后混合水射流扇形混合噴嘴的設(shè)計(jì)與流場(chǎng)數(shù)值模擬

董 星，孔存陽(yáng)，常 祿，郭睿智

(1.黑龍江科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，哈爾濱 150022；2.黑龍江科技大學(xué) 工程訓(xùn)練與基礎(chǔ)實(shí)驗(yàn)中心，哈爾濱 150022)

后混合水射流扇形混合噴嘴的設(shè)計(jì)與流場(chǎng)數(shù)值模擬

董 星1，孔存陽(yáng)1，常 祿1，郭睿智2

(1.黑龍江科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，哈爾濱 150022；2.黑龍江科技大學(xué) 工程訓(xùn)練與基礎(chǔ)實(shí)驗(yàn)中心，哈爾濱 150022)

為了提高后混合水射流表面處理工作效率，在切割用后混合水射流噴頭基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)出具有扇形混合噴嘴結(jié)構(gòu)的后混合水射流噴頭，應(yīng)用Fluent軟件對(duì)噴頭液固兩相流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬。數(shù)值模擬中多相流動(dòng)采用歐拉模型，湍流渦黏模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，分析扇形混合噴嘴V形切槽夾角對(duì)射流擴(kuò)散寬度和軸心速度的影響。研究表明：扇形混合噴嘴最佳V形切槽夾角為45°，該夾角時(shí)10 mm靶距位置固相粒子流場(chǎng)軸向速度沿切槽方向擴(kuò)散寬度為15.39 mm，軸心速度為52.70 m/s。

水射流；扇形噴嘴；結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)；流場(chǎng)；數(shù)值模擬

0 引 言

在礦山、冶金、汽車(chē)、建材等工業(yè)領(lǐng)域，后混合水射流作為一種冷切割工藝廣泛用于切割碳鋼、合金鋼、塑料、復(fù)合材料、石材等金屬及非金屬材料。噴頭是后混合水射流工作裝置的關(guān)鍵元件，主要由水噴嘴、混合室和混合噴嘴三部分組成[1]。目前，后混合水射流噴頭形式主要是切割噴頭，噴頭的混合噴嘴出口形狀為圓柱形，切割過(guò)程中射流的集聚性好、切口質(zhì)量和切割效率高；但若用于機(jī)械零構(gòu)件的噴丸、除銹、清理等的表面處理工藝，則存在著射流擴(kuò)散寬度窄、工作效率低的缺點(diǎn)[2-10]。為提高后混合水射流表面處理工作效率，結(jié)合高壓扇形噴嘴結(jié)構(gòu)特點(diǎn)對(duì)噴頭的混合噴嘴進(jìn)行設(shè)計(jì)，并采用FLUENT軟件對(duì)噴頭流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，希望為后混合水射流表面處理工藝的發(fā)展提供技術(shù)支持。

1 扇形混合噴嘴結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

傳統(tǒng)的高壓扇形噴嘴出口是具有V形切槽的半橢球形，可以產(chǎn)生扁平均勻的射流，擴(kuò)散性好、沖擊面積和打擊力大[11-13]。噴嘴主要包含5個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)，分別為出口圓柱段長(zhǎng)度l、出口圓柱段直徑d、V形切槽半角α、V形切槽相對(duì)偏移量b和盲端長(zhǎng)度a[14]，如圖1所示。后混合水射流噴頭要求噴出的固體粒子具有較高的速度，但受到增壓系統(tǒng)增壓器流量小的限制，要設(shè)計(jì)的混合噴嘴出口圓柱段直徑不宜過(guò)大，參照切割用后混合水射流噴嘴直徑多為0.8 mm的實(shí)際，設(shè)計(jì)的扇形混合噴嘴出口圓柱段直徑為1 mm。

