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，秦皇島，066004

在冶金熱軋工藝中，鋼坯在高溫條件下快速氧化，會在其表面形成一層厚度為7.5～15 μm的氧化鐵皮(鱗皮)。鋼坯軋制前必須將表面的氧化鐵皮去除干凈，否則大量硬度較高的氧化鐵皮附著在鋼坯表面會使鋼坯的變形抗力增大，增加軋制成本和功率消耗[1]。同時殘余的氧化鐵皮會在軋制過程中壓入鋼坯表面，酸洗后在其表面留下深淺不一的麻坑，嚴重影響鋼坯的表面質(zhì)量[2]。利用高壓水機械沖擊力去除氧化鐵皮的方法(高壓水除鱗技術(shù))是目前最為通行有效的方法[3]。

噴嘴作為射流的核心元件，在各行業(yè)中都有著廣泛的應(yīng)用。近年來國內(nèi)外學(xué)者對噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)和工況條件對噴嘴性能的影響進行了大量研究。禹言芳等[4]對不同形狀噴嘴的射流卷吸特性進行數(shù)值模擬，分析了噴嘴軸向射流時均速度分布。汪朝暉等[5]基于自激振蕩脈沖噴嘴空化效應(yīng)和多相流模型，建立了自激振蕩脈沖射流空化模型，分析了腔室內(nèi)兩相分布、湍動能分布和速度分布。劉國勇等[6]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。高傳昌等[7]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實驗分析，得到最優(yōu)的試驗參數(shù)組合。QIAO等[8]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[9-10]結(jié)合工業(yè)數(shù)據(jù)并利用人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型，對不同噴射角度、噴射壓力、噴射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。

目前對高壓水除鱗噴嘴的研究相對較少[11-13]，在研究過程中實驗方法較為單一，未能考慮各因素間交互作用對試驗指標的影響。本文運用VOF兩相流模型對試驗用噴嘴進行仿真計算，并結(jié)合正交試驗法分析了噴嘴出口擴張角、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，得到噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)的最優(yōu)組合，并對其進行了實驗驗證。

1 高壓水除鱗噴嘴的結(jié)構(gòu)和原理

作為高壓水除鱗系統(tǒng)的執(zhí)行元件，噴嘴主要由噴頭1、金屬密封圈2、收縮段3、噴嘴套4四部分組成，其中，噴頭1是噴嘴的核心部件，見圖1。

圖1 高壓除鱗噴嘴結(jié)構(gòu)Fig.1 Schematic drawing of descaling nozzle

噴頭噴口在垂直于軸線方向的投影為一個橢圓形區(qū)域，見圖2。該區(qū)域由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。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，需要對高壓水除鱗噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)進行合理選擇。相關(guān)研究表明，出口擴張角θ、錐孔深度h、入口收縮角α是影響噴嘴射流性能的3個主要參數(shù)。本文選取入口直徑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)Fig.2 Structure parameters of descaling nozzle

射流沖擊壓力是衡量噴嘴射流性能的最重要指標，噴嘴沖擊壓力F的計算公式[14]為

(1)

(2)

(3)

式中，F(xiàn)為射流沖擊壓力；Fs為實際打擊力；S為射流打擊覆蓋面積；Q為壓力p下噴嘴的流量；p為噴嘴進水口壓力；β為噴嘴軸線與噴射打擊面法線方向的夾角；H為噴嘴噴口端面至打擊力面的垂直距離；φ為噴嘴的噴射角；τ為射流厚度方向噴射角；W為總打擊力；k1、k2為衰減及損失系數(shù)。

由式(1)可知，在相同的工況下，不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的高壓水除鱗噴嘴所形成的扁平扇形射流在射流厚度方向上噴射角τ相差很小，可以忽略不計，因此，影響射流沖擊壓力F的主要因素為噴嘴的流量Q和噴射角φ。

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

2.1 計算模型的構(gòu)建及邊界條件的確定

為了對噴嘴外部射流流場進行數(shù)值模擬，需要對高壓除鱗噴嘴內(nèi)部流道進行局部加密處理，并銜接一個相對較大的外部計算區(qū)域，見圖3。將高壓水除鱗噴嘴圓柱端面設(shè)為壓力進口邊界條件(Pressure-inlet)，壓力設(shè)置為17 MPa；噴嘴內(nèi)表面采用壁面(Wall)類型；外部流場區(qū)域設(shè)置為壓力出口邊界條件(Pressure-outlet)，壓力值設(shè)定為1個大氣壓。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。采用VOF二相流模型，主相設(shè)為Water，第二相設(shè)為Air，設(shè)定噴嘴入口處水的體積分數(shù)為1。

