扇形噴嘴射流行為的數(shù)值模擬研究

(1.遼寧石油化工大學 石油天然氣工程學院，遼寧 撫順 113001； 2.中國石油天然氣股份有限公司遼寧銷售倉儲分公司 設備工程部，遼寧 沈陽 110000)

隨著水射流技術(shù)的發(fā)展，高壓水射流技術(shù)已廣泛應用于工業(yè)清洗、除銹與機械切割等工藝中[1-3]。噴嘴作為水射流工藝中轉(zhuǎn)化射流能的主要元件，其性能的好壞直接影響著高壓水射流技術(shù)的實際應用[4]。噴嘴按形狀可分為針形噴嘴、扇形噴嘴和異型噴嘴等，其中扇形噴嘴由于其噴嘴形狀可以產(chǎn)生平坦均勻的扁平射流，射流致密性好，而且射流擴散角變化范圍很廣，因此成功應用于高壓水射流中[5-6]。任小增通過實驗方法研究了扇形噴嘴的射流特性及磨損行為，分析討論了扇形噴嘴磨損的影響因素和減磨措施[7]。歐陽聯(lián)格等研究了非結(jié)構(gòu)參數(shù)如入口壓力、靶面距離和傾斜角度對射流特性的影響，解決了高壓扇形噴嘴的非結(jié)構(gòu)參數(shù)的匹配問題[8]。Jeffery和Joshua等采用實驗方法對扇形噴嘴射流的運動特性和穩(wěn)定性進行了研究[9-10]。

本文以扇形噴嘴射流行為為研究對象，采用數(shù)值模擬方法，研究不同參數(shù)如扇形噴嘴入口壓力、收縮角(入口直徑)、V型切槽半角對扇形噴嘴射流行為的影響，得到不同參數(shù)對扇形噴嘴內(nèi)部及外部射流特性的影響規(guī)律，研究結(jié)果對扇形噴嘴的設計具有一定的指導意義。

1 模型建立

1.1物理模型

扇形噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示，其中影響性能的主要參數(shù)包括收縮角β、入口直徑D、射流出口段直徑d、射流出口段長度和V型切槽的半角α。本文假設扇形噴嘴收縮段長度L和射流出口段直徑d為恒定值，通過改變噴嘴入口直徑D來調(diào)節(jié)扇形噴嘴的收縮角度。為了分析不同參數(shù)變化對扇形噴嘴射流特性的影響，表1給出了本文數(shù)值模擬研究的主要參數(shù)和扇形噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)。

圖1 扇形噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖

表1 數(shù)值模擬參數(shù)及數(shù)值

1.2數(shù)學模型

1.2.1控制方程

由于扇形噴嘴射流過程屬于湍流，故采用三維Navier-Stokes方程作為數(shù)值模擬求解過程的控制方程，并用標準k-ε湍流模型建立封閉控制方程組。

不可壓縮流體的連續(xù)性方程：

(1)

動量方程：

(2)

湍動能k方程：

(3)

湍動能耗散率ε方程：

(4)

1.2.2邊界條件及網(wǎng)格劃分

扇形噴嘴及射流區(qū)的邊界條件設置如圖2所示。扇形噴嘴入口設置為壓力入口，設定水的體積分數(shù)為1，即初始狀態(tài)噴嘴內(nèi)部充滿水；出口設置為壓力出口，壓力值設為1個大氣壓；噴嘴內(nèi)壁設置為壁面，其他噴嘴外部區(qū)域均設置為壓力出口。外流場區(qū)域的長度設置為0.5 m。由于扇形噴嘴內(nèi)流體區(qū)域結(jié)構(gòu)比較復雜，因此本文采用四面體網(wǎng)格和六面體網(wǎng)格相結(jié)合的方式對整個流體區(qū)域進行網(wǎng)格劃分。其中，噴嘴內(nèi)部和射流沖擊區(qū)采用六面體網(wǎng)格劃分，噴嘴出口處采用四面體網(wǎng)格進行劃分，計算區(qū)域網(wǎng)格劃分如圖3所示。整個流體區(qū)域劃分網(wǎng)格的總數(shù)量約為118萬。

