不凝結氣體對蒸汽噴射器性能影響的數(shù)值模擬

李 浩 陳 學 盧 濤

（北京化工大學機電工程學院）

蒸汽噴射器是利用高壓流體 （稱工作流體）抽吸低壓流體（稱引射流體）以提高引射流體壓力的設備。 與傳統(tǒng)升壓機械相比，蒸汽噴射器具有安全可靠、無轉動部件和外部電源、清潔環(huán)保、結構簡單緊湊以及便于組裝維護等優(yōu)點，因而在海 水 淡 化［1］、制 冷［2］、余 熱 回 收［3］與 核 電 廠 冷 卻 系統(tǒng)［4］等領域得到廣泛應用。 在蒸汽噴射器工作的過程中， 蒸汽中難免會混雜少量的不凝結氣體，如空氣。 而空氣對蒸汽噴射器性能的影響機理尚待進一步探索。

早期主要通過實驗手段來研究蒸汽噴射器內純蒸汽與水的直接接觸凝結。 ABE Y 和SHIBAYAMA S通過實驗測量了混合噴嘴中的溫度、速度和軸向壓力的分布，并觀察到了凝結沖擊［5］。KWIDZINSKI R對低壓汽水噴射器內的兩相流進行了實驗， 在不同蒸汽和水流量條件下，測量了沿噴射器混合室和擴散器的壓力和溫度分布［6］。 嚴俊杰等對超音速汽液兩相流在變截面通道中的升壓過程進行了實驗研究， 結果表明，該結構中兩相流的壓力分布主要與進汽壓力有關，同時，在變截面通道漸縮部分的壓力可以近似認為不變［7］。 蒸汽噴射器的數(shù)值模擬研究同樣集中在純蒸汽與水之間。 ZHENG P等對兩相噴射器進行了瞬態(tài)模擬，通過改變入口速度、出口壓力等操作條件， 分析研究噴射器內的軸向參數(shù)分布，發(fā)現(xiàn)夾帶率隨著工作流體進口速度的升高和出口壓力的降低而增加［8］。SHAH A等在不同蒸汽入口壓力工況下，研究了蒸汽汽羽、汽液界面上的質量傳遞速率、壓力分布和速度分布，研究發(fā)現(xiàn)蒸汽汽羽的長度隨蒸汽入口壓力的增大而增長，增大蒸汽入口壓力有助于汽液界面上的質量傳遞［9］。 部分研究者還分析了不凝結氣體對汽液直接接觸凝結過程的影響。 CHEN X B等研究了不凝結氣體對細管內穩(wěn)定浸沒蒸汽射流冷凝的影響，在廣泛的水流過冷度、水流雷諾數(shù)和蒸汽-空氣混合物流量范圍內分析直接接觸冷凝特性，包括射流羽流形狀、無量綱穿透長度和平均傳熱系數(shù)［10］。 ZHOU L等通過數(shù)值模擬研究了不凝結氣體對穩(wěn)定冷凝射流的影響，研究發(fā)現(xiàn)隨著不凝結氣體含量的增加， 蒸汽羽流的穿透長度越來越長， 空氣的體積分數(shù)在蒸汽羽流末端達到最大值，噴射器內空氣的最大體積分數(shù)隨著入口處空氣體積分數(shù)的增加而增加［11］。

筆者對蒸汽中含有不凝結氣體的直接接觸凝結現(xiàn)象進行了數(shù)值模擬，研究了混合氣體中空氣質量分數(shù)和蒸汽入口壓力對噴射器內各參數(shù)分布的影響，數(shù)值研究結果將有助于進一步明確不凝結氣體對蒸汽噴射器性能的影響，并對其設計提供理論依據(jù)。

1 數(shù)學模型與數(shù)值模擬

1.1 數(shù)學模型

采用三維兩相流歐拉模型對蒸汽噴射器內的流動進行數(shù)值模擬。 汽液直接接觸凝結使用Lee模型進行建模。 在蒸汽噴射器的混合段，由于流動的可壓縮性、超音速和高度湍流，使用標準kε模型進行模擬。

