前混合磨料水射流除鳞喷嘴混合腔内部流场

第36卷第6期 北京科技大学学报 Vol.36 No.6 2014年6月 Journal of University of Science and Technology Beijing Jun.2014 前混合磨料水射流除鳞喷嘴混合腔内部流场 刘国勇，陈欣欣，朱冬梅四，张少军，陈继东 北京科技大学机械工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:zsdmm(@163.com 摘要基于计算流体动力学多相流混合物模型，应用LUENT软件对前混合磨料水射流除鳞喷嘴高压水与磨料混合腔内 部流场进行数值模拟.比较了不同进料方式对流场均匀性的影响.分析了两侧为高压水入口条件下，磨料入口直径、高压水 入口直径、高压水入口位置和角度以及收缩段锥角对流场混合均匀性的影响，得到了影响混合腔内部流场混合均匀性的合理 结构参数.数值计算结果表明：入口速度一定的条件下，磨料中进式喷嘴混合腔的混合均匀性优于磨料侧进式喷嘴混合腔. 随磨料入口和高压水入口直径增加，混合腔出口的射流速度均增加，但随高压水入口直径增加导致出口磨料浓度呈先增后减 的趋势，磨料入口与高压水入口合理的质量流量比值约为3：4，两侧高压水入口位置对流场混合均匀性影响较小，高压水入口 角度和收缩段锥角均为30°时流场性能更佳. 关键词喷嘴：除锈：多相流：磨料：水射流：流场：数值分析 分类号TG664 Internal mixing chamber flow field of a premixed abrasive water jet descaling nozzle LIU Guo-yong,CHEN Xin-xin,ZHU Dong-mei,ZHANG Shao-jun,CHEN Ji-dong School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:zsdmm@163.com ABSTRACT Numerical simulation was performed to study the internal mixing chamber flow field of a premixed abrasive water jet de- scaling nozzle by FLUENT software based on a CFD (computational fluid dynamics)multiphase flow mixture model.The effects of ab- rasive supply modes as well as different parameters under bilateral high-pressure water entrances such as abrasive and high-pressure wa- ter inlet diameters,high-pressure water inlet location and angle,and contraction cone angle on the flow field uniformity were analyzed to obtain reasonable structure parameters.Numerical calculation results show that the mixing uniformity of the internal mixing chamber for the abrasive entering by the central entrance mode is superior to that by the bilateral entrance mode at constant entrance velocity. The jet velocity out of the intemal mixing chamber increases with the increasing abrasive and high-pressure water inlet diameters,but the outlet abrasive concentration increases firstly and then decreases as the high-pressure water inlet diameter increases.The location of bilateral high-pressure water entrances has relatively little effect on the mixing uniformity of the internal mixing chamber.When the mass flow ratio of abrasive to high-pressure water is about 3:4,and when the high-pressure water inlet angle and contraction cone angle are set at 30,a relatively uniform flow field can be obtained. KEY WORDS nozzles:descaling:multiphase flow:abrasives:water jet:flow fields:numerical analysis 磨料水射流技术是20世纪80年代迅速发展起 水射流技术有许多独特的优点，并且对环境无污染， 来的一种新型高效水射流技术.磨料水射流，即在 系统也比较简单，被广泛应用于工业清洗、除锈及切 高压纯水射流中添加一定数量且具有一定质量和粒 割等方面.磨料水射流除鳞技术是近年来发展起来 度的磨料粒子而形成的固、液两相流口.由于磨料 的一种新型冷轧带钢除鳞方法，可以有效解决酸洗 收稿日期：2013一1007 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.06.018:http:/journals.ustb.edu.cn

第 36 卷 第 6 期 2014 年 6 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 36 No． 6 Jun． 2014 前混合磨料水射流除鳞喷嘴混合腔内部流场 刘国勇，陈欣欣，朱冬梅，张少军，陈继东 北京科技大学机械工程学院，北京 100083  通信作者，E-mail: zsdmm@ 163． com 摘 要 基于计算流体动力学多相流混合物模型，应用 FLUENT 软件对前混合磨料水射流除鳞喷嘴高压水与磨料混合腔内 部流场进行数值模拟． 比较了不同进料方式对流场均匀性的影响． 分析了两侧为高压水入口条件下，磨料入口直径、高压水 入口直径、高压水入口位置和角度以及收缩段锥角对流场混合均匀性的影响，得到了影响混合腔内部流场混合均匀性的合理 结构参数． 数值计算结果表明: 入口速度一定的条件下，磨料中进式喷嘴混合腔的混合均匀性优于磨料侧进式喷嘴混合腔． 随磨料入口和高压水入口直径增加，混合腔出口的射流速度均增加，但随高压水入口直径增加导致出口磨料浓度呈先增后减 的趋势，磨料入口与高压水入口合理的质量流量比值约为 3∶ 4，两侧高压水入口位置对流场混合均匀性影响较小，高压水入口 角度和收缩段锥角均为 30°时流场性能更佳． 关键词 喷嘴; 除锈; 多相流; 磨料; 水射流; 流场; 数值分析 分类号 TG664 Internal mixing chamber flow field of a premixed abrasive water jet descaling nozzle LIU Guo-yong，CHEN Xin-xin，ZHU Dong-mei  ，ZHANG Shao-jun，CHEN Ji-dong School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China  Corresponding author，E-mail: zsdmm@ 163． com ABSTＲACT Numerical simulation was performed to study the internal mixing chamber flow field of a premixed abrasive water jet de￾scaling nozzle by FLUENT software based on a CFD ( computational fluid dynamics) multiphase flow mixture model． The effects of ab￾rasive supply modes as well as different parameters under bilateral high-pressure water entrances such as abrasive and high-pressure wa￾ter inlet diameters，high-pressure water inlet location and angle，and contraction cone angle on the flow field uniformity were analyzed to obtain reasonable structure parameters． Numerical calculation results show that the mixing uniformity of the internal mixing chamber for the abrasive entering by the central entrance mode is superior to that by the bilateral entrance mode at constant entrance velocity． The jet velocity out of the internal mixing chamber increases with the increasing abrasive and high-pressure water inlet diameters，but the outlet abrasive concentration increases firstly and then decreases as the high-pressure water inlet diameter increases． The location of bilateral high-pressure water entrances has relatively little effect on the mixing uniformity of the internal mixing chamber． When the mass flow ratio of abrasive to high-pressure water is about 3∶ 4，and when the high-pressure water inlet angle and contraction cone angle are set at 30°，a relatively uniform flow field can be obtained． KEY WOＲDS nozzles; descaling; multiphase flow; abrasives; water jet; flow fields; numerical analysis 收稿日期: 2013--10--07 DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． 06． 018; http: / /journals． ustb． edu． cn 磨料水射流技术是 20 世纪 80 年代迅速发展起 来的一种新型高效水射流技术． 磨料水射流，即在 高压纯水射流中添加一定数量且具有一定质量和粒 度的磨料粒子而形成的固、液两相流［1］． 由于磨料 水射流技术有许多独特的优点，并且对环境无污染， 系统也比较简单，被广泛应用于工业清洗、除锈及切 割等方面． 磨料水射流除鳞技术是近年来发展起来 的一种新型冷轧带钢除鳞方法，可以有效解决酸洗

