350 MW超臨界機(jī)組可調(diào)式蒸汽噴射器工業(yè)供熱性能數(shù)值模擬研究及試驗驗證

孫博昭， 岳 爽， 王春波， 許紫陽， 郭江龍， 米翠麗

(1.華北電力大學(xué) 能源動力與機(jī)械工程學(xué)院，河北 保定 071003； 2.河北冀研能源科學(xué)技術(shù)研究院有限公司，河北 石家莊 050051)

0 引 言

熱電聯(lián)產(chǎn)(combined heat and power，CHP)技術(shù)是我國發(fā)電行業(yè)實現(xiàn)節(jié)能減排的一項重要措施，大容量、高參數(shù)的燃煤CHP機(jī)組已經(jīng)批量建成并投入運(yùn)行，裝機(jī)規(guī)模穩(wěn)居世界前二[1，2]。就目前而言，“以熱定電”是燃煤CHP機(jī)組主要的運(yùn)行模式[3]。近年來，我國大力推進(jìn)風(fēng)力、光伏等清潔能源發(fā)電并網(wǎng)，導(dǎo)致大量CHP機(jī)組在非供暖季經(jīng)常處于較低負(fù)荷的運(yùn)行狀態(tài)，甚至停機(jī)，在“以熱定電”運(yùn)行模式下難以滿足外部用熱需求[4，5]。此外，根據(jù)自身工藝要求，工業(yè)用戶都有固定的用熱參數(shù)；當(dāng)工業(yè)用熱汽壓高于汽輪機(jī)中壓缸排汽壓力時，常采用的汽輪機(jī)抽汽供熱方式會對CHP機(jī)組設(shè)備造成不良影響，從而限制機(jī)組對外供熱的能力[6]。例如，河北南網(wǎng)某熱電機(jī)組發(fā)電負(fù)荷低于85%時，就無法保證周圍石油化工企業(yè)較高的用汽參數(shù)；同時，周邊工業(yè)的發(fā)展，也使該廠每年都存在百萬噸級的對外工業(yè)供熱缺口。因此急需找到促使熱電解耦的新運(yùn)行模式，以達(dá)到保護(hù)CHP機(jī)組設(shè)備安全性的同時，提升低負(fù)荷工業(yè)供熱的能力。

近年來，國內(nèi)外諸多學(xué)者為此已經(jīng)做了大量研究。Long等[7]提出在CHP機(jī)組配備電熱泵，通過增加機(jī)組發(fā)電供給電熱泵，對熱網(wǎng)進(jìn)行電補(bǔ)償，有利于熱電解耦。Chen等[8]提出了一種線性集中調(diào)度模型，通過在熱源測(如CHP機(jī)組)配置消納風(fēng)電的電鍋爐和儲熱裝置，分擔(dān)熱網(wǎng)部分負(fù)荷，緩解機(jī)組低負(fù)荷供熱能力的不足。隨權(quán)等[9]通過消納風(fēng)電制取氫氣，利用氫燃料電池發(fā)熱來加熱熱網(wǎng)回水，減少CHP機(jī)組汽輪機(jī)供熱抽汽量，緩解了熱電耦合。但研究表明，上述理論對提升供熱能力十分有限，無法彌補(bǔ)因工業(yè)發(fā)展帶來的供熱缺口，嚴(yán)重影響其經(jīng)濟(jì)收益[10，11]。文獻(xiàn)[12]將固定式蒸汽噴射器引入CHP機(jī)組供熱系統(tǒng)，通過與汽輪機(jī)抽汽供熱方案對比，發(fā)現(xiàn)前者在提升機(jī)組供熱能力、可靠性、安全性等各方面優(yōu)勢突出。蒸汽噴射器是一種利用高壓工作流體抽吸低壓引射流體的混合升壓裝置，結(jié)構(gòu)簡單、易于維護(hù)、應(yīng)用廣泛[13，14]。固定式噴射器由于內(nèi)部結(jié)構(gòu)固定，都有與之對應(yīng)的設(shè)計工況；當(dāng)機(jī)組變負(fù)荷時，引自鍋爐蒸汽的參數(shù)會發(fā)生較大波動，固定式噴射器會出現(xiàn)性能驟減甚至失靈的情況[15]。相比之下，可調(diào)式蒸汽噴射器通過移動調(diào)節(jié)裝置改變內(nèi)部結(jié)構(gòu)，拓寬了適用范圍，增加了CHP機(jī)組變負(fù)荷時供熱系統(tǒng)的可靠性[16]。

