基于環形旋轉射流的預摻混擴散器水力特性試驗研究

彭莘仔，賀益英，趙懿珺，羅奇蔚

（中國水利水電科學研究院 水力學研究所，北京 100038）

1 研究背景

污水或溫排水常采用擴散器以射流的形態排放到受納水體中，經摻混而被稀釋。排放口附近污染物濃度或溫度往往超過環保標準限值，對水生態系統會造成一定損害［1-3］。為此，各國法規提出建立排污“監管混合區”，對排放口極值、混合區范圍等進行限制，以降低廢水排放對水環境的影響。例如《世界銀行關于污染預防和治理手冊》就提出高溫廢水排放到受納水體后，需要滿足“3 ℃溫升不超過排口周圍100 m”的限制要求。為增強初始稀釋度、減小混合區范圍，國內外學者開展了大量擴散器結構及其射流稀釋特性的研究。

常規擴散器的研究歷經幾十年，取得了豐碩的成果，已有的研究主要著眼于擴散器的長度、噴口間距、噴口型式和噴射角度等幾何特征，通過優化其結構來改善初始稀釋效果［4-6］。Daviero 和Roberts［7］針對“T”型兩孔擴散器研究了立管間距對稀釋度的影響。Abessi 等［8］采用3DLIF 研究了玫瑰型擴散器的稀釋度。除了研究擴散器本身結構外，還有學者通過增加擴散器出口后射流的紊動，來增強噴口附近的初始稀釋度。Sharp［9］利用了液體附壁流動的Coanda 效應改善稀釋效果。Noutsopoules 和Yannopoulos［10］、方神光［11］等通過合理放置圓盤阻礙浮射流來提高稀釋度。

20 世紀六七十年代國外學者提出了“預稀釋”的概念，即污水在排放前先摻入一定量周圍的水，直接降低排口出流濃度。Nece 等［12］提出在排污管道收縮處壁面開孔，利用管道內外壓力差，將周圍的水自孔口卷吸進排污管道內，稀釋污水；Agg 和White［13］運用文丘里原理提出了三組不同形狀的預摻混裝置。Argaman 等［14］將污水從噴嘴高速射入大直徑的混合管，形成真空，使得周圍的水從兩管間隙環面被吸入。這些研究從原理上證實了預摻混擴散器的效能，隨后一些學者開始探索其在實際工程應用上的可行性。Sharp［15］在加拿大紐芬蘭東部的一個小型污水排放工程上進行了現場試驗，并與Argaman 等［14］給出的預摻混擴散器稀釋度公式進行了比較。Portillo 等［16］在MaspalomasⅡ工程的鹽水排放中，采用文丘里預摻混擴散器將平均稀釋度提高了43%。然而現有的預摻混擴散器和常規擴散器中污水或溫排水主要采用軸向進流，且均以直射流的形式排出，并未從本質上改變擴散器射流的流動結構，稀釋效果有待提高。

旋轉射流被廣泛地應用于燃料噴注等工程領域，其擴散霧化、增強摻混效應顯著。然而，少有將旋轉射流原理運用于污水排放的應用實例［17］，并缺乏流動特性及阻力分析等系統性研究，使其推廣應用受限。

近年來，環保問題日益凸顯。對于環境條件不利、排放流量大、排放濃度高的情況，如果仍采用常規擴散器，不得不延伸至更深水域排放。其放流管道過長、噴口較多，不僅工程投資巨大，而且水頭損失過大，會限制工程的可實現性。因此，開展新型預摻混擴散器研究具有重要的學術意義和工程價值。

2 試驗裝置與方法

2.1 新型預摻混擴散器

2.1.1 基本構造 如圖1（a），本文所提出的新型預摻混擴散器主要由吸水管、環形水室、喉管和擴壓管組成。其內部結構如圖1（b），環形水室剖面如圖1（c）。擴壓管擴散角θ=9°，環形水室收縮角為γ=11°，主要結構長度如表1。工作流體指污水或溫排水等。