圖2給出了具有扇形混合噴嘴結(jié)構(gòu)的后混合水射流噴頭結(jié)構(gòu)。噴頭左部為水噴嘴，入口直徑d0為1 mm，出口直徑d1為0.3 mm；噴頭中部為混合室，混合室長(zhǎng)度l2為23 mm，混合室直徑D為6.4 mm，混合室上部是固體粒子入口，直徑D0為6 mm，固體粒子入口軸線與混合室軸線夾角α0為45°；噴頭右部為扇形混合噴嘴，圓錐收斂段長(zhǎng)度l3為9 mm，出口圓柱段長(zhǎng)度l為35 mm，出口圓柱段直徑d為1 mm，扇形混合噴嘴的盲端為半球形，半徑R為0.5 mm；扇形混合噴嘴V形切槽夾角為β，數(shù)值模擬時(shí)分別取45°、60°、75°、90°、105°和120°。

圖2 后混合水射流噴頭結(jié)構(gòu)Fig.2 Rearmixing water jet nozzle structure

2 模型與計(jì)算方法

2.1 有限元模型

根據(jù)圖2噴頭結(jié)構(gòu)幾何模型建立有限元模型。由于網(wǎng)格類(lèi)型、網(wǎng)格劃分方式和網(wǎng)格尺寸對(duì)計(jì)算結(jié)果的精度影響很大，因此，在網(wǎng)格劃分時(shí)對(duì)形狀復(fù)雜、變化突出的區(qū)域分配較多的網(wǎng)格，以保證計(jì)算結(jié)果的精確性。具有扇形混合噴嘴的后混合水射流噴頭內(nèi)外流場(chǎng)模型不是由整體模型分區(qū)而來(lái)，而是由噴頭模型和外流場(chǎng)模型組合而成，兩者的網(wǎng)格劃分不應(yīng)產(chǎn)生相互影響，因此需要對(duì)扇形混合噴嘴盲端和外流場(chǎng)銜接處的網(wǎng)格進(jìn)行局部加密。為方便網(wǎng)格劃分，將該處劃分為四個(gè)區(qū)域，從左至右分別是出口圓柱段區(qū)域、混合噴嘴盲端區(qū)域、外流場(chǎng)突出部區(qū)域和外流場(chǎng)區(qū)域。網(wǎng)格劃分過(guò)程中混合使用了Hex和Tet/Hybrid兩種網(wǎng)格類(lèi)型，其有限元模型如圖3所示。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element model

對(duì)不同V形切槽夾角的后混合水射流噴頭內(nèi)外流場(chǎng)進(jìn)行網(wǎng)格劃分過(guò)程中，采取相同的網(wǎng)格類(lèi)型、網(wǎng)格劃分方式和網(wǎng)格尺寸，網(wǎng)格劃分結(jié)果見(jiàn)表1。由表1可知，各模型網(wǎng)格劃分的節(jié)點(diǎn)和網(wǎng)格單元相差很小，這樣可以更準(zhǔn)確的對(duì)比各噴頭內(nèi)外流場(chǎng)的數(shù)值模擬結(jié)果。

表1 網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)據(jù)Table 1 Mesh partition data

2.2 數(shù)學(xué)模型

在大流量固體粒子表面處理過(guò)程中固相粒子體積分?jǐn)?shù)大于10%，因此，選取歐拉模型作為數(shù)值模擬的多相流動(dòng)模型。

(1)控制方程

水和固相粒子的連續(xù)性方程分別為[1]

(αlρlvl)=0，

(1)

(αpρpvp)=0，

(2)

式中：αl、αp——水和固相粒子的體積分?jǐn)?shù)；

ρl、ρp——水和固相粒子的密度；

vl、vp——水和固相粒子的速度向量。

水和固相粒子的動(dòng)量方程分別為[1]

(3)

(4)

式中：p——水和固相粒子所有相共享的壓力；

τl、τp——水和固相粒子的壓力應(yīng)變量；

g——重力加速度；

Klp、Kpl——水和固相粒子之間的動(dòng)量交換系數(shù)，Klp=Kpl；

Fl、Fp——水和固相粒子的外部體積力；

Flift,l、Flift,p——水和固相粒子的升力；

pp——固相粒子的壓力。

(2)湍流模型

湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程模型：

湍動(dòng)能k的輸運(yùn)方程

(5)

