基于环形旋转射流的预掺混扩散器水力特性试验研究

彭莘仔，贺益英，赵懿珺，罗奇蔚

（中国水利水电科学研究院 水力学研究所，北京 100038）

1 研究背景

污水或温排水常采用扩散器以射流的形态排放到受纳水体中，经掺混而被稀释。排放口附近污染物浓度或温度往往超过环保标准限值，对水生态系统会造成一定损害［1-3］。为此，各国法规提出建立排污“监管混合区”，对排放口极值、混合区范围等进行限制，以降低废水排放对水环境的影响。例如《世界银行关于污染预防和治理手册》就提出高温废水排放到受纳水体后，需要满足“3 ℃温升不超过排口周围100 m”的限制要求。为增强初始稀释度、减小混合区范围，国内外学者开展了大量扩散器结构及其射流稀释特性的研究。

常规扩散器的研究历经几十年，取得了丰硕的成果，已有的研究主要着眼于扩散器的长度、喷口间距、喷口型式和喷射角度等几何特征，通过优化其结构来改善初始稀释效果［4-6］。Daviero 和Roberts［7］针对“T”型两孔扩散器研究了立管间距对稀释度的影响。Abessi 等［8］采用3DLIF 研究了玫瑰型扩散器的稀释度。除了研究扩散器本身结构外，还有学者通过增加扩散器出口后射流的紊动，来增强喷口附近的初始稀释度。Sharp［9］利用了液体附壁流动的Coanda 效应改善稀释效果。Noutsopoules 和Yannopoulos［10］、方神光［11］等通过合理放置圆盘阻碍浮射流来提高稀释度。

20 世纪六七十年代国外学者提出了“预稀释”的概念，即污水在排放前先掺入一定量周围的水，直接降低排口出流浓度。Nece 等［12］提出在排污管道收缩处壁面开孔，利用管道内外压力差，将周围的水自孔口卷吸进排污管道内，稀释污水；Agg 和White［13］运用文丘里原理提出了三组不同形状的预掺混装置。Argaman 等［14］将污水从喷嘴高速射入大直径的混合管，形成真空，使得周围的水从两管间隙环面被吸入。这些研究从原理上证实了预掺混扩散器的效能，随后一些学者开始探索其在实际工程应用上的可行性。Sharp［15］在加拿大纽芬兰东部的一个小型污水排放工程上进行了现场试验，并与Argaman 等［14］给出的预掺混扩散器稀释度公式进行了比较。Portillo 等［16］在MaspalomasⅡ工程的盐水排放中，采用文丘里预掺混扩散器将平均稀释度提高了43%。然而现有的预掺混扩散器和常规扩散器中污水或温排水主要采用轴向进流，且均以直射流的形式排出，并未从本质上改变扩散器射流的流动结构，稀释效果有待提高。

旋转射流被广泛地应用于燃料喷注等工程领域，其扩散雾化、增强掺混效应显著。然而，少有将旋转射流原理运用于污水排放的应用实例［17］，并缺乏流动特性及阻力分析等系统性研究，使其推广应用受限。

近年来，环保问题日益凸显。对于环境条件不利、排放流量大、排放浓度高的情况，如果仍采用常规扩散器，不得不延伸至更深水域排放。其放流管道过长、喷口较多，不仅工程投资巨大，而且水头损失过大，会限制工程的可实现性。因此，开展新型预掺混扩散器研究具有重要的学术意义和工程价值。

2 试验装置与方法

2.1 新型预掺混扩散器

2.1.1 基本构造 如图1（a），本文所提出的新型预掺混扩散器主要由吸水管、环形水室、喉管和扩压管组成。其内部结构如图1（b），环形水室剖面如图1（c）。扩压管扩散角θ=9°，环形水室收缩角为γ=11°，主要结构长度如表1。工作流体指污水或温排水等。

