轉盤流道結構對網箱清洗裝備噴嘴流場特性的影響

廖宇琦，袁太平，胡昱，王紹敏，陶啟友，黃小華

(1上海海洋大學水產與生命學院，上海 201306；2 中國水產科學研究院南海水產研究所熱帶水產研究開發中心，海南 三亞，572000)

網衣清洗是深水網箱養殖管理的關鍵環節之一，空化射流網衣清洗裝備作為有效解決深水網箱網衣污損生物嚴重附著問題的重要工程手段，已成為近年來的研究熱點[1-4]。高壓流經清洗裝備分流轉盤流道及噴嘴后，在噴嘴縮頸結構處發生空化效應而形成空化射流，空泡在網面持續破裂時伴隨有大幅的激波和微射流產生，形成污損生物脫落的破碎力，從而實現網衣的清洗[5]。

數值模擬方法作為研究流道內部流場水力特性的重要手段，已廣泛應用于各項機械工程領域[6-10]。胡國良等[11]利用Fluent軟件對消防水炮炮身模型進行了模擬仿真，分析了炮身流道壁面的壓力及出口速度分布情況。謝華等[12]采用數值模擬方法分析了肘形進水流道出口斷面的流速分布和水力損失等指標，為實際加工選出最優方案。劉長譽等[13]利用Fluent軟件模擬了不同閥口開度下液壓閥內部流場壓力、速度的分布，表明閥口開度增大，流場壓力和速度梯度逐漸減小。Spence等[14]運用4種不同的湍流模型對曲率半徑比為 1.3、5、20的彎管進行模擬，分析了各彎管的上下游壓力分布、內外壁壓力分布、速度場，結果表明，RSM模型可為不同曲率半徑彎管提供準確的壓力損失數據。付強等[15]采用RNGk-ε模型數值模擬肘型和簸箕型進水流道，表明肘型進水流道的水頭損失比簸箕型進水流道小。朱登偉等[16]數值模擬了立柱內走油單雙通道壓力損失和流速變化，表明單通道流道壓力損失最小，速度最大，可作為最優通道。綜上所述，流道結構的變化對流道內流場的壓力、速度、能量損失等因素有顯著影響。目前國內外研究者主要針對消防水炮、大型水泵站、閥口等流道利用數值模擬方法展開研究，但在對深水網箱網衣清洗裝備方面報道較少。

本研究采用基于計算流體力學(Computational Fluid Dynamics,CFD)數值模擬方法分析比較了直角L型流道和圓弧L型流道內部流場的變化，研究兩種流道對噴嘴流場壓強、速度、湍流動能和空化程度的影響，旨在為網衣清洗裝備分流轉盤流道結構優化提供理論依據。

1 材料與方法

1.1 材料

1.1.1 網衣清洗裝備

網衣清洗裝備是利用空化效應實現網衣清洗的水動力裝置，主要由高壓泵站、噴嘴、分流轉盤、旋轉接頭、高壓密封機構和螺旋槳推進器等部分組成。

空化射流網衣清洗裝備實物圖及結構示意圖如圖1、圖2所示。

圖1 網衣清洗裝備實物圖Fig.1 Physical picture of netting cleaning equipment

圖2 空化射流網衣清洗裝備結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of cavitation jet netting cleaning equipment

網衣清洗裝備工作原理：高壓泵站形成的高壓流經旋轉中心軸流入分流轉盤流道，高壓流經流道末端噴嘴形成高速射流，在噴嘴縮頸結構處形成渦流區域，渦流中心壓力低于飽和蒸汽壓力時，流體發生斷裂形成空化效應，高速空化射流空泡持續破裂形成的破碎力可用于清除網面污損生物。射流反作用力形成對稱力矩驅動分流轉盤旋轉，形成圓環形的高速射流軌跡，結合清洗裝備的運動，從而實現整個網箱的清洗。螺旋槳推進器產生的反推力起到了使網衣清洗裝備貼網的作用。