第6期 刘国勇等：前混合磨料水射流除鳞喷嘴混合腔内部流场 ·831· 除鳞所带来的环境污染和产品金属损失大等问题. 位置及倾角0、圆锥段收缩角α、出口直径d、出口 磨料水射流除鳞主要是以高速水流为载体，将动能 圆柱段长度l,与出口直径d1的比值等.通过相关 传递给低速的磨料，通过磨料对靶物的碰撞、冲蚀和 理论及公式得出了喷嘴混合腔的基本几何参数0， 磨削作用将附着在钢板表面的氧化铁皮去除回 如表1所示. 前混合磨料水射流除鳞的工作原理是预先将磨 表1喷嘴混合腔的几何参数 料和高压水在磨料罐中混合成磨料浆体，然后与高 Table 1 Geometric parameters of the nozzle's mixing chamber 压纯水在混合室内进行二次混合，最后通过高压胶 mm 管输送经喷嘴喷出，其原理图如图1所示.普遍 d d da 认为磨料浆体与高压纯水在混合室内的混合己经比 2.8 12 1 39 较均匀，而很多专家学者也是在以上假设的基础上 对前混合除鳞喷嘴的内部流场进行了实验及仿真分 1.2喷嘴混合腔控制方程 析-刀.事实上，如果磨料与高压水混合不均匀将 喷嘴混合腔内实际流体在流动时，均具有黏性， 会加速高压管路和喷嘴的磨损，对除鳞效果也有一 流体在磨料水射流喷嘴混合腔内处于高度复杂的非 定的影响图.本文利用LUENT软件，数值分析了 稳态湍流状态.根据牛顿第二定律和质量守恒定 高压水流量和磨料流量的变化以及混合腔结构参数 律，运用等温不可压缩稳态雷诺时均N一S方程，建 对流场混合均匀性的影响，以达到提高除鳞效果的 立高雷诺数的标准K一ε双方程湍流封闭的数学模 目的 型，控制方程组如下B- 磨料供给量调节阀 磨料罐 喷嘴 连续性方程为 磨料截止阀 高压泵 a=0. (1) ax; 水 混合腔 高压胶管 时均运动方程为 图1前混合磨料水射流除鳞原理图 a(pu:） +日(pu,）= Fig.I Schematic diagram of pre-mixed abrasive water jet for desca- ling (2) 1磨料水射流喷嘴混合腔物理及数学模型 式中：u和p分别为流体速度及密度；x、tf和p分别 为作用流体的位置坐标、时间、作用力和压强：μ为 1.1喷嘴混合物理模型 动力黏性系数；i和j分别为三维直角坐标系中的坐 常见的前混合喷嘴混合腔一般有两种类型入 标方向和速度分量方向，i,j=1,2,3;-puu为雷诺 口，分别为磨料入口和高压水入口回.为使两者得 应力，由Boussinesq假定雷诺应力类比于层流的黏 以充分混合，在喷嘴混合腔的侧面对称设置两个入 性应力，与时均流速梯度成正比，其中 口.设计的喷嘴混合腔物理模型如图2所示 混合腔 ax. (3) 湍动能K方程 a(px)(pKu,) at =+台)]+ 水平 G+Gs-p&-Yw+S (4) 4 X轴 耗散率ε方程 a(ps)a(psu, at 2=u+台)]+ = ax: 图2喷嘴混合腔物理模型 Fig.2 Physical model of the nozzle's mixing chamber CR(c.+C.G)-Cp￡+s (5) K 喷嘴混合腔的主要几何参数有中间入口直径 式中，δ，为克罗内克符号（当i=j时，8=1：当i≠j d3、两侧入口直径d,、混合腔内腔直径d2、两侧入口 时，δ：=0)4为涡黏性系数；K为单位质量的湍流

第 6 期 刘国勇等: 前混合磨料水射流除鳞喷嘴混合腔内部流场 除鳞所带来的环境污染和产品金属损失大等问题． 磨料水射流除鳞主要是以高速水流为载体，将动能 传递给低速的磨料，通过磨料对靶物的碰撞、冲蚀和 磨削作用将附着在钢板表面的氧化铁皮去除［2］． 前混合磨料水射流除鳞的工作原理是预先将磨 料和高压水在磨料罐中混合成磨料浆体，然后与高 压纯水在混合室内进行二次混合，最后通过高压胶 管输送经喷嘴喷出［3］，其原理图如图 1 所示． 普遍 认为磨料浆体与高压纯水在混合室内的混合已经比 较均匀，而很多专家学者也是在以上假设的基础上 对前混合除鳞喷嘴的内部流场进行了实验及仿真分 析［4 － 7］． 事实上，如果磨料与高压水混合不均匀将 会加速高压管路和喷嘴的磨损，对除鳞效果也有一 定的影响［8］． 本文利用 FLUENT 软件，数值分析了 高压水流量和磨料流量的变化以及混合腔结构参数 对流场混合均匀性的影响，以达到提高除鳞效果的 目的． 图 1 前混合磨料水射流除鳞原理图 Fig． 1 Schematic diagram of pre-mixed abrasive water jet for desca￾ling 1 磨料水射流喷嘴混合腔物理及数学模型 1. 1 喷嘴混合物理模型 常见的前混合喷嘴混合腔一般有两种类型入 口，分别为磨料入口和高压水入口［9］． 为使两者得 以充分混合，在喷嘴混合腔的侧面对称设置两个入 口． 设计的喷嘴混合腔物理模型如图 2 所示． 图 2 喷嘴混合腔物理模型 Fig． 2 Physical model of the nozzle’s mixing chamber 喷嘴混合腔的主要几何参数有中间入口直径 d3、两侧入口直径 d4、混合腔内腔直径 d2、两侧入口 位置及倾角 θ、圆锥段收缩角 α、出口直径 d1、出口 圆柱段长度 l1 与出口直径 d1 的比值等． 通过相关 理论及公式得出了喷嘴混合腔的基本几何参数［10］， 如表 1 所示． 表 1 喷嘴混合腔的几何参数 Table 1 Geometric parameters of the nozzle’s mixing chamber mm d1 d2 d3 d4 l1 l2 2. 8 12 1 2 25 39 1. 2 喷嘴混合腔控制方程 喷嘴混合腔内实际流体在流动时，均具有黏性， 流体在磨料水射流喷嘴混合腔内处于高度复杂的非 稳态湍流状态． 根据牛顿第二定律和质量守恒定 律，运用等温不可压缩稳态雷诺时均 N--S 方程，建 立高雷诺数的标准 κ--ε 双方程湍流封闭的数学模 型，控制方程组如下［3 － 4］． 连续性方程为 ui xi = 0． ( 1) 时均运动方程为 ( ρui ) t +  xi ( ρuiuj ) = ρfi － p xi +  xi μ ( ui x ) j + [ － ( ρ u' iu' j ) x ] j ． ( 2) 式中: u 和 ρ 分别为流体速度及密度; x、t、f 和 p 分别 为作用流体的位置坐标、时间、作用力和压强; μ 为 动力黏性系数; i 和 j 分别为三维直角坐标系中的坐 标方向和速度分量方向，i，j = 1，2，3; － ρ u' iu' j为雷诺 应力，由 Boussinesq 假定雷诺应力类比于层流的黏 性应力，与时均流速梯度成正比，其中 － ρ u' iu' j = μt ( ui xj + μj x ) i － ( 2 3 ρκ + μ ui x ) i δij ． ( 3) 湍动能 κ 方程 ( ρκ) t + ( ρκui ) xi =  x [ ( j μ + μt σ ) κ κ x ]j + Gκ + Gb － ρε － YM + Sκ ． ( 4) 耗散率 ε 方程 ( ρε) t + ( ρεui ) xi =  x [ ( j μ + μt σ ) ε ε x ]j + C1ε ε κ ( Gκ + C3εGb ) － C2ε ρ ε2 κ + Sε ． ( 5) 式中，δij为克罗内克符号( 当 i = j 时，δij = 1; 当 i≠j 时，δij = 0) ; μt 为涡黏性系数; κ 为单位质量的湍流 ·831·

