鄒 久 朋， 劉 學 武， 程 蛟， 李 俊 龍

( 大連理工大學 化工機械與安全學院, 遼寧 大連 116024 )

射流附壁振蕩器能效分析與提升

鄒 久 朋， 劉 學 武*， 程 蛟， 李 俊 龍

( 大連理工大學 化工機械與安全學院, 遼寧 大連 116024 )

通過分析、數(shù)值模擬和實驗考察，揭示出射流附壁振蕩器的能量損失大部分源于激勵流的總壓不足和持續(xù)性差．依靠主射流分流反饋激勵的各種自激勵方式皆無法達到較理想效果．提出并驗證了從外調(diào)制引入與主射流同源的高總壓氣體作為激勵流，是大幅提升附壁振蕩器能效的有效方法．數(shù)值模擬和實驗結(jié)果表明，新型外激勵振蕩器具有很高的能效指標，膨脹比為2的情況下，總壓保持率K可達85%，尺寸參數(shù)和激勵流量優(yōu)化后可高達90%，遠高于音波式自激勵振蕩器的75%和反饋式振蕩器的65%的水平，且其振蕩頻率易控．

射流；附壁振蕩；激勵；能效；總壓保持率

0 引 言

射流技術(shù)已廣泛應用于眾多的領(lǐng)域，其中振蕩脈沖射流因其破碎、沖刷與混合能力比穩(wěn)定射流大得多，也大量用于切割[1]、鉆井[2]、清洗吹掃[3]、混合[4-5]、曝氣[6]增氧等行業(yè)．氣體射流的擺動振蕩也已用于流量計量[7]和分配到多條支路實現(xiàn)脈沖流動，如靜止式氣波制冷機[8]等．近年來，其應用研究已擴展到以振蕩或合成射流控制降低流動邊界層的分離[9]、提高機翼的升力[10]等領(lǐng)域．

利用渦量擾動的放大機制，通過自振腔可實現(xiàn)水射流的自激振蕩[11]．而對于氣體射流，則大都利用射流的康恩達(Coanda)效應，通過將射流部分地分流反饋回流、再橫向作用于上游射流的自激勵方法，可使附壁射流周期地切換附壁側(cè)而形成擺動振蕩[8]．若將下游流道分隔成若干分支流道，則在每條流道中都形成脈沖流動．

氣體射流的流速一般遠高于液體，其動能動壓占總壓的比例較大，因此其振蕩過程的能量損失不可忽視．對于大多數(shù)后續(xù)工序需要使用振蕩流能量的場合，特別是像靜止式氣波制冷機那樣的跨音速和超音速射流分配，能量損失甚至高達1/3，以膨脹比3產(chǎn)生的振蕩射流，其攜帶做功能量只及膨脹比2的連續(xù)射流[12-13]．因此，盡管振蕩脈沖射流具有比連續(xù)射流高得多的沖擊擾動、擴散傳質(zhì)能力，但其振蕩損失嚴重和振蕩頻率較難控制的缺陷，阻礙了振蕩脈沖射流技術(shù)向更多領(lǐng)域的拓展應用．

1 附壁振蕩過程的能量損失分析

圖1是典型射流附壁振蕩器的基本結(jié)構(gòu)示意圖[12,14]，其中W為主射流噴嘴出口寬，S為位差，L為直段長，b為激勵口寬，h為激勵口距，H為分流劈距，θ為劈張角．

圖1 射流附壁振蕩器的基本結(jié)構(gòu)

分析附壁振蕩過程的能量損失，主要有下列幾種．

1.1 附壁切換過渡損失

射流通過不斷地附壁切換實現(xiàn)擺動振蕩．射流脫壁后，經(jīng)過動態(tài)過渡過程才能切換到另一側(cè)并附壁．此過程中射流要增大空間卷吸量和碰撞分流劈，并會產(chǎn)生一定時長的雙支路即三通流動(見圖2)，其分支出口流量模擬曲線見圖3，這些會大大增加其流動損失．減小該損失的措施是使射流盡快地完成附壁切換，這就要求激勵流有足夠高的壓力和動量，盡快消除該側(cè)旋渦低壓區(qū)，并強力推動射流向另一側(cè)偏轉(zhuǎn)．但對于目前所有的如反饋式、音波式和共鳴腔式自激勵方法，都難以實現(xiàn)快速切換．數(shù)值模擬表明，過渡過程相對于振蕩周期較長，使分支出口的時均總壓降低．

