位士發(fā)，程常桂，周 焱，李 陽，秦緒鋒，金 焱

(1. 武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點實驗室，湖北 武漢，430081；2. 武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金新工藝湖北省重點實驗室，湖北 武漢，430081)

近年來，隨著高速連鑄技術(shù)的發(fā)展，對連鑄坯二次冷卻效果的要求也越來越高。連鑄二冷區(qū)高溫鑄坯的冷卻強度不僅和鑄坯表面水蒸氣膜的更新率有關(guān)，還與噴淋水滴是否有效穿透蒸汽膜界面直接相關(guān)，這主要受水滴粒徑與噴淋速度的影響[1-2]?，F(xiàn)有的氣-水霧化冷卻噴嘴利用壓縮空氣對水滴進行二次剪切，即經(jīng)過一次碰撞由水柱產(chǎn)生的液滴粒徑進一步減小，氣液在混合室內(nèi)充分混合，水滴吸收氣體動量而加速，并在噴孔處高速噴出，形成剛性很強的氣-液兩相射流，極大地改善了液體的霧化效果[3-4]。氣-水霧化噴嘴噴淋形成液滴的粒徑與體積分?jǐn)?shù)服從對數(shù)正態(tài)分布[5]，然而在連鑄二冷區(qū)，由常規(guī)的氣-水霧化噴嘴產(chǎn)生的液滴粒徑和流速在一定程度上分布不均勻。由此看來，如何進一步優(yōu)化氣-水霧化冷卻噴嘴結(jié)構(gòu)，獲得更均勻、強烈的鑄坯冷卻效果，對于高速連鑄工藝的應(yīng)用與發(fā)展至關(guān)重要。

霧化過程中，水滴形成主要取決于高速氣體的沖擊力以及水的表面張力、黏滯力之間的相互作用。目前，國內(nèi)外研究者針對工藝參數(shù)和噴嘴結(jié)構(gòu)對內(nèi)混式氣-水霧化冷卻噴嘴的霧化效果，已開展了大量的研究工作。文獻[6-7]指出，氣-水霧化噴嘴產(chǎn)生的霧化粒子中值粒徑(MMD)隨氣液流交角的增大而先增大后減小，氣液流交角最優(yōu)值約為60°。李清廉等[8]通過對比實驗研究了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對環(huán)形內(nèi)混式噴嘴霧化特性的影響，結(jié)果表明，存在最佳的混合腔寬度使噴嘴的霧化直徑最小，且增加兩相流出口流動長度有助于改善噴嘴的霧化性能。穆文樂[9]研究發(fā)現(xiàn)，空氣助力對液體射流碎裂有明顯改善作用，隨著空氣壓力的增加，液滴直徑不斷減小。Minchaca等[10]研究表明，減小空氣與水的流量比，特別是當(dāng)其低于10時，噴嘴產(chǎn)生了尺寸大且遷移速度較慢的液滴，而在保持恒定水流量的同時增加氣壓，則會產(chǎn)生粒徑更細(xì)且速度更大的液滴。Watanawanyoo等[11]認(rèn)為水滴粒徑取決于氣體和液體的相對速度，且其隨著相對速度的增加而減小。文獻[12]中報道指出，增加噴嘴入口處氣壓有利于產(chǎn)生更細(xì)且高速運動的液滴，進而改善了氣-水霧化噴嘴的霧化效果。

事實上，若內(nèi)混式氣-水霧化噴嘴的工藝參數(shù)不合理，很可能會導(dǎo)致氣路出現(xiàn)回水現(xiàn)象，這將降低氣體對液滴的破碎與加速作用[13]。為此，本研究以國內(nèi)某鋼廠連鑄二冷區(qū)用內(nèi)混式氣-水霧化噴嘴為原型，擬通過在氣體通道內(nèi)增設(shè)加速環(huán)裝置來增大氣體對水柱的沖擊和剪切作用，減少氣體通道回水。本文主要采用數(shù)值模擬方法，研究了氣路加速環(huán)的設(shè)置對氣-水霧化噴嘴出口處液相流速和體積分?jǐn)?shù)分布的影響，以期為高速連鑄工藝中鑄坯冷卻效果的改善提供參考。

