高壓扇形噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化

梁博健,高殿榮

(1. 伊頓流體動力(上海)有限公司, 上海 200131；2. 燕山大學(xué)機械工程學(xué)院, 河北 秦皇島 066004)

扇形噴嘴是高壓清洗設(shè)備的重要組件.高壓射流水通過噴嘴可形成扁平扇形射流束，利用射流束的機械沖擊力去除待清洗表面的污垢和雜質(zhì).因其結(jié)構(gòu)簡單、維護方便、射流端面內(nèi)各點的打擊力均勻一致，被廣泛地應(yīng)用在鋼鐵高壓除鱗[1]、工業(yè)清洗[2]等領(lǐng)域.噴嘴的結(jié)構(gòu)和形狀直接關(guān)系到噴嘴射流性能的好壞，結(jié)構(gòu)參數(shù)選擇不合理會影響到被清洗表面的質(zhì)量，造成設(shè)備功率的損耗和清洗成本的增加[3].

近年來國內(nèi)外學(xué)者對噴嘴的研究主要集中在數(shù)值模擬和試驗分析2種模式.張洋凱等[4]研究了當(dāng)噴嘴出口投影面積一定時，噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對內(nèi)部射流的影響.王國志等[5]對V形槽不同切槽形式和加工方式所形成的射流進行了研究.林翔等[6]研究了V形切槽各參數(shù)變化對外部射流的影響.禹言芳等[7]利用數(shù)值模擬方法分析了不同結(jié)構(gòu)的噴嘴射流軸向最大時均速度和軸向位置的關(guān)系.劉國勇等[8]對不同結(jié)構(gòu)水射流除鱗噴嘴內(nèi)部流場和作用機理進行分析，優(yōu)化了噴嘴結(jié)構(gòu)，提升了射流性能.QIAO等[9]研究了噴嘴不同排布和工況條件對噴嘴射流性能的影響.KERMANPUR等[10]結(jié)合工業(yè)數(shù)據(jù)利用人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型，對噴嘴不同噴射角度、壓力、垂直高度和水流量對射流打擊力的影響進行了敏感性分析.

為進一步提升噴嘴的性能，將一些試驗設(shè)計的方法引入到噴嘴的設(shè)計計算中.劉建瑞等[11]利用數(shù)值模擬和正交試驗相結(jié)合的方法研究了噴嘴幾何參數(shù)對噴灌泵自吸性能的影響.高傳昌等[12]利用正交試驗的方法對自激吸氣脈沖射流噴嘴吸氣性能和沖擊性能進行試驗分析，得到最優(yōu)的試驗參數(shù)組合.

但目前對于高壓扇形噴嘴的研究還較為單一，未能有效考慮各個因素間交互作用對試驗指標(biāo)的影響，基于此，文中將數(shù)值模擬和試驗設(shè)計的方法相結(jié)合，分析噴嘴出口擴張角、錐孔深度、入口收縮角這3個因素及其交互作用對噴嘴射流性能的影響.得出相應(yīng)的非線性回歸方程，以此確定噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)的最優(yōu)組合，并對其進行試驗驗證，為優(yōu)化噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)提高其射流性能提供技術(shù)參考.

1 高壓扇形噴嘴的結(jié)構(gòu)和原理

圖1為高壓扇形噴嘴的結(jié)構(gòu)圖，高壓扇形噴嘴主要由噴頭、金屬密封圈、收縮段、噴嘴套這4部分組成.射流水的入口壓力為15～20 MPa，通過收縮段加速并在噴口處射出.噴頭是噴嘴的核心部件，其水力參數(shù)的變化直接影響到噴嘴的射流性能.