圖2 附壁切換的過渡階段

圖3 分支出口質(zhì)量流量時變曲線

分別取激勵流時變壓力波形為接近矩形和半正弦形，按空氣介質(zhì)，對分支出口總壓波形的CFD數(shù)值模擬如圖4(a)所示，后者的出口總壓波形上升減慢且中途就開始跌落，其能效指標總壓保持率K降低超過4%．實驗將激勵流的壓力抬升放緩，測得分支出口總壓波形變劣如圖4(b)所示．

本文定義的能效指標總壓保持率K，為分支出口半周期時均總壓與振蕩器入口總壓的比值，其半周期時均總壓按下式計算：

(1)

式中：ρk為分支出口截面第k個網(wǎng)格處氣體的密度，vk為該地氣速，Ak為網(wǎng)格出口截面積，t為時間，T為周期，ptk為該網(wǎng)格外邊界節(jié)點總壓．由于總壓內(nèi)包括動能，與通流質(zhì)量關(guān)聯(lián)，須對質(zhì)量加權(quán)積分．

(a) 模擬

(b) 實驗

圖4 分支出口總壓波形隨激勵流波形的變化

Fig.4 Total pressure waveform of branch outlets corresponding to that of excitation stream

要減小過渡損失，首先要提高激勵的突發(fā)性強度，但依靠射流分流反饋的自激勵法極難改善．其次還要適當縮小位差S，以能盡快升高該旋渦區(qū)壓力，加速射流的脫壁切換．還有如降低振蕩頻率、改進激勵流調(diào)制切換特性等．

1.2 附壁旋渦和邊界層分離損失

射流流過相對較寬的兩側(cè)壁面內(nèi)空間時，形位或擾動的偏差使其對兩側(cè)流體的卷吸程度不一致，造成偏轉(zhuǎn)壓差且隨射流的偏轉(zhuǎn)而加強，最終使射流附壁于一側(cè)，這就是著名的康恩達(Coanda)效應．為實現(xiàn)宏觀穩(wěn)定的擺動振蕩，須使射流在切換方向之前保持向一側(cè)附壁的流動，故要求振蕩腔的寬度大于射流寬度．振蕩腔每一側(cè)寬出的部分S稱為位差，彎曲的射流強力卷吸該區(qū)域流體，造成強烈的旋渦低壓區(qū)，使附壁得以保持．卷吸旋渦要消耗射流的很多動能，使從分支出口流出的脈沖射流的總壓po大幅下降．

由于旋渦區(qū)的存在，射流不可能緊貼流道壁流動，且由于卷吸擴散，射流外層的流速不斷衰減．因此，要求分支流道寬度明顯增加，射流才不致因擁塞而流向另一分支流道．但這也使分支流道中沿截面存在很大的速度梯度，導致層間剪切力和橫向脈動增大，射流動能進一步衰減．

為考察附壁旋渦和邊界層損失的量值，采用CFD數(shù)值模擬考察了自由附壁及從非附壁側(cè)激勵口通入與射流同壓力、為射流流量10%的小股流體壓迫附壁兩種情況下，出口總壓po的變化．結(jié)果表明，后者能使po提升10%以上．圖5(a)和(b)分別是在兩種情況下，振蕩腔內(nèi)總壓模擬云圖的對比．可以看出，后者的附壁側(cè)旋渦區(qū)和附壁側(cè)邊界層厚度大大減小，因此出口總壓po上升．

(a) 自由附壁

(b) 壓迫附壁

圖5 附壁總壓云圖

Fig.5 Wall-attached total pressure contours

1.3 湍流和激波損失

隨進出口壓差或膨脹比的增加，振蕩器內(nèi)流速顯著升高甚至達到超音速．由于激勵和振蕩，其流動的湍流強度和與邊界層的耦合要比穩(wěn)定管流大得多，甚至會出現(xiàn)宏觀振顫波動，消耗射流的動能．當流道內(nèi)超過臨界膨脹比(空氣為1.894)，流動速度會升至超音速，此時遇流道的縮彎和出口背壓的升高，都會產(chǎn)生一定強度的斜激波或正激波，氣流動能不能等熵轉(zhuǎn)換成壓力能，會使能效嚴重下降．

