中國船舶重工集團公司 第703 研究所，黑龍江 哈爾濱 150078

熱壓機是用于回收利用余熱資源的蒸汽噴射壓縮機的簡稱，其主要功能是使用汽輪機高壓缸的部分抽氣，對低壓缸排出乏汽進行增溫增壓，以此提高乏汽使用參數(shù)，使其可以用于供熱或其他工業(yè)領域。隨著國家改變能源結構的訴求加深，火電站靈活性改造以及深度調峰逐漸成為目前電站技術領域的熱點。熱壓機作為高效的能量回收裝置，可以充分利用電站調峰時的蒸汽資源，有效提高電站產(chǎn)熱利用率，實現(xiàn)節(jié)能減排的目標。

在熱壓機內部，工作蒸汽和引射蒸汽發(fā)生高速差和高溫差的混合攪渾，涉及超音速流動、激波發(fā)射和疊加、邊界層分離、卷吸和湍流等復雜物理過程。近些年來，眾多學者針對海水淡化[1?4]熱泵技術[5?8]、石油煉制[9]、制冷系統(tǒng)[10?12]等領域中蒸汽噴射器的應用方面開展了一定的研究工作[13?19]。但熱壓機相比常規(guī)蒸汽噴射器，尺寸更大，蒸汽通流流量更大，這都使得其內部的流動和換熱過程更為強烈和復雜。此外，已有成果中有關結構參數(shù)影響噴射效果的結論紛繁多樣，無法有效指導熱壓機的工程設計和應用。為此，本文結合熱電站實際應用參數(shù)，使用CFD 軟件對熱壓機內部蒸汽的流場進行數(shù)值模擬，旨在分析熱壓機各項結構參數(shù)對其噴射性能的影響。

1 模型建立

熱壓機內部工作蒸汽與引射蒸汽的流動過程如圖1 所示。工作蒸汽通過拉伐爾噴嘴進行降壓加速，在噴嘴出口處形成低壓高速區(qū)。在壓差和工作蒸汽的剪切挾帶作用下，引射蒸汽被吸入至接收室，與工作蒸汽開始進行混合。在混合室中，工作蒸汽與引射蒸汽速度逐漸趨于一致，并在混合室內某一位置處達到等速狀態(tài)，隨后進入擴散室中完成降速增壓過程。

圖1 熱壓機結構

根據(jù)熱壓機實際應用參數(shù)，使用索科洛夫法確定熱壓機的初始結構參數(shù)，隨后使用ICEM 軟件建模并繪制網(wǎng)格?？紤]到熱壓機為軸對稱結構，這里選擇使用二維軸對稱模型及壓力邊界條件進行數(shù)值模擬計算，其中工作蒸汽及引射蒸汽邊界條件選擇壓力入口，壓縮蒸汽邊界條件選擇壓力出口，噴嘴、接收室、混合室及擴散室外邊緣均設置為壁面，熱壓機中心線設為軸。為充分保證網(wǎng)格質量，對噴嘴和接收室內網(wǎng)格進行了局部加密，并對全部壁面進行了網(wǎng)格細化。計算模型選擇基于壓力的隱式求解器，湍流模型選擇RNGk-ε模型，標準壁面函數(shù)、能量方程和湍動能等其他項均選擇二階迎風格式。

網(wǎng)格無關性驗證以模型計算的噴射系數(shù)為考察指標，4 種不同網(wǎng)格密度下，模型計算的噴射系數(shù)如表1 所示。可以看出，從網(wǎng)格加密至B02 開始，網(wǎng)格數(shù)目雖成倍增加，但噴射系數(shù)計算結果并無明顯變化，由此在后續(xù)計算中確定B03 作為網(wǎng)格繪制標準。

表1 網(wǎng)格無關性驗證結果

為驗證數(shù)值計算模型的可靠性，選擇文獻[20]中的若干參數(shù)工況，使用本模型計算熱壓機噴射系數(shù)，與文獻中的實驗結果進行對比，如圖2 所示。結果表明，當前模型能夠很好地預測熱壓機的噴射性能，具備較好的計算精度，可以應用于后續(xù)的熱壓機性能分析研究之中。

圖2 模型計算結果驗證

2 結果與分析

2.1 噴嘴喉部直徑的影響

在保持熱壓機其他結構參數(shù)不變的情況下，分別計算不同噴嘴喉部直徑對應的噴射系數(shù)，結果如圖3 所示?？梢钥闯觯瑹釅簷C噴射系數(shù)隨喉部噴嘴直徑的增加呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在噴嘴直徑為29.5 mm 時，熱壓機噴射系數(shù)達到最大。