1 數(shù)學(xué)模型的建立

1.1 噴嘴結(jié)構(gòu)

圖1為內(nèi)混式氣-水霧化噴嘴優(yōu)化前后的結(jié)構(gòu)示意圖，圖中給出了相互垂直兩個方向的全剖圖。由圖1可見，噴嘴進氣管內(nèi)壁與外壁構(gòu)成了環(huán)形氣體通道；噴射芯由內(nèi)徑為2 mm的管路與進水管連通，另含有4個直徑為4 mm的噴射出口；混合室靠近出口部分內(nèi)徑為11 mm，長度為13 mm，末端與噴頭半球腔相連；噴頭半球腔直徑為8 mm，噴口為夾角為110°的扇形切口，寬度為2 mm。與原型噴嘴相比，優(yōu)化后噴嘴在氣路增設(shè)了加速環(huán)，該裝置的收縮段和擴張段呈圓臺結(jié)構(gòu)，平行段外徑為18 mm，長度為4 mm。

(a)優(yōu)化前

(b)優(yōu)化后

圖1 氣-水霧化噴嘴優(yōu)化前后的結(jié)構(gòu)示意圖

Fig.1 Schematic diagram of gas-water atomization nozzle before and after optimization

1.2 控制方程

氣-水霧化噴嘴內(nèi)液體和空氣的流動為三維可壓縮性的流動過程，滿足質(zhì)量、動量守恒規(guī)律。本文采用質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程和湍動能方程進行描述。

(1)連續(xù)性方程

(1)

(2)動量方程

(2)

式中：t為時間，s；ρ為流體密度，kg·m-3；ui、uj為流體速度矢量，m·s-1，i、j表示坐標(biāo)軸方向(即x、y、z方向)；P為壓力，Pa；g為重力加速度，取9.8 m·s-2；μeff為湍流有效黏度，Pa·s，可由動力黏度μ0和湍流黏度μt求和得到，見式(3)：

(3)

式中：κ為湍動能，m2·s-2；ε為湍動能耗散率，m2·s-3；Cμ為經(jīng)驗常數(shù)，取0.09。

(3)湍動能方程

采用RNGκ-ε模型描述噴嘴內(nèi)的氣液相傳輸行為，即：

(4)

式中：Gκ表示由于平均速度梯度而產(chǎn)生的湍動能，可由式(5)計算；ακ為κ的逆效應(yīng)普朗特數(shù)，取值1.393。

(5)

(4)湍動能耗散方程

(6)

式中：αε為ε的逆效應(yīng)普朗特數(shù)，取值1.393[13];C1ε、C2ε為經(jīng)驗常數(shù)，分別為1.42和1.92[14]。

1.3 邊界條件及模型處理

本文模擬的是空氣和水的兩相流混合，空氣和水的入口邊界條件均選用壓力入口，噴嘴出口邊界條件選用壓力出口，出口壓力即為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，其他面均設(shè)置為壁面，采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進行計算,模型計算所采用的邊界條件如表1所示。入口邊界的水力直徑H和湍流強度I根據(jù)下式計算：

H=4S/C

(7)

I=0.16(Re)-1/8

(8)

表1 模型計算的邊界條件

式中：S為截面面積，mm2；C為截面周長，m。本研究中，內(nèi)混式氣-水霧化噴嘴的空氣、水入口的水力直徑分別為5、8 mm。

利用Fluent軟件建立噴嘴優(yōu)化前后的三維物理模型，模擬計算中，用Eulerian-Eulerian模型模擬氣-水兩相混合。采用ICEM-CFD軟件對物理模型劃分網(wǎng)格單元，本研究選用混合方式進行網(wǎng)格劃分：噴芯部分采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，并進行六面體核心處理；噴芯前的氣路管道及噴芯后的混合室、半球腔和扇形噴口采用六面體結(jié)構(gòu)進行網(wǎng)格劃分。

