得到出口質(zhì)量流量，出口質(zhì)量流量減去工作流體入口質(zhì)量流量即為引射流體的入口質(zhì)量流量，再根據(jù)式(1)計算得到引射系數(shù).

2幾何模型及數(shù)值計算

引射器的工作流體(燃?xì)?為甲烷，入口速度為25.5L/min(一般實驗工況).引射流體為空氣，壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，其他參數(shù)見圖2.圖2中，L為噴嘴入口長度參數(shù)，為可變參數(shù)(研究對象)，截面1-1為噴嘴出口截面，單位為mm.

圖2　引射器幾何結(jié)構(gòu)截面圖

劃分網(wǎng)格時，由于引射器入口段結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，而其他結(jié)構(gòu)比較簡單，因此為了提高網(wǎng)格質(zhì)量、降低網(wǎng)格數(shù)量和節(jié)約計算時間，采用混合網(wǎng)格方式劃分網(wǎng)格，入口段使用噴嘴出口截面切分，首先對噴嘴出口截面的噴嘴口劃分線網(wǎng)格，再對噴嘴出口截面劃分面網(wǎng)格，對入口段靠近空氣入口部分采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分體網(wǎng)格，其他部分均采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分體網(wǎng)格，各工況網(wǎng)格數(shù)量均在68萬個節(jié)點以上，網(wǎng)格單元大小的歪斜度(EquiSize Skew)在0°～0.4°之間的網(wǎng)格數(shù)均大于95.82%，網(wǎng)格質(zhì)量很好.

燃?xì)馊肟诙x為速度入口邊界，速度大小設(shè)為11.789 m/s(由實驗工況換算而來)，水力直徑為6 mm；空氣入口定義為壓力入口邊界，全壓設(shè)為0 Pa，水力直徑為11.89 mm；出口定義為壓力出口邊界，根據(jù)文獻(xiàn)[5]，出口全壓設(shè)為1.4 Pa，水力直徑為28 mm.

引射器的主要原理是：工作流體經(jīng)噴嘴高速噴出，形成射流，通過卷吸流動將引射流體卷入，在引射器內(nèi)部工作流體和引射流體進(jìn)行動量交換，速度逐漸趨于均勻.甲烷入口截面處的雷諾數(shù)為4 346.204>4 000，引射器內(nèi)的流動為湍流，引射器內(nèi)涉及到兩種流體的輸運，故在利用Flunt求解器進(jìn)行數(shù)值計算時，需要用到湍流模型和輸運方程模型.

為了簡化實際問題，便于分析，本文做出如下基本假設(shè)：1)由于燃?xì)鈮毫^低，甲烷可視為不可壓縮流體；2)流動溫度為常溫，密度可視為常數(shù)；3)引射器內(nèi)流體的流動為穩(wěn)態(tài)湍流，引射器壁面上滿足速度無滑移邊界條件.

標(biāo)準(zhǔn)κ-ε湍流模型應(yīng)用廣，能滿足一般的收斂性和精度要求，計算時間較短，適合于完全湍流模型.本文引射器內(nèi)部為完全湍流，對收斂性和精度要求不高，計算時間要求盡量短，因此湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε湍流模型.

FLUENT求解器設(shè)為壓力基和穩(wěn)態(tài)，組分輸運混合物為甲烷—空氣(methane-air)，甲烷入口邊界組分中甲烷設(shè)為1，空氣入口邊界組分中氧氣設(shè)為0.21，控制方程使用SIMPLE求解公式，離散格式使用二階差分迎風(fēng)格式.

為了節(jié)約計算時間，首先，對L=2 mm，6 mm，10 mm，14 mm，18 mm，22 mm，26 mm，30 mm，34 mm，38 mm，42 mm，47 mm(喉口)的12個初始工況進(jìn)行計算，得出此時引射系數(shù)最大時的噴嘴入口長度工況，并記為Lmax0；再次，以Lmax0為中心，采用二分搜索法搜索出引射系數(shù)為最大的噴嘴入口長度工況，并記為Lmax.最后，以Lmax為中心，選取5個工況進(jìn)行綜合考慮.實際計算所用工況為L=2 mm，3 mm，4 mm，5 mm，6 mm，7 mm，10 mm，14 mm，18 mm，22 mm，26 mm，30 mm，34 mm，38 mm，42 mm，47 mm，共為16個工況.

