管金發(fā)，肖棟，瞿德剛，陳雁，舒丹，華衛(wèi)星，沈蕾芳

（1.陸軍勤務學院 油料系，重慶 401331；2.聯(lián)勤保障部隊供應局，武漢 430015；3.重慶工商大學融智學院，重慶 400067；4.西南技術(shù)工程研究所，重慶 400039）

3PE 防腐油氣管道因地質(zhì)災害、第三方破壞而受損，同時由于長期運行在地下環(huán)境或其他原因，導致管道防腐層老化，產(chǎn)生腐蝕穿孔或裂紋。在出現(xiàn)緊急事故和場站施工時，經(jīng)常需要在焊接部位去除防腐層，以便露出管體進行焊接作業(yè)[1]。目前，國內(nèi)對于管線搶修中去除3PE 防腐層的方法主要有，火燒法、打磨法、紅外線加熱法和使用熱熔PE 去除機去除法等[2-4]。其中，火燒法安全系數(shù)極低，稍有不慎就會導致起火爆炸事故，無法應用于油氣管道3PE 防腐層的帶壓去除；打磨法工作效率低，難以滿足油氣管道搶修的要求；紅外線加熱法受作業(yè)環(huán)境因素影響大，冬季無法使用；熱熔PE 去除機去除法在熱熔加熱清除3PE 防腐層的聚乙烯塑料層后，仍需用手工或機械方法清除環(huán)氧粉末層，嚴重影響了去除效率。本文綜合利用扇形噴嘴能形成扇形水射流（具有一定清洗寬度）和前混合磨料水射流（工作壓力低、作用效果好）的特點[5-9]，提出了扇形磨料水射流去除管道3PE 防腐層的方法。扇形噴嘴作為扇形磨料水射流本身的發(fā)生元件，是影響扇形磨料水射流去除管道3PE 防腐層作用效果的關(guān)鍵因素。噴嘴的幾何形狀、結(jié)構(gòu)參數(shù)對扇形磨料水射流特性、作用效果影響巨大[10-12]。目前，噴嘴最佳參數(shù)的確定方法主要是理論分析、實驗研究和數(shù)值模擬。然而，因?qū)嶋H流體黏性的影響和射流的復雜性，理論分析求解控制方程困難；實驗研究往往需要做大量的實驗才能確定，既費時又費力；數(shù)值模擬利用成熟的數(shù)值模擬軟件，借助計算機強大的計算能力對控制方程進行求解，集中于模型選擇和參數(shù)設定的研究，節(jié)省了時間和精力，是一種重要的射流研究手段[13-15]。本文基于FLUENT 軟件，采用數(shù)值模擬方法研究了扇形噴嘴各結(jié)構(gòu)參數(shù)對扇形磨料水射流特性的影響規(guī)律，以期為扇形噴嘴的優(yōu)選提供依據(jù)。

1 物理模型

扇形噴嘴根據(jù)其結(jié)構(gòu)特征，分為軸向扇形噴嘴和導向板式扇形噴嘴兩類。導向板式扇形噴嘴結(jié)構(gòu)復雜，加工工藝要求高，尤其是導向面的表面粗糙度難以控制，所以工業(yè)上應用很少[16]。為了加工方便，選用軸向扇形噴嘴作為產(chǎn)生扇形磨料水射流的噴嘴結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)如圖1 所示。軸向扇形噴嘴的內(nèi)表面為半橢球面或半球面，噴嘴頭部有一V 型槽，V 型槽的兩個斜面關(guān)于噴嘴軸線對稱，且與半橢球面相貫，形成狹長的噴口。其中，d為噴嘴圓柱段截面直徑，α2為橢圓半長軸長度，b為V 型槽的相對偏移量，α為V型槽半角。噴嘴入口的螺紋尺寸及長度由與扇形噴嘴連接的接頭尺寸決定，扇形噴嘴收縮段的入口直徑為7.5 mm，收縮段和圓柱段長度均為10 mm，扇形噴嘴橢球或半球盲端底部距噴嘴出口截面距離為2 mm。

圖1 軸向扇形噴嘴結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of axial fan nozzle: a) overall structure; b) partial enlarged drawing of nozzle outlet section

