椭圆截面形状大回转消防水炮炮管内流数值模拟

徐捷，袁寿其，薛林，向清江*

(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)

消防水炮是指以水为介质并将水的压力能转换为动能进行射流的流体机械.为了适应更大的灭火剂流量，实现高效灭火，并有效保护救援人员人身安全，消防水炮需向大流量、远射程、大型化的方向发展.而为了减小大流量消防炮安装在消防车或船上时庞大的操作空间，需要结合消防水炮的流道结构、水力特性和喷射范围等性能开展深入研究.

固定式消防水炮主要由炮管和喷嘴组成，对炮管流道和喷嘴的设计和优化是固定式消防水炮性能研究的关键.目前的研究主要关注减少消防水炮内部流动损失，获得良好的流动状态，从而在相同水炮入口条件下达到最远的射程.

薛林等[1]研究了固定式消防水炮的经济流速上限，并对不同曲率半径下传统回转、半回转、大回转3种结构炮管形式的内流特性进行对比，发现大回转型水炮炮管具有结构紧凑且出口旋流强度小的特点.袁丹青等[2]对5种不同曲率半径下的U型弯管流道内安装导流片的位置和数量进行研究，发现曲率半径小于流道半径的情况下，在流道内安装导流片可以降低管内湍流程度，在靠近内壁面的半流道内安放导流片可减少管内流体的旋转和振动，单片导流片在炮管内的安装效果比双片导流片更优.袁晓明等[3]从射流稳定性、结构设计与优化和射流轨迹3个方面综述了目前消防水炮研究过程中存在的局限性，并对未来消防水炮的发展进行了展望.胡国良等[4]提出流道结构影响系统的压力损失和湍流程度，并能起到调节水流稳定性的作用.姚强[5]对湍流波动、局部损失、沿程损失在影响流场稳定的作用中所占的比重进行了分析，并针对主要的能量损失提出可行的导流板改进方案，以及对导流板的位置、数量和张角等因素进行了讨论.王菁等[6]利用8种湍流模型以及曲率修正后的模型对不同雷诺数下U型弯管的速度、湍动能、湍流剪切应力、摩擦系数和静压力系数与试验值进行对比，发现在雷诺数较大的情况下，曲率修正对SKE湍流模型预测性能改善效果最好，模拟结果更准确.湛含辉等[7]研究发现弯管压降受到主流速度、弯管弯曲程度等因素的共同影响.张小宇[8]通过在弯管处加入导流片和在出口段加入稳流器来对炮身流道结构进行优化，并基于流体力学的相似性原理，建立适用于消防水炮的相似性模型.石荣[9]对炮管内导流片和整流器2种消旋装置进行研究，发现弯管内壁面附近为最佳导流片安放位置，对整流器截面形状、整流器进出口处理方式、整流器长度进行分析对比，提出了双层螺旋整流器及蜂窝型螺旋整流器能显著提高水炮射程.陈伟刚[10]基于PS100型固定式消防水炮，对部分方形流道、全直角过渡流道、飓风流道和双弯曲流道等4种流道形式的压力场、速度场进行分析，方形流道的流道结构比圆形流道的流道结构在沿程阻力损失及弯管局部阻力损失大，流道过流截面突变的飓风形流道会产生较大的附加局部涡流，双弯管流道由于弯管多，导致压力损失增倍.方形流道速度场矢量变化较大，全直角过渡流道在转弯处涡旋比较严重.由于转弯比较急，飓风流道和双弯曲流道速度矢量混乱，都不具有很好的水力性能.

综上所述，对于消防水炮炮管结构和性能方面的研究多借鉴国内外对于弯管的研究[11-13]，关于炮管流道的研究主要关注流道内部设置不同结构的整流器和分布不同长度、数量和位置的分流片.而在炮管截面形状方面的研究比较少，非圆截面形式的弯管对内部二次流流动具有影响，从而对流动损失、出口流态具有影响.RAO等[14]对比了圆形、椭圆形、泪珠截面的弯管流动特性.CHANDRATILLEKE等[15]对比了矩形和椭圆截面弯管内部流动，均获得了流动损失略有改变但换热性能获得改善的结论.因此，水炮炮管截面的改变对性能的影响值得深入研究.

文中选取7种相同空间绕转结构(大回转结构)不同离心率椭圆截面的消防水炮炮管，分析流道的水力损失，进行出口流态对比分析，包括流体的旋转特性、湍流特性以及流动均匀性等.