圖2所示為噴嘴模型優(yōu)化前后的網(wǎng)格圖。為分析模擬結(jié)果與網(wǎng)絡(luò)大小的相關(guān)性，在噴嘴進氣壓力為0.2 MPa、進水壓力為0.3 MPa條件下，對優(yōu)化前噴嘴分別采用網(wǎng)格總數(shù)量為1.17×106、1.54×106、1.80×106、2.20×106時進行模擬計算，得到不同網(wǎng)格數(shù)量下噴嘴出口處液相平均噴淋速度的分布情況如圖3所示。從圖3可以看出，在距離噴嘴出口中心[-45°，45°]范圍內(nèi)，最大出口液相平均速度的差異僅為6.5%，可見計算結(jié)果與模型網(wǎng)格數(shù)量的相關(guān)度較小。為減少模型計算工作量，本文采用的網(wǎng)格總數(shù)為1.17×106，模型網(wǎng)格最小尺寸為0.18 mm2，最大尺寸為0.3 mm2。

(a) 優(yōu)化前

(b) 優(yōu)化后

Fig.2 Grid model of gas-water atomization nozzle before and after optimization

圖3 不同網(wǎng)格大小下噴嘴出口處液相平均噴淋速度分布

Fig.3 Average liquid-phase spray velocity at nozzle outlet simulated with different grid sizes

2 模型計算結(jié)果與分析

2.1 進氣壓力對噴嘴出口處液相噴淋速度的影響

噴嘴進水壓力為0.2 MPa以及進氣壓力分別為0.1、0.2、0.3 MPa時，噴嘴氣路增設(shè)加速環(huán)前后噴嘴出口處液相速度云圖如圖4所示，圖中(1)和(2)分別表示噴嘴優(yōu)化前后的流場分布情況(下同)，不同進氣壓下噴嘴出口各位置的液相速度分布見圖5。

由圖4可知，隨著噴嘴進氣壓的增大，優(yōu)化前后噴嘴出口液相速度均顯著增大，并且噴口中心區(qū)域液相速度大，靠近噴口邊緣液相速度較小。這是因為噴嘴內(nèi)高速空氣流對水流有沖擊和加速作用，亦即進氣壓力越大，噴嘴出口處液滴噴淋速度越快；而靠近噴嘴出口邊緣區(qū)域，液相流有壓力損失，噴嘴噴出孔壁面的黏性作用增大，故而靠近噴口邊緣區(qū)域液相速度較小。另外，比較相同進氣壓下優(yōu)化前后噴嘴出口處液相流場圖可知，無論是在平行還是垂直于扇形切口方向上，改進后噴嘴出口處的液相速度分布更為均勻。

由圖5可知，對于未優(yōu)化的噴嘴而言，當(dāng)進氣壓力為0.1 MPa時，噴嘴出口處液相平均速度沿扇形切口方向上分布較為均勻，隨著進氣壓的增加，噴嘴出口處的液相速度分布差異性逐漸增大，進氣壓力為0.3 MPa時，液相平均速度波動最大，在距噴嘴中心[-40°，40°]區(qū)域，最小和最大液相速度分別為45.40、65.15 m/s。而噴嘴氣路增設(shè)加速環(huán)后，雖然對噴嘴噴口處液相噴淋的加速效果不顯著，但很好地改善了噴口處液相速度分布的均勻性，當(dāng)進氣壓為0.3 MPa時，距噴嘴中心[-40°，40°]區(qū)域，最小和最大液相速度分別為45.73、56.41 m/s，液相速度差異性由優(yōu)化前的30.3%降低至優(yōu)化后的18.9%。這是因為水壓一定時，噴嘴氣路增設(shè)加速環(huán)后氣體對水的沖擊和碎化作用增強，噴嘴內(nèi)液滴混合得更均勻，于是噴嘴出口液相速度分布也就更均勻。

(a)P氣=0.1 MPa

(b)P氣=0.2 MPa

(c)P氣=0.3 MPa

圖5 不同進氣壓力下噴嘴出口處液相的平均速度分布

Fig.5 Average velocity distribution of liquid-phase at nozzle outlet with different inlet gas pressures

2.2 進水壓力對噴嘴出口處液相噴淋速度的影響

噴嘴進氣壓力為0.2 MPa以及進水壓力分別為0.2、0.3、0.4、0.5 MPa時，優(yōu)化前后噴嘴出口處液相速度云圖如圖6所示，不同進水壓力下噴嘴出口各位置處的液相速度分布如圖7所示。

