噴管結(jié)構(gòu)對(duì)環(huán)形射流泵流場(chǎng)的影響

熊 順，陳云良，向偉寧，徐 永

（四川大學(xué) 水力學(xué)與山區(qū)河流開發(fā)保護(hù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室、水利水電學(xué)院，四川 成都 610065）

0 引 言

射流泵是一種利用高速工作液作為動(dòng)力、基于射流剪切和湍動(dòng)擴(kuò)散作用對(duì)流體進(jìn)行抽吸、混合和輸運(yùn)的流體機(jī)械設(shè)備，相比于其他泵類機(jī)械，該設(shè)備沒有運(yùn)動(dòng)部件，具有結(jié)構(gòu)緊湊、加工制造簡(jiǎn)單、安全可靠等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于市政［1］、核能［2］、水利［3］等領(lǐng)域。射流泵可分為中心射流泵［4］和環(huán)形射流泵［5］，中心射流泵的噴嘴位于裝置中間，工作液從中間的工作管入射進(jìn)入吸入室，卷吸環(huán)繞于噴嘴的被吸液；環(huán)形射流泵則相反，其噴嘴呈一側(cè)貼近壁面的環(huán)形，工作液從環(huán)形噴嘴射入，卷吸位于中間的被吸液。與中心射流泵相比，環(huán)形射流泵的吸入管、喉管和擴(kuò)散管的軸線重合，被吸液的過(guò)流通徑更大，因此適用于輸送較大體積的固體物質(zhì)，如活魚、農(nóng)產(chǎn)品等［6，7］，具有重要的研究?jī)r(jià)值。

不少學(xué)者對(duì)環(huán)形射流泵的結(jié)構(gòu)尺寸和工作性能進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。YANG 等［8］研究了環(huán)形射流泵基于等速度變化和等壓力變化設(shè)計(jì)的喇叭形擴(kuò)散管，發(fā)現(xiàn)均較錐型擴(kuò)散管的壓力梯度更平穩(wěn)、更均勻；龍新平等［9］研究了環(huán)形射流泵喉管長(zhǎng)度對(duì)其效率的影響，認(rèn)為喉管長(zhǎng)度與喉管直徑之比處于2.17～2.89時(shí)，效率較高；WANG 等［10］通過(guò)數(shù)值模擬的方法，對(duì)比了流線型環(huán)形射流泵與常規(guī)環(huán)形射流泵的基本性能，發(fā)現(xiàn)當(dāng)流量比大于0.3 時(shí)，前者的效率較后者最大可提高1.2%。XIAO 等［11］利用Realizablek-ε模型研究了吸入室收縮角對(duì)環(huán)形射流泵性能的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)吸入室收縮角為20°時(shí)性能趨于最佳。

目前，研究主要集中于對(duì)吸入室、喉管、擴(kuò)散管等的優(yōu)化，在進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)均將噴管計(jì)算模型簡(jiǎn)化，假定噴嘴工作液速度沿環(huán)周對(duì)稱、均勻分布，沒有考慮工作管如何銜接噴管以及噴嘴出口結(jié)構(gòu)對(duì)流場(chǎng)的影響，缺乏對(duì)環(huán)形射流泵噴管結(jié)構(gòu)的研究和探討。從部分實(shí)驗(yàn)資料來(lái)看［6，12］，通常采用直三通連接工作管與環(huán)形噴嘴，即工作管需要經(jīng)過(guò)直角轉(zhuǎn)向流動(dòng)，在空間上一般為單側(cè)管入流，這必將導(dǎo)致環(huán)周不均勻流動(dòng)。對(duì)于噴嘴出口結(jié)構(gòu)，中心射流泵相關(guān)研究表明［13，14］，噴嘴出口增設(shè)（0.25～0.5）倍噴嘴出口直徑的平直段，將有利于流場(chǎng)分布、改善性能，還未見有關(guān)環(huán)形射流泵噴嘴出口結(jié)構(gòu)的研究報(bào)道。因此，對(duì)環(huán)形射流泵幾何結(jié)構(gòu)的研究是不全面的，缺乏包括完整噴管的全域三維流場(chǎng)分析。工作液流速高、壓力大，噴管結(jié)構(gòu)將直接影響環(huán)形射流泵的水力條件，應(yīng)將噴管結(jié)構(gòu)作為評(píng)判環(huán)形射流泵性能的重要組成部分。

