運用兩種網(wǎng)格模擬計算液環(huán)泵噴射器流場(chǎng)的對比研究
本文以P360 型液環(huán)泵噴射器作為研究對象，分別采用結構和非結構計算網(wǎng)格，應用RNG k-ε湍流模型對噴射器的超音速混合氣體流場(chǎng)進(jìn)行了數值模擬。計算得到了兩種網(wǎng)格條件下噴射器內的壓力、馬赫數及溫度等參數的分布規律。通過(guò)與實(shí)測結果對比表明，采用結構網(wǎng)格計算得到的液環(huán)泵噴射器性能與實(shí)測結果較為吻合，也能較好地捕捉到噴射器內激波膨脹波交替循環(huán)的流場(chǎng)結構。
在液環(huán)泵真空系統中，噴射器經(jīng)常作為液環(huán)泵的上游設備，起著(zhù)提高吸入真空度和增大吸氣量的作用，還可有效改善液環(huán)泵腔內低壓造成的汽蝕、振動(dòng)和噪聲等問(wèn)題。如圖1 所示，噴射器出口與液環(huán)泵入口相接，當液環(huán)泵啟動(dòng)時(shí)，噴嘴進(jìn)氣口與排氣口之間形成壓差；工作氣體流經(jīng)收縮噴嘴后形成高速射流，吸氣室的壓力低于引射壓力使引射氣體進(jìn)入吸氣室內；兩股氣流在吸氣室內混合后進(jìn)入液環(huán)泵，經(jīng)增壓后排出泵外，即完成了整個(gè)系統的吸氣、排氣過(guò)程。
圖1 液環(huán)泵—噴射器工作原理
有關(guān)噴射器的研究工作目前大多采用理論分析、數值計算的方法。例如于文艷等采用FLUENT 軟件對蒸汽噴射泵器進(jìn)行了數值模擬，分析了噴射器工作壓力、引射壓力等參數變化對噴射系數的影響。單勇等通過(guò)對波瓣噴管引射- 混合器的流場(chǎng)進(jìn)行了數值計算，得到了流向渦和正交渦產(chǎn)生、衰減的規律。姚亞夫等采用ANSYS 軟件對Laval 噴管內的混合氣流場(chǎng)進(jìn)行了有限元數值模擬，得到了較直觀(guān)的混合氣體流動(dòng)軌跡。黃思等模擬計算了液環(huán)泵噴射器內的氣體流動(dòng)，探討了結構參數對噴射器內部流場(chǎng)及性能的影響。
由于噴射器是復雜的三維結構，上述研究在計算中均采用了非結構的網(wǎng)格，在計算精度方面可能會(huì )造成一定的偏差。本文借助ANSYS-CFX 軟件，分別采用結構網(wǎng)格和非結構網(wǎng)格對常用的液環(huán)泵噴射器進(jìn)行數值模擬并通過(guò)實(shí)測數據的驗證，為液環(huán)泵噴射器結構的優(yōu)化設計提供理論依據。
1、計算模型及網(wǎng)格劃分
1.1、計算域和網(wǎng)格生成
選取常用的P360 型液環(huán)泵噴射器作為研究對象。如圖2 所示，該噴射器計算域由進(jìn)氣段、噴嘴、引射吸入室、混合室和擴壓室組成。借助ICEM 網(wǎng)格生成軟件，對噴射器計算域分別構造了六面體的結構網(wǎng)格和四面體的非結構網(wǎng)格，網(wǎng)格單元總數均為80 萬(wàn)左右，如圖3 所示。
圖2 噴射器計算區域
圖3 噴射器計算網(wǎng)格(中心剖面)
1.2、計算模型及邊界條件
液環(huán)泵噴射器內的氣流視為理想氣體的絕熱過(guò)程，選取RNG k-ε 湍流模型進(jìn)行湍流計算。工作氣體入口、引射氣體入口以及噴射管出口邊界條件均采用靜壓值和溫度值，為配合實(shí)驗工況，選取以下的數值范圍作為邊界條件：引射壓力P 引=2000～16000Pa(絕對壓力，下同)，出口壓力(背壓)P 出=10500～17000Pa，工作壓力均采用一個(gè)標準大氣壓，P 工=101325Pa，環(huán)境溫度為28℃。
2、計算結果分析
2.1、馬赫數分布
根據上述的噴射器工況條件分別進(jìn)行了模擬計算。作為示例，圖4 和圖5 分別給出了噴射器計算域中心截面的馬赫數分布云圖和軸心線(xiàn)的馬赫數分布曲線(xiàn)(P引=6000Pa，P 出=12400Pa)。由圖可見(jiàn)，使用兩種網(wǎng)格計算得到的噴射器射流核心區流速均超過(guò)音速，即M>1。由以往的研究結果得知，當超音速?lài)娮斐隹趬毫Φ陀诃h(huán)境壓力時(shí)，會(huì )在噴嘴出口產(chǎn)生斜激波，經(jīng)過(guò)混合層反射再轉為膨脹波，如此交替循環(huán)形成網(wǎng)格模式直至衰減。