耗散率ε的輸運(yùn)方程

(6)

式中：k——單位質(zhì)量流體湍動(dòng)能；

μt——湍流黏性系數(shù)，μt=Cμρk2/ε；

Cμ——經(jīng)驗(yàn)系數(shù)；

ε——單位質(zhì)量流體湍動(dòng)能耗散率；

C1、C2——系數(shù)；

σk、σε——k和ε對(duì)應(yīng)的Prandtl數(shù)。

模擬時(shí)，取Cμ=0.09，C1=1.44，C2=1.92，σk=1.0，σε=1.3[15]。

2.3 計(jì)算方法

選用三維單精度求解器，基于SIMPLE算法的壓力速度耦合法，壓力、動(dòng)量、湍動(dòng)能k和耗散率ε等的亞松弛因子取默認(rèn)值，收斂判據(jù)為流場(chǎng)迭代的殘差R≤10-3。

2.4 邊界條件

歐拉模型中，將固相粒子視為擬流體。

(1)入口邊界條件 噴頭水噴嘴入口為壓力入口邊界條件，入口壓力為50 MPa。湍動(dòng)能k按來(lái)流平均動(dòng)能的0.5%給出，湍動(dòng)能耗散率ε由式ε=k3/2/(0.2d0)計(jì)算，d0為水噴嘴入口直徑。固相粒子入口為速度入口邊界條件，入口速度為5 m/s。固相粒子直徑為0.25 mm，體積分?jǐn)?shù)為20%。

(2)出口邊界條件 外流場(chǎng)出口為壓力出口邊界條件，靜壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。

(3)壁面邊界條件 對(duì)連續(xù)相，在固體壁面上速度滿足無(wú)滑移條件，近壁面區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法。

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 水流場(chǎng)模擬結(jié)果及分析

圖4是V形切槽夾角β分別為45°、60°、75°、90°、105°和120°時(shí)水流場(chǎng)軸向速度分布云圖。由圖4可知，隨著V形切槽夾角的增加，水流場(chǎng)軸向速度在10 mm靶距位置沿切槽方向的擴(kuò)散寬度逐漸減小，分別為14.29、12.40、11.01、9.58、8.45和7.34 mm。

a β=45°

b β=60°

c β=75°

d β=90°

e β=105°

f β=120°

表2給出了水流場(chǎng)在混合噴嘴出口位置和10 mm靶距位置的軸心速度。由表2可知，隨著V形切槽夾角的增加，水流場(chǎng)在混合噴嘴出口位置的軸心速度逐漸減小，在10 mm靶距位置的軸心速度逐漸增大。這是因?yàn)殡S著V形切槽夾角的增加，水流場(chǎng)的擴(kuò)散性逐漸減弱，集束性逐漸增強(qiáng)，因此，在10 mm靶距位置的軸心速度逐漸增大。

表2 軸心速度Table 2 Axial velocity

當(dāng)V形切槽夾角為45°時(shí)，在混合噴嘴出口位置具有最大的軸心速度162.77 m/s，在10 mm靶距位置具有最小的軸心速度25.39 m/s；當(dāng)V形切槽夾角為120°時(shí)，在混合噴嘴出口位置具有最小的軸心速度82.88 m/s，在10 mm靶距位置具有最大的軸心速度28.62 m/s。

