射流流场范文（精选5篇）
射流流场 第1篇
由江苏大学研制开发的隙控式全射流喷头是我国独创、拥有自主知识产权的节水节能新产品, 采用射流附壁原理完成水流流动方向的切换和控制。射流流入有限空间时, 由于限制了射流卷吸的流场, 将会引起壁面与射流的干涉。如果在射流的两侧设置压差, 破坏水束四周压力相等的条件, 水束必然被推向压力小的一侧而附壁, 射流附壁效应图见图1[1]。
全射流喷头的关键部件为三维射流元件。研究射流元件内部流动理论, 掌握射流控制切换规律, 实现射流元件结构及喷头运转的优化, 是全射流喷头发展的必经之路。射流元件的形状为一圆柱与一长圆柱形的组合, 由于取水接嘴、回水接嘴、反向接嘴和出口盖板的作用, 射流元件内的流动情况非常复杂。采用现有的附壁射流流动理论已不能完全正确地分析元件内流动, 需要通过计算流体力学 (CFD) 及PIV试验研究等方法来确定。
1 附壁射流研究现状
1.1 国外相关研究
附壁射流是全射流喷头设计的理论基础。附壁射流也称Coanda现象[2]。国外对附壁射流的研究始于20世纪60年代。W H Schwarz 和W P Cosart (1960) 借助热线测速仪得到了湍流不可压缩平面附壁射流的平均速度分布函数, 并且测量了壁面剪切应力[3]。H P A H Irwin (1973) 使用热线测速仪测量了正压差下附壁射流的平均流速及湍流强度[4]。Karlsson, Rolf.I.和Eriksson, Jan (1992) 应用LDV测量了进口雷诺数为10, 000的附壁射流二维平面流场[5]。Gogineni和Sivaram Prasad (1993) 首次将PIV应用于气体二维瞬态附壁射流流场测试中, 为研究附壁区内涡流的形成机理和自由射流区与附壁区之间的交互作用提供了实验基础[6]。
在CFD数值模拟计算研究方面, Pelfrey (1986) 结合传热研究, 研究了通风领域附壁射流; A.Nasr (1998) 对小位差附壁射流进行了研究[8];P.Bhattacharjee (2004) 和P.Rajesh (2005) 对层流不可压缩附壁射流进行了模拟[9]。以上研究均针对附壁流动现象的二维模拟, 多以淹没射流或单相流为主要研究对象, 不涉及附壁切换, 控制信号流的影响。
1.2 国内相关研究
彭见曙 (1984) 利用二维激光流速仪LDA对小位差、小张角情况下柯安达流附壁点位置进行了测量[10]。陈晶晶 (2006) 应用PIV对液动射流式冲击器射流元件内部流动进行分析, 观察稳定工作下的冲击器内部流场, 得到了该区域内流场真实的分布情况[11]。李红 (2007) 对全射流喷头关键水力尺寸及其相互之间配合对主射流附壁时间及主射流的附壁力的影响进行实验研究, 但未涉及全射流内部流动[12]。
朱兴业 (2005) 采用FLUENT软件建立了全射流喷头内部流场的CFD数值模型, 对喷头的流量压力关系、喷头附壁情况下附壁点的位置进行了数值数值模拟计算, 但研究过程中忽略了气液界面的研究, 没有考虑流动状态对附壁频率的影响[13]。李红 (2006) 采用三维非定常N-S方程作为控制方程, 利用标准k-ε紊流模型封闭雷诺时均方程, 并使用两相流VOF模型追踪气液界面变化规律;采用壁函数方法处理湍流的固体边界, 对喷头射流元件内部流动的不同运行状态进行了二维、三维数值模拟, 得到低压区的压力值、附壁点长度[1]。
1.3 全射流喷头研究发展趋势
喷头的研究重点必须由过去的试验、外特性和孤立研究向理论、内特性和系统化研究发展。采用可视化实验的方式测量全射流喷头内部流场, 才能弥补外特性实验的不足、验证理论分析与数值模拟的正确性, 修正数学模型及经验系数。
PIV技术与传统的测速方法相比, 如热线风速仪、激光多普勒测速仪等, 是一种无干扰、瞬态、高精度、全流场的速度测量方法, 已成为当今流体力学测量研究中的热门课题, 日益得到重视, 广泛应用于流场测量中。应用PIV技术进行全射流喷头内部流场测量, 对全射流喷头目前研究中遇到的许多问题的解决都有很好的实际意义。
2 PIV原理及全射流喷头测试实验台
2.1 PIV原理
PIV技术基本成像原理为:在流场中布撒示踪粒子, 并将脉冲激光器产生的光束经透镜散射后形成的片光源入射到所测流场区域中, 通过连续两次或多次曝光, 粒子的图像被记录在垂直于片光源的CCD (Charge Coupled Device) 相机上, 形成两幅PIV底片 (即一对相同待测区域、不同时刻的图片) , 底片上记录的是整个待测区域的粒子图像[14]。