图1 预掺混扩散器结构示意

2.1.2 工作原理 利用工作流体的排放压力，将其切向注入扩散器环形水室，形成环形旋转的喷射流动。因管径收缩使得速度增加、压强减小，进而产生负压区。周围的水体自吸水管入口被抽吸进扩散器中，与工作流体预先强烈掺混；随后从扩散器扩压管以环形旋转射流的形式排至收纳水体中，其排水流量等于工作流体本身流量与抽吸进入扩散器的水体流量之和。排水量的增大，提高了排水流速，再加之射流的旋转流态，使得排放口近区出现较无预掺混扩散器出口射流更为强烈的卷吸掺混，进一步提高扩散器射流的稀释度。

表1 预掺混扩散器结构参数 （单位：mm）

与现有扩散器相比，本预掺混扩散器所形成的旋转流动在其内部造成比顺直流动更强的紊动，增强了抽吸的受纳水体与工作流体间的掺混。此外，吸水管的轴心设置使得旋转流动的工作流体裹挟抽吸的受纳水体，将排放形式由直射流改变为环形旋转射流，具有组合射流分布形态以及周向运动特征。

2.2 水槽平面布置及试验参数平面布置如图2，水槽长11 m，宽0.8 m，深0.8 m，中间有3 m 长的有机玻璃段用于观察流态。在水槽水流进口处设置整流段，斜拉式尾门前设置足够长的过渡段。扩散器水平固定在支架上，其中心轴线距槽底0.3 m。供水母管为水槽来流和工作流体供水，工作流体经加热箱后进入扩散器。试验环境参数及工况范围如表2，温升ΔT 指加热后的工作流体与水槽来流的温度差。射流的坐标原点定义在扩散器排口断面中心。

图2 水槽平面布置示意

表2 试验参数

2.3 测量仪器与方法（1）温度测量：采用点温计（JM6200）检测加热后的工作流体温度以及扩散器排口断面的温度分布，精度±0.05%，分辨率0.01 ℃，测点间距5 mm；采用多点测温系统（DS18B20）测量排口后各喷距处的断面温度分布，精度0.1 ℃，每个温度数据系约100个采数的均值，测点分布在30×30 网格上，间距为1 cm。（2）流速测量：采用三维电磁流速仪（ACM3-RS）测量流场，精度±2%，采样频率50 Hz，每个流速数据系约1000 个采数的均值。射流中心10 cm 范围内测点间距为1 cm，中心区以外间距为2 cm。（3）流量测量：由两台电磁流量计（OPTIFLUX2100C；MBmag）测量工作流体流量和水槽流量。扩散器排放的总流量由排口断面的轴向平均流速和排口断面面积计算得出。（4）压力测量：采用测压管排测量扩散器内压差，分辨率0.5 mm，精度1 mm。测压断面布置如图3，其中3 号断面设置在吸水管末端前4 cm 处，其余测压断面分别位于进口、出口、转角前后5 mm 或相应管段中间位置。每个测压断面设置上下左右共4 个测压孔，连通后接对应测压管。

图3 测压断面分布示意

3 试验成果分析

3.1 流量放大倍比流量放大倍比是表征扩散器对污水预掺混稀释能力的重要标志参数，它影响排口处废水浓度的极值以及混合区面积。设工作流体排放流量为Q0，扩散器排放总量Qs，则排口处流量放大倍比α = Qs/Q0。

流量放大倍比以静水条件下的试验结果来确定，并在水槽流速V=10 cm/s 下进行了比测。如图4，试验范围内工作流量Q0和水槽流速V 对流量放大倍比α影响不大，α值约为2.5，预稀释性能稳定。

图4 流量放大倍比与工作流量的关系

3.2 温度稀释特性试验研究

3.2.1 断面温度极值分析 定义扩散器射流横断面上的温升最大值为该断面的温升极值ΔTm。如图5，不同工况下排口近区同喷距处的稀释度基本不变，本扩散器射流的稀释特性主要由其自身结构所决定。温升极值沿喷距呈幂函数衰减规律：扩散器排放口处温升极值较初始温升值降低约50%；排口近区射流的卷吸掺混最为剧烈，温度梯度沿程减小，在1.2D 射程处相对温升极值降至约20%，5.8D 处降低至约13%。上述现象表明，扩散器内部预掺混过程中形成的先期紊动掺混和扩散器出口由于环形旋转射流诱导的强卷吸掺混，可迅速削减排放口及射流沿程温度极值。