圖3 計算區(qū)域及網(wǎng)絡(luò)Fig.3 Computational domain and model meshing

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)如下：出口擴張角θ=60°，錐孔深度h=7.5 mm，入口收縮角α=80°。Y=0截面處噴嘴外部射流流場的速度云圖見圖4，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，對鋼坯的沖擊力最大，除鱗效果最為顯著。

圖4 Y=0截面處的速度云圖Fig.4 Contour of velocity at Y=0

圖5 X=85 mm截面處的水體積分數(shù)Fig.5 Volume fraction of water at X=85 mm

X=85 mm截面處的水分布云圖見圖5，設(shè)定噴嘴入口處水的體積分數(shù)為1。高壓除鱗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，射流區(qū)域內(nèi)速度的分布較為均勻。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不斷下降。噴射角利用下式計算得出：

(4)

式中，W1為相對噴嘴中心軸線左側(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；H為噴嘴頭端面至檢測面的垂直距離。

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。

2.2.1出口擴張角θ對噴嘴射流性能的影響

利用單因素實驗法對噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對射流性能的影響進行仿真分析。在其他參數(shù)不變的情況下，選取錐孔深度h=7.5 mm、收縮角α=80°，出口擴張角θ依次選取40°、50°、60°、70°、80°這五個模型作為研究對象。

出口擴張角的增大會使噴嘴通流面積增大，射流的沿程損失減少。射流水噴出后更易獲得較大的動能，使得射流水對鋼坯的沖擊力增大，見圖6。出口擴張角θ的增大會使噴嘴速度核心區(qū)內(nèi)射流速度增大，沖擊壓力增大，卻使速度核心區(qū)的范圍減小，有效打擊范圍縮小。

圖6 X=85 mm方向上擴張角對速度分布的影響Fig.6 Effect of export expansion angleθ on the velocity distribution at X=85 mm

出口擴張角的增大會使橢圓形噴口區(qū)域長軸與短軸之比增大，射流水的噴射角變大，見圖7。在相同的射流壓力下，出口擴張角θ從40°增大到80°，噴射角的大小從40.09°減小到33.74°，減小了15.8%，可見出口擴張角θ的增大會使有效沖擊范圍減小，單個噴嘴的除鱗效率降低；射流流量從8.81 L/min增加到11.28 L/min，增加了28.0%。

圖7 出口擴張角θ對射流性能的影響Fig.7 Effect of export expansion angle θ on the nozzle performance

2.2.2錐孔深度h對噴嘴射流性能的影響

在其他參數(shù)不變的情況下，選取收縮角α=80°、擴張角θ=60°，確定錐孔深度h的取值范圍為6.4～8.1 mm，選取錐孔深度尺寸h分別為7 mm、7.25 mm、7.50 mm、7.75 mm、8.00 mm的噴頭所對應(yīng)的噴嘴進行研究。

錐孔深度h增大，噴嘴的通流面積增大。噴嘴射流動能的沿程損失減小，見圖8。錐孔深度h的增大使得有效射流范圍內(nèi)射流水的速度增大，沖擊壓力增大。

圖8 X=85 mm方向上錐孔深度對速度分布的影響Fig.8 Effect of cone hole depthh on the velocity distribution at X=85 mm

錐孔深度h的增大會使橢圓形噴口區(qū)域長軸與短軸之比增大，見圖9。錐孔深度h從7 mm增大到8 mm，噴射角從25.91°增加到45.55°，增加了75.8%；射流流量從3.48 L/min增加到19.93 L/min，增加了472.7%。可見錐孔深度h的增大可較為全面地提升噴嘴的射流性能，且提升幅度較為明顯。

2.2.3入口收縮角α對噴嘴射流性能的影響

在其他參數(shù)不變的情況下，選取擴張角θ=60°，錐孔深度h=7.5 mm，入口收縮角α選取55°、65°、75°、85°、95°這五個模型作為研究對象。

入口收縮角α的減小會使噴嘴通流面積減小，射流水動能的沿程損失增大，見圖10。入口收縮角α的增大使得有效射流范圍內(nèi)射流水的速度降低，沖擊壓力減小。

圖9 錐孔深度h對射流性能的影響Fig.9 Effect of cone hole depth h on the nozzle performance

圖10 X=85 mm方向上收縮角對速度分布的影響Fig.10 Effect of shrink angle α on the velocity distribution at X=85 mm