圖1 高壓扇形噴嘴結(jié)構(gòu)圖

Fig.1Structuraldrawingofhigh-pressurefan-shapednozzle

圖2為噴頭的結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖.噴頭噴口由V形槽與圓錐形收縮孔垂直相貫而成，V形槽底部帶有一個半徑為r的圓角.相貫孔在垂直于軸線的平面內(nèi)投影為一橢圓形的噴口.高壓水流經(jīng)噴頭橢圓形噴口后可形成扁平扇形射流束，噴頭結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化會直接影響到噴嘴外部射流形狀和射流性能.若噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)選擇不合理，則會改變噴口的幾何形狀，使噴嘴的射流性能變差，因此需要對噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)進行合理的選擇.在文中分析研究中，選取出口擴張角θ、錐孔深度h、入口收縮角α這3個因素為主要的評價指標(biāo).因為其結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化會直接影響到相貫孔的形狀，進而影響到噴嘴的射流性能.其余參數(shù)：入口直徑d=2.9 mm、噴頭長度L=10 mm、切槽深b=1.8 mm、V形槽過渡圓弧半徑r=0.1 mm.

圖2 噴頭結(jié)構(gòu)參數(shù)

射流沖擊壓力是衡量噴嘴射流性能好壞的最為重要的指標(biāo)，噴嘴沖擊壓力F的計算公式[17]為

(1)

在相同的工況下，不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的噴嘴所形成的扁平扇形射流束在射流厚度方向上噴射角τ相差很小，可以忽略不計.而噴嘴軸線與打擊面法線方向上的夾角、噴嘴至打擊面的垂直距離、射流壓力由使用者根據(jù)不同工況條件決定.因此影響射流沖擊壓力的主要因素便為噴嘴的流量和噴射角.相較于流量，噴射角對射流沖擊壓力的影響較小，但噴射角的增大可以有效地增加射流的面積，提高噴嘴的清洗效率.

2 關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對射流性能影響分析

2.1 計算模型的構(gòu)建及邊界條件的確定

為了對噴嘴射流流場進行數(shù)值模擬，需要對高壓扇形噴嘴內(nèi)部流道進行局部加密處理，并銜接一個相對較大的計算區(qū)域，作為噴嘴的外部射流區(qū)域.如圖3所示，設(shè)置高壓扇形噴嘴圓柱端面為壓力進口邊界條件(Pressure-inlet)，壓力值設(shè)置為17 MPa；噴嘴內(nèi)表面采用壁面(Wall)類型；設(shè)置外部流場區(qū)域為壓力出口邊界條件(Pressure-outlet)，壓力值設(shè)定為1.0×105Pa.使用穩(wěn)態(tài)、隱式壓力基求解器，湍流模型采用Realizablek-ε二方程模型，壓力與速度的耦合采用 SIMPLE 算法.計算過程中采用 VOF 二相流模型模擬氣液兩相流作用，主相為水，第二相設(shè)為空氣.

圖3 計算區(qū)域及網(wǎng)絡(luò)圖

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果討論及分析

對測試用噴嘴進行數(shù)值模擬，噴嘴的3個關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)分別為出口擴張角θ=60°、錐孔深度h=7.5 mm、入口收縮角α=80°.

圖4為Y=0mm截面處噴嘴外部射流流場的速度云圖，水從噴嘴噴出后，隨著射流距離的增加，形成一個扁平扇形射流束.在射流束范圍內(nèi)存在一射流核心區(qū)，射流核心區(qū)內(nèi)射流水的速度最大，對清洗表面的沖擊力最大，噴嘴清洗的效果最為顯著.同時在垂直于X軸的射流區(qū)域內(nèi)，射流水速度的分布較為均勻.

圖4 Y=0mm截面處的速度云圖

Fig.4 Velocity contour inY=0mm longitudinal cross-section

圖5為X=85 mm截面處的水分布云圖，高壓扇形噴嘴射流水在垂直于X軸的平面內(nèi)可形成一個狹長條帶狀的射流區(qū)域.高壓射流水從噴嘴射出后，射流流股對外界空氣介質(zhì)剪應(yīng)力的作用將帶動周圍空氣介質(zhì)運動.剪應(yīng)力消耗的能量由噴嘴噴射出的射流水動能下降來提供，使得射流水的射流速度降低.隨著距離的增加，射流水的匯聚性變差并出現(xiàn)霧化的現(xiàn)象.

圖5 X=85 mm截面處的水分布圖

噴射角的大小計算公式為

(2)

式中：W1為相對于噴嘴中心軸線左側(cè)的有效噴射寬度；W2為相對于噴嘴中心軸線右側(cè)的有效噴射寬度.