1.1.2 流道幾何結構

研究對象為分流轉盤內部流道，流道結構分為兩種類型：直角L型流道和圓弧L型流道。直角L型流道彎曲段極角為 90 °，曲率半徑為0 mm；圓弧L型流道曲率半徑為 3 mm。兩種流道長度均為 177 mm，流道直徑均為 6 mm，流道末端與噴嘴垂直連接，噴嘴孔徑為 1 mm，噴嘴長度為 3 mm，流道底部至噴嘴出口高度為 16 mm。為簡化對L型流道內流體流場仿真模擬，作如下說明[17]：(1)將內徑作為公稱直徑進行模擬產生誤差較小，可忽略不計，內徑近似認為公稱直徑；(2)流道在淹沒狀態下模擬，無氣相和固相介質干擾；(3)將流道分為4個部分，分別為水平段、彎曲段、豎直段、噴嘴。水流從φ6 mm流道入口進入水平段，經過彎曲段進入豎直段，最后從φ1 mm噴嘴射出。定義流道彎曲段上側為內側，下側為外側，如圖3所示。

圖3 圓弧L型流道幾何簡圖Fig.3 Schematic of Circular-arc L-shaped channel geometry

1.2 研究方法

1.2.1 流體運動方程

流體運動遵循質量守恒定律、牛頓第二定律以及能量守恒定律。流體流動過程中溫度保持在恒溫，熱量傳遞少，可忽略不計，運動控制方程如下[18-19]：

(1)

(2)

1.2.2 standardk-ε 湍流模型

standardk-ε模型中輸運方程為[20-21]：

(3)

(4)

式中：k和ε是2個基本未知量，Gk是由于平均速度梯度引起的湍動能k的產生項，Gb是由于浮力引起的湍動能k的產生項，YM代表可壓湍流中脈動擴張，C1ε、C2ε和C3ε為經驗常數，σk和σε分別是與湍動能k和耗散率ε對應的普朗特(Prandtl)數，Sk和Sε是用戶定義的源項。

第二個模型方程是基于現象提出而非推導得到的ε方程：

(5)

ε和K以及湍流長度尺度相關：

(6)

結合K方程,湍動黏度可以表示為:

(7)

1.2.3 Mixture模型

在空化過程中，液-氣傳質由蒸汽輸送方程控制：

(8)

Li等[22]提出Mixture模型基于兩相連續方程，包括液相、氣相和混合相的3組守恒方程，方程式如下：

液相：

(9)

氣相：

(10)

混合相：

(11)

混合相密度：

ρ=αρv+(1-α)ρl

(12)

混合相密度與氣相體積分數的關系：

(13)

1.2.4 Zwart-Gerber-Belamri空化模型

Zwart-Gerber-Belamri提出利用氣泡密度數n和單個氣泡的質量變化率計算單位體積總界面傳質率R，方程式如下[23]：

(14)

氣相體積分數(α)與氣泡數密度(n)和氣泡半徑(RB)的關系為：

(15)

氣泡動力學方程表述為[22]：

(16)

(17)

氣泡的增長過程(蒸發)方程如下：

(18)

空化模型的最終形式為[24]：

(19)

(20)

式中：F為經驗校準系數；α為蒸氣體積分數；αnuc為成核部位體積分數，5×10-4；Fvap為蒸發系數，50；Fcond為冷凝系數，0.001；Re表示蒸氣發生源項；Rc表示冷凝速率源項；RB表示氣泡半徑，10-6m；PB表示氣泡壓強；Pv表示飽和蒸氣壓；ρv表示氣體密度。

1.3 數值求解

1.3.1 模型建立

分流轉盤內部流道直徑較小，可忽略重力的影響，為方便計算，取二維模型作為研究對象。使用ANASYS Fluent中DM模塊對流道進行建模，在Mesh模塊中對流道進行網格劃分，生成的網格為四邊形結構化網格。為了提高計算結果的準確度，對流道與噴嘴連接處的網格進行了局部加密處理，直角L型流道和圓弧L型流道網格結構劃分如圖4a、圖4b所示。

圖4 兩種流道網格劃分圖Fig.4 Two kinds of channels meshing diagrams

水力模型邊界條件設置，求解工具采用Fluent求解器，采用standardk-ε模型模擬。入口、出口邊界條件設置為壓力邊界，液體密度ρ=998.2 kg/m3，液體運動黏度v=0.001 003 m2/s，入口壓力Pin=15 MPa，出口壓力Pout=0.098 MPa，湍流強度5%，入口水力直徑D=6 mm，出口水力直徑D=1 mm。結構網格下離散格式選擇Second Order Upwind，壓力差值格式選擇Second Order。速度場與壓力場的解耦采用SIMPLE算法，使用Hybird Initialization進行初始化，求解計算。