圖2 扇形噴嘴及射流區(qū)的邊界條件設置

圖3 扇形噴嘴和整個流體區(qū)域網(wǎng)格劃分

1.2.3 求解過程

本文計算過程中壓力-速度耦合算法采用Coupled，對于梯度、壓力、動量和體積分數(shù)的空間離散，分別采用Least squares cell based、PRESTO、Second order upwind和GeoFraction方法。當連續(xù)方程的質(zhì)量源項和各速度分量的相對殘差值小于1.0×10-4時認為收斂。數(shù)值模擬過程中采用VOF(Volume of Fluid，簡稱VOF)兩相流模型模擬氣-水兩相相互作用，其中空氣設置為主相，水設置為第二相。

2 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

2.1 入口壓力的影響

在扇形噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)固定的條件下，入口壓力的大小對扇形噴嘴射流特性影響很大。本文分別對入口壓力P為5、10和15 MPa的扇形噴嘴射流特性進行仿真分析。圖4～圖6分別給出了不同入口壓力條件下YOZ截面(視線垂直于V型槽)、XOY截面(視線平行于V型槽)和XOZ截面(壓力出口)內(nèi)扇形噴嘴射流的速度云圖。其中，噴嘴入口直徑D為8 mm，V型切槽半角α為30°。由圖4可知，高壓的水通過扇形噴嘴出口后，在YOZ截面內(nèi)形成了扇形分布的射流。隨著入口壓力的增加，扇形噴嘴射流核心區(qū)的最大速度顯著增大，入口壓力為5、10和15 MPa時的最大速度分別達到了96、134和166 m/s，且在距離噴嘴0.5 m處的射流沖擊寬度(沿Z方向的沖擊寬度)略有增加。圖5為XOY截面內(nèi)速度云圖，此時高壓水經(jīng)過扇形噴嘴后在XOY截面內(nèi)形成一個沖擊寬度很窄的帶狀射流，且隨著入口壓力的增加，扇形噴嘴射流核心區(qū)的最大速度增加。圖6給出了壓力出口處(XOZ截面內(nèi))速度分布云圖。由圖6可知，高壓水經(jīng)過扇形噴嘴后在壓力出口截面內(nèi)形成了沿X方向沖擊寬度很小，而沿Z方向沖擊方向很寬的狹長帶狀射流區(qū)域。同時可以看出，隨著入口壓力增加，扇形射流沿Z方向的沖擊速度增大，沖擊寬度變化不顯著。

圖4 不同入口壓力條件下YOZ截面內(nèi)速度云圖

圖5 不同入口壓力條件下XOY截面內(nèi)速度云圖

圖6 不同入口壓力條件下XOZ截面內(nèi)速度云圖

圖7(a)和圖7(b)分別為YOZ截面內(nèi)射流核心處和距扇形噴嘴出口Y=0.1 m處水的速度分布。由圖7(a)可知，高壓水經(jīng)由扇形噴嘴噴出過程中，水的流速實現(xiàn)了兩次加速過程。第一次加速發(fā)生在噴嘴收縮段處，由于噴嘴截面變小，在拐角處水的流速達到最大值；此后，水在扇形噴嘴圓柱段內(nèi)持續(xù)加速，在噴嘴出口處隨著截面收縮實現(xiàn)第二次加速。由圖7(b)可知，在距扇形噴嘴出口Y=0.1 m處，隨著入口壓力的增大，水的流速最大值由87 m/s增加至152 m/s。

圖7 不同入口壓力條件下水的速度分布

2.2 入口直徑的影響

圖8～圖10分別給出了不同入口直徑D條件下YOZ截面、XOY截面和XOZ截面(壓力出口)內(nèi)扇形噴嘴射流的速度云圖。其中，噴嘴入口壓力P為10 MPa，V型切槽半角α為30°。由圖8～圖10可知，入口直徑D變化對扇形噴嘴外流場區(qū)域射流特性影響并不明顯。隨著入口直徑的增加，扇形噴嘴射流核心區(qū)域(外流場區(qū)域)流速最大值先減小后增加，其最大值分別為134.2、131.6和134.0 m/s。