圖1 預摻混擴散器結構示意

2.1.2 工作原理 利用工作流體的排放壓力，將其切向注入擴散器環形水室，形成環形旋轉的噴射流動。因管徑收縮使得速度增加、壓強減小，進而產生負壓區。周圍的水體自吸水管入口被抽吸進擴散器中，與工作流體預先強烈摻混；隨后從擴散器擴壓管以環形旋轉射流的形式排至收納水體中，其排水流量等于工作流體本身流量與抽吸進入擴散器的水體流量之和。排水量的增大，提高了排水流速，再加之射流的旋轉流態，使得排放口近區出現較無預摻混擴散器出口射流更為強烈的卷吸摻混，進一步提高擴散器射流的稀釋度。

表1 預摻混擴散器結構參數 （單位：mm）

與現有擴散器相比，本預摻混擴散器所形成的旋轉流動在其內部造成比順直流動更強的紊動，增強了抽吸的受納水體與工作流體間的摻混。此外，吸水管的軸心設置使得旋轉流動的工作流體裹挾抽吸的受納水體，將排放形式由直射流改變為環形旋轉射流，具有組合射流分布形態以及周向運動特征。

2.2 水槽平面布置及試驗參數平面布置如圖2，水槽長11 m，寬0.8 m，深0.8 m，中間有3 m 長的有機玻璃段用于觀察流態。在水槽水流進口處設置整流段，斜拉式尾門前設置足夠長的過渡段。擴散器水平固定在支架上，其中心軸線距槽底0.3 m。供水母管為水槽來流和工作流體供水，工作流體經加熱箱后進入擴散器。試驗環境參數及工況范圍如表2，溫升ΔT 指加熱后的工作流體與水槽來流的溫度差。射流的坐標原點定義在擴散器排口斷面中心。

圖2 水槽平面布置示意

表2 試驗參數

2.3 測量儀器與方法（1）溫度測量：采用點溫計（JM6200）檢測加熱后的工作流體溫度以及擴散器排口斷面的溫度分布，精度±0.05%，分辨率0.01 ℃，測點間距5 mm；采用多點測溫系統（DS18B20）測量排口后各噴距處的斷面溫度分布，精度0.1 ℃，每個溫度數據系約100個采數的均值，測點分布在30×30 網格上，間距為1 cm。（2）流速測量：采用三維電磁流速儀（ACM3-RS）測量流場，精度±2%，采樣頻率50 Hz，每個流速數據系約1000 個采數的均值。射流中心10 cm 范圍內測點間距為1 cm，中心區以外間距為2 cm。（3）流量測量：由兩臺電磁流量計（OPTIFLUX2100C；MBmag）測量工作流體流量和水槽流量。擴散器排放的總流量由排口斷面的軸向平均流速和排口斷面面積計算得出。（4）壓力測量：采用測壓管排測量擴散器內壓差，分辨率0.5 mm，精度1 mm。測壓斷面布置如圖3，其中3 號斷面設置在吸水管末端前4 cm 處，其余測壓斷面分別位于進口、出口、轉角前后5 mm 或相應管段中間位置。每個測壓斷面設置上下左右共4 個測壓孔，連通后接對應測壓管。

圖3 測壓斷面分布示意

3 試驗成果分析

3.1 流量放大倍比流量放大倍比是表征擴散器對污水預摻混稀釋能力的重要標志參數，它影響排口處廢水濃度的極值以及混合區面積。設工作流體排放流量為Q0，擴散器排放總量Qs，則排口處流量放大倍比α = Qs/Q0。

流量放大倍比以靜水條件下的試驗結果來確定，并在水槽流速V=10 cm/s 下進行了比測。如圖4，試驗范圍內工作流量Q0和水槽流速V 對流量放大倍比α影響不大，α值約為2.5，預稀釋性能穩定。

圖4 流量放大倍比與工作流量的關系

3.2 溫度稀釋特性試驗研究

3.2.1 斷面溫度極值分析 定義擴散器射流橫斷面上的溫升最大值為該斷面的溫升極值ΔTm。如圖5，不同工況下排口近區同噴距處的稀釋度基本不變，本擴散器射流的稀釋特性主要由其自身結構所決定。溫升極值沿噴距呈冪函數衰減規律：擴散器排放口處溫升極值較初始溫升值降低約50%；排口近區射流的卷吸摻混最為劇烈，溫度梯度沿程減小，在1.2D 射程處相對溫升極值降至約20%，5.8D 處降低至約13%。上述現象表明，擴散器內部預摻混過程中形成的先期紊動摻混和擴散器出口由于環形旋轉射流誘導的強卷吸摻混，可迅速削減排放口及射流沿程溫度極值。

