消防水炮主体弯管的绕转结构出口流态分析

2020-05-13薛林袁寿其向清江徐婕

排灌机械工程学报 2020年4期

薛林，袁寿其，向清江*，徐婕

(1. 江苏大学国家水泵及系统工程技术研究中心，江苏镇江 212013； 2. 应急管理部上海消防研究所，上海 200032)

大型消防水炮广泛应用于大空间火灾保护场所[1]，例如炼油厂、仓库、港口码头等，在保护国家财产安全方面发挥了重要作用.水炮按出口截面形式分为导流式和瞄口式.导流式出口截面为圆环形，水炮的射流具有开花散射和收束直射的功能；瞄口式水炮出口为圆截面，射流水柱集中，射程较远.大流量、远射程船用水炮一般采用瞄口式结构.

瞄口式消防水炮流道结构主要分为水炮主体、炮管和喷嘴这3部分.水炮喷嘴为圆锥形收缩管，喷嘴的作用是将水的压力势能转换为动能，内部水的流速在出口处增至最大.喷嘴的研究一般集中于喷嘴轮廓线，其影响着动能转换的效率.MCCARTHYM[2]指出喷嘴内部表面光滑程度影响喷嘴的势能向动能转换，分析了3种喷嘴结构形式，指出长度与喷嘴直径比L/d对出口断面速度的影响很大.王乐勤等[3]研究分析了48个模型喷嘴的收缩角、长径比、直径等结构参数对射流性能的影响.水炮炮管为内部安装整流器的一段直圆管，炮管的研究主要集中于内部整流器结构形式和消旋效果.XIANG等[4]给出一种双层圆加肋片形式的稳流器，采用正交试验方法分析了主要的尺寸影响因素.王红霞[5]探讨了消防水枪中的几种稳流器结构形式、特点以及主要参数设计原则，试验观测认为蜂巢形稳流器具有较好的效果.水炮主体为圆管形式的绕转结构，其研究一般集中在内部分流片安装位置及尺寸方面.袁丹青等[6]对不同曲率的水炮主体内安装不同数量、不同位置导流片进行了数值模拟研究，表明导流片可改善流动状态；琚学振[7]对水炮主体内分流片给出了整体布置形式，其效果有待试验验证.

水炮左右旋转、上下俯仰喷射的功能是通过安装在水炮主体上的涡轮蜗杆传动机构实现的，因此水炮的绕转结构研究不仅要考虑内部流动状态，而且要考虑炮体整体结构需紧凑、传动机构布置需合理.目前，关于水炮主体绕转结构、曲率大小研究的文献较少.虽然数值研究结果表明，水炮主体部分的流动损失占整个流道流动损失的比例较小[8]，但已有的试验反映出合适的水炮主体绕转结构能明显增大水炮射程，国外水炮产品中，已有非圆形截面的水炮主体流道形式，水炮主体内流体的绕流特性、二次流[9-11]还有待深入研究.

文中设计3种水炮主体分别绕转结构形式，分析流道的水力损失，对出口流态流体的旋转特性、湍流特性进行对比分析.

1 水炮主体弯管形式

文中研究的消防水炮设计流量为600 m3/h，水炮主体管道内径d为180 mm，考虑到仅对主体绕转结构开展对比分析，因此省略了内部的分流片.定义3种水炮主体分别为传统回转、半回转、大回转结构，结构形式来源于实际水炮产品，如图1所示.

图1 3种消防水炮主体绕转结构

图1a所示水炮的传统回转结构也称为U形，考虑到大流量水炮主体结构的紧凑性，未对比S形小流量中常见的回转结构.3种水炮主体回转结构都是由直管段，90°,180°以及一定角度的弯管构成的组合体，涡轮蜗杆传动机构安装在回转结构的直管段位置.水炮主体的入口结构均为垂直圆管段与90°弯管结合.根据俯视图，水炮主体结构都使流道完成了1圈的绕转，在结构的出口处接水炮炮管和喷嘴，出口法线与垂直的主体进口管轴线保持在一平面内.为了对比研究，将出口与水平方向都设置为30°，也即采用常用的水炮射流仰角.水炮的主体绕转结构对比采用管道中心线长、各个弯管的曲率R来衡量.9种对比的尺寸方案如表1所示，表中L1为水炮主体各个直段的长度，θ为弯管弯曲角度，R/d为弯管曲率与直径比，L为弯管中心线总长.

表1 3种水炮主体的尺寸方案

2 数值模拟方法

对表1中的3种水炮主体采用Fluent软件开展数值模拟.网格划分为六面体结构网格，湍流模型采用标准k-ε模型及标准壁面函数，边界条件选用速度进口和压力出口，壁面采用无滑移条件，并根据不锈钢材料设置粗糙度高度为0.046 mm.压力速度耦合采用SIMPLE方案，各项残差以10-4为收敛值.由于选用了标准壁面函数，网格第1层节点需要设置在紊流旺盛发展区，使速度的对数分布规律成立.因此计算时对距离y+进行了试算，并对比出口湍动能强度和水炮主体总压差损失，如表2所示，表中h为第1层网格高度，y+为壁面量纲一的距离，k为出口平均湍动能，Δp为总压差损失.

