淹没高压水射流清洗地浸生产井过滤器的数值分析①

2022-07-06雷洁珩李兴镇雷泽勇

矿冶工程 2022年3期

钟林，雷洁珩，李兴镇，雷泽勇，邓健，雷林

（1.南华大学核科学技术学院，湖南衡阳 421001；2.南华大学电气工程学院，湖南衡阳 421001；3.南华大学机械工程学院，湖南衡阳 421001；4.南华大学资源环境与安全工程学院，湖南衡阳 421001）

在铀矿地浸生产井使用过程中，由于含矿层地下水中富含Ca2＋、Mg2＋等金属阳离子，目前单孔浸出液中Ca2＋浓度高达600 mg／L，基本达到了CaSO4饱和浓度，在采用酸化浸出后很容易形成CaSO4、SiO2胶体等化学沉淀造成过滤器堵塞，严重影响浸出效率。因此选择高压水射流对铀矿地浸生产井过滤器进行清洗去污处理，以恢复过滤器的通透性。

对于环境介质为水的淹没水射流的数值计算方法，众多学者进行了相关研究，主要是应用Realizableκ-ε模型和RNGκ-ε模型进行流场模拟［1-5］。 Realizableκ-ε模型与标准κ-ε模型及RNGκ-ε模型相比，主要区别是其模型的湍流黏度公式中ε方程是从涡量扰动量均方根的精确输运方程推导出来的，模型满足对雷诺应力的约束条件，可以在雷诺应力上保持与真实湍流的一致性，这一点是标准κ-ε模型和RNGκ-ε模型都无法做到的。因此Realizableκ-ε模型不仅能更好地预测射流的扩散性，而且能够表现出射流流场中漩涡、强流线的弯曲等现象［6］。本文采用Realizableκ-ε模型对淹没高压水射流清洗铀矿地浸生产井过滤器的流场特性进行分析。

1 数值计算

1.1 喷嘴物理模型

锥形喷嘴可获得集聚能量较好的集束射流，获得较大的射流冲击压力［7］，这里选择锥形喷嘴作为清洗过滤器的喷嘴。喷嘴结构如图1 所示。喷嘴总长度L=30 mm，喷嘴出口圆柱段长度l=4 mm，收缩角α=15°，入口直径D=8 mm，出口直径d为可变参数。

图1 喷嘴结构示意（单位：mm）

1.2 控制方程与求解参数设置

Realizableκ-ε模型由Shih 等人于1995 年提出。涡黏公式中的系数Cu不是常数，会随时均流动及湍流变化而相应变化。对于不可压缩流体不考虑浮力项，Realizableκ-ε模型的湍动能κ 方程和湍动能耗散率ε方程的时间平均输运方程为［6］：

式中μ为液体黏度，Pa·s；ρ为液体密度，kg／m3；μt为液体湍流黏度，Pa·s。各参数取值为：c2=1.9，湍动能耗散率的湍流Prandtl 数A0=4.04，σε=1.2，湍动能的湍流Prandtl 数σκ=1.0。

在选择压强-速度关联算法时，Simplec 算法因稳定性较好，流场计算采用Simplec 算法，压力设置为second order 格式，动量方程设置为second order upwind 格式，湍流动能与湍流耗散率设置为second order upwind 格式。为验证数值仿真方法的可靠性，利用文献［8］的实验数据对数值仿真方法进行验证，结果显示高围压下淹没射流冲击压力的衰减趋势数值仿真结果与实验结果拥有很高的重合度。

1.3 流场边界条件及网格划分

淹没射流流场物理模型如图2 所示，AD 为喷嘴入口，CB 为喷嘴出口，GF 为待清洗靶面（即过滤器）。以喷嘴出口CB 中点为原点，喷嘴轴线为x轴，垂直轴线方向为y轴建立坐标系。入口直径8 mm，计算宽度60 mm，计算长度即“冲击靶距”为可变参数（受喷嘴和井的尺寸限制，冲击靶距的取值范围为6 ～15 mm）。边界条件包括压力入口、壁面和压力出口，压力入口为可变参数，压力出口为3 MPa（地下水深300 m），网格划分全部采用结构化网格，在壁面及射流边界处加密并进行网格无关性验证。

2 结果与讨论

速度和压力作为流场的关键参数，是评价射流冲击能力的重要指标。当高速射流冲击待清洗靶面时，水射流的轴向速度在壁面处急剧下降，部分动能转化为压力能，滞止压力显著增加，产生“冲击效应”。随后射流转变为冲击壁附近的非集中射流，在非集中射流区，水流附着在过滤器表面上，产生径向冲蚀效应。一般来说，速度较大的射流具有较大的冲击能力，在去除过滤器污垢时可能更有效。由于采用的是二维数值仿真分析法，在二维平面内用有效清洗长度代替射流的有效去污面积，当水射流最大冲击压力（即壁压和围压之间的差值）大于CaSO4最大抗压强度时被定义为有效清洗长度。根据文献［9］CaSO4最大抗压强度为7.35 MPa。为研究喷嘴出口直径、喷嘴压降、冲击偏角、冲击靶距对水射流冲击性能的影响，对不同参数下的流场特性进行分析。