入口收縮角α的增大會使橢圓形噴口區(qū)域長軸與短軸之比減小，射流水的噴射角減小，見圖11。當入口收縮角α從55°增大到95°，噴射角從40.87°減小到28.87°，減小了29.4%；射流流量從20.25 L/min減小到6.04 L/min，減小了70.2%?？梢娛湛s角α的增加會使噴嘴的射流性能減弱，除鱗效果變差。

圖11 收縮角α對射流性能的影響Fig.11 Effect of shrink angle α on the nozzle performance

3 正交試驗設(shè)計

為了對噴嘴各關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)進行匹配，得到噴嘴噴射角最大和流量最大時噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)的最優(yōu)組合，運用數(shù)值模擬并結(jié)合正交試驗的方法，對試驗結(jié)果進行分析。選取3個主要因素，每個因素選取3個水平。因素A為出口擴張角θ，因素B為錐孔深度h，因素C為入口收縮角α，見表1。

表1 各因素及其所對應(yīng)的水平

3.1 試驗設(shè)計

在噴嘴關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對射流性能的影響研究中，充分考慮主因素與各因素之間的交互作用對試驗指標的影響。本文試驗選取13個因素，每個因素對應(yīng)3個水平。參考L27(313)正交試驗表，對試驗中各因素進行合理的安排，試驗結(jié)果見表2。其中，單因素A、B、C分別置于第1、2、5列；兩因素之間的交互作用A×B置于第3、4列、A×C置于第6、7列、B×C置于第8、11列；三因素的交互作用A×B×C置于第9、10、12、13列，并將其作為誤差。

表2 正交試驗表L27(313)及結(jié)構(gòu)參數(shù)試驗數(shù)據(jù)

3.2 試驗數(shù)據(jù)分析

3.2.1試驗極差分析

在正交試驗中，通過不同因素極差R的對比可以反映出各因素對指標影響的先后順序，R值越大，該因素對指標值的影響越大。各因素極差R值可通過下式計算得出：

R=max(T1，T2，T3)-min(T1，T2，T3)

(6)

式中，R為極差；Ti(i=1，2，3)表示每列第i個水平對應(yīng)9次試驗數(shù)據(jù)之和。

試驗中對不同試驗指標所對應(yīng)的各因素及其交互作用進行極差分析，并將其結(jié)果填入表3中。為了更直觀地反映各因素對試驗指標的影響及趨勢，繪制單因素與指標值的趨勢圖。趨勢圖中波動越大則該因素對試驗指標的影響越大，指標隨因素變化情況見圖12。

各因素及其交互作用對噴嘴射流性能的影響見表3及圖12。其中，錐孔深度h對噴射角和射流流量的影響最大。單因素對噴嘴射流性能的影響強于各因素之間的交互作用對射流性能的影響。

3.2.2試驗的方差分析

為了對各因素的影響程度進行量化分析， 進一步排除試驗中的誤差，利用F函數(shù)分別對各因素、各因素之間的交互作用進行方差分析：

表3 極差表

圖12 指標隨因素變化情況Fig.12 Index changed with factors

Fα(n1，n2)=F

其中，n1為各因素、各因素之間的交互作用所對應(yīng)的自由度；n2為誤差自由度的總和。如果F>F0.05，則該因素具有統(tǒng)計學(xué)意義；如果F>F0.01，則認為實驗結(jié)果具有高度的統(tǒng)計學(xué)意義；如果F很小，則因素沒有任何的統(tǒng)計學(xué)意義，常把它們累積到誤差項之中，作為誤差來處理。噴射角的方差分析見表4。因素A×B、因素A×C對噴嘴噴射角的大小不具有統(tǒng)計學(xué)意義。單因素中因素B的顯著性遠遠高于其他幾項?？紤]兩因素的交互作用，可認為因素B×C對噴射角的影響極大。各因素對噴射角的影響由大到小依次為因素B(錐孔深度h)、因素C(入口收縮角α)、因素A(出口擴張角θ)、因素B×C。

表4 噴射角方差分析表

注：*為顯著；**為高度顯著。

射流流量的方差分析見表5。因素A×C對噴嘴射流流量的大小不具有統(tǒng)計學(xué)意義。單因素中因素B的顯著性遠遠高于其他幾項?？紤]兩因素的交互作用，可認為因素A×B對射流流量的影響極大。各因素對射流流量的影響由大到小依次為因素B(錐孔深度h)、因素C(入口收縮角α)、因素A(出口擴張角θ)、因素A×B、因素B×C。方差分析結(jié)果驗證了極差分析結(jié)果。