2.2 实验台搭建
实验拟搭建开放式自循环实验台, 包括机械装置、测试装置、实验样机三部分。机械部分由离心泵和电机组成。测试装置和样机根据实验需要分为静态和动态两种类型。静态部分包括PIV测试装置、压力传感器;动态部分包括流量计、多向力传感器、非接触测量通用音频工具软件。
为保证激光片光源顺利通过射流元件, 静态试验样机选用有机玻璃 (PMMA) 材质制作, 根据实际全射流喷头喷嘴基圆当量直径, 按一定比例放大。为排除其他干扰因素, 更直观的研究附壁位差和补气孔位置对附壁流场的影响, 将静态试验实验样机简化为矩形断面流道 (如图3所示) 。样机的喷嘴宽度、流道宽度、厚度、流道长度一定, 设置不同的位差比率 (D/b) 。流道左侧选取不同位置开三个补气孔, 不需补气时用螺钉堵住。动态实验样机选用30PXH全射流喷头, 其工作压力和水流入口速度与静态实验样机基本一致。
实验采用的PIV系统是美国TSI公司2000年的商业产品, 主要性能参数为:双Yag激光器及光路调整系统, PIVCAM10-38快速冲放电互相关CCD, 光学元件由FL1000 mm 球面镜和FL25柱面镜组成, 激光束为片光, 在CCD的采集区域内片光的厚度小于1 mm, CCD采集区的大小为120 mm×100 mm。PIV的控制和分析软件是基于Windows NT的Insight5.0 (TSI) , 采用PIII800处理器, 基于32个像素的查问区可达到1 000个矢量/s的处理速度。
2.3 试验方案
2.3.1 静态测试
实验目的:观测射流元件内部流动状态, 研究射流元件内部流动理论。通过测量稳定的简化附壁射流流场, 研究位差比率、补气孔位置对附壁流场的影响。静态测试分为两部分:
(1) 静态附壁现象观测:将静态试验样机的补气孔堵住, 观察在相同流量不同位差下的稳态附壁现象。用PIV测量相同流量不同位差比率下的稳态附壁流场。研究不同位差比率对附壁力大小、附壁点位置、附壁半径的影响。
(2) 静态对比实验:实验时补气孔直接与大气相通, 无附壁与直射之间相互切换。实验分三组, 第一组测量不同位差比率, 相同补气位置下的附壁流场;第二组测量相同位差比率, 不同补气位置下的附壁流场;第三组为不同位差比率、不同补气条件下的正交测量实验。通过对比试验, 得到位差比率与补气孔位置的最优组合, 以指导射流元件的结构尺寸设计。
2.3.2 动态测试
实验目的:测量接嘴不同插拔深度下, 喷头作用区内压力分布、附壁频率的变化。研究喷头射流控制切换规律。
采用压力测量系统和频率测量系统对喷头进行压力和附壁频率测量。实验样机选用30PXH全射流喷头, 采用Kistler公司9016B4多向力传感器进行测量, 数据通过采集卡采集, 用Matlab进行数据处理。在喷头侧壁打三个测压孔, 测量接嘴不同插拔深度下喷头作用区内压力随时间变化的脉动值。使用非接触测量通用音频工具软件cool edit pro v2.10对水流附壁时撞击的音频进行记录, 将声音通过音频编辑软件进行录制并处理, 得到接嘴不同插拔深度下喷头运转时的附壁频率。
3 试验难点及解决方法
3.1 实验难点
(1) 附壁点的判断。
在附壁点处, 附壁流线分成两根流线, 一根沿壁面顺流而下, 另一根沿壁面逆流而上 (见图4) 。因此, 附壁点是速度绝对值接近于零的点。如何准确的判断附壁点位置, 是实验的难点之一。
(2) 操作中的精度。
虽然PIV测试已逐渐成为常规实验手段, 但实验结果是否准确在很大程度上取决于操作者的水平和经验、示踪粒子的均匀性及浓度的控制、激光片光质量的调整及对固体边界反射光的处理方法。在实验之前必须针对全射流喷头样机的具体情况进行示踪粒子的选择、撒播, 激光片光的调整, 使之达到能方便地撒布示踪粒子、容易地进行工况调节、尽可能地减小振动、对激光片光源和CCD相机进行准确定位等基本要求。
(3) 运转振荡对流场的影响。
全射流喷头依靠附壁力转动, 附壁过程中产生的附壁力不可避免的要对瞬态流场产生振荡, 影响测试结果的准确性。
(4) 观测区尺寸偏小的影响。
全射流喷头射流元件作用区尺寸偏小, 无法满足PIV观测区尺寸要求, 而且对复杂流动中的示踪粒子较难加入且较难拍像等。
3.2 解决方法
(1) 确定附壁点的位置, 只需观察观测区速度矢量图, 图中附壁涡贴近壁面处流速值绕零点交变的点 (即绝对值接近于零, 方向交变) 即为附壁点。确定附壁点后, 通过对速度矢量图进行后处理可得到压力分布图, 继而得到附壁力。
