高壓二氧化碳載送干冰噴射去污流場分析及關鍵參數(shù)優(yōu)化

孫志軍，彭真臻，劉金龍，張永領，吳陽

(1.中國核動力研究設計院，四川成都 610213；2.四川省核設施退役及放射性廢物治理工程實驗室，四川成都 610213；3.四川大學機械工程學院，四川成都 610065)

0 前言

核設施去污可以降低人員受照劑量、減少放射性廢物產(chǎn)生，在核設施運行、檢修、退役等核工業(yè)活動中不可或缺。核設施去污往往要求在獲得一定去污因子前提下盡量減少二次廢物[1]。因此，尋找綜合性能優(yōu)越的去污方法是核設施去污領域的重要研究方向。目前以壓縮空氣為載送介質(zhì)的干冰清洗技術已經(jīng)在工業(yè)領域廣泛應用，其載送介質(zhì)壓力為0.8～1 MPa，去污時利用噴槍在開放空間對物體表面進行噴射，以去除物體表面污染，具有去污適應性好、二次污染少等特點[2]。但該種干冰清洗方法產(chǎn)生的噴射沖擊力不大，很難清除表面附著力較強的污染，同時開放空間去污產(chǎn)生的氣溶膠容易污染環(huán)境。因此，本文作者提出利用高壓二氧化碳作為介質(zhì)攜帶干冰顆粒對封閉空間內(nèi)放射性污染進行噴射去污的方法。該方法去污后可經(jīng)過濾和壓縮實現(xiàn)二氧化碳凈化與循環(huán)使用。與傳統(tǒng)去污方法相比，高壓二氧化碳去污容易實現(xiàn)弱固定污染去污，不產(chǎn)生廢水和廢氣，具有非常獨特的優(yōu)勢[3]。因此，該去污方法在核設施運行、檢修和退役等環(huán)節(jié)中具有廣闊的應用前景。

雖然采用高壓二氧化碳作為干冰顆粒載送介質(zhì)可大幅提升干冰顆粒噴射動能，但基于高壓二氧化碳載送的干冰噴射去污過程十分復雜。因此，有必要通過去污過程分析，了解去污流場分布，掌握影響去污效果的因素和機制。由于文中的噴射去污方法主要利用高壓二氧化碳的動能，通過高壓二氧化碳載送干冰顆粒，使干冰顆粒高速撞擊待去污表面，在干冰噴射去污過程中，噴嘴結構和噴射工藝參數(shù)均會對去污效果產(chǎn)生直接影響。因此，本文作者通過Fluent數(shù)值模擬進行去污流場分析以及噴嘴結構參數(shù)和去污工藝參數(shù)優(yōu)化，為噴射去污系統(tǒng)參數(shù)確定和去污試驗系統(tǒng)研制提供理論依據(jù)。

1 高壓二氧化碳載送的干冰噴射去污系統(tǒng)

噴射去污系統(tǒng)的工作原理是采用高壓二氧化碳將干冰造粒機輸送的干冰顆粒加速，噴射到密閉去污室中，對待去污對象表面進行噴射去污，通過過濾裝置處理后，回收部分二氧化碳。基于高壓二氧化碳載送的干冰噴射去污系統(tǒng)如圖1所示，它由液態(tài)二氧化碳儲罐、二氧化碳增壓泵、緩沖罐、去污室、過濾器、干冰造粒機、噴射器(噴嘴)、閥門和儀表等組成。其中去污室主要為去污箱體，內(nèi)部放入待去污對象，利用夾持機構夾持噴嘴進行噴射去污，去污裝置的三維示意如圖2所示。去污系統(tǒng)分為兩個支路：一路將二氧化碳增壓和升溫，通過緩沖容器達到高壓狀態(tài)，通過閥門控制進入噴射裝置中的流量；另一路將儲氣罐中的二氧化碳制作成干冰顆粒，輸送至噴射裝置中。干冰顆粒通過高壓二氧化碳載送進入去污箱體中，高速干冰顆粒噴射至待去污表面，對如圖2所示樣品表面進行去污，產(chǎn)生的氣溶膠經(jīng)過處理裝置的過濾、加壓后回收進入儲氣罐，用于下一去污循環(huán)。控制系統(tǒng)用于控制泵的啟停、閥門的開閉或調(diào)節(jié)、溫度與壓力監(jiān)測，并實時顯示設備狀態(tài)。