3結(jié)果分析

圖3　不同工況下引射系數(shù)關(guān)系圖

圖3為不同噴嘴入口長度工況下引射系數(shù)關(guān)系圖.由圖3可以看出，實驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果基本一致，表明數(shù)值模擬具有很好的可靠性.當(dāng)L=5 mm時，引射系數(shù)最大，為16.024，α與L近似為拋物線分布，這也是本文使用二分搜索法的前提.原因是：當(dāng)L為0～5 mm時，雖然甲烷流速隨著L的增加而有所降低，但空氣入口的有效面積卻快速增加，此時空氣入口有效面積的增大比甲烷流速降低對引射器的影響作用更大，α增大；但當(dāng)L>5 mm時，空氣入口有效面積增長緩慢，同時甲烷流速降低明顯，此時甲烷流速降低對引射器的影響作用更大，α開始減小.

為了減少分析次數(shù)，以Lmax為中心(最優(yōu)工況在Lmax附近)，首先選取5個工況進(jìn)行一次空氣系數(shù)和混合當(dāng)量比系數(shù)分析，一次空氣系數(shù)β和混合當(dāng)量比系數(shù)φ為：

(2)

(3)

式中：Vig為燃?xì)庵衖組分的體積分?jǐn)?shù)，Vim為空氣中i組分的體積分?jǐn)?shù)，Via為混合氣體中i組分的體積分?jǐn)?shù)，V0為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下1m3的燃?xì)馊紵璧睦碚摽諝饬?，對于甲烷則為9.555 4，(F/A)stoic為化學(xué)恰當(dāng)反應(yīng)時燃料—空氣摩爾體積比，對于甲烷為0.5，F(xiàn)為燃料甲烷的體積流量，A為空氣體積流量.

根據(jù)式(2)和式(3)，分別計算出5個工況下出口的β和φ，分別如圖4和圖5所示.由圖4和圖5可知，當(dāng)L=5mm時，β最大，為0.411，但是此時的φ最小，為1.352 192 088>1，表明此時甲烷與空氣混合完全均勻，且甲烷過剩.參數(shù)優(yōu)化時最理想的情況是在某噴嘴入口長度工況下，引射系數(shù)最大，一次空氣系數(shù)最接近1，混合當(dāng)量比系數(shù)最接近1.本文中在L=5mm時即為最理想的情況，因此，此時即為引射器的最佳噴嘴入口長度，并將此工況視為最優(yōu)工況.

圖4　不同工況下出口的一次空氣系數(shù)關(guān)系圖

圖5　不同工況下出口的混合當(dāng)量比系數(shù)關(guān)系圖

圖6為最優(yōu)工況下的速度分布，圖6中，(a)為不同橫截面x(初始位置為空氣入口，x=0)的速度分布，(b)為中心軸線上速度分布.由圖6可以看出，甲烷引射空氣后，混合燃?xì)獾乃俣仍诤砜诮孛嫣?x=-47 mm)附近先上升后下降；空氣入口截面(x=0)在-0.019～-0.009 m和0.009～0.019 m(空氣入口)之間具有很明顯的速度分布，這說明引射器將空氣從空氣入口引到射器內(nèi)；同時，混合燃?xì)獾乃俣仍跀U(kuò)壓段后段逐漸趨于緩和，表明甲烷與空氣充分混合了.

圖6　最優(yōu)工況下的速度分布

圖7為最優(yōu)工況下的壓力分布，圖7中，(a)為不同橫截面的壓力分布，(b)為中心軸線上速度分布.由圖7中可以看出，甲烷經(jīng)噴嘴噴出后，在引射器內(nèi)部形成負(fù)壓且壓力不斷降低，并在喉口截面附近壓力降到最低，表明引射器內(nèi)部與空氣入口產(chǎn)生了正壓差，并通過壓差作用將空氣壓入引射器內(nèi)，最大壓差為-66.320 1 Pa，表明引射器的抽吸力很強(qiáng)，在擴(kuò)壓段，壓力不斷回升，并最終趨于平均，表明甲烷與空氣充分混合了.