(2) 使用简化静态实验样机, 观测稳定状态下的附壁射流流场, 避免了运转震荡对流场的影响。
(3) 对于作用区尺寸较小的问题, 在制作样机时, 将样机简化成不对称矩形断面流道, 将观测区简化放大成三维长方体, 实现了附壁流场的可视化。
在静态测量实验之外, 增加喷头动态实验, 以研究附壁射流结构和切换规律的正确性, 提高实验结果精确度。
4 结 语
(1) 简述了隙控式全射流喷头的工作原理, 在国内外已有研究成果的基础上, 展望了全射流喷头的研究发展趋势。
(2) 设计了全射流喷头附壁射流流场测试实验装置, 实验台包括机械装置、测试装置、实验样机三部分。实验分为静态观测和动态测试两种形式。静态观测实验针对射流元件内部流动状态, 使用PIV观测稳定状态下的附壁射流流场。动态测试实验针对射流控制切换规律, 研究喷头实际工作状态下的附壁频率、压力分布。
(3) 实验中存在附壁点判断、操作精度控制、运转震荡、观测区尺寸偏小的难点, 文章针对难点提出了相应的解决方法。随着仪器硬件及软件的改善, 测试手段和测试经验的丰富, 相信PIV技术能够在全射流喷头附壁射流结构研究中发挥重要的作用。
射流流场 第2篇
射流冲击的短通道出流孔流场的数值模拟研究
这里用数值模拟的方法,研究了在错排冲击孔作用下的出流孔的流场结构.并用五孔探针对出流孔内的流场进行了详细的测量,着重研究了不同的雷诺数和不同的通道高径度比(通道高度与射流孔直径之比)对射流孔和通道内流场结构的影响.实验结果表明:出流孔的流场中存在着复杂的漩涡结构;在同一高度下,雷诺数的改变对通道流场的.影响很小;通道高度的改变对出流孔的流场有明显影响.
作 者：孔满昭 刘海涌 沈天荣 KONG Man-zhao LIU Hai-yong SHEN Tian-rong 作者单位：西北工业大学热能工程系,西安,710072 刊 名：机械设计与制造 ISTIC PKU英文刊名：MACHINERY DESIGN & MANUFACTURE 年，卷(期)： “”(11) 分类号：V231.1 关键词：数值模拟 流场结构 冲击冷却 出流孔 五孔探针冰粒气射流喷丸喷头流场数值模拟 第3篇
冰粒气射流喷丸强化技术是一项将冰粒和气射流技术相结合后用于喷丸强化的新技术,它使用冰粒替代了传统喷丸强化中常用的沙粒、玻璃等弹丸,实现了对环境的零污染。喷头是冰粒气射流系统中的重要组成部分,冰粒和气射流在喷头内的混合过程以及运动形态一直是气射流工作者研究的重点。但在混合过程中,弹丸在喷头中的流动受到高速气流的附加质量力、阻力、压差力、萨夫门升力、重力和马格努斯升力等的综合作用,使得这个过程很难用实验方法进行测量和分析,采用理论分析方法也难以求得高精度的解析解。但是随着计算流体软件的出现,使得对高速复杂的射流分析成为可能[1,2,3,4,5,6]。笔者运用先进的计算流体力学软件FLUENT对冰粒气射流喷丸喷头内流连续相及离散相进行数值模拟,探究射流压力和粒径对连续相和离散相在喷头内部分布规律的影响,为研究其他喷丸参数对射流在喷头内部分布规律的影响奠定了基础。
2 模型与方法
2.1 有限元模型
采用FLUENT前处理软件Gambit建立冰粒气射流用喷头的几何模型,对喷头进行网格划分后得到有限元模型如图1所示。
由图1可知,气体入口直径3mm,长度30mm;混合室直径17mm,长度30mm;弹丸入口直径11mm,长度12.5mm;圆锥收敛段大端直径13.5mm,长度10mm;混合管直径7.5mm,长度25mm。
2.2 数学模型
在气固两相射流中气体为定常可压缩,连续相在欧拉坐标系下描述;固体处理为颗粒相用离散相模型在拉格朗日坐标系下进行描述,其中固体颗粒体积分数小于10%。采用可压缩湍流雷诺时均N-S方程作为连续相气体的控制方程。由于时均化的方程不封闭,需要通过补充标准的k-ε两方程模型来解决RANS方程封闭问题[7]。
(1)控制方程
动量方程(Navier-Stokes方程):
式中:u-连续相气体的速度;t-运动时间;ρ-连续相气体的密度;x、y、z-三维直角坐标系中的坐标方向;μ-分子动力黏性系数;u、v、w-速度矢量u在x、y、z方向的分量。
(2)湍流模型
k方程
式中:k-湍动能,J;μt-湍动粘度,Pa·s,μt=Cμρk2/ε;Cμ-系数;ε-湍流耗散率;C1、C2-系数;ε-湍流耗散率;C1、C2-k和ε的湍流Prandtl数;模拟时,取Cμ=0.09,C1=1.44,C2=1.92,σk=1.0,σε=1.3[8]。
2.3 计算方法