本文對(duì)噴管直角轉(zhuǎn)彎和弧形轉(zhuǎn)彎的環(huán)形射流泵進(jìn)行數(shù)值模擬，對(duì)比分析兩者的流動(dòng)特性、性能指標(biāo)等，計(jì)算研究環(huán)形噴嘴出口直段長(zhǎng)度對(duì)環(huán)形射流泵流場(chǎng)的影響，給出合適的設(shè)置值。研究成果可為環(huán)形射流泵噴管結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供科學(xué)依據(jù)和技術(shù)參考。

1 模型及計(jì)算方法

1.1 幾何模型

環(huán)形射流泵噴管進(jìn)口連接工作管，噴管結(jié)構(gòu)包括噴管銜接段、噴管直段和環(huán)形噴嘴三個(gè)部分。根據(jù)實(shí)際應(yīng)用中噴管銜接段形狀的不同，本文定義噴管直角轉(zhuǎn)彎（目前通常應(yīng)用）和弧形轉(zhuǎn)彎兩種環(huán)形射流泵（如圖1）。結(jié)合環(huán)形射流泵結(jié)構(gòu)優(yōu)化的相關(guān)成果，參考WANG［15］的幾何模型，擬定環(huán)形射流泵的結(jié)構(gòu)尺寸見表1，面積比為2.22，喉管長(zhǎng)徑比Lt/Dt為2.5。其中：Dj為噴管進(jìn)口/工作管的直徑，Ds為被吸管的直徑，Lj0為噴管直段長(zhǎng)度（Lj0/Dj= 1.2），Lj為環(huán)形噴嘴長(zhǎng)度，Lc為喉嘴距，α為吸入室收縮角，Dt為喉管直徑，Lt為喉管長(zhǎng)度，β為擴(kuò)散管擴(kuò)散角，Dd為出水管直徑。擬定噴管弧形轉(zhuǎn)彎半徑r為100 mm（r/Dj= 1）、轉(zhuǎn)角θ為120°，環(huán)形噴嘴出口壁厚δ為2 mm。

圖1 環(huán)形射流泵結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of annular jet pump structure

表1 模型各結(jié)構(gòu)尺寸表Tab.1 Size table of each structure of the model

1.2 計(jì)算域網(wǎng)格劃分

以喉管進(jìn)口中心為原點(diǎn)建立三維模型，運(yùn)用ICEM 軟件對(duì)幾何模型進(jìn)行離散，為了兼顧計(jì)算時(shí)間成本和計(jì)算精度的要求，根據(jù)環(huán)形射流泵的流動(dòng)特點(diǎn)，對(duì)不同的結(jié)構(gòu)部位采用不同的網(wǎng)格疏密程度。從環(huán)形噴嘴出口附近到喉管入口這一部分，由于流速梯度大，高速工作液流入后與被吸液發(fā)生劇烈的能量、動(dòng)量和質(zhì)量交換，這種劇烈的紊流剪切運(yùn)動(dòng)會(huì)造成較大的能量損失，所以對(duì)這一部分進(jìn)行加密處理，然后由該區(qū)域向兩側(cè)均勻變疏。此外，為了提高計(jì)算的準(zhǔn)確性，對(duì)靠近壁面的區(qū)域進(jìn)行加密處理，噴管銜接段的網(wǎng)格采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，其他區(qū)域均采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。劃分了網(wǎng)格數(shù)約為80 萬(wàn)、160 萬(wàn)和320 萬(wàn)的三套網(wǎng)格，160 萬(wàn)與320 萬(wàn)網(wǎng)格的計(jì)算結(jié)果幾乎相同，故網(wǎng)格數(shù)采用160萬(wàn)，網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Computational mesh

