紀少波， 張世強， 陳秋霖， 李洋， 馬榮澤， 姜穎

(山東大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，山東 濟南 250061)

質(zhì)子交換膜燃料電池(proton exchange membrane fuel cell, PEMFC)能夠?qū)⑷剂系幕瘜W(xué)能轉(zhuǎn)換為電能，具有轉(zhuǎn)化效率高、使用階段零污染等優(yōu)點，符合社會可持續(xù)發(fā)展的需求，在分布式電站、便攜式移動電源及新能源車輛等領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景[1]。氫氣供給直接影響PEMFC的工作性能，為實現(xiàn)氫氣的有效供給，常采用氫氣再循環(huán)的方式，將陽極集聚的水及惰性氣體帶出，通過回收裝置得到氫氣-水蒸氣混合氣，并再次送入陽極利用，通過回收的方式提高氫氣使用效率。回收裝置主要包括氫氣循環(huán)泵或引射器2種類型，前者需要消耗燃料電池額外的功率，降低燃料電池的工作效率，還會產(chǎn)生振動和噪音，而引射器利用裝置間的壓差實現(xiàn)氫氣循環(huán)，不需消耗額外功率，因此引射器的研究和設(shè)計成為提高燃料電池氫氣利用率的重要研究方向。

尹燕等[2]使用CFD方法對用于PEMFC的引射器進行了三維數(shù)值建模，探索了結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作條件對引射器性能的影響，確定引射器的最佳優(yōu)化方案。沈鵬遠等[3]設(shè)計了應(yīng)用于80 kW燃料電池系統(tǒng)的引射器，探索了不同操作條件對引射器性能的影響，結(jié)果表明引射器的性能隨二次流體壓力的提高而提升。馬麗等[4]搭建試驗臺架，對裝配有引射器的PEMFC系統(tǒng)進行測試，通過改變流量的方式模擬不同工況條件，測試結(jié)果表明不同工況下陽極供氣系統(tǒng)可提供穩(wěn)定的氫氣。Hosseinzadeh等[5]利用三維CFD模擬對應(yīng)用于Ballard小功率電堆的引射器進行了研究分析，確定影響引射器性能的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)。Bao等[6]建立了包含引射器的質(zhì)子交換膜燃料電池系統(tǒng)模型，在不同操作條件下分析了引射器循環(huán)模式對系統(tǒng)動態(tài)響應(yīng)特性的影響。He等[7]基于引射器和壓縮機構(gòu)成一種新型的混合氫氣再循環(huán)系統(tǒng)，研究了該混合循環(huán)系統(tǒng)的控制方程和建模方法，確定了最佳的工作模式。

現(xiàn)有研究多圍繞固定結(jié)構(gòu)引射器展開，此類引射器結(jié)構(gòu)無法調(diào)整，適用工況范圍有限，實際使用過程需要多組不同規(guī)格的引射器組合，或?qū)⒁淦髋c其他氫氣回收機構(gòu)組合使用，整個氫氣回收機構(gòu)的結(jié)構(gòu)復(fù)雜。為了克服上述缺點，本文圍繞可調(diào)式引射器進行研究，通過數(shù)值分析方法研究了主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對可調(diào)式引射器性能的影響規(guī)律，為可調(diào)式引射器的結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計提供指導(dǎo)。

1 引射器模型建立及驗證

1.1 引射器模型建立

本文提出的可調(diào)式引射器主要包括針閥、一次流體收斂型噴嘴、吸入腔、等壓混合室、等容混合室和擴散室等結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)示意如圖1所示?？烧{(diào)式引射器的工作原理為：高壓低速的一次流體從引射器的收斂型噴嘴噴出到吸入腔，因為流通截面減小導(dǎo)致流速增加，進而使得壓力降低，在吸入腔形成低壓區(qū)；當(dāng)?shù)蛪簠^(qū)的壓力低于二次流入口壓力時，二者之間的壓差將二次流體吸入并與一次流體混合，經(jīng)過等壓混合室、等容混合室混合均勻后，在擴散室內(nèi)流速逐漸減小，壓力逐漸恢復(fù)到燃料電池所需入口壓力。可調(diào)式引射器工作過程中，針閥起到至關(guān)重要的作用，通過移動針閥調(diào)節(jié)一次流體的流通截面，以匹配不同工況條件下的流量和流速。

