屈 铎 王晓强 苏永生 杨子聪

（1.海军工程大学动力工程学院 武汉 430033）（2.海军工程大学舰船与海洋学院 武汉 430033）（3.中国人民解放军91091部队 三亚 572000）

1 引言

船舶、港口及修理厂等需要对甲板、设备、零件等进行除漆、除锈、去污等，尤其一些特殊场合对清洗的要求很高。在达到清洗标准的前提下，清洗介质要求具有无腐蚀性等特点，零件表面的清洗要求不能损伤表面结构［1］。为了满足上述清理要求，本文采用一种超声速气固混合清洗方法设计了喷射清理装置——采用压缩空气引射NaHCO3固体颗粒进行清洗。巴德玛等［2］分析了该技术的清理效果，不仅节约用水量、不污染环境，而且从微观学的角度证实了对零件表面损伤相对较小。朱培元［3］全面对比分析了该技术与我国传统清洗技术，指出采用NaHCO3固体颗粒喷射清理技术的优势及发展前景。

目前针对喷管超声速射流的研究很多。刘福海等［4］采用CFD 方法验证了基于特征线法设计的拉瓦尔喷管应用于转炉氧枪喷头的优势；刘广龙等［5］基于解析法设计超音速喷管的收缩段和扩张段，并采用CFD 数值模拟对其进行了计算验证；赵飞等［6］采用数值计算和试验的方法研究了集束射流和普通超音速射流的流场特性；魏光升等［7］采用数值模拟及热态燃烧实验方法，研究了氧枪结构参数对射流流场分布的影响。Yan J 等［8］采用CFD 方法研究了辅助孔的面积比对喷射泵性能的影响。Yadav S K 等［9］利用ANSYS-Fluent对两级喷射泵进行了研究和设计。以上主要集中在单相流，而超声速气固混合清洗技术研究较少，本文基于CFD采用离散相模型（DPM）模拟颗粒气体流动，对喷枪流道进行优化设计，寻求合适的结构参数，使清洗效率最大化。

2 喷枪的基本结构和工作原理

喷枪流道如图1所示，结合超声速射流特点，可以将喷枪流道分为稳定段、收缩段、喉部、扩张段和混合段。该装置的核心是所形成的空气流道及固体颗粒流道。压缩空气从喷枪右侧稳定段进入，经喷枪的收缩段加速后进入喉部，当喉部压缩空气压力超过临界值时，喉部空气能够轻易被加速至当地声速，同时被加速后的空气压力急剧降低。而在喷枪流道的扩张段内，已达到声速的气流膨胀加速形成超声速气流，而此时气流的压力进一步降低，导致扩张段附近区域具有较高的真空度。这样，该区域就能够从外界吸入NaHCO3固体颗粒。进入主流道的NaHCO3固体颗粒与超声速气流在混合段混合后被进一步加速，形成高速的气-固两相流动，并在混合段出口被高速喷出。喷出后的高速高能的NaHCO3固体颗粒撞击有污渍的壁面时，能够有效地清洁壁面。

3 喷枪流道初步设计

喷枪流道出口NaHCO3颗粒的速度是保证清理效率的前提。而为了使粒子速度最大化，就必须尽量保证气流速度最大。这样，在喷枪流道的设计中，要求流道的型线与气流在绝热膨胀时的气体形状相适应［10］。据此，采用半解析方法对喷管进行初步设计。基于装置结构设计需求，首先设定流道入口直径为8mm，喉部直径为4mm，采用维托辛斯基（Witoszynski）曲线来进行收缩段的设计，采用Foelsch的解析法对扩张段进行了设计；参照文献［11］，设定稳定段的长度为喉部直径的10倍。

4 基于CFD的喷枪流道优化设计

4.1 几何建模及网格划分

通过上述理论设计，确定了喷枪主体流道的基本结构，喉部直径为4mm，收缩段采用维托辛斯基（Witoszynski）曲线进行设计，扩张段采用Foelsch方法进行设计，稳定段的直径为33mm。喷枪的主流道的几何模型如图2所示。

图2 喷枪内部流道

为验证网格无关性，采用非结构网格对喷枪的主体流道进行网格划分。对同一模型同一工况分别采用约为70 万、90 万、120 万（分别对应0.55、0.50、0.45 最大网格尺寸）的网格模型进行数值计算。结果发现，前两个模型计算得到的出口气流速度误差较大，后两个网格模型的出口气流速度误差仅在3%范围内，满足误差要求。因此，采用最大网格尺寸为0.50对之后的模型进行网格划分。

4.2 湍流模型及边界条件设置

工作过程中，喷枪流道内伴有离散相的固体颗粒和空气的混合流动，采用SST k-w 湍流模型［12］，并通过DPM 模型添加离散相颗粒。颗粒介质设为NaHCO3，颗粒密度设为2159kg/m3，颗粒注入流量为0.001kg/s，颗粒直径为0.75mm（200目）。参考压力为1atm，流道进口压力设置为0.8MPa，固体颗粒通道入口和主流道出口均设为0。壁面设置为无滑移绝热壁面，介质为空气。