選取距噴嘴射流端面85 mm處水體積分數(shù)大于0.005的區(qū)域作為有效射流區(qū)域.經(jīng)計算得出在此工況條件下測試用噴嘴噴射角為34.45°，射流流量為10.031 L/min.

3 試驗設(shè)計

為了對噴嘴各結(jié)構(gòu)參數(shù)進行合理的匹配，提升噴嘴的射流性能.運用數(shù)值模擬和二次正交旋轉(zhuǎn)組合試驗相結(jié)合的方法對試驗進行設(shè)計.最后利用響應(yīng)面法建立指標(biāo)值和各因素的關(guān)系模型，對噴嘴的結(jié)構(gòu)參數(shù)進行優(yōu)化.

根據(jù)二次正交旋轉(zhuǎn)組合試驗原理，將出口擴張角θ、錐孔深度h、入口收縮角α作為試驗變量，建立因子水平表如表1所示.結(jié)合噴嘴設(shè)計的實際情況，選取出口擴張角θ的取值為60°～80°、錐孔深度h的取值為7～8 mm、入口收縮角α的取值為65°～85°.仿真試驗選取噴射角φ、射流流量Q作為評價指標(biāo).

表1 二次回歸正交試驗設(shè)計因子水平表

Tab.1 Levels of three factors in quadratic regression orthogonal experiment design

水平因素θ/(°)h/mmα/(°)-1.682607.065-1647.2690707.5751767.8811.682808.085

4 試驗結(jié)果與分析

4.1 回歸模型的建立

進行二次回歸旋轉(zhuǎn)正交試驗，對試驗中各因素進行合理的安排.利用Fluent對22組不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的高壓扇形噴嘴射流性能進行數(shù)值模擬.計算出高壓射流水入口壓力為17 MPa的條件下，噴嘴噴射角大小及射流流量，并將試驗結(jié)果記入表2.

對仿真數(shù)據(jù)進行分析，構(gòu)建出噴射角φ、射流流量Q的非線性回歸方程，計算公式為

φ=-312.619+3.407θ+55.942h-0.872α-0.157θh+2.424×10-3θα+0.331hα-0.018θ2-3.493h2-0.014α2，

(3)

Q=379.586-1.251θ-96.867h-0.475α+0.142θh-1.061×10-3θα-0.074hα+2.427×10-3θ2+7.38h2+5.01×10-3α2.

(4)

經(jīng)計算可得，噴射角φ方程的回歸系數(shù)為R2=0.941，說明方程的擬合結(jié)果較好.對φ方程中各系數(shù)進行顯著性檢驗，其結(jié)果如表3所示.方程各項中α,θh,θ2,h2,α2與噴射角φ呈負相關(guān)，其余項與噴射角φ呈正相關(guān).由顯著性分析可知對噴射角φ影響較為顯著的因素為錐孔深度h、入口收縮角α，其余因素對于噴射角φ的影響不是很大.

表2 二次回歸正交旋轉(zhuǎn)組合設(shè)計及試驗結(jié)果

Tab.2 Experimental levels and results of qua-dratic regression orthogonal rotating test

序號θhαφ/(°)Q/(L·min-1)111138.87717.072211-141.25021.49531-1128.0725.83041-1-131.9379.9065-11140.09815.6636-11-141.92820.1207-1-1127.2735.6288-1-1-132.3799.36591.6820034.84313.11210-1.6820037.35711.7281101.682045.49023.137120-1.682028.5124.90713001.68234.3779.0531400-1.68238.66316.3031500037.21212.2421600037.27812.1551700036.97912.3161800037.12512.1791900037.31512.1982000037.03212.0172100037.10812.1432200036.93012.297

表3 噴射角回歸方程系數(shù)顯著性檢驗結(jié)果

Tab.3 Significance test results of regression equation coefficients for spray coverage angle

方差來源系數(shù)估計值均方差F值Prob>F常數(shù)項-312.61946.3177.60<0.000 1θ3.4072.424.060.066 9h55.942369.65619.36<0.000 1α-0.87230.4551.02<0.000 1θ×h-0.1570.641.070.322 1θ×α0.0020.060.100.754 9h×α0.3312.844.760.049 7θ2-0.0186.1410.300.007 5h2-3.4931.492.490.142 0α2-0.0143.586.000.030 6