圖5 溫度極值沿噴距變化

鑒于不同工況下，同噴距的射流溫度極值相差甚小，可對同距離極值取平均，擬合均值曲線獲得相對溫升極值沿噴距的衰減規律：

3.2.2 射流橫斷面溫度分布 圖6給出Q0=3.6 m3/h，V=10 cm/s 條件下，排口處x/D=0 及其后x/D=1.2、3.5 和5.8 共4 個特征斷面溫度分布。

旋轉流動的高溫工作流體和中心抽吸的低溫水沿噴距呈現從組合射流向單股射流轉變的過程。在排口圓形斷面處，工作流體受離心力作用而緊貼管壁，水溫從圓心至壁面遞增。x/D=0～3.5 之間，隨著噴距的增加，環形高溫區溫度逐漸降低并向射流中心收縮，而中心區的最低溫度值先上升后降低。因射流周緣卷吸摻混溫度降低較快，中心區稀釋緩慢，在x/D=3.5 處形成了射流中心溫度較高，至射流邊界遞減的溫度分布形態。

圖6 橫斷面溫度分布（單位：℃）

區別于普通擴散器和其他預摻混擴散器的直射流，本裝置的環形旋轉射流在排口后一段距離內既可卷吸外邊界周圍的水，又能卷吸射流中部被抽吸的受納水體，增大了卷吸面積，形成了一段強化稀釋區。

3.3 流動特性研究

3.3.1 流速分布及發展規律 由于旋轉射流徑向流速v 較小，本文不予考慮，射流速度主要由軸向速度u 和切向速度w 決定［18-19］。圖7給出了軸向速度u 和切向速度w 在z=0 平面上沿無因次噴距的分布，u0和w0表示排放口斷面處u 和w 的最大速度值。

圖7 軸向和切向速度分布

排口后一段距離內，軸向速度u 在無因次半徑上的分布呈現“M”形。隨著噴距的增加，速度極值沿程遞減，中心低流速區最小速度呈現先增大后減小的變化趨勢，流速分布趨于均化。

切向速度w 呈現中心對稱的“N”形分布。射流軸心處切向速度趨近于0，兩側存在大小相近、方向相反速度極值；不同斷面間的速度分布趨勢和發展規律存在相似性。

如圖8，環形旋轉射流橫斷面最大軸向速度um和切向速度wm沿噴距均呈冪函數衰減規律，但切向速度衰減更快，表明切向速度對卷吸效應作用更強。因此增強卷吸可通過增強切向速度來實現，即增加旋轉度有利于卷吸。擬合出擴散器旋轉射流的最大速度與噴距關系的回歸曲線：

式中：vi0為擴散器排口斷面上i 方向（i 為軸向或切向）的射流最大流速；vim為該排口后某噴距處橫斷面上i 方向上的最大流速；D 為擴散器排口直徑；n 為無因次射程指數；a 為常系數。最大軸向和切向相對速度沿程衰減關系分別為：

圖8 橫斷面最大軸向和切向速度分布

圖9 橫斷面最大軸向速度對比（坐標按對數尺度）

如圖9所示，由于直射流最大速度位于射流軸心，排放口后約6 倍排口直徑的射流起始段為速度核心區，最大軸向速度保持不變，在排放口后約30 排口直徑處方可衰減約80%［20-21］。而環形旋轉射流排口處最大流速位于射流外緣，與受納水體有強烈的紊動摻混，難以形成速度核，本擴散器軸向速度極值在排放口后1.2D 處即可衰減約45%，x=12D 附近可衰減約80%。說明環形旋轉射流可極大縮短射流的噴距，對要求污水排放后縮短污染帶的環保要求十分有利。

