雷傳超，鄧松圣，管金發(fā)，陳曉晨，張滕飛

(中國人民解放軍后勤工程學(xué)院 軍事供油工程系，重慶 401311)

淹沒型空化水射流流場(chǎng)數(shù)值模擬與沖蝕實(shí)驗(yàn)研究

雷傳超，鄧松圣，管金發(fā)，陳曉晨，張滕飛

(中國人民解放軍后勤工程學(xué)院 軍事供油工程系，重慶 401311)

通過耦合空化模型和混合模型對(duì)角形噴嘴在淹沒條件下產(chǎn)生的空化水射流流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，同時(shí)利用沖蝕實(shí)驗(yàn)對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。結(jié)果表明：空化首先在圓柱段和擴(kuò)散段交界上產(chǎn)生，并隨著射流方向向前發(fā)展，流場(chǎng)在35 s后達(dá)到穩(wěn)定；氣含率隨壓力的增加而增大，沖蝕實(shí)驗(yàn)最佳的工作壓力為15 MPa；湍動(dòng)能主要集中在射流與周圍流體之間的剪切層；相同條件下，淹沒水射流的沖蝕能力是非淹沒水射流的5～8倍。

角形噴嘴；空化水射流；數(shù)值模擬；沖蝕性能

空化水射流是一種新型高效的水射流，其沖擊壓力可以達(dá)到普通射流沖擊壓力的8.6～124倍[1]，且沖蝕范圍比較大，因此具有良好的應(yīng)用前景。目前空化水射流已經(jīng)在煤礦開采、石油鉆井、船舶清洗、鋼材除銹、有毒物質(zhì)降解等方面取得了比較廣泛的應(yīng)用[2]。大量研究表明：在淹沒環(huán)境里，當(dāng)空化數(shù)σ≤0.5時(shí)，射流必然產(chǎn)生穩(wěn)定的空化[3]。然而，人們對(duì)于淹沒型空化水射流結(jié)構(gòu)和流場(chǎng)分布的研究還不完善[4]，從而限制了淹沒型空化水射流在工業(yè)生產(chǎn)中的進(jìn)一步應(yīng)用。

淹沒型空化水射流流場(chǎng)復(fù)雜，僅僅依靠實(shí)驗(yàn)很難了解射流內(nèi)部的流場(chǎng)分布，且該方法存在成本高、周期長的特點(diǎn)，而用傳統(tǒng)的理論分析方法計(jì)算流場(chǎng)也有很大的困難[5]。目前，研究人員主要借助CFD軟件對(duì)淹沒空化水射流流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，該方法具有省時(shí)、省力且準(zhǔn)確度高的特點(diǎn)。截止目前，對(duì)空化水射流進(jìn)行數(shù)值模擬的方法主要有2類：一是雙流體方法；二是兩相流方法。雙流體方法通過分別計(jì)算液相和氣相來描述空化現(xiàn)象，其計(jì)算流體的區(qū)域強(qiáng)烈依賴用于評(píng)價(jià)氣相和液相交互性質(zhì)的物理模型，計(jì)算相對(duì)不便。兩相流方法假設(shè)氣相和液相有相同的速度，把它們看成一個(gè)整體。該方法計(jì)算方便、準(zhǔn)確，目前已得到了廣泛的應(yīng)用[6]。本文應(yīng)用兩相流方法，通過耦合空化模型和湍流模型對(duì)淹沒型空化水射流流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，以氣含率作為空化流場(chǎng)強(qiáng)度的評(píng)價(jià)指標(biāo)，揭示了空化的產(chǎn)生及發(fā)展過程，得到了流場(chǎng)內(nèi)速度及氣相分布，最后通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了淹沒水射流具有優(yōu)越的沖蝕性能。

1 計(jì)算模型及前處理

1.1 數(shù)學(xué)方程

淹沒水射流流場(chǎng)屬于氣液兩相流，同時(shí)又屬于湍流流動(dòng)。因此，采用多相流模型結(jié)合空化模型和湍流模型對(duì)水射流流場(chǎng)進(jìn)行模擬。多相流模型包括VOF(Volume of Fluid)模型、歐拉(Eulerian)模型和混合(Mixture)模型。Mixture模型和Eulerian模型適合分散相的體積分?jǐn)?shù)超過10%的情形[7]，但歐拉模型計(jì)算時(shí)間長且求解易發(fā)散[8]，因此，多相流模型選擇混合(Mixture)模型。