选择三维单精度求解器,采用一阶精度迎风差分格式,基于节点的高斯克林函数求梯度方法计算梯度,并使用Roe-FDS通量差分方法计算压力速度耦合。计算时动量、压力等松弛因子均取默认值,根据气动力的收敛状况来判断收敛情况。
2.4 边界条件
连续相:入口定义为全压入口,出口定义为大气压力出口,壁面定义为无滑移边界条件并采用壁面函数法计算近壁面区域。
离散相:入口定位为速度入口,出口定义为大气压力出口,假定颗粒与壁面碰撞时发生弹性反射,恢复系数为1。
3 结果分析
3.1 射流压力对连续相轴向动压强和轴向速度的影响
为了研究射流压力对喷头内连续相轴向动压强和轴向速度的影响,分别对工作压力为0.4MPa、0.6MPa、0.8MPa和1MPa时的射流状态进行了数值模拟。
(1)射流压力对连续相轴向动压强的影响
图2给出了不同射流压力作用下轴心处的轴向动压强沿射流路径变化曲线图。
由图2可知,在气体喷嘴内,当射流压力为0.4MPa时,喷枪内部轴向动压强先是急剧减小,然后缓慢上升,在气体喷嘴出口处达到最大;当射流压力为0.6MPa、0.8MPa和1MPa时,喷枪内部轴向动压强一直呈缓慢上升,且同样在气体喷嘴出口处达到最大。进入混合室后,轴向动压强均近似呈直线下降,经过圆锥形收敛段时,由于截面积的减小,导致轴向动压强有小幅度增大。进入弹丸喷嘴后,轴向动压强逐渐减小,在喷嘴出口处达到最小。当射流压力分别为0.4MPa、0.6MPa、0.8MPa和1MPa时,气体喷嘴出口处的轴向动压强分别为0.26MPa、0.35MPa、0.43MPa和0.49MPa,弹丸喷嘴出口处的轴向动压强分别为0.055MPa、0.064MPa、0.077MPa和0.089MPa,可知当射流压力增大时,气体喷嘴出口处的轴向动压强和弹丸喷嘴出口处的轴向动压强也随着增大。
(2)射流压力对连续相轴向速度的影响
图3给出了不同射流压力作用下喷头内部轴向速度分布云图。
由图3可知,不同射流压力作用下,喷头内部轴向速度的分布形状基本相似,均近似沿轴线成对称分布;不同位置的轴截面上的轴向速度最大值均出现在轴截面的中心,且各轴截面上轴向速度值有所不同;最大的轴向速度值均在气体喷嘴出口中心处附近取得。
当射流压力为0.4MPa时,喷头内部轴向速度先是急剧减小,然后上升,上升幅度逐渐增大,轴向速度在气体喷嘴出口处附近达到最大;当射流压力为0.6MPa、0.8MPa和1MPa时,喷头内部轴向动压强先是缓慢下降,然后快速上升,且同样在气体喷嘴出口处附近达到最大。进入混合室后,轴向速度急剧下降,经过圆锥形收敛段时,由于截面积的减小,导致轴向速度有小幅度增大。进入弹丸喷嘴后,轴向速度逐渐减小,在弹丸喷嘴出口处达到最小。当射流压力分别为0.4MPa、0.6MPa、0.8MPa和1MPa时,气体喷嘴出口处的轴向速度分别为452.7m/s、472.7m/s、488.4m/s和501.5m/s,弹丸喷嘴出口处的轴向速度分别为251.3m/s、258.6m/s、269.5m/s和280.6m/s,可知当射流压力增大时,气体喷嘴出口处的轴向速度和弹丸喷嘴出口处的轴向速度也随着增大。
3.2 射流压力和粒径对弹丸轴向速度的影响
为了研究射流压力和粒径对喷头内弹丸轴向速度的影响,工作压力分别取为0.4MPa、0.6MPa、0.8MPa和1MPa,粒径分别取为0.3mm、0.5mm、0.7mm和0.9mm。
(1)射流压力对弹丸轴向速度的影响
图4给出了不同射流压力作用下同一位置入口处弹丸轴向速度随弹丸在喷头内运动时间变化曲线。从图4可以看出,弹丸在最初进入喷头时轴向速度值均很小且运动方向经常变化,但弹丸轴向速度在其进入弹丸喷嘴后呈现直线上升趋势,且在弹丸喷嘴出口处达到最大值。当射流压力分别为0.4MPa、0.6MPa、0.8MPa和1MPa时,弹丸在弹丸喷嘴出口处的轴向速度分别为74.72m/s、98.69m/s、86.22m/s和70.09m/s。可知当射流压力增大时,弹丸喷嘴出口处的轴向速度是先增大后减小。
(2)粒径对弹丸轴向速度的影响
图5给出了不同粒径时同一位置入口处弹丸轴向速度随弹丸在喷头内运动时间变化曲线。从图5可以看出,弹丸在最初进入喷头时轴向速度值均很小且运动方向经常变化,但弹丸轴向速度在其进入弹丸喷嘴后呈现直线上升趋势,且在弹丸喷嘴出口处达到最大值。当粒径分别为0.3mm、0.5mm、0.7mm和0.9mm时,弹丸在弹丸喷嘴出口处的轴向速度分别为98.69m/s、63.35m/s、42.28m/s和36.11m/s。可知当粒径增大时,弹丸喷嘴出口处的轴向速度是一直减小。
4 结论