圖1 可調(diào)式引射器結(jié)構(gòu)示意圖及關(guān)鍵尺寸Fig.1 Schematic diagram and key dimensions of adjustable ejector

本文研究的引射器應(yīng)用的PEMFC電堆功率為20 kW。結(jié)合已有研究確定等容混合室直徑dt、等容混合室長度lt、噴嘴和等容混合室入口距離lnxp、等壓混合室長度li、等壓混合室角度αi、擴散室角度αd、擴散室直徑ld等主要結(jié)構(gòu)參數(shù)并進行研究[2]。參考某已知固定式引射器的結(jié)構(gòu)參數(shù)，確定上述主要參數(shù)的初始值?？紤]到本文提出的可調(diào)式引射器的結(jié)構(gòu)，增加了用于調(diào)節(jié)入口截面積的針閥結(jié)構(gòu)參數(shù)，上述參數(shù)的初始值如表1所示。基于上述主要結(jié)構(gòu)參數(shù)建立了初始引射器的模型，如圖2所示。

表1 優(yōu)化前引射器的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖2 引射器網(wǎng)格模型Fig.2 Mesh model of ejector

為確保網(wǎng)格質(zhì)量，在構(gòu)建六面體網(wǎng)格的同時，對引射器模型混合區(qū)域的流動區(qū)域和引射器壁面邊界的網(wǎng)格進行了加密優(yōu)化，對于流體狀態(tài)變化較大的位置采取了網(wǎng)格自適應(yīng)的方式，同時對網(wǎng)格的獨立性進行了驗證。本文對8種不同網(wǎng)格數(shù)量進行數(shù)值模擬，模擬結(jié)果如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格獨立性驗證Fig.3 Grid independence verification

由對比結(jié)果可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量較小時，引射系數(shù)變化量較大，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量由約60萬增加至約70萬時，引射系數(shù)變化量可達2.7%。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量超過110萬時，引射系數(shù)變化小于1%，因此網(wǎng)格數(shù)量在110萬時對仿真結(jié)果的影響可以忽略，考慮到過多的網(wǎng)格數(shù)量會導(dǎo)致仿真速度降低的問題，在研究中網(wǎng)格數(shù)量為110萬。

1.2 引射器模型驗證

為了對引射器模型及引射器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)最優(yōu)值進行驗證，搭建引射器試驗臺架，如圖4所示。臺架包括空壓機、穩(wěn)壓罐、干燥過濾筒、三通閥、調(diào)壓閥、壓力變送器、流量計、引射器及背壓閥等部分。試驗用到的流量計精度2%，通過串口通訊方式輸出測量數(shù)據(jù)，壓力變送器精度0.5%，輸出為4～20 mA電流，自主開發(fā)測試系統(tǒng)采集各傳感器的信號，并在上位機進行顯示及存儲。

圖4 引射器試驗臺架示意Fig.4 Schematic diagram of ejector test bench

基于3D打印技術(shù)加工引射器，采用無色半透明的JP1800樹脂作為打印材料，打印的引射器實物如圖5所示。試驗過程控制一次、二次入口的壓力，測試引射器的一次、二次入口的流量。為了便于量化引射器的性能，使用引射系數(shù)ω評價引射器的性能，引射系數(shù)為：

(1)

式中：ms為一次流體質(zhì)量流量；mp為二次流體質(zhì)量流量。

圖5 3D打印引射器實物圖Fig.5 3D print physical drawing of ejector

利用臺架測試數(shù)據(jù)對搭建的CFD模型進行驗證，在與試驗同樣的入口壓力條件下進行仿真，根據(jù)計算的一次、二次流量得到引射系數(shù)，并與試驗測試數(shù)據(jù)進行對比。在120、180、250及300 A 4種不同工況條件進行對比，4種不同工況下的對比結(jié)果如圖6所示，仿真與試驗結(jié)果的最大誤差不超過5%，建立的仿真模型的準確性滿足要求，可以進行后續(xù)仿真計算。

圖6 模型與試驗結(jié)果對比曲線Fig.6 Comparison curve between model and test results

2 引射器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)影響規(guī)律

基于建立的CFD模型研究了引射器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對引射器性能的影響規(guī)律，考慮到引射器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)的相關(guān)性，需要合理設(shè)置引射器結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化順序。對此本文采用了順序法對可調(diào)式引射器的結(jié)構(gòu)參數(shù)進行優(yōu)化[8]。按照圖7所示研究順序可以減小各結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的影響[9]，因此本文按圖7所述流程確定引射器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響規(guī)律。