2 顆粒軌道模型

采用FLUENT 時，考慮相間耦合的離散相模型（DPM），對連續(xù)相流體（水）在歐拉坐標下求解N-S方程，對離散相（磨料顆粒，80 目石榴石，直徑為0.18 mm，密度為3900 kg/m3）在拉格朗日坐標下求解顆粒軌道方程，得到磨料顆粒的速度、運動軌跡及分布規(guī)律，從而得到各因數(shù)對扇形磨料水射流流場特性的影響規(guī)律。

因課題組所在實驗室采用新型前混合磨料水射流系統(tǒng)，當磨料罐加砂閥的開度一定時，磨料濃度不因水流量的變化而變化[17-18]。經(jīng)測定，當磨料罐加砂閥全開時，磨料體積分數(shù)為5.15%。因后續(xù)采用軸向扇形噴嘴進行扇形磨料水射流實驗時，擬用此前的混合磨料水射流系統(tǒng)，故在數(shù)值模擬計算時，磨料體積分數(shù)均取此值。由于在扇形磨料水射流中，磨料體積分數(shù)較低（顆粒相的體積分數(shù)小于10%～12%，離散相非常稀疏），故不考慮顆粒-顆粒之間的相互作用以及顆粒體積分數(shù)對連續(xù)相的影響[19]。數(shù)值計算過程中，先計算穩(wěn)態(tài)扇形噴嘴內(nèi)外純水射流流場，然后再以穩(wěn)態(tài)追蹤的方式加入離散相模型，通過積分拉格朗日坐標系下的顆粒作用力平衡方程，求解離散相磨料顆粒的軌道。顆粒作用力平衡方程（X方向）為[20-21]：

式中：FD(u-up)為顆粒的單位質(zhì)量力；u、up分別為連續(xù)相、顆粒相速度；ρ、ρp分別為連續(xù)相、顆粒相密度；dp、Rep分別為顆粒直徑、雷諾數(shù)；μ、CD分別為流體動力黏度、曳力系數(shù)；gX為X方向重力加速度；XF為X方向的其他作用力，包括視質(zhì)量力、熱泳力、布朗力、Saffman 升力等。由于磨料顆粒尺寸較小，水相與磨料顆粒相的密度相差較大，因此其他作用力均不考慮。

3 數(shù)值模擬

3.1 網(wǎng)格劃分

考慮到扇形磨料水射流去除油氣管道3PE 防腐層時，其射程較短，作用范圍較窄，在扇形噴嘴出口截面上外接一個直徑為200 mm、長度為200 mm 的圓柱體作為外流場計算域。同時，由于噴嘴入口結(jié)構(gòu)對流場特性影響較小，故計算模型舍去扇形噴嘴入口結(jié)構(gòu)部分，只取扇形噴嘴收縮段往后的內(nèi)流道[22]。另外，為了簡化計算及方便網(wǎng)格劃分，參考文獻[23]，將V 型槽部分以同尺寸的三棱柱替代。利用SolidWorks軟件對軸向扇形噴嘴內(nèi)部流道以及圓柱體外流場進行建模，將其導入ICEM 軟件中，進行網(wǎng)格劃分。外流場（圓柱體）幾何形狀規(guī)則，宜劃分為結(jié)構(gòu)網(wǎng)格；扇形噴嘴內(nèi)流道流場幾何形狀較復雜，宜劃分為非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格；而扇形噴嘴出口截面結(jié)構(gòu)組成相對復雜，但網(wǎng)格劃分中要求結(jié)構(gòu)網(wǎng)格與非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格的交界面必須為同一平面，因此為便于不同結(jié)構(gòu)網(wǎng)格的銜接，在圓柱體外流場靠近扇形噴嘴出口截面部分設置一個1/11 圓柱體長度的過渡部分，此部分采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格；圓柱體其余部分采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。劃分非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格時，由于噴嘴結(jié)構(gòu)尺寸較小且水與磨料之間存在強烈的相互作用，在噴嘴內(nèi)流道區(qū)域?qū)W(wǎng)格進行適當加密處理。網(wǎng)格劃分如圖2 所示。