1.3 CFD設(shè)置

本文采用Realizablek-ε雙方程紊流模型對(duì)環(huán)形射流泵進(jìn)行數(shù)值模擬，采用Coupled 算法和二階迎風(fēng)格式離散。該數(shù)值模擬方法計(jì)算的可靠性，已經(jīng)得到了相關(guān)研究資料［7-10，16］的驗(yàn)證。

為了保證來(lái)流的穩(wěn)定，工作管長(zhǎng)度延伸5Dj，工作液進(jìn)口設(shè)置為速度入口，速度方向與進(jìn)口面垂直；被吸管段長(zhǎng)度延伸10Ds，被吸液進(jìn)口設(shè)置為壓力入口，相對(duì)壓力為0；為了保證流場(chǎng)出口的穩(wěn)定，在擴(kuò)散管后延伸5Dd的出水管，混合液出口設(shè)置為壓力出口；固壁均為無(wú)滑移壁面，采用Scalable 壁面函數(shù)進(jìn)行處理。保持工作液進(jìn)口流速為1.3 m/s，被吸液進(jìn)口設(shè)置相對(duì)壓力為0，通過(guò)改變出口相對(duì)壓力從0～90 kPa 來(lái)獲得不同的流量比工況。

2 噴管銜接段

2.1 流動(dòng)特性分析

圖3 是q=0.5 時(shí)z=0 截面速度矢量圖。由圖3 可以看出，噴管銜接段對(duì)流場(chǎng)有較大影響，噴管直角轉(zhuǎn)彎的兩側(cè)形成了范圍較大的回流區(qū)，特別是在下游處，水流由于轉(zhuǎn)向突變成為急變流，產(chǎn)生壁面脫流現(xiàn)象，形成漩渦區(qū)，存在較大的局部水頭損失；噴管弧形轉(zhuǎn)彎時(shí)，水流平順過(guò)度，可有效減少能量損失。

圖3 z=0截面速度矢量圖（q=0.5）Fig.3 Velocity vector of z=0 section（q=0.5）

為了探究工作液流經(jīng)兩種不同的噴管銜接段直到環(huán)形噴嘴出口前的流速分布變化差異，分別取噴管直段中部x=-220 mm 截面，環(huán)形噴嘴中部x=-107 mm 截面，環(huán)形噴嘴出口附近x=-43.5 mm 截面，采用動(dòng)量修正系數(shù)λ衡量不同流量比下各截面速度分布的均勻性［17］。

式中：A為計(jì)算截面面積；u為合速度；-v為計(jì)算截面質(zhì)量平均速度。

圖4 反映了兩種環(huán)形射流泵在3 個(gè)計(jì)算截面內(nèi)的動(dòng)量修正系數(shù)隨流量比的變化，可以看出，λ幾乎不受流量比的影響。在相同的截面位置，噴管弧形轉(zhuǎn)彎的環(huán)形射流泵的λ值更接近于1，說(shuō)明其速度分布更加均勻。兩者在噴管直段中部截面的λ值有著顯著差異，說(shuō)明弧形銜接段能有效平順?biāo)鳎纳茩M截面的流速分布。隨著截面面積的減小，雖然兩者λ值的差距也逐漸減小，但此時(shí)兩者截面流速分布在空間上仍然存在著明顯差異。

圖4 動(dòng)量修正系數(shù)隨流量比的變化圖Fig.4 Change of momentum correction coefficient with flow ratio

圖5 展示了流量比q為0.5 時(shí)3 個(gè)截面的速度分布云圖，可以清晰看到，噴管弧形轉(zhuǎn)彎的環(huán)形射流泵的流速分布十分均勻，而噴管直角轉(zhuǎn)彎時(shí)出現(xiàn)了環(huán)周分布不均的現(xiàn)象，尤其是在y軸正向附近出現(xiàn)明顯的低流速區(qū)，即使是在λ值較低的環(huán)形噴嘴出口，如圖5（c）中的虛線矩形處，上述現(xiàn)象仍舊明顯。綜合來(lái)看，在環(huán)形噴嘴對(duì)水流的收縮作用下，截面流速整體的均勻性會(huì)得到一些改善，但是噴管直角轉(zhuǎn)彎所造成的局部低流速區(qū)仍然存在。環(huán)形噴嘴出口寬度小，流速高，環(huán)周分布不均的流速必然影響下游流場(chǎng)。

