邱慶剛， 劉麗娜

（大連理工大學能源與動力學院，遼寧大連116000）

噴嘴結構對流場性能影響的研究

邱慶剛， 劉麗娜

（大連理工大學能源與動力學院，遼寧大連116000）

利用VOF（volume of fluid）方法對海水淡化中空離心式噴嘴的氣液兩相流動進行了數值模擬，并將模擬結果與實驗數據進行了對比，兩者吻合良好。對噴嘴出口擴散角和出口直徑等結構參數進行了比較分析，得出結論：噴嘴出口擴散角越大，噴淋液錐角度也越大，但出口擴散角度并不是越大越好，實際應用中存在一個最優(yōu)值；噴嘴出口擴散角會影響到空氣心吸氣氣流的速度大小；噴嘴中心軸線處空氣心直徑隨著噴嘴出口直徑的減小而變小，該處速度曲線有兩個躍動，第一個躍動發(fā)生在剛進入噴嘴的位置（z＝0.05m），第二個躍動發(fā)生在噴嘴出口收縮段至出口擴張段（0.02～0.04m）；噴嘴出口直徑越小，對噴嘴內接近出口處液體的加速作用越明顯，出口截面上的徑向速度越大。

VOF； 海水淡化； 離心式噴嘴； 出口擴散； 空氣心； 出口直徑

水平管降膜蒸發(fā)器廣泛應用于海水淡化、化工、石油精煉和大型制冷等行業(yè)中，在水平管降膜蒸發(fā)器中液體分布裝置最為關鍵，其分布形式直接影響水平管管外液體的分布和流動。液體分布裝置包括噴淋管式分布器、燒結水平管、底部開孔的水箱和噴嘴式分布器［1－6］。在這些裝置中，噴嘴式分布器主要應用在對液膜穩(wěn)定性要求小的水平管束的研究中，本文研究的海水淡化噴嘴就是噴嘴式分布器中的一種。

參閱文獻［6－8］并綜合考慮了實驗和模擬兩種方法的優(yōu)缺點，對現有一種中空離心式海水淡化噴嘴進行了上述兩方面的研究，并將兩者數據進行了比較，結果吻合良好，驗證了其模擬計算中模型選擇的正確性。在此基礎上對原有幾何模型的結構進行修改，以觀察不同的噴嘴出口擴散角和出口直徑對噴嘴流場的影響。

1 實驗研究

搭建如圖1（a）所示實驗裝置，水箱中的水經過泵，轉子流量計，從噴嘴噴出。為準確測量流量、壓力等參數，噴嘴與管道連接處應采用密封帶密封，以防滲漏液體，引起測量誤差。實驗開始前，先開啟旁通閥門，然后開啟泵，改變調節(jié)閥開度大小用以調節(jié)流量計的讀數，待流量達到某一穩(wěn)定值后，記錄流量計讀數和相應的壓力表示數（由于水壓有波動，讀取十組壓力數據并取平均值），改變流量大小以測量多組數據。

實驗中采用條件噴淋角度［9］，利用數學公式計算得到噴淋半錐角，其定義如圖1（b）。實驗中x值為0.611m，y值依據入口壓力的不同而取不同的測量值。

Fig.1 Schematic of experimental set－up and define the condition spray cone angle圖1 實驗裝置簡圖和定義條件噴淋角度

2 模擬研究

2.1 計算方法

設水與空氣均為不可壓縮流體，流動控制方程如下：

連續(xù)方程：

動量方程：

根據Hutt J J等［10］試驗結果，噴嘴旋流室內的流動是氣液兩相流動，借助Fluent軟件中的volume of fluid（VOF）方法來描述其中發(fā)生的流動，并定義氣相空氣為第一相，水為第二相。體積分數由下面守恒方程決定：

式中：p為流體時均壓力；u為流體速度；g為重力加速度；F為體積力；ρ為流體密度，F為液相體積分數，ρ＝fρ1＋（1－f）ρ2，ui＝fui1＋（1－f）ui2，下標1和2表示氣相和液相；i，j為張量符號。

針對大空間旋轉射流特征，應用realizablek－ε湍流模型進行計算，壓力速度耦合采用SIMPLE算法。

2.2 噴嘴結構和網格劃分

所研究的海水淡化離心式噴嘴包括側面入口管段、旋流室、噴嘴出口收縮段、出口直管段和出口擴散段5部分。對噴嘴旋流室采用四面體混合網格劃分，以適應復雜的旋轉流動，其余部分采用六面體結構網格劃分。坐標軸原點取在旋流室頂部中心，沿旋流室半徑方向平面取為x－y平面，其法線方向取為z軸方向，噴嘴結構和三維網格劃分如圖2所示。

