去除管道3PE 防腐層的軸向扇形噴嘴數(shù)值模擬

管金發(fā)，肖棟，瞿德剛，陳雁，舒丹，華衛(wèi)星，沈蕾芳

（1.陸軍勤務(wù)學(xué)院 油料系，重慶 401331；2.聯(lián)勤保障部隊(duì)供應(yīng)局，武漢 430015；3.重慶工商大學(xué)融智學(xué)院，重慶 400067；4.西南技術(shù)工程研究所，重慶 400039）

3PE 防腐油氣管道因地質(zhì)災(zāi)害、第三方破壞而受損，同時(shí)由于長(zhǎng)期運(yùn)行在地下環(huán)境或其他原因，導(dǎo)致管道防腐層老化，產(chǎn)生腐蝕穿孔或裂紋。在出現(xiàn)緊急事故和場(chǎng)站施工時(shí)，經(jīng)常需要在焊接部位去除防腐層，以便露出管體進(jìn)行焊接作業(yè)[1]。目前，國(guó)內(nèi)對(duì)于管線搶修中去除3PE 防腐層的方法主要有，火燒法、打磨法、紅外線加熱法和使用熱熔PE 去除機(jī)去除法等[2-4]。其中，火燒法安全系數(shù)極低，稍有不慎就會(huì)導(dǎo)致起火爆炸事故，無(wú)法應(yīng)用于油氣管道3PE 防腐層的帶壓去除；打磨法工作效率低，難以滿(mǎn)足油氣管道搶修的要求；紅外線加熱法受作業(yè)環(huán)境因素影響大，冬季無(wú)法使用；熱熔PE 去除機(jī)去除法在熱熔加熱清除3PE 防腐層的聚乙烯塑料層后，仍需用手工或機(jī)械方法清除環(huán)氧粉末層，嚴(yán)重影響了去除效率。本文綜合利用扇形噴嘴能形成扇形水射流（具有一定清洗寬度）和前混合磨料水射流（工作壓力低、作用效果好）的特點(diǎn)[5-9]，提出了扇形磨料水射流去除管道3PE 防腐層的方法。扇形噴嘴作為扇形磨料水射流本身的發(fā)生元件，是影響扇形磨料水射流去除管道3PE 防腐層作用效果的關(guān)鍵因素。噴嘴的幾何形狀、結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)扇形磨料水射流特性、作用效果影響巨大[10-12]。目前，噴嘴最佳參數(shù)的確定方法主要是理論分析、實(shí)驗(yàn)研究和數(shù)值模擬。然而，因?qū)嶋H流體黏性的影響和射流的復(fù)雜性，理論分析求解控制方程困難；實(shí)驗(yàn)研究往往需要做大量的實(shí)驗(yàn)才能確定，既費(fèi)時(shí)又費(fèi)力；數(shù)值模擬利用成熟的數(shù)值模擬軟件，借助計(jì)算機(jī)強(qiáng)大的計(jì)算能力對(duì)控制方程進(jìn)行求解，集中于模型選擇和參數(shù)設(shè)定的研究，節(jié)省了時(shí)間和精力，是一種重要的射流研究手段[13-15]。本文基于FLUENT 軟件，采用數(shù)值模擬方法研究了扇形噴嘴各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)扇形磨料水射流特性的影響規(guī)律，以期為扇形噴嘴的優(yōu)選提供依據(jù)。

1 物理模型

扇形噴嘴根據(jù)其結(jié)構(gòu)特征，分為軸向扇形噴嘴和導(dǎo)向板式扇形噴嘴兩類(lèi)。導(dǎo)向板式扇形噴嘴結(jié)構(gòu)復(fù)雜，加工工藝要求高，尤其是導(dǎo)向面的表面粗糙度難以控制，所以工業(yè)上應(yīng)用很少[16]。為了加工方便，選用軸向扇形噴嘴作為產(chǎn)生扇形磨料水射流的噴嘴結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)如圖1 所示。軸向扇形噴嘴的內(nèi)表面為半橢球面或半球面，噴嘴頭部有一V 型槽，V 型槽的兩個(gè)斜面關(guān)于噴嘴軸線對(duì)稱(chēng)，且與半橢球面相貫，形成狹長(zhǎng)的噴口。其中，d為噴嘴圓柱段截面直徑，α2為橢圓半長(zhǎng)軸長(zhǎng)度，b為V 型槽的相對(duì)偏移量，α為V型槽半角。噴嘴入口的螺紋尺寸及長(zhǎng)度由與扇形噴嘴連接的接頭尺寸決定，扇形噴嘴收縮段的入口直徑為7.5 mm，收縮段和圓柱段長(zhǎng)度均為10 mm，扇形噴嘴橢球或半球盲端底部距噴嘴出口截面距離為2 mm。

