劉 培 啟， 王 海 濤， 武 錦 濤， 朱 立 志， 胡 大 鵬

( 大連理工大學(xué) 化工機(jī)械與安全學(xué)院, 遼寧 大連 116024 )

引射器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)及驗(yàn)證

劉 培 啟， 王 海 濤， 武 錦 濤， 朱 立 志， 胡 大 鵬*

( 大連理工大學(xué) 化工機(jī)械與安全學(xué)院, 遼寧 大連 116024 )

引射器的性能受幾何尺寸影響，相關(guān)設(shè)計(jì)方法給出的結(jié)果差異較大，存在設(shè)計(jì)點(diǎn)偏離嚴(yán)重的問題．針對(duì)小膨脹比煤層氣氣井引射需要，利用基于氣體動(dòng)力學(xué)理論的索科洛夫經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)引射器進(jìn)行初步設(shè)計(jì)，并通過CFD方法對(duì)其關(guān)鍵結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行數(shù)值優(yōu)化，得到關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)如噴嘴間距、混合室直徑、混合室長(zhǎng)度及擴(kuò)壓室長(zhǎng)度等對(duì)引射器性能的影響規(guī)律．對(duì)比分析理論設(shè)計(jì)和模擬優(yōu)化得到的引射器幾何尺寸，發(fā)現(xiàn)CFD方法優(yōu)化后的引射器等熵效率較理論設(shè)計(jì)高出13%左右，并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證引射器在偏離設(shè)計(jì)工況時(shí)，等熵效率急劇降低，表明數(shù)值模擬設(shè)計(jì)的引射器效率最高，在工程上為偏離設(shè)計(jì)工況的引射器設(shè)計(jì)提供了參考．

引射器；理論設(shè)計(jì)；數(shù)值優(yōu)化；等熵效率

0 引 言

煤層氣屬非常規(guī)天然氣，具有井口壓力低、數(shù)量多、壓力不均衡的現(xiàn)象．如何利用高壓氣井引射低壓氣井，避免低壓氣井排空造成能源浪費(fèi)，是一個(gè)具有現(xiàn)實(shí)意義的課題．

引射器作為一種輸送天然氣的常規(guī)裝置，主要依靠高壓氣體經(jīng)過噴嘴時(shí)由于高速射流而形成的低壓區(qū)，引射低壓氣體，并在裝置中進(jìn)行混合，最終實(shí)現(xiàn)增加低壓氣體壓力的目的[1-2]．由于它的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、成本低廉，操作又相對(duì)方便，在很多工業(yè)領(lǐng)域都有廣泛的應(yīng)用．