圖1 高壓二氧化碳載送的干冰噴射去污系統(tǒng)

圖2 干冰噴射去污箱體

干冰噴射去污中常見的噴嘴結構類型有直筒型、收縮型、拉瓦爾型、文丘里型，其中文丘里型噴嘴具有壓能轉化率高、出口射流較發(fā)散以及加工制造成本低等優(yōu)點[4]。因此，作者采用文丘里型噴嘴作為去污系統(tǒng)的噴嘴。為便于仿真計算，對噴嘴前端的干冰顆粒入口段和混合段結構進行了簡化，噴嘴的基本結構尺寸如圖3所示。

圖3 文丘里噴嘴基本結構尺寸

2 噴嘴的數(shù)值模擬及結果分析

噴嘴作為去污噴射系統(tǒng)中一個關鍵零件，對于提升干冰顆粒動能、提高去污效率至關重要。因此，將利用Fluent平臺，建立噴嘴去污流場的計算模型，對噴嘴流場開展數(shù)值模擬，并對高壓二氧化碳和干冰顆粒在去污流場的分布情況進行仿真分析。

2.1 基本控制方程

利用高壓二氧化碳載送干冰的去污流場存在流體密度、溫度和速度等物理量的連續(xù)變化，因此計算過程必須遵循計算流體力學中的三大基本控制方程：連續(xù)性方程、N-S方程、能量守恒方程[5]。

(1)連續(xù)性方程

(1)

式中：ρ為密度；t為時間；μx、μy、μz分別為流體沿x、y、z軸向的速度分量。

(2)動量守恒方程

(2)

式中：?為Hamiltonian算子；τx、τy、τz為作用在微元體表面上的黏性應力τ各方向的分量；p為作用在流體微團上的壓力；Fx、Fy、Fz為流體微團的體積力。

(3)能量守恒方程

(3)

2.2 網(wǎng)格劃分及邊界條件

干冰噴射去污系統(tǒng)工作時，干冰顆粒與高壓二氧化碳混合后經(jīng)噴嘴加速后噴出，可以將噴射去污過程看作是氣體和固體發(fā)生作用。因此，采用歐拉-拉格朗日方法(DPM模型)模擬干冰顆粒在流場中的運動過程，對噴嘴內(nèi)部氣固兩相流進行分析[6]，其中連續(xù)相為氣態(tài)高壓二氧化碳，離散相為干冰顆粒。由于二氧化碳高速流體離開噴嘴出口后會產(chǎn)生激波，采用二維模型能夠很好地捕捉噴嘴出口的速度波動，因此采用二維結構進行分析計算[4]。

考慮高壓二氧化碳與干冰的混合過程，將高壓二氧化碳入口和干冰顆粒的入口分開設置，均設置為壓力入口。考慮需要捕捉干冰顆粒到達待去污樣件表面的速度以及分布直徑，將待去污壁面設置為逃逸，噴嘴壁面設置為反射；為便于計算，在噴嘴出口和待去污壁面之間增設一個外流場[7]，并設置為壓力出口。噴嘴流場邊界條件設置如圖4所示。

圖4 噴嘴流場邊界條件設置

采用四邊形結構網(wǎng)格來劃分流場區(qū)域，噴嘴流場網(wǎng)格數(shù)量27 472，節(jié)點數(shù)量28 156，網(wǎng)格劃分結果如圖5所示。

圖5 噴嘴網(wǎng)格劃分

2.3 初始條件設置及計算結果分析

利用Fluent計算噴嘴內(nèi)外部氣固兩相流流場。首先計算連續(xù)相流場，設置高壓二氧化碳入口壓力為10 MPa，兩個干冰顆粒入口壓力設置為0.2 MPa，出口壓力設置為常壓，高壓二氧化碳設置為理想氣體，湍流模型選擇標準κ-ε模型。連續(xù)相計算收斂后，設置離散相射流源(干冰顆粒)，干冰粒徑設置為2 mm、質(zhì)量流率為0.016 kg/s，氣固兩相的溫度為300 K，干冰顆粒簡化為球體(密度1 561.5 kg/m3)，將離散相顆粒和連續(xù)相氣體流場進行耦合計算，獲得噴嘴的連續(xù)相和離散相流場分別如圖6、7所示。