混合模型的連續(xù)性方程為

(1)

混合模型的動(dòng)量方程為

(2)

FLUENT14.5提供了2種空化模型，即Schnerr and Sauer模型和Zwart-Gerber-Belamri模型。Schnerr and Sauer模型在壓力系數(shù)計(jì)算方面更有優(yōu)勢(shì)，且計(jì)算更穩(wěn)定，易于收斂[9]，一般選用Schnerr and Sauer模擬空化現(xiàn)象。空化氣穴模型的體積分?jǐn)?shù)方程為

(3)

Realizablek-ε模型滿足對(duì)雷諾應(yīng)力的約束條件，可以在雷諾應(yīng)力上保持與真實(shí)湍流一致，且可以更精確地描述圓形射流的擴(kuò)散速度。湍流模型選用Realizablek-ε模型，其由湍動(dòng)能k方程和耗散率ε方程組成。湍動(dòng)能k方程為

(4)

耗散率ε方程為

(5)

1.2 噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)及網(wǎng)格劃分

噴嘴采用角形噴嘴。角形噴嘴收縮段長度E為20 mm，收縮角Φ為13°，圓柱段長度I為8 mm，內(nèi)徑d0為1 mm，角形噴嘴擴(kuò)散角θ為60°，噴嘴結(jié)構(gòu)如圖1所示。計(jì)算區(qū)域包括部分高壓管道、噴嘴及射流發(fā)生器，出口為環(huán)形出口，設(shè)置在發(fā)生器左邊最外側(cè)。計(jì)算區(qū)域使用GAMBIT進(jìn)行網(wǎng)格劃分，因?yàn)橛?jì)算區(qū)域成軸對(duì)稱，所以取計(jì)算區(qū)域的一半進(jìn)行離散化。發(fā)生器尺寸為φ120 mm×60 mm。對(duì)噴嘴圓柱段、擴(kuò)散段及出口處的網(wǎng)格進(jìn)行加密，具體網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖1 角形噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 流場(chǎng)半剖面網(wǎng)格劃分

1.3 邊界條件

計(jì)算區(qū)域入口為壓力入口，對(duì)于瞬態(tài)問題，其計(jì)算結(jié)果與初始狀態(tài)緊密相關(guān)，因此靜壓的設(shè)置一定要準(zhǔn)確。靜壓的計(jì)算公式為

(6)

式中：ps為靜壓；p0為總壓；v為入口速度，本文采用穩(wěn)態(tài)時(shí)的入口速度。

計(jì)算區(qū)域出口為壓力出口，大小為101 325 Pa。湍流參數(shù)選擇水力直徑和湍流強(qiáng)度。湍流強(qiáng)度可根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式來估算：

(7)

在固壁上采用無滑移條件，忽略重力作用，近壁區(qū)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法。

1.4 數(shù)學(xué)離散方法

微分方程的離散采用有限體積法，模擬采用基于壓力的求解器。為了加速收斂，壓力校正方法采用SIMPLEC算法，離散格式采用二階迎風(fēng)格式。

2 數(shù)值模擬結(jié)果與討論

2.1 空化產(chǎn)生及發(fā)展過程

圖3顯示了入口壓力為10 MPa時(shí)，氣含率隨時(shí)間變化的云圖。數(shù)值模擬結(jié)果顯示：空化最初在噴嘴圓柱段與擴(kuò)散段交界處產(chǎn)生，且從壁面到對(duì)稱軸呈現(xiàn)出逐漸減小的趨勢(shì)。這說明在交界處形成了低壓區(qū)，此時(shí)空泡數(shù)量很少，隨著時(shí)間的推移，空泡逐漸向擴(kuò)散段及發(fā)生器擴(kuò)展。當(dāng)T=1.2 s時(shí)，在發(fā)生器靠近對(duì)稱軸的區(qū)域出現(xiàn)了空泡。一是由于擴(kuò)散段空泡被射流主體攜帶向發(fā)生器方向移動(dòng)；二是由于射流主體與周圍液體存在很大的速度梯度，在水的黏性力和反向壓差的作用下，射流邊界產(chǎn)生了漩渦，形成了低壓區(qū)，導(dǎo)致了空泡的產(chǎn)生。在T=5 s時(shí)，在反應(yīng)器靠近對(duì)稱軸2～4 cm的區(qū)域出現(xiàn)了圓形空化區(qū)域，面積相對(duì)較小，可能是由于流體的脈動(dòng)產(chǎn)生的。當(dāng)T=35 s時(shí)，空化區(qū)域基本上擴(kuò)散到整個(gè)流場(chǎng)，此后隨著時(shí)間的推移，空泡區(qū)域范圍大小基本不變，流場(chǎng)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。圖4顯示氣含率在開始階段迅速增長，在13 s時(shí)達(dá)到最大值，隨后略有下降，到35 s時(shí)基本達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，穩(wěn)定時(shí)氣含率為0.37。從以上分析可以看出：淹沒條件下水射流能夠有效地產(chǎn)生空化。

