噴射清理裝置噴槍流道優化設計*

屈 鐸 王曉強 蘇永生 楊子聰

（1.海軍工程大學動力工程學院 武漢 430033）（2.海軍工程大學艦船與海洋學院 武漢 430033）（3.中國人民解放軍91091部隊 三亞 572000）

1 引言

船舶、港口及修理廠等需要對甲板、設備、零件等進行除漆、除銹、去污等，尤其一些特殊場合對清洗的要求很高。在達到清洗標準的前提下，清洗介質要求具有無腐蝕性等特點，零件表面的清洗要求不能損傷表面結構［1］。為了滿足上述清理要求，本文采用一種超聲速氣固混合清洗方法設計了噴射清理裝置——采用壓縮空氣引射NaHCO3固體顆粒進行清洗。巴德瑪等［2］分析了該技術的清理效果，不僅節約用水量、不污染環境，而且從微觀學的角度證實了對零件表面損傷相對較小。朱培元［3］全面對比分析了該技術與我國傳統清洗技術，指出采用NaHCO3固體顆粒噴射清理技術的優勢及發展前景。

目前針對噴管超聲速射流的研究很多。劉福海等［4］采用CFD 方法驗證了基于特征線法設計的拉瓦爾噴管應用于轉爐氧槍噴頭的優勢；劉廣龍等［5］基于解析法設計超音速噴管的收縮段和擴張段，并采用CFD 數值模擬對其進行了計算驗證；趙飛等［6］采用數值計算和試驗的方法研究了集束射流和普通超音速射流的流場特性；魏光升等［7］采用數值模擬及熱態燃燒實驗方法，研究了氧槍結構參數對射流流場分布的影響。Yan J 等［8］采用CFD 方法研究了輔助孔的面積比對噴射泵性能的影響。Yadav S K 等［9］利用ANSYS-Fluent對兩級噴射泵進行了研究和設計。以上主要集中在單相流，而超聲速氣固混合清洗技術研究較少，本文基于CFD采用離散相模型（DPM）模擬顆粒氣體流動，對噴槍流道進行優化設計，尋求合適的結構參數，使清洗效率最大化。

2 噴槍的基本結構和工作原理

噴槍流道如圖1所示，結合超聲速射流特點，可以將噴槍流道分為穩定段、收縮段、喉部、擴張段和混合段。該裝置的核心是所形成的空氣流道及固體顆粒流道。壓縮空氣從噴槍右側穩定段進入，經噴槍的收縮段加速后進入喉部，當喉部壓縮空氣壓力超過臨界值時，喉部空氣能夠輕易被加速至當地聲速，同時被加速后的空氣壓力急劇降低。而在噴槍流道的擴張段內，已達到聲速的氣流膨脹加速形成超聲速氣流，而此時氣流的壓力進一步降低，導致擴張段附近區域具有較高的真空度。這樣，該區域就能夠從外界吸入NaHCO3固體顆粒。進入主流道的NaHCO3固體顆粒與超聲速氣流在混合段混合后被進一步加速，形成高速的氣-固兩相流動，并在混合段出口被高速噴出。噴出后的高速高能的NaHCO3固體顆粒撞擊有污漬的壁面時，能夠有效地清潔壁面。

3 噴槍流道初步設計

噴槍流道出口NaHCO3顆粒的速度是保證清理效率的前提。而為了使粒子速度最大化，就必須盡量保證氣流速度最大。這樣，在噴槍流道的設計中，要求流道的型線與氣流在絕熱膨脹時的氣體形狀相適應［10］。據此，采用半解析方法對噴管進行初步設計。基于裝置結構設計需求，首先設定流道入口直徑為8mm，喉部直徑為4mm，采用維托辛斯基（Witoszynski）曲線來進行收縮段的設計，采用Foelsch的解析法對擴張段進行了設計；參照文獻［11］，設定穩定段的長度為喉部直徑的10倍。

4 基于CFD的噴槍流道優化設計

4.1 幾何建模及網格劃分

通過上述理論設計，確定了噴槍主體流道的基本結構，喉部直徑為4mm，收縮段采用維托辛斯基（Witoszynski）曲線進行設計，擴張段采用Foelsch方法進行設計，穩定段的直徑為33mm。噴槍的主流道的幾何模型如圖2所示。

圖2 噴槍內部流道

為驗證網格無關性，采用非結構網格對噴槍的主體流道進行網格劃分。對同一模型同一工況分別采用約為70 萬、90 萬、120 萬（分別對應0.55、0.50、0.45 最大網格尺寸）的網格模型進行數值計算。結果發現，前兩個模型計算得到的出口氣流速度誤差較大，后兩個網格模型的出口氣流速度誤差僅在3%范圍內，滿足誤差要求。因此，采用最大網格尺寸為0.50對之后的模型進行網格劃分。

4.2 湍流模型及邊界條件設置

工作過程中，噴槍流道內伴有離散相的固體顆粒和空氣的混合流動，采用SST k-w 湍流模型［12］，并通過DPM 模型添加離散相顆粒。顆粒介質設為NaHCO3，顆粒密度設為2159kg/m3，顆粒注入流量為0.001kg/s，顆粒直徑為0.75mm（200目）。參考壓力為1atm，流道進口壓力設置為0.8MPa，固體顆粒通道入口和主流道出口均設為0。壁面設置為無滑移絕熱壁面，介質為空氣。