由圖6可知，隨著進水壓力的增加，優(yōu)化前后噴嘴出口處的液相速度呈降低的趨勢。這是因為本文采用的計算條件下，氣水比小于1，噴嘴進氣速度對氣-水霧化噴嘴出口液相速度的影響較為顯著，增大進水壓力后，進水量和進水速度隨之增加，這抑制了高速空氣流對水流的加速作用，同時，水壓增大會導(dǎo)致氣水比減小，相應(yīng)的液滴粒徑增大，液滴運動速度減慢，這一計算結(jié)果與文獻[10]相符。

(a)P水=0.2 MPa

(b)P水=0.3 MPa

(c)P水=0.4 MPa

(d)P水=0.5 MPa

圖6 不同進水壓力下噴嘴出口處的液相流場

Fig.6 Flow field diagrams of liquid-phase at nozzle outlet with different inlet water pressures

由圖7可見，進水壓力為0.2 MPa時，噴嘴出口處液滴平均噴淋速度波動最大，對于未優(yōu)化噴嘴，距噴嘴中心[-45°，45°]區(qū)域，噴嘴出口液相最大速度為51.04 m/s，最小速度為34.26 m/s；增設(shè)氣路加速環(huán)后，噴嘴出口處最大和最小液相速度分別為47.12、34.32 m/s。進水壓力為0.5MPa時，距噴嘴中心[-45°，45°]區(qū)域，未優(yōu)化噴嘴出口處液相最大和最小速度分別為21.67、16.89 m/s，優(yōu)化后噴嘴出口處液相最大和最小速度依次為22.9、18.31 m/s。總體來看，隨著噴嘴進水壓力的增加，沿噴嘴出口切口方向的液相速度波動逐漸減小，且優(yōu)化后噴嘴噴口處的液相速度分布較改進前更均勻些。

圖7 不同進水壓力下噴嘴出口處液相平均速度分布

Fig.7 Average velocity distribution of liquid-phase at nozzle outlet with different inlet water pressures

2.3 進氣壓力對噴嘴出口處液相分布的影響

噴嘴進水壓力為0.2 MPa以及進氣壓力分別為0.1、0.2、0.3 MPa時，優(yōu)化前后噴嘴出口處液相體積分?jǐn)?shù)分布圖如圖8所示，不同進氣壓下噴嘴出口處各位置的液相體積分?jǐn)?shù)如圖9所示。

由圖8可知，噴嘴出口處中心區(qū)域液相體積分?jǐn)?shù)較高，而靠近噴嘴出口壁面區(qū)域液相體積分?jǐn)?shù)較低。隨著進氣壓力的增加，優(yōu)化前后噴嘴出口處液相體積分?jǐn)?shù)整體呈減小的趨勢，特別是噴口中心區(qū)域。這是因為隨著噴嘴進氣壓力的增加，進氣量和空氣流速相應(yīng)增大，在相同水壓條件下，阻止噴嘴水芯處水柱噴出的背壓也越大，進入噴嘴內(nèi)水量有所降低，因此噴嘴出口處沿切口方向分布的水量相應(yīng)減少。

(a)P氣=0.1 MPa

(b)P氣=0.2 MPa

(c)P氣=0.3 MPa

另外，從圖9可以看出，相同進水壓力條件下，與優(yōu)化前的噴嘴相比，氣路增設(shè)加速環(huán)后噴嘴出口處液相分布更均勻。例如當(dāng)進氣壓力為0.3 MPa時，在噴射水流區(qū)域[-35°，35°]內(nèi)，優(yōu)化前噴嘴的最小液相體積分?jǐn)?shù)為0.0576，最大液相體積分?jǐn)?shù)為0.0852，而優(yōu)化后噴嘴的最小和最大液相體積分?jǐn)?shù)分別為0.0626、0.0741，噴嘴優(yōu)化前后相對液相體積分?jǐn)?shù)差異性由32.4%降低到15.5%。這是因為優(yōu)化后噴嘴的加速環(huán)裝置對進氣流的加速作用使得空氣流對水流的沖擊更為劇烈，故噴口處液相分布更分散，液相體積分?jǐn)?shù)下降且分布更均勻。

圖9 不同進氣壓力下噴嘴出口處液相體積分?jǐn)?shù)分布

Fig.9 Volume fraction distribution of liquid-phase at nozzle outlet with different inlet gas pressures