4.3 流道出口直径对清理效果的影响

由于流道出口直径的大小会影响空气流速，进而影响NaHCO3颗粒被吸入主流道的能力及颗粒在主流道出口的动能。为了选择合适的流道出口直径，在确定颗粒入口流道直径为3mm 及与主流道夹角为30°的前提下，分别建立了流道出口直径d为5mm、5.7mm、6.5mm、7.4mm、8mm 的模型（分别记为模型1、2、3、4、5），并进行了数值计算。

图3 为各模型中的颗粒轨迹分布，由图中可知，模型1 的大部分颗粒在进入主流道之后都可以直接向出口加速，而除了模型1 以外的模型的颗粒在进入主流道之后都与管壁有不同程度的碰撞。

图3 各模型的颗粒轨迹分布

图4 为各模型壁面的压力云图，由图中可知，在喉部之前，五个模型壁面压力分布基本一致，喉部之后的壁面压力分布差别很大；模型1 和模型2相差不大，两个模型的低压区最小，随着出口直径的增大，压力分布越无序。模型5 的低压区范围最大并且压力最大且压力分布最无序。

图4 各模型壁面的压力云图

图5 为各模型中截面的速度云图，由图中可知，在喉部之前，五个模型中截面速度分布基本一致，喉部之后的速度分布差别很大；模型1 的负压区速度最小且区域最小，随着出口直径的增大，颗粒吸入速度增大，模型5 的负压区速度最大且区域最大，同时速度分布最无序。

图5 各模型中截面的速度云图

由数值计算结果可知，五种模型在进气压力为0.8MPa 的情况下都能够正常工作。当注入颗粒流量为注入0.001kg/s 条件下，固体颗粒都能够被引射至主流道并随着高速气流一起流动，逐渐加速至出口。

表1 是不同出口直径模型的工作情况数据，由表可知，除模型1 外，颗粒入口区域的气体流速均过大，导致引射入的颗粒直接与管道壁面碰撞。随着喷枪出口管径的增大，引射入口的气体压力进一步降低，中截面的低压区面积增大，且压力分布无序程度增大；由于出口管径增大，使扩张段变长，扩张段出口速度增大，粒子吸入速度增大，造成喉部之后的管内局部流动越复杂。然而只是扩张段出口的速度较大，随着颗粒的流动，出口直径越大，速度下降越快。

表1 不同出口直径模型的计算结果对比

模型1的颗粒出口速度最高可被加速到201m/s左右，模型2 的出口速度可以达到206m/s 左右，但是模型2 的喷射出口颗粒的均匀程度较差。模型3、模型4 和模型5 由于出口直径较大，颗粒的出口速度与模型1 都有不同程度的下降。从喷枪的清理效果分析，颗粒的出口速度越大越好。

4.4 固体颗粒进入位置对清理效果的影响

NaHCO3颗粒入口与喉部扩张段出口的距离极其关键，假设颗粒入口处刚好是压缩空气流速最大的部位，那么此部位的负压效果最好，吸入颗粒的效率也越好。在合适的位置设置引射口可以充分利用出口负压从而提高引射的效率，为此设计了三个模型，如图6所示，模型1颗粒入口位置在扩张段出口处，模型2 颗粒入口部分设置在扩张段壁面上，模型3 颗粒入口位置离扩张段出口约4mm，三个模型的其他结构参数均相同。

图6 固体颗粒进入位置不同的流道模型

数值模拟时，网格划分、边界条件和湍流模型的设置均相同，从而计算了喷枪流道内的流动特性。图7 为各模型中截面的压力云图，由图中可知，在喉部之前，三个模型中截面压力分布基本一致，喉部之后的压力分布差别很大；模型1 的低压区分布在颗粒入口位置之前，模型2 的低压区分布在颗粒入口的位置，模型3 的低压区分布在颗粒入口位置之前，且离颗粒入口位置距离最远。

图7 各模型中截面的压力云图

图8 为各模型中截面的速度云图，由图中可知，在喉部之前，三个模型中截面速度分布基本一致，喉部之后的压力分布差别很大；模型1 的速度最大区域位于颗粒入口位置附近但未完全覆盖，模型2 的速度最大区域完全覆盖了颗粒入口位置，模型3 的最大速度区域未位于颗粒入口位置附近，且距离最远。

图8 各模型中截面的速度云图

表2 是不同颗粒入口位置的计算数据，从表中可知，模型2 的颗粒入口区域的气体流量和流速均较大，并且负压区域能够覆盖整个颗粒进入主流道的位置，使得喷射出口颗粒覆盖面最大。三种模型的颗粒出口速度分别为201m/s、205m/s 和206m/s，三者的最大出口颗粒速度相差不大。模型1 的喷射出口覆盖面要大于模型3，并且出口颗粒平均速度也大于模型3。

表2 不同颗粒入口位置的模型计算结果对比

5 结语

通过数值计算，对比不同结构参数的喷枪流道内的颗粒轨迹、颗粒速度、压力分布、速度分布等计算结果，得到以下规律并对喷枪流道进行了优化：1）喷枪流道的出口直径不宜过大，适当增加固体颗粒出口速度，提高清洁效果；针对该装置，选择5mm作为喷枪的出口直径；2）固体颗粒入口流道开在紧邻膨胀段出口处，虽然可以提高出口颗粒的平均速度，但是出口颗粒的均匀程度较差，而固体颗粒入口部分设置在扩张段壁面上，虽然对出口颗粒的平均速度有一定影响，但是出口颗粒的均匀程度较好。