圖6 噴嘴氣相流場速度云圖

由圖6和圖7可知：氣態(tài)二氧化碳噴出后在外流場中產(chǎn)生了激波，流體離開噴嘴后流速下降，而干冰顆粒速度逐漸增大，在到達待去污表面時速度接近最大值。通過提取仿真數(shù)據(jù)，獲得干冰顆粒到達待去污樣件表面時的平均速度為152.3 m/s，干冰噴射到待去污表面的分布直徑為9.8 mm，沖擊應力達到24.1 MPa。經(jīng)查閱文獻[8]，碳鋼表面氧化層與基材結合強度約為5 MPa，當干冰噴射的沖擊應力大于結合強度時，可以去除基礎表面氧化層，同時去除附著在待去污樣件表面的放射性污染。

圖7 噴嘴離散相流場速度云圖

3 噴嘴的結構和工藝參數(shù)優(yōu)化

噴嘴結構和工藝參數(shù)對噴嘴流場形態(tài)和干冰動能提升有較大的影響[9-10]，為提升噴射去污性能，需要對噴嘴結構參數(shù)和噴射工藝參數(shù)進行優(yōu)化。因此，將針對高壓二氧化碳入口直徑為1.5、3 mm兩種文丘里噴嘴，選擇靶距、喉半徑、噴嘴長度、干冰粒徑、壓力5種關鍵因素分別開展正交仿真試驗，分析主要影響因素和多參數(shù)耦合規(guī)律，并比較兩種入口直徑噴嘴的去污性能和經(jīng)濟性。

3.1 正交試驗設計

采用五因素四水平的正交試驗表，將靶距、喉半徑、噴嘴長度、干冰粒徑、壓力5種因素作為設計變量，將干冰顆粒到達待去污樣件表面的沖擊應力與分布直徑的乘積作為綜合指標對去污性能進行評價。靶距的取值范圍為20～140 mm，喉半徑為2.5～4 mm，噴嘴長度為100～400 mm，干冰粒徑為2～5 mm，壓力為5～20 MPa。各因素及水平如表1所示，正交試驗表如表2所示。

表1 正交試驗因素及水平

表2 正交試驗

3.2 正交試驗結果分析

基于正交試驗表中的16組參數(shù)組合，針對1.5 mm口徑噴嘴分別進行建模并開展數(shù)值模擬，提取仿真試驗數(shù)據(jù)如表3所示，對試驗數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計分析，得到均值響應和主效應圖，分別如表4和圖8所示。

表3 1.5 mm口徑噴嘴正交試驗結果

表4 1.5 mm口徑噴嘴均值響應

圖8 1.5 mm口徑噴嘴主效應圖

由表4可知：各因素對1.5 mm口徑噴嘴去污性能綜合指標影響程度從大到小依次為壓力、粒徑、靶距、喉半徑、噴嘴長度。由圖8可知：去污能力隨著壓力的增大而增大，隨粒徑的增大而減小，隨靶距的增大先增大后減小。喉半徑為3.5 mm時去污性能最優(yōu)。去污能力隨噴嘴長度增加逐漸增大，然后趨于穩(wěn)定，說明在噴嘴長度達到一定值后，增加噴嘴長度不能有效提升干冰噴射的去污效果。

同理，獲得3 mm口徑噴嘴的正交試驗數(shù)據(jù)如表5所示，均值響應和主效應圖分別如表6和圖9所示。由表6可知：各因素對3 mm口徑噴嘴去污性能綜合指標影響程度從大到小依次為粒徑、壓力、靶距、噴嘴長度、喉半徑。由圖9可知：去污能力隨粒徑的增大而減小，隨壓力的增大而增大。去污能力隨靶距增大而增大，說明入口直徑增加時，流量增加，靶距范圍內(nèi)干冰顆粒仍未充分加速。去污能力隨噴嘴長度增大先增大后減小，噴嘴不易過長。