圖7 可調(diào)式引射器結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化流程Fig.7 Flow chart of structural parameter optimization of adjustable ejector

根據(jù)已有試驗結(jié)果確定8個計算工況的功率、電流、一次流體流量、二次流體壓力(PS)及出口壓力(PO)[4]。通過調(diào)節(jié)針閥位置匹配不同工況的流量，得到針閥與噴嘴出口的距離(Xn)，其中Xn沿流動方向為正值。不同工況下各運行參數(shù)取值如表2所示。不同工況下的其他邊界條件設(shè)置如下：可調(diào)式引射器一次流體為純氫氣，一次入口設(shè)為質(zhì)量流量邊界，恒定壓力為0.32 MPa，恒定溫度為303 K；二次流體是濕氫氣，混合有一定的水蒸氣，濕度設(shè)為70%，二次入口設(shè)為壓力邊界，溫度恒定為343 K；出口設(shè)為壓力邊界，溫度恒定為333 K。

表2 不同工況對應(yīng)引射器的邊界條件和噴嘴距離

2.1 等容混合室直徑dt 對引射器性能的影響

引射器的等容混合室直徑dt初始值為3.5 mm，將其取值范圍設(shè)定為2.8～6.3 mm，其他參數(shù)如表1所示。不同工況及不同dt對應(yīng)的引射系數(shù)如表3所示，其中計算結(jié)果缺失是由于二次入口流量出現(xiàn)負值，產(chǎn)生回流。產(chǎn)生回流的原因是：由于一次入口壓力較小，而一次流體在經(jīng)過噴嘴時，不能產(chǎn)生更高的流速以降低壓力，導(dǎo)致吸入腔的壓力比二次流體壓力高，使得二次入口出現(xiàn)回流。由表3可知，其他參數(shù)不變時，隨著dt尺寸的減小，引射器覆蓋的工況范圍增大。

表3 不同等容混合室直徑dt的引射系數(shù)計算結(jié)果

不同工況下引射器的引射系數(shù)隨等容混合室直徑dt的變化規(guī)律如圖8所示。由圖可知，引射系數(shù)隨等容混合室直徑的變化曲線均呈反拋物線趨勢，即在此工況下存在最佳值。各工況結(jié)果表明，隨著等容混合室直徑的增加，引射系數(shù)的最佳值向右上方移動，即不同等容混合室直徑下的最優(yōu)值存在差異，這是由于等容混合室直徑對于引射器可覆蓋的工況范圍有較大的影響，因而不同等容混合室直徑下引射器的工作范圍不同，所對應(yīng)的最佳值也就不同。

為對比不同等容混合室直徑dt時引射器的流動差異，圖9顯示了250 A時混合室直徑為2.8～6.3 mm的速度云圖。由圖可知，混合室直徑較小時，流體整體流速較高、高速度流體覆蓋范圍廣；當(dāng)?shù)热莼旌鲜抑睆街饾u增大時，流體整體流速降低、高流速范圍減小。引射器的性能主要取決于引射系數(shù)，而引射系數(shù)主要受二次流體入口和吸入腔的壓力差的影響。在同一工況下，當(dāng)?shù)热莼旌鲜抑睆捷^小時，流通截面積較小，能夠產(chǎn)生更高的流速，吸入腔壓力減小更為明顯，與二次流體入口壓力差增大，有利于二次流體的吸入。較小的等容混合室直徑所需的一次流體的壓力相應(yīng)增加[10]，隨著等容混合室直徑增加，一次入口的壓力與等容混合室直徑之間的匹配達到最佳后，引射系數(shù)達到最高值。而等容混合室直徑dt過大時，流速較低、吸入室內(nèi)壓力較高，與二次流體入口的壓差減小，對流體的吸力減小，因而引射器的引射性能逐漸下降。綜合上述不同等容混合室直徑對引射器性能的影響分析，確定4.2 mm為等容混合室直徑dt的最優(yōu)值。

圖8 引射系數(shù)隨等容混合室直徑的變化曲線Fig.8 Variation curves of ejection coefficient with the diameter of constant volume mixing chamber