有關(guān)引射器的設(shè)計(jì)自20世紀(jì)40年代開始經(jīng)歷了幾十年的發(fā)展，逐漸形成了以理論計(jì)算、數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究等為主導(dǎo)的設(shè)計(jì)方法．Keenan等[3]通過建立一維質(zhì)量、動(dòng)量及能量的守恒方程，提出了引射器的相關(guān)設(shè)計(jì)理論，開創(chuàng)了引射器理論計(jì)算的先河．之后索科洛夫等[4]通過實(shí)驗(yàn)提出了引射器理論計(jì)算的設(shè)計(jì)公式及經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，目前仍被大量采用．隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展及流體力學(xué)分析方法的完善，引射器的二維分析方法有了較大發(fā)展，學(xué)者們?yōu)榱朔治鲆淦鲀?nèi)部復(fù)雜流動(dòng)現(xiàn)象，確定最優(yōu)的引射器結(jié)構(gòu)，紛紛將研究興趣轉(zhuǎn)移到數(shù)值仿真方面，如Sriveerakul等[5]考慮激波邊界層相互作用，通過CFD方法對(duì)制冷引射器進(jìn)行了研究，得到了混合流動(dòng)結(jié)構(gòu)；Ameur等[6]利用數(shù)值仿真給出了氣液兩相引射器的設(shè)計(jì)和操作的模型及數(shù)值計(jì)算方法，為在制冷、傳質(zhì)等方面的引射器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了參考．為更好地滿足引射器的工程應(yīng)用，往往需要通過實(shí)驗(yàn)對(duì)引射器的性能進(jìn)行研究，因此，引射器研究中也不乏實(shí)驗(yàn)研究，如唐建峰等對(duì)氣體引射器性能受結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響研究中提出的對(duì)理論計(jì)算的結(jié)構(gòu)參數(shù)值進(jìn)行實(shí)驗(yàn)優(yōu)化，為工程應(yīng)用提供了一定的參考價(jià)值[7]．然而，引射器相關(guān)設(shè)計(jì)方法得出的結(jié)構(gòu)尺寸差異較大，設(shè)計(jì)點(diǎn)偏離問題嚴(yán)重[8]，即引射器受結(jié)構(gòu)尺寸的影響較大，對(duì)于給定工況下的引射器，結(jié)構(gòu)參數(shù)的微小變化都會(huì)引起引射器性能指標(biāo)(如等熵效率)的巨大變化[9-10]，實(shí)驗(yàn)又因成本較高不能對(duì)每個(gè)設(shè)計(jì)方法進(jìn)行驗(yàn)證，因此準(zhǔn)確確定引射器的幾何結(jié)構(gòu)是促進(jìn)引射器廣泛應(yīng)用的前提．

本文針對(duì)煤層氣小膨脹比工況，采用氣體動(dòng)力學(xué)函數(shù)法對(duì)引射器進(jìn)行初步理論設(shè)計(jì)，通過CFD數(shù)值模擬對(duì)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬優(yōu)化設(shè)計(jì)，得到引射器各關(guān)鍵結(jié)構(gòu)最優(yōu)尺寸；對(duì)比兩種方法獲得的引射器結(jié)構(gòu)參數(shù)，并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證模擬優(yōu)化的可行性，為引射器裝置的設(shè)計(jì)方法給出建議．

1 引射器的性能評(píng)價(jià)指標(biāo)

在引射器的研究過程中，其性能評(píng)價(jià)是用引射系數(shù)ε和工作效率μ來(lái)衡量的．引射系數(shù)ε是低壓流體與高壓流體的質(zhì)量流量之比，即

ε=Ml/Mh

(1)

式中：Ml、Mh分別為低壓流體和高壓流體的質(zhì)量流量．

工作效率μ表示低壓流體獲得的工作能力與高壓流體損失的工作能力的比值，即

(2)

其中e為流體的單位工作能力，即單位質(zhì)量流體在可逆狀態(tài)下可做的功．

在兩股流體都是氣體的引射器中，工作效率μ也可理解為低壓氣體被壓縮至中壓所吸收的能量與高壓氣體膨脹至中壓所釋放的能量之比．若將這兩個(gè)過程近似看作等熵過程，便可對(duì)其進(jìn)行計(jì)算，從而引入等熵效率η[11-13]來(lái)表征氣體引射器的性能．

低壓氣體經(jīng)等熵壓縮后吸收的功：

(3)

(4)

高壓氣體經(jīng)等熵膨脹后釋放的功：

(5)

(6)

因此，引射器的等熵效率公式為

(7)

其中ml、mh分別為低壓氣體和高壓氣體的質(zhì)量流量；Tl、Tm、Th分別為低壓氣體、混合氣體及高壓氣體的溫度；pl、pm、ph分別為低壓氣體、混合氣體及高壓氣體的壓力；k為空氣絕熱指數(shù)．

2 引射器結(jié)構(gòu)優(yōu)化

2.1 引射器結(jié)構(gòu)的初步設(shè)計(jì)