2.1 喷嘴出口直径

为研究喷嘴出口直径对冲击性能的影响，以喷嘴压降10 MPa、冲击靶距15 mm、冲击偏角0°为例，对出口直径d分别为1.0 mm、1.5 mm、2.0 mm、2.5 mm、3.0 mm、3.5 mm、4.0 mm 的喷嘴产生的射流流场进行分析。喷嘴直径与射流速度（轴向／径向）、冲击压力及有效清洗长度之间的关系如图3～5 及表1 所示。

图3 不同喷嘴出口直径下射流轴向速度对比

图4 不同喷嘴出口直径下射流径向速度对比

图5 不同喷嘴出口直径下射流靶面冲击压力对比

表1 喷嘴出口直径对水射流冲击性能的影响

喷嘴出口直径从1.0 mm 增加到2.0 mm，水射流最大冲击压力（即壁压和围压之间的差值）、最大径向速度和有效清洗长度分别增加了22.15%、27.59%和905.46%，水射流最大冲击压力出现在目标靶面中心位置并向四周不断减小，径向速度由目标靶面中心位置相对静止向四周呈现先增大后减小的趋势，最大径向速度的具体位置如表1 所列。喷嘴出口直径从2.0 mm增加到4.0 mm，水射流最大冲击压力和最大径向速度基本保持不变，有效清洗长度呈先增加后减小的趋势，在喷嘴直径2.5 mm 时达到最大有效清洗长度46.13 mm，而最大轴向速度几乎没有变化，在喷嘴出口处达到最大值，约141 m／s。

在较小的直径范围内（1 ～2 mm），增大喷嘴出口直径可以扩大射流区域，即增大有效去污面积，之后继续增大喷嘴直径，射流的集聚性能下降，射流动能不再上升。

2.2 喷嘴压降

喷嘴压降，即喷嘴入口压力与淹没射流围压的差值，主要与喷嘴结构和流量相关。为探究喷嘴压降对冲击性能的影响，以喷嘴出口直径2 mm、冲击靶距15 mm、冲击偏角0°为例，对喷嘴压降8 ～15 MPa 的射流流场进行分析比较，结果如图6～8 及表2 所示。

表2 喷嘴压降对水射流冲击性能的影响

图6 不同喷嘴压降下射流轴向速度对比

射流最大轴向速度、最大径向速度、最大冲击压力及有效清洗长度随着喷嘴压降增大而增大。喷嘴压降从8 MPa 增加到15 MPa，最大轴向速度、最大径向速度、最大冲击压力及有效清洗长度分别增加了36.98%、37.20%、87.60%、340.20%（大于物理模型计算宽度60 mm）。最大轴向速度在喷嘴出口处达到最大值，径向速度由目标靶面中心位置相对静止向四周呈现先增大后减小的趋势，在距目标靶面中心位置4.72 mm 处达到最大值。

图7 不同喷嘴压降下射流径向速度对比

图8 不同喷嘴压降下射流靶面冲击压力对比

射流动能与喷嘴压降正相关，增大喷嘴压降会增强射流冲击压力。但冲击压力过高会损伤过滤器，因此在工程应用中，要充分考虑能耗和过滤器的耐压强度，选择恰当的喷嘴压降以达到较好的清洗效果。

2.3 冲击偏角

冲击偏角是指射流的中心轴线与待清洗靶面表面法线之间的夹角。为探究冲击偏角对冲击性能的影响，以喷嘴出口直径2 mm、喷嘴压降10 MPa、冲击靶距15 mm 为例，采用数值计算的方法对冲击偏角分别为0°、15°、30°、45°、55°、60°时的射流流场进行数值仿真分析比较，结果如图9～10 及表3 所示。

图9 不同冲击偏角下射流靶面冲击压力对比

图10 不同冲击偏角下射流靶面剪应力分布

表3 冲击偏角对水射流冲击性能的影响

不同冲击偏角对目标靶面的冲击压力、剪应力及有效清洗长度等有明显影响。射流冲击偏角为0°即垂直冲击靶面时，靶面中心区域所受冲击压力最大；冲击偏角60°，靶面中心区域所受冲击压力最小，主要原因是冲击偏角增大到60°附近时，射流涡旋开始大量扩散，射流主流能量降低，进入发散区。综合考虑，冲击偏角30°时，靶面所受的打击压力、剪应力及有效清洗长度都较大。

在一定范围内，适当增大冲击偏角可以增强待清洗表面的剪应力，更有利于将污垢从管壁上剥离，增强射流的冲蚀效应。