當(dāng)噴射器內(nèi)部流體混合時，出現(xiàn)的激波、壅塞等復(fù)雜現(xiàn)象難以用數(shù)學(xué)方法進(jìn)行直觀描述[17，18]。隨著計算機(jī)性能的提升和計算流體力學(xué)(CFD)方法的深入研究，高效、低廉、直觀的數(shù)值模擬逐漸成為研究噴射器內(nèi)部流動的主要手段[19]。Sriveerakul等[20]研究某制冷系統(tǒng)噴射器時，將CFD模擬結(jié)果與實驗結(jié)果進(jìn)行比對，發(fā)現(xiàn)兩者十分吻合。武洪強(qiáng)等[21]利用CFD方法研究了低壓蒸汽噴射器混合室內(nèi)的兩相流動，與實驗結(jié)果吻合較好。然而由于缺乏試驗條件，用于工業(yè)供熱的高壓可調(diào)式蒸汽噴射器卻很少被研究。

本文以超臨界CHP機(jī)組增汽機(jī)工業(yè)供熱系統(tǒng)配套的高壓可調(diào)式蒸汽噴射器為研究對象，結(jié)合現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)，利用ANSYS 15.0相關(guān)軟件對該部件進(jìn)行三維數(shù)值模擬，旨在分析不同工作參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)對其工作性能產(chǎn)生的影響，為該機(jī)組工業(yè)供熱優(yōu)化運(yùn)行方案，并為CHP機(jī)組中、低負(fù)荷提升工業(yè)供熱能力提供新的技術(shù)路線。

1 可調(diào)式蒸汽噴射器及增汽系統(tǒng)

本文所研究的可調(diào)式蒸汽噴射器結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要由調(diào)節(jié)裝置、拉瓦爾噴嘴、接受室、混合室、喉部(等截面混合段)和擴(kuò)壓室6部分組成。首先，工作流體通過漸縮-漸擴(kuò)的拉瓦爾噴嘴加速至超音速，從而在噴嘴出口后部的接受室形成低壓區(qū)域。在壓差作用下，接受室內(nèi)的引射流體被卷吸至混合室，并被主流體加速至超音速。隨后，兩股流體在混合室及喉部發(fā)生質(zhì)量和能量交換，逐漸變?yōu)橐还删|(zhì)的混合流體，而喉部會產(chǎn)生激波，流速會驟降至亞音速。最后，混合流體通過擴(kuò)壓室升壓并排出噴射器，整個過程實現(xiàn)了低壓流體的升壓，圖2是該裝置實物照片。

圖1 可調(diào)式蒸汽噴射器幾何構(gòu)型Fig.1 Geometric configuration of adjustable steam ejector

圖2 350 MW超臨界機(jī)組可調(diào)式蒸汽噴射器現(xiàn)場布置圖Fig.2 Site layout of adjustable steam ejector in 350 MW supercritical unit

評價噴射器工作性能的指標(biāo)主要有三個：臨界壓力、引射系數(shù)和出口流量，其中臨界壓力可以直接對后兩者產(chǎn)生影響。引射系數(shù)作為衡量噴射器性能優(yōu)劣的重要指標(biāo)之一，是本文模型驗證的重要依據(jù)，其定義為

(1)

式中：qs為引射流體質(zhì)量流量，kg/s；qp為工作流體質(zhì)量流量，kg/s。

此外，通過移動調(diào)節(jié)裝置來改變喉部截面積與拉瓦爾噴嘴喉部截面積之比(area ratio，Ar)，從而改變噴射器的臨界壓力、引射系數(shù)及出口流量，實現(xiàn)可調(diào)。蒸汽噴射器的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示，增汽機(jī)工業(yè)供熱系統(tǒng)示意如圖3所示。

表1 可調(diào)式蒸汽噴射器的幾何參數(shù)

圖3 增汽機(jī)工業(yè)供熱系統(tǒng)示意圖Fig.3 Schematic diagram of steam ejector system for industrial supply