表5 3 mm口徑噴嘴正交試驗結果

表6 3 mm口徑噴嘴均值響應

圖9 3 mm口徑噴嘴主效應圖

3.3 噴嘴參數(shù)優(yōu)化及去污效果對比

對正交試驗數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計分析可得：1.5 mm口徑噴嘴的最優(yōu)參數(shù)組合為A3B3C2D1E4，即靶距為100 mm、喉半徑為3.5 mm、噴嘴長度為200 mm、干冰粒徑為2 mm、壓力為20 MPa；經(jīng)過噴嘴結構和工藝參數(shù)優(yōu)化后，1.5 mm口徑噴嘴的綜合指標為0.337，與正交試驗結果中的綜合指標最大值0.319相比，增大了5.64%；3 mm口徑噴嘴的最優(yōu)參數(shù)組合為A4B3C2D1E4，即靶距為140 mm、喉半徑為3.5 mm、噴嘴長度為200 mm、干冰粒徑為2 mm、壓力為20 MPa；經(jīng)過噴嘴結構和工藝參數(shù)優(yōu)化后，3 mm口徑噴嘴的綜合指標為0.447，與正交試驗結果中的綜合指標最大值0.386相比，增大了15.8%。結果表明兩種入口直徑的噴嘴經(jīng)過優(yōu)化后，能夠到達更好的去污效果。

由表7可知：經(jīng)過優(yōu)化后，3 mm口徑噴嘴對干冰顆粒的加速效果更好，且去污性能是1.5 mm口徑噴嘴的1.3倍，但3 mm口徑噴嘴干冰顆粒到達待去污樣件表面的分布范圍相對較小。此外，考慮兩種入口直徑噴嘴對高壓二氧化碳的利用率，引入單位流量綜合指標fg(fg=f/g)，得到1.5 mm口徑噴嘴單位流量綜合指標是3 mm口徑噴嘴的3倍，即1.5 mm口徑噴嘴二氧化碳流體的利用率約是3 mm口徑噴嘴的3倍，1.5 mm口徑噴嘴具有更好的經(jīng)濟性。因此，在考慮經(jīng)濟性的情況下，優(yōu)選1.5 mm入口直徑的文丘里噴嘴作為高壓二氧化碳載送干冰噴射系統(tǒng)的噴嘴。

表7 優(yōu)化后不同口徑噴嘴去污性能指標

4 結論

基于高壓二氧化碳載送干冰噴射去污方法，采用Fluent軟件建立了兩種口徑的文丘里噴嘴內(nèi)外流場氣固兩相流的有限元模型。通過正交試驗分析，獲得了靶距、喉半徑、噴嘴長度、干冰粒徑、壓力5個因素對去污性能的影響規(guī)律，對兩種口徑噴嘴進行了優(yōu)化設計、去污性能對比和經(jīng)濟性分析，為噴射去污系統(tǒng)參數(shù)確定和去污試驗系統(tǒng)研制提供了理論依據(jù)。具體結論如下：

(1)各因素對1.5 mm口徑噴嘴去污性能影響程度從大到小依次為壓力、粒徑、靶距、喉半徑、噴嘴長度；各因素對3 mm口徑噴嘴去污性能影響程度從大到小的排序為粒徑、壓力、靶距、噴嘴長度、喉半徑。

(2)1.5 mm口徑噴嘴的最優(yōu)參數(shù)組合為A3B3C2D1E4，3 mm口徑噴嘴的最優(yōu)參數(shù)組合為A4B3C2D1E4；經(jīng)過參數(shù)優(yōu)化，1.5 mm口徑噴嘴的去污性能提高了5.64%，3 mm口徑噴嘴的去污性能提高了15.8%。

(3)經(jīng)過參數(shù)優(yōu)化，3 mm口徑噴嘴去污性能是1.5 mm口徑噴嘴的1.3倍；1.5 mm口徑噴嘴的高壓二氧化碳利用率是3 mm口徑噴嘴的3倍，具有更好的經(jīng)濟性。