圖5 3種截面的速度分布云圖（q=0.5）Fig.5 Velocity contour at three cross sections（q=0.5）

為了進(jìn)一步探究工作液通過(guò)環(huán)形噴嘴后的流動(dòng)特性，圖6給出了噴管弧形轉(zhuǎn)彎的環(huán)形射流泵（下文簡(jiǎn)稱“前者”）和噴管直角轉(zhuǎn)彎的環(huán)形射流泵（下文簡(jiǎn)稱“后者”）從噴嘴出口到出水管不同位置橫截面的流速分布，圖7 為兩者在z=0 截面的流速分布。可以看出，射流經(jīng)環(huán)形噴嘴貼壁高速流動(dòng)，高速流核沿流程逐漸衰減，隨著流量比的增大，兩種射流泵的流核最終衰減點(diǎn)的位置均向下游移動(dòng)。如圖7 所示，以y軸正向?yàn)樯希瑉=0截面分為上下兩個(gè)壁面，前者上下壁面附近流核的衰減過(guò)程沿喉管中軸線對(duì)稱分布，而在后者z=0截面上，黑色箭頭表示上壁面流核最終衰減點(diǎn)位置，白色箭頭表示下壁面流核最終衰減點(diǎn)位置，可以看出上下壁面流核最終衰減點(diǎn)在x方向的位置有較大差異，且隨著流量比的增大，這種差異也增大。如圖7中的紅色矩形框所示，水流進(jìn)入擴(kuò)散管后，前者一直保持著環(huán)周對(duì)稱的減速增壓流動(dòng)，而后者呈現(xiàn)出上壁面為高速區(qū)，下壁面為低速區(qū)的情形。從圖6 中兩者相對(duì)應(yīng)的截面也可以明顯看出，在兩種不同流量比工況下，后者均出現(xiàn)流速環(huán)周分布不均的現(xiàn)象。綜合來(lái)看，環(huán)形噴嘴不均勻的入流會(huì)影響后續(xù)整個(gè)流場(chǎng)，造成流速環(huán)周分布不均，而弧形轉(zhuǎn)彎對(duì)環(huán)形噴嘴處的均勻出流和擴(kuò)散管處的均勻擴(kuò)散起到了顯著的優(yōu)化作用。

圖7 z=0截面速度分布云圖Fig.7 Velocity contour at z=0 section

為了探究噴管結(jié)構(gòu)對(duì)工作液與被吸液混合程度的影響，圖8給出了噴管弧形轉(zhuǎn)彎的環(huán)形射流泵和噴管直角轉(zhuǎn)彎的環(huán)形射流泵在兩種流量比下的湍動(dòng)能分布圖。可以看出，兩種射流泵在喉管處的湍動(dòng)能均較大，但如黑色矩形框標(biāo)記的區(qū)域所示，前者的高湍動(dòng)能區(qū)關(guān)于喉管中軸線對(duì)稱分布，而后者的高湍動(dòng)能區(qū)明顯偏向下壁面，說(shuō)明前者在喉管處工作液與被吸液混合更均勻。隨著流量比的增大，高湍動(dòng)能區(qū)的范圍逐漸減小，并從喉管向擴(kuò)散管移動(dòng)，兩者之間的混合均勻差異逐漸減小。然而，如紅色橢圓虛線框標(biāo)記的區(qū)域所示，流體在擴(kuò)散管的減速增壓作用下，后者的高湍動(dòng)能尾跡開始偏向上壁面，隨著流量比的增大，尾跡逐漸向下游延伸，且偏向上壁面的程度逐漸加大，而前者的高湍動(dòng)能尾跡沿?cái)U(kuò)散管中軸線對(duì)稱分布，說(shuō)明噴管弧形轉(zhuǎn)彎的環(huán)形射流泵更有利于擴(kuò)散管內(nèi)流體的均勻傳能。