當(dāng)機(jī)組電負(fù)荷低于80%時，汽輪機(jī)抽汽供熱不能滿足需求，增汽機(jī)工業(yè)供熱系統(tǒng)投入運(yùn)行。工作流體引自高壓旁路管道的鍋爐主蒸汽，引射流體引自高溫再熱蒸汽管道的再熱熱段蒸汽，二者經(jīng)過噴射器混合升壓達(dá)標(biāo)后送往用戶，從而保證了供熱參數(shù)。同時，由于供熱汽源直接取自鍋爐蒸汽管道，機(jī)組中、低負(fù)荷運(yùn)行時，只需增大鍋爐供給增汽機(jī)系統(tǒng)的蒸汽量即可滿足工業(yè)供熱量的增加，因而較大程度的解決了CHP機(jī)組“以熱定電”運(yùn)行模式下中、低負(fù)荷汽輪機(jī)因抽汽量不足而導(dǎo)致工業(yè)供熱量不足的問題，實現(xiàn)“增汽”。此外供熱汽源并未取自汽輪機(jī)，因而減小了抽汽對汽輪機(jī)效率的影響，使汽輪機(jī)缸效率最大程度地恢復(fù)到設(shè)計值。根據(jù)設(shè)計方要求，為確保噴射器的經(jīng)濟(jì)性、可靠性、安全性，主蒸汽及再熱熱段蒸汽在進(jìn)入設(shè)備前應(yīng)進(jìn)行適當(dāng)?shù)販p壓減溫。表2為噴射器的設(shè)計工作參數(shù)，其中出口混合蒸汽參數(shù)與當(dāng)?shù)赜脽崞髽I(yè)所需最高蒸汽參數(shù)保持一致。

表2 可調(diào)式蒸汽噴射器的設(shè)計工況

2 計算方法和試驗驗證

2.1 計算方法

本文選用FLUENT 15.0作為求解器。蒸汽噴射器內(nèi)部蒸汽的流動可視為可壓縮、變溫度的粘性流動，其遵循質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒定律，控制方程分別為[22]

(2)

(3)

(4)

式中：r和m分別表示流體密度和速度；t和p分別表示時間和壓強(qiáng)；tij為湍流剪應(yīng)力；E是總能；aeff為有效導(dǎo)熱系數(shù)；T是熱力學(xué)溫度。其中：

(5)

式中：meff表示有效黏度。

為提高計算效率及結(jié)果的可靠性，采用壓力基求解器離散非線性控制方程。選用SIMPLE迭代求解流場，使用最小二乘法梯度插值(Least-Squares- Cell-Based)，對流項離散采用二階迎風(fēng)格式，擴(kuò)散項離散則使用中心差分形式。湍流模型選用Realizableκ-ε兩方程，近壁面使用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法進(jìn)行修正。蒸汽噴射器內(nèi)的流動工質(zhì)選擇水蒸汽，并設(shè)置其為可壓縮的理想氣體，對應(yīng)的物性參數(shù)來自FLUENT 15.0自帶NIST數(shù)據(jù)庫。工作流體和引射流體的進(jìn)口均選擇壓力進(jìn)口邊界條件，混合流體出口選擇壓力出口邊界條件，并給定溫度、壓力等相關(guān)參數(shù)。湍流條件選用湍流強(qiáng)度和水力直徑，其中入口處選用中等湍流強(qiáng)度5%。固體壁面設(shè)定為無滑移滲流的絕熱邊界。此外，為了進(jìn)一步簡化數(shù)值計算過程，假設(shè)工作流體和引射流體為等壓混合，且噴射器的內(nèi)部流動最終達(dá)到穩(wěn)態(tài)。構(gòu)建三維幾何模型，如圖4所示。

圖4 可調(diào)式蒸汽噴射器CFD模型Fig.4 Computation mode of adjustable steam ejector

使用ICEM 15.0作為模型的網(wǎng)格生成器，為兼顧網(wǎng)格劃分速度和數(shù)值計算精度，對模型中規(guī)則部分(混合室、喉部和擴(kuò)壓室)生成六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，而針對其余復(fù)雜部分生成四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，并對邊界層網(wǎng)格進(jìn)行局部加密，結(jié)果如圖5所示。為排除網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果的影響，對網(wǎng)格不斷加密，使用設(shè)計工況參數(shù)進(jìn)行計算，直至獲得與網(wǎng)格數(shù)量無關(guān)的計算結(jié)果。當(dāng)進(jìn)出口質(zhì)量流量差低于10-4，出口質(zhì)量流量及引射系數(shù)穩(wěn)定，其余計算項的殘差值均小于10-3時，認(rèn)為迭代收斂，計算結(jié)束。網(wǎng)格無關(guān)性驗證結(jié)果如表3所示，當(dāng)增加至7 091 447個網(wǎng)格時，誤差已控制在1%，為節(jié)約計算時間，選用該網(wǎng)格進(jìn)行后續(xù)模擬。