圖1 軸向扇形噴嘴結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of axial fan nozzle: a) overall structure; b) partial enlarged drawing of nozzle outlet section

2 顆粒軌道模型

采用FLUENT 時(shí)，考慮相間耦合的離散相模型（DPM），對(duì)連續(xù)相流體（水）在歐拉坐標(biāo)下求解N-S方程，對(duì)離散相（磨料顆粒，80 目石榴石，直徑為0.18 mm，密度為3900 kg/m3）在拉格朗日坐標(biāo)下求解顆粒軌道方程，得到磨料顆粒的速度、運(yùn)動(dòng)軌跡及分布規(guī)律，從而得到各因數(shù)對(duì)扇形磨料水射流流場(chǎng)特性的影響規(guī)律。

因課題組所在實(shí)驗(yàn)室采用新型前混合磨料水射流系統(tǒng)，當(dāng)磨料罐加砂閥的開(kāi)度一定時(shí)，磨料濃度不因水流量的變化而變化[17-18]。經(jīng)測(cè)定，當(dāng)磨料罐加砂閥全開(kāi)時(shí)，磨料體積分?jǐn)?shù)為5.15%。因后續(xù)采用軸向扇形噴嘴進(jìn)行扇形磨料水射流實(shí)驗(yàn)時(shí)，擬用此前的混合磨料水射流系統(tǒng)，故在數(shù)值模擬計(jì)算時(shí)，磨料體積分?jǐn)?shù)均取此值。由于在扇形磨料水射流中，磨料體積分?jǐn)?shù)較低（顆粒相的體積分?jǐn)?shù)小于10%～12%，離散相非常稀疏），故不考慮顆粒-顆粒之間的相互作用以及顆粒體積分?jǐn)?shù)對(duì)連續(xù)相的影響[19]。數(shù)值計(jì)算過(guò)程中，先計(jì)算穩(wěn)態(tài)扇形噴嘴內(nèi)外純水射流流場(chǎng)，然后再以穩(wěn)態(tài)追蹤的方式加入離散相模型，通過(guò)積分拉格朗日坐標(biāo)系下的顆粒作用力平衡方程，求解離散相磨料顆粒的軌道。顆粒作用力平衡方程（X方向）為[20-21]：

式中：FD(u-up)為顆粒的單位質(zhì)量力；u、up分別為連續(xù)相、顆粒相速度；ρ、ρp分別為連續(xù)相、顆粒相密度；dp、Rep分別為顆粒直徑、雷諾數(shù)；μ、CD分別為流體動(dòng)力黏度、曳力系數(shù)；gX為X方向重力加速度；XF為X方向的其他作用力，包括視質(zhì)量力、熱泳力、布朗力、Saffman 升力等。由于磨料顆粒尺寸較小，水相與磨料顆粒相的密度相差較大，因此其他作用力均不考慮。