引射器的結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示．本文主要對(duì)引射器結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化研究，以理想空氣為引射介質(zhì)，對(duì)給定工況：高壓氣體和低壓氣體的狀態(tài)參數(shù)分別是ph=0.15 MPa，Th=283 K和pl=0.10 MPa，Tl=293 K，即膨脹比ph/pl=1.5；混合氣體的壓力pm分別取0.110、0.115和0.120 MPa，即壓縮比pm/pl分別為1.10、1.15和1.20，根據(jù)索科洛夫在文獻(xiàn)[4]中給出的引射器各結(jié)構(gòu)尺寸的經(jīng)驗(yàn)公式， 如噴嘴臨界截面積(喉部面積)由流量計(jì)算公式得出：

A*=mh/ρh*ah*

(8)

其中ρh*、ah*分別為高壓氣體臨界密度和臨界速度，并由式(8)可求得喉部直徑D*．

圖1 引射器結(jié)構(gòu)示意圖

同樣根據(jù)文獻(xiàn)中給出的其他結(jié)構(gòu)計(jì)算關(guān)系式，利用MATLAB編寫一維計(jì)算程序，計(jì)算得出不同壓縮比下引射器的噴嘴喉部直徑D*、噴嘴與混合室的距離(噴嘴間距)Lc、混合室直徑Dm、混合室長(zhǎng)度Lm及擴(kuò)壓室長(zhǎng)度Ld等關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的尺寸，如表1所示．

由表1可以看出，不同壓縮比下，噴嘴喉部直徑的計(jì)算結(jié)果不變，這是由于在小膨脹比(ph/pl=1.5)下，喉部氣流速度還未達(dá)到超音速，改變壓縮比后，喉部高壓氣體的密度及速度受影響不大，由式(8)確定的喉部截面積也基本不變，因此，在基于理論設(shè)計(jì)結(jié)果進(jìn)行引射器結(jié)構(gòu)模擬優(yōu)化時(shí)，可不考慮噴嘴喉部直徑的影響．

表1 引射器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)理論設(shè)計(jì)結(jié)果

2.2 引射器結(jié)構(gòu)的模擬優(yōu)化

根據(jù)引射器的初步設(shè)計(jì)結(jié)果，采用CFD方法，建立引射器的數(shù)值模型，如圖2所示．

圖2 引射器計(jì)算區(qū)域及網(wǎng)格劃分

根據(jù)引射器結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，采用軸對(duì)稱模型求解，即選用其截面的一半作為計(jì)算區(qū)域．由于引射器的結(jié)構(gòu)比較規(guī)整，可以采用四邊形的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格．為保證數(shù)值計(jì)算時(shí)的收斂性，對(duì)喉部和混合區(qū)的網(wǎng)格進(jìn)行了加密．并針對(duì)數(shù)值計(jì)算精確性的要求，對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行了獨(dú)立性分析，喉部網(wǎng)格尺寸設(shè)置為0.5 mm×0.5 mm．計(jì)算時(shí)選用Realizablek-ε的湍流模型．

模擬優(yōu)化時(shí)保持各進(jìn)出口氣體狀態(tài)參數(shù)與初步設(shè)計(jì)時(shí)相同，對(duì)主要結(jié)構(gòu)參數(shù)包括噴嘴間距Lc、混合室直徑Dm、混合室長(zhǎng)度Lm及擴(kuò)壓室長(zhǎng)度Ld進(jìn)行優(yōu)化時(shí)，采用控制變量法，即保證其他3項(xiàng)參數(shù)不變，不斷改變目標(biāo)參數(shù)進(jìn)行分析，根據(jù)模擬的高壓氣體流量和低壓氣體流量等結(jié)果，計(jì)算得出引射器的引射系數(shù)ε和等熵效率η，繪制出各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)ε和η的影響曲線．

2.2.1 噴嘴間距Lc在研究噴嘴間距對(duì)引射器性能的影響時(shí)，保持其他結(jié)構(gòu)參數(shù)的初步設(shè)計(jì)值不變，通過前后移動(dòng)噴嘴改變它的大小，考察不同壓縮比pm/pl下噴嘴間距的大小對(duì)引射器性能的影響．

