基于正交設計的反吹噴嘴動力特性分析

李海霞 白 雪 李 賓 郝振東

(1.河南理工大學機械與動力工程學院；2.新鄉航空工業(集團)有限公司)

基于正交設計的反吹噴嘴動力特性分析

李海霞1白 雪1李 賓2郝振東1

(1.河南理工大學機械與動力工程學院；2.新鄉航空工業(集團)有限公司)

為優化反吹噴嘴的反吹效果，針對引射器與噴嘴的結構尺寸進行了多維度模擬實驗。為使模擬簡化且有效，采用正交試驗設計法指導數值模擬。分別研究了噴嘴直徑、收縮段長度、引射器收縮段長度和直徑、混合段長度和直徑、擴壓段長度和直徑、噴嘴直管直徑之比對引射器性能的影響。結果表明：喉部長度與噴嘴直徑比應避開1.5～2.5，L4的無量綱值保持在1.0附近有利于提高引射系數。

氣體引射器 反吹噴嘴 結構參數 正交試驗設計法 引射系數

高溫氣體除塵是一項在高溫條件下通過直接進行氣固分離來實現氣體凈化的技術，目前已成為電力、能源等領域的研究熱點，也是過濾行業的重要研究課題。陶瓷過濾器被公認為是最具發展潛力的高溫氣體凈化設備，它可以分離2～5μm以上的粉塵顆粒，在潔凈煤燃燒發電、石油加工及環境保護等方面具有廣泛的應用前景[1～3]。

陶瓷過濾器工作時，氣體中的粉塵顆粒在濾管外表面沉積形成濾餅，過濾壓降增加，需要定期通過高壓氣體脈沖反吹來除去濾管外表面的濾餅，使濾管壓降恢復到過濾前的狀態，實現陶瓷濾管的循環再生，使過濾除塵過程能夠持續進行[4～7]。而脈沖反吹效果是影響高溫陶瓷過濾器長周期穩定運行的重要因素之一。因此，研究高溫氣體除塵過程中反吹時引射器內氣體的流動情況對于了解脈沖反吹機制和優化陶瓷過濾器的結構具有十分重要的意義[8～10]。

1 氣體反吹系統

氣體反吹系統(圖1)通常由噴嘴和引射器構成。其中引射器采用縮放式結構，由收縮段、混合段及擴壓段等組成。

高壓反吹氣體從噴嘴中高速噴射出后進入引射器，這部分氣體稱作主流噴吹氣體(一級氣流)。反吹氣體從噴嘴噴出后壓力降低，在噴嘴出口附近形成一個低壓區，在這個低壓作用下，主流噴吹氣體卷吸周圍的氣體，這部分氣體稱作二級氣流。在引射器收縮段，高壓氣體和低壓氣體(二級氣流)進行動量和能量交換。被引射氣體在引射氣體的剪切作用下，被卷吸進入混合段，并繼續與引射氣流發生動量和能量交換，逐漸形成單一均勻的混合氣體。此后，混合氣體壓力開始升高。在擴壓段，混合氣體壓力繼續升高，速度減小。一般情況下，氣流在擴壓段出口的壓力要比接收室進口處高[11,12]。引射器內氣體的流動十分復雜，不但有剪切與卷吸作用，而且還有黏性干擾、分離渦及真實氣體效應等物理現象，使得這一過程更加復雜。復雜的流場使得不同結構尺寸的引射器與反吹壓力對氣體反吹系統中反吹效果有顯著的影響。

圖1 氣體反吹系統結構示意圖

為了更好地分析引射結構尺寸變化對引射系數的影響，并且不使工作量變得繁重，對每一組結構尺寸取5組水平數，具體見表1。由于引射器結構尺寸較多，若每次只改動一個結構尺寸，無法明確未改動尺寸之間是否關聯以及關聯系數的大小；若使用排列組合的方式，每改動一個變量就建立模型進行模擬，即一個結構尺寸選取5個變量，共有9個結構尺寸和一個壓力變量，需要建立1 953 125個模型，工作量非常大。為了減小工作量同時取得較好的效果，筆者采用正交試驗設計法。正交試驗具有分散性和整齊可比性的特點，不僅可以根據正交表確定因素的主次效應順序，而且可以應用方差分析法對試驗數據進行分析，分析出各因素對指標的影響程度，從而找出優化條件或最優組合實現試驗目的[13]。正交設計方案中，數值模擬試驗將每一組模型的高壓反吹氣體質量流量、被引射氣體質量流量提取出來，采用直觀分析法對數據進行處理，將每一組結構尺寸的相同水平數相加并取平均值，整理出每一組結構尺寸變化時高壓反吹氣體質量流量、被引射氣體質量流量的變化趨勢，同時將質量流量的波動減小以方便后續的分析對比。

表1 結構尺寸與操作參數的水平數

注：引射器每一段的半徑Rk(k=0，…，3)和長度Lj(j=0，…，4)單位均為mm，噴吹壓力pi的單位為MPa；L4為正值時表示噴嘴出口在引射器入口外，為負值時表示噴嘴出口在引射器入口內。