3.2 計算策略

圖2 網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh division: a) overall mesh division of internal and external flow field of fan nozzle; b) partial enlarged drawing of mesh division of fan nozzle and its connection with external flow field; c) partial enlarged drawing of mesh division of fan nozzle outlet and its connection with external flow field

控制方程用有限體積法進行離散，數(shù)值計算采用基于壓力的求解器，壓力速度耦合方式采用SIMPLEC算法。采用Realizablek-ε湍流模型，湍流定義方式為強度與水力直徑法。計算域入口采用速度入口邊界條件，根據(jù)擬作為扇形磨料水射流動力裝置的高壓柱塞泵的特性，以10 L/min 作為扇形磨料水射流的供水流量。噴嘴入口直徑為7.5 mm，根據(jù)磨料體積分數(shù) 5.15%，計算得到噴嘴入口處磨料質(zhì)量流量為0.035 kg/s，水流速度為3.98 m/s。與噴嘴固壁接觸的界面均為無滑移壁面邊界條件，貼近壁面采用標準壁面函數(shù)處理。與大氣接觸的計算域邊界均采用壓力出口邊界條件，壓力大小為標準大氣壓101 325 Pa。離散相模型采用DPM 顆粒軌道模型，離散相（磨料顆粒）由噴嘴入口面射入，同時磨料與水相在進入噴嘴之前已得到充分混合，磨料顆粒與水相的入口速度相同。磨料顆粒在入口、出口的行為方式為逃逸，在壁面上的行為方式為反射。

3.3 模擬結(jié)果與分析

3.3.1 磨料顆粒的基本運動規(guī)律

扇形噴嘴內(nèi)外流場計算模型以噴嘴入射面圓心為原點，與射流流動方向一致的水平方向為X軸正方向，垂直向上為Y軸正方向。中軸截面是指扇形噴嘴內(nèi)外流場中穿過噴嘴軸線并與V 型槽垂直的平面。在α2/r=1、α=15°、b=0.6 mm、d=2.13 mm 條件下，扇形噴嘴內(nèi)外流場磨料顆粒X方向速度云圖的整體及噴嘴出口附近、計算模型尾部附近局部放大俯視圖（從Y軸正方向往XOZ平面看）與正視圖（從Z軸正方向往XOY平面看），見圖3、圖4。由于應用扇形磨料水射流去除3PE 防腐層主要跟X方向磨料顆粒速度有關(guān)，故主要研究磨料顆粒X方向速度，后面簡稱磨料顆粒速度。

從圖中可以看出，沿著射流流動方向，在扇形噴嘴收縮段，鄰近圓柱段區(qū)域的磨料顆粒速度增加明顯；在圓柱段上，雖然磨料顆粒受到水流的裹挾，速度有增加的趨勢，但變化較??；進入扇形噴嘴橢圓段后，由于噴嘴流通面積減小，且V 型槽致使流道形狀改變，磨料顆粒速度總體增加，但其中的速度分布呈現(xiàn)復雜規(guī)律，在射流的兩側(cè)邊緣存在高速區(qū)，這主要是扇形噴嘴橢球與V 型槽相貫形成復雜的扇形噴嘴出口結(jié)構(gòu)所致。進入扇形噴嘴外流場后，磨料顆粒速度呈減小趨勢。

在α2/r=1、α=15°、b=0.6 mm、d=2.13 mm 參數(shù)下，三個不同視角的扇形噴嘴內(nèi)外流場磨料顆粒速度三維視圖（圖5）。從圖5 以及圖3c 和圖4 中可以看出，磨料顆粒速度云圖在X軸某一位置之后，沿Z軸和Y軸存在分叉現(xiàn)象，分叉點在X軸軸線附近，速度云圖在分叉點往后部分區(qū)域出現(xiàn)空白。