圖5 可調(diào)式蒸汽噴射器網(wǎng)格劃分結(jié)果Fig.5 Meshing results of adjustable steam ejector

表3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證結(jié)果

2.2 試驗驗證

為驗證CFD模型的準(zhǔn)確可靠，將現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)與對應(yīng)工況的數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行比對，發(fā)現(xiàn)引射系數(shù)的誤差均控制在3%以內(nèi)，如表4所示。此外，設(shè)計方為保證引射系數(shù)及出口流量都維持在較高水平，要求引入的工作蒸汽必須減壓至11～15 MPa，圖6的模擬結(jié)果也與設(shè)計相吻合。綜上所述，建立的CFD模型具有較高的準(zhǔn)確性，其對應(yīng)不同工況的數(shù)值模擬計算結(jié)果可以用來進(jìn)行分析研究。

表4 試驗數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果對比

圖6 引射系數(shù)和出口質(zhì)量流量隨工作蒸汽壓力的變化結(jié)果Fig.6 Variation of entrainment ratios and outlet mass flow rate with primary steam pressure

3 模擬結(jié)果與分析

在實際運(yùn)行時，可調(diào)式蒸汽噴射器的性能(臨界背壓pb*、引射系數(shù)ω和出口質(zhì)量流量q)主要受到工作參數(shù)(工作蒸汽壓力pp、引射蒸汽壓力ps和背壓pb)和結(jié)構(gòu)參數(shù)(喉部截面積與噴嘴喉部截面積之比Ar)的雙重影響。本文將采用控制變量法，分析單一工作參數(shù)改變時，調(diào)整結(jié)構(gòu)參數(shù)會對噴射器性能產(chǎn)生哪些影響。

3.1 工作蒸汽壓力pp的影響

根據(jù)表2中的設(shè)計工況，保持ps和pb不變，探究pp和Ar對噴射器性能的影響。參照設(shè)計方工作參數(shù)規(guī)定，模擬時pp的變化范圍控制在11～15 Mpa之間，壓力變化對ω的影響如圖7所示。結(jié)合圖6可以發(fā)現(xiàn)，不同的Ar都存在與之對應(yīng)的最佳工作蒸汽壓力pp*，高于該值或低于該值，都會導(dǎo)致ω的減小，并且在一定壓力范圍內(nèi)pp*隨Ar的增大而增大。例如調(diào)節(jié)針處在全開位置即Ar=4.27時，pp*=11 MPa；面積比增大到4.74時，pp*增大到至12 MPa；面積比繼續(xù)增大至5.23時，pp*則又增至13 MPa。

圖7 不同面積比下工作蒸汽壓力對引射系數(shù)的影響Fig.7 Dependence of entrainment ratio on primary steam pressure and area ratio

以Ar=5.23為例，揭示了pp*影響ω的原因，模擬結(jié)果如圖8所示。蒸汽在噴射器內(nèi)部流動產(chǎn)生黃橙紅色的激波鏈；當(dāng)pp≤13 MPa=pp*時，噴嘴產(chǎn)生的激波鏈逐漸通過喉部；增至13 MPa時恰好完全通過，此時對應(yīng)的ω達(dá)到最大值；當(dāng)pp繼續(xù)增大時，擴(kuò)壓室段會產(chǎn)生二次激波，出現(xiàn)回流，導(dǎo)致ω減小。同理，當(dāng)pp=12 MPa時，調(diào)節(jié)裝置從最左端沿軸向靠近噴嘴喉部時，喉部通流面積減小，蒸汽通過喉部的阻力增大，激波鏈變短，減緩了擴(kuò)壓室段二次激波的產(chǎn)生，因此產(chǎn)生了pp*隨Ar的增大而增大的現(xiàn)象(如圖9所示)。