2.2 等容混合室長度lt對引射器性能的影響

引射器的等容混合室長度lt的初始值是21 mm(5dt)，將等容混合室長度lt的取值范圍設(shè)定為16.8～33.6 mm(4dt～8dt)，固定等容混合室直徑dt為4.2 mm，其他參數(shù)如表1所示。不同工況下引射器的引射系數(shù)隨等容混合室長度lt的變化規(guī)律如圖10所示。由圖可知，不同工況下引射器的引射系數(shù)隨等容混合室長度lt的變化曲線有所差異，存在不同的最佳值。在較低工況時，較小等容混合室長度的引射性能更好，而較高工況時，較大等容混合室長度的引射性能更好。

多數(shù)對比工況下引射器的引射系數(shù)隨等容混合室長度lt的增加呈先增大后減小的趨勢，在等容混合室長度lt為21～26 mm范圍內(nèi)的時候引射器的性能較好，此時吸入腔內(nèi)壓力最低，二次流體壓力與吸入腔產(chǎn)生較大壓差，有利于吸入更多的二次流體；同時壓力越低會使得更多的一次流體的壓力勢能轉(zhuǎn)化為流體動能，增大流速，也加速了二次流體吸入的速度，提高引射器的工作性能。當(dāng)?shù)热莼旌鲜议L度過小時，不利于一次流體和二次流體的混合，二者在較短的混合室內(nèi)混合質(zhì)量較差，速度分布不均、局部壓力較高，不利于二次流體的吸入[11]。當(dāng)?shù)热莼旌鲜议L度過大時，會增大流體的摩擦損失，使得吸入腔與二次入口壓力差降低，導(dǎo)致引射系數(shù)降低，引射器的工作性能較差。綜合分析計算結(jié)果，確定25.2 mm (6dt)為等容混合室長度lt的最佳值。

圖9 250 A工況下，混合室直徑2.8～6.3 mm引射器的速度云圖Fig.9 Velocity nephogram of ejector with mixing chamber diameter of 2.8～6.3 mm under 250 A working condition

圖10 引射器的引射系數(shù)隨等容混合室長度的變化曲線Fig.10 Variation curves of ejector coefficient with the length of constant volume mixing chamber

2.3 噴嘴出口和等容混合室入口距離lnxp對引射器性能的影響

引射器的噴嘴出口和等容混合室入口距離lnxp的初始值為1.75 mm(dt/2.4)，將lnxp的取值范圍設(shè)定為1.31～2.63 mm(dt/3.2～dt/1.6)，固定等容混合室直徑dt為4.2 mm，等容混合室長度lt為25.2 mm (6dt)，其他參數(shù)如表1所示。不同工況下引射器的引射系數(shù)隨lnxp的變化規(guī)律如圖11所示。

圖11 引射器的引射系數(shù)隨噴嘴位置的變化曲線Fig.11 Variation curves of ejector ejection coefficient with nozzle position

由圖可知，不同工況下引射器的引射系數(shù)隨lnxp增大呈現(xiàn)先增后減的趨勢，但整體變化幅度較小，也就是說，lnxp對于引射器引射性能的影響較小，但過小的lnxp或過大的lnxp也會對引射器的工作性能產(chǎn)生不利的影響。lnxp過小，吸入腔的空間不足，吸收二次流體的能力下降，從而導(dǎo)致引射系數(shù)減??；而lnxp過大，吸入腔空間過剩，部分二次流體被分離，在下游形成渦流，同時由于流體的摩擦阻力增大，流體能量產(chǎn)生一定的損失，不能及時進入混合室進行有效混合，降低二次流體進入吸入腔的流量，對引射器的引射性能產(chǎn)生不利影響。

當(dāng)噴嘴出口和等容混合室入口距離lnxp為1.75 mm(dt/2.4)時，吸入腔的空間處于最佳大小，引射器的性能也最佳，因此將1.75 mm(dt/2.4)作為噴嘴出口和等容混合室入口距離lnxp的最優(yōu)值。

2.4 等壓混合室角度αi對引射器性能的影響

引射器的等壓混合室角度αi的初始值為25°，將αi的取值范圍設(shè)定為18°～34°(每4°取一個工況點)，固定等容混合室直徑dt為4.2 mm，等容混合室長度lt為25.2 mm，噴嘴出口和等容混合室入口距離lnxp為1.75 mm，其他參數(shù)如表1所示。不同工況下引射器的引射系數(shù)隨等壓混合室角度αi的變化規(guī)律如圖12所示。

圖12 引射器的引射系數(shù)隨等壓混合室角度的變化曲線Fig.12 Variation curves of ejector coefficient with the angle of isobaric mixing chamber