·832 北京科技大学学报 第36卷 脉动动能弘=C,,其中6为单位质量的淄流肤 表2仿真参数 Table 2 Simulation parameters 动动能的耗散率，C.为经验常数；C、C2和C为系 水密度， 水黏度，磨料密度，磨料黏度，磨料体磨料颗 数；σ。和σ。分别为湍动能K和耗散率ε对应的湍 从w/ PA/ 4/积分数1粒直径1 流普朗特数：G.为平均速度梯度引起的湍动能的K (kg'm-3)(Pa's)(kg'm-2)(Pa's)% mm 300.1 产生项：G。为浮力引起的湍动能的K产生项：Y为 998.20.00126600.00175 可压湍流中脉动扩张的贡献：S。和S。分别为用户 的壁面条件.考虑到固液两相流体的特点，模拟计 根据计算工况定义湍动能K和耗散率ε的源项. 算中流场采用混合相MIXTURE模型☒.其中高压 1.3喷嘴的仿真模型 水入口速度为30ms1,磨料入口速度为20ms, 采用Gambit前处理软件建立喷嘴混合腔三维 分别对不同结构参数的磨料侧进式与磨料中进式 模型，生成有限元网格如图3所示.由于模型网格 (中进式即中间为磨料入口，两侧为高压水入口)两 的类型与尺度直接影响到数值模拟结果的精度、稳 种工况进行模拟，各工况混合腔主要参数如表3所 定性以及耗用的CPU时间，所以对通过网格切分手 示，其余参数不变 段尽量减小非结构网格的数量，并尽可能使用较多 图4为各工况混合腔内部流场磨料体积分数云 结构网格 图.通过比较可以发现由于前混合磨料水射流喷嘴 由于前混合磨料水射流除鳞工作原理为高压泵 混合腔的磨料入口速度与高压水入口速度相差不 来水一路进入磨料罐与磨料初步混合加速，另一路 大，不同供料方式时喷嘴混合腔内部两相混合都比 与前者在混合腔内进一步混合（图1）.而据大量研 较均匀，而且入口直径、两侧入口位置及收缩段锥角 究表明高压水可将磨料加速至其速度的0.7~0.9 对流场均匀性影响变化不是特别明显，但是在磨料 倍.因此，本文的研究认为前混合磨料射流的磨料 侧进式的混合腔出口附近磨料均匀性都是变差和浓 入口速度与高压水入口速度有着上述的关系存在. 度降低.这是由于速度一定时，磨料流量增加导致 在此基础上，在入口速度一定的前提下，通过入口直 其积聚在出口圆柱段所致，这不仅影响射流除鳞的 径的变化来比较入口流量以及其他参数对于喷嘴混 效果也会增加磨损.通过两侧入口角度的比较可以 合腔混合均匀性的影响， 发现，该因素对流场影响比较大，磨料侧进时流场均 速度入口 速度人口 匀性变得很差.这是因为一定流量的高压水并不能 与磨料充分混合 速度入口 表3各工况混合腔主要参数 Table 3 Main parameters of the mixing chamber in different working conditions 工况 d/mm da/mm L/mm a/() 81() 1# 1.4 2.0 58 32 60 2# 1.4 1.6 58 32 60 3# 1.4 1.6 52 32 60 4# 1.4 1.6 52 30 60 J. 14 1.6 52 30 30 压力出口 图3前混合喷嘴混合腔有限元网格 由表4中不同工况下混合腔出口速度的比较可 Fig.3 Finite grid of the nozzle's mixing chamber 以发现，相同条件下磨料中进式混合腔出口速度明 本文使用FLUENT仿真软件进行数值模拟，计 显高于磨料侧进式.这是因为高压水从两侧进入混 算中选用k一ε湍流模型，运用一阶迎风格式及SM- 合腔，相同条件下高压水流量相对较大，不仅可以两 PLE算法对离散方程进行求解，仿真参数如表2 者混合更均匀也会使磨料充分加速.因此，对于前 所示 混合式磨料水射流除鳞喷嘴混合腔采用磨料中进式 水为不可压缩流体，忽略磨粒的不规则影响，将 混合效果更好，更有利于对磨料的加速.以下数值 磨粒看作理想小球，高压水入口和磨料入口均为速 计算前混合喷嘴混合腔流场均采用磨料中进式的 度入口，出口为两相流压力出口，其他边界为无滑移 结构