Fig.2 Drawing of nozzle structure and three－dimensional grid圖2 噴嘴結構和三維網格劃分

3 結果分析

3.1 實驗值和模擬值的比較

圖3為噴嘴在不同流量下實驗和模擬的入口壓力和噴淋液錐半錐角的曲線圖。

Fig.3 Experimental results and simulation results圖3 實驗值與模擬值比較圖

從圖3中可以看到：入口壓力的實驗值要比模擬值大，原因是實驗中入口管段壓力值的測量是在距噴嘴入口一段距離的管段上測量的，而模擬值即為噴嘴入口處的值，由于沿程和局部阻力損失，所以實驗值要比模擬值大；壓力變化會影響到噴淋半錐角，因此隨著流量的增大，噴淋半錐角的模擬值和實驗值之間的差距越來越小。從圖3中可以看出實驗值和模擬值的變化趨勢基本一致，可以認為模擬計算模型選擇的正確，在此基礎上改變噴嘴出口擴散角和出口直管段管徑并進行模擬計算，通過模擬結果觀察噴嘴流場變化。

3.2 出口擴散角的影響

圖4噴嘴流量為1.1 1kg/s，即入口速度為1.94m/s，從圖4（a）－（d）4個圖分別為出口擴散角θ＝60.0°，45.0°，36.8°，0°時x＝0截面的氣液兩相圖［13］。從4個圖比較可以看到：圖4（a）噴嘴內部空氣心半徑最大，長度最長，幾乎存在于整個旋流室中心部分，噴淋液錐角度也較大，幾乎接近180°，氣液分界面約在z＝0.055m處［14］。圖4（b）中噴淋角大約為120°，圖4（c）噴淋角度大約為115°，比圖4（a）中噴淋角度明顯減小，氣液交界面在約z＝0.06 m位置處。圖4（d）噴淋角度最小，約為81°，氣液交界面約在z＝0.065mm處。從圖4中現象可以得到結論：噴嘴出口擴散角越大，噴淋液錐角度越大，噴淋的范圍也越大，但是噴淋距離則是隨著噴嘴出口擴散角的增大而變小，綜合考慮噴淋范圍和噴距兩個因素，并不是出口擴散角度越大越好，其存在一個最優(yōu)值。

Fig.4 Gas－liquid phases distribution on thex＝0section of different diffusion angles圖4 不同出口擴散角時x＝0截面的氣液兩相圖

圖5為噴嘴流量1.1 1kg/s，即入口速度為1.94m/s，出口擴散角θ＝60.0°，45.0°，36.8°，0°時的速度分布，圖5（a），（b），（c）分別為x＝0截面軸心線處x，y，z三個方向的速度曲線圖，圖5（d）為距噴口3mm處截面上的徑向速度曲線圖。從圖5（a），（b）可以看到：曲線在θ＝36.8°和＝45.0°，z≥0.6m位置速度稍有變大，這樣有利于空氣旋轉吸入，可以得到較大的噴淋范圍，從而可以得到噴嘴出口擴散角對吸入氣體的旋轉速度有影響。圖5（c）表示軸心線處z方向速度的變化趨勢，在z＜0.015 m范圍內為液體速度，沿z軸正方向，在z≥0.015 m范圍內空氣倒吸，速度為沿著z軸負方向，并且沿著z軸距離的增大，速度大小也越來越大。由圖5（d）可以看到：擴散角度θ＝0°時，在液體噴淋｜y｜≤0.025m范圍內速度集中，有最大速度值3.6m/s，出口擴散角度變大，液體集中區(qū)的噴淋最大速度反而變小，噴淋速度趨于平緩；同時可以看到在徑向對稱方向上速度并不是嚴格對稱的曲線，究其原因可能是離心噴嘴只有一個側面入口，這樣就導致了噴淋液錐的周相不均勻性。

Fig.5 Velocities in the axis line of section and radial velocity on section outlet nozzle of different diffusion angles圖5不同截面軸心線處各向速度和徑向速度曲線