圖3 不同時(shí)刻氣含率云圖

圖4 氣含率隨時(shí)間變化曲線

2.2 入口壓力與氣含率的關(guān)系

圖5顯示了氣含率與入口壓力的關(guān)系。從圖5可以看出：隨著入口壓力的增加，氣含率總體呈現(xiàn)增加的趨勢(shì)；當(dāng)入口壓力由2 MPa增加到5 MPa時(shí)，氣含率迅速增長，空泡急劇增多，射流空化程度迅速增強(qiáng)；當(dāng)入口壓力由5 MPa增加到15 MPa時(shí)，氣含率繼續(xù)增加，但是增長速度逐漸減緩，入口壓力對(duì)空化的影響逐漸減小；當(dāng)入口壓力由15 MPa增加到25 MPa時(shí)，氣含率基本不變，說明此時(shí)提高入口壓力對(duì)空化強(qiáng)度基本沒有影響。因此，綜合考慮射流沖蝕性能與能耗，空化水射流作業(yè)時(shí)最佳的入口壓力為15 MPa。

圖5 入口壓力與入口壓力關(guān)系

2.3 速度、湍動(dòng)能分布

圖6、7顯示了入口壓力為10 MPa，流場(chǎng)達(dá)到穩(wěn)定時(shí)射流的速度分布。由圖可以看出：在噴嘴收縮段，速度迅速增加，在圓柱段速度達(dá)到最大值，然后在擴(kuò)散段射流主體開始擴(kuò)張，射流自孔口射出后與周圍靜止流體形成速度不連續(xù)的間斷面，周圍流體被射流主體卷吸并與射流一起流動(dòng)，射流邊界逐漸向兩側(cè)發(fā)展，射流邊緣速度逐漸減小，經(jīng)過一段時(shí)間后射流與周圍流體的摻混發(fā)展到射流中心，使射流中心的速度逐漸降低。圖8顯示了湍動(dòng)能的分布云圖。湍動(dòng)能主要集中在射流與周圍流體之間的剪切層，這意味著在剪切層出現(xiàn)了漩渦。漩渦是產(chǎn)生空化的主要原因。

圖6 速度分布云圖

圖7 射流軸心處的速度分布

圖8 湍動(dòng)能分布云圖

3 實(shí)驗(yàn)研究

實(shí)驗(yàn)裝置主要包括電動(dòng)機(jī)、高壓泵、高壓軟管、水箱、射流發(fā)生器、噴嘴系統(tǒng)等[10]。靶材選用耐火磚，以靶材沖蝕前后質(zhì)量損失量來衡量射流的沖蝕性能。實(shí)驗(yàn)裝置如圖9、10所示。

耐火磚沖蝕前后對(duì)照如圖11、12所示。

圖9 淹沒水射流實(shí)驗(yàn)裝置示意圖

1.電動(dòng)機(jī); 2.管路系統(tǒng); 3.水箱; 4.高壓泵; 5.發(fā)生器

圖11 沖蝕實(shí)驗(yàn)前的耐火磚

圖12 沖蝕實(shí)驗(yàn)后的耐火磚

3.1 泵壓對(duì)沖蝕性能的影響

圖13顯示了靶距為2 cm時(shí)泵壓對(duì)射流沖蝕性能的影響。L為淹沒水深，T為沖蝕時(shí)間。從圖中可以看出：隨著泵壓的升高，射流的沖蝕質(zhì)量增加；當(dāng)泵壓由5 MPa增加到15 MPa時(shí)，沖蝕質(zhì)量增加得比較快，說明這一階段空化強(qiáng)度急劇增強(qiáng)，與模擬結(jié)果相吻合；當(dāng)泵壓由15 MPa增加到25 MPa時(shí)，沖蝕量平緩增加。由模擬結(jié)果得知：該階段氣含率基本不變，靶材破壞是由射流沖擊力和空泡破裂產(chǎn)生的打擊力共同作用的結(jié)果。該階段沖蝕量的增加部分可能是由于高壓力下射流純沖擊造成的。