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 脉动动能; μt = ρCμ κ2 ε ，其中 ε 为单位质量的湍流脉 动动能的耗散率，Cμ 为经验常数; C1ε、C2ε和 C3ε为系 数; σκ 和 σε 分别为湍动能 κ 和耗散率 ε 对应的湍 流普朗特数; Gκ 为平均速度梯度引起的湍动能的 κ 产生项; Gb 为浮力引起的湍动能的 κ 产生项; YM 为 可压湍流中脉动扩张的贡献; Sκ 和 Sε 分别为用户 根据计算工况定义湍动能 κ 和耗散率 ε 的源项． 1. 3 喷嘴的仿真模型 采用 Gambit 前处理软件建立喷嘴混合腔三维 模型，生成有限元网格如图 3 所示． 由于模型网格 的类型与尺度直接影响到数值模拟结果的精度、稳 定性以及耗用的 CPU 时间，所以对通过网格切分手 段尽量减小非结构网格的数量，并尽可能使用较多 结构网格． 由于前混合磨料水射流除鳞工作原理为高压泵 来水一路进入磨料罐与磨料初步混合加速，另一路 与前者在混合腔内进一步混合( 图 1) ． 而据大量研 究表明高压水可将磨料加速至其速度的 0. 7 ～ 0. 9 倍． 因此，本文的研究认为前混合磨料射流的磨料 入口速度与高压水入口速度有着上述的关系存在． 在此基础上，在入口速度一定的前提下，通过入口直 径的变化来比较入口流量以及其他参数对于喷嘴混 合腔混合均匀性的影响． 图 3 前混合喷嘴混合腔有限元网格 Fig． 3 Finite grid of the nozzle’s mixing chamber 本文使用 FLUENT 仿真软件进行数值模拟，计 算中选用 κ--ε 湍流模型，运用一阶迎风格式及 SIM￾PLE 算法对离散方程进行求解，仿 真 参 数 如 表 2 所示［11］． 水为不可压缩流体，忽略磨粒的不规则影响，将 磨粒看作理想小球，高压水入口和磨料入口均为速 度入口，出口为两相流压力出口，其他边界为无滑移 表 2 仿真参数 Table 2 Simulation parameters 水密度， ρW / ( kg·m － 3 ) 水黏度， μW / ( Pa·s) 磨料密度， ρA / ( kg·m － 3 ) 磨料黏度， μA / ( Pa·s) 磨料体 积分数/ % 磨料颗 粒直径/ mm 998. 2 0. 001 2660 0. 00175 30 0. 1 的壁面条件． 考虑到固液两相流体的特点，模拟计 算中流场采用混合相 MIXTUＲE 模型［12］． 其中高压 水入口速度为 30 m·s － 1 ，磨料入口速度为 20 m·s － 1 ， 分别对不同结构参数的磨料侧进式与磨料中进式 ( 中进式即中间为磨料入口，两侧为高压水入口) 两 种工况进行模拟，各工况混合腔主要参数如表 3 所 示，其余参数不变． 图 4 为各工况混合腔内部流场磨料体积分数云 图． 通过比较可以发现由于前混合磨料水射流喷嘴 混合腔的磨料入口速度与高压水入口速度相差不 大，不同供料方式时喷嘴混合腔内部两相混合都比 较均匀，而且入口直径、两侧入口位置及收缩段锥角 对流场均匀性影响变化不是特别明显，但是在磨料 侧进式的混合腔出口附近磨料均匀性都是变差和浓 度降低． 这是由于速度一定时，磨料流量增加导致 其积聚在出口圆柱段所致，这不仅影响射流除鳞的 效果也会增加磨损． 通过两侧入口角度的比较可以 发现，该因素对流场影响比较大，磨料侧进时流场均 匀性变得很差． 这是因为一定流量的高压水并不能 与磨料充分混合． 表 3 各工况混合腔主要参数 Table 3 Main parameters of the mixing chamber in different working conditions 工况 d3 /mm d4 /mm L /mm α/( °) θ /( °) 1# 1. 4 2. 0 58 32 60 2# 1. 4 1. 6 58 32 60 3# 1. 4 1. 6 52 32 60 4# 1. 4 1. 6 52 30 60 5# 1. 4 1. 6 52 30 30 由表 4 中不同工况下混合腔出口速度的比较可 以发现，相同条件下磨料中进式混合腔出口速度明 显高于磨料侧进式． 这是因为高压水从两侧进入混 合腔，相同条件下高压水流量相对较大，不仅可以两 者混合更均匀也会使磨料充分加速． 因此，对于前 混合式磨料水射流除鳞喷嘴混合腔采用磨料中进式 混合效果更好，更有利于对磨料的加速． 以下数值 计算前混合喷嘴混合腔流场均采用磨料中进式的 结构． ·832·

第6期 刘国勇等：前混合磨料水射流除鳞喷嘴混合腔内部流场 ·833· 0.300 0.300 0.285 (a) 300 0.285 b) 0.285 (c) 8 (dj 0.285 0.270 0.270 0.270 0.255 255 82 0.240 0 0.240 0.225 0.225 0.225 0.210 0.210 0.210 0.195 195 0.195 0.95 0.180 0.180 180 0.165 0.165 0.150 0.150 0.150 0.150 8 0.135 0.135 .135 0.120 0.120 0.105 .0 8 0.105 0.105 0.090 0.090 0.090 0.0 0.075 0.075 0.075 0.060 0.060 0.060 0.060 0.045 0.045 0.045 0.045 0.045 0.030 0.030 0.030 0.030 0.015 0.015 0.015 8g 0.015 0 X- 828 (f) 300 0.300 285 h 0.285 0.270 0.270 0.270 0.270 255 0.255 0.255 0.255 0 0.240 0.240 240 225 0.225 0.210 0.225 240 ( 225 0.210 210 00 000 00 8 8 00 0 0000 .135 0.135 .135 .135 0.120 0.120 0.120 0 120 0.120 0.105 0.105 0.105 .105 0.105 0.090 0.090 0.090 0.090 0.090 0.075 0.075 0.075 0.075 0.075 0060 0.060 0.045 0.045 0. 0.030 0.030 0.030 0.030 0.030 0.015 0.05 0.015 005 0.015 0 0 0 图4不同工况下磨料体积分数云图：(a)1,中进式：()2“，中进式：(c)3,中进式：(d)4,中进式：()5，中进式：(01“，侧进 式：(g)2,侧进式：(h)3,侧进式：(i)4,侧进式：(j)5,侧进式 Fig.4 Contours of abrasive volume fraction in different working conditions:(a)1*,central entrance mode:(b)2*,central entrance mode;(c) 3*,central entrance mode:(d)4*,central entrance mode:(e)5*,central entrance mode;(f)1,lateral entrance mode:(g)2*,lateral entrance mode:(h)3*,lateral entrance mode:(i)4*,lateral entrance mode;(i)5*,lateral entrance mode 表4各工况混合腔出口速度 45 一磨料入口直径1.0mm Table 4 Outlet velocity of the mixing chamber in different working con- 40 一磨料入口直径1,2mm ditions 35 磨料入口直径14mm 30 磨料人口直径1.6mm 图4出口速度，/(ms) 图4 出口速度，/(ms1) 25 磨料入口直径1.8mm (a) 24.23 (0 19.51 20 (b) 24.18 (g 19.41 10 (c) 24.14 (h) 19.40 (d) 24.12 (i) 19.39 0 (e) 26.11 () 19.37 10 20 3040506070 位置/mm 2 流场仿真结果与分析 图5喷嘴混合腔内部流场轴向速度曲线 Fig.5 Velocity curves of the nozzle's mixing chamber intemal flow 2.1磨料入口直径的影响 field in the axial direction 采用磨料中进式，其他参数见表1，分别对磨料 入口直径为1.0、1.2、1.4、1.6和1.8mm进行模拟， 由图5可以看出，磨料入口直径变化时，整个内 选取图3中间速度入口为原点，喷嘴混合腔内部流 部流场沿竖直轴向的速度变化基本一致.但随着磨 场轴向速度曲线如图5所示，磨料体积分数云图如 料入口直径的增加，喷嘴混合腔出口段的速度是逐 图6所示 渐增加的.这是由于在入口速度条件不变的情况