1.1.1 歐拉多相流模型

以p相和q相為例，給出歐拉多相流模型的平衡方程。

引入計算單元的相體積分數(shù)α，p相和q相的體積分數(shù)分別為αp和αq，q相的體積Vq定義為：

動量守恒方程為：

能量守恒方程為：

1.1.2 相間傳遞模型

使用Lee模型對汽液直接接觸凝結過程進行建模。 在汽液界面上，當汽相的溫度低于該點壓力下的飽和溫度時，蒸汽會發(fā)生凝結，將質量傳遞到過冷水中。 通過Lee模型對蒸汽向過冷水傳遞的質量進行建模，使用質量守恒方程中的質量傳遞源項表示兩相間質量傳遞：

式中 Ts——蒸汽局部分壓下的飽和溫度；

λ——相變傳熱系數(shù)。

蒸汽的局部分壓計算式為：

式中 ps——絕對壓力；

αa——空氣的相體積分數(shù)。

能量方程中源項表示為：

式中 Hpq——汽化潛熱。

1.2 物理模型及模擬有效性驗證

1.2.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

圖1為蒸汽噴射器的結構示意圖， 其結構包括蒸汽噴嘴、水噴嘴、混合段和擴壓段4部分。 將氣體入口中心點作為x軸原點。

圖1 蒸汽噴射器的結構示意圖

蒸汽噴射器的詳細尺寸如下：

蒸汽噴嘴喉部直徑d16.10 mm

蒸汽噴嘴出口直徑d27.12 mm

勘查區(qū)位于和什托洛蓋中—新生界斷拗型盆地的中東部。區(qū)內地層有泥盆系、石炭系、三疊系、侏羅系、古近系、新近系和第四系。賦煤地層為下侏羅統(tǒng)八道灣組地層（賦存A煤組煤層）和中侏羅統(tǒng)西山窯組地層（賦存B煤組煤層）。

水噴嘴出口直徑d324 mm

混合段喉部直徑d415.5 mm

擴壓段直徑d530 mm

蒸汽噴嘴、水噴嘴長度 50 mm

混合段長度 110 mm

擴壓段長度 100 mm

圖2為ICEM生成的結構化網(wǎng)格， 網(wǎng)格數(shù)量為117 860。 在CFD模擬過程中簡化了進水口位置，將圖1蒸汽入口外側圓環(huán)視為水入口。 屈曉航對水入口進行了相同的簡化，并證明了這種簡化對噴射器內部流動幾乎沒有影響［14］。

圖2 網(wǎng)格劃分圖

1.2.2 邊界條件

表1 CFD模擬工況參數(shù)

1.3 模擬有效性驗證

采用與文獻［9］相同的幾何結構及工況進行模擬有效性驗證，在蒸汽入口壓力140 kPa，出口壓力96 kPa的工況下， 將模擬所得的軸向壓力數(shù)據(jù)與文獻中的實驗數(shù)據(jù)進行對比。

圖3為軸向壓力的分布曲線圖， 軸向壓力的模擬結果與實驗數(shù)據(jù)吻合良好，兩者的最大偏差為5.7%。 在蒸汽噴嘴中，由于拉法爾噴管的特殊結構，蒸汽噴嘴內軸向壓力持續(xù)下降。 在蒸汽噴嘴的出口處，由于幾何結構突變，使軸向壓力突然上升后下降， 以平衡蒸汽噴嘴出口兩側的壓力。 在混合段中，蒸汽與水直接接觸，蒸汽發(fā)生連續(xù)的凝結，軸向壓力基本保持不變，在蒸汽完全凝結時，會產生凝結沖擊，軸向壓力突然上升后降低。 之后進入擴壓段，由于擴壓段的擴張結構，軸向壓力不斷升高。