射流核心區的壓力、流速、溫度等參數也相應地產(chǎn)生周期性波動(dòng)。采用結構網(wǎng)格計算得到的馬赫數等值線(xiàn)云圖(圖4a)在射流核心區可以看出有明顯的網(wǎng)格模式，軸心線(xiàn)的馬赫數曲線(xiàn)沿著(zhù)流動(dòng)方向也有明顯的周期性波動(dòng)(圖5)。而采用非結構網(wǎng)格計算得到的馬赫數分布則看不出有類(lèi)似的網(wǎng)格模式(圖4b)和波動(dòng)規律(圖5)，說(shuō)明采用結構網(wǎng)格計算能較好地捕捉到噴射器內的激波膨脹波交替循環(huán)的流場(chǎng)結構。
圖4 噴射器中心截面的馬赫數分布云圖
(P 引=6000Pa，P 出=12400Pa)
圖5 馬赫數沿噴射器軸心線(xiàn)的分布曲線(xiàn)
(P 引=6000Pa，P 出=12400Pa)
2.2、壓力分布
圖6 和圖7 分別給出噴射器內中心截面的壓力分布云圖和軸心線(xiàn)上的壓力分布曲線(xiàn)(P 引=6000Pa，P 出=12400Pa)。由圖可見(jiàn)，使用結構網(wǎng)格計算得到的壓力分布在射流核心區以引射壓力值為基準上下波動(dòng)(圖7)；氣體進(jìn)入混合室后壓力值才穩定持續上升，最終達到噴射器出口壓力。使用非結構網(wǎng)格計算則捕捉不到壓力分布在射流核心區類(lèi)似的波動(dòng)規律。
圖6 噴射器中心截面的壓力分布云圖
(P 引=6000Pa，P 出=12400Pa)
圖7 壓力沿噴射器軸心線(xiàn)的分布曲線(xiàn)
(P 引=6000Pa，P 出=12400Pa)
2.3、溫度分布
圖8 和圖9 分別給出噴射器內中心截面的溫度分布云圖和軸心線(xiàn)上的溫度分布曲線(xiàn)(P 引=6000Pa，P 出=12400Pa)。由圖可見(jiàn)，使用結構網(wǎng)格計算得到的射流核心區的溫度分布在一段范圍內處于不穩定的低溫狀態(tài)(圖8a，圖9)。氣體進(jìn)入擴壓室后溫度值迅速上升。而采用非結構網(wǎng)格計算得到的射流核心區僅有很小的低溫區域，隨后氣溫沿著(zhù)流動(dòng)方向平緩回升(圖8b，圖9)。
圖8 噴射器中心截面的溫度分布云圖
(P 引=6000Pa，P 出=12400Pa)
圖9 溫度沿噴射器軸心線(xiàn)的分布曲線(xiàn)
(P 引=6000 Pa，P 出=12400 Pa)
3、實(shí)驗驗證
液環(huán)泵噴射器的性能測試在廣東省佛山水泵廠(chǎng)有限公司的水泵測試站完成。該測試站采用多功能參數測量?jì)x的自動(dòng)測試系統，整套系統達到國家B 級精度水平。液環(huán)泵真空系統由P360型噴射器與2BE13563 型液環(huán)泵組合，液環(huán)泵轉速：590r/min，供水量：26m3/h，室溫：28℃。實(shí)驗方法是通過(guò)閥門(mén)調節不同的引射壓力和液環(huán)泵入口壓力，測出相應的吸入氣量值。圖10 是采用兩種網(wǎng)格計算的吸入氣量與實(shí)測值的對比結果。
圖10 模擬計算與實(shí)測結果的對比
由圖可見(jiàn)，采用結構網(wǎng)格計算得到的吸入氣量與實(shí)測結果吻合較好。
4、結論
本文借助ANSYS-CFX 流動(dòng)軟件，分別采用結構網(wǎng)格和非結構網(wǎng)格對常用的液環(huán)泵噴射器氣體流場(chǎng)進(jìn)行了數值模擬，通過(guò)與實(shí)測結果的對比驗證，得到以下結論。
(1)設計工況下液環(huán)泵噴射器內的氣流屬超音速流動(dòng)，在射流核心區將產(chǎn)生斜激波和膨脹波交替循環(huán)的網(wǎng)格模式；射流核心區的壓力、馬赫數、溫度等參數沿流動(dòng)方向相應地呈周期性震蕩并逐漸衰減。
(2)兩種網(wǎng)格計算得到的噴射器氣體流場(chǎng)對比結果表明，采用結構網(wǎng)格能較準確地模擬計算液環(huán)泵噴射器內流場(chǎng)和外部性能，能較好地捕捉到噴射器內激波膨脹波交替循環(huán)的流場(chǎng)結構。