第 6 期 刘国勇等: 前混合磨料水射流除鳞喷嘴混合腔内部流场 图 4 不同工况下磨料体积分数云图: ( a) 1#，中进式; ( b) 2#，中进式; ( c) 3#，中进式; ( d) 4#，中进式; ( e) 5#，中进式; ( f) 1#，侧进 式; ( g) 2#，侧进式; ( h) 3#，侧进式; ( i) 4#，侧进式; ( j) 5#，侧进式 Fig． 4 Contours of abrasive volume fraction in different working conditions: ( a) 1#，central entrance mode; ( b) 2#，central entrance mode; ( c) 3#，central entrance mode; ( d) 4#，central entrance mode; ( e) 5#，central entrance mode; ( f) 1#，lateral entrance mode; ( g) 2#，lateral entrance mode; ( h) 3#，lateral entrance mode; ( i) 4#，lateral entrance mode; ( j) 5#，lateral entrance mode 表 4 各工况混合腔出口速度 Table 4 Outlet velocity of the mixing chamber in different working con￾ditions 图 4 出口速度，v/( m·s － 1 ) 图 4 出口速度，v/( m·s － 1 ) ( a) 24. 23 ( f) 19. 51 ( b) 24. 18 ( g) 19. 41 ( c) 24. 14 ( h) 19. 40 ( d) 24. 12 ( i) 19. 39 ( e) 26. 11 ( j) 19. 37 2 流场仿真结果与分析 2. 1 磨料入口直径的影响 采用磨料中进式，其他参数见表 1，分别对磨料 入口直径为 1. 0、1. 2、1. 4、1. 6 和 1. 8 mm 进行模拟， 选取图 3 中间速度入口为原点，喷嘴混合腔内部流 场轴向速度曲线如图 5 所示，磨料体积分数云图如 图 6 所示． 图 5 喷嘴混合腔内部流场轴向速度曲线 Fig． 5 Velocity curves of the nozzle’s mixing chamber internal flow field in the axial direction 由图 5 可以看出，磨料入口直径变化时，整个内 部流场沿竖直轴向的速度变化基本一致． 但随着磨 料入口直径的增加，喷嘴混合腔出口段的速度是逐 渐增加的． 这是由于在入口速度条件不变的情况 ·833·

·834 北京科技大学学报 第36卷 下，直径增加导致入口的流量也增加. 时磨料容易被两侧的水射流“截住”，掺混后便沿着 由图6的磨料体积分数云图可以很直观地看 壁面流出，入口直径太大时虽然增加了出口磨料的 出，在入口速度一定的条件下，随磨料入口直径的增 体积分数，但是由于磨料质量流量的增加导致了其 加出口段的磨料体积分数逐渐增加，在磨料入口直 动能和重力势能的增加，而流量一定的高压水很难 径大于及小于1.4mm时，喷嘴混合腔内部靠近壁面 将其冲散而进行更好的掺混.因此，综合考虑速度 处均出现了磨料聚集区.这是因为在入口速度一定 变化和流场混合均匀性，磨料入口直径为1.4mm时 的条件下，入口的质量流量与直径成正比，直径太小 流场的性能更好 1300 .300 1210 0 0w 7 0.060 D60 0015 0.015 .05 图6磨料体积分数云图.(a）d3=1.0mm;(b)d山3=1.2mm:(c）d3=1.4mm:(d)d4=1.6mm:(e)d3=1.8mm Fig.6 Contours of abrasive volume fraction:(a)d=1.0 mm:(b)d =1.2 mm:(c)d,=1.4mm:(d)d3=1.6 mm:(e)d3 =1.8 mm 2.2高压水入口直径的影响 在更短的时间内获得了更高的速度.因此，高压水 采用磨料中进式，其他参数不变的情况下，分别 入口直径的增加有助于增强高速水流对于磨料粒子 对磨料入口直径为1.4mm,高压水入口直径为0.4、 的加速作用.而在高压水入口直径为0.4~1.2mm 0.8、1.2、1.6和2.0mm进行模拟，喷嘴混合腔内部 时射流入口速度与出口速度相差很小，说明此时高 流场轴向速度曲线如图7所示，磨料体积分数云图 压水对磨料的加速作用很小，所以这个入口直径范 如图8所示 围是不可取的 40 一高压水入口直径0.4mm 由图8磨料体积分数云图可以直观看出，随着 高压水人口直径0.8mm 高压水入口直径的增加，出口磨料体积分数出现先 0 ,高压水人口直径1.2mm 高压水入口直径1.6mm 增后减的趋势.在磨料流量一定的情况下，磨料入 高压水人口直径2.0mm 20 口直径为1.4mm与高压水直径为1.2mm和1.6 mm作用结果相当，此时整个内部流场的均匀性比 10 较理想.由于前混合磨料水射流中磨料与高压水入 口的速度相差不大，就使得如果两者直径相差太大 则流量相差太大，两者进行能量交换而掺混时必定 0 20 304050 70 位置mm 会产生不均匀，而且随着高压水流量的增加出口磨 图7喷嘴内部流场轴向速度曲线 料浓度也会降低.因此，出于对出口速度、磨料浓度 Fig.7 Velocity curves of the nozzle's mixing chamber internal flow 和流场混合均匀性的综合考虑，取高压水入口直径 field in the axial direction 速度为1.6mm较为合理. 由图7可以看出，随着高压水入口直径的增加， 磨料水射流中，磨料微粒的质量比水大，而且有 整个内部流场沿竖直轴向速度是逐渐增加的.这是 棱角，离散分布在水射流中，大大增加了射流对物体 由于高压水质量流量的增加使得单位体积内高压水 的冲击力和磨削力.对于磨料入口直径和高压水入 的动能增加，与磨料掺混而将更多的能量传递给磨 口直径的模拟，实质上是对入口质量流量的比较分 料粒子.在轴向距离入口25~40mm处的收缩段， 析，由于前混合磨料水射流喷嘴混合腔高压水入口 直径较大时，速度增大得更快.这说明在喷嘴混合 速度uw和磨料入口速度ua具有ug=(0.7~0.9)uA 腔收缩段随着高压水入口直径的增加使得磨料粒子 的关系，当磨料入口直径与高压水入口直径分别为

