基于CFX的磨料水射流噴嘴的流場分析

劉巨保，徐世博，婁永

（1.東北石油大學機械科學與工程學院，黑龍江大慶 163318；2.大慶油田有限責任公司井下作業(yè)分公司，黑龍江大慶 164325）①

磨料水射流是近年來發(fā)展起來的新技術(shù)，它是由一定尺寸的磨料與水相互混合成具有一定比例的固液兩相射流［1］。射流噴嘴是將高壓液體的能量轉(zhuǎn)化為混合流體的動能，它決定了切割液在通過噴嘴后的流場的動力特性和分布特性，是整個射流設(shè)備的核心部件之一。因此，研究射流噴嘴結(jié)構(gòu)對流場影響具有重要意義。

磨料水射流是多相混合的介質(zhì)射流，其機理十分復(fù)雜，簡單的理論研究無法對噴嘴內(nèi)部及射流的流場進行真實的描述。由于流場擾動和現(xiàn)階段的技術(shù)手段和測量方法精確性的限制，又無法通過實驗獲得理想的結(jié)果。仿真模擬可以克服理論方法和實驗的不足［2］，即通過計算就可以模擬整個流場的速度、壓力等相應(yīng)的結(jié)果，相對其他方法具有準確、可靠、方便等優(yōu)點。國內(nèi)外專家在射流噴嘴的數(shù)值模擬方面做了許多的研究，黃志強［3］等利用Fluent對井底流場進行了數(shù)值模擬，研究了噴嘴直徑與井底流場的關(guān)系。郭仁寧［4］等對射流噴嘴內(nèi)的流場進行了數(shù)值模擬，研究了噴嘴混合腔內(nèi)的流動與噴嘴結(jié)構(gòu)的關(guān)系，為噴嘴壽命的設(shè)計提供了理論依據(jù)。楊國來［5］等研究了空化射流噴嘴內(nèi)邊界層及其穩(wěn)定性之間的關(guān)系。王東［6］等通過分析得到了射流切斷面積和材料破壞能量關(guān)系的曲線。Babets［7］等對噴嘴進行了數(shù)值模擬，得出噴嘴結(jié)構(gòu)對流體分離和空化的影響。Flowler［8］等對流體切割參數(shù)對切割效果的影響做了相應(yīng)的研究分析。本文比較分析了2種噴嘴的流場，為射流切割工藝選擇合適的噴嘴提供參考。

1 模型建立與離散

本文主要研究噴嘴在淹沒射流條件下的流動特性。因為在射流過程中固相所占比例較大，所以選用歐拉模型進行模擬。對不同結(jié)構(gòu)的噴嘴建立相應(yīng)的實體網(wǎng)格模型，如圖1所示。噴嘴直徑為2mm，噴出段長度為80mm，噴出段直徑為30mm，模型角度為10°。

圖1 錐形噴嘴模型的有限元網(wǎng)格

2 邊界條件設(shè)定

入口邊界條件：入口采用速度邊界。流體為兩相混合液體，磨料的體積分數(shù)為12%，粒徑為0.5 mm，密度為2300kg／m3，黏度為1×10－9Pa·s。水的體積分數(shù)為88%。采用標準的k－ε模型進行模擬。

標準k－ε數(shù)學模型為：

在CFX 中，C1ε＝1.44，C2ε＝1.92，C3ε＝0.09為經(jīng)驗常數(shù)，湍流能k 與湍流耗散率ε的湍流普朗特數(shù)分別為σk＝1.0，σε＝1.3［2］。

3 流場仿真結(jié)果分析

3.1 錐形噴嘴的壓力和速度分布

本文首先對錐形噴嘴進行了數(shù)值模擬，噴嘴長度為8mm，出口直徑為2mm，入口直徑為4mm，錐度為1∶2。其壓力分布云圖如圖2所示，從圖中可知，由于高壓流體射入低壓流體，使低壓流體區(qū)形成負壓，通過高壓流體的噴射不斷帶出，保證低壓介質(zhì)的不斷流出，從而使得噴嘴出口處的壓力小于環(huán)境的相對壓力。噴嘴的流場速度分布如圖3～4所示。

圖2 錐形噴嘴的壓力分布云圖

圖3 錐形噴嘴固相速度分布云圖

圖4 錐形噴嘴液相速度分布云圖

從圖2～4可以看出，液相和固相在噴嘴內(nèi)被加速，流體的壓能轉(zhuǎn)換為兩相的動能，當液相從噴嘴中噴出時速度達到最大，而固相在噴出后一段距離才能達到最大。無論是液體相還是固體相都由初始段與主體段2個部分組成，其中初始段速度較大，正是磨料射流切割需要的部分，在這個部分中，混合液具有較大速度和較好的集束性，能級密度較大，切割效果最佳。圖5為中心軸線處兩相速度分布。從圖5可以看出，液相最高速度209m／s，出現(xiàn)在距噴嘴出口0.002m 處，然后隨距噴嘴出口距離的增大而減小，達到0.013m 處進入主體段后，速度急劇下降。固相最高速度發(fā)生在距噴嘴出口0.008 m 處，為174.3m／s，進入主體段內(nèi)后速度急劇下降。說明固相在從噴嘴噴出后，由于在噴嘴內(nèi)未充分加速，液相速度大于固相速度，進而導(dǎo)致在初始段固相依然被液相部分所加速，從而導(dǎo)致該種現(xiàn)象的發(fā)生。