3 數(shù)值模擬

3.1 網(wǎng)格劃分

考慮到扇形磨料水射流去除油氣管道3PE 防腐層時(shí)，其射程較短，作用范圍較窄，在扇形噴嘴出口截面上外接一個(gè)直徑為200 mm、長(zhǎng)度為200 mm 的圓柱體作為外流場(chǎng)計(jì)算域。同時(shí)，由于噴嘴入口結(jié)構(gòu)對(duì)流場(chǎng)特性影響較小，故計(jì)算模型舍去扇形噴嘴入口結(jié)構(gòu)部分，只取扇形噴嘴收縮段往后的內(nèi)流道[22]。另外，為了簡(jiǎn)化計(jì)算及方便網(wǎng)格劃分，參考文獻(xiàn)[23]，將V 型槽部分以同尺寸的三棱柱替代。利用SolidWorks軟件對(duì)軸向扇形噴嘴內(nèi)部流道以及圓柱體外流場(chǎng)進(jìn)行建模，將其導(dǎo)入ICEM 軟件中，進(jìn)行網(wǎng)格劃分。外流場(chǎng)（圓柱體）幾何形狀規(guī)則，宜劃分為結(jié)構(gòu)網(wǎng)格；扇形噴嘴內(nèi)流道流場(chǎng)幾何形狀較復(fù)雜，宜劃分為非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格；而扇形噴嘴出口截面結(jié)構(gòu)組成相對(duì)復(fù)雜，但網(wǎng)格劃分中要求結(jié)構(gòu)網(wǎng)格與非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格的交界面必須為同一平面，因此為便于不同結(jié)構(gòu)網(wǎng)格的銜接，在圓柱體外流場(chǎng)靠近扇形噴嘴出口截面部分設(shè)置一個(gè)1/11 圓柱體長(zhǎng)度的過(guò)渡部分，此部分采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格；圓柱體其余部分采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。劃分非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格時(shí)，由于噴嘴結(jié)構(gòu)尺寸較小且水與磨料之間存在強(qiáng)烈的相互作用，在噴嘴內(nèi)流道區(qū)域?qū)W(wǎng)格進(jìn)行適當(dāng)加密處理。網(wǎng)格劃分如圖2 所示。

3.2 計(jì)算策略

圖2 網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh division: a) overall mesh division of internal and external flow field of fan nozzle; b) partial enlarged drawing of mesh division of fan nozzle and its connection with external flow field; c) partial enlarged drawing of mesh division of fan nozzle outlet and its connection with external flow field

控制方程用有限體積法進(jìn)行離散，數(shù)值計(jì)算采用基于壓力的求解器，壓力速度耦合方式采用SIMPLEC算法。采用Realizablek-ε湍流模型，湍流定義方式為強(qiáng)度與水力直徑法。計(jì)算域入口采用速度入口邊界條件，根據(jù)擬作為扇形磨料水射流動(dòng)力裝置的高壓柱塞泵的特性，以10 L/min 作為扇形磨料水射流的供水流量。噴嘴入口直徑為7.5 mm，根據(jù)磨料體積分?jǐn)?shù) 5.15%，計(jì)算得到噴嘴入口處磨料質(zhì)量流量為0.035 kg/s，水流速度為3.98 m/s。與噴嘴固壁接觸的界面均為無(wú)滑移壁面邊界條件，貼近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理。與大氣接觸的計(jì)算域邊界均采用壓力出口邊界條件，壓力大小為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓101 325 Pa。離散相模型采用DPM 顆粒軌道模型，離散相（磨料顆粒）由噴嘴入口面射入，同時(shí)磨料與水相在進(jìn)入噴嘴之前已得到充分混合，磨料顆粒與水相的入口速度相同。磨料顆粒在入口、出口的行為方式為逃逸，在壁面上的行為方式為反射。

3.3 模擬結(jié)果與分析

3.3.1 磨料顆粒的基本運(yùn)動(dòng)規(guī)律

扇形噴嘴內(nèi)外流場(chǎng)計(jì)算模型以噴嘴入射面圓心為原點(diǎn)，與射流流動(dòng)方向一致的水平方向?yàn)閄軸正方向，垂直向上為Y軸正方向。中軸截面是指扇形噴嘴內(nèi)外流場(chǎng)中穿過(guò)噴嘴軸線并與V 型槽垂直的平面。在α2/r=1、α=15°、b=0.6 mm、d=2.13 mm 條件下，扇形噴嘴內(nèi)外流場(chǎng)磨料顆粒X方向速度云圖的整體及噴嘴出口附近、計(jì)算模型尾部附近局部放大俯視圖（從Y軸正方向往XOZ平面看）與正視圖（從Z軸正方向往XOY平面看），見(jiàn)圖3、圖4。由于應(yīng)用扇形磨料水射流去除3PE 防腐層主要跟X方向磨料顆粒速度有關(guān)，故主要研究磨料顆粒X方向速度，后面簡(jiǎn)稱(chēng)磨料顆粒速度。