表5 射流流量方差分析表

注：*為顯著；**為高度顯著。

3.3 試驗數(shù)據(jù)綜合分析

通過單因素分析法及正交試驗法對噴嘴各關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)及其交互作用對噴嘴射流性能的影響進行分析，獲得最優(yōu)的參數(shù)組合。當噴射角這個性能指標最大時，此時各因素的水平分別為B3、C1、A1、B3×C1、A1×B3，綜合考慮A1×B3×C1為噴射角最大的組合，此結(jié)構(gòu)在選取的L27(313)正交試驗表中存在，為正交試驗表中噴射角最大的組合，其噴射角的大小為46.825°。當射流流量這個性能指標最大時，各因素的水平分別為B3、C1、A3、B3×C1、A3×B3，綜合考慮A3×B3×C1為射流流量最大的組合，此結(jié)構(gòu)在選取的L27(313)正交試驗表中存在，為正交試驗表中流量最大的組合，其流量為28.895 L/min。

4 實驗驗證

為了進一步驗證噴頭優(yōu)化后高壓水除鱗噴嘴的射流性能，分別使用優(yōu)化前后噴頭的除鱗噴嘴進行實驗驗證。根據(jù)熱軋用除鱗噴嘴測試標準[14]，利用高壓除鱗噴嘴測試平臺對測試用噴嘴的噴射角、射流流量進行實驗測定。噴嘴性能測試系統(tǒng)原理圖和噴嘴測試試驗臺見圖13、圖14。

圖13 噴嘴性能測試系統(tǒng)原理圖Fig.13 Schematic of descaling nozzle test system

圖14 噴嘴測試平臺Fig.14 Descaling nozzle test platform

實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，確定噴射寬度，再通過式(2)計算出噴射角。測試時確保噴嘴工作穩(wěn)定后再開始記錄實驗數(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，取算術(shù)平均值為測量值。

改進1噴嘴選用的是噴射角最大為最優(yōu)所對應(yīng)噴嘴的結(jié)構(gòu)參數(shù)，改進2噴嘴選用的是射流流量最大為最優(yōu)所對應(yīng)噴嘴的結(jié)構(gòu)參數(shù)，見表6。實驗測得數(shù)值與仿真值相差不大，最大誤差率為3.62%，意味著通過數(shù)值模擬的方法可以對噴嘴的射流性能進行有效的預(yù)測。同時通過與原始噴嘴試驗及仿真數(shù)據(jù)作對比可知，改進后噴嘴的噴射角和射流流量都得到了顯著的提升，但噴嘴的噴射角和射流流量不能同時達到最大值。在噴射角最大為最優(yōu)的情況下，噴嘴噴射角為47.2°，較原始值提升了32.2%；在流量最大為最優(yōu)的情況下，噴嘴射流流量為28.3L/min，較原始值提升了178.3%，由此可知，改進后噴嘴的射流性能得到了顯著的改善。改進2雖然比改進1的噴射角小(減小約6.75%)，但噴嘴的射流流量更高，射流水更易獲得較高的沖擊壓力，除鱗效果更好。

表6 噴嘴優(yōu)化前后射流性能對比實驗結(jié)果

5 結(jié)論

(1)使用數(shù)值模擬和實驗相結(jié)合的方式可以較好地分析關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對高壓水除鱗噴嘴射流性能的影響。在影響噴嘴射流性能的各要素中，出口擴張角的增大會減小噴嘴的射流范圍，但會增大噴嘴的射流流量、速度和對鋼坯的沖擊壓力。錐孔深度的增大可以較為全面地提升噴嘴的射流性能，且提升的幅度較為明顯。收縮角的增大會使噴嘴的射流性能減弱，除鱗效果變差。

(2)噴口作為一個整體，其結(jié)構(gòu)的配比直接影響噴嘴的射流性能。本文研究的3個因素均對射流性能有高度的顯著性影響，其中，錐孔深度是影響最大的因素。顯著水平由大到小依次是錐孔深度、出口擴張角、入口收縮角。錐孔深度與入口收縮角的交互作用對噴嘴噴射角有較大的影響；出口擴張角與錐孔深度的交互作用對射流流量有較大的影響。

(3)利用正交試驗的方法對噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)進行優(yōu)化分析，得出當出口擴張角為80°、錐孔深度為8 mm、入口收縮角為65°時噴嘴射流性能最優(yōu)。優(yōu)化后噴嘴與原始噴嘴作實驗對比，發(fā)現(xiàn)噴嘴的噴射角由原始值35.7°提升至44.1°，射流流量由原始值10.17 L/min提升至28.3 L/min。這標志著高壓除鱗噴嘴利用該參數(shù)組設(shè)計的噴嘴頭可以有效地提升射流性能。