2 計算模型和邊界條件

當噴吹壓高達0.6MPa時引射器內部氣體速度已達到音速，已經有激波形成，因此必須考慮氣體的可壓縮性。

流場內運動復雜，模型劃分網格時應盡可能地使用結構化網格，同時考慮到壁面對流場的影響，需加入邊界層網格。由于模型是軸對稱的，為了減小計算量，加快計算速度，提高計算精度，將模型簡化成二維模型。為了進行網格無關性驗證，將模型劃分成126 305個網格，設流場變化劇烈的區域網格間距為1.0，變化緩和的區域網格間距為2.0，計算后發現兩組模型之間幾乎無規律可循。加密網格到225 366，設流場變化劇烈的區域網格間距為0.8，變化緩和的區域網格間距為1.0，計算后發現兩組模型之間的規律性強。將網格進一步加密到305 652，設流場變化劇烈的區域網格間距為0.5，變化緩和的區域網格間距為0.8，計算后發現流場內的速度、壓力和引射系數均無明顯變化。最終確定網格劃分方案為：流場變化劇烈的區域網格間距為0.8，變化緩和的區域網格間距為1.0。

按照正交實驗要求，建立不同結構尺寸的反吹系統模型，并以確定的網格劃分方案對模型進行網格劃分，最終得到50組模型。為了取得準確的仿真結果，離散格式初壓力項選用標準項，其余采用二階迎風格式。

為了確定反吹氣體壓力對引射器引射效果的影響，高壓反吹氣體的壓力值分別選擇0.2、0.3、0.4、0.5、0.6MPa。

3 仿真結果與分析

圖2是噴嘴和引射器內部流場的靜壓分布圖，可以看出引射器內部已經出現激波，引射器內的激波使得高壓引射氣體與被引射氣體發生了劇烈的較為充分的混合。由圖3可以看出，引射器內流動特征為低度欠膨脹流場[14]。從射流核心區可以觀察到由膨脹波、反射斜激波和剪切層組成的激波胞格結構。脈沖反吹氣體在噴嘴出口經膨脹波減壓增速，膨脹波相交然后分別到達剪切層，在自由界面反射形成激波，氣流穿過激波壓力躍增、速度陡降。可知引射器內的氣體通過一系列的激波串來完成從超音速到亞音速的轉換，進而實現氣流的減速增壓過程。

圖2 噴嘴和引射器內部流場的靜壓分布圖

圖3 等馬赫線

結構尺寸參數對引射系數影響較大，采用直觀分析與方差分析相結合的方法對數據進行進一步分析。為了使結果更具有代表性，以噴嘴直管部分的直徑長度為標尺，對其他尺寸進行無量綱化處理。圖4是噴嘴結構尺寸對清洗效率的影響。從圖4a可以看出，隨著噴嘴直徑的增大，卷吸的空氣質量呈增加趨勢，同時高壓反吹氣體也呈較大的增加趨勢，較大的噴嘴直徑可以卷吸更多的低壓氣體，但這也同樣引起高壓反吹氣體質量流量的快速增加，進而導致引射系數減小。因此在設計噴嘴時，在引射器出口質量滿足條件的情況下應盡可能選擇較小的噴嘴直徑。從圖4b可以看出，隨著噴嘴收縮段長度的增加，卷吸的空氣質量整體呈下降趨勢但并不明顯，同時出現了輕微的振蕩，說明噴嘴收縮段長度變化對空氣的卷吸作用影響較小。

圖4 噴嘴參數對清洗效率的影響

圖5是引射器結構參數對反吹效果的影響。由圖5a可以看出，引射器入口直徑的變化對引射系數影響較小。從圖5b～d可以看出，隨著引射器收縮段長度L1、喉部直徑D2和擴壓段長度L3的增加，卷吸空氣質量呈現較為明顯的增加趨勢，高壓反吹氣體質量流量呈平穩趨勢。從圖5d中可以看出，隨著喉部長度逐漸增大，卷吸的空氣質量和引射系數呈現先減小后增大的趨勢，說明引射系數對喉部長度尺寸比較敏感。另外，在引射器設計中應避免直徑比范圍在1.5～2.5之間，在此范圍內卷吸的空氣質量最小，使得引射系數偏小，不能取得較好的反吹效果。

圖5 引射器結構參數對反吹效果的影響

從圖6可以看出，隨著噴嘴與引射器之間的距離L4由小變大，引射系數先增大后減小，在無量綱比1.0附近取得最大值。反吹壓力的增加使得卷吸空氣質量有了一個顯著的增勢，但高壓反吹氣體的增加斜率更大，導致引射系數整體呈下降趨勢。