圖8 不同入口直徑條件下YOZ截面內(nèi)速度云圖

圖9 不同入口直徑條件下XOY截面內(nèi)速度云圖

圖10 不同入口直徑條件下XOZ截面內(nèi)速度云圖

入口直徑D變化主要影響的是扇形噴嘴內(nèi)部射流特性。圖11給出了不同入口直徑條件下扇形噴嘴內(nèi)部速度分布云圖。由圖11可知，由于扇形噴嘴入口直徑D的改變，噴嘴圓柱段內(nèi)的速度發(fā)生了顯著變化。當入口直徑較小時，速度最大值區(qū)域主要集中在噴嘴圓柱段中心；當入口直徑增加至8 mm時，速度最大值區(qū)域向噴嘴圓柱段壁面處擴大；當入口直徑增大至10 mm時，速度最大值區(qū)域又向噴嘴圓柱段中心集中。

圖11 不同入口直徑條件下扇形噴嘴內(nèi)部速度云圖

圖12(a)和圖12(b)分別為YOZ截面內(nèi)射流核心處和距扇形噴嘴出口Y=0.1m處水的速度分布。由圖12可知，與改變?nèi)肟趬毫ο啾?，改變?nèi)肟谥睆紻后，水由扇形噴嘴出口進入到外流場區(qū)域后，隨著入口直徑的增加，沿Y方向上的速度值衰減很快；沿Z方向上，在Y=0.1 m處射流核心處流速最大值變化并不明顯。

圖12 不同入口直徑條件下水的速度分布

2.3 V型切槽半角的影響

圖13～圖15分別給出了不同V型切槽半角條件下YOZ截面、XOY截面和XOZ截面內(nèi)扇形噴嘴射流的速度云圖。其中，噴嘴入口壓力P為10 MPa，入口直徑D為8 mm。由圖13和圖14可知，當V型切槽半角由30°增加至60°時，YOZ截面內(nèi)扇形噴嘴射流核心區(qū)域內(nèi)速度最大值由134 m/s增加至 139 m/s。XOY截面內(nèi)速度變化不顯著。由圖13和圖15可知，V型切槽半角的增加顯著降低了扇形噴嘴射流的沖擊寬度，且射流沖擊區(qū)域內(nèi)速度顯著增加。當V型切槽半角由30°增加至60°時，扇形噴嘴射流的沖擊寬度由0.34 m降低至0.12 m。

圖13 不同V型切槽半角條件下YOZ截面內(nèi)速度云圖

圖14 不同V型切槽半角條件下XOY截面內(nèi)速度云圖

圖15 不同V型切槽半角條件下XOZ截面內(nèi)速度云圖

圖16(a)和圖(b)分別為YOZ截面內(nèi)射流核心處和距扇形噴嘴出口Y=0.1 m處水的速度分布。由圖16(a)可知，當V型切槽半角為30°時，外流場區(qū)域內(nèi)水的流速衰減顯著；當V型切槽半角逐漸增大時，外流場區(qū)域內(nèi)水的流速衰減強度減弱。由圖16(b)可知，當V型切槽半角由30°增加至60°時，距扇形噴嘴出口Y=0.1 m處水的速度最大值由122 m/s增加至133 m/s。由此可知，V型切槽半角減小有利于增大扇形噴嘴射流的沖擊寬度，降低水的沖擊速度。

圖16 不同V型切槽半角條件下水的速度分布

3 結(jié) 論

本文以高壓扇形噴嘴射流行為為研究對象，采用數(shù)值模擬方法對不同的入口壓力、入口直徑(收縮角)和V型切槽半角條件下扇形噴嘴特性進行分析，得到以下結(jié)論：

(1)扇形噴嘴的主要參數(shù)，即入口壓力、入口直徑(收縮角)和V型切槽半角對扇形噴嘴內(nèi)部及外部流場均具有一定的影響，各參數(shù)的變化對扇形噴嘴射流特性起著十分重要作用。

(2)入口壓力和V型切槽半角對扇形噴嘴外流場影響顯著。在本文參數(shù)范圍內(nèi)，增大入口壓力可顯著增加射流沖擊核心區(qū)域內(nèi)水的速度，但射流沖擊寬度變化不顯著；增大V型切槽半角可顯著減小射流的沖擊寬度，但射流核心區(qū)內(nèi)水的流速顯著增大。

(3)在本文參數(shù)范圍內(nèi)，扇形噴嘴入口直徑(收縮角)的增加對外流場區(qū)域內(nèi)射流特性影響不明顯，但卻顯著改變了噴嘴內(nèi)部的流動特性。