研究表明，其他結(jié)構(gòu)參數(shù)的扇形噴嘴在計算區(qū)域內(nèi)沿Z軸方向都存在分叉點，而沿Y軸方向則不一定存在。這可能是由于V 型槽（與Z軸方向平行）底部伸入半橢球內(nèi)部較深，射流中磨料顆粒在與V 型槽兩端附近的半橢球曲面碰撞后反彈，被射流中間部分裹挾，然后沿V 型槽兩邊射出，如圖6 所示。在Y軸方向上，相對于V 型槽底部，半橢球曲面前伸較多，射流在此處的流動特性受V 型槽的相對偏移量b、V 型槽半角α等因素的綜合影響，分叉點位置可能在計算域范圍之外，故觀察不到。

圖3 磨料顆粒速度云圖俯視圖Fig.3 Top view of abrasive particle velocity nephogram: a) overall drawing; b) partial enlarged drawing near nozzle outlet;c) partial enlarged drawing near the tail of calculation model

圖4 磨料顆粒速度云圖正視圖Fig.4 Front view of abrasive particle velocity nephogram

圖5 扇形噴嘴內(nèi)外流場磨料顆粒速度三維視圖Fig.5 Three dimensional view of abrasive particle velocity of internal and external flow field of fan nozzle: a) from Z-axis to XOY plane; b) face YOZ plane from X-axis direction; c) from X-axis to YOZ plane

圖6 扇形噴嘴出口段磨料顆粒運動示意圖Fig.6 Schematic diagram of abrasive particle movement at fan nozzle outlet section

速度云圖出現(xiàn)空白，說明此處沒有顆粒出現(xiàn)，去除3PE 防腐層時，只能通過水流的沖擊來實現(xiàn)，這對扇形磨料水射流去除3PE 防腐層是不利的，因此必須將靶物（即3PE 防腐層）控制在分叉點前。確定分叉點位置，有利于利用扇形磨料水射流去除3PE 防腐層時控制合適的靶距，但若要準確定位磨料顆粒速度分叉點位置，須對軸線附近區(qū)域進行全面搜索，以確定哪個點之后的速度云圖出現(xiàn)空白，工作量大。由于分叉點在X軸軸線附近，為便于確定分叉點位置，文章以扇形噴嘴內(nèi)外流場中心軸線上開始出現(xiàn)空白的點作為其分叉點。確定分叉點位置的具體步驟為：首先，基于MATLAB 軟件和扇形噴嘴內(nèi)外流場磨料顆粒速度數(shù)據(jù)，編制程序，繪制XOZ平面磨料顆粒速度云圖，如圖7a 所示；其次，對速度云圖進行灰度處理，即將原來不同區(qū)域速度對應不同顏色的速度云圖彩圖轉(zhuǎn)換成速度不為零處均為黑色，其余均為白色（速度云圖線條之間的空白除外，這是由于模擬計算時，采用DPM 求解器非穩(wěn)態(tài)顆粒追蹤方式，速度云圖線條之間的空白是指兩條線之間的磨料顆粒速度沒有變化，模擬計算中磨料顆粒速度數(shù)據(jù)未更新，即此處沒有數(shù)據(jù)，故呈現(xiàn)空白）的黑白圖片，如圖7b 所示；之后，再對黑白圖片進行二值化處理，將呈現(xiàn)黑色的數(shù)據(jù)點位置設置為0，白色區(qū)域位置全置為1；最后，通過搜索分叉點位置，對軸線上0、1 數(shù)據(jù)進行搜索，找到開始出現(xiàn)1 的位置，則該位置即為分叉點位置。同時，扇形磨料水射流去除3PE 防腐層主要依靠磨料顆粒對3PE 防腐層的沖擊作用[24-26]，磨料顆粒的速度及其分布規(guī)律對去除3PE 防腐層的效率至關(guān)重要，故以分叉點前扇形噴嘴的磨料顆粒速度和分布規(guī)律來研究去除3PE 防腐層的效率。

圖7 分叉點位置確定Fig.7 Determination of bifurcation point position: a) velocity nephogram at XOZ plane; b) black and white image after grayscale processing

3.3.2 V 型槽半角α對扇形磨料水射流流場特性的影響

對α2/r=1，b=0 mm，V 型槽半角α分別為10°、15°、20°、25°、30°（此時d分別為1.52、1.26、1.11、1.02、0.96 mm）的扇形噴嘴內(nèi)外流場進行數(shù)值模擬，得到不同α的扇形噴嘴磨料水射流內(nèi)外流場的磨料顆粒速度數(shù)據(jù)，按照3.3.1 所述方法，得到其分叉點位置（以靶距，即某一位置距扇形噴嘴出口的距離來表示）分別是17.54、37.87、18.45、37.49、28.22 mm。