湍流和激波損失，導致附壁切換振蕩器的效率即總壓保持率K隨膨脹比ε的增加而迅速下跌，其模擬結(jié)果如圖6所示．因此，盡量縮小射流振蕩器的膨脹比，可提高其能效指標．

圖6 總壓保持率K隨膨脹比ε的變化

1.4 射流挾帶激勵流的損失

為獲得大的偏轉(zhuǎn)推力和動量，激勵流進入振蕩腔的速度矢量方向與主射流基本垂直．當激勵流的總壓全時或瞬間低于主射流，就會如同氣體噴(引)射器那樣，無縱向速度的激勵流向下游的加速流動，全靠主射流的裹挾挾帶，通過動量交換達到一致的縱向流速．此過程主射流的動能損失與交換前后流速的平方差成正比，這是一個大的量值，激勵流總壓越低，主射流動能損失越大．

遺憾的是，通常的由主射流分流一部分，經(jīng)過反饋流道返回振蕩腔，再激勵主射流偏轉(zhuǎn)切換附壁的各種自激勵式附壁振蕩器，其反饋回流的總壓會明顯降低，如圖7所示．如此導致主射流挾帶這些激勵流向下游流動，產(chǎn)生大的能量損失．更由于自激勵流在主射流附壁后不會持續(xù)供給，導致主射流隨后抽吸已脫壁側(cè)的低壓氣，承受抽吸回拽力，會出現(xiàn)臨界脫壁的不穩(wěn)定流動，誘使上述的各項損失也增大．

圖7 分流反饋式自激勵流總壓降低模擬云圖

2 提升附壁振蕩器能效的創(chuàng)新方法與效果

從上述分析可看出，附壁切換過渡時間過長，后續(xù)無持續(xù)激勵壓迫的自由附壁旋渦和邊界層分離，特別是主射流挾帶加速總壓下降的反饋激勵流的動能損失，即4種損失的其中三者，都是因主射流分流自激勵得不到理想的激勵流時變模態(tài)和高總壓所致．因此，欲提升附壁振蕩器的能效，改變激勵方式和激勵流特性是關(guān)鍵．基于此，本文提出引入與主射流同源、同壓力的氣體作為激勵流來激勵振蕩，為與主射流分流自激勵區(qū)分，稱其為外激勵，相應的附壁振蕩器稱為外激勵振蕩器[14]．

2.1 新型外激勵振蕩器機理

外激勵附壁振蕩器基本結(jié)構(gòu)與自激勵的相似，只是由于激勵流總壓的提高和持久，其所需流量小，激勵口寬b比自激勵的小很多．還由于外激勵流能夠持續(xù)提供以壓迫后續(xù)主射流偏轉(zhuǎn)，因此對原承擔吸拽后續(xù)主射流偏轉(zhuǎn)的低壓旋渦區(qū)即位差S寬度的要求也減小，可將旋渦區(qū)縮小，進一步減小渦流損失．

高壓外激勵流對主射流的持續(xù)壓迫，能使主射流在振蕩的半周期內(nèi)持續(xù)充分地附壁，因而大大降低了分支流道外側(cè)的邊界層分離；同時，高總壓外激勵流通過自膨脹產(chǎn)生縱向流速，貼附于主射流的內(nèi)側(cè)高速進入分支流道，也使分支流道內(nèi)側(cè)的邊界層分離程度大為降低．

然而，提升振蕩能效的最主要原因，是外激勵流的自膨脹機制．由于具有高總壓與靜壓(見圖8)，外激勵流進入振蕩腔后，在其流場縱向壓差梯度的作用下，能夠自膨脹加速產(chǎn)生與主射流相當?shù)目v向流速，而不需要主射流的挾帶提速，基本不會消耗主射流動能．圖9是外激勵流流動的模擬速度矢量云圖，可看出其在接近主射流之前，就已經(jīng)具有相當大的縱向流速了．

2.2 振蕩器能效的數(shù)值模擬和實驗驗證

(1)數(shù)值求解方法

主射流寬度越窄，越易激勵附壁．振蕩器流道深度一般遠大于寬度，上下邊界影響很?。謩e用二維和三維CFD模擬，相差均在2%以內(nèi)．采用二維模擬，可節(jié)省大量用時．

采用求解時均Navier-Stokes方程的Reynolds 平均法，選用兩方程Realizablek-ε湍動渦黏模型，以有限體積法對控制方程離散．擴散項采用計算效率高、二階精度的中心差分格式，對流項采用迎風格式中的Roe通量差分分裂格式進行離散[15]．以二階隱式時間步迭代．