從圖中可以看出，沿著射流流動(dòng)方向，在扇形噴嘴收縮段，鄰近圓柱段區(qū)域的磨料顆粒速度增加明顯；在圓柱段上，雖然磨料顆粒受到水流的裹挾，速度有增加的趨勢(shì)，但變化較?。贿M(jìn)入扇形噴嘴橢圓段后，由于噴嘴流通面積減小，且V 型槽致使流道形狀改變，磨料顆粒速度總體增加，但其中的速度分布呈現(xiàn)復(fù)雜規(guī)律，在射流的兩側(cè)邊緣存在高速區(qū)，這主要是扇形噴嘴橢球與V 型槽相貫形成復(fù)雜的扇形噴嘴出口結(jié)構(gòu)所致。進(jìn)入扇形噴嘴外流場(chǎng)后，磨料顆粒速度呈減小趨勢(shì)。

在α2/r=1、α=15°、b=0.6 mm、d=2.13 mm 參數(shù)下，三個(gè)不同視角的扇形噴嘴內(nèi)外流場(chǎng)磨料顆粒速度三維視圖（圖5）。從圖5 以及圖3c 和圖4 中可以看出，磨料顆粒速度云圖在X軸某一位置之后，沿Z軸和Y軸存在分叉現(xiàn)象，分叉點(diǎn)在X軸軸線附近，速度云圖在分叉點(diǎn)往后部分區(qū)域出現(xiàn)空白。

研究表明，其他結(jié)構(gòu)參數(shù)的扇形噴嘴在計(jì)算區(qū)域內(nèi)沿Z軸方向都存在分叉點(diǎn)，而沿Y軸方向則不一定存在。這可能是由于V 型槽（與Z軸方向平行）底部伸入半橢球內(nèi)部較深，射流中磨料顆粒在與V 型槽兩端附近的半橢球曲面碰撞后反彈，被射流中間部分裹挾，然后沿V 型槽兩邊射出，如圖6 所示。在Y軸方向上，相對(duì)于V 型槽底部，半橢球曲面前伸較多，射流在此處的流動(dòng)特性受V 型槽的相對(duì)偏移量b、V 型槽半角α等因素的綜合影響，分叉點(diǎn)位置可能在計(jì)算域范圍之外，故觀察不到。

圖3 磨料顆粒速度云圖俯視圖Fig.3 Top view of abrasive particle velocity nephogram: a) overall drawing; b) partial enlarged drawing near nozzle outlet;c) partial enlarged drawing near the tail of calculation model

圖4 磨料顆粒速度云圖正視圖Fig.4 Front view of abrasive particle velocity nephogram

圖5 扇形噴嘴內(nèi)外流場(chǎng)磨料顆粒速度三維視圖Fig.5 Three dimensional view of abrasive particle velocity of internal and external flow field of fan nozzle: a) from Z-axis to XOY plane; b) face YOZ plane from X-axis direction; c) from X-axis to YOZ plane

圖6 扇形噴嘴出口段磨料顆粒運(yùn)動(dòng)示意圖Fig.6 Schematic diagram of abrasive particle movement at fan nozzle outlet section