圖8 是α2/r=1、b=0 mm、α=15°、d=1.26 mm 時，扇形噴嘴在不同靶距下的磨料顆粒速度云圖。從圖中可以看出，當靶距較小時，磨料顆粒的速度分布不穩(wěn)定，在靶距為17.37 mm 后，達到相對穩(wěn)定階段且呈彎月型，即由于重力作用，磨料顆粒有向下運動的趨勢。噴嘴噴出的扇形磨料水射流中間靠上部分存在磨料顆粒的空白區(qū)，沒有磨料顆粒的存在，這對于3PE防腐層的均勻去除是不利的。同時，從圖中可以看出，同一截面的磨料顆粒本身位置及速度分布并不均勻，且扇形噴嘴在不同截面的磨料顆粒速度分布規(guī)律存在差異。靶距為17.37、27.37、37.37 mm 時，其磨料顆粒速度云圖相對于靶距為0、7.37 mm 的云圖有明顯的不同。同時，磨料顆粒的速度隨著靶距的增加，總體呈現(xiàn)下降趨勢，靠近Z軸，Y軸軸線附近的磨料顆粒速度相對較大。研究表明，其他結(jié)構(gòu)的扇形噴嘴磨料顆粒速度云圖同樣存在相同的規(guī)律。這可能是兩個方面的原因：一是扇形磨料水射流從噴嘴噴出后，磨料顆粒在射流中運動時除了受重力作用之外，更多地受到射流紊流帶動、磨料顆粒之間碰撞的影響，而射流紊流以及磨料顆粒之間碰撞對磨料顆粒運動產(chǎn)生的影響存在很大的不確定性，導致在同一截面上磨料顆粒本身位置及速度分布不均勻。二是當靶距為0 mm，即截面位于噴嘴出口截面位置時，射流剛從受限的噴嘴內(nèi)流道噴出，沿Z軸方向的擴散較小，集中在Z軸方向較窄的范圍內(nèi)，隨著靶距的增加，射流不斷卷吸周圍空氣，射流邊界層、橫截面積增加；當靶距為7.37 mm 時，由于截面位置距噴嘴出口截面較近，扇形磨料水射流正處于射流寬度逐漸增大的階段，磨料顆粒的分布范圍相對于靶距為0 mm 時變化較?。欢敯芯噙_到17.37 mm 甚至更大時，扇形磨料水射流獲得較充分的發(fā)展，磨料顆粒分布形狀趨于穩(wěn)定。

圖8 α=15°時不同靶距下磨料顆粒速度云圖Fig.8 Abrasive particle velocity nephogram on different standoff distances at α=15° : a) standoff distance is zero;b) standoff distance is 7.37 mm; c) standoff distance is 17.37 mm; d) standoff distance is 27.37 mm; e) standoff distance is 37.37 mm

圖9 不同α 值扇形噴嘴磨料顆粒平均速度變化曲線圖Fig.9 Curve of average velocity of abrasive particle under different α values

另一方面，不同扇形噴嘴在相同截面下的磨料顆粒速度分布亦不同，為了更好地比較不同結(jié)構(gòu)參數(shù)扇形噴嘴的射流性能，計算不同噴嘴外流場分叉點前不同截面的磨料顆粒速度平均值，得到不同α值的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度變化曲線圖，如圖9 所示。從圖中可以看出，當靶距逐漸增大時，不同α值的噴嘴磨料顆粒平均速度在靶距小于10 mm 左右時下降速度較快，而后緩慢下降。當靶距較?。ā? mm）時，按磨料顆粒平均速度從大到小排序依次是α=30°、25°、20°、10°、15°，在其余大部分靶距下，平均速度變化曲線存在交叉。同時，從靶距大于12 mm，直至α=15°扇形噴嘴分叉點位置，α=15°噴嘴的磨料顆粒平均速度大于其他結(jié)構(gòu)參數(shù)下的磨料顆粒平均速度。