(a) 總壓

(b) 靜壓

圖8 外激勵流入口流場的總壓和靜壓模擬云圖

Fig.8 Total pressure and static pressure contours close to the external excitation stream inlets

圖9 外激勵流流動的速度矢量云圖

以上述方法分別對自激勵和外激勵振蕩器選取大量的幾何參數(shù)組合，以可振和高能效為目標進行優(yōu)化，再以各自優(yōu)化的能效指標進行對比．

(2)實驗流程與測量

外激勵振蕩器實驗流程如圖10所示，介質(zhì)為空氣．流道深9 mm，噴嘴出口寬W=2.5 mm，位差S=1 mm，激勵口寬b=1 mm可貼薄片調(diào)小，分流劈距H=16 mm，劈張角θ=20°，直段長L=3 mm，激勵口距h=1.75 mm．

兩種優(yōu)化自激勵振蕩器，S=1.5 mm(音波式)和2 mm(反饋式)，分流劈距H=11 mm(音波式)和15 mm(反饋式)，直段長L=5.5 mm(音波式)和3 mm(反饋式)，激勵口寬b=4 mm(音波式)和3 mm(反饋式)．下游反饋口寬b2=4 mm(反饋式)．由于自激勵，實驗省去激勵流發(fā)生裝置4～7，其余相同．

1 壓縮機；2 貯氣罐；3 控制閥；4 外激勵流換向調(diào)制閥；5 激振器；6 功率放大器；7 信號發(fā)生器；8 外激勵射流振蕩器；9 壓力變送器(共3只)；10 計算機

圖10 外激勵振蕩器實驗流程

Fig.10 Experiment flow of external excitation oscillator

3只壓力變送器分別測量振蕩器入口壓力pi、激勵流入口壓力pa和振蕩器分支出口壓力po．用四路同步800 kHz采樣頻率的高速PIC總線A/D轉(zhuǎn)換卡和計算機進行數(shù)據(jù)采集．

由于分支流道跨音速脈沖流動動壓很難等熵轉(zhuǎn)換成總壓，流道內(nèi)添加取壓孔會產(chǎn)生激波損失，且使振蕩特性變壞，因此采用在出口外10 mm處測量出口脈沖射流靜壓和沖力對po進行測量．將測量位置固定，可較準確測量po相對變化的增量．

(3)結(jié)果與對比

模擬得外激勵振蕩器一側(cè)激勵口和另一側(cè)分支出口的總壓(絕壓)時變曲線如圖11(a)所示，自激勵音波式和反饋式振蕩器分別如圖12(a)和圖13(a)所示，而三者實驗測得的各口總壓(絕壓)時變曲線則分別如圖11(b)、圖12(b)和圖13(b)所示(出口開放大氣，靜壓為大氣壓)．可以看出，外激勵式的出口總壓峰值明顯增高且持續(xù)．膨脹比高達2，計算其分支出口振蕩脈沖射流的總壓保持率K仍達85%，實驗值約83.2%．將幾何尺寸最優(yōu)化并增大激勵流量到最佳值，其總壓保持率K最高可升至90%．而以相同算法模擬和在相同條件下進行模型實驗測量，自激勵音波式的模擬K值降低約10%，實驗值更低至60.4%；

(a) 模擬

(b) 實測

(a) 模擬

(b) 實測

(a) 模擬

(b) 實測

而反饋式(圖7所示)的K值一般僅能達到65%左右，實驗值僅58.5%．無論是CFD數(shù)值模擬還是實驗測得結(jié)果，外激勵振蕩器出口的總壓時變曲線都較為陡峭，表明其雙支路流動的過渡時間少，損失?。?/p>

為考察證明外激勵流總壓升高對于提高能效的作用，還單獨將激勵流壓力的峰值ph從進氣壓力pi的60%調(diào)高到120%，進行數(shù)值模擬和實驗，其總壓保持率K的變化如圖14所示，K隨激勵流總壓的提高而一直上升．實驗因測得分支出口的振蕩脈沖流壓力會低于其滯止壓，故用測量壓力算得的K值略低．

圖14 總壓保持率K與激勵流峰壓ph的關(guān)系

Fig.14 The relationship between retention ratio of total pressureKand the excitation stream peak pressureph