1 水炮主体弯管形式

文中研究的大回转消防水炮设计流量Q为167 L/s，水炮炮管内径d为180 mm，工作压力为1.0 MPa.大回转型消防水炮炮管主体结构都是由直管段和弯管连接组合而成，按入口至出口的沿程顺序，流经的弯管度数分别为90°，180°，125°和35°.大回转水炮炮管并非整个流道改为椭圆截面进行对比研究.为保证进出口与法兰和喷嘴的连接，水炮炮管进、出口保持圆截面，其中进口直段位置安装涡轮蜗杆传动机构，用于水炮水平旋转；在180°和125°弯管之间的直管段位置保持为圆截面，该位置安装传动机构实现水炮俯仰功能；流道第1个弯管也即90°弯管保持为圆截面，用于流道光滑过渡和连接.水炮炮管流道剩余的部分则更改为各种离心率的椭圆截面.椭圆截面与圆截面的过渡是采用Cero设计软件建模而成，三维结构与参数示意图如图1所示.

图1 消防水炮炮管三维造型和参数示意图

为了避免后坐力的影响，出口法线与垂直的主体进口管轴线在同一平面内，水炮射流仰角为30°.椭圆型炮管在保证与圆形截面具有相同过流面积的情况下，选取3组不同离心率的椭圆截面，其中，椭圆截面按照压扁方向的不同分为横向压扁和竖向压扁，共7组水炮截面形状如图2所示.为便于区分，将7组不同截面形状炮管命名为case1—case7，截面参数如表1所示,表中m为长半轴，n为短半轴，e为椭圆离心率，d为水力直径.其中，case1为离心率为1的圆截面，随椭圆离心率的增大，截面被压扁程度增加.表中同一离心率下分成了横向和竖向压扁2种对比模型.椭圆截面水力直径随着离心率的增大而减小.

图2 消防水炮炮管截面形状示意图

表1 不同截面大回转型水炮炮管截面参数表

为了多方面地对比7种不同截面炮管的内部流态，分别选取流量Q为167，120，80 L/s这3种流量工况进行研究.主要计算参数如表2所示，表中u为炮体进口平均流速，Re为炮体雷诺数.

表2 不同截面大回转型水炮计算参数

2 数值模拟方法

采用Fluent软件开展图2中7种水炮炮管数值模拟．网格为六面体结构网格，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，在计算中采用二阶迎风格式进行离散，计算收敛标准设置为10-5.

为了保证计算结果的稳定性良好，在对大回转型消防水炮模型划分网格后，进行网格无关性检验.图3为不同网格数N对水炮压力损失Δp和出口湍动能k的计算结果.

图3 消防水炮炮管网格无关性验证示意图

采用ICEM CFD软件对水炮炮管模型划分的网格数从117万至378万.图4为消防水炮炮管计算网格示意图.水炮主体压力损失和水炮出口湍动能随着网格数的增加逐渐升高后趋于稳定，当网格数在235万左右时，相邻网格数的消防水炮计算差距越来越小，故对水炮划分的网格数应不少于235万，最终网格如图4所示.

图4 消防水炮炮管计算网格示意图

3 不同截面形状炮管对比分析

表3 不同截面大回转型水炮计算结果对比

其中，湍动能在出口面上采用了面积加权平均，出口涡通量是对出口法向方向上角速度的积分，平均出口速度偏差计算式为

(1)

式中：ui为出口网格节点上的速度；N为出口面上网格节点数量;Ubulk为水炮炮管的质量平均流速.为便于比较，根据表3数据绘制图5—8.

从图5—8可看出，3种流量工况下，7种截面炮管总压差、出口平均湍动能、出口涡通量、平均出口速度偏差值计算的结果存在差异，从总压损失变化图来看，圆截面炮管总损失最小，横向椭圆截面压力损失要高于竖向椭圆截面炮管，但总体差距不大.在最大流量下，总压损失变化量最大，这是由于此时流道内平均流速最高，此时竖向椭圆截面相对于圆截面，压力损失的增长变化不超过2.7%，因此认为，等面积约束下流道截面形状改变后，总压损失的小幅增长在水炮设计中是可以接受的，当总压损失为关键参数需要考虑时，则可通过适当增大管径来解决.

图5 炮管压力损失值Δp

从图6来看，3种流量工况下，圆截面炮管出口平均湍动能最优，随着椭圆截面离心率的增大，横向压扁和竖向压扁的炮管的平均出口湍动能均增大，而横向压扁的炮管增加趋势较竖向压扁的炮管更大，说明横向压扁更不利于出口流态的稳定.这种规律在流量越大的情况下越明显.

图6 炮管出口截面平均湍流强度值

图9为大流量167 L/s工况下，7个模型的出口湍动能分布图.从图可看出，炮管湍流达到充分发展状态时出口截面的分布形态不同，圆截面炮管case1的出口湍动能集中在管轴线附近，而竖向椭圆截面炮管case2至case4的出口湍动能最大值越来越偏离中心位置，向右下方蔓延，横向椭圆截面炮管出口湍动能较竖向和圆截面炮管增大明显.随着炮管离心率的增大，高湍动能区域向右上方偏移，向第2峰值靠近，说明相比较圆截面情况，横向和竖向椭圆截面流道的改变，使出口面上的湍流脉动速度分量发生变化，壁面曲率的改变也对壁面附近湍流的发生发展具有影响.