表2 不同第1层网格高度时参数计算值

不同学者对y+取值范围定义不同，根据表2中的结果，所有模型计算中选取第1层网格高度0.5 mm进行网格划分，并对网格密度进行验证.图2为大回转结构水炮主体的网格量验证，图中随网格密度增大，出口平均湍动能k和总压差损失ΔP增大，但增加量变少，网格量N从60万增至195万时，总水力损失变化量约为0.37 kPa，约占最大网格量计算值的3%，因此网格量变化对水力损失计算结果影响较小，出口湍动能变化量约0.124 m2/s2，约占最大网格量值的28%，文中选取150万网格量进行计算.

图2 计算的网格量验证

3 不同弯管形式对比分析

不同水炮主体回转结构计算对比的出口平均湍动能和总压力损失如表3所示.

表3 3种回转结构时计算结果对比

Tab.3 Comparison of the calculating results among three rotary structures

参数R/d(传统回转)R/d(半回转)R/d(大回转)1.21.31.41.21.31.41.41.82.2k/(m2·s-2)0.8310.7180.6290.9280.8370.7240.620.4990.411Δp/kPa12.5111.5210.8614.6913.9813.2512.2111.8612.11(Δp/L)/(kPa·m-1)4.313.823.474.834.393.983.943.363.06

从表3可看出，回转结构不同，计算的结果差异明显.随着弯管曲率与管径比值R/d的增大，3种回转体的出口平均湍动能k都减小，水力损失Δp也呈减小的趋势，其中水力损失为进口总压与出口总压之差，说明随着管道曲率增大，流动的局部损失减小.而对于大回转结构，在R/d为1.8时的水力损失略小于1.4和2.2的情况，说明在这个取值区间大回转结构存在较优的曲率值，大的曲率使水炮占用较大操作空间，小的曲率水力损失大.因此大回转结构的最优曲率是进一步研究的内容.单位长度水力损失可为绕转结构设计提供参考.表3中对于同一种回转结构，单位长度的水力损失随曲率R/d的增大而减小，也表明曲率的增大减少了局部损失，在R/d为1.4时对比3种回转结构，传统结构水炮回转体单位长度水力损失最小，但出口平均湍动能是大回转结构最小.1.4倍R/d情况下3种结构出口平均湍动能云图对比如图3所示.

图3 3种回转结构出口湍动能分布对比

湍动能k值的大小反映了湍流脉动长度和时间尺度的大小，是流体紊动的强弱、紊流发展或衰减的指标，其定义为

(1)

式中:u′，v′，w′分别为基于雷诺时均法得到的3个方向的脉动速度.从图3可看出，圆管湍流达到充分发展状态时截面的分布形态不同，湍动能分布显示中间区域大，固壁附近小，是因为固壁边界速度为0，大回转结构的出口湍动能集中在管轴线位置，而传统回转和半回转结构的出口湍动能最大值偏离轴线，且传统结构出口的第2峰值明显，说明这2种结构的出口湍动能分布均匀性小于大回转结构.3种回转体出口方向为流体主流流动方向，式(1)中坐标方向是人为设置定义的，3个方向的脉动速度中有某一方向与主流方向接近一致，当另2个脉动速度分量较大时，对主流流动具有影响.因此湍动能分布偏离轴心线位置也反映了主流方向上速度分布不均匀.表3中统计的湍动能平均值是以出口面积为加权平均，仅反映平均值的大小，出口湍动能值的大小及分布均匀性与提高水炮内部流动性能的关联有待进一步研究.

水力损失对比中半回转结构较大，因此仅对比R/d为1.4的传统回转和大回转出口流态，将圆形出口按45°间隔截取4条速度剖面线y,z,yz1,yz2，剖面线水平和垂直方向与建模时的坐标方向一致，出口处斜剖面线分别命名yz1和yz2，出口径向速度v分布曲线如图4，5所示.

对比的弯管内雷诺数约为1.0×106，图中理论速度剖面线按圆管湍流速度分布1/7律计算，其计算式为

(2)

式中:v为r径向位置时的理论速度;vmax为出口断面中心最大速度，通过入口平均速度计算获得.图4,5中的径向速度分布曲线与理论速度曲线对比，各曲线的速度最大值与理论值一致.但数值模拟所得的速度分布线在圆管中心位置，并不是最大速度，而是在管壁附近出现峰值，由此判断流体在经过多次绕转后，在出口处带有较强的旋度.图4中的yz2速度分布线左侧速度严重偏低，图中4条速度曲线按中心轴线对称性能对比，低于图5的情况，表明传统回转结构出口速度分布均匀性低于大回转结构，与通过湍动能分析得到的结论一致.