經(jīng)計算可得，射流流量Q方程的回歸系數(shù)為R2=0.998，說明方程的擬合結(jié)果好.對射流流量Q方程中各系數(shù)進行顯著性檢驗，其結(jié)果如表4所示.各項中θ,h,α,θα,hα與射流流量Q呈負相關(guān)，其余項與射流流量Q呈正相關(guān).由顯著性分析可知對射流流量Q影響較為顯著的因素為出口擴張角θ、錐孔深度h、入口收縮角α及因素θ×h，其余因素對射流流量Q的影響不是很大.

表4 射流流量回歸方程系數(shù)顯著性檢驗結(jié)果

Tab.4 Significance test results of regression equation coefficients for flow rate

方差來源平方和均方差F值Prob>F常數(shù)項379.58652.825662.27<0.000 1θ-1.2512.51269.17<0.000 1h-96.867404.0043307.12<0.000 1α-0.47561.096548.40<0.000 1θ×h0.1420.5255.80<0.000 1θ×α-0.0010.0121.250.285 2h×α-0.0740.1415.250.002 1θ20.0020.1212.330.004 3h27.3806.65712.35<0.000 1α20.0050.4952.52<0.000 1

4.2 回歸模型的尋優(yōu)

高壓扇形噴嘴作為射流元件，射流水對清洗表面沖擊壓力F的大小是衡量噴嘴好壞的主要性能指標(biāo).根據(jù)式(1)，射流流量Q對沖擊壓力F的影響最為顯著，射流流量Q越大射流水對清洗表面的沖擊壓力F越高；噴射角φ的大小對噴嘴沖擊壓力F的影響較小，但其決定了噴嘴的清洗效率，噴射角越大,單個噴嘴的清洗面積越高.

4.2.1 響應(yīng)面法尋優(yōu)

為了提升高壓扇形噴嘴的射流性能，需盡可能使2個性能指標(biāo)均取得最大值，故使用響應(yīng)面法對各參數(shù)進行進一步尋優(yōu).如圖6所示，繪制出口擴張角θ、錐孔深度h、入口收縮角α相對于噴射角φ和射流流量Q的響應(yīng)曲面曲線.

圖6 噴嘴參數(shù)響應(yīng)面法尋優(yōu)

由顯著性分析可知，錐孔深度h在出口擴張角θ和入口收縮角α的取值范圍內(nèi)對指標(biāo)值能否取得最優(yōu)解至關(guān)重要，是影響噴嘴射流性能好壞的最為重要的指標(biāo)，故最先對錐孔深度h能否取得最優(yōu)解進行考察.從圖6中還可以看出，當(dāng)錐孔深度h取得最大值時指標(biāo)φ，Q均能取得最大值，故錐孔深度h=8 mm為其最優(yōu)解.

其次由顯著性分析可知入口收縮角α相對于出口擴張角θ對指標(biāo)值的影響明顯.當(dāng)入口收縮角α取得最小值時指標(biāo)φ，Q均能取得最大值，故入口收縮角α=65°為最優(yōu)解.

最后利用響應(yīng)面曲線研究出口擴張角θ在取值范圍內(nèi)對指標(biāo)值的影響，當(dāng)出口擴張角增加，噴射角先增大后減小，而射流流量的大小先減小后增大.故單純根據(jù)各參數(shù)的響應(yīng)面曲線無法判斷出出口擴張角θ如何取值才能保證指標(biāo)值噴射角φ和射流流量Q均取得最大值.

4.2.2 加權(quán)法尋優(yōu)

使用加權(quán)法對出口擴張角θ的取值進行優(yōu)化，因為噴射角φ和射流流量Q對噴嘴射流性能的影響同等重要，故采用二者權(quán)重分別為0.5作為綜合指標(biāo).首先對噴射角φ和射流流量Q進行歸一化處理，計算公式為

(5)

將錐孔深度h=8 mm和入口收縮角α=65°代入方程中得到Z相對于出口擴張角θ的二次解析式，通過二次方程的相關(guān)知識得到出口擴張角θ=68°時，方程可取得最大值.