(1)轴向动压强在弹丸喷嘴出口处取得最小值,但当射流压力增大时,气体喷嘴出口处的轴向动压强和弹丸喷嘴出口处的轴向动压强也随着增大。
(2)不同射流压力作用下,喷头内部轴向速度的分布形状基本相似,均近似沿轴线成对称分布;不同位置的轴截面上的轴向速度最大值均出现在轴截面的中心,且各轴截面上轴向速度值有所不同;最大的轴向速度值均在气体喷嘴出口中心处附近取得。当射流压力增大时,气体喷嘴出口处的轴向速度和弹丸喷嘴出口处的轴向速度也随着增大。
(3)弹丸进入弹丸喷嘴后其轴向速度呈直线上升趋势,且在弹丸喷嘴出口处达到最大值。但当射流压力增大时,弹丸喷嘴出口处的轴向速度是先增大后减小,射流压力为0.6MPa时,弹丸轴向速度最大,值为98.69m/s;当粒径增大时,弹丸喷嘴出口处的轴向速度是一直减小。
摘要：基于射流的湍动特性,应用FLUENT对冰粒气射流喷头内流进行数值模拟。分析了射流压力对内流连续相轴向速度和轴向动压强及射流压力和粒径对弹丸轴向速度的影响。结果表明,当射流压力增大时,气体喷嘴出口处和弹丸喷嘴出口处的轴向动压强也随着增大;当射流压力增大时,气体喷嘴出口处和弹丸喷嘴出口处的轴向速度也随着增大;粒子速度随着射流压力的增大呈现先增大后减小的趋势,随着粒径的增大呈现减小的趋势,但最大值均出现在磨料喷嘴出口处。
关键词：气射流,喷丸,冰粒,数值模拟
参考文献
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蓄热式燃烧器内等温射流流场分析 第4篇
蓄热式燃烧技术的核心和关键在于在实现高效预热空气和余热回收的基础上,有效地组织燃烧过程,达到低污染排放的目的。组织燃烧过程的关键在于通过调整燃烧装置的结构和操作参数,在保证燃烧效率的前提下,使燃料尽量在低氧区燃烧[1,2]。实验研究表明:空气中氧的浓度是通过与高温燃烧烟气的掺混和稀释而降低的,在此过程中高速射流引起的回流卷吸起着关键作用[3,4]。有必要对蓄热式燃烧器内的射流流场进行研究,从而对蓄热式燃烧机理进行分析。
实验测量方法是获得真实可靠流场数据的手段,但实验测量点位有限,很难获得空间内的全面流场分布。基于有限元、有限差分、有限体积等方法的数值计算是求解复杂数学物理问题的重要方法,基于以上数值计算方法的计算机仿真分析可以获得几乎任意复杂工程结构的各种性能信息,也是进行流场计算分析的有力工具。但是如果要得到真实可靠的仿真数据,计算机仿真模型的可靠性必须通过实验数据来校核验证[5],因此计算机仿真和实验相结合的方法是进行蓄热式燃烧器内流场计算分析的有效方法。
建立蓄热式燃烧器冷态实验系统,测量局部位置流场试验数据,建立仿真模型,采用试验数据对仿真模型的可靠性进行验证后,对燃烧器内等温射流流场进行研究。
1冷态实验系统
在冷态实验系统中,采用空气模拟燃料研究燃烧室中的速度场分布情况。为方便起见,与蓄热式燃烧技术中空气射流相对应的射流称为主射流;与一次燃料和二次燃料相对应的射流称为副一次射流和副二次射流。
冷态实验系统由供风单元,燃烧室模型单元和测量单元组成[6](见图1)。燃料和助燃空气由风机1供给,通入稳压箱2中,助燃空气经阀门3通入燃烧室模型单元中,其流量可用标准皮托管9和斜管压力计10测量;一次燃料经转子流量计4通入燃烧室模型单元中,其流量由转子流量计4测得;二次燃料经过阀门11后,由气体分配器5分为三股,通入燃烧室模型单元中,其流量由转子流量计12测得。
燃烧室模型为圆筒状,主体尺寸为110 mm半径×500 mm长,副一次射流和副二次射流入口直径为8 mm,主射流入口直径为40 mm,射流出口直径为40 mm(见图2)。
测量单元包括流速测量系统和流量测量系统。流速测量系统由热线风速仪、一元热线探头和微机。流量测量系统包括测一、二次燃料流量用的转子流量计,和测助燃空气流量用的皮托管和斜管压力计。
为了方便,取以下符号表示:
a为副二次射流入口和主射流入口交角;
b为副一次射流量占副射流总量比例;
c为副二次射流入口距燃烧室中轴线的距离。
2仿真模型
2.1仿真模型的建立
利用ANSYS软件按1:1比例建立燃烧器仿真模型(见图3),数学模型采用标准的κ-ε[7,8]模型,用Simple方法求解。压力自由度精度满足≤10-8,速度自由度用TDMA方法求解。
2.2仿真模型可靠性验证