由圖12可知，不同工況下αi對可調(diào)式引射器引射系數(shù)的影響呈現(xiàn)先增大后減小的規(guī)律，整體變化幅度較小，但存在最佳的αi。較小的αi和較大的αi都會在一定程度上降低引射器的工作性能。αi過小，會影響一次流體和二次流體混合的均勻性，2種流體混合不均勻，會導(dǎo)致流體壓力分布不均，局部壓力較高，不利于二次流體的吸入，二次流體質(zhì)量流量減少，引射器的引射系數(shù)降低；而αi過大，2種流體在混合時會產(chǎn)生較大的沖擊，導(dǎo)致流體動能損失、流動能量降低，從而降低引射器的性能。

當(dāng)?shù)葔夯旌鲜医嵌圈羒為30°時，引射器達到最高的引射系數(shù)，引射性能最佳，因此選定等壓混合室的最佳角度為30°。

2.5 等壓混合室長度li對引射器性能的影響

引射器的等壓混合室長度li的初始值為6.0 mm，將li的取值范圍設(shè)定為4.4～6.0 mm(每0.4 mm取一個工況點)，固定等容混合室直徑dt為4.2 mm，等容混合室長度lt為25.2 mm，噴嘴出口和等容混合室入口距離lnxp為1.75 mm，等壓混合室角度αi為30°，其他參數(shù)如表1所示。不同工況下引射器的引射系數(shù)隨等壓混合室長度li的變化規(guī)律如圖13所示。由圖可知，不同工況下引射器的引射系數(shù)隨li的增加先增大后減小，每個工況都存在li的最佳值。較短或較長的li都會對引射性能產(chǎn)生一定的不利影響。較短的li會減少一次流體和二次流體的等壓混合時間，致使兩種流體混合不完全，不能達到穩(wěn)定的等壓狀態(tài)，吸入腔內(nèi)的壓力較高，與引射器二次流體入口處的壓力差減小，不利于吸入腔對二次流體的吸入，因而降低二次流體的流量，引射系數(shù)隨之降低；而li較長時，雖有利于提高2種流體的等壓混合質(zhì)量，但流體流動路程增加，進而導(dǎo)致流體流動阻力升高，吸入腔的壓力升高，對引射器的性能產(chǎn)生不利的影響。

圖13 引射器的引射系數(shù)隨等壓混合室長度的變化曲線Fig.13 Variation curves of ejector coefficient with the length of isobaric mixing chamber

當(dāng)?shù)葔夯旌鲜议L度li為5.2 mm時，不同工況下的引射系數(shù)最高，此時的引射器的引射性能達到最佳值，因此選定最優(yōu)等壓混合室長度li為5.2 mm。

2.6 擴散室角度αd對引射器性能的影響

引射器擴散室角度αd的初始值為9.7°，將擴散室角度αd的取值范圍設(shè)定為6°～14°(每2°取一個工況點)，固定等容混合室直徑dt為4.2 mm，等容混合室長度lt為25.2 mm，噴嘴出口和等容混合室入口距離lnxp為1.75 mm，等壓混合室角度αi為30°，等壓混合室長度li為5.2 mm，其他參數(shù)如表1所示。不同工況下引射器的引射系數(shù)隨擴散室角度αd的變化規(guī)律如圖14所示。由圖可知，不同工況下的引射器的引射系數(shù)均隨αd增大而下降，即隨著αd的增大，引射器的引射性能下降，引射器的工作效率降低。隨著αd的增加，擴散室的截面積增大，均勻混合的氣體流經(jīng)較大截面積的擴散室時，流速降低、壓力升高，使得引射器出口壓力較高，導(dǎo)致吸入腔壓力升高，吸入腔與二次入口的壓力差減小，引射系數(shù)降低，從而影響引射器的引射性能。

圖14 引射器的引射系數(shù)隨擴散室角度的變化曲線Fig.14 Variation curves of ejector coefficient with diffusion chamber angle

當(dāng)擴散室角度αd為6°時，不同工況下二次流體的引射系數(shù)最高，此時的引射器引射性能也達到最佳值，因此選定最優(yōu)擴散室角度αd為6°。

2.7 擴散室長度ld對引射器性能的影響

引射器擴散室長度ld的初始值為39.8 mm，將ld的取值范圍設(shè)定為16.8 mm～50.4 mm(4dt～12dt)，固定等容混合室直徑dt為4.2 mm，等容混合室長度lt為25.2 mm(6dt)，噴嘴出口和等容混合室入口距離lnxp為1.75 mm，等壓混合室角度αi為30°，等壓混合室長度li為5.2 mm，擴散室角度αd為6°，其他參數(shù)如表1所示。不同工況下引射器的引射系數(shù)隨擴散室長度ld的變化規(guī)律如圖15所示。

