謝 飛 袁躍峰 王佳勝

(浙江海洋大學海洋工程裝備學院，浙江 舟山 316022)

2020年中國貽貝養(yǎng)殖產量高達88.6萬t[1]。成熟貽貝表面附著有藤壺、鈣沉積物、淤泥、貽貝足絲基盤等頑固的附著污物，現有的振動沖淋式、滾筒回轉式、噴淋氣泡式清洗方法清洗效果差且存在耗水量高、占地面積大等問題[2]。高壓水射流技術因節(jié)能、高效、環(huán)保等特點被廣泛應用于金屬表面處理、切割、零部件清洗等領域。噴嘴是高壓水射流清洗系統的執(zhí)行元件，扇形噴嘴可產生均勻的扁平狹帶狀射流，相較于普通的圓柱形噴嘴，具有射流致密性好、射流打擊力均勻、覆蓋面積廣的特點。影響射流流場性能的內部參數主要有噴嘴的噴射角和等效直徑；外部射流參數主要有射流壓力和清洗靶距，射流內、外部參數的合理匹配與否，將直接決定著射流清洗效果和效率[3-4]。

胡靜艷等[5]使用Fluent軟件對貽貝水射流脫殼技術進行了研究，確定了導向板噴嘴的最佳結構尺寸。孫躍[6]基于流固耦合的數值模擬方法，確定了海參清洗的射流參數優(yōu)選組合。劉亨凡[7]使用Fluent軟件分析得出了扇形噴嘴結構參數和外部射流參數變化對甘草藥材清洗效果的影響。目前，高壓射流清洗技術在水產貝類清洗領域的研究較少，針對扇形噴嘴的研究也未能從市售噴嘴結構尺寸出發(fā)進行分析研究。

研究擬將高壓水射流技術應用于貽貝表殼清洗除污領域，在測繪建模得出市售標準軸向扇形噴嘴幾何模型的基礎上，使用Fluent軟件對不同噴射角、等效直徑的軸向扇形噴嘴進行仿真，并分析各尺寸噴嘴在不同射流壓力和靶距下對射流性能的影響，得到不同噴射角、出口直徑、射流壓力和靶距下的射流速度和含水率曲線，最后對仿真所得最佳參數組合進行實驗驗證，以期為貽貝高壓水射流清洗設備噴嘴的選型和空間布置提供依據。

1 仿真前處理

1.1 射流基本方程

射流流動的水為不可壓縮的黏性流體，且為連續(xù)穩(wěn)態(tài)流動，需要滿足連續(xù)性方程和動量守恒方程[8-10]。

連續(xù)性方程為：

(1)

式中：

u、v、w——x、y、z3個方向的速度分量，m/s。

射流介質為不可壓縮的黏性流體，則動量守恒方程(N-S納維—斯托克方程)為：

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

式中：

Gk——平均速度梯度變化湍動能；

Gb——浮力引起的湍動能；

YM——可壓縮湍流脈動對耗散的影響；

C1ε、C2ε、C3ε——常數，其值分別為1.44，1.92，0.09；

σk、σε——湍動能和湍流常數，其值分別為1.0，1.3。

1.2 建立幾何模型

合理的流體域模型是進行數值模擬的前提，軸向扇形噴嘴的結構參數主要有噴嘴總長度L、入口直徑D、入口段長度l1、收縮角β、收縮段長度l2、出口直徑d、V型切槽半角α。試驗使用的軸向扇形噴嘴內表面為半球面，其出口由V型切槽與半球面相貫形成，經測繪，仿真所用扇形噴嘴的噴嘴總長度L、入口直徑D、入口段長度l1、收縮角β均為定值。V型切槽半角α和出口直徑d是噴嘴選型的主要結構參數， V型切槽半角α在10°～50°區(qū)間與噴射角θ的大小呈減函數關系；出口直徑d的大小與收縮段長度l2長短呈負相關關系。仿真所用軸向扇形噴嘴結構如圖1所示[13]。

圖1 軸向扇形噴嘴Figure 1 Axial fan-nozzle

不同噴射角噴嘴的V型切槽半角α可根據式(7)計算得出[14]：

θ=188.67-7.27a+0.119a2-7.99×10-4a3，

(7)

式中：

θ——噴嘴噴射角，°。

根據仿真流場形態(tài)可對V型切槽半角進行調整，使仿真得出的射流噴射角與實際射流噴射角一致。由于軸向扇形噴嘴出口為狹長的空間橢圓，所以射流過流直徑不等于噴嘴出口直徑，目前行業(yè)內均使用噴嘴的等效直徑來表示射流過流直徑，試驗所用軸向扇形噴嘴的尺寸參數見表1，根據表內數據建立不同尺寸參數噴嘴的幾何模型。

根據軸向扇形噴嘴的尺寸和射流流場特點，繪制噴嘴總長度L為23 mm，入口直徑D為7 mm，入口段長度l1為17 mm，收縮角β為60°，V型切槽半角α和出口直徑為表1中尺寸的噴嘴內流體域模型；設定噴嘴外流場為直徑150 mm，長度200 mm的圓柱；在噴嘴內流場和外流場之間設置一個三棱柱過渡區(qū)，以更好地連接扇形射流內、外流場。