圖8 Ar =5.23時蒸汽噴射器內(nèi)部流場的速度分布Fig.8 Velocity distributions of steam ejector with Ar =5.23

圖9 pp =12 MPa時蒸汽噴射器內(nèi)部流場的速度分布Fig.9 Velocity distributions of steam ejector with primary steam pressure of 12 MPa

為進(jìn)一步分析可調(diào)式蒸汽噴射器的調(diào)節(jié)能力，圖10給出了其與固定式噴射器在pp逐漸增大時ω最大值的變化曲線。該曲線反映出在pp變化時，可調(diào)式蒸汽噴射器通過改變Ar，使ω始終保持在較高水平(>0.96)。同時，線段AB與線段CD相比，斜率更小，驗證了噴射器在變工況條件下工作性能更加穩(wěn)定，避免了在實際工作時由于鍋爐蒸汽參數(shù)變化導(dǎo)致噴射器性能驟降甚至失靈的情況發(fā)生。

圖10 不同工作蒸汽壓力下可調(diào)與否對引射系數(shù)的影響Fig.10 Influence of adjustable or unadjustable on entrainment ratio under different primary steam pressure

3.2 引射蒸汽壓力ps的影響

根據(jù)表2中的設(shè)計工況，保持pp和pb不變，探究ps和Ar對噴射器性能的影響。根據(jù)機(jī)組在改造前高中低等不同負(fù)荷下再熱熱段蒸汽的壓力，引射蒸汽模擬時壓力的變化范圍控制在2.0～3.0 MPa之間。從圖12可以看出，隨著ps的增大，引射蒸汽內(nèi)能增大，ω也隨之增大。除此之外，ps在2.8～3.0 MPa范圍內(nèi)變化時，ω波動較小，有利于此噴射器在調(diào)節(jié)流量的同時保持較高的經(jīng)濟(jì)性。

圖11 不同面積比下工作蒸汽壓力對出口質(zhì)量流量的影響Fig.11 Influence of the primary steam pressure and area ratio on outlet mass flow rate

圖12 不同面積比下引射蒸汽壓力對引射系數(shù)的影響Fig.12 Dependence of entrainment ratio on the secondary steam pressure and area ratio

圖11和圖13分別是不同Ar下pp、ps與q的對應(yīng)關(guān)系圖。從中可知，q隨pp或ps的增大而增大，隨Ar的增大而減小。相較于pp或ps每單位MPa引起q的變化量，每改變單位Ar對q的影響更為明顯。為進(jìn)一步理解，以圖11為例；在pp相同的條件下，每減小單位Ar使q增加的平均值為22.12 kg·s-1；而當(dāng)Ar不變時，pp增加每單位MPa所引起q增量的平均值為4.87 kg·s-1；后者約是前者的五分之一。

圖13 不同面積比下引射蒸汽壓力對出口質(zhì)量流量的影響Fig.13 Influence of the secondary steam pressure and area ratio on the outlet mass flow rate

增汽機(jī)工業(yè)供熱系統(tǒng)實際運(yùn)行時，由于系統(tǒng)工作蒸汽引自鍋爐過熱蒸汽管道，引射蒸汽引自鍋爐再熱熱段蒸汽管道，根據(jù)機(jī)組特性，兩種蒸汽參數(shù)大致均隨機(jī)組電負(fù)荷的減小而減小。當(dāng)機(jī)組電負(fù)荷波動時，系統(tǒng)只需通過調(diào)節(jié)裝置改變噴射器的Ar便能保證出口流量即對外工業(yè)供熱量基本不變，克服了固定式噴射器變工況下q驟降的問題，有利于解決傳統(tǒng)“以熱定電”供熱模式下，因汽輪機(jī)抽汽量不足、抽汽參數(shù)過低而帶來機(jī)組中、低負(fù)荷對外工業(yè)供熱量不足的問題，利于熱電解耦。為進(jìn)一步理解，以圖11和圖13為例，當(dāng)供熱參數(shù)即pb不變而機(jī)組電負(fù)荷減小時，pp、ps減小，同時機(jī)組對外供熱量不變時，適當(dāng)減小Ar即可增大q。此外，隨著機(jī)組所在地域周邊發(fā)展，工業(yè)用熱量逐年上升，觀察兩圖可以發(fā)現(xiàn)，其余參數(shù)不變時，通過增大Ar便可以增大q，提升了機(jī)組中、低負(fù)荷對外工業(yè)供熱能力，助力當(dāng)?shù)毓I(yè)發(fā)展。

