蒸發器除霜噴嘴的高壓射流特性分析與結構優化

邢鵬成，丁武學，樓曉華，楊長春

(1. 南京理工大學 機械工程學院，江蘇 南京 210094； 2. 四方科技集團股份有限公司，江蘇 南通 226371)

0 引言

蒸發器廣泛應用于制冷行業中，但在低溫高濕環境下運行時，蒸發器壁面容易結霜。一方面霜層會增加蒸發器與空氣的換熱熱阻，降低蒸發器換熱效率，另一方面霜層會堵塞蒸發器的流通通道[1]。為了解決上述問題，需要定期對蒸發器進行除霜。蒸發器射流除霜過程通常包括2個階段：第1階段霜層加熱，幫助融化；第2階段噴嘴噴出高壓氣體通過射流擊破冰霜。

在蒸發器除霜系統中，噴嘴起到能量轉化的作用，即將壓縮氣體的壓力能轉化為射流動能，形成高壓氣射流對外做功。噴嘴作為能量轉換部件，廣泛應用于紡織、煤炭等多個領域中。陳巧蘭等研究了不同孔徑的噴氣織機單圓孔輔助噴嘴的射流特性，優化了噴嘴結構參數，發現孔徑最小的噴嘴能耗較低[2]。蔡毅等分析了直線型噴嘴和流線型噴嘴速度場和壓力場的分布規律，發現流線型噴嘴的水射流出口速度大，動壓大，破煤效率高[3]。胡俊等討論了激光切割中噴嘴擴散段長度對流場參數的影響規律，發現擴散段存在一個最佳長度，壓力能向動能轉化效率最高[4]。目前，有關除霜噴嘴方面的研究較少。

為了提高噴嘴的除霜效率，本文設計了兩種流道結構不同的噴嘴，采用理論計算和數值仿真兩種方法獲得了入口氣壓在0.3s內從0.6MPa快速降至0.1MPa時的噴嘴射流參數，并在此基礎上，改進和優化噴嘴結構參數。

1 研究對象

除霜噴嘴由引流段l1、收縮段l2和擴散段l3組成。兩種噴嘴結構參數如圖1所示。1) 噴嘴收縮段為凹型圓弧收縮，引流段和擴散段呈圓柱狀，計作噴嘴1；2) 噴嘴收縮段為直線收縮，引流段和擴散段呈圓錐狀，計作噴嘴2。兩種噴嘴長度為32mm，入口直徑D為20mm，噴嘴1出口直徑d為8mm，噴嘴2出口直徑d為10mm。圖中虛線區域為噴嘴收縮段與擴散段過渡區域。

圖1 噴嘴結構參數

噴嘴入口連接儲氣罐，出口正對蒸發器結霜層，用0.2s噴射完儲氣罐中0.4m3的0.6MPa壓縮空氣，對蒸發器射流除霜。壓強在0.2s后降至0.2MPa，在0.3s后降至0.1MPa。根據上述除霜方案，選取6組入口氣壓，分別為0.6MPa、0.5MPa、0.4MPa、0.3MPa、0.2MPa、0.1MPa，研究噴嘴入口氣壓在0.3s內從0.6MPa快速降至0.1MPa時的射流參數。

2 理論計算與數值仿真

2.1 理論計算

噴嘴入口和出口滿足伯努利方程[5]：

(1)

式中：p1為噴嘴入口氣壓；p2為噴嘴出口氣壓；ρ為工作介質的密度；a為動能修正系數，本文噴嘴內流動為湍流，故取a1=a2=1；u1和u2分別為噴嘴的入口平均速度和出口平均速度；Δp為壓力損失[6]。

根據文獻[7]研究表明：壓力損失以流道收縮處產生局部分離脫流為主，滿足下式：

(2)

式中ξ為流阻系數。

根據文獻[8]研究表明：ξ取值與噴嘴出入口面積之比有關。噴嘴1：A2/A1=0.14，取ξ=0.42；噴嘴2：A2/A1=0.25，取ξ=0.38。

噴嘴實際出口速度與理想出口速度滿足[9]：

u3=μu2

(3)

(4)

式中：u3為噴嘴實際出口速度；μ為流速系數。

2.2 數值仿真

兩種噴嘴的邊界參數設置一致，出入口設置為壓力邊界條件，參考氣壓設置為0.1MPa，入口壓力邊界條件設置為噴嘴的入口氣壓，出口壓力邊界條件設置為大氣壓；固體壁面設置為無滑移邊界條件，代入0.001mm的壁面效應；射流速度方向垂直于入口邊界。兩種噴嘴流場計算模型如圖2所示。

圖2 噴嘴流場計算模型

代入噴嘴入口邊界條件分別為0.6MPa、0.5MPa、0.4MPa、0.3MPa、0.2MPa、和0.1MPa的理想氣體，采用Simple算法、SSTk-ω模型、可壓縮流，基于密度計算流體的平流和湍流特性。檢查迭代收斂條件等各項參數和模型設置無誤后開始求解，得到不同入口氣壓下噴嘴1和噴嘴2的流場計算結果。

3 射流特性分析

為研究兩種噴嘴的射流特性，分別從湍動能、靜壓和出口速度3個方面分析噴嘴流場計算結果。

3.1 湍動能

圖3為入口氣壓0.6MPa時，噴嘴1和噴嘴2的湍動能云圖(單位：m2/s2)。可以看出：湍動能在引流段和收縮段趨于穩定，擴散段增幅上升，靠近出口位置處有最大值。噴嘴1的最大湍動能為2570m2/s2，噴嘴2的最大湍動能為5430m2/s2。