3.2 固相粒子流場(chǎng)模擬結(jié)果及分析

圖5給出了V形切槽夾角分別為45°、60°、75°、90°、105°和120°時(shí)固相粒子流場(chǎng)軸向速度分布云圖。由圖5可知，隨著V形切槽夾角的增加，固相粒子流場(chǎng)軸向速度在10 mm靶距位置沿切槽方向的擴(kuò)散寬度也逐漸減小，但大于或等于同角度水流場(chǎng)的擴(kuò)散寬度，分別為15.39、13.31、11.39、9.80、8.68和7.34 mm。表2同時(shí)給出了固相粒子流場(chǎng)在混合噴嘴出口位置和10 mm靶距位置的軸心速度。

a β=45°

b β=60°

c β=75°

d β=90°

e β=105°

f β=120°

由表2可知，隨著V形切槽夾角的增加，固相粒子流場(chǎng)在混合噴嘴出口位置和10 mm靶距位置的軸心速度均逐漸減小。當(dāng)V形切槽夾角為45°時(shí)，在混合噴嘴出口位置和在10 mm靶距位置均具有最大的軸心速度，分別為114.27和52.70 m/s；當(dāng)V形切槽夾角為120°時(shí)，在混合噴嘴出口位置和在10 mm靶距位置均具有最小的軸心速度，分別為66.49和45.13 m/s。

因此，為了提高后混合水射流表面處理的覆蓋率和工作效率，設(shè)計(jì)的后混合水射流扇形混合噴嘴的V形切槽夾角應(yīng)為45°，在該夾角時(shí)固相粒子流場(chǎng)軸向速度在10 mm靶距位置沿切槽方向的擴(kuò)散寬度和軸心速度均最大。

4 結(jié) 論

(1)設(shè)計(jì)具有扇形混合噴嘴結(jié)構(gòu)的后混合水射流噴頭，最佳扇形混合噴嘴V形切槽夾角為45°。

(2)在10 mm靶距位置，隨著扇形混合噴嘴V形切槽夾角的增加，水流場(chǎng)和固相粒子流場(chǎng)軸向速度沿切槽方向的擴(kuò)散寬度均逐漸減小，當(dāng)夾角為45°時(shí)，具有最大的擴(kuò)散寬度，分別為14.29 和15.39 mm。

(3)在10 mm靶距位置，隨著扇形混合噴嘴V形切槽夾角的增加，水流場(chǎng)的軸心速度逐漸增大，固相粒子流場(chǎng)軸心速度逐漸減小，當(dāng)夾角為45°時(shí)，水流場(chǎng)的軸心速度最小為25.39 m/s，固相粒子流場(chǎng)的軸心速度最大為52.70 m/s。

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(編輯 晁曉筠 校對(duì) 李德根)

Fan-shaped mixed nozzle of rear mixed water jet and numerical simulation of flow field

DongXing1,KongCunyang1,ChangLu1,GuoRuizhi2

(1.School of Mechanical Engineering,Heilongjiang University of Science & Technology,Harbin 150022,China;2.Center for Engineering Training & Basic Experimentation,Heilongjiang University of Science & Technology,Harbin 150022,China)

This paper is aimed at an improved performance of surface treatment of rearmixed water jet shot peening.The study involves the numerical simulation of the liquid-solid two-phase flow field of nozzle using Fluent software after the designing of rearmixed water jet nozzle with fan-shaped mixed nozzle structure based on the rearmixed water jet nozzle used for cutting.The numerical simulation uses the Euler model for the multiphase flow; and thek-εmodel for turbulence eddy viscosity model,followed by an analysis of the influence of V-shaped angle of fan-shaped mixed nozzle on both jet diffusion width and axial velocity.The result shows that fan-shaped mixed nozzle performs at the best V-shaped angle of 45°,in which case,solid projectile flow field along groove direction has the diffusion width of 15.39 mm and projectile flow field has the axial velocity of 52.70 m/s,as occurs with 10 mm target distance.

water jet; fan-shaped nozzle; structure design; flow field; numerical simulation

2017-01-10

黑龍江省教育廳科學(xué)技術(shù)研究項(xiàng)目(12531569)；黑龍江省自然科學(xué)基金項(xiàng)目(E2016060)

董 星(1964-)，男，河北省灤平人，教授，博士，研究方向：水射流技術(shù)及流體機(jī)械設(shè)計(jì)理論，E-mail：dongxingwrh@163.com。

10.3969/j.issn.2095-7262.2017.02.013

TH137.53

2095-7262(2017)02-0159-06

A