空化模型邊界條件設置，求解工具采用Fluent求解器，采用Mixture混合相模型和Zwart-Gerber-Belamri空化模型模擬。液體邊界條件設置同上，氣體密度ρ=0.025 58 kg/m3，氣體動力黏度v=1.26×10-6Pa·s，環境壓力PV=3.54 MPa，飽和蒸氣壓P=3.54 kPa。湍流強度5%，湍流黏度率10%。離散格式選擇Second Order Upwind，壓力差值格式選擇Second Order。速度場與壓力場的解耦采用SIMPLE算法，使用Hybird Initialization進行初始化，求解計算。

1.3.2 網格無關性和時間步長獨立性驗證

取圓弧L型流道噴嘴截面y軸速度分布進行驗證。在圖4的計算域中，監測y軸向速度變化。以流速作為監測對象，根據設置不同的網格單元尺寸、分度數等參數，設計4套網格方案，如表1所示，網格總數范圍4 000～14 000，設置相同的計算模型與邊界條件，結果如圖5所示。

表1 網格計算方案Tab.1 Grid computation solution

圖5 網格無關性驗證結果圖Fig.5 Result graph of grid independence verification

圖5可知，方案1計算值的速度變化率稍低于其他3個方案計算值的速度變化率，方案2、方案3和方案4速度變化曲線基本重疊，速度變化率最大偏差小于0.59%。說明方案2、方案3和方案4網格計算結果近似達到穩定，綜合考慮計算周期與計算精度，選擇網格劃分方案3[25]。直角L型流道網格劃分同樣采用此方法。

對于確定的網格方案，為滿足計算域有足夠的時間步長以確保結果的準確性，在每個時間段內采取不同的時間步長進行計算，并保證在時間間隔內計算次數必須迭代至收斂。時間步長分別設定為150、500、1 000、3 000。以y軸線速度為監測對象，當時間步長大于500時，速度曲線基本重疊，可近似認為時間步長大于500對計算結果精確度無影響[26]。故設置計算時間步長為1 000，收斂殘差為10-6。

2 結果

2.1 流道和噴嘴的流速分布特性

圖6a和圖6b為直角L型流道和圓弧L型流道流場速度輪廓云圖。直角L型流道內側流場速度大，流場壓力小；外側流場速度小，流場壓力大。豎直段左側近壁面區域流場速度小，右側流場速度大。噴嘴內部流場速度急劇增大，速度最大值在噴嘴中心軸線區域，速度由噴嘴中心軸線向兩側近壁面逐漸減小[27]。圓弧L型流道內側流場速度大，流場壓力小；外側流場速度小，流場壓力大。噴嘴內部流場速度急劇增大且呈梯度狀分布，速度最大處位于噴嘴中心軸向區域，速度由噴嘴中心軸線向兩側近壁面逐漸減小。

圖6 直角L型和圓弧L型流道流場速度輪廓云圖Fig.6 Flow field velocity contour cloud images of right-angle L-shaped channel and Circular-arc L-shaped channel

圖7是流道噴嘴截面速度分布圖。兩種流道噴嘴流場速度均先增大后趨于穩定。直角L型流道速度在y=13 mm達到最大值，速度最大值為156 m/s。圓弧L型流道速度在y=13.7 mm達到最大值為 178 m/s。噴嘴縮頸結構處(y=13 mm)之后，圓弧L型流道流場速度值明顯大于直角L型流道流場。

圖7 兩種流道噴嘴截面速度分布Fig.7 Velocity distribution of nozzle sections of two flow channels

圖8a和圖8b是兩種流道流線圖。直角L型流道流線在彎曲段內、外兩側形成兩處旋渦，內側旋渦尺寸明顯大于外側，噴嘴內部流線分布較為密集。圓弧L型流道流線僅僅在彎曲段外側出現一處旋渦，流線在噴嘴縮頸結構作用下收縮成一股集中的流線束。

圖8 直角L型和圓弧L型流道流線圖Fig.8 Motion pattern of right-angle L-shaped channel and Circular-arc L-shaped channel

2.2 流道和噴嘴的流場壓力分布特性

圖9為兩種流道噴嘴截面壓力分布圖。

圖9 兩種流道噴嘴截面壓力分布Fig.9 Pressure distribution of nozzle sections of two flow channels