图5 温度极值沿喷距变化

鉴于不同工况下，同喷距的射流温度极值相差甚小，可对同距离极值取平均，拟合均值曲线获得相对温升极值沿喷距的衰减规律：

3.2.2 射流横断面温度分布 图6给出Q0=3.6 m3/h，V=10 cm/s 条件下，排口处x/D=0 及其后x/D=1.2、3.5 和5.8 共4 个特征断面温度分布。

旋转流动的高温工作流体和中心抽吸的低温水沿喷距呈现从组合射流向单股射流转变的过程。在排口圆形断面处，工作流体受离心力作用而紧贴管壁，水温从圆心至壁面递增。x/D=0～3.5 之间，随着喷距的增加，环形高温区温度逐渐降低并向射流中心收缩，而中心区的最低温度值先上升后降低。因射流周缘卷吸掺混温度降低较快，中心区稀释缓慢，在x/D=3.5 处形成了射流中心温度较高，至射流边界递减的温度分布形态。

图6 横断面温度分布（单位：℃）

区别于普通扩散器和其他预掺混扩散器的直射流，本装置的环形旋转射流在排口后一段距离内既可卷吸外边界周围的水，又能卷吸射流中部被抽吸的受纳水体，增大了卷吸面积，形成了一段强化稀释区。

3.3 流动特性研究

3.3.1 流速分布及发展规律 由于旋转射流径向流速v 较小，本文不予考虑，射流速度主要由轴向速度u 和切向速度w 决定［18-19］。图7给出了轴向速度u 和切向速度w 在z=0 平面上沿无因次喷距的分布，u0和w0表示排放口断面处u 和w 的最大速度值。

图7 轴向和切向速度分布

排口后一段距离内，轴向速度u 在无因次半径上的分布呈现“M”形。随着喷距的增加，速度极值沿程递减，中心低流速区最小速度呈现先增大后减小的变化趋势，流速分布趋于均化。

切向速度w 呈现中心对称的“N”形分布。射流轴心处切向速度趋近于0，两侧存在大小相近、方向相反速度极值；不同断面间的速度分布趋势和发展规律存在相似性。

如图8，环形旋转射流横断面最大轴向速度um和切向速度wm沿喷距均呈幂函数衰减规律，但切向速度衰减更快，表明切向速度对卷吸效应作用更强。因此增强卷吸可通过增强切向速度来实现，即增加旋转度有利于卷吸。拟合出扩散器旋转射流的最大速度与喷距关系的回归曲线：

式中：vi0为扩散器排口断面上i 方向（i 为轴向或切向）的射流最大流速；vim为该排口后某喷距处横断面上i 方向上的最大流速；D 为扩散器排口直径；n 为无因次射程指数；a 为常系数。最大轴向和切向相对速度沿程衰减关系分别为：

图8 横断面最大轴向和切向速度分布

图9 横断面最大轴向速度对比（坐标按对数尺度）

如图9所示，由于直射流最大速度位于射流轴心，排放口后约6 倍排口直径的射流起始段为速度核心区，最大轴向速度保持不变，在排放口后约30 排口直径处方可衰减约80%［20-21］。而环形旋转射流排口处最大流速位于射流外缘，与受纳水体有强烈的紊动掺混，难以形成速度核，本扩散器轴向速度极值在排放口后1.2D 处即可衰减约45%，x=12D 附近可衰减约80%。说明环形旋转射流可极大缩短射流的喷距，对要求污水排放后缩短污染带的环保要求十分有利。