圖8 z=0截面湍動(dòng)能分布云圖Fig.8 Turbulent kinetic energy contour at z=0 section

2.2 性能分析

環(huán)形射流泵的工作參數(shù)包括流量比q，壓力比h，效率η，分別定義如下：

式中：下標(biāo)j、s、c分別代表工作液、被吸液、混合液；Q表示流量，L/s；p表示斷面平均壓強(qiáng)，單位：kPa；v表示斷面平均流速，單位：m/s；z表示安裝高度，m；本文考慮了噴管銜接段作為環(huán)形射流泵的組成部分，pj、vj取自工作管進(jìn)口截面。

圖9為兩種射流泵的性能曲線，在不同流量比工況下，相比噴管直角轉(zhuǎn)彎的環(huán)形射流泵，噴管弧形轉(zhuǎn)彎時(shí)壓力比和效率均有所提升。原因有兩點(diǎn)，第一，直角銜接優(yōu)化為弧形銜接后，噴管局部水頭損失減小；第二，弧形銜接可以平順?biāo)鳎沟霉ぷ饕旱竭_(dá)環(huán)形噴嘴前，流速在空間上接近環(huán)周對(duì)稱、均勻分布，有利于射流傳能。

圖9 性能曲線Fig.9 Characteristic curve

3 環(huán)形噴嘴出口直段

3.1 流動(dòng)特性分析

以弧形噴管的環(huán)形射流泵模型為研究對(duì)象，出口寬度B不變（面積比不變），環(huán)形噴嘴的出口壁厚δ不變，改變環(huán)形噴嘴出口直段的長(zhǎng)度L，如圖10 所示，得到四種不同出口直段長(zhǎng)度的環(huán)形噴嘴。

圖10 環(huán)形噴嘴出口直段結(jié)構(gòu)Fig.10 Annular nozzle outlet straight section structure

圖11 展示了環(huán)形噴嘴不同直段長(zhǎng)度下的回流區(qū)和速度分布圖，可以看出，在低流量比工況下，與不加直段的環(huán)形噴嘴相比，加設(shè)直段后的回流區(qū)在橫向和縱向的延伸范圍均有明顯減小，而直段的長(zhǎng)度對(duì)回流區(qū)的大小幾乎無(wú)影響。從速度分布可以看出，不加直段時(shí)，射流流核速度較高，而加設(shè)直段后，隨著直段長(zhǎng)度的增加，流核的速度逐漸減小，這是由于工作液經(jīng)環(huán)形噴嘴的收縮作用已經(jīng)具有很高的流速，直段越長(zhǎng)，高速流體損失的能量越大。隨著流量比的增加，回流現(xiàn)象逐漸消失，流核的長(zhǎng)度逐漸增加。綜合來(lái)看，在中低流量比工況下，總能量損失由回流損失和直段增加的損失兩部分構(gòu)成，而回流現(xiàn)象造成的損失占主導(dǎo)，故噴嘴直段可有效提高效率，隨著流量比的增加，回流現(xiàn)象逐漸消失，因此，在大流量比工況下直段對(duì)效率總體影響小。

圖11 回流區(qū)和速度云圖Fig.11 Recirculation zone and velocity contour

圖12為環(huán)形噴嘴出口不同直段長(zhǎng)度下，吸入室、喉管、擴(kuò)散管和出水管的壁面壓力系數(shù)分布，其中壁面壓力系數(shù)Cp的定義如下：