以主射流入口速度为24.48 m/s,副一次射流入口速度为0 m/s,副二次射流入口速度6.45 m/s,a=0,b=0%,c=40 mm工况为例,可以得到如下模拟结果(见图4):主射流速度随射流进程而逐渐减少,副射流很快被主射流卷吸,燃烧器主射流周围产生较大的回流区,在副射流和壁面之间也存在较小的回流区,燃烧器出口处速度达到最大值,这是由出口处的流量是主射流和副射流的流量之和,而出口面积和主射流入口面积相同的原因引起的;燃烧器内压力分布“前低后高”,这是由于在主射流和副射流入口端,由于射流作用形成回流区,压力较低,而后随着射流的进程,动量逐渐降低,压力逐渐升高;在射流的入口处,紊流度不大,这是由于射流的初始阶段,质量与动量的交换很少的缘故,后由于副二次燃料和回流的质量和能量交换,使得紊流度急剧增加,随着气体逐渐均匀,紊流度逐渐降低。
根据实验数据和计算数据,绘出a=0°、b=0%、c=40 mm,a=0°、b=45%、c=40 mm,a=20°、b=0%、c=80 mm等多种工况下的速度沿燃烧器长度方向的速度分布图(见图5),可以看出实验和计算结果一致;通过数据分析,计算结果和实测结果的测量点速度误差最大值为9.594%,最小误差为0.135%,总体误差为4.867%,小于5%。
通过以上分析可知仿真模型具有高可靠性,可以进行流场分析。
3流场分析
取某副二次射流入口中心与燃烧器中心线所在平面为研究对象,分别对主射流入口速度、副二次射流入口和主射流入口交角(a)、副一次射流流量占副射流总量比例(b)、副二次射流入口距燃烧室中轴线距离(c)等因素对蓄热式燃烧器内流场的影响进行分析。横坐标为燃烧室模型的轴向距离,纵坐标为燃烧室模型的径向距离。
3.1主射流入口速度
通过主射流入口速度25 m/s和5 m/s计算工况下的速度等值线图(见图6),可以得到如下结果。
(1) 主射流进入燃烧器内时,引起了激烈湍动,主射流随着行进距离的增加逐渐向四周散开,这是由于,主射流进入燃烧器后,由于气体微团的不规则运动,特别是气体微团的脉动速度所造成的与周围介质间进行的质量和动量交换,带动了周围介质的流动,结果使主射流的质量增加,速度逐渐减小。
(2) 在燃烧器内存在回流区,其产生的原因为,当气体以一定速度喷入燃烧器内时,由于引射卷吸作用,有部分气流脱离主流,由产生的分离流形成了回流区。对应于蓄热式燃烧技术,所以具有低NOX排放优点,很重要的一个原因就是高速射流引起的回流降低了氧的浓度;而就燃烧而言,回流区的存在不仅有点火的作用,而且有助于稳定火焰和强化燃烧过程,回流区越大,炉温分布越均匀,越有利于均匀加热,从而可提高加热质量。
(3) 从图6可以看出,回流速度的大小受主射流入口速度大小影响较大,当主射流入口速度为5 m/s时,回流区速度为-0.3 m/s,当主射流入口速度为25 m/s时,回流区速度为-1.5 m/s。就蓄热式燃烧而言,高速回流有利于使空气中氧的浓度得到稀释而降低,实现高温低氧燃烧。
通过以上分析,主射流入口速度是实现蓄热式燃烧的主要因素,需重点调试,使之实现高温低氧燃烧。
3.2副二次射流入口和主射流入口交角
以b=0%,c=80 mm为例,计算a=0°、a=10°、a=20°、a=30°等工况下燃烧器副二次射流入口处局部速度矢量分布(见图7),可以得到如下结果。
(1) 适当增加副二次射流的入射角度,可以对二次燃料进入对面的蓄热室有很好的预防作用,从对保护蓄热体起到一定的作用。
(2) 入射角度越大,副二次射流与主射流越提前相遇混合,形成交叉射流。但是,副二次射流速度较小,在与主射流相遇后,很快被主射流卷吸。这样虽然可以增加燃烧器内的气流搅动,强化混合效果,但对于蓄热式燃烧来说,氧气的浓度不容易被稀释,来不及产生低氧气氛,容易产生局部高温区和大量的NOX。
通过以上分析,可见对于蓄热式燃烧来说,二次燃料射流的入射角度一般不宜过大,应视所需热工制度而定。
3.3副一次射流流量占副射流总量比例
以a=0,c=40 mm为例,计算b=0%、b=50%、b=100%等工况下燃烧器流场,可以得到如下结果。
(1) 蓄热式燃烧器内回流区在副二次射流所占总副射流份额为100%时(b=0%)达到最大值,随着副二次射流减少回流区逐渐减少,到达最小值后再逐渐增大。这是由于副二次射流对回流既有扰动作用又有促进作用,在副二次射流较大时,促流作用大于扰流作用,回流速度增大,在副二次射流较小时,扰流作用大于促流作用,回流速度减少(见图8)。
(2) 燃烧器角落处回流区随着副二次射流的减少而逐渐增加,这是由于副二次射流在喷射过程中对回流区有阻流作用,这对于蓄热式燃烧来说,可以使回流烟气能够很好稀释燃料,再经过空气卷吸作用,进行高温低氧燃烧;通过分离空气和燃料供应通道,使两股射流之间为烟气所阻隔并被掺混稀释,而延缓二者扩散混合,这样就把局部的扩散燃烧扩散到更大的空间范围中进行,削弱局部的燃烧热强度,避免出现局部高温区,从而抑制了因高温燃烧和存在局部炽热点而导致NOX生成(见图9)。