圖13 泵壓對(duì)射流性能的影響曲線

3.2 淹沒射流與非淹沒射流性能比較

圖14顯示了淹沒射流和非淹沒射流沖蝕性能的差別。從圖中可以看出：在相同的沖蝕時(shí)間、泵壓、靶距、淹沒深度下，同樣的噴嘴淹沒射流的沖蝕能力是非淹沒射流的5～8倍。這說明在淹沒條件下射流確實(shí)產(chǎn)生了空化，從而加速了靶材的破壞。

圖14 淹沒射流與非淹沒射流沖蝕性能比較

4 結(jié)論

1) 空化最初在角形噴嘴的圓柱段和擴(kuò)散段的交界處產(chǎn)生，隨后擴(kuò)散到發(fā)生器，流場(chǎng)在35 s時(shí)達(dá)到穩(wěn)定，此時(shí)發(fā)生器的大部分區(qū)域都有空化產(chǎn)生。

2) 隨著入口壓力的增加，氣含率總體呈現(xiàn)出增加的趨勢(shì)，但增加速度逐漸減緩，當(dāng)超過15 MPa時(shí)，氣含率基本不變。實(shí)驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果基本吻合?？紤]到能耗和作業(yè)效果，淹沒射流作業(yè)時(shí)最佳壓力為15 MPa。

3) 在噴嘴收縮段，速度迅速增加，在圓柱段速度達(dá)到最大值，然后在擴(kuò)散段開始膨脹，射流自孔口射出后卷吸周圍靜止流體，射流邊界逐漸向兩側(cè)發(fā)展，射流邊緣速度逐漸減小，湍動(dòng)能主要集中在射流與周圍流體之間的剪切層，在剪切層出現(xiàn)了漩渦。漩渦是產(chǎn)生空化的主要原因。

4) 在相同的沖蝕時(shí)間、泵壓、靶距、淹沒深度下，同樣的噴嘴淹沒射流的沖蝕能力是非淹沒射流的5～8倍，說明流場(chǎng)有空化現(xiàn)象產(chǎn)生，從而證明數(shù)值模擬結(jié)果是可靠的。

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(責(zé)任編輯 陳 艷)

Flow Field Numerical Simulation and Erosion Experiment Research of Submerged Cavitating Water Jets

LEI Chuan-chao, DENG Song-sheng, GUAN Jin-faCHEN Xiao-chen, ZHANG Teng-fei

(Department of Military Oil Supply Engineering,Logistical Engineering University of PLA, Chongqing 401311，China)

The numerical simulation of cavitating water jets issued from a submerged angle nozzle were carried out by coupling cavitation model and mixture model. The simulation results were verified by erosion experiments. The result demonstrates that the cavitation initially takes place on the interface between cylinder section and diffusion section and evolves forward with the jet-flow direction. It reaches the balance at 35s and the volume fraction of vapor increases with the increase of pressure. The optimum working pressure of erosion performance is 15 MPa. Turbulence energy mainly concentrates on the shear layer, which is between the jet-flow and surrounding fluid. Under the same conditions，the erosion capability of submerged water jets is 5 to 8 times as strong as non-submerged one.

angle nozzle; cavitating water jet; numerical simulation; erosion performance

2015-07-22 基金項(xiàng)目：重慶市自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(CSTC2009BB7177)；重慶市研究生科研創(chuàng)新項(xiàng)目；中國人民解放軍后勤工程學(xué)院研究生創(chuàng)新專項(xiàng)經(jīng)費(fèi)資助項(xiàng)目

雷傳超(1990—)，男，山東聊城人，碩士研究生，主要從事油氣儲(chǔ)運(yùn)技術(shù)與裝備方面的研究。

雷傳超，鄧松圣，管金發(fā)，等.淹沒型空化水射流流場(chǎng)數(shù)值模擬與沖蝕實(shí)驗(yàn)研究[J].重慶理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2015(12):71-76.

format：LEI Chuan-chao, DENG Song-sheng, GUAN Jin-fa, et al.Flow Field Numerical Simulation and Erosion Experiment Research of Submerged Cavitating Water Jets [J].Journal of Chongqing University of Technology(Natural Science)，2015(12):71-76.

10.3969/j.issn.1674-8425(z).2015.12.012

TQ019

A

1674-8425(2015)12-0071-06