速度云圖出現(xiàn)空白，說(shuō)明此處沒(méi)有顆粒出現(xiàn)，去除3PE 防腐層時(shí)，只能通過(guò)水流的沖擊來(lái)實(shí)現(xiàn)，這對(duì)扇形磨料水射流去除3PE 防腐層是不利的，因此必須將靶物（即3PE 防腐層）控制在分叉點(diǎn)前。確定分叉點(diǎn)位置，有利于利用扇形磨料水射流去除3PE 防腐層時(shí)控制合適的靶距，但若要準(zhǔn)確定位磨料顆粒速度分叉點(diǎn)位置，須對(duì)軸線附近區(qū)域進(jìn)行全面搜索，以確定哪個(gè)點(diǎn)之后的速度云圖出現(xiàn)空白，工作量大。由于分叉點(diǎn)在X軸軸線附近，為便于確定分叉點(diǎn)位置，文章以扇形噴嘴內(nèi)外流場(chǎng)中心軸線上開(kāi)始出現(xiàn)空白的點(diǎn)作為其分叉點(diǎn)。確定分叉點(diǎn)位置的具體步驟為：首先，基于MATLAB 軟件和扇形噴嘴內(nèi)外流場(chǎng)磨料顆粒速度數(shù)據(jù)，編制程序，繪制XOZ平面磨料顆粒速度云圖，如圖7a 所示；其次，對(duì)速度云圖進(jìn)行灰度處理，即將原來(lái)不同區(qū)域速度對(duì)應(yīng)不同顏色的速度云圖彩圖轉(zhuǎn)換成速度不為零處均為黑色，其余均為白色（速度云圖線條之間的空白除外，這是由于模擬計(jì)算時(shí)，采用DPM 求解器非穩(wěn)態(tài)顆粒追蹤方式，速度云圖線條之間的空白是指兩條線之間的磨料顆粒速度沒(méi)有變化，模擬計(jì)算中磨料顆粒速度數(shù)據(jù)未更新，即此處沒(méi)有數(shù)據(jù)，故呈現(xiàn)空白）的黑白圖片，如圖7b 所示；之后，再對(duì)黑白圖片進(jìn)行二值化處理，將呈現(xiàn)黑色的數(shù)據(jù)點(diǎn)位置設(shè)置為0，白色區(qū)域位置全置為1；最后，通過(guò)搜索分叉點(diǎn)位置，對(duì)軸線上0、1 數(shù)據(jù)進(jìn)行搜索，找到開(kāi)始出現(xiàn)1 的位置，則該位置即為分叉點(diǎn)位置。同時(shí)，扇形磨料水射流去除3PE 防腐層主要依靠磨料顆粒對(duì)3PE 防腐層的沖擊作用[24-26]，磨料顆粒的速度及其分布規(guī)律對(duì)去除3PE 防腐層的效率至關(guān)重要，故以分叉點(diǎn)前扇形噴嘴的磨料顆粒速度和分布規(guī)律來(lái)研究去除3PE 防腐層的效率。

圖7 分叉點(diǎn)位置確定Fig.7 Determination of bifurcation point position: a) velocity nephogram at XOZ plane; b) black and white image after grayscale processing

3.3.2 V 型槽半角α對(duì)扇形磨料水射流流場(chǎng)特性的影響

對(duì)α2/r=1，b=0 mm，V 型槽半角α分別為10°、15°、20°、25°、30°（此時(shí)d分別為1.52、1.26、1.11、1.02、0.96 mm）的扇形噴嘴內(nèi)外流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，得到不同α的扇形噴嘴磨料水射流內(nèi)外流場(chǎng)的磨料顆粒速度數(shù)據(jù)，按照3.3.1 所述方法，得到其分叉點(diǎn)位置（以靶距，即某一位置距扇形噴嘴出口的距離來(lái)表示）分別是17.54、37.87、18.45、37.49、28.22 mm。