由圖15可知，引射器的引射系數(shù)在不同工況下均隨ld的增加而增大，說明隨著ld的增長，引射器的引射性能隨之提升。隨著擴散室的長度增加，其內(nèi)部的壓力減小，吸入腔內(nèi)的壓力也隨之降低，與二次流體入口的壓差增大，流入引射器的二次流體質(zhì)量流量增大，從而提高引射器的引射系數(shù)，進而提高引射器的工作性能；同時，擴散室的壓力降低會使更多的一次流體的壓力勢能轉(zhuǎn)化為流體的動能，有利于提高流體的流動速度，吸入更多的二次流體。

圖15 引射器的引射系數(shù)隨擴散室長度的變化曲線Fig.15 Variation curves of ejector coefficient with diffusion chamber length

當(dāng)擴散室長度ld為50.4 mm時，4個工況的二次流體質(zhì)量流量以及引射系數(shù)達到最高值，引射器也達到最佳性能。由于隨著擴散室長度增加，引射系數(shù)的增長幅度變小，考慮到引射器的加工與安裝問題，選擇50.4 mm作為擴散室長度ld的最佳值。

3 試驗分析

為了進一步驗證最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)結(jié)果的有效性，通過3D打印加工可調(diào)式引射器，基于引射器試驗臺架對優(yōu)化前后的引射器性能進行測試分析。在引射器試驗驗證過程中，相同工況下不同針閥位置對應(yīng)的引射器性能存在差異，試驗中獲取了同一工況下不同針閥位置的測試數(shù)據(jù)，取各工況下引射器性能最佳的數(shù)據(jù)作為可調(diào)式引射器的性能數(shù)據(jù)。圖16(a)為最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)下的引射器的二次流體質(zhì)量流量隨工況電流的變化規(guī)律，由圖可見，隨著工況電流的增加，二次流體質(zhì)量均呈增大的趨勢，增長幅度逐漸減小。圖16(b)為最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)下的引射器的引射系數(shù)隨工況電流的變化規(guī)律，隨工況電流的增加，引射系數(shù)先增大后減小，與前述數(shù)值分析的規(guī)律一致。

圖16 優(yōu)化前后引射器性能對比曲線Fig.16 Comparison curves of ejector performance before and after optimization

由圖16可知，固定式引射器工作范圍為120～300 A，工況范圍窄，只能滿足中高工況的使用要求。可調(diào)式引射器覆蓋的工況范圍拓寬至60～300 A，相較于固定式引射器，低負荷工況明顯拓寬。在對比的工況點，最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)下引射器的二次流體質(zhì)量及引射系數(shù)都有明顯提升，二次流體質(zhì)量流量最大增加0.001 37 kg/s，引射器的最大引射系數(shù)的相對增量可達6.2%。從運行工況范圍以及引射系數(shù)對比結(jié)果可以看出，最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)下的可調(diào)式引射器性能得到了明顯的提升。

4 結(jié)論

1) 本文提出了一種可調(diào)式引射器的設(shè)計方案，通過改變針閥位置實現(xiàn)可變截面，調(diào)節(jié)一次流體的流量及流速，滿足不同工況條件的運行需求。建立了引射器的CFD仿真模型，基于模型研究引射器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對引射器性能的影響規(guī)律。

2) 按照等容混合室直徑dt、等容混合室長度lt、噴嘴和等容混合室入口距離lnxp、等壓混合室角度αi、等壓混合室長度li、擴散室角度αd、擴散室長度ld的順序進行研究，得到了各結(jié)構(gòu)參數(shù)對引射器性能的影響規(guī)律，確定了各關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)的最佳尺寸。

3) 搭建引射器試驗臺架，對比固定式引射器和可調(diào)式引射器的性能，結(jié)果表明相對于固定式引射器，可調(diào)式引射器的工況適用范圍從120～300 A拓寬至60～300 A，二次流體質(zhì)量流量最大增加0.001 37 kg/s，引射器最大引射系數(shù)的相對增量可達6.2%，優(yōu)化后引射器的性能明顯提升。