圖3和4給出了不同壓縮比下，引射系數(shù)、等熵效率與噴嘴間距之間的關(guān)系曲線．由圖可以看出，給定壓縮比下，引射器存在最優(yōu)的噴嘴間距使得引射系數(shù)和等熵效率最高，其中引射系數(shù)的變化約為4%，等熵效率的變化約為2%．

圖3 Lc對(duì)\%ε\%的影響

圖4 Lc對(duì)η的影響

原因分析：從能量角度來(lái)看，噴嘴間距越小，沿程摩擦損失越小，引射系數(shù)越高，但是較小的噴嘴間距在減小摩擦損失的同時(shí)，也缺少足夠的距離來(lái)夾帶低壓氣體，因此引射系數(shù)并不高；當(dāng)噴嘴間距增大時(shí)，低壓氣體是通過高壓氣體的剪切作用被引射到混合室的，高壓氣體在進(jìn)入混合室之前有足夠的距離來(lái)夾帶低壓氣體，因此低壓氣體流量隨著增大，引起引射系數(shù)增加；噴嘴間距繼續(xù)增加，吸入室內(nèi)會(huì)出現(xiàn)回流，使得引射系數(shù)降低．

2.2.2 混合室直徑Dm在研究混合室直徑對(duì)引射器性能的影響時(shí)，噴嘴間距尺寸取優(yōu)化后的值，并保持其他結(jié)構(gòu)參數(shù)的初步設(shè)計(jì)值不變，僅改變混合室直徑，考察不同壓縮比pm/pl下混合室直徑對(duì)引射系數(shù)和等熵效率的影響．

圖5和6給出了不同壓縮比下，引射系數(shù)、等熵效率與混合室直徑之間的關(guān)系曲線．由圖可以看出，給定壓縮比下，當(dāng)混合室直徑偏離最優(yōu)值時(shí)，引射系數(shù)和等熵效率均會(huì)急劇下降，波動(dòng)約為6%．

原因分析：混合室直徑偏小時(shí)，混合室內(nèi)氣體的流通截面積較小，低壓氣體的卷吸受限，使得引射系數(shù)偏?。换旌鲜抑睆皆龃髸r(shí)，混合室的作用在減弱，高壓氣體和低壓氣體混合不充分，影響了設(shè)備的性能．

圖5 Dm對(duì)ε的影響

圖6 Dm對(duì)η的影響

2.2.3 混合室長(zhǎng)度Lm在研究混合室長(zhǎng)度時(shí)，噴嘴間距及混合室直徑取優(yōu)化值，并保持其他結(jié)構(gòu)參數(shù)的初步設(shè)計(jì)值不變，僅改變混合室長(zhǎng)度，考察不同壓縮比pm/pl下混合室長(zhǎng)度對(duì)引射器性能的影響．

圖7和8給出了不同壓縮比下，引射系數(shù)、等熵效率與混合室長(zhǎng)度之間的關(guān)系曲線．由圖可以看出，給定壓縮比下，引射系數(shù)和等熵效率均隨著混合室長(zhǎng)度的增加，呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，但在給定的混合室長(zhǎng)度范圍內(nèi)變化幅度不大．

圖7 Lm對(duì)ε的影響

圖8 Lm對(duì)η的影響

原因分析：混合室長(zhǎng)度偏小，會(huì)導(dǎo)致高低壓氣體混合不充分；偏大時(shí)，摩擦損失又比較大，因此存在著最優(yōu)的混合室長(zhǎng)度．又由于高低壓氣體的膨脹比較小(ph/pl=1.5)，兩股氣體很快實(shí)現(xiàn)能量傳遞，所需的混合段長(zhǎng)度較小，因此曲線比較平坦．

2.2.4 擴(kuò)壓室長(zhǎng)度Ld在研究擴(kuò)壓室長(zhǎng)度時(shí)，噴嘴間距、混合室直徑及混合室長(zhǎng)度取優(yōu)化值，其他結(jié)構(gòu)參數(shù)保持初步設(shè)計(jì)值不變，僅改變擴(kuò)壓室長(zhǎng)度，考察不同壓縮比pm/pl下擴(kuò)壓室長(zhǎng)度對(duì)引射器性能的影響．