圖8 是α2/r=1、b=0 mm、α=15°、d=1.26 mm 時(shí)，扇形噴嘴在不同靶距下的磨料顆粒速度云圖。從圖中可以看出，當(dāng)靶距較小時(shí)，磨料顆粒的速度分布不穩(wěn)定，在靶距為17.37 mm 后，達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定階段且呈彎月型，即由于重力作用，磨料顆粒有向下運(yùn)動(dòng)的趨勢(shì)。噴嘴噴出的扇形磨料水射流中間靠上部分存在磨料顆粒的空白區(qū)，沒(méi)有磨料顆粒的存在，這對(duì)于3PE防腐層的均勻去除是不利的。同時(shí)，從圖中可以看出，同一截面的磨料顆粒本身位置及速度分布并不均勻，且扇形噴嘴在不同截面的磨料顆粒速度分布規(guī)律存在差異。靶距為17.37、27.37、37.37 mm 時(shí)，其磨料顆粒速度云圖相對(duì)于靶距為0、7.37 mm 的云圖有明顯的不同。同時(shí)，磨料顆粒的速度隨著靶距的增加，總體呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，靠近Z軸，Y軸軸線附近的磨料顆粒速度相對(duì)較大。研究表明，其他結(jié)構(gòu)的扇形噴嘴磨料顆粒速度云圖同樣存在相同的規(guī)律。這可能是兩個(gè)方面的原因：一是扇形磨料水射流從噴嘴噴出后，磨料顆粒在射流中運(yùn)動(dòng)時(shí)除了受重力作用之外，更多地受到射流紊流帶動(dòng)、磨料顆粒之間碰撞的影響，而射流紊流以及磨料顆粒之間碰撞對(duì)磨料顆粒運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的影響存在很大的不確定性，導(dǎo)致在同一截面上磨料顆粒本身位置及速度分布不均勻。二是當(dāng)靶距為0 mm，即截面位于噴嘴出口截面位置時(shí)，射流剛從受限的噴嘴內(nèi)流道噴出，沿Z軸方向的擴(kuò)散較小，集中在Z軸方向較窄的范圍內(nèi)，隨著靶距的增加，射流不斷卷吸周?chē)諝猓淞鬟吔鐚印M截面積增加；當(dāng)靶距為7.37 mm 時(shí)，由于截面位置距噴嘴出口截面較近，扇形磨料水射流正處于射流寬度逐漸增大的階段，磨料顆粒的分布范圍相對(duì)于靶距為0 mm 時(shí)變化較??；而當(dāng)靶距達(dá)到17.37 mm 甚至更大時(shí)，扇形磨料水射流獲得較充分的發(fā)展，磨料顆粒分布形狀趨于穩(wěn)定。

圖8 α=15°時(shí)不同靶距下磨料顆粒速度云圖Fig.8 Abrasive particle velocity nephogram on different standoff distances at α=15° : a) standoff distance is zero;b) standoff distance is 7.37 mm; c) standoff distance is 17.37 mm; d) standoff distance is 27.37 mm; e) standoff distance is 37.37 mm

圖9 不同α 值扇形噴嘴磨料顆粒平均速度變化曲線圖Fig.9 Curve of average velocity of abrasive particle under different α values

另一方面，不同扇形噴嘴在相同截面下的磨料顆粒速度分布亦不同，為了更好地比較不同結(jié)構(gòu)參數(shù)扇形噴嘴的射流性能，計(jì)算不同噴嘴外流場(chǎng)分叉點(diǎn)前不同截面的磨料顆粒速度平均值，得到不同α值的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度變化曲線圖，如圖9 所示。從圖中可以看出，當(dāng)靶距逐漸增大時(shí)，不同α值的噴嘴磨料顆粒平均速度在靶距小于10 mm 左右時(shí)下降速度較快，而后緩慢下降。當(dāng)靶距較?。ā? mm）時(shí)，按磨料顆粒平均速度從大到小排序依次是α=30°、25°、20°、10°、15°，在其余大部分靶距下，平均速度變化曲線存在交叉。同時(shí)，從靶距大于12 mm，直至α=15°扇形噴嘴分叉點(diǎn)位置，α=15°噴嘴的磨料顆粒平均速度大于其他結(jié)構(gòu)參數(shù)下的磨料顆粒平均速度。

α=15°與α=25°噴嘴的磨料顆粒平均速度較為接近，分叉點(diǎn)位置較靠后，即有效靶距較大，因此從磨料顆粒平均速度和有效靶距兩個(gè)方面發(fā)現(xiàn)，α=15°與α=25°為較優(yōu)取值。

圖10 α=25°時(shí)不同靶距下磨料顆粒速度云圖Fig.10 Abrasive particle velocity nephogram on different standoff distances at α=25°; a) standoff distance is 0;b) standoff distance is 7.37 mm; c) standoff distance is 17.37 mm; d) standoff distance is 27.37 mm; e) standoff distance is 37.37 mm