圖12 壁面壓力系數(shù)分布圖Fig.12 Wall pressure coefficient distribution

式中：p為壁面壓力；pj為環(huán)形噴嘴出口壁面壓力；uj為環(huán)形噴嘴出口工作液的平均速度。

由圖12可以看出，有直段時(shí)，在低流量比工況下，環(huán)形射流泵噴嘴出口附近及吸入室的壁面壓力幾乎不變，隨著流量比的增加，該結(jié)構(gòu)處的壁面壓力系數(shù)開始下降，但下降趨勢(shì)較為平緩，且直段的長(zhǎng)度對(duì)曲線走勢(shì)無(wú)明顯影響。無(wú)直段時(shí)，兩種流量比工況下環(huán)形射流泵噴嘴出口附近均出現(xiàn)壁面壓力系數(shù)急劇降低的情況。此外，在喉管入口處，由于工作液在近壁面流速較高，發(fā)生脫流現(xiàn)象，所以產(chǎn)生了局部低壓，與無(wú)直段相比，加設(shè)直段后壓降的幅度有所減小。四種環(huán)形噴嘴出口直段長(zhǎng)度下的喉管、擴(kuò)散管和出水管的壁面壓力系數(shù)分布曲線走勢(shì)相似，但無(wú)直段時(shí)整體壁面壓力系數(shù)較低。

3.2 性能分析

圖13 為環(huán)形射流泵在環(huán)形噴嘴不同出口直段長(zhǎng)度下的效率特性曲線，由圖13可以看出，在中低流量比工況下，與無(wú)直段相比，具有直段的環(huán)形噴嘴效率較高，其中L/B=0.5～1.0 提升效率的效果基本相同，最高可提升1%；隨著直段長(zhǎng)度進(jìn)一步增加直段產(chǎn)生的損失增加，效率提升減弱，而隨著直段長(zhǎng)度減小，極限流量比會(huì)隨之減小。在較高流量比工況下，環(huán)形噴嘴出口有無(wú)直段對(duì)效率的影響很小。綜合考慮效率和正常工作范圍，推薦L/B的取值范圍為0.5～1。

圖13 效率特性曲線Fig.13 Efficiency characteristic curve

4 結(jié) 論

實(shí)際應(yīng)用中環(huán)形射流泵的噴管銜接段通常為直角三通，分別接工作管和噴嘴，目前，缺乏對(duì)包括噴管在內(nèi)的全域流場(chǎng)探討。本文對(duì)噴管直角轉(zhuǎn)彎與弧形轉(zhuǎn)彎開展三維數(shù)值模擬，計(jì)算不同環(huán)形噴嘴出口直段長(zhǎng)度，分析噴管結(jié)構(gòu)對(duì)環(huán)形射流泵流場(chǎng)的影響，得出如下結(jié)論。

（1）噴管直角轉(zhuǎn)彎處存在范圍較大的回流區(qū)，造成局部水頭損失增大；而弧形轉(zhuǎn)彎能更好地平順?biāo)鳎瑴p小能量損耗，在不同流量比工況下，噴管弧形轉(zhuǎn)彎的環(huán)形射流泵具有更高的流量比和效率。

（2）噴管直角轉(zhuǎn)彎時(shí)，環(huán)形噴嘴計(jì)算截面動(dòng)量修正系數(shù)較大，流速分布不均；喉管和擴(kuò)散管處的流速與湍動(dòng)能分布環(huán)周不對(duì)稱。噴管弧形轉(zhuǎn)彎時(shí)，流場(chǎng)在空間上基本呈環(huán)周對(duì)稱、均勻分布，有利于工作液與被吸液進(jìn)行均勻混摻和能量交換。

（3）環(huán)形噴嘴出口直段長(zhǎng)度對(duì)環(huán)形射流泵的性能有影響。設(shè)計(jì)較短會(huì)導(dǎo)致正常工作范圍減小，設(shè)計(jì)較長(zhǎng)會(huì)導(dǎo)致效率降低，當(dāng)直段長(zhǎng)度取（0.5～1）倍環(huán)形噴嘴出口寬度時(shí)可以有效提高效率并維持較大的正常工作范圍，在中低流量比工況下，效率最多可提高1%。

（4）環(huán)形噴嘴增設(shè)直段后能減小回流區(qū)的范圍，而直段的長(zhǎng)度對(duì)改變范圍的程度無(wú)明顯影響，此外，增設(shè)直段可以平穩(wěn)環(huán)形噴嘴出口壁面的壓力，提高射流泵整體的壁面壓力系數(shù)，減小喉管入口處壓降的幅度。