圖3 數(shù)值模擬結果與實驗結果的比較

2 模擬結果與分析

2.1 空氣質量分數(shù)對蒸汽噴射器性能的影響

2.1.1 空氣質量分數(shù)對蒸汽汽羽的影響

當蒸汽流量較高時，蒸汽射流會在過冷水中形成氣穴，該氣穴被稱作汽羽。 圖4分別為工況1～6的汽羽。 入射氣體僅為純蒸汽時，蒸汽自蒸汽噴嘴加速后進入混合段，高速氣流使蒸汽噴嘴出口處形成負壓， 將水噴嘴內的過冷水吸入混合段，在混合段內蒸汽與過冷水直接接觸，蒸汽被過冷水包裹并發(fā)生劇烈的凝結，兩者之間形成汽液界面，在該界面上完成汽液相之間質量、動量和能量的交換。 蒸汽在混合段內被完全凝結，離開混合段時全部為水。 相比于蒸汽入口僅通過純蒸汽的工況，加入空氣后，氣體無法在混合段內全部凝結，而是通過擴壓段后，由出口排出。 隨著空氣質量分數(shù)的增大， 蒸汽的凝結位置向出口移動，擴壓段內的不凝結氣體增多。

圖4 不同空氣質量分數(shù)的蒸汽體積分數(shù)云圖

圖5為混合氣體中蒸汽的質量分數(shù)曲線，Na代表混合氣體中空氣的質量分數(shù)。 圖中可以看出，加入空氣后，蒸汽仍全部凝結。 在混合段的前半部分，同一軸向位置的蒸汽質量分數(shù)，隨著蒸汽入口空氣質量分數(shù)的增加而減小，這主要是由于混合氣體中空氣的質量分數(shù)增大導致，在混合段的后半部分， 同一軸向位置的蒸汽質量分數(shù)，隨著空氣質量分數(shù)的增加而增大，這是由于部分空氣存在于汽液界面，阻礙了蒸汽與水之間的質量傳遞， 凝結同等質量的水需要更大的界面面積，這也是蒸汽的凝結位置向出口移動的原因。

圖5 混合氣體中蒸汽質量分數(shù)的軸向分布圖

2.1.2 空氣質量分數(shù)對蒸汽噴射器軸向壓力的影響

由于蒸汽噴嘴內的軸向壓力基本不發(fā)生變化，所以這里僅討論混合段后的軸向壓力。 圖6為空氣質量分數(shù)Na分別為0%～5%工況下蒸汽噴射器中的軸向壓力分布曲線，圖中可以看出，空氣質量分數(shù)為5%時，混合段內軸向壓力最大，隨著空氣質量分數(shù)的降低，軸向壓力減小。 混合段內的壓力是影響過冷水引射量的主要因素， 因此，提高空氣質量分數(shù)使得混合段內的壓力上升，不利于過冷水的輸運。 此外，隨著空氣質量分數(shù)的增大，凝結沖擊的位置向著出口方向移動。 將發(fā)生凝結沖擊時的最大壓力減去最小壓力視為凝結沖擊強度，可以看出純蒸汽工況下的凝結沖擊最大，為9.31 kPa，隨著空氣質量分數(shù)的增大，凝結沖擊的強度逐漸降低，空氣質量分數(shù)為5%時最小，為0.86 kPa。 這表明空氣對蒸汽噴射器內的凝結沖擊有抑制作用，并且隨著空氣質量分數(shù)的增大，抑制作用會增強。