圖9和10給出了不同壓縮比下，引射系數(shù)、等熵效率與擴(kuò)壓室長(zhǎng)度之間的關(guān)系曲線．由圖可以看出，給定壓縮比下，擴(kuò)壓室長(zhǎng)度對(duì)引射系數(shù)及等熵效率的影響均不大，本文中不同壓縮比下擴(kuò)壓室長(zhǎng)度均取140 mm．

原因分析：由于高低壓氣體的膨脹比較小(ph/pl=1.5)，混合室內(nèi)氣體流速較低，沒有達(dá)到超音速狀態(tài)，因此作為壓力恢復(fù)階段的擴(kuò)壓室長(zhǎng)度對(duì)引射系數(shù)、等熵效率影響較弱．

圖9 Ld對(duì)ε的影響

圖10 Ld對(duì)η的影響

根據(jù)模擬優(yōu)化結(jié)果，得出引射器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)尺寸的優(yōu)化值S2，并與初步設(shè)計(jì)值S1進(jìn)行對(duì)比，如表2所示．

由表2可以看出，引射器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，在本文給定的壓縮比下，噴嘴間距Lc的模擬優(yōu)化值比初步設(shè)計(jì)值小52.5%～73.5%，且隨著壓縮比增加，兩者差異逐漸減小；混合室直徑Dm在此壓縮比范圍內(nèi)的模擬優(yōu)化值比初步設(shè)計(jì)值大0～21.7%，且兩者差異隨壓縮比增加呈逐漸減小的趨勢(shì)；混合室長(zhǎng)度Lm在此范圍內(nèi)模擬優(yōu)化值要比初步設(shè)計(jì)值小24.9%～50.8%，且兩者差異隨壓縮比增加呈逐漸增大的趨勢(shì)；擴(kuò)壓室長(zhǎng)度Ld的誤差范圍在1.7%～12.9%，相對(duì)較小．

表2 引射器初步設(shè)計(jì)與模擬優(yōu)化結(jié)果對(duì)比

根據(jù)以上分析，不同壓縮比下理論設(shè)計(jì)的引射器結(jié)構(gòu)(S1)與模擬優(yōu)化的引射器結(jié)構(gòu)(S2)的等熵效率如圖11所示．可以看出，在小膨脹比下，模擬優(yōu)化結(jié)構(gòu)的等熵效率明顯高于理論設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)，兩者相差約13%，且隨著壓縮比的降低兩者差值呈逐漸增大的趨勢(shì)．

圖11 引射器設(shè)計(jì)值S1和優(yōu)化值S2對(duì)應(yīng)的等熵效率的對(duì)比

Fig.11 Comparison ofηbetween ejector design valueS1and optimum valueS2

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

根據(jù)引射器不同壓縮比下的模擬優(yōu)化結(jié)果加工制造了3套引射器，建立引射器的實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，對(duì)不同壓縮比下引射器的性能進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證．圖12是實(shí)驗(yàn)裝置實(shí)物圖，其主要由外殼、噴嘴、混合室及擴(kuò)壓室組成．

圖12 引射器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)實(shí)物圖

實(shí)驗(yàn)流程如圖13所示，高壓氣體經(jīng)壓縮機(jī)增壓后，存儲(chǔ)于集氣罐中，通過緩沖罐穩(wěn)定高壓氣體，高壓氣體流量由文丘里流量計(jì)測(cè)量，通過閥門V-1控制高壓氣體的壓力．混合氣體的壓力由V-2控制，其流量由轉(zhuǎn)子流量計(jì)測(cè)量．低壓氣體直接來(lái)自周圍大氣，減少了低壓進(jìn)氣段的流動(dòng)損失，低壓氣體的流量即為高壓氣體和混合氣體的流量差值．

