喷嘴结构对流场性能影响的研究

邱庆刚， 刘丽娜

（大连理工大学能源与动力学院，辽宁大连116000）

喷嘴结构对流场性能影响的研究

邱庆刚， 刘丽娜

（大连理工大学能源与动力学院，辽宁大连116000）

利用VOF（volume of fluid）方法对海水淡化中空离心式喷嘴的气液两相流动进行了数值模拟，并将模拟结果与实验数据进行了对比，两者吻合良好。对喷嘴出口扩散角和出口直径等结构参数进行了比较分析，得出结论：喷嘴出口扩散角越大，喷淋液锥角度也越大，但出口扩散角度并不是越大越好，实际应用中存在一个最优值；喷嘴出口扩散角会影响到空气心吸气气流的速度大小；喷嘴中心轴线处空气心直径随着喷嘴出口直径的减小而变小，该处速度曲线有两个跃动，第一个跃动发生在刚进入喷嘴的位置（z＝0.05m），第二个跃动发生在喷嘴出口收缩段至出口扩张段（0.02～0.04m）；喷嘴出口直径越小，对喷嘴内接近出口处液体的加速作用越明显，出口截面上的径向速度越大。

VOF； 海水淡化； 离心式喷嘴； 出口扩散； 空气心； 出口直径

水平管降膜蒸发器广泛应用于海水淡化、化工、石油精炼和大型制冷等行业中，在水平管降膜蒸发器中液体分布装置最为关键，其分布形式直接影响水平管管外液体的分布和流动。液体分布装置包括喷淋管式分布器、烧结水平管、底部开孔的水箱和喷嘴式分布器［1－6］。在这些装置中，喷嘴式分布器主要应用在对液膜稳定性要求小的水平管束的研究中，本文研究的海水淡化喷嘴就是喷嘴式分布器中的一种。

参阅文献［6－8］并综合考虑了实验和模拟两种方法的优缺点，对现有一种中空离心式海水淡化喷嘴进行了上述两方面的研究，并将两者数据进行了比较，结果吻合良好，验证了其模拟计算中模型选择的正确性。在此基础上对原有几何模型的结构进行修改，以观察不同的喷嘴出口扩散角和出口直径对喷嘴流场的影响。

1 实验研究

搭建如图1（a）所示实验装置，水箱中的水经过泵，转子流量计，从喷嘴喷出。为准确测量流量、压力等参数，喷嘴与管道连接处应采用密封带密封，以防渗漏液体，引起测量误差。实验开始前，先开启旁通阀门，然后开启泵，改变调节阀开度大小用以调节流量计的读数，待流量达到某一稳定值后，记录流量计读数和相应的压力表示数（由于水压有波动，读取十组压力数据并取平均值），改变流量大小以测量多组数据。

实验中采用条件喷淋角度［9］，利用数学公式计算得到喷淋半锥角，其定义如图1（b）。实验中x值为0.611m，y值依据入口压力的不同而取不同的测量值。

Fig.1 Schematic of experimental set－up and define the condition spray cone angle图1 实验装置简图和定义条件喷淋角度

2 模拟研究

2.1 计算方法

设水与空气均为不可压缩流体，流动控制方程如下：

连续方程：

动量方程：

根据Hutt J J等［10］试验结果，喷嘴旋流室内的流动是气液两相流动，借助Fluent软件中的volume of fluid（VOF）方法来描述其中发生的流动，并定义气相空气为第一相，水为第二相。体积分数由下面守恒方程决定：

式中：p为流体时均压力；u为流体速度；g为重力加速度；F为体积力；ρ为流体密度，F为液相体积分数，ρ＝fρ1＋（1－f）ρ2，ui＝fui1＋（1－f）ui2，下标1和2表示气相和液相；i，j为张量符号。

针对大空间旋转射流特征，应用realizablek－ε湍流模型进行计算，压力速度耦合采用SIMPLE算法。

2.2 喷嘴结构和网格划分

所研究的海水淡化离心式喷嘴包括侧面入口管段、旋流室、喷嘴出口收缩段、出口直管段和出口扩散段5部分。对喷嘴旋流室采用四面体混合网格划分，以适应复杂的旋转流动，其余部分采用六面体结构网格划分。坐标轴原点取在旋流室顶部中心，沿旋流室半径方向平面取为x－y平面，其法线方向取为z轴方向，喷嘴结构和三维网格划分如图2所示。

Fig.2 Drawing of nozzle structure and three－dimensional grid图2 喷嘴结构和三维网格划分

3 结果分析

3.1 实验值和模拟值的比较

图3为喷嘴在不同流量下实验和模拟的入口压力和喷淋液锥半锥角的曲线图。

Fig.3 Experimental results and simulation results图3 实验值与模拟值比较图

从图3中可以看到：入口压力的实验值要比模拟值大，原因是实验中入口管段压力值的测量是在距喷嘴入口一段距离的管段上测量的，而模拟值即为喷嘴入口处的值，由于沿程和局部阻力损失，所以实验值要比模拟值大；压力变化会影响到喷淋半锥角，因此随着流量的增大，喷淋半锥角的模拟值和实验值之间的差距越来越小。从图3中可以看出实验值和模拟值的变化趋势基本一致，可以认为模拟计算模型选择的正确，在此基础上改变喷嘴出口扩散角和出口直管段管径并进行模拟计算，通过模拟结果观察喷嘴流场变化。