兩種流道噴嘴縮頸結構處，流場壓力大幅度減小，噴嘴入口處形成了較大的壓降。直角L型流道流場壓力在y=13.6 mm處降低到最小值-1.95 MPa，壓差為 16.95 MPa。圓弧L型流道流場壓力在y=13.1 mm處下降至最低值-4.65 MPa，壓差為 19.65 MPa。圓弧L型流道流場壓力變化幅度大于直角L型流道流場。

2.3 流道和噴嘴的流場湍流動能分布特性

圖10a和圖10b為兩種流道湍流動能輪廓云圖。直角L型流道噴嘴入口處流場湍流動能沿噴嘴中心軸線方向呈左右兩側較均勻分布。圓弧L型流道噴嘴入口處流場湍流動能沿噴嘴中心軸線方向呈左側小，右側大分布。兩種流道噴嘴縮頸結構處出現渦流現象，渦流區是高速射流與環境流體的強剪切作用下形成的，渦流區中心壓力遠遠低于其他流動區域的壓力，當中心壓力低于飽和蒸汽壓時，液體內部產生大量空泡[28]。

圖10 兩種流道流場湍流動能輪廓云圖Fig.10 Flow field turbulent kinetic energy contour cloud images of two kinds of channels

圖11為兩種流道湍流動能和湍流強度分布圖。在y=12 mm前，兩種流道流場湍流動能未發生變化。該點之后，兩種流道流場湍流動能發生劇烈變化。直角L型流道噴嘴內部流場湍流動能變化范圍為875.662～1 331.24 m2/s2。圓弧L型流道噴嘴內部流場湍流動能變化范圍為 519.274～812.017 m2/s2。兩種流道流場湍流強度變化趨勢同湍流動能類似，在y=12 mm前，兩種流道流場湍流強度值均低于5%，該點之后，兩種流道湍流強度急劇上升，直角L型流道流場湍流強度最大值達29%，圓弧L型流道流場湍流強度最大值達23%。

圖11 兩種流道y軸向近壁面湍流動能和湍流強度分布Fig.11 y-axis turbulent kinetic energy and turbulence intensity distribution near wall surface of two kinds of channels

2.4 噴嘴空化特性

兩種流道氣相體積分數輪廓云圖如圖12a和圖12b所示。兩種流道噴嘴內部均發生了空化現象，空化面積由噴嘴入口沿壁面延伸至噴嘴出口。直角L型流道噴嘴截面中心軸線右側壁面出現空化區域，空化強度由軸線向近壁面逐漸增大。圓弧L型流道噴嘴截面中心軸線左右兩側均出現空化區域，空化強度由軸線向近壁面方向迅速增大。圓弧L型流道噴嘴的空化區域面積大于直角L型流道。

圖12 兩種流道流場氣相體積分數輪廓云圖Fig.12 Flow field vapor volume fraction contour cloud images of two kinds of channels

圖13為兩種流道氣相體積分數分布圖。兩種流道在y=13 mm前氣相體積分數為0，在該點之后，氣相體積分數不斷增大。說明空化效應出現在噴嘴入口處，并不斷向噴嘴內部延伸至出口。直角L型流道壁面氣相體積分數最大值達到0.29；圓弧L型流道壁面氣相體積分數最大值達到0.53。直角L型流道最大氣相體積分數占比圓弧L型流道最大氣相體積分數約為45.3%。

圖13 兩種流道y軸向近壁面氣相體積分數分布Fig.13 y-axis vapor volume fraction distribution near wall surface of two kinds of channels

3 討論

3.1 流道結構對噴嘴流速影響分析

流體流經直角L型流道彎曲段，因受離心力和慣性力作用，出現流動的分離和再附現象，形成兩處旋渦區，同時產生二次流現象，二次流和主流運動方向正交，使流體質點做螺旋運動，從而引起壓力降和局部水頭損失，降低了能量的轉換效率，動能減少，與馬金英[29]關于彎管中流道流場的數值分析結果相印證。圓弧L型流道彎曲段相對直角L型流道較為平緩，流線分布均勻，僅在流道彎曲段外側出現一處小范圍旋渦，表明圓弧L型流道流場較直角L型流道局部水頭損失少，轉換動能多。圓弧L型流道噴嘴出口形成射流速度較高，產生的射流打擊力強度較高。