圖3 噴射系數(shù)隨噴嘴喉部直徑變化結果

由于工作蒸汽在噴嘴喉部處速度等于當?shù)芈曀?，在工作蒸汽及引射蒸汽入口壓力不變的條件下，噴嘴處聲速將始終保持一致。此時噴嘴喉部直徑越大意味著工作蒸汽流量越大。通過對比不同喉部直徑條件下，熱壓機內蒸汽的速度云圖(如圖4)發(fā)現(xiàn)，在喉部直徑較小時，由于工作蒸汽流量較低，動量較小，其對引射蒸汽的攜帶效果較弱，工作蒸汽進入接收室后由于受到引射蒸汽的阻礙，在噴嘴出口附近形成明顯的擁堵，從而出現(xiàn)了明顯且頻繁的激波。激波的出現(xiàn)進一步降低了蒸汽混合過程中的能量損失，使得工作蒸汽的引射能力進一步減弱，最終導致熱壓機在低喉部直徑狀態(tài)下噴射能力低下，甚至出現(xiàn)引射蒸汽局部回流的情況。隨著喉部直徑增加，工作蒸汽流量增大，工作蒸汽突破引射蒸汽慣性阻礙的能力增強，噴嘴出口的激波次數(shù)和強度逐漸減小，2 種蒸汽的混合過程趨于平緩，在能量損失隨之降低的收益下，噴射效果得到提升。但在喉部直徑進一步增大時，主流蒸汽進入擴散段后會再次出現(xiàn)激波，伴隨蒸汽流出的能量損失增加，噴射能力隨之降低，最終令噴射系數(shù)隨噴嘴喉部直徑出現(xiàn)先增大后減小的趨勢。

圖4 不同噴嘴喉部直徑下的蒸汽軸向速度云圖

2.2 噴嘴出口直徑的影響

圖5 為噴射系數(shù)隨噴嘴出口直徑的變化結果。與噴嘴喉部直徑類似，噴射系數(shù)隨噴嘴出口直徑的增加也呈現(xiàn)先增加后減小的變化規(guī)律。在噴嘴喉部尺寸固定的情況下，噴嘴出口直徑影響工作蒸汽噴出速度。為進一步對比熱壓機中心高速區(qū)的速度差異，將熱壓機軸向上的氣流速度進行對比，如圖6 所示。

圖5 噴射系數(shù)隨噴嘴出口直徑變化結果

圖6 不同噴嘴出口直徑下的蒸汽軸向速度分布

結果表明，噴嘴出口處工作蒸汽的流速過高或過低均會加劇接受室內激波的劇烈程度，使得工作蒸汽的能損增大，降低熱壓機的噴射能力。相比之下，當噴嘴出口直徑選擇合適時(如45 mm)，由于激波出現(xiàn)所導致的速度振蕩將顯著減弱，工作蒸汽對引射蒸汽的挾帶效果和動能轉化效率都將得到增強，從而有效提高了熱壓機的噴射能力。

2.3 噴嘴距的影響

噴嘴距j即噴嘴出口伸入接收室的長度，j＞0 代表噴嘴出口截面伸入接收室入口截面，反之則表示遠離接收室入口截面。圖7、8 分別表示噴射系數(shù)隨噴嘴距的變化結果以及不同噴嘴距下熱壓機內蒸汽軸向流速的分布規(guī)律。由圖7 可以看出，在提高熱壓機噴射系數(shù)方面，噴嘴距存在某一最佳值。結合圖8 發(fā)現(xiàn)，由于熱壓機采用錐形接收室結構，當噴嘴出口不斷向接收室內移動，工作蒸汽由噴嘴出口向接收室出口的流動過程中，流道截面面積變化逐漸減小，這使得工作蒸汽由于受到壁面壓縮而產(chǎn)生的激波強度減弱，因此接受室內的軸向速度震蕩隨噴嘴距的增加而逐漸減小，工作蒸汽的動量損失隨之降低，其對引射蒸汽的攜帶效果增強，噴射系數(shù)提高。進入混合室后，引射蒸汽流速相比于中心工作蒸汽仍有較大差距，此時混合室近壁面處的引射流體相當于流動邊界層，將工作蒸汽內的激波反射回主流中心，阻礙工作蒸汽的徑向擴散。工作蒸汽受到引射蒸汽的擠壓，導致激波內速度振蕩的消隕受阻，使得激波在混合室內仍將存在一定時間。噴嘴距的增加，雖然降低了中心高速氣流的速度損失，但卻增加了其與引射蒸汽的流速差異，使得激波在混合室內的消隕減緩，能量損失增大，降低了工作蒸汽向引射蒸汽的能量傳遞。因此，噴嘴距的增大雖然會減弱接收室內的激波強度，但會增強混合室內的激波強度，只有在噴嘴距達到最佳尺寸時，才會在總體上將能量損失降到最低，最終使得噴射系數(shù)達到最大。