3.3.2 平均稀釋度 在排放口以后，射流卷吸周圍的水體，其總流量Qe沿程遞增，可由式（5）計算得出：

橫斷面軸向流速與水槽流速之差大于等于水槽流速的5%時，定義此處為射流的卷吸邊界。上式中A 為卷吸邊界所包絡的面積，為卷吸邊界內的射流的平均速度。

圖10給出了射流沿噴距平均稀釋度Qe/Q0變化，根據流量放大倍比α，本擴散器排口處平均稀釋度約為2.5，高于采用管壁開孔［12］和混合管［14］進行預稀釋所獲得的相應最高值約2.0；排口后環形旋射流的卷吸演化特征比文獻［22］中給出的直射流所對應的能力強，原因在于：（1）環形旋轉射流不僅具有直射流的軸向分速度，還存在較大的切向分速度，紊動強度更高［23］。（2）當環形旋轉射流脫離擴散器噴口射入受納水體后，由于失去了管壁的約束，旋轉射流受離心力作用，使其具有更大的周向擴展，射流邊界卷吸面積增大，導致摻混量加劇。（3）上文提及的環形旋射流中心部位有被抽吸的受納水體，因而還存在射流的內摻混機制。

3.4 阻力損失試驗研究

3.4.1 測壓管水頭分布 擴散器工作前后，圖3中各斷面測壓管水柱高度發生變化為Δh。當Δh＜0時，表示該處為負壓。

如圖11各斷面相對測壓管水柱高度分布，吸水管收縮段和水平段均處于負壓區，其真空度沿吸水管喇叭口收縮方向遞增，在水平段末端達最大值。工作流體入口處壓強最高，沿環形水室、喉管、擴壓管依次遞減，至排放口處與外界水壓力相等。其中環形水室噴口處的壓降最為劇烈，說明在該處壓能迅速轉化為動能。

圖10 沿噴距平均稀釋度對比

圖11 相對測壓管水頭分布

圖12 工作流量與水頭損失關系

圖13 水頭損失系數與雷諾數的關系

3.4.2 擴散器水頭損失 擴散器內的水流流動形式類似于合流三通管，工作流體進口至排放口為三通分支1，吸入管進口至排放口為三通分支2。

如圖12所示，根據伯努利方程，分支1 中工作流體的水頭損失hw1隨工作流量Q0遞增，而分支2水頭損失數值遠小于分支1，可忽略不計。因此，擴散器總水頭損失系數ζ取分支1 的水頭損失系數ζ13。該擴散器的總水頭損失hw與工作流體入口流速U1之間的關系：

圖13給出了擴散器水頭損失系數ζ與雷諾數Re之間的關系，由于擴散器內強烈的旋轉流動極大地增強了水流的紊動程度，使得水流提早進入阻力平方區。阻力系數變動幅度很小，趨于穩定值，ζ均值約為2.4，小于文獻［24］工程中擴散器的水頭損失系數4.92，略大于文獻［25］中的兩處擴散器的水頭損失系數2.15 和2.38，在工程應用的合理范圍內。基于阻力相似，擴散器總水頭損失系數ζ可以應用于與此幾何相似的大尺度工程實體。

4 結論

本文提出了一種新型預摻混擴散器，采用切向進流取代常用的軸向進流，將擴散器的排放形式由直射流改變為環形旋轉射流，并系統開展初始稀釋特性、流動特性及阻力損失試驗研究，得出該預摻混擴散器具有以下特點：

（1）稀釋性能穩定：試驗工況范圍內，流量放大倍比α趨于定值，約為2.5，排放口處溫升極值可降低約50%；排口后相同噴距處的溫升極值變幅較小，沿噴距呈現冪函數衰減規律，1.2D處可降低約80%。

（2）更易滿足環保要求：本擴散器的環形旋轉射流無恒速的速度核心區，比直射流的噴距更短；排口后一段距離內存在內摻混機制，可從內、外邊界卷吸受納水體，卷吸面積更大，摻混稀釋能力更強，對污水排放后縮短污染帶的環保要求十分有利。

（3）水頭損失較小：以污水入口流速為特征速度，本預摻混擴散器的水頭損失系數為2.4，在工程應用的合理范圍內，具有在推廣應用的價值。

目前，國家環保部門要求排污、排熱盡量選擇離岸深排，以提高初始稀釋能力。采用本擴散器，則可在離岸較近的淺水域獲得較常規擴散器深排的稀釋效果，可縮短排污輸水管道、降低工程投資，應用前景佳。后續研究一方面可深化研究擴散器內部摻混的強化措施，改進內部摻混效果；另一方面需開展多個擴散器間的組合應用研究，以期進一步提高稀射流釋度。

論文摘要編寫要點

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《水利學報》編輯部