建议在蓄热式燃烧中,用少量的一次燃料消耗助燃空气中的大部分氧气,使燃烧室中氧气的平均浓度大大降低,实现低氧燃烧。
3.4副二次射流入口距燃烧室中轴线距离
以a=0°,b=0%为例,计算c=40 mm、c= 60 mm、c=80 mm等工况下燃烧器副二次射流入口处局部速度矢量分布(见图10),可以得到如下结果。
(1) 若主射流入口和副二次射流入口距离过小,主射流和副二次射流的阻隔作用小,气流速度主要集中在主射流的轴心区,对于蓄热式燃烧来说,射流卷入的非助燃产物少,这对于用非助燃产物来冲淡氧的浓度是不利的。
(2) 若主射流和副二次射流入口距离过大,对于蓄热式燃烧来说,由于壁面回流区小,影响到充分燃烧,未燃烧的气体将以一定速度进入对面蓄热室并在蓄热室内进行燃烧,有可能烧坏蓄热体。
通过以上分析,蓄热式燃烧器空气和二次燃料入口间存在最优距离,使空气和燃料之间形成较大混合区域,形成低氧气氛,实现高温低氧燃烧。
4结论
运用实验和计算机仿真相结合的手段对蓄热式燃烧器内的流场进行分析研究,得到以下结论:
(1) 验证了蓄热式燃烧的特性,即通过空气高速射流引起的回流与高温烟气的掺混来将低氧的浓度,从而实现高温低氧空气燃烧。
(2) 二次燃料入射角度,要视所需的热工制度而定,一般不宜过大。
(3) 建议在蓄热式燃烧中,用少量的一次燃料消耗空气中的大部分氧气,实现低氧燃烧。
(4) 蓄热式燃烧器空气和二次燃料入口间存在最优距离,可在热态分析中做进一步研究。
摘要：为了解高温空气燃烧机理,建立计算机仿真模型,通过试验对仿真模型的有效性进行验证后进行蓄热式燃烧器内等温射流流场分析。结果表明,空气入口高速射流是产生回流卷吸和实现高温空气燃烧的主要因素,可采用一次燃料消耗空气中大部分氧气实现低氧燃烧来降低NOx产量,二次燃料入口距离与空气入口存在最优距离且其入射角度不宜过大,仿真计算结果与实验结果一致,验证了模型可靠性。研究成果对蓄热式燃烧器设计具有指导意义,也为热态射流流场分析奠定了基础。
关键词：射流,数值计算,物理实验,高温空气燃烧,计算机仿真
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射流流场 第5篇
目前针对射流泵内部流场研究, 主要包括实验与数值模拟。在实验研究方面, 通常的测试手段主要是速度与压力探针、热线风速仪和激光测速仪对射流泵内部流场进行测量, 但是只能获得单点数据。对于复杂的湍流射流结构, 全流场测量更具实际意义。20世纪90年代以来, 计算机应用规模日益扩大, 使射流泵内部流场在计算机上模拟成为可能。CFD模拟方法是近年来发展迅速的一种新型研究方法。CFD模拟方法是通过应用计算机进行数值计算, 根据结果分析包含有流体流动和热传导等相关物理现象[1], 并对其随时间的变化规律进行研究, 在参数合理的情况下可得到准确的模拟结果, 避免了复杂的实验研究, 有效降低研究成本。在当前石油行业节能增效的要求下, CFD模拟由于应用成本低、模拟耗时短、计算准确度好的特点, 可以对现场射流泵参数的优化起到一定的指导作用, 具有较好的实际应用价值。
1 射流泵内部流动研究
射流泵内流体的流动雷诺数较大, 属于强剪切湍流, 由于湍射流流入一定的速度和压力流场内, 其流动不具备相似性质, 使问题复杂化, 这给射流泵内部流动机理的研究带来了极大的困难。
1.1 湍流射流
湍流射流是射流流型的一种, 其特点是射流速度大, 因而雷诺数较高, 当其达到或超过临界值时, 切面会出现很多小涡旋, 并因其各自的无规则运动发生动量、热量和质量的交换。射流依据其流入空间的不同, 可以分为有限空间射流和无限空间射流两大类。如果射流的流入空间相对其本身很大, 边界远离射流, 致使射流受到边界的影响较小, 这便是无限空间射流。如果流入空间相对射流本身而言不足够大, 致使射流受到了边界的影响, 则称为有限空间射流。根据射流周围流体的性质, 射流包括淹没射流和非淹没射流两大类。如果射流周围流体与射流的性质相同, 该种射流被称为淹没射流;如果射流周围流体与射流的性质不同, 该种射流被称为非淹没射流。
采油举升工艺中射流泵内流体的流动受到喉管管壁限制, 并且动力液与地层液具有不同的物理性质, 所以其属于有限空间非淹没射流。
1.2 湍流数值计算方法