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 下，直径增加导致入口的流量也增加． 由图 6 的磨料体积分数云图可以很直观地看 出，在入口速度一定的条件下，随磨料入口直径的增 加出口段的磨料体积分数逐渐增加，在磨料入口直 径大于及小于 1. 4 mm 时，喷嘴混合腔内部靠近壁面 处均出现了磨料聚集区． 这是因为在入口速度一定 的条件下，入口的质量流量与直径成正比，直径太小 时磨料容易被两侧的水射流“截住”，掺混后便沿着 壁面流出，入口直径太大时虽然增加了出口磨料的 体积分数，但是由于磨料质量流量的增加导致了其 动能和重力势能的增加，而流量一定的高压水很难 将其冲散而进行更好的掺混． 因此，综合考虑速度 变化和流场混合均匀性，磨料入口直径为 1. 4 mm 时 流场的性能更好． 图 6 磨料体积分数云图． ( a) d3 = 1. 0 mm; ( b) d3 = 1. 2 mm; ( c) d3 = 1. 4 mm; ( d) d3 = 1. 6 mm; ( e) d3 = 1. 8 mm Fig． 6 Contours of abrasive volume fraction: ( a) d3 = 1. 0 mm; ( b) d3 = 1. 2 mm; ( c) d3 = 1. 4 mm; ( d) d3 = 1. 6 mm; ( e) d3 = 1. 8 mm 2. 2 高压水入口直径的影响 采用磨料中进式，其他参数不变的情况下，分别 对磨料入口直径为 1. 4 mm，高压水入口直径为 0. 4、 0. 8、1. 2、1. 6 和 2. 0 mm 进行模拟，喷嘴混合腔内部 流场轴向速度曲线如图 7 所示，磨料体积分数云图 如图 8 所示． 图 7 喷嘴内部流场轴向速度曲线 Fig． 7 Velocity curves of the nozzle’s mixing chamber internal flow field in the axial direction 由图 7 可以看出，随着高压水入口直径的增加， 整个内部流场沿竖直轴向速度是逐渐增加的． 这是 由于高压水质量流量的增加使得单位体积内高压水 的动能增加，与磨料掺混而将更多的能量传递给磨 料粒子． 在轴向距离入口 25 ～ 40 mm 处的收缩段， 直径较大时，速度增大得更快． 这说明在喷嘴混合 腔收缩段随着高压水入口直径的增加使得磨料粒子 在更短的时间内获得了更高的速度． 因此，高压水 入口直径的增加有助于增强高速水流对于磨料粒子 的加速作用． 而在高压水入口直径为 0. 4 ～ 1. 2 mm 时射流入口速度与出口速度相差很小，说明此时高 压水对磨料的加速作用很小，所以这个入口直径范 围是不可取的． 由图 8 磨料体积分数云图可以直观看出，随着 高压水入口直径的增加，出口磨料体积分数出现先 增后减的趋势． 在磨料流量一定的情况下，磨料入 口直径为 1. 4 mm 与高压水直径为 1. 2 mm 和 1. 6 mm 作用结果相当，此时整个内部流场的均匀性比 较理想． 由于前混合磨料水射流中磨料与高压水入 口的速度相差不大，就使得如果两者直径相差太大 则流量相差太大，两者进行能量交换而掺混时必定 会产生不均匀，而且随着高压水流量的增加出口磨 料浓度也会降低． 因此，出于对出口速度、磨料浓度 和流场混合均匀性的综合考虑，取高压水入口直径 速度为 1. 6 mm 较为合理． 磨料水射流中，磨料微粒的质量比水大，而且有 棱角，离散分布在水射流中，大大增加了射流对物体 的冲击力和磨削力． 对于磨料入口直径和高压水入 口直径的模拟，实质上是对入口质量流量的比较分 析，由于前混合磨料水射流喷嘴混合腔高压水入口 速度 uW和磨料入口速度 uA具有 uW = ( 0. 7 ～ 0. 9) uA 的关系，当磨料入口直径与高压水入口直径分别为 ·834·

第6期 刘国勇等：前混合磨料水射流除鳞喷嘴混合腔内部流场 ·835· b 图8磨料体积分数云图.(a)d4=0.4mm:(b)d4=0.8mm:(c)d4=1.2mm:(d)d4=1.6mm:(c）d4=2.0mm Fig.8 Contours of abrasive volume fraction:(a)d =0.4mm:(b)d =0.8 mm:(c)d =1.2mm:(d)d =1.6mm:(e)d =2.0mm L.4mm和1.6mm时，由公式Q=p可以得到采 28 2 4 3 用磨料中进式的前混合高压水喷砂除鳞喷嘴混合腔 18 合理的入口磨料与高压水的质量流量比值约为3：4. 14 -高压水人口位置-58mm 2.3高压水入口位置的影响 10 高压水入口位置=56mm 采用磨料中进式，其他参数不变的情况下分别 高压水人口位置-54mm 一高压水入口位置1=52mm 对磨料入▣直径为1.4mm,高压水入口直径为1.6 高压水入口位置-50mm 2 mm,高压水入口位置，即相对喷嘴出口的距离L分 0 10 20 30 40 50 60 70 别为58、56、54、52和50mm进行模拟，喷嘴混合腔 位置mm 内部流场轴向速度曲线如图9所示，磨料体积分数 图9喷嘴混合腔内部流场轴向速度曲线 云图如图10所示. Fig.9 Velocity curves of the nozzle's mixing chamber intemal flow 由图9可以看出，随着高压水入口位置与喷嘴 field in the axial direction 混合腔出口距离的逐渐减小，收缩段和圆柱段的速 水流对磨料射流造成较大冲击而引起流场紊乱，同 度基本上没有变化.但是，在轴向位置10mm至15 时也会增加高压水流的能量消耗.如果两侧高压水 mm段，也就是高压水与磨料颗粒开始掺混到充分 入口位置距离磨料入口较远，那么两者还未在混合 混合的阶段发生了变化.这说明需要在有限的混合 腔内进行充分的混合就进入到收缩段进行加速，流 腔内合理利用中间磨料射流的基本阶段. 场就会不均匀.所以选取喷嘴高压水入口位置的合 由图10磨料体积分数云图可以看出，高压水入 理范围是54~52mm. 口位置对于整个喷嘴混合腔内部流场的均匀性影响 2.4收缩段锥角的影响 也比较小，但如果在距离磨料入口很近的位置两者 采用磨料中进式，其他参数不变的情况下分别 就开始掺混，高压水进入混合腔后尚未形成稳定的 对磨料入口直径为1.4mm,高压水入口直径为1.6 射流，在水射流的势流核心段两者就相遇掺混，高速 mm,高压水入口位置L为52mm,锥度a为30°、 b (d) e 015 0.05 图10磨料体积分数云图.(a)L=58mm:(b)L=56mm:(e)L=54mm:(d)L=52mm:(e)L=50mm Fig.10 Contours of abrasive volume fraction:(a)L=58 mm:(b)L=56 mm:(c)L=54 mm:(d)L=52 mm:(e)L=50 mm

第 6 期 刘国勇等: 前混合磨料水射流除鳞喷嘴混合腔内部流场 图 8 磨料体积分数云图． ( a) d4 = 0. 4 mm; ( b) d4 = 0. 8 mm; ( c) d4 = 1. 2mm; ( d) d4 = 1. 6mm; ( e) d4 = 2. 0mm Fig． 8 Contours of abrasive volume fraction: ( a) d4 = 0. 4 mm; ( b) d4 = 0. 8 mm; ( c) d4 = 1. 2mm; ( d) d4 = 1. 6mm; ( e) d4 = 2. 0 mm 1. 4 mm 和 1. 6 mm 时，由公式 Q = ρ πd2 u 4 可以得到采 用磨料中进式的前混合高压水喷砂除鳞喷嘴混合腔 合理的入口磨料与高压水的质量流量比值约为3∶ 4． 2. 3 高压水入口位置的影响 采用磨料中进式，其他参数不变的情况下分别 对磨料入口直径为 1. 4 mm，高压水入口直径为 1. 6 mm，高压水入口位置，即相对喷嘴出口的距离 L 分 别为 58、56、54、52 和 50 mm 进行模拟，喷嘴混合腔 内部流场轴向速度曲线如图 9 所示，磨料体积分数 云图如图 10 所示． 图 10 磨料体积分数云图． ( a) L = 58mm; ( b) L = 56 mm; ( c) L = 54 mm; ( d) L = 52 mm; ( e) L = 50 mm Fig． 10 Contours of abrasive volume fraction: ( a) L = 58 mm; ( b) L = 56 mm; ( c) L = 54 mm; ( d) L = 52 mm; ( e) L = 50 mm 由图 9 可以看出，随着高压水入口位置与喷嘴 混合腔出口距离的逐渐减小，收缩段和圆柱段的速 度基本上没有变化． 但是，在轴向位置 10 mm 至 15 mm 段，也就是高压水与磨料颗粒开始掺混到充分 混合的阶段发生了变化． 这说明需要在有限的混合 腔内合理利用中间磨料射流的基本阶段． 由图 10 磨料体积分数云图可以看出，高压水入 口位置对于整个喷嘴混合腔内部流场的均匀性影响 也比较小，但如果在距离磨料入口很近的位置两者 就开始掺混，高压水进入混合腔后尚未形成稳定的 射流，在水射流的势流核心段两者就相遇掺混，高速 图 9 喷嘴混合腔内部流场轴向速度曲线 Fig． 9 Velocity curves of the nozzle’s mixing chamber internal flow field in the axial direction 水流对磨料射流造成较大冲击而引起流场紊乱，同 时也会增加高压水流的能量消耗． 如果两侧高压水 入口位置距离磨料入口较远，那么两者还未在混合 腔内进行充分的混合就进入到收缩段进行加速，流 场就会不均匀． 所以选取喷嘴高压水入口位置的合 理范围是 54 ～ 52 mm． 2. 4 收缩段锥角的影响 采用磨料中进式，其他参数不变的情况下分别 对磨料入口直径为 1. 4 mm，高压水入口直径为 1. 6 mm，高压水入口位置 L 为 52 mm，锥度 α 为 30°、 ·835·