圖13 實(shí)驗(yàn)流程示意圖

實(shí)驗(yàn)中溫度測(cè)量?jī)x采用美國(guó)Dallas公司的數(shù)字式溫度傳感器，其溫度測(cè)量范圍為-55～125 ℃，誤差≤0.5%．流量測(cè)量?jī)x選用喉部直徑為8 mm的文丘里流量計(jì)，以及量程600 m3·h-1，最小刻度為10 m3·h-1，精度等級(jí)為1.5的轉(zhuǎn)子流量計(jì)．實(shí)驗(yàn)中各位置的壓力表參數(shù)如表3所示．

表3 各位置的壓力表參數(shù)

由于噴嘴間距可通過螺紋調(diào)節(jié)，操作簡(jiǎn)單，實(shí)驗(yàn)中通過改變噴嘴間距對(duì)引射器結(jié)構(gòu)的優(yōu)化結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證．實(shí)驗(yàn)時(shí)，保持高壓氣體壓力為0.15 MPa，更換不同壓縮比下的混合室及擴(kuò)壓室構(gòu)件(模擬優(yōu)化的尺寸)，通過改變噴嘴間距，得到不同壓縮比下，引射系數(shù)、等熵效率與噴嘴間距的關(guān)系曲線，如圖14和15所示．

由圖14和15可知，引射系數(shù)和等熵效率在噴嘴間距偏離模擬優(yōu)化值時(shí)呈明顯下降趨勢(shì)，證明模擬優(yōu)化結(jié)構(gòu)的效率最高．

為考察偏離設(shè)計(jì)工況時(shí)，引射器性能受影響的嚴(yán)重程度，實(shí)驗(yàn)時(shí)保持高壓氣體壓力0.15 MPa不變，更換壓縮比為1.10、1.15、1.20時(shí)混合室及擴(kuò)壓室的工件(模擬優(yōu)化的尺寸)，固定每種工況下模擬優(yōu)化的噴嘴間距，通過改變混合氣體的壓力，調(diào)節(jié)壓縮比，考察操作工況偏離設(shè)計(jì)點(diǎn)時(shí)對(duì)引射器性能的影響，如圖16和17所示．

圖14 Lc對(duì)ε的影響(實(shí)驗(yàn))

圖15 Lc對(duì)η的影響(實(shí)驗(yàn))

圖16 pm/pl對(duì)ε的影響

圖17 pm/pl對(duì)η的影響

圖16和17分別為引射器結(jié)構(gòu)固定時(shí)，壓縮比對(duì)引射系數(shù)和等熵效率的影響的關(guān)系曲線．由圖可以看出，引射系數(shù)隨壓縮比的增大而減小，且壓縮比越大，減小的趨勢(shì)越平緩；等熵效率在設(shè)計(jì)點(diǎn)時(shí)達(dá)到最高，偏離設(shè)計(jì)點(diǎn)時(shí)急劇降低，說明在本文設(shè)計(jì)工況條件下，采用模擬優(yōu)化設(shè)計(jì)的引射器結(jié)構(gòu)性能最好，驗(yàn)證了模擬優(yōu)化設(shè)計(jì)的優(yōu)越性，同時(shí)也說明引射器對(duì)操作工況的變化敏感，工作范圍較窄，進(jìn)一步說明準(zhǔn)確設(shè)計(jì)引射器幾何結(jié)構(gòu)的必要性．

4 結(jié) 論

(1)混合室直徑偏離最優(yōu)值時(shí)，引射系數(shù)和等熵效率均會(huì)急劇降低，是影響小膨脹比引射器性能最明顯的結(jié)構(gòu)參數(shù)；

(2)對(duì)小膨脹比工況，混合室長(zhǎng)度和擴(kuò)壓室長(zhǎng)度影響均較小，設(shè)計(jì)時(shí)可忽略優(yōu)化過程；

(3)小膨脹比工況下，模擬優(yōu)化的引射器結(jié)構(gòu)比理論設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)等熵效率高出13%左右；

(4)實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示引射器等熵效率偏離設(shè)計(jì)點(diǎn)時(shí)急劇降低，證明引射器優(yōu)化設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)性能最高．

[1] 周謨?nèi)? 流體力學(xué)泵與風(fēng)機(jī)[M]. 北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社, 1985.