3.2 出口扩散角的影响

图4喷嘴流量为1.1 1kg/s，即入口速度为1.94m/s，从图4（a）－（d）4个图分别为出口扩散角θ＝60.0°，45.0°，36.8°，0°时x＝0截面的气液两相图［13］。从4个图比较可以看到：图4（a）喷嘴内部空气心半径最大，长度最长，几乎存在于整个旋流室中心部分，喷淋液锥角度也较大，几乎接近180°，气液分界面约在z＝0.055m处［14］。图4（b）中喷淋角大约为120°，图4（c）喷淋角度大约为115°，比图4（a）中喷淋角度明显减小，气液交界面在约z＝0.06 m位置处。图4（d）喷淋角度最小，约为81°，气液交界面约在z＝0.065mm处。从图4中现象可以得到结论：喷嘴出口扩散角越大，喷淋液锥角度越大，喷淋的范围也越大，但是喷淋距离则是随着喷嘴出口扩散角的增大而变小，综合考虑喷淋范围和喷距两个因素，并不是出口扩散角度越大越好，其存在一个最优值。

Fig.4 Gas－liquid phases distribution on thex＝0section of different diffusion angles图4 不同出口扩散角时x＝0截面的气液两相图

图5为喷嘴流量1.1 1kg/s，即入口速度为1.94m/s，出口扩散角θ＝60.0°，45.0°，36.8°，0°时的速度分布，图5（a），（b），（c）分别为x＝0截面轴心线处x，y，z三个方向的速度曲线图，图5（d）为距喷口3mm处截面上的径向速度曲线图。从图5（a），（b）可以看到：曲线在θ＝36.8°和＝45.0°，z≥0.6m位置速度稍有变大，这样有利于空气旋转吸入，可以得到较大的喷淋范围，从而可以得到喷嘴出口扩散角对吸入气体的旋转速度有影响。图5（c）表示轴心线处z方向速度的变化趋势，在z＜0.015 m范围内为液体速度，沿z轴正方向，在z≥0.015 m范围内空气倒吸，速度为沿着z轴负方向，并且沿着z轴距离的增大，速度大小也越来越大。由图5（d）可以看到：扩散角度θ＝0°时，在液体喷淋｜y｜≤0.025m范围内速度集中，有最大速度值3.6m/s，出口扩散角度变大，液体集中区的喷淋最大速度反而变小，喷淋速度趋于平缓；同时可以看到在径向对称方向上速度并不是严格对称的曲线，究其原因可能是离心喷嘴只有一个侧面入口，这样就导致了喷淋液锥的周相不均匀性。

Fig.5 Velocities in the axis line of section and radial velocity on section outlet nozzle of different diffusion angles图5不同截面轴心线处各向速度和径向速度曲线

3.3 出口直径的影响

图6为喷嘴流量1.1 1kg/s，即入口速度为1.94m/s，从图6（a）－（d）分别为喷嘴出口直径d＝40，38，36，34mm时x＝0截面的气液两相图［12］。从图6中可以看到：喷嘴直径d＝40mm时候，旋流室内轴心线处的空气心长度充满整个旋流室，空气心直径最大处大约0.023 4m。随着喷嘴出口直径的减小，中心轴处的空气心直径减小，长度变短，当喷嘴直径为d＝3 4mm时，空气心直径最大处约为0.016 7m，此时旋流室的4/5充满空气心。不同喷嘴直径对喷嘴内部的空气心的影响比较大，影响到空气心的长度和直径，对喷淋角度的影响不是很大。

图7喷嘴流量为1.1 1kg/s，即入口速度为1.94m/s时，喷嘴出口直径d＝40，38，36，34mm时的速度分布，图7（a）为x＝0截面轴心线处的速度大小曲线图，图7（b）为距喷口3mm处截面上径向速度大小曲线图。从图7（a）中可以看到：每条曲线都有两个跃动，第一个跃动发生在刚进入喷嘴的位置（z＝0.05m），第二个跃动发生在喷嘴收缩段至喷嘴出口扩张段（0.02～0.04m）。出现第一个跃动的原因为：由于液体从侧面以一个比较大的速度进入到旋流室，部分液体碰撞到旋流室顶部而损失部分动能，使得旋流室顶部的液体速度变小；第二个跃动的原因为从旋流室至收缩段管径突然变窄，旋流气体湍动增加，在很小的范围内速度有很大的提升，使得该处的速度梯度非常大，并且可以看到出口直径越小，速度变化梯度越大，速度跃动也越明显；在z＞0.05m时，由于出口扩散角相同，轴心线处速度曲线相同，三条曲线几乎完全重合。从图7（b）可以看到，d＝40mm的最大速度为3m/s，要比其它情况下的最大速度要小，喷嘴出口直径变小，出口截面的径向速度反而变大，当d＝34mm时最大速度为3.3m/s。喷嘴出口直径影响出口处流场速度的原因为：液体从旋流室内旋转至喷嘴出口的减缩段时，由于此处对水的加速作用显著，喷口处孔径越小，该处的速度梯度越大，因此出口直径越小对液体的加速的作用就会越明显。曲线在｜y｜≤0.01m范围内，速度比较小，这个范围主要是气体的倒吸形成的空气心的区域，在较远的y值处速度有上升，主要是周围空气流场扰动带来的较大的空气速度。

Fig.6 Gas－liquid phases distribution on thex＝0section of different nozzle diameters图6 不同喷嘴直径x＝0截面的气液两相图

Fig.7 Velocity in the axis line and radial velocity on the different section outlet nozzle of different nozzle diameters图7 不同喷嘴出口直径截面轴心处速度和径向速度曲线

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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

邱庆刚（1969－），男，辽宁大连市，副教授，博士。

中央高校基本科研业务费专项资金资助（DUT10ZD109）。

1006－396X（2011）01－0068－05

Received17December2010；revised5January2011；accepted10January2011