圖6 不同空氣質量分數(shù)下的軸向壓力分布

2.1.3 空氣質量分數(shù)對蒸汽噴射器軸向速度的影響

如圖7所示， 在蒸汽噴嘴內氣體的軸向速度迅速增大，并達到超音速狀態(tài)，在蒸汽噴嘴出口附近速度達到峰值。 進入混合段后，蒸汽與過冷水直接接觸，蒸汽發(fā)生劇烈的凝結，在此過程中，軸向速度迅速降低，當蒸汽完全凝結后，由于擴壓段的擴張結構，軸向速度緩慢降低。 改變空氣質量分數(shù)同樣對蒸汽噴射器的軸向速度產生影響，從圖中可以看出，相比于蒸汽入口僅含純蒸汽的工況，在混合段的后半部分，同一軸向位置，純蒸汽工況的軸向速度小于含空氣工況的軸向速度。 此外，空氣質量分數(shù)的增加，幾乎不影響蒸汽噴嘴內軸向速度的分布。

圖7 不同空氣質量分數(shù)下的軸向速度分布

2.1.4 空氣質量分數(shù)對水入口質量流量的影響

圖8為不同空氣質量分數(shù)下的水入口質量流量曲線，可以看出空氣質量分數(shù)為0%時，水入口質量流量為0.20 kg/s，隨著空氣質量分數(shù)的增大，水入口質量流量逐漸降低， 空氣質量分數(shù)為5%時，水入口質量流量最小，為0.14 kg/s。 這也驗證了章節(jié)2.1.2中，隨著空氣質量分數(shù)的增大，混合段內的壓力升高，對水的引射作用降低。

圖8 不同空氣質量分數(shù)下的水入口質量流量

2.2 蒸汽入口壓力對蒸汽噴射器性能的影響

2.2.1 蒸汽入口壓力對軸向壓力的影響

圖9為空氣質量分數(shù)為4%， 蒸汽入口壓力pn分別為140、145、150、155 kPa工況下蒸汽噴射器中的軸向壓力分布曲線，可以看出，在混合段及擴壓段內，蒸汽入口壓力為155 kPa時，軸向壓力最小，隨著蒸汽入口壓力的減小，軸向壓力升高。因此，蒸汽入口壓力高有利于過冷水的引射。 此外，隨著蒸汽入口壓力的增大，凝結沖擊的位置向著出口方向移動。 并且，在同等空氣質量分數(shù)下，隨著蒸汽入口壓力的增大，凝結沖擊的強度降低。

圖9 不同蒸汽入口壓力下的軸向壓力分布

2.2.2 蒸汽入口壓力對軸向速度的影響

圖10為空氣質量分數(shù)為4%，蒸汽入口壓力分別為140、145、150、155 kPa工況下蒸汽噴射器中的軸向速度分布曲線，圖中可以看出，蒸汽入口壓力為140 kPa時，軸向上的速度極值最小，當蒸汽入口壓力增大時，最大速度會升高，在混合段及擴壓段同一軸向位置， 蒸汽入口壓力越大，軸向速度越大。 同時觀察到改變蒸汽入口壓力對蒸汽噴嘴內部軸向速度的影響很小。

圖10 不同蒸汽入口壓力下的軸向速度分布

2.2.3 蒸汽入口壓力對水入口質量流量的影響

圖11為不同蒸汽入口壓力下的水入口質量流量曲線， 可以看出蒸汽入口壓力為140 kPa時，水入口質量流量為0.15 kg/s， 隨著蒸汽入口壓力的增大，水入口質量流量逐漸增加，蒸汽入口壓力為155 kPa時，水入口質量流量最大，為0.20 kg/s。因此，隨著蒸汽入口壓力的增大，混合段內的軸向壓力下降，軸向速度升高，對水的引射作用增強。

圖11 不同蒸汽入口壓力下的水入口質量流量

3 結論

3.1 蒸汽中混有少量空氣時，蒸汽汽羽的軸向長度會增長，蒸汽在混合段內被完全凝結，空氣從出口排出。

3.2 隨著空氣質量分數(shù)的增加，混合段的軸向壓力會升高，凝結沖擊的位置向出口處移動，凝結沖擊的強度被抑制，對水的引射能力降低。

3.3 隨著蒸汽入口壓力的增大，混合段及擴壓段內的軸向壓力降低，軸向速度上升，對水的引射作用增強。