2.4 進水壓力對噴嘴出口處液相分布的影響

噴嘴進氣壓力為0.2 MPa以及進水壓力分別為0.2、0.3、0.4、0.5 MPa時，優(yōu)化前后噴嘴出口處液相體積分?jǐn)?shù)云圖如圖10所示，不同進水壓力下噴嘴出口各位置液相體積分?jǐn)?shù)如圖11所示。

由圖10可知，隨著進水壓力的增大，噴嘴出口中心液相體積分?jǐn)?shù)較高的區(qū)域變寬，出口處液相體積分?jǐn)?shù)整體呈增大的趨勢。對比優(yōu)化前后噴嘴出口處的液相分布來看，優(yōu)化后噴嘴出口處沿噴嘴扇形切口方向上的液相分布更均勻。這是因為水射流在流經(jīng)半球殼縮口時，流體空間驟然縮小，液相流較為集中，而后在扇形切口部分水射流才再次分散開，但由于射流速度較快，在噴嘴出口處液相還未完全散開，所以中心區(qū)域液相體積分?jǐn)?shù)較大；而優(yōu)化后噴嘴的加速環(huán)裝置對進氣流有加速作用，使得空氣流對水流保持足夠高的沖擊力，氣-液兩相混合更充分，噴嘴出口處液相分布更分散，所以改進后噴嘴出口處的液相體積分?jǐn)?shù)較低且液相分布更平穩(wěn)。

由圖11可見，優(yōu)化前后噴嘴出口處液相體積分?jǐn)?shù)均隨進水壓力的增加而增大，當(dāng)進水壓力從0.4 MPa增至0.5 MPa時，液相體積分?jǐn)?shù)的增幅最明顯，距噴嘴中心[-45°,45°]區(qū)域，優(yōu)化前噴嘴增幅最大位置在距噴嘴中心-33°處，液相體積分?jǐn)?shù)由0.15增至0.2955；優(yōu)化后噴嘴增幅最大在距噴嘴中心-3.67°處，液相體積分?jǐn)?shù)由0.1736增大至0.2771，相對液相體積分?jǐn)?shù)差異性由49%降至37.4%。由圖11還可見，優(yōu)化前后噴嘴均在進水壓力較低的0.2、0.3 MPa時，液相分布得到較好控制，液相體積分?jǐn)?shù)波動較平穩(wěn)，隨著進水壓力增至0.4、0.5 MPa，優(yōu)化后噴嘴出口處液相分布開始變得不均勻，這是因為此條件下液相流量和流速增大，液相受空氣流的影響減弱，故而加速環(huán)裝置穩(wěn)定和均勻液相流的效果被弱化。

(a)P水=0.2 MPa

(b)P水=0.3 MPa

(c)P水=0.4 MPa

(d)P水=0.5 MPa

圖10 不同進水壓力下噴嘴出口處液相分布圖

Fig.10 Liquid-phase distribution diagrams at nozzle outlet with different inlet water pressures

圖11 不同進水壓力下噴嘴出口處液相體積分?jǐn)?shù)分布

Fig.11 Volume fraction distribution of liquid-phase at nozzle outlet with different inlet water pressures

3 結(jié)論

(1)當(dāng)噴嘴進水壓力一定時，隨著進氣壓力的增大，噴嘴出口處液滴噴淋速度顯著增大，液相體積分?jǐn)?shù)則呈減小的趨勢。

(2)當(dāng)噴嘴進氣壓力一定時，隨著進水壓力的增加，噴嘴出口處液滴噴淋速度逐漸減小，液相體積分?jǐn)?shù)則有所增加。

(3)相同工況條件下，噴嘴氣路設(shè)置加速環(huán)后，噴嘴出口處的液相速度分布和液相體積分?jǐn)?shù)分布較優(yōu)化前更均勻。本文計算條件下，當(dāng)噴嘴進氣壓力為0.2 MPa、進水壓力為0.3 MPa時，噴嘴優(yōu)化前后，噴嘴出口處切口方向相對液相體積分?jǐn)?shù)差異性由32.4%降低到15.5%，液相速度差異性由30.3%降低至18.9%。