3.3 背壓pb的影響

根據(jù)表2中的設(shè)計工況，保持pp和ps不變，探究pb和Ar對噴射器性能的影響?？紤]到該熱電廠與工業(yè)用戶簽訂供熱協(xié)議時規(guī)定的蒸汽參數(shù)，pb在模擬計算時的變化范圍控制在3.4～4.4 MPa之間。

隨著pb的增大，ω減小，且Ar越大，與之對應(yīng)的ω受pb增大而減小的數(shù)值越大。以圖14為例，pb從3.4 MPa增加到3.6 MPa時，Ar為4.74時對應(yīng)的ω僅減少不到0.02，而Ar=6.03對應(yīng)的ω則減少了0.69，二者相差幾十倍。產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因主要是Ar的增加和pb的增大使拉瓦爾噴嘴產(chǎn)生的激波鏈變短，導(dǎo)致工作蒸汽卷吸引射蒸汽通過等截面混合段的能力降低。結(jié)合圖15可知，存在臨界背壓pb*，小于或等于該值時ω保持不變，大于該值則會使ω驟降，甚至導(dǎo)致噴射器失靈。

圖15 引射系數(shù)與臨界背壓隨面積比的變化關(guān)系Fig.15 Relationship between entrainment ratio and critical back pressure with area ratio

為進(jìn)一步分析pb*、ω和Ar的關(guān)系，圖15以pp=11.7 MPa、ps=3.0 MPa為例，給出了三者的變化規(guī)律。圖中虛線反映出Ar減小時，噴射器的pb*逐漸增加，增大了裝置對外供熱蒸汽壓力范圍；但與此同時，噴射器處在pb*時對應(yīng)的ω逐漸減小，降低了裝置的經(jīng)濟(jì)性，如實線所示。例如Ar從6.03減小至?xí)r4.27時，pb*從3.4 MPa增大到4.0 MPa，然而pb*對應(yīng)的ω則從1.09減小到0.85。產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因主要是Ar的減小導(dǎo)致在擴(kuò)壓室段產(chǎn)生二次激波，出現(xiàn)回流，ω降低，與此同時Ar的減小使拉瓦爾噴嘴產(chǎn)生的激波鏈更容易通過等截面混合段，工作蒸汽卷吸引射蒸汽的能力更強(qiáng)，pb*增大。

圖16揭示了不同Ar下pb對噴射器q的影響。當(dāng)噴射器進(jìn)口的蒸汽參數(shù)不變且pb≤pb*時，q不變。由此可見，pb*的調(diào)節(jié)范圍是可調(diào)式蒸汽噴射器最重要的設(shè)計及評價指標(biāo)，直接決定任一結(jié)構(gòu)下噴射器的ω和q，間接決定可調(diào)式蒸汽噴射器變工況時調(diào)節(jié)性能的優(yōu)劣。

圖16 不同面積比下背壓對出口質(zhì)量流量的影響Fig.16 Influence of back pressure and area ratio on outlet mass flow rate

4 結(jié) 論

通過對超臨界機(jī)組可調(diào)式蒸汽噴射器的三維數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行分析，得到以下結(jié)論：

(1)臨界背壓決定了噴射器在變工況時背壓的調(diào)節(jié)范圍，是可調(diào)式蒸汽噴射器最重要的設(shè)計及評價指標(biāo)，隨面積比的增大而減小。

(2)擴(kuò)壓室段二次激波的產(chǎn)生會導(dǎo)致噴射器引射系數(shù)下降，通過增大面積比、減小工作蒸汽壓力或增大背壓都可以減緩該現(xiàn)象的發(fā)生。

(3)通過改變面積比，可以保證噴射器引射系數(shù)和出口流量都維持在相對較高且穩(wěn)定的范圍內(nèi)，解決了因機(jī)組電負(fù)荷波動導(dǎo)致增汽系統(tǒng)汽源壓力改變而帶來的噴射器出口流量驟降、引射失靈等問題，擺脫了“以熱定電”模式下機(jī)組中、低負(fù)荷對外工業(yè)供熱量不足、供熱參數(shù)不達(dá)標(biāo)等問題，利于熱電解耦，提高CHP機(jī)組供熱收益。