湍流是一种高度非线性的复杂流动, 由各种不同尺度的涡旋叠合而成。目前对湍流数值模拟方法可以分为以下三种方法:
1.2.1 直接数值模拟 (DNS)
湍流流动虽然复杂, 但可直接利用N-S方程对湍流进行模拟计算。这种方法最早在七十年代初提出, 其优势在于无需简化和近似湍流流动, 并能获得更精确的结果。但其计算量庞大, 对计算机的计算能力、速度要求很高, 在工程计算的应用方面适应性较差。
1.2.2 大涡模拟 (LES)
大涡模拟方法通过对计算区域尺寸大到能够包含湍流流动中出现的大涡进行计算, 但其采用的最小计算网格大小仍然比小涡尺度大很多, 为简化计算, 可以只对大涡利用瞬时N-S方程进行直接计算, 对于小尺度涡旋则建立模型来表征其对大尺度涡旋的影响。该方法减少了计算量, 但仍对计算机的速度要求较高。
1.2.3 雷诺平均法 (RANS)
工程应用所需要的是湍流所引起的平均流场的变化, 雷诺平均法正是描述平均流场而广为应用的湍流数值模拟方法。该方法主要通过将N-S瞬时方程中的变量分解成平均量和脉动量两部分, 避免了N-S瞬时方程的直接求解, 很大程度上减少了计算, 对解决实际问题具有很好的效果。其核心是求解时均化的方程, 同时要采用湍流模型来使方程组封闭。
2 国内应用现状
目前, 对水力射流泵内部流场研究主要是通过实验方法和数值模拟方法。数值模拟方法因其快速简便的特点, 得到了广泛的应用:
陈如恒, 张来斌等[4]针对采油过程中射流泵内部强湍流场具有逆压力梯度以及扩散管边界不规则的特点, 建立了扩散器贴体坐标系统, 并应用高雷诺数k-ε模型和考虑逆压力梯度的壁面函数法模拟了射流泵内部强湍流场。在应用多种方法模拟的基础上, 充分考虑松弛因子、迭代初始值及贴体坐标系中网格数目等影响收敛的各种因素, 获得了较为符合实际的结果。
梁爱国等[5]通过应用混合有限分析法、贴体变换技术以及k-ε双方程紊流模型, 对射流泵内部流场进行了数值模拟, 研究了不同喉管长度下射流泵内部流场的变化规律, 从而确定得出射流泵喉管的最佳尺寸, 对射流泵设计具有一定的指导意义。
王常斌等[6]建立非等间距加密网格斌应用强雷诺数的k-ε湍流模型对射流泵内部流场进行了数值模拟。研究结果表明, 射流泵内部流场轴向速度剖面在扩散管段表现出较好的自相似性, 而在喉管段则未出现, 发生变化的转折点与喉管的长度有关。流场的湍动能的峰值主要出现在喷嘴出口与扩散管入口处, 由于湍动能的不平衡特性, 导致部分能量损失。
杨雪龙等[7]通过对不同湍流模型和不同壁面函数的组合, 研究其对射流泵内部流场模拟的影响。结果表明, 在射流泵流量比较小时, 组合都可以较好的符合实验数据, 而当流量继续增大后, 都出现了大于10%的模拟误差。而通过对湍流模型常数的修正, 可以将模拟结果与实验误差减少到5%以内。
周凌九等[8]为明确工作流体与吸入流体的掺混过程, 分别利用基于雷诺平均法的不同双方程湍流模型以及大涡模拟对射流泵内部流场进行了数值模拟。结果表明大涡模拟对射流泵内部强湍流流场模拟结果更为符合实际, 能够模拟剪切层的漩涡结构, 准确地反映工作流体和吸入流体间的动量和能量混合过程, 与实验结果吻合较好。而基于雷诺平均法的同双方程湍流模型无法预测涡流结构, 在喉管段的高速核心区掺混过程中的能量耗散也过快, 大涡模拟可以获得射流泵能量掺混过程更为准确的结果。
3 结论
1) CFD数值模拟方法在分析射流泵流场研究方面已经得到广泛的应用, 通过数值模拟, 可以详细地描述流场分布, 可为射流泵的参数优化提供一定的依据。
2) 工程模拟射流泵流场主要采用雷诺平均法, 能够减少计算量, 具有一定实际应用价值, 但其描述内部流场细节的能力不如大涡模拟。
3) 射流泵的内部湍流流场复杂多变, 相与相之间分布不均, 并且存在相互作用, 使得数值模拟也存在很大的困难, 模拟结果常常与实际工况差距较大, 因此还需要结合现场应用情况对其模拟参数进行调整拟合, 使其结果符合实际, 从而指导现场参数的优化。
摘要：水力射流泵是石油开采中一种重要的举升设备, 由于其没有运动部件, 结构紧凑, 被广泛应用于复杂结构井和特殊井的开采。总结了射流泵工作原理、内部流动特点以及内部流场研究方法, 论述了射流泵内部流场研究技术的发展现状。在归纳目前部分射流泵内部流场数值模拟研究成果的基础上, 总结了目前研究方法存在的不足, 为今后射流泵生产参数优化提供了理论指导和研究方向。
关键词：水力泵,内部流场,研究现状,数值模拟
参考文献
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