根據文獻[10]研究表明：湍動能越大，湍流強度越高，能量損失越高。入口氣壓為0.6MPa時，噴嘴2的湍動能大于噴嘴1，能量損失高于噴嘴1。

不同入口氣壓下兩種噴嘴的最大湍動能對比如表1所示。因其余入口氣壓下，湍動能分布規律相類似，故不再重復討論。

圖3 湍動能云圖

表1 最大湍動能結果對比

3.2 靜壓

圖4所示為入口氣壓0.6MPa時，噴嘴1和噴嘴2的靜壓云圖(單位：Pa)。可以看出：噴嘴1的靜壓沿軸向逐漸衰減；在過渡區域，噴嘴2的靜壓出現大幅度波動。

定義噴嘴氣壓波動幅度f，滿足：

(5)

式中：ptmax為噴嘴過渡區域最高氣壓；ptmin為噴嘴過渡區域最低氣壓；pmax為噴嘴最高氣壓；pmin為噴嘴最低氣壓。

入口氣壓為0.6MPa時，噴嘴1的氣壓波動幅度f1=0.20，噴嘴2的氣壓波動幅度f2=0.75。噴嘴2的氣壓波動幅度較大，容易引起振動和噪聲等問題。

不同入口氣壓下兩種噴嘴的氣壓波動幅度對比如表2所示。因其余入口氣壓下，靜壓分布規律相類似，故不再重復討論。

圖4 靜壓云圖

表2 氣壓波動幅度結果對比

3.3 速度

圖5為入口氣壓0.6MPa時，噴嘴1和噴嘴2的速度云圖(單位：m/s)。可以看出：噴嘴速度沿軸向逐漸增加，沿徑向逐漸衰減，在出口處取最大值。通過數值仿真計算得到噴嘴1的出口質量平均速度為343.9m/s，噴嘴2的出口質量平均速度為477.1m/s。

入口氣壓為0.6MPa時，噴嘴2的出口質量平均速度優于噴嘴1。噴嘴2的流道結構較噴嘴1更能達到擴張提速的目的。

不同入口氣壓下噴嘴1、噴嘴2出口速度的理論計算和數值仿真結果對比如表3所示。可以看出：理論出口速度隨p1的衰減逐漸降低。對于噴嘴1：當p1>0.3MPa時，出口質量平均速度將趨于固定值；而p1<0.3MPa時，出口質量平均速度隨p1衰減而急劇降低。對于噴嘴2：當p1>0.5MPa時，出口質量平均速度趨于固定值；而p1<0.5MPa，出口質量平均速度隨p1衰減而急劇降低。理論出口速度和出口質量平均速度數值接近。

圖5 速度云圖

表3 兩種噴嘴出口速度的理論計算和數值仿真結果對比

圖6為噴嘴1和噴嘴2的出口質量平均速度隨時間變化曲線。可以看出：

1) 0≤t<0.17s時，噴嘴2的出口速度優于噴嘴1；

2)t=0.17s時，兩種噴嘴的出口速度相等；

3) 0.17s

圖6 出口質量平均速度隨時間變化曲線

4 噴嘴結構參數優化

綜合噴嘴1和噴嘴2的結構特征和射流特性，改進噴嘴結構參數。噴嘴引流段通過樣條曲線擬合而成，收縮段為凹型圓弧收縮，擴散段呈圓錐狀，計作噴嘴3，其結構參數為：D=20mm，d=10mm，l1=2.81mm，l2=7.44mm，l3=21.75mm。

為了降低噴射過程中能量損失和氣壓波動幅度，同時保證出口質量平均速度不會受到影響，對噴嘴3的結構參數進行優化。

4.1 參數優化方案

以噴嘴3為研究對象，r為設計變量，取5組數據r=8mm、r=9mm、r=10mm、r=11mm、r=12mm，湍動能、氣壓波動幅度和出口質量平均速度為優化目標設計優化方案。研究噴嘴3入口氣壓在0.3s內從0.6MPa快速降至0.1MPa時的射流參數。按照2.2節中流場計算方法計算流體的平流和湍流特性，得到不同入口氣壓下噴嘴3的流場計算結果。

4.2 優化結果與討論

表4和圖7為入口氣壓0.6MPa時，噴嘴3的優化計算結果。從表4可以看出：當r=11mm時，噴嘴3的能量損失最低，氣壓波動幅度最小，出口質量平均速度較高。從圖7可以看出：當r=11mm時，噴嘴3的能量損失低于噴嘴1和噴嘴2；氣壓波動幅小于噴嘴1和噴嘴2；出口質量平均速度優于噴嘴1和噴嘴2。其余入口氣壓下，噴嘴3的優化計算結果與此相類似，故不再重復討論。

綜上所述，當r=11mm時，噴嘴3的射流除霜能力優于噴嘴1和噴嘴2，除霜效率較高。

表4 噴嘴3的數值仿真結果

5 結語

通過對蒸發器除霜噴嘴進行高壓射流特性分析和結構優化，得到如下結論：1) 在0.3s的噴射過程中，噴嘴2的湍動能高于噴嘴1，能量損失較高；噴嘴2的氣壓波動幅度大于噴嘴1，易引起振動和噪聲等問題；噴嘴2的出口質量速度優于噴嘴1。2)當r=11mm時，噴嘴3的射流除霜能力比噴嘴1和噴嘴2好，除霜效率較高。3) 本文關于除霜噴嘴的高壓射流特性分析及結構參數優化可為除霜噴嘴的實際設計提供理論依據。

圖7 r=11mm時噴嘴3流場計算結果