圖6 噴吹距離對反吹效果的影響

圖7是氣體噴吹壓力對反吹效果的影響。可以看出，隨著反吹氣體壓力的增加，反吹氣體質量、引射氣體質量增加和引射系數減小。

圖7 氣體噴吹壓力對反吹效果的影響

4 結論

4.1 引射器喉部尺寸對引射系數的提高有著顯著作用。喉部直徑的增加對引射系數的提高有利，喉部長度與噴嘴直徑比應避開1.5～2.5之間。

4.2 噴嘴出口直徑的增加使得卷吸的空氣質量有所提高，同時高壓反吹氣體質量流量的快速增加使得引射系數整體呈下降趨勢。

4.3 減小引射器收縮段長度L1、喉部直徑D2和擴壓段長度L3將使引射器性能更優。

4.4L4的無量綱值保持在1.0附近有利于提高引射系數。在滿足條件的情況下應取較小的反吹壓力，以達到滿意的節能效果。

[1] Ji Z,Xiong Z,Wu X,et al.Experimental Investigations on a Cyclone Separator Performance at an Extremely Low Particle Concentration[J].Powder Technology,2009,191(3):254～259.

[2] Li H,Ji Z,Wu X,et al.Numerical Analysis of Flow Field in the Hot Gas Filter Vessel during the Pulse Cleaning Process[J].Powder Technology,2007,173(2):82～92.

[3] Lu H C,Tsai C J.Influence of Design and Operation Parameters in Bag-Cleaning Performance of Puls-Jet Baghouse[J]. Journal of Environmental Engineering,1999,125(6):583～591.

[4] Chi H C,Yu L,Cui Z H,et al.Optimization of Nozzle Design for Pulse Cleaning of Ceramic Filter[J].Energy Conservation,2008,16(2):306～313.

[5] 焦海青,姬忠禮,陳鴻海,等.操作參數對陶瓷過濾管脈沖反吹清灰過程的影響[J].化工學報,2004,55(7):1155～1160.

[6] 李海霞,鐵占續,高丙光,等.過濾系統脈沖反吹噴嘴優化設計[J].流體機械,2009,37(6):28～31.

[7] Li J,Li S,Zhou F.Effect of Cone Installation in a Pleated Filter Cartridge during Pulse-Jet Cleaning[J].Powder Technology,2015,284:245～252.

[8] 張星,陳鴻海,姬忠禮,等.高溫過濾器用脈沖反吹噴嘴出口流場特性分析[J].機械工程學報,2009,45(10):96～100.

[9] 范健,胡春波,張育林,等.超音速引射器的優化設計[J].西北工業大學學報,2011,29(2):228～233.

[10] 丁學俊,劉書勇,徐鑫.蒸汽噴射器的CFD數值模擬[J].流體機械,2011,39(4):21～25.

[11] 張鯤鵬,薛飛,潘衛明,等.高壓氣體引射器的試驗研究和仿真[J].熱科學與技術,2004,3(2):133～138.

[12] 史明亙,楊斌.運行參數對氣體引射器性能的影響研究[J].流體機械,2012,40(12):121～124.

[13] Gong W,Cai Z.An Improved Multiobjective Differential Evolution Based on Pareto-adaptive∈-dominance and Orthogonal Design[J].European Journal of Operational Research,2009,198(2):576～601.

[14] Sriveerakul T,Aphornratana S,Chunnanond K.Performance Prediction of Steam Ejector Using Computational Fluid Dynamics:Part 2.Flow Structure of a Steam Ejector Influenced by Operating Pressures and Geometries[J].International Journal of Thermal Sciences,2007,46(8):823～833.

AnalysisofDynamicCharacteristicsofBack-flushingNozzleBasedonOrthogonalDesign

LI Hai-xia1, BAI Xue1, LI Bin2, HAO Zhen-dong1
(1.SchoolofMechanicalandPowerEngineering,HenanPolytechnicUniversity; 2.XinxiangAviationIndustry(Group)Co.,Ltd.)

In view of optimizing back-flushing effect of the back-flushing nozzle, the multidimensional simulation experiment on the gas ejector’s and nozzle’s structure was implemented. In order to simplify the simulation and make the simulation effective, the orthogonal design method was adopted in the numerical simulation. The effects of nozzle diameter, contraction length and gas ejector length and diameter, mixing section’s length and diameter, and diffusion section’s length and diameter and the nozzle straight tube’sL/Dratio on the ejector performance were studied respectively．The results show that the ratio of the nozzle throat size to the nozzle diameter should keep away from the value of 1.5～2.5 andL4dimensional number staying around 1.0 can benefit the increase of ejection coefficient.

gas ejector, back-flushing nozzle,structure parameter, orthogonal design method , ejection coefficient

國家自然科學基金項目(U1504217)。

李海霞(1975-)，副教授，從事流體機械與工程、多相流理論與分離設備、熱能工程等的研究。

聯系人白雪(1991-)，碩士研究生，從事流場計算與測試技術的研究，amsnow@foxmail.com。

TQ055

A

0254-6094(2017)03-0345-05

2016-09-28，

2017-05-19)