图4 传统回转出口速度曲线

图5 大回转出口速度曲线

最大流速区域偏向管壁的现象也与管内二次流有关，流体沿管道轴向流动时，由于弯曲管道的离心力作用，沿管外侧压强大于弯曲内侧，横向压力的作用下弯管截面上出现与主流轴线方向垂直的流动.对于流体流过90°弯管后，断面出现2个反向涡已成为定论，称为迪恩涡.迪恩涡的强度和形态反映了流体旋转和局部损失，其也被利用于二次流强化传热的性能研究[12].但90°弯管后接多个角度不同的弯管构成弯管组合体，且组合体整体为一种回转结构，对其内部轴线沿程二次流状态掌握尚不够详细，文中仅对比回转结构出口流线状态如图6所示.

图6 回转结构出口流线对比

图6对比了3种回转结构2种曲率出口的流线图，以主流流出出口为视角.从图6a中看出,传统回转结构R/d=1.4时出口断面仅有1个顺时针的基本涡.图6b中半回转出口有明显的3个涡存在，2个顺时针及1个逆时针方向.图6c中大回转结构在R/d=2.2时出口有3个涡，管中心区域顺时针方向2个主要的涡，管壁附近存在逆时针小涡，大回转结构R/d=1.4时涡的形态与图6a一致，因此并未作图.

常采用无因次准则数——迪恩数来衡量弯管内离心力、惯性力、黏性力的作用，计算式为

De=Re·(r/Rc)0.5,

(3)

式中:Re为雷诺数，文中各对比方案中雷诺数相同；r为弯管的管半径90 mm；Rc为弯管曲率半径.在雷诺数相同的情况下，迪恩数与几何尺寸曲率相关.90°弯管之后出现的1对反向涡在随后的弯管、直管内发展，新的涡出现以及消失等，需要结合水炮主体绕转结构以及临界迪恩数开展分析.图6a,b,c出口旋涡涡量积分后得到旋涡强度，分别为-0.589，-0.125，-0.195 m2/s，与图6a一致的大回转结构R/d=1.4出口旋涡强度为-0.302 m2/s，因此单一的涡形态表明出口旋涡强度较大.图6b，6c中存在不同方向的涡，抵消了部分旋转强度.

4 讨论

对3种消防水炮主体回转结构开展数值模拟研究，获得各弯管水力损失的大小，出口流态采用了湍动能、速度分布曲线和迪恩涡进行对比，反映出内部流动性能存在较大差异.对文中的计算精度和计算结果讨论如下：

单相流数值模拟方法逐渐成熟，模拟准确度较高，是复杂试验的替代方案，计算结果和获得的规律可做参考.文中采用了标准k-ε湍流模型模拟，模型中的常系数适用于完全发展的湍流，但对于水炮主体绕转结构，其流动特点是有旋转，受二次流影响.因此可与带旋流修正的k-ε模型、雷诺应力模型(RSM)计算的结果进行对比.

由于采用了面积加权平均，出口湍动能的平均值与出口面的网格划分疏密有关，O型网格划分采用了一样的节点数布置，可减小对比误差.在开展网格量对计算结果无关性验证时，k值变化量达到28%，原因是沿固壁指向圆心方向，边界层厚度极小，湍动能变化梯度大，在固壁边界附近统计的湍动能值误差较大.

通过水力损失对比3种结构，半回转结构形式在各曲率半径下都较大.该结构接近出口段含有2个波浪形式连接的45°弯管，增加了流动阻力.大回转结构设计中为了避免出口段与进口段相交，因此R/d尺寸方案较大.该结构特点是为了充分借用离心力的作用，流体以进口管轴线为基准，回旋后流出.这种方案的流动损失比传统回转结构流动损失大，原因是该结构中沿程损失是主要的损失，管道的弯曲使管外侧壁面压力大于内侧，大回转结构中具有较高壁面压力的区域大于传统回转结构(限于篇幅，文中未给出管壁压力计算云图)，而传统回转结构由二次流引起的局部水力损失为主要损失.

出口旋涡强度的大小反映出回转结构形式的优劣，在相同R/d=1.4的情况下，传统回转和大回转的出口处得到了相似的单一顺时针方向涡形态.但大回转结构旋涡强度较小，原因是大回转结构出口段35°的弯管前有一段长直段，该直段具有一定的整流功能.关于去除出口段35°的弯管是否有助于减小流动损失、进一步降低旋涡强度，还有待分析.水炮主体的出口流动有旋涡，说明内部消旋片的安装很有必要，此外水体的旋转也将会在炮管内的整流器中得到进一步消除.