圖10 是α2/r=1、b=0 mm、α=25°、d=1.02 mm 參數(shù)下，不同靶距扇形噴嘴對(duì)應(yīng)的磨料顆粒速度云圖。從圖中可以看出，極少數(shù)的磨料顆粒存在逃逸現(xiàn)象，散落到離磨料顆粒集中區(qū)較遠(yuǎn)的地方。如果磨料顆粒速度較高，可能在去除3PE 防腐層時(shí)，形成蝕坑，實(shí)際去除3PE 防腐層作業(yè)中，可能由于蝕坑處再次受到磨料顆粒的作用而損傷3PE 防腐管金屬本體。同時(shí)，相較于圖8，α=25°時(shí)磨料顆粒集中區(qū)的作用范圍比α=15°時(shí)要小。因此，利用扇形磨料水射流去除3PE防腐層時(shí)，應(yīng)設(shè)置一定的靶距，獲取更寬的靶距調(diào)節(jié)范圍和磨料顆粒作用范圍。同時(shí)，在某一靶距下，要有較高的磨料顆粒速度和較大的作用范圍，以更快地去除3PE 防腐層，當(dāng)α=15°時(shí)，效果較優(yōu)。

3.3.3 V 型槽的相對(duì)偏移量b對(duì)扇形磨料水射流流場(chǎng)特性的影響

以α2/r=1 和α=15°為固定參數(shù)，b分別取0、0.2、0.4、0.6、0.8、1、1.2 mm（此時(shí)d分別為1.26、1.51、1.80、2.13、2.47、2.82、3.18 mm）的扇形噴嘴內(nèi)外流場(chǎng)，作為數(shù)值模擬研究對(duì)象，按照3.3.1 所述方法，得到其分叉點(diǎn)位置分別是37.87、18.45、4.3、38.14、29.47、16.29、27.61 mm。

圖11 是不同b值的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度變化曲線圖。從圖中可以看出，在靶距逐漸增大到10 mm 過(guò)程中，不同b值的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度下降較快，超過(guò)10 mm 后，下降緩慢。在大部分靶距下，不同b值的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度變化曲線都存在交叉，其中b=0 mm 和b=0.6 mm 的噴嘴在靶距約為19 mm 之后的磨料顆粒速度比較接近（30～50 m/s），且明顯比其他b值的扇形噴嘴大。

圖11 不同b 值的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度變化曲線Fig.11 Variation curve of average velocity of fan-shaped nozzle abrasive particles with different b value

圖12 是α2/r=1、b=0.6 mm、α=15°、d=2.13 mm的扇形噴嘴在不同靶距下的磨料顆粒速度云圖。從圖中可以看出，當(dāng)靶距較小時(shí)，磨料顆粒的速度分布不穩(wěn)定。在靶距為17.37 mm 后，達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定階段，磨料顆粒速度和作用范圍變化較小?？傮w而言，磨料顆粒繞外流場(chǎng)中軸線呈圓形分布，外流場(chǎng)中軸線兩側(cè)集中分布了較多的高速磨料顆粒。

將圖12 與圖8 進(jìn)行對(duì)比，從磨料顆粒速度云圖Y軸、Z軸的坐標(biāo)范圍可知，當(dāng)靶距為17.37、27.37、37.37 mm 時(shí)，α2/r=1、b=0.6 mm、α=15°、d=2.13 mm的扇形噴嘴磨料顆粒作用范圍較大，有利于利用磨料顆粒去除管道3PE 的防腐層。因此，選取b=0.6 mm作為較優(yōu)取值。

圖12 α2/r=1、d=2.13 mm 時(shí)不同靶距下磨料顆粒速度云圖Fig.12 Abrasive particle velocity nephogram under different standoff distances when α2/r=1 and d=2.13 mm: a) standoff distance is 0; b) standoff distance is 7.37 mm; c) standoff distance is 17.37 mm; d) standoff distance is 27.37 mm;e) standoff distance is 37.37 mm

3.3.4 橢圓半長(zhǎng)軸長(zhǎng)度與噴嘴圓柱段截面半徑的比值α2/r對(duì)扇形磨料水射流流場(chǎng)特性的影響

以b=0.6 mm 和α=15°為固定參數(shù)，α2/r分別取1、2、3（此時(shí)d分別為2.13、1.38、1.15 mm）的扇形噴嘴內(nèi)外流場(chǎng)，作為數(shù)值模擬研究對(duì)象，按照3.3.1 所述方法，得到其分叉點(diǎn)分別是38.14、16.02、33.68 mm。