α=15°與α=25°噴嘴的磨料顆粒平均速度較為接近，分叉點位置較靠后，即有效靶距較大，因此從磨料顆粒平均速度和有效靶距兩個方面發(fā)現(xiàn)，α=15°與α=25°為較優(yōu)取值。

圖10 α=25°時不同靶距下磨料顆粒速度云圖Fig.10 Abrasive particle velocity nephogram on different standoff distances at α=25°; a) standoff distance is 0;b) standoff distance is 7.37 mm; c) standoff distance is 17.37 mm; d) standoff distance is 27.37 mm; e) standoff distance is 37.37 mm

圖10 是α2/r=1、b=0 mm、α=25°、d=1.02 mm 參數(shù)下，不同靶距扇形噴嘴對應的磨料顆粒速度云圖。從圖中可以看出，極少數(shù)的磨料顆粒存在逃逸現(xiàn)象，散落到離磨料顆粒集中區(qū)較遠的地方。如果磨料顆粒速度較高，可能在去除3PE 防腐層時，形成蝕坑，實際去除3PE 防腐層作業(yè)中，可能由于蝕坑處再次受到磨料顆粒的作用而損傷3PE 防腐管金屬本體。同時，相較于圖8，α=25°時磨料顆粒集中區(qū)的作用范圍比α=15°時要小。因此，利用扇形磨料水射流去除3PE防腐層時，應設置一定的靶距，獲取更寬的靶距調(diào)節(jié)范圍和磨料顆粒作用范圍。同時，在某一靶距下，要有較高的磨料顆粒速度和較大的作用范圍，以更快地去除3PE 防腐層，當α=15°時，效果較優(yōu)。

3.3.3 V 型槽的相對偏移量b對扇形磨料水射流流場特性的影響

以α2/r=1 和α=15°為固定參數(shù)，b分別取0、0.2、0.4、0.6、0.8、1、1.2 mm（此時d分別為1.26、1.51、1.80、2.13、2.47、2.82、3.18 mm）的扇形噴嘴內(nèi)外流場，作為數(shù)值模擬研究對象，按照3.3.1 所述方法，得到其分叉點位置分別是37.87、18.45、4.3、38.14、29.47、16.29、27.61 mm。

圖11 是不同b值的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度變化曲線圖。從圖中可以看出，在靶距逐漸增大到10 mm 過程中，不同b值的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度下降較快，超過10 mm 后，下降緩慢。在大部分靶距下，不同b值的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度變化曲線都存在交叉，其中b=0 mm 和b=0.6 mm 的噴嘴在靶距約為19 mm 之后的磨料顆粒速度比較接近（30～50 m/s），且明顯比其他b值的扇形噴嘴大。

圖11 不同b 值的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度變化曲線Fig.11 Variation curve of average velocity of fan-shaped nozzle abrasive particles with different b value

圖12 是α2/r=1、b=0.6 mm、α=15°、d=2.13 mm的扇形噴嘴在不同靶距下的磨料顆粒速度云圖。從圖中可以看出，當靶距較小時，磨料顆粒的速度分布不穩(wěn)定。在靶距為17.37 mm 后，達到相對穩(wěn)定階段，磨料顆粒速度和作用范圍變化較小。總體而言，磨料顆粒繞外流場中軸線呈圓形分布，外流場中軸線兩側(cè)集中分布了較多的高速磨料顆粒。

將圖12 與圖8 進行對比，從磨料顆粒速度云圖Y軸、Z軸的坐標范圍可知，當靶距為17.37、27.37、37.37 mm 時，α2/r=1、b=0.6 mm、α=15°、d=2.13 mm的扇形噴嘴磨料顆粒作用范圍較大，有利于利用磨料顆粒去除管道3PE 的防腐層。因此，選取b=0.6 mm作為較優(yōu)取值。

圖12 α2/r=1、d=2.13 mm 時不同靶距下磨料顆粒速度云圖Fig.12 Abrasive particle velocity nephogram under different standoff distances when α2/r=1 and d=2.13 mm: a) standoff distance is 0; b) standoff distance is 7.37 mm; c) standoff distance is 17.37 mm; d) standoff distance is 27.37 mm;e) standoff distance is 37.37 mm