而為考察外激勵流持續(xù)性和突發(fā)性對提高能效的作用，將激勵流壓力峰值占空比D從50%(半個周期)逐漸提前到一半(D=25%)就關(guān)斷，模擬計算對總壓保持率K的影響如圖15(a)所示，其總壓保持率降低6%左右．可見，缺乏持續(xù)激勵壓迫而勉強維持自由附壁，射流的旋渦、邊界層損失較大．

圖15(b)是將激勵流時變曲線由矩形波變?yōu)榘胝也?突發(fā)性和持續(xù)性較差)的模擬結(jié)果，其總壓保持率降低約4%．

最后，為考察激勵流增強壓迫主射流貼外壁和補充分支流道內(nèi)側(cè)流量，對減小邊界層分離損失的作用，將激勵口寬b逐步增大，使激勵流流量與主射流流量的比值Qe/Qj增加，數(shù)值模擬和實驗測得的總壓保持率K的變化如圖16所示(用測量壓力算得的K值略低，原因同上)．

(a) 持續(xù)性

(b) 突發(fā)性

圖15 總壓保持率K與激勵流持續(xù)性和突發(fā)性的關(guān)系

Fig.15 The relationship between retention ratio of total pressureKand excitation stream continuity and abruptness

可以看出，隨激勵流流量Qe的增加，K還能上升3%～5%，在Qe/Qj等于0.3左右達最大值．激勵再強，會將一部分主射流從對側(cè)激勵口推出，返回流動造成損失，故K值緩降．由于出口振蕩射流流量是同源主射流和激勵流的疊加，故不存在激勵流流量的損失問題．

圖16 總壓保持率K與激勵流流量的關(guān)系

Fig.16TherelationshipbetweenretentionratiooftotalpressureKandflowrateoftheexcitationstream

外激勵流可由往復運動的閥芯或旋轉(zhuǎn)運動的錯流導流機構(gòu)調(diào)制而成，或是自切換控制．以小流量控制大流量，調(diào)制機構(gòu)不會受振蕩器振動或高低溫環(huán)境的影響．

3 結(jié) 語

射流附壁振蕩器的能量損失大部分源于激勵流的總壓不足和持續(xù)性差，依靠主射流分流反饋激勵的各種自激勵方式皆無法使激勵流達到較理想效果．從外引入與主射流同源的高總壓氣體，調(diào)制成兩股反相的持續(xù)半周期的脈沖作為激勵流，是大幅提升附壁振蕩器能效的有效方法．數(shù)值模擬和實驗結(jié)果表明，新型外激勵振蕩器能降低切換過渡損失、邊界層分離損失，以及主射流挾帶激勵流的損失．膨脹比2的情況下，總壓保持率K可達85%，尺寸參數(shù)和激勵流量優(yōu)化后的最高值可達90%，遠高于音波式自激勵的75%，以及反饋式自激勵的65%的水平，且振蕩頻率可由控制激勵流切換頻率任意控制．

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Analysis and improvement of energy efficiency of jet wall-attached oscillator

ZOU Jiupeng, LIU Xuewu*, CHENG Jiao, LI Junlong

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

By analysis, numerical simulation and experiment, it is proved that the energy loss of the jet wall-attached oscillator is mainly due to insufficient and inferior durative total pressure of the excitation stream. Satisfactory effect can not be achieved by various self-excitation ways relying on the feedback excitation of the shunt stream from principal jet. The effective method, which could greatly enhance the energy efficiency of the wall-attached oscillator, is put forward and validated. In this method, the high total pressure homologous gas with principal jet as excitation stream is modulated and imported from outside. Numerical simulation and experimental results show that the new external excitation oscillator has high energy efficiency index. Under the condition of expansion ratio of 2, the retention ratio of total pressureKcould reach 85% and as high as 90% after the size parameters and excitation flow are optimized. They are much higher than those 75% by sonic wave type self-excitation oscillator, and 65% by feedback type oscillator. Besides, the oscillation frequency is easy to control.

jet; wall-attached oscillation; excitation; energy efficiency; retention ratio of total pressure

1000-8608(2017)03-0233-08

2016-10-25；

2017-03-27．

國家自然科學基金資助項目(51276026).

鄒久朋(1955-)，男，教授，E-mail:zoujp@dlut.edu.cn；劉學武*(1974-)，男，博士，副教授，E-mail:liuxuewu@dlut.edu.cn.

TK05

A

10.7511/dllgxb201703003