綜上所述，出口擴張角θ=68°、錐孔深度h=8 mm、入口收縮角α=65°是噴嘴在此結(jié)構(gòu)下最優(yōu)的參數(shù)組合.將上述參數(shù)代入式(3)-(4)可得噴嘴噴射角φ為44.72°、噴嘴的射流流量Q為27.300 L/min.在此結(jié)構(gòu)參數(shù)下噴嘴的射流流量Q超過表2的最大值23.137 L/min.同時充分考慮了噴射角的大小對噴嘴射流性能的影響，使得噴射角不會因為過大而使得射流水的沖擊壓力F變低；也不會因為噴射角太小犧牲了噴嘴的清洗效率.

5 試驗驗證

為了進一步驗證高壓扇形噴嘴結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的射流性能，分別使用優(yōu)化前后的噴嘴進行試驗驗證，結(jié)果如表5所示.試驗時保持噴嘴頭端面距打擊力傳感器的測試端的垂直距離為85 mm，測試系統(tǒng)壓力設(shè)定為17 MPa.讀取不同噴嘴在此工況下流量傳感器測得的流量值.在噴嘴噴射角的測量中，測試平臺帶動打擊力傳感器沿垂直于射流寬度的方向做切割噴嘴射流區(qū)域的運動，并按順序讀取測試范圍內(nèi)若干個點的打擊力數(shù)據(jù)，標(biāo)記出噴嘴中心軸線對應(yīng)的打擊力點，以最大打擊力的1/10定為有效射流邊界[17]，確定噴射寬度和噴射角.測試時確保噴嘴工作穩(wěn)定后再開始記錄試驗數(shù)據(jù)，所有儀表讀數(shù)應(yīng)該同時讀出并記錄.每個被測參數(shù)的測量次數(shù)應(yīng)該不小于3次，取算數(shù)平均值為測量值.

表5 噴嘴優(yōu)化前后射流性能對比試驗結(jié)果

Tab.5 Experimental jet performance curves before and after optimization

試驗組關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)φ/(°)Q/(L·min-1)θ/(°)h/mmα/(°)仿真試驗仿真試驗原始噴嘴607.58034.4535.110.03110.2改進噴嘴688.06544.7245.327.13727.8

如表5所示，原始噴嘴和改進型噴嘴其數(shù)值模擬結(jié)果和試驗結(jié)果的吻合度較好，最大誤差比率不超過2.44%，意味著通過數(shù)值模擬的方法可以很好地反映并預(yù)測噴嘴的射流性能.同時通過改進型噴嘴和原始噴嘴的試驗和仿真數(shù)據(jù)作對比可知，在工況條件不變的情況下，噴嘴的噴射角較原噴嘴提升了29.8%，噴嘴的射流流量較原噴嘴提升了170.53%.改進后噴嘴的噴射角和射流流量都得到了顯著的提升，射流水更易獲得較好的沖擊壓力和清洗效果.

6 結(jié) 論

1) 通過仿真試驗發(fā)現(xiàn)，在其他參數(shù)不變的情況下出口擴張角的增加可以使噴嘴的噴射角減小，但同時使射流流量增加；錐孔深度的增加可以有效地提升噴嘴的射流性能，而入口收縮角的增加會使噴嘴的射流性能減弱.

2) 將顯著性分析法和響應(yīng)面法相結(jié)合，對各評價指標(biāo)進行分析，發(fā)現(xiàn) 3個參考因素對射流流量的大小均具有顯著的相關(guān)性，錐孔深度和入口收縮角對噴射角的大小具有顯著的相關(guān)性.

3) 通過構(gòu)建各評價指標(biāo)的非線性回歸方程，得出當(dāng)出口擴張角θ=68°、錐孔深度h=8 mm、入口收縮角α=65°時噴嘴的射流流量可取得最大值.同時在此結(jié)構(gòu)參數(shù)下，噴射角不會因為過大而使得射流水的沖擊壓力變低，也不會因為太小犧牲了噴嘴的清洗效率.