表1 軸向扇形噴嘴的結構尺寸對照(部分)

1.3 網格劃分

使用Fluent Meshing軟件對射流內、外流場幾何模型進行網格劃分，為得到準確的仿真結果，對噴嘴收縮段和噴嘴出口處等射流速度變化較大的部分進行局部網格細化，采用四面體和六面體相結合以六面體為主導的網格劃分方法，射流內流場網格大小設置為0.5 mm，外流場網格大小設置為4 mm，劃分產生298 620網格單元。以噴射角為65°，等效直徑為2 mm的噴嘴為例，流場網格劃分如圖2所示。

圖2 流場網格劃分Figure 2 Grid division of flow field

1.4 參數設置

貽貝在射流清洗過程中，水與空氣之間產生劇烈的動量交換，形成的扇形射流是氣液兩相射流，使用流體體積(VOF)多相流模型進行數值模擬。設定環(huán)境介質空氣為主相，射流介質水為次相。射流介質為市政自來水，空氣與水之間的表面張力系數設為72 mN/m，其余項保持默認值[15-17]。湍流模型使用Realizablek-ε模型，設定噴嘴入口為壓力入口，噴嘴壁面和外流場盡頭為無滑移壁面，其余面為壓力出口。選擇SIMPLE求解器，迭代殘差精度設置為10-3，全局初始化后，迭代步數設定為5 000步進行計算[18-19]。

2 仿真結果與分析

根據貽貝清洗經驗，確定噴嘴自身尺寸參數和外部射流參數仿真范圍。設計在噴嘴噴射角為25°，50°，65°，80°，95°；噴嘴等效直徑為1.1，1.6，2.0，2.4，2.8 mm；射流壓力為1，6，11，16，21 MPa；靶距為10，50，90，130，170 mm 下進行仿真。挑選特征參數組合導入Fluent軟件中進行計算，分析其對扇形射流內、外流場的影響。

2.1 噴嘴噴射角對流場的影響

圖3為不同噴射角下仿真得到的射流內、外流場速度云圖，導出XZ射流平面中心軸Z軸上的數據，繪制不同噴射角下扇形射流的速度和含水率曲線。

射流壓力11 MPa，噴嘴等效直徑2 mm

由圖4可知，在噴嘴等效直徑和外部射流參數相同的情況下，不同噴射角噴嘴的內流場流速和出口峰值速度基本相同；噴嘴收縮段的加速性能隨噴射角的增大而變差；外流場流速的衰減速度隨噴射角的增大而加快。當射流自靶距20 mm處沖擊到距外流場盡頭20 mm的壁面時，噴射角為25°，50°，65°，80°，95°的射流速度分別衰減約87%，81%，81%，74%，67%。

圖4 不同噴射角下射流速度曲線Figure 4 Jet velocity curve at different injection angles

定義貽貝清洗時射流速度為90～100 m/s。流速過大，射流產生的打擊力大于貽貝貝殼承壓能力，貽貝清洗碎殼率增加；流速過小，射流產生的打擊力小于污物剝離的臨界力，扇形射流無法有效除污。由圖4可知，噴射角為65°的噴嘴產生的射流在靶距為20 mm時速度衰減至110 m/s，隨后在靶距為60～200 mm時，流速仍保持在85～105 m/s，有效清洗范圍相較于其他噴射角噴嘴更廣。

射流在扇形噴嘴狹縫高速噴出后，射流壓強迅速減小為大氣壓，由于開爾文—亥姆霍茲不穩(wěn)定性導致空氣和水之間發(fā)生劇烈的質量和動量轉移，周圍的空氣將連續(xù)的射流分散成細小液滴。將外流場XY截面水的體積含量和該截面面積之比定義為含水率，含水率反映射流液滴被破碎霧化的程度，霧化程度越低，射流的動能越大，速度衰減越緩慢，清洗效果越好[20-21]。

由圖5可知，不同噴射角噴嘴產生的射流在靶距10 mm 范圍內含水率均發(fā)生急劇下降；在30～70 mm范圍內，不同噴射角噴嘴產生的射流含水率有所差異，含水率隨噴射角的增大而減小，噴嘴的噴射角越大，射流含水率越低。綜合考慮噴嘴的有效清洗范圍及清洗效果，噴射角為65°的扇形噴嘴應用于貽貝清洗更佳。

圖5 不同噴射角下射流Z軸含水率曲線Figure 5 Water content curve of jet Z axis under different injection angles