3.3.4 橢圓半長軸長度與噴嘴圓柱段截面半徑的比值α2/r對扇形磨料水射流流場特性的影響

以b=0.6 mm 和α=15°為固定參數(shù)，α2/r分別取1、2、3（此時d分別為2.13、1.38、1.15 mm）的扇形噴嘴內(nèi)外流場，作為數(shù)值模擬研究對象，按照3.3.1 所述方法，得到其分叉點分別是38.14、16.02、33.68 mm。

圖13 是不同α2/r值的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度變化曲線圖。從圖中可以看出，橢圓半長軸長度與噴嘴圓柱段截面半徑的比值α2/r對磨料顆粒速度有較大影響，當靶距逐漸增大時，不同α2/r值時候的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度均逐漸減小。α2/r=3 時扇形噴嘴的磨料顆粒平均速度，明顯要比其他α2/r值時的值大。其原因是，當α2/r=3 時，噴嘴橢球段相對較長，磨料顆粒在噴嘴內(nèi)部經(jīng)過較長距離加速后，噴嘴出口速度相對較大。在靶距為9.2 mm 直至分叉點之間，按磨料顆粒平均速度從大到小排序依次是：α2/r=3、1、2。

圖13 不同α2/r 值的扇形噴嘴磨料顆粒平均速度變化曲線圖Fig.13 Variation curve of average velocity of fan-shaped nozzle abrasive particles with different α2/r values

圖14 是α2/r=3、b=0.6 mm、α=15°、d=1.15 mm的扇形噴嘴在不同靶距下磨料顆粒速度云圖。從圖中可以看出，靶距為17.37～37.37 mm 時，磨料顆粒主要分布在y<0 的區(qū)域，即由于重力作用，磨料顆粒位于噴嘴外流場軸線的下方。同時，相比于圖12，α2/r=3時，磨料顆粒的分布范圍較窄，即作用范圍較小。因此，綜合考慮分叉點位置、磨料顆粒速度和作用范圍等因素的影響，取α2/r=1 作為較優(yōu)取值。擬用α2/r=1、α=15°、b=0.6 mm、d=2.13 mm，作為去除3PE 防腐層的軸向扇形噴嘴的結(jié)構(gòu)參數(shù)。

圖14 α2/r=3、d=1.15 mm 時不同靶距下磨料顆粒速度云圖Fig.14 Abrasive particle velocity nephogram under different standoff distances when α2/r=3 and d=1.15 mm: a) standoff distance is 0; b) standoff distance is 7.37 mm; c) standoff distance is 17.37 mm; d) standoff distance is 27.37 mm;e) standoff distance is 37.37 mm

4 結(jié)論

1）沿射流流動方向，扇形噴嘴收縮段鄰近圓柱段區(qū)域的磨料顆粒速度增加明顯；圓柱段的磨料顆粒速度增加不明顯。由于噴嘴流通面積減小或V 型槽致使流道形狀改變，進入扇形噴嘴橢圓段后直至噴嘴出口處，磨料顆粒速度總體增加，但其中的速度分布呈現(xiàn)復雜規(guī)律，在射流的兩側(cè)邊緣存在高速區(qū)。扇形噴嘴外流場中，磨料顆粒速度呈減小趨勢。同時，磨料顆粒速度云圖在X軸某一位置以后，出現(xiàn)分叉現(xiàn)象，速度云圖在分叉點往后部分區(qū)域出現(xiàn)空白，即在分叉點之后，外流場的某些區(qū)域沒有磨料顆粒的存在。

2）不同結(jié)構(gòu)參數(shù)軸向扇形噴嘴產(chǎn)生的扇形磨料水射流，其磨料顆粒速度云圖分叉點位置不同。

3）綜合考慮磨料顆粒速度大小、作用范圍、分叉位置等因素的影響，優(yōu)選出擬用于去除3PE 防腐層的軸向扇形噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)：α2/r=1，α=15°，b=0.6 mm，d=2.13 mm。最佳靶距為17.37～37.37 mm。