·836 北京科技大学学报 第36卷 32°、34°、36°和39°进行模拟，喷嘴混合腔内部流场 考虑认为喷嘴的收缩角30°更合理. 轴向速度曲线如图11所示，磨料体积分数云图如图 28 26 收缩段锥角30° 12所示. 收缩段维角32 由图11可以看出，在收缩段之前，喷嘴混合腔 3 收缩段锥角34 收缩段维角36 18 内部流场沿竖直轴向方向的速度曲线变化不大，而 16 收缩段锥角39 在收缩段速度急剧上升，斜率几乎竖直.由此可见， 14 10 收缩段是射流加速的核心区域，而且收缩角越小速 6 度增加越快，但是如果收缩角太小就可能导致堵塞 现象发生，加速磨损 由图12可以看出，其他结构参数一定的情况 10203040506070 位置/mm 下，随着混合腔收缩角的增大，整个内部流场的均匀 图11喷嘴混合腔内部流场轴向速度曲线 性变差，而在收缩角较小的情况下流场混合均匀性 Fig.11 Velocity curves of the nozzle's mixing chamber interal flow 比较理想.这是由于收缩角较小的情况下，会增加 field in the axial direction 固液两相流在混合腔体内混合的时间.因此，综合 0.300 0 001 图12磨料体积分数云图.(a)a=30°：(b)a=32:(c)a=34°：(d)a=36°；(c)a=39° Fig.12 Contours of abrasive volume fraction:(a)a=30°：(b)a=32:(c）a=34°：(d)a=36°：(e）a=39° 2.5高压水入口角度的影响 28 一高压水入口角度15 采用磨料中进式，其他参数不变的情况下分别 24 高压水人口角度30° 高压水人口角度45° 对磨料入口直径为1.4mm,高压水入口直径为1.6 20 高压水人口角度60 18 mm,高压水入口位置L为52mm,收缩段锥角a为 16 30°，高压水入口角度0分别为30°、45°、60°、75°和 4 90°进行模拟，喷嘴混合腔内部流场轴向速度曲线如 0 图13所示，磨料体积分数云图如图14所示. 4 由图13可以看出，两侧高压水入口与竖直方向 的角度对流场的速度影响较大，其中0为45°和60° -0 10 20 3040506070 时，在磨料与高压水接触处（图12中5~15mm处） 位置mm 两相发生相互作用波动较大，且在随后的区域内出 图13喷嘴混合腔内部流场轴向速度曲线 现了速度为零的滞流区域，这是不希望出现的.因此， Fig.13 Velocity curves of the nozzle's mixing chamber intermal flow field in the axial direction 两侧高压水与竖直方向夹角为15°~30°较为合理. 由图14中可以看出，两侧高压水流进入到混合 为高压水入口角度为30°更为合理 腔内由于存在角度，阻碍了磨料射流的进入·如果 3结论 0太大就容易形成滞流区，使得流场混合不均匀；而 如果日较小，磨料射流与高压水射流相遇较晚，两者 (1)前混合式磨料水射流喷嘴混合腔采用磨料 的充分混合主要发生在锥形收缩段，这样会加快喷 中进式不仅流场混合均匀性优于磨料侧进式，而且 嘴混合腔的磨损减少喷嘴寿命.因此，综合比较认 更有利于对磨料的充分加速

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 32°、34°、36°和 39°进行模拟，喷嘴混合腔内部流场 轴向速度曲线如图 11 所示，磨料体积分数云图如图 12 所示． 由图 11 可以看出，在收缩段之前，喷嘴混合腔 内部流场沿竖直轴向方向的速度曲线变化不大，而 在收缩段速度急剧上升，斜率几乎竖直． 由此可见， 收缩段是射流加速的核心区域，而且收缩角越小速 度增加越快，但是如果收缩角太小就可能导致堵塞 现象发生，加速磨损． 由图 12 可以看出，其他结构参数一定的情况 下，随着混合腔收缩角的增大，整个内部流场的均匀 性变差，而在收缩角较小的情况下流场混合均匀性 比较理想． 这是由于收缩角较小的情况下，会增加 固液两相流在混合腔体内混合的时间． 因此，综合 考虑认为喷嘴的收缩角 30°更合理． 图 11 喷嘴混合腔内部流场轴向速度曲线 Fig． 11 Velocity curves of the nozzle’s mixing chamber internal flow field in the axial direction 图 12 磨料体积分数云图． ( a) α = 30°; ( b) α = 32°; ( c) α = 34°; ( d) α = 36°; ( e) α = 39° Fig． 12 Contours of abrasive volume fraction: ( a) α = 30°; ( b) α = 32°; ( c) α = 34°; ( d) α = 36°; ( e) α = 39° 2. 5 高压水入口角度的影响 采用磨料中进式，其他参数不变的情况下分别 对磨料入口直径为 1. 4 mm，高压水入口直径为 1. 6 mm，高压水入口位置 L 为 52 mm，收缩段锥角 α 为 30°，高压水入口角度 θ 分别为 30°、45°、60°、75°和 90°进行模拟，喷嘴混合腔内部流场轴向速度曲线如 图 13 所示，磨料体积分数云图如图 14 所示． 由图 13 可以看出，两侧高压水入口与竖直方向 的角度对流场的速度影响较大，其中 θ 为 45°和 60° 时，在磨料与高压水接触处( 图 12 中 5 ～ 15 mm 处) 两相发生相互作用波动较大，且在随后的区域内出 现了速度为零的滞流区域，这是不希望出现的． 因此， 两侧高压水与竖直方向夹角为 15° ～ 30°较为合理． 由图 14 中可以看出，两侧高压水流进入到混合 腔内由于存在角度 θ，阻碍了磨料射流的进入． 如果 θ 太大就容易形成滞流区，使得流场混合不均匀; 而 如果 θ 较小，磨料射流与高压水射流相遇较晚，两者 的充分混合主要发生在锥形收缩段，这样会加快喷 嘴混合腔的磨损减少喷嘴寿命． 因此，综合比较认 图 13 喷嘴混合腔内部流场轴向速度曲线 Fig． 13 Velocity curves of the nozzle’s mixing chamber internal flow field in the axial direction 为高压水入口角度为 30°更为合理． 3 结论 ( 1) 前混合式磨料水射流喷嘴混合腔采用磨料 中进式不仅流场混合均匀性优于磨料侧进式，而且 更有利于对磨料的充分加速． ·836·