3.2 流道結構對噴嘴壓力影響分析

流場壓力在流道噴嘴縮頸結構處迅速減小，壓力勢能轉化為動能，速度不斷增大。噴嘴空化強度與壓降因素有關，壓降越大，空化率越高[30]。當壓力值下降至低于環境飽和蒸氣壓時，液體斷裂產生大量氣核，氣核在液體中膨脹成空泡，大量空泡不斷聚集形成空泡群。當外界壓力增大，空泡在外界壓力作用下產生潰滅機制，空泡群大量潰滅形成巨大的沖擊能量。圓弧L型流道比直角L型流道流場壓力下降幅度較大，形成了較大的壓差，為噴嘴產生空化提供了有利的條件。

3.3 流道結構對噴嘴湍流動能影響分析

兩種流道噴嘴縮頸結構處，因阻流截面造成流體運動方向改變，形成渦流區。由于在渦流區域內，質點渦旋運動消耗能量，渦旋運動的質點不斷向下游移動，在一定范圍內加劇了下游流體的湍流強度，使得流場的湍流動能和湍流強度迅速增大[31]。高速射流在強紊流環境下受到強剪切作用和附壁效應，液體內部發生斷裂產生空泡[32]。圓弧L型流道流場比直角L型流道流場湍流動能減少 39%～40.7%，湍流強度減少20.7%，說明圓弧L型流道噴嘴流場紊流脈動幅度比直角L型流道噴嘴流場紊流脈動幅度小，造成的能量損失少[33]。

3.4 流道結構對噴嘴空化特性影響分析

液體在恒定溫度下，當壓力逐漸減小到飽和蒸氣壓以下時，液體內部會產生大量空泡，通過降低壓力使液體破裂形成空泡的過程稱為空化現象。液體中還含有不溶解的氣核或微氣泡，在壓力降低的情況下，可能會生長并形成空腔，在低壓空化區域會發生非常劇烈的密度變化[34-35]。空化現象發生在流道噴嘴近壁面區域，噴嘴縮頸結構致使流體發生擾動，流體速度不斷增大，壓力不斷減小，當局部流體壓力Pi小于該環境下流體的飽和蒸汽壓Pv時,液體內部產生大量氣泡，氣泡受到高壓后潰滅，形成瞬時高溫高壓的強烈沖擊力作用在附著物表面，使附著物脫離網衣[36]。直角L型流道噴嘴近壁面僅右側發生空化效應；圓弧L型流道噴嘴近壁面左右兩側均發生空化效應，說明高壓流體在圓弧L型流道噴嘴內部可產生完整的空化環，空泡迅速向外擴散形成環狀空化群。圓弧L型流道噴嘴空化區域面積和氣相體積分數更大，表明圓弧L型流道噴嘴空化程度更高。圓弧L型流道彎曲段平緩，噴嘴流速高，壓差變化大，空化程度高，產生了更強的射流打擊力，可提高網衣清洗效率，因此圓弧L型流道作為空化射流網衣清洗裝備的流道結構，更符合實際清洗工作需求。

4 結論

采用流體分析軟件仿真模擬了直角L型和圓弧L型流道下噴嘴的流場分布，分析了兩種流道對噴嘴流體壓強分布、速度分布、湍流動能及空化程度的影響，進一步驗證了圓弧L型流道為分流轉盤流道優化結構，為網衣清洗裝備實際加工提供參考。流體在直角L型流道形成兩處旋渦，在噴嘴出口處達到最大速度156 m/s；流體在圓弧L型流道形成一處旋渦，在噴嘴出口處達到最大速度178 m/s。直角L型流道流場壓降為16.95 MPa；圓弧L型流道流場壓降為19.65 MPa。圓弧L型流道流場比直角L型流道流場湍流動能減少 39%～40.7%，湍流強度減少 20.7%。兩種流道結構下的噴嘴均不同程度地發生了空化，直角L型流道最大氣相體積分數占比圓弧L型流道最大氣相體積分數約45.3%，圓弧L型流道結構噴嘴的空化區域遠大于直角L型流道結構噴嘴。相比直角L型流道，圓弧L型流道噴嘴射流速度更大、能量損失更少、空化程度更高，有利于提升網衣清洗裝備的清洗效率，圓弧L型流道更適用于作為網衣清洗裝備分流轉盤內部流道優化結構。

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