圖5 錐形噴嘴液相速度分布云圖

3.2 不同錐度錐形噴嘴中心軸線處的速度分布

圖6～7為不同錐度噴嘴中心軸線處速度分布，表1為不同錐度的計算數(shù)據(jù)。從表1和圖6可以看出隨著噴嘴錐度的增加，固相噴出后的最大速度逐漸降低，由174.3m／s下降到159.0m／s，最大速度發(fā)生點距噴嘴出口的距離逐漸縮短，固相在初始段內(nèi)速度波動降低，穩(wěn)定段增長。從圖7和表1中還可以看出，隨噴嘴錐度的增加，液相幾乎在距噴嘴同一位置處達到最大值，最大值稍有減少（由209.5 m／s下降到203.7m／s）。在達到最大流速后，液相在初始段的流速衰減速率隨錐度的增大而增加，這也解釋了為什么固相顆粒在初始段內(nèi)速度隨錐度的增加而波動降低，穩(wěn)定段增長。

圖6 不同錐度固相速度分布云圖

圖7 不同錐度液相速度分布云圖

表1 不同錐度計算數(shù)據(jù)

3.3 錐直形噴嘴的壓力和速度分布

因為磨料射流切割主要依靠磨料顆粒以極高的速度撞擊金屬表面侵入破壞，從而實現(xiàn)射流切割。因此磨料顆粒的速度是射流噴嘴結(jié)構(gòu)設(shè)計的主要目標之一，所以對于錐形噴嘴來說固相顆粒并沒有在噴嘴中充分的被加速，應(yīng)該設(shè)法提高固相顆粒的速度，這樣才能充分利用流體的能量，達到切削效果。本文研究了另外一種錐直形噴嘴，即在錐形噴嘴的基礎(chǔ)上在出口段加入一段直管段。建立了錐直形噴嘴的實體模型，其網(wǎng)格模型如圖8所示，錐管段的長度為8mm，錐度為6∶8，其余邊界條件與錐形噴嘴相同。

圖8 錐直形噴嘴網(wǎng)格

錐直形噴嘴的壓力分布如圖9所示。從圖9中可以看出噴嘴入口壓力較高，當混合液流經(jīng)噴嘴后壓力降低，壓能轉(zhuǎn)換為混合液的動能。但同時發(fā)現(xiàn)整體壓力分布中存在負壓，將負壓位置局部放大，如圖10所示。從圖10中可以看出，負壓區(qū)發(fā)生在錐管段結(jié)束，進入直管段處，這是因為混合液在直管處產(chǎn)生收縮，而混合液在流出之前又充滿了直管段的截面，因為計算邊界的參考壓力為0.1MPa，所以在直管的初始段處出現(xiàn)負壓。由于負壓的產(chǎn)生，使得直管初始段能夠抽吸前段的混合液，對于射流切割來講是有益的。但這個負壓不應(yīng)小于當?shù)氐娘柡驼羝麎毫Γ駝t當液相流經(jīng)該截面時會發(fā)生汽化。

圖9 錐直形噴嘴壓力分布云圖

圖10 錐直形噴嘴壓力局部放大云圖

3.4 不同直管段長度的錐直形噴嘴中心軸線處速度分布

圖11～12為不同直管段長度固液兩相的軸線位置噴射速度。具體數(shù)據(jù)如表2。從圖11和表2可以看出，當錐管段確定，隨著直管段的加長，固體顆粒的速度逐漸增大，顆粒最大速度出現(xiàn)點離噴嘴出口距離大致相同，固相初始段的長度變化不大。從圖12和表2可以看出，隨著直管段的增長，液相的出口速度逐漸的降低，并且在初始段內(nèi)速度的衰減速率逐漸降低。因此延長直管段的長度，能夠提供更加穩(wěn)定的噴射流場。由表2第2列可以看出，隨著直管段增加，可以明顯改善由于收縮斷面上產(chǎn)生的負壓，對于以水為液相的高速射流，可防止局部水的相變。對比表2和表1中的數(shù)據(jù)可知，固體顆粒在兩種噴嘴的加速條件下，錐直形的噴嘴固相顆粒的速度為180m／s，而錐形噴嘴為160m／s，這說明錐直形噴嘴可以使固相顆粒更好地被加速，以達到更高的速度。

圖11 不同直管段長度固相速度分布

圖12 不同直管段長度液相速度分布

表2 不同直管段計算數(shù)據(jù)

4 結(jié)論

1）采用CFX 對噴嘴進行了兩相流的數(shù)值模擬，仿真的結(jié)果與理論的結(jié)果基本吻合。分別對錐形噴嘴和錐直形噴嘴進行了計算，得到了兩種不同形狀噴嘴流場分布，其中錐直形噴嘴的固相顆粒速度比錐形噴嘴的更高，更適合磨料射流切割。

2）對于錐形噴嘴，在噴嘴長度不變的情況下，增加錐度會使混合液內(nèi)的固相和液相的噴出速度降低，對于磨料射流切割，如果選用此種噴嘴應(yīng)在可能的情況下盡量減小錐度，以達到更高的固相速度，提高效率。

3）對于錐直形噴嘴，適當增加直管段的長度，能夠增加固相顆粒的速度，并降低在縮頸斷面上產(chǎn)生的負壓，并且能夠使得混合液的液相在噴嘴外的初始段內(nèi)具有較好的穩(wěn)定性，這同樣有利于磨料射流切割。

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［5］楊國來，周文會，劉肥.基于Fluent的高壓水射流噴嘴的流場仿真［J］.蘭州理工大學學報，2008，34（2）：48－52.

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