圖13 是不同α2/r值的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度變化曲線圖。從圖中可以看出，橢圓半長(zhǎng)軸長(zhǎng)度與噴嘴圓柱段截面半徑的比值α2/r對(duì)磨料顆粒速度有較大影響，當(dāng)靶距逐漸增大時(shí)，不同α2/r值時(shí)候的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度均逐漸減小。α2/r=3 時(shí)扇形噴嘴的磨料顆粒平均速度，明顯要比其他α2/r值時(shí)的值大。其原因是，當(dāng)α2/r=3 時(shí)，噴嘴橢球段相對(duì)較長(zhǎng)，磨料顆粒在噴嘴內(nèi)部經(jīng)過(guò)較長(zhǎng)距離加速后，噴嘴出口速度相對(duì)較大。在靶距為9.2 mm 直至分叉點(diǎn)之間，按磨料顆粒平均速度從大到小排序依次是：α2/r=3、1、2。

圖13 不同α2/r 值的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度變化曲線圖Fig.13 Variation curve of average velocity of fan-shaped nozzle abrasive particles with different α2/r values

圖14 是α2/r=3、b=0.6 mm、α=15°、d=1.15 mm的扇形噴嘴在不同靶距下磨料顆粒速度云圖。從圖中可以看出，靶距為17.37～37.37 mm 時(shí)，磨料顆粒主要分布在y<0 的區(qū)域，即由于重力作用，磨料顆粒位于噴嘴外流場(chǎng)軸線的下方。同時(shí)，相比于圖12，α2/r=3時(shí)，磨料顆粒的分布范圍較窄，即作用范圍較小。因此，綜合考慮分叉點(diǎn)位置、磨料顆粒速度和作用范圍等因素的影響，取α2/r=1 作為較優(yōu)取值。擬用α2/r=1、α=15°、b=0.6 mm、d=2.13 mm，作為去除3PE 防腐層的軸向扇形噴嘴的結(jié)構(gòu)參數(shù)。

圖14 α2/r=3、d=1.15 mm 時(shí)不同靶距下磨料顆粒速度云圖Fig.14 Abrasive particle velocity nephogram under different standoff distances when α2/r=3 and d=1.15 mm: a) standoff distance is 0; b) standoff distance is 7.37 mm; c) standoff distance is 17.37 mm; d) standoff distance is 27.37 mm;e) standoff distance is 37.37 mm

4 結(jié)論

1）沿射流流動(dòng)方向，扇形噴嘴收縮段鄰近圓柱段區(qū)域的磨料顆粒速度增加明顯；圓柱段的磨料顆粒速度增加不明顯。由于噴嘴流通面積減小或V 型槽致使流道形狀改變，進(jìn)入扇形噴嘴橢圓段后直至噴嘴出口處，磨料顆粒速度總體增加，但其中的速度分布呈現(xiàn)復(fù)雜規(guī)律，在射流的兩側(cè)邊緣存在高速區(qū)。扇形噴嘴外流場(chǎng)中，磨料顆粒速度呈減小趨勢(shì)。同時(shí)，磨料顆粒速度云圖在X軸某一位置以后，出現(xiàn)分叉現(xiàn)象，速度云圖在分叉點(diǎn)往后部分區(qū)域出現(xiàn)空白，即在分叉點(diǎn)之后，外流場(chǎng)的某些區(qū)域沒(méi)有磨料顆粒的存在。

2）不同結(jié)構(gòu)參數(shù)軸向扇形噴嘴產(chǎn)生的扇形磨料水射流，其磨料顆粒速度云圖分叉點(diǎn)位置不同。

3）綜合考慮磨料顆粒速度大小、作用范圍、分叉位置等因素的影響，優(yōu)選出擬用于去除3PE 防腐層的軸向扇形噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)：α2/r=1，α=15°，b=0.6 mm，d=2.13 mm。最佳靶距為17.37～37.37 mm。