4.3 流道出口直徑對清理效果的影響

由于流道出口直徑的大小會影響空氣流速，進而影響NaHCO3顆粒被吸入主流道的能力及顆粒在主流道出口的動能。為了選擇合適的流道出口直徑，在確定顆粒入口流道直徑為3mm 及與主流道夾角為30°的前提下，分別建立了流道出口直徑d為5mm、5.7mm、6.5mm、7.4mm、8mm 的模型（分別記為模型1、2、3、4、5），并進行了數值計算。

圖3 為各模型中的顆粒軌跡分布，由圖中可知，模型1 的大部分顆粒在進入主流道之后都可以直接向出口加速，而除了模型1 以外的模型的顆粒在進入主流道之后都與管壁有不同程度的碰撞。

圖3 各模型的顆粒軌跡分布

圖4 為各模型壁面的壓力云圖，由圖中可知，在喉部之前，五個模型壁面壓力分布基本一致，喉部之后的壁面壓力分布差別很大；模型1 和模型2相差不大，兩個模型的低壓區最小，隨著出口直徑的增大，壓力分布越無序。模型5 的低壓區范圍最大并且壓力最大且壓力分布最無序。

圖4 各模型壁面的壓力云圖

圖5 為各模型中截面的速度云圖，由圖中可知，在喉部之前，五個模型中截面速度分布基本一致，喉部之后的速度分布差別很大；模型1 的負壓區速度最小且區域最小，隨著出口直徑的增大，顆粒吸入速度增大，模型5 的負壓區速度最大且區域最大，同時速度分布最無序。

圖5 各模型中截面的速度云圖

由數值計算結果可知，五種模型在進氣壓力為0.8MPa 的情況下都能夠正常工作。當注入顆粒流量為注入0.001kg/s 條件下，固體顆粒都能夠被引射至主流道并隨著高速氣流一起流動，逐漸加速至出口。

表1 是不同出口直徑模型的工作情況數據，由表可知，除模型1 外，顆粒入口區域的氣體流速均過大，導致引射入的顆粒直接與管道壁面碰撞。隨著噴槍出口管徑的增大，引射入口的氣體壓力進一步降低，中截面的低壓區面積增大，且壓力分布無序程度增大；由于出口管徑增大，使擴張段變長，擴張段出口速度增大，粒子吸入速度增大，造成喉部之后的管內局部流動越復雜。然而只是擴張段出口的速度較大，隨著顆粒的流動，出口直徑越大，速度下降越快。

表1 不同出口直徑模型的計算結果對比

模型1的顆粒出口速度最高可被加速到201m/s左右，模型2 的出口速度可以達到206m/s 左右，但是模型2 的噴射出口顆粒的均勻程度較差。模型3、模型4 和模型5 由于出口直徑較大，顆粒的出口速度與模型1 都有不同程度的下降。從噴槍的清理效果分析，顆粒的出口速度越大越好。

4.4 固體顆粒進入位置對清理效果的影響

NaHCO3顆粒入口與喉部擴張段出口的距離極其關鍵，假設顆粒入口處剛好是壓縮空氣流速最大的部位，那么此部位的負壓效果最好，吸入顆粒的效率也越好。在合適的位置設置引射口可以充分利用出口負壓從而提高引射的效率，為此設計了三個模型，如圖6所示，模型1顆粒入口位置在擴張段出口處，模型2 顆粒入口部分設置在擴張段壁面上，模型3 顆粒入口位置離擴張段出口約4mm，三個模型的其他結構參數均相同。

圖6 固體顆粒進入位置不同的流道模型

數值模擬時，網格劃分、邊界條件和湍流模型的設置均相同，從而計算了噴槍流道內的流動特性。圖7 為各模型中截面的壓力云圖，由圖中可知，在喉部之前，三個模型中截面壓力分布基本一致，喉部之后的壓力分布差別很大；模型1 的低壓區分布在顆粒入口位置之前，模型2 的低壓區分布在顆粒入口的位置，模型3 的低壓區分布在顆粒入口位置之前，且離顆粒入口位置距離最遠。

圖7 各模型中截面的壓力云圖

圖8 為各模型中截面的速度云圖，由圖中可知，在喉部之前，三個模型中截面速度分布基本一致，喉部之后的壓力分布差別很大；模型1 的速度最大區域位于顆粒入口位置附近但未完全覆蓋，模型2 的速度最大區域完全覆蓋了顆粒入口位置，模型3 的最大速度區域未位于顆粒入口位置附近，且距離最遠。

圖8 各模型中截面的速度云圖

表2 是不同顆粒入口位置的計算數據，從表中可知，模型2 的顆粒入口區域的氣體流量和流速均較大，并且負壓區域能夠覆蓋整個顆粒進入主流道的位置，使得噴射出口顆粒覆蓋面最大。三種模型的顆粒出口速度分別為201m/s、205m/s 和206m/s，三者的最大出口顆粒速度相差不大。模型1 的噴射出口覆蓋面要大于模型3，并且出口顆粒平均速度也大于模型3。

表2 不同顆粒入口位置的模型計算結果對比

5 結語

通過數值計算，對比不同結構參數的噴槍流道內的顆粒軌跡、顆粒速度、壓力分布、速度分布等計算結果，得到以下規律并對噴槍流道進行了優化：1）噴槍流道的出口直徑不宜過大，適當增加固體顆粒出口速度，提高清潔效果；針對該裝置，選擇5mm作為噴槍的出口直徑；2）固體顆粒入口流道開在緊鄰膨脹段出口處，雖然可以提高出口顆粒的平均速度，但是出口顆粒的均勻程度較差，而固體顆粒入口部分設置在擴張段壁面上，雖然對出口顆粒的平均速度有一定影響，但是出口顆粒的均勻程度較好。