出口涡通量J是衡量旋涡强度的参数，从图7看出，竖向和横向椭圆截面炮管随着椭圆离心率的增大，旋涡强度均逐渐减小，参照表3中的数据可看出，case2的J值大于圆截面case1的J值，而case5的J值则是小于case1，说明相同的小偏心率椭圆截面下产生了不同的J值，则J值对压扁流道的方向较为敏感.随着压扁流道程度的增加，对出口位置流体整体的旋涡抑制具有加强的作用，从而，竖向压扁的J值(case2，3，4)从大于case1变化到小于case1，表明改变流道截面形式可减小流道出口位置的旋涡强度.

图7 炮管出口截面涡通量J值

速度是衡量炮管水力性能优劣的最重要的参数.图8为3种流量工况下平均出口速度偏差值变化图，平均速度偏差值是出口速度偏差值的算术平均值，表征出口速度与平均值的偏差程度，从图中看出，随着竖向和横向椭圆截面炮管压扁的程度增大，竖向椭圆炮管出口速度偏差越来越小，说明速度分布更均匀，而横向椭圆炮管出现相反的趋势，从case5逐渐增大到case7，说明横向压扁后，出口速度偏差较大，速度发展不均匀，这也说明了压扁流道的方向对出口速度均匀性影响明显.3种流量工况下，速度变化规律具有一致性，而大流量工况下(167 L/s)，上述规律和趋势最明显.

图8 炮管出口速度偏差值

图9 不同截面炮管出口湍动能分布图

为了更直观地对比炮管出口的速度场，大流量下出口速度分布云图如图10所示.速度分布云图显示，7个不同截面炮管出口速度分布形态总体相差较小，均呈现高速区和低速区的分布不均，这是由于整体流道的绕转形式带来的结果，通过图8数据值才能反映出均匀性的差异，也可通过径向速度分布曲线进一步对比出口速度的均匀性.

图10 不同截面炮管出口速度云图

4 讨 论

对3种流量工况下进口直径为180 mm的大回转结构水炮炮管进行了数值模拟研究，对炮管的流道进行了变截面设计，实际为一种圆截面和椭圆截面相结合的流道形式，椭圆截面的管道长度占总长度的比例较大.从数值模拟的精度上分析，所对比的7种模型数值计算结果差异明显.对于空间连续弯管内流流动，固壁边界约束的流体绕转情况下，文中仍选取了标准k-ε湍流模型，是由于其具有高雷诺数下易于收敛的特点，而其他湍流模型计算获得的炮管出口结果是否与文中一致值得深入研究.对于出口位置流动均匀性的评价指标，采用了网格节点上的速度算术平均的方法，虽然明显反映出了圆截面与扁截面的差异，以及横扁和竖向压扁的差异，但是均匀性的评价方法不够全面.从图10出口速度云图中可直观地看出高速区与低速区的分布，但高速区偏移圆管中心点的距离有待分析.研究中获得涡通量、出口平均湍动能和出口速度偏差对流道压扁方向的变化敏感，是因为主流速度之外的速度分量受二次流强度的影响，从而影响出口截面角速度计算值，对于仅统计进出口总压压差获得的流动损失，在讨论的4个参数中，压扁方向的改变对其影响相对来说较小.

采用压扁管道的方法，目的一是改善大回转型水炮炮管出口流态，二是考虑节约水炮的占用空间，为使结构紧凑则需要对比研究回转半径改变带来的影响.文中固定了模型中各个弯管的弯曲半径，变回转半径是后续研究工作.研究中所采用的4个评价指标对实际水炮性能的影响有待试验验证.

5 结 论

通过对圆截面消防水炮炮管与3对横向和竖向方向的不同离心率椭圆截面炮管进行数值模拟，主要结论如下：

1) 3种流量工况下，椭圆截面炮管在压力损失方面均比圆截面炮管略高，水力损失变化量不到圆管损失的2.7%，几乎可以忽略，后续可以通过增大管径等方式来减小影响.

2) 圆截面水炮炮管出口平均湍流强度最小，在非圆截面情况下，竖向椭圆截面和横向椭圆截面炮管出口随着椭圆离心率的增大，湍动能核心区逐渐偏离炮管中心轴线，说明圆截面的炮管比扁圆管，尤其是横向的扁圆管出口湍流更稳定.

3) 炮管出口正负涡抵消效果造成涡通量的减小，圆截面炮管出口和竖向椭圆截面炮管出口流线疏密程度较横向椭圆截面炮管更均匀，相同离心率的竖向椭圆截面炮管比横向的椭圆截面炮管出口速度偏差值要至少小21%.随椭圆离心率的增大，竖向椭圆截面的流道出口速度减小，竖向椭圆流道出口速度偏差均小于圆形流道，说明竖向椭圆流道出口速度分布更均匀.

4) 对不同截面形状炮管的模拟结果和水力性能规律在3种流量工况下具有一致性，其中，流量越大，规律和差异越明显.