ZHOU Moren. Fluid Mechanics Pump and Draught Fan [M]. Beijing: China Building Industry Press, 1985. (in Chinese)

[2] KUMAR N S, OOI K T. One dimensional model of an ejector with special attention to Fanno flow within the mixing chamber [J]. Applied Thermal Engineering, 2014, 65(1/2):226-235.

[3] KEENAN J H, NEUMANN E P, LUSTWER K F. An investigation of ejector design by analysis and experiment [J]. Journal of Applied Mechanics, 1950, 17:299-309.

[4] 索科洛夫 Е Я, 津格爾 H M. 噴射器[M]. 黃秋云,譯. 北京:科學(xué)出版社, 1977.

SOKOLOV Е Я, JIN GEER Н М. Ejector [M]. HUANG Qiuyun, trans. Beijing: Science Press, 1977. (in Chinese)

[5] SRIVEERAKUL T, APHORNRATANA S, CHUNNANOND K. Performance prediction of steam ejector using computational fluid dynamics: Part 1. Validation of the CFD results [J]. International Journal of Thermal Sciences, 2007, 46(8):812-822.

[6] AMEUR K, AIDOUN Z, OUZZANE M. Modeling and numerical approach for the design and operation of two-phase ejectors [J/OL]. Applied Thermal Engineering, 2016, 109(A):809-818.

[7] 唐建峰,史明亙,劉 楊,等. 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)氣體引射器性能的影響[J]. 流體機(jī)械, 2012, 40(12):1-5.

TANG Jianfeng, SHI Minggen, LIU Yang,etal. Research on the impact of structure parameters on the air ejector performance [J]. Fluid Machinery, 2012, 40(12):1-5. (in Chinese)

[8] PEREIRA P R, VARGA S, SOARES J,etal. Experimental results with a variable geometry ejector using R600a as working fluid [J]. International Journal of Refrigeration-Revue Internationale Du Froid, 2014, 46:77-85.

[9] MCGOVERN R K, PRAKASH NARAYAN G, LIENHARD J H. Analysis of reversible ejectors and definition of an ejector efficiency [J]. International Journal of Thermal Sciences, 2012, 54:153-166.

[10] 耿利紅,馬新靈,魏新利,等. 噴射器幾何結(jié)構(gòu)對(duì)壓縮/噴射制冷循環(huán)性能的影響研究[J]. 高?；瘜W(xué)工程學(xué)報(bào), 2015, 29(5):1073-1081.

GENG Lihong, MA Xinling, WEI Xinli,etal. Effects of ejector geometry on performance of compression / ejection refrigeration cycle [J]. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities, 2015, 29(5):1073-1081. (in Chinese)

[11] 魏 麗. 氣波引射器的參數(shù)優(yōu)化及實(shí)驗(yàn)研究[D]. 大連:大連理工大學(xué), 2012.

WEI Li. Parameter optimization and experimental study of gas wave ejector [D]. Dalian:Dalian University of Technology, 2012. (in Chinese)

[12] 朱立志. 結(jié)構(gòu)和操作參數(shù)對(duì)氣波引射器性能的影響[D]. 大連:大連理工大學(xué), 2013.

ZHU Lizhi. Impacts of structural and operating parameters on performance of gas wave ejector [D]. Dalian:Dalian University of Technology, 2013. (in Chinese)

[13] 俞鴻儒. 熱分離器內(nèi)的流動(dòng)[J]. 大連工學(xué)院學(xué)報(bào), 1984, 23(4):1-8.