3.3 出口直徑的影響

圖6為噴嘴流量1.1 1kg/s，即入口速度為1.94m/s，從圖6（a）－（d）分別為噴嘴出口直徑d＝40，38，36，34mm時x＝0截面的氣液兩相圖［12］。從圖6中可以看到：噴嘴直徑d＝40mm時候，旋流室內軸心線處的空氣心長度充滿整個旋流室，空氣心直徑最大處大約0.023 4m。隨著噴嘴出口直徑的減小，中心軸處的空氣心直徑減小，長度變短，當噴嘴直徑為d＝3 4mm時，空氣心直徑最大處約為0.016 7m，此時旋流室的4/5充滿空氣心。不同噴嘴直徑對噴嘴內部的空氣心的影響比較大，影響到空氣心的長度和直徑，對噴淋角度的影響不是很大。

圖7噴嘴流量為1.1 1kg/s，即入口速度為1.94m/s時，噴嘴出口直徑d＝40，38，36，34mm時的速度分布，圖7（a）為x＝0截面軸心線處的速度大小曲線圖，圖7（b）為距噴口3mm處截面上徑向速度大小曲線圖。從圖7（a）中可以看到：每條曲線都有兩個躍動，第一個躍動發(fā)生在剛進入噴嘴的位置（z＝0.05m），第二個躍動發(fā)生在噴嘴收縮段至噴嘴出口擴張段（0.02～0.04m）。出現第一個躍動的原因為：由于液體從側面以一個比較大的速度進入到旋流室，部分液體碰撞到旋流室頂部而損失部分動能，使得旋流室頂部的液體速度變小；第二個躍動的原因為從旋流室至收縮段管徑突然變窄，旋流氣體湍動增加，在很小的范圍內速度有很大的提升，使得該處的速度梯度非常大，并且可以看到出口直徑越小，速度變化梯度越大，速度躍動也越明顯；在z＞0.05m時，由于出口擴散角相同，軸心線處速度曲線相同，三條曲線幾乎完全重合。從圖7（b）可以看到，d＝40mm的最大速度為3m/s，要比其它情況下的最大速度要小，噴嘴出口直徑變小，出口截面的徑向速度反而變大，當d＝34mm時最大速度為3.3m/s。噴嘴出口直徑影響出口處流場速度的原因為：液體從旋流室內旋轉至噴嘴出口的減縮段時，由于此處對水的加速作用顯著，噴口處孔徑越小，該處的速度梯度越大，因此出口直徑越小對液體的加速的作用就會越明顯。曲線在｜y｜≤0.01m范圍內，速度比較小，這個范圍主要是氣體的倒吸形成的空氣心的區(qū)域，在較遠的y值處速度有上升，主要是周圍空氣流場擾動帶來的較大的空氣速度。

Fig.6 Gas－liquid phases distribution on thex＝0section of different nozzle diameters圖6 不同噴嘴直徑x＝0截面的氣液兩相圖

Fig.7 Velocity in the axis line and radial velocity on the different section outlet nozzle of different nozzle diameters圖7 不同噴嘴出口直徑截面軸心處速度和徑向速度曲線

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（Ed.：WYX，Z）

Influence of Geometrical Structure on Fluid Flow in Nozzle

QIU Qing－gang，LIU Li－na
（School of Energy and Power Engineering，Dalian University of Technology，Dalian Liaoning116000，P.R.China）

The VOF（volume of fluid）method was employed to predict the characteristic of gas－liquid two－phase flow in desalination swirl nozzle.The numerical result was compared with the experimental data and they agree with each other very well.Analyse nozzle with different nozzle diffusion angles and export diameters and we can draw conclusions that the larger diffusion angle is，the greater liquid cone angle appears and it＇s not the bigger the better about diffusion angle.There is an optimal value in actual application.Nozzle diffusion angle will affect the velocity of inspiratory airflow by air cone.Air cone diameter decreases with nozzle diameter decreases，and there are two skips in velocity curves.One is in just entering the nozzle position（z＝0.05m），another is between nozzle export contraction and export expansion（0.02～0.04m）.Liquid closed to the exit of nozzle accelerates more rapidly with the nozzle diameter decreases and radial velocity on the outlet section becomes larger.

VOF；Desalination；Swirl atomizer；Diffusion angle；Air cone；Export diameter

.Tel.：＋86－411－82920419；e－mail：qqgang＠dlut.edu.cn

P747

A

10.3696/j.issn.1006－396X.2011.01.016

2010－12－17

邱慶剛（1969－），男，遼寧大連市，副教授，博士。

中央高?；究蒲袠I(yè)務費專項資金資助（DUT10ZD109）。

1006－396X（2011）01－0068－05

Received17December2010；revised5January2011；accepted10January2011