2.2 噴嘴等效直徑對流場的影響

如圖6所示仿真得到的射流流場速度云圖。導出XZ射流平面中心軸Z軸上的數據，繪制不同等效直徑噴嘴下的射流速度和含水率曲線。

射流壓力11 MPa，噴射角65°

由圖7可知，在外部射流參數和噴嘴噴射角相同的情況下，不同等效直徑噴嘴產生的射流內流場流速不同，內流場流速隨等效直徑的增大而加快。射流自噴嘴出口噴出后，外流場流速的衰減速度也有較大差異，外流場流速的衰減速度隨噴嘴等效直徑的增大而變緩。等效直徑為1.1，1.6，2.0，2.4，2.8 mm，射流自靶距20 mm處沖擊到距外流場盡頭20 mm的壁面時，射流速度分別衰減了約83%，79%，78%，66%，59%。

圖7 不同等效直徑下射流速度曲線Figure 7 Jet velocity curve under different equivalent diameters

由圖7可知，噴嘴等效直徑大小和射流含水率高低呈正相關關系，即噴嘴等效直徑越大，射流含水率越高；噴嘴等效直徑越小，射流含水率越低。在外部射流參數相同的環(huán)境下，等效直徑越大，清洗耗水量越大，結合不同等效直徑噴嘴的射流速度衰減情況和含水率情況，考慮到貽貝射流清洗效果和耗水量，等效直徑為2 mm的扇形噴嘴更適合貽貝的清洗。

圖8 不同等效直徑下射流Z軸含水率曲線Figure 8 Water content curve of jet Z axis under different equivalent diameters

2.3 射流壓力對流場的影響

由圖9可知，同一噴嘴在不同射流壓力下，噴嘴的外流場尺寸基本保持不變，導出XZ射流平面中心軸Z軸的數據，繪制不同射流壓力下的速度和含水率曲線。

噴射角65°，等效直徑2 mm

圖10 不同射流壓力下射流速度曲線Figure 10 Jet velocity curve under different jet pressures

由圖11可知，不同射流壓力的噴嘴在靶距10 mm范圍內含水率均發(fā)生急劇下降并隨著射流壓力的增大而減小。在噴嘴確定的情況下，射流壓力越大，對整個射流清洗系統的要求就越高，清洗耗水越多，綜合考慮射流清洗流速、系統成本和射流清洗耗水量等要求，射流壓力為11 MPa 時進行貽貝清洗效能最優(yōu)。

圖11 不同射流壓力下射流Z軸含水率曲線Figure 11 Water content curve of jet Z axis under different jet pressures

2.4 靶距對流場的影響

由圖12可知，射流覆蓋面積隨靶距的增大而顯著增大，導出各靶距對應XY射流覆蓋面上長軸的數據，繪制不同靶距下的速度和含水率曲線。

噴射角65°，等效直徑2 mm

由圖13可知，靶面上射流速度隨靶距的增大而減小，靶距過大或過小，均會對相應靶面徑向速度分布均勻性產生影響。當靶距為10，50，130，170 mm時，其靶面徑向方向中間出現明顯凹凸波動曲線，說明在此靶面上速度出現較大波動，不利于貽貝表殼清洗。當靶距為90 mm時，相應靶面徑向方向其速度曲線幾乎呈直線，說明在此靶距上速度分布均勻，這會使得射流除污更加均勻，清洗效果更好。故靶距為90 mm時，貽貝清洗效果更好、更穩(wěn)定。

2.5 射流清洗試驗

使用等效直徑為2 mm，噴射角為65°的扇形噴嘴，在射流壓力為11 MPa，靶距為90 mm下對貽貝表殼進行射流清洗試驗。仿真試驗表明，經高壓水射流清洗，貽貝表殼的鈣沉積物、足絲基盤等頑固附著物被較好去除，貽貝貝殼無破損，仿真結果可靠有效。

圖13 不同靶距下射流速度曲線Figure 13 Jet velocity curve at different target distances

3 結論

(1) 噴嘴噴射角大小對扇形射流外流場流速衰減快慢以及含水率高低有顯著影響，噴嘴噴射角越大，射流外流場流速的衰減速度越快，含水率越低。根據貽貝表殼清洗要求，噴嘴噴射角為65°時，其貽貝清洗效果和清洗速度更優(yōu)。

(2) 噴嘴等效直徑大小對扇形射流內、外流場流速衰減速度和含水率高低具有顯著影響，噴嘴等效直徑越大，射流外流場流速的衰減速度越慢，含水率越高。在其他射流參數相同的情況下，等效直徑越大，貽貝清洗耗水量越多，考慮貽貝清洗的節(jié)能節(jié)水要求，噴嘴等效直徑為2 mm時，更加適合貽貝清洗。

(3) 射流壓力主要對外流場射流峰值流速和含水率有較大影響，對外流場射流流速衰減快慢影響不大。射流壓力大小與外流場峰值流速大小呈正相關關系，與外流場含水率高低呈負相關關系。射流壓力越大，射流清洗系統成本越高，經過分析，射流壓力為11 MPa時，更加適合貽貝清洗。

(4) 靶距對相應靶面徑向速度分布均勻性影響較大。靶距過大，徑向速度分布均勻性變差；靶距過小，扇形射流有效清洗范圍過小?？紤]貽貝清洗效果和清洗效率，貽貝射流清洗時靶距取90 mm為宜。