圖7　最優(yōu)工況下的壓力分布

4結(jié)束語

本文經(jīng)實驗和分析得出，燃燒器的引射器噴嘴入口長度的最佳參數(shù)為5 mm，優(yōu)化了原自行設(shè)計的燃燒器的引射器結(jié)構(gòu)參數(shù)，提高了引射器的工作性能.與其他文獻(xiàn)不同，本文在優(yōu)化時采用引射系數(shù)來衡量引射器的引射能力，混合燃?xì)庠诔隹诮孛娴囊淮慰諝庀禂?shù)和混合當(dāng)量比系數(shù)來衡量引射器的混合特性，在考慮最優(yōu)參數(shù)時，綜合考慮引射器的引射能力和混合特性.由于本文將引射器單獨建模，并進(jìn)行冷態(tài)分析，因此結(jié)果與實際的工程應(yīng)用會有一定的偏差.在今后的研究工作中，將對整個燃燒器進(jìn)行建模，并引入燃燒模型，更加精確地模擬燃燒器的實際工作過程.

參考文獻(xiàn)

[1]郭甲生，秦朝葵，孫秀麗.上進(jìn)風(fēng)燃?xì)庠钜湫阅艿臄?shù)值模擬[J].工業(yè)加熱，2008，37(2)：12-15.

[2]RUANGTRAKOON N，APHORNRATANA S，SRIVEERAKUL T. Experimental studies of a steam jet refrigeration cycle：effect of the primary nozzle geometries to system performance[J]. Experimental Thermal and Fluid Science，2011，35(4)：676-683.

[3]方媛媛，郭全.噴嘴位置對引射器性能影響的數(shù)值模擬[J].煤氣與熱力，2007，27(7)：42-44.

[4]倪娟娟，張海軍.大氣式燃燒器內(nèi)引射器的數(shù)值模擬與實驗研究[J].上海煤氣，2012(2)：22-25.

[5]馮良，劉鯤，韓國園，等.大氣式燃?xì)馊紵饕淦鞯腃FD研究[J].上海煤氣，2003(2)：13-16.

Parameter Optimization of Domestic Gas Burner Injector

LI Chengming, XU Jiangrong

(InstituteofEnergy,HangzhouDianziUniversity,HangzhouZhejiang310018,China)

Abstract：This paper optimizes parameter of the nozzle inlet length of a self-designed ejector that was installed in a multi ejector tangential premixed burner by using FLUENT software. 3 parameters are considered comprehensively: the ejecting ratio, primary air coefficient and mixed equivalence ratio coefficient. Optimization precision is 1 mm. Firstly, searching the best working condition—the best nozzle inlet length that the ejector coefficient is best by using the binary search; once again, analyzing primary air coefficient and mixed equivalence ratio coefficient of the mixed gas in the outlet section of the 5 conditions that is selected centering on the best working condition, and obtaining the optimal parameter of the nozzle inlet length by considering comprehensively the ejecting ratio, primary air coefficient and mixed equivalence ratio coefficient of the mixed gas in the outlet section of the 5 conditions. The results show that the optimal parameter of the nozzle inlet length is 5 mm from the air inlet section, and analyzing the velocity and pressure distribution of the cross section and the central axis of the condition, which is the optimal nozzle inlet length.

Key words：ejector; the optimal nozzle inlet length; the ejecting ratio; primary air coefficient

DOI：10.13954/j.cnki.hdu.2016.02.019

收稿日期：2015-10-08

基金項目：浙江省自然科學(xué)基金資助項目(LY15E060007)

作者簡介：李成明(1990-)，男，貴州施秉人，碩士研究生，動力機(jī)械熱流理論與數(shù)值模擬研究.通信作者：徐江榮教授，E-mail:jrxu@hdu.edu.cn.

中圖分類號：TK16

文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A

文章編號：1001-9146(2016)02-0089-04