YU Hongru. Flow in thermal separator [J]. Journal of Dalian Institute of Technology, 1984, 23(4):1-8. (in Chinese)

[14] BULUSU K V, GOULD D M, Jr GARRIS C A. Evaluation of efficiency in compressible flow ejectors [C] // 2008 Proceedings of the ASME International Mechanical Engineering Congress and Exposition, IMECE 2008. New York: ASME, 2009:531-554.

[15] AZOURY P H. Engineering Applications of Unsteady Fluid Flow [M]. New York:John Wiley & Sons Inc, 1992.

[16] AKBARI P, NALIM M R. Review of recent developments in wave rotor combustion technology [J]. Journal of Propulsion and Power, 2009, 25(4):833-844.

[17] 胡湘韓,闞瑞清. 噴射泵技術(shù)及其應(yīng)用[M]. 哈爾濱:黑龍江科技出版社, 1990.

HU Xianghan, KAN Ruiqing. The Technology and Applications of Jet Pump [M]. Haerbin:Heilongjiang Science and Technology Press, 1990. (in Chinese)

[18] VARGA S, OLIVIRA A C, DIACONU B. Influence of geometrical factors on steam ejector performance - A numerical assessment [J]. International Journal of Refrigeration, 2009, 32(7):1694-1701.

[19] RUANGTRAKOON N, THONGTIP T, APHORNRATANA S,etal. CFD simulation on the effect of primary nozzle geometries for a steam ejector in refrigeration cycle [J]. International Journal of Thermal Sciences, 2013, 63:133-145.

[20] 蔣仲安,羅 曄,牛 偉. 礦井空氣幕隔斷巷道風(fēng)流影響因素分析及實(shí)驗(yàn)[J]. 采礦與安全工程學(xué)報(bào), 2013, 30(1):149-153.

JIANG Zhongan, LUO Ye, NIU Wei. Influencing factors of air curtain in cutting off roadway airflow [J]. Journal of Mining and Safety Engineering, 2013, 30(1):149-153. (in Chinese)

[21] SARKAR J. Geometric parameter optimization of ejector-expansion refrigeration cycle with natural refrigerants [J]. International Journal of Energy Research, 2010, 34(1):84-94.

Optimum design and verification of ejector′s main structural parameters

LIU Peiqi, WANG Haitao, WU Jintao, ZHU Lizhi, HU Dapeng*

( School of Chemical Machinery and Safety Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China )

The ejector′s performance could be affected easily by the geometric dimension, and different design methods would lead to quite different results, the design point would be seriously deviated. In order to meet the needs of ejection in coal-bed methane with small expansion ratio, the gas ejector is designed according to the Sokolov empirical formulas which are based on aerodynamics theory, and the key structural dimensions are simulated and optimized by CFD method. The influence rule of the ejector′s key structural parameters, such as the nozzle distance, the mixing chamber diameter, the mixing chamber length and the diffuser chamber length on the ejector performance is obtained. By comparing the results of theoretical design and numerical simulation, the isentropic efficiency of the ejector which was optimized by CFD method is about 13% higher than that of using theoretical design. Then, it is verified through experiments that the isentropic efficiency of the ejector will sharply reduce when the operating condition deviates from the design condition. It is proved that the ejector designed by numerical simulation has the higher efficiency, which provides reference to the design of ejector deviating from the design point in engineering.

ejector; theoretical design; numerical optimization; isentropic efficiency

1000-8608(2017)01-0029-08

2016-03-06；

2016-11-28．

“十三五”國(guó)家科技重大專項(xiàng)資助項(xiàng)目(2016ZX05066005-002)；大連市高層次人才創(chuàng)新支持計(jì)劃資助項(xiàng)目(2016RQ01).

劉培啟(1981-)，男，副教授，E-mail:lpq21cn@dlut.edu.cn；王海濤(1989-)，男，碩士，E-mail:wanghaitao04@163.com；胡大鵬*(1963-)，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，E-mail:hudp@dlut.edu.cn.

TE934

A

10.7511/dllgxb201701005