圖7 噴射系數(shù)隨噴嘴出口直徑變化結果

圖8 不同噴嘴出口直徑下的蒸汽軸向速度分布

2.4 接收室收縮角的影響

保持接收室出口直徑不變，分別計算不同接收室收縮角對應的熱壓機噴射系數(shù)，如圖9 所示。接收室收縮角的變化實質上改變的是引射蒸汽進入接收室時環(huán)形通道的截面積。當接收室收縮角較小時，引射蒸汽流入截面積減小，入口流速增加，其于工作蒸汽間的速度差降低。當兩股蒸汽混合時，依據(jù)動量及能量守恒關系可知，二者速度差的降低使得總能量損失減小，能量轉化效率增加，從而令噴射系數(shù)得到增強。但當環(huán)隙通道截面過小時，引射蒸汽的流速過大，使得通道中出現(xiàn)明顯的徑向速度梯度，如圖10 中α=10°時，引射蒸汽通道中心出現(xiàn)明顯的速度峰值。

圖9 噴射系數(shù)隨接收室收縮角變化結果

圖10 不同接收室收縮角下的蒸汽徑向速度分布

這種速度梯度預示引射蒸汽流動邊界層內的能量損失將顯著提高，導致引射蒸汽的流入受阻，令噴射系數(shù)出現(xiàn)突降。綜合以上兩方面原因，熱壓機噴射系數(shù)隨接收室收縮角的降低呈現(xiàn)先增加，待達到某一峰值后驟降的變化結果。

2.5 混合室長度的影響

圖11、12 分別為不同混合室長度條件下的噴射系數(shù)變化結果及相應的蒸汽軸向速度云圖?；旌鲜覟楣ぷ髡羝c引射蒸汽的均勻混合提供空間。引射及工作蒸汽進入混合室后，2 種蒸汽由于相對滑移明顯且混合不夠充分，二者之間存在明顯混合層。隨著混合的進行，蒸汽間速度逐漸減小，混合層厚度減薄，直至到達混合室某一截面處，工作蒸汽與引射蒸汽速度達到一致，混合完成。如若混合室長度較小，無法提供充足的混合空間和時間，混合層的存在將使得噴嘴出口出現(xiàn)的激波無法及時消失，導致熱壓機的噴射性能減弱，這解釋了圖12 中L=315～415 mm 參數(shù)下，速度云圖中噴嘴出口處出現(xiàn)強烈激波的現(xiàn)象。反之，如若混合室長度過長，雖然激波可得到充分的削弱，但混合室內的流動損失過大，導致能量損失增加，也會降低噴射能力。由此可見，只有混合室長度適中的情況下，才能夠同時減弱激波和摩擦導致的能損，使噴射系數(shù)得到提高。

圖11 噴射系數(shù)隨混合室長度變化結果

圖12 不同混合室長度下的蒸汽軸向速度云圖

2.6 混合室直徑的影響

混合室直徑的變化直接影響混合室內蒸汽流速，從而對熱壓機的噴射性能產(chǎn)生作用。圖13、14分別為混合室直徑不同時，噴射系數(shù)的變化結果和蒸汽軸向速度云圖。同樣發(fā)現(xiàn)，噴射系數(shù)隨混合室直徑的增加先增大后減小。這是由于混合室直徑增大的過程中，一方面工作蒸汽流道截面變化減小，工作蒸汽由于受到壁面壓縮而產(chǎn)生的激波減弱，其對引射蒸汽的能量傳遞效率增強，對噴射系數(shù)的提升起到了積極作用；另一方面工作蒸汽的流速降低，其對引射蒸汽的攜帶效果減弱，對噴射系數(shù)的提升起到了抑制作用。在混合室直徑過小和過大時，抑制作用表現(xiàn)明顯，均不能使熱壓機獲得較高的噴射性能；而在混合室直徑選擇正確的情況下，噴射系數(shù)才能夠達到峰值。

圖13 噴射系數(shù)隨混合室直徑變化結果

圖14 不同混合室直徑下的蒸汽軸向速度云圖

3 結論

本文針對熱壓機內蒸汽的復雜流動過程使用CFD 軟件進行了數(shù)值模擬計算，在驗證模型可靠性的基礎上，研究了熱壓機內各主要結構參數(shù)變化對噴射系數(shù)的影響，獲得的主要結論如下：

1)本文建立的熱壓機內部蒸汽流場計算模型能夠很好地預測熱壓機噴射性能，噴射系數(shù)計算值與文獻實驗值的偏差基本在±20%以內。

2)熱壓機主要結構參數(shù)主要通過改變主流蒸汽激波強度、工作及引射蒸汽流速和流動摩擦損失等方面影響熱壓機整體噴射能力的優(yōu)劣；各結構參數(shù)均存在某一最佳區(qū)間，使熱壓機的噴射能力達到最大；超出最佳區(qū)間之外的結構參數(shù)將使熱壓機的噴射系數(shù)顯著降低。