3.3.2 平均稀释度 在排放口以后，射流卷吸周围的水体，其总流量Qe沿程递增，可由式（5）计算得出：

横断面轴向流速与水槽流速之差大于等于水槽流速的5%时，定义此处为射流的卷吸边界。上式中A 为卷吸边界所包络的面积，为卷吸边界内的射流的平均速度。

图10给出了射流沿喷距平均稀释度Qe/Q0变化，根据流量放大倍比α，本扩散器排口处平均稀释度约为2.5，高于采用管壁开孔［12］和混合管［14］进行预稀释所获得的相应最高值约2.0；排口后环形旋射流的卷吸演化特征比文献［22］中给出的直射流所对应的能力强，原因在于：（1）环形旋转射流不仅具有直射流的轴向分速度，还存在较大的切向分速度，紊动强度更高［23］。（2）当环形旋转射流脱离扩散器喷口射入受纳水体后，由于失去了管壁的约束，旋转射流受离心力作用，使其具有更大的周向扩展，射流边界卷吸面积增大，导致掺混量加剧。（3）上文提及的环形旋射流中心部位有被抽吸的受纳水体，因而还存在射流的内掺混机制。

3.4 阻力损失试验研究

3.4.1 测压管水头分布 扩散器工作前后，图3中各断面测压管水柱高度发生变化为Δh。当Δh＜0时，表示该处为负压。

如图11各断面相对测压管水柱高度分布，吸水管收缩段和水平段均处于负压区，其真空度沿吸水管喇叭口收缩方向递增，在水平段末端达最大值。工作流体入口处压强最高，沿环形水室、喉管、扩压管依次递减，至排放口处与外界水压力相等。其中环形水室喷口处的压降最为剧烈，说明在该处压能迅速转化为动能。

图10 沿喷距平均稀释度对比

图11 相对测压管水头分布

图12 工作流量与水头损失关系

图13 水头损失系数与雷诺数的关系

3.4.2 扩散器水头损失 扩散器内的水流流动形式类似于合流三通管，工作流体进口至排放口为三通分支1，吸入管进口至排放口为三通分支2。

如图12所示，根据伯努利方程，分支1 中工作流体的水头损失hw1随工作流量Q0递增，而分支2水头损失数值远小于分支1，可忽略不计。因此，扩散器总水头损失系数ζ取分支1 的水头损失系数ζ13。该扩散器的总水头损失hw与工作流体入口流速U1之间的关系：

图13给出了扩散器水头损失系数ζ与雷诺数Re之间的关系，由于扩散器内强烈的旋转流动极大地增强了水流的紊动程度，使得水流提早进入阻力平方区。阻力系数变动幅度很小，趋于稳定值，ζ均值约为2.4，小于文献［24］工程中扩散器的水头损失系数4.92，略大于文献［25］中的两处扩散器的水头损失系数2.15 和2.38，在工程应用的合理范围内。基于阻力相似，扩散器总水头损失系数ζ可以应用于与此几何相似的大尺度工程实体。

4 结论

本文提出了一种新型预掺混扩散器，采用切向进流取代常用的轴向进流，将扩散器的排放形式由直射流改变为环形旋转射流，并系统开展初始稀释特性、流动特性及阻力损失试验研究，得出该预掺混扩散器具有以下特点：

（1）稀释性能稳定：试验工况范围内，流量放大倍比α趋于定值，约为2.5，排放口处温升极值可降低约50%；排口后相同喷距处的温升极值变幅较小，沿喷距呈现幂函数衰减规律，1.2D处可降低约80%。

（2）更易满足环保要求：本扩散器的环形旋转射流无恒速的速度核心区，比直射流的喷距更短；排口后一段距离内存在内掺混机制，可从内、外边界卷吸受纳水体，卷吸面积更大，掺混稀释能力更强，对污水排放后缩短污染带的环保要求十分有利。

（3）水头损失较小：以污水入口流速为特征速度，本预掺混扩散器的水头损失系数为2.4，在工程应用的合理范围内，具有在推广应用的价值。

目前，国家环保部门要求排污、排热尽量选择离岸深排，以提高初始稀释能力。采用本扩散器，则可在离岸较近的浅水域获得较常规扩散器深排的稀释效果，可缩短排污输水管道、降低工程投资，应用前景佳。后续研究一方面可深化研究扩散器内部掺混的强化措施，改进内部掺混效果；另一方面需开展多个扩散器间的组合应用研究，以期进一步提高稀射流释度。

论文摘要编写要点

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《水利学报》编辑部