第6期 刘国勇等：前混合磨料水射流除鳞喷嘴混合腔内部流场 ·837· .300 0.300 0240 0.210 9063 0 20 0.120 0105 015 0.090 0.075 8 0.015 0.015 0.015 图14磨料体积分数云图.(a)8=15°：(b)0=30°；(c)6=45:(d)6=60° Fig.l4 Contours of abrasive volume fraction:(a)0=l5:(b)0=30°：(c)0=45°：(d)0=60° (2)磨料水射流喷嘴混合腔轴向射流速度随磨 [4]Liu T C,Liu Y,Fan X H,et al.Study on pre-mixed abrasive wa- 料入口直径和高压水入口直径增加而增加，但是随 ter jet system for steel descaling and derusting.Metall Equip 2009(6):34 着高压水入口直径的增加，出口磨料体积分数出现 (刘庭成，刘焱，范晓红，等.前混合磨料连续水射流钢材除 先增后减的趋势.喷嘴混合腔磨料入口与高压水入 鳞除锈系统分析.治金设备，2009(6)：34) 口的合理入口直径分别是1.4mm和1.6mm.此时， 5] Cui J K,Li G W,Wu C X.Solid-iquid two-phase jet nozzle nu- 两个入口的质量流量比是3：4. merical simulation study on flow field based on Ansys.Coal Eng. (3)两侧高压水入口相对混合腔出口的距离对 2008(7):82 流场混合均匀性的影响较小.综合速度场和流场混 (崔俊奎，李国威，武春晓.基于Ays的固液两相射流喷嘴 外流场数值模拟研究.煤炭工程，2008(7)：82) 合均匀性来比较，其合理的范围是54~52mm. [6] Xiong J,Lei YY,Yang Z F,et al.Visual research of flow field (4)混合腔收缩段锥角越小，射流速度增加越 in the nozzle of abrasive water jet based on FLUENT.Lubr Seal 快.随收缩角的增加出口速度呈先增后减的趋势.收 2008,33(6):51 缩角过小容易发生易堵塞.在其他结构参数一定的情 (熊佳，雷玉勇，杨志峰，等.基于FLUENT的磨料水射流喷 况下，随着混合腔收缩角的增大，整个内部流场的均匀 嘴内流场的可视化研究.淘滑与密封，2008,33(6)：51) 性变差.综合考虑收缩角为30时流场均匀性较佳 ] Zhang D S.Experimental study on pre-mixed abrasive water jet technology for steel descaling and derusting.Mater Prot,1995, (5)两侧高压水入射角角度对于流场混合均匀 28(8):4 性及速度变化影响较大.当水射流入射角度较大时 (张东速.前混合磨料射流除锈技术的试验研究.材料保护， 容易形成滞流区，流场均匀性变差；射流入射角度较 1995,28(8):4) 小又增加两相在收缩段混合的时间而加快磨损.综 8] Zhou W H.Numerical and Simulation Research on the High Pres- 合比较认为高压水入口角度为30°时更合理. sure Water Jet Nozle in Inside and Outside Efflux Flow Field [Dis- sertation].Lanzhou:Lanzhou University of Technology,2008,51 (周文会.高压水射流喷嘴内外部流场的数值模拟研究[学位 参考文献 论文].兰州：兰州理工大学，2008：51) [1]Chen K Q,Cheng P F,Peng M.The process research on abrasive 9]Jia B H.Research of the system of continuous work of DIA jet ab- water jet descaling for stainless strip.Surf Technol,2009,38(6):70 rasive.New Technol New Process,1996(5):15 (陈可卿，成鹏飞，彭敏.不锈带钢磨料水射流除鳞工艺研 (贾北华.前混合磨料射流连续工作磨料装供系统研究.新技 究.表面技术，2009,38(6)：70) 术新工艺，1996(5)：15) Cheng P F,Liu S H.Research and application of high-pressure [10]Ma Y J,Liang Z,Chen Z.Design of noazle in abrasive jet for water jet-sand blasting descaling technology.Res Der Min,2006, cutting drill pipe.Mach Des Manuf,2009(5):24 26(Suppl1):72 (马艳洁，梁政，陈卓.磨料射流切割钻杆的喷嘴设计.机械 (成鹏飞，刘寿华.高压水喷砂除鳞技术的研究与应用.矿业 设计与制造，2009(5)：24) 研究与开发，2006,26（增刊1）：72) [11]Yue X A.Basis of the Liquid-Solid Tuo Phase Flow.Beijing: B]Liu L H,Zhang D S.Technology of high pressure water jet clean- Petroleum Industry Press,1996 ing.Mater Prot,1997,33(6):16 (岳湘安.液一固两相流基础.北京：石油工业出版社，1996) (刘力红，张东速.高压水射流除锈技术.材料保护，1997， [12]Soo S L.Multiphase Fluid Dynamics.Beijing:Science Press 33(6):16) 1990:201

第 6 期 刘国勇等: 前混合磨料水射流除鳞喷嘴混合腔内部流场 图 14 磨料体积分数云图． ( a) θ = 15°; ( b) θ = 30°; ( c) θ = 45°; ( d) θ = 60° Fig． 14 Contours of abrasive volume fraction: ( a) θ = 15°; ( b) θ = 30°; ( c) θ = 45°; ( d) θ = 60° ( 2) 磨料水射流喷嘴混合腔轴向射流速度随磨 料入口直径和高压水入口直径增加而增加，但是随 着高压水入口直径的增加，出口磨料体积分数出现 先增后减的趋势． 喷嘴混合腔磨料入口与高压水入 口的合理入口直径分别是 1. 4 mm 和 1. 6 mm． 此时， 两个入口的质量流量比是 3∶ 4． ( 3) 两侧高压水入口相对混合腔出口的距离对 流场混合均匀性的影响较小． 综合速度场和流场混 合均匀性来比较，其合理的范围是 54 ～ 52 mm． ( 4) 混合腔收缩段锥角越小，射流速度增加越 快． 随收缩角的增加出口速度呈先增后减的趋势． 收 缩角过小容易发生易堵塞． 在其他结构参数一定的情 况下，随着混合腔收缩角的增大，整个内部流场的均匀 性变差． 综合考虑收缩角为30°时流场均匀性较佳． ( 5) 两侧高压水入射角角度对于流场混合均匀 性及速度变化影响较大． 当水射流入射角度较大时 容易形成滞流区，流场均匀性变差; 射流入射角度较 小又增加两相在收缩段混合的时间而加快磨损． 综 合比较认为高压水入口角度为 30°时更合理． 参 考 文 献 ［1］ Chen K Q，Cheng P F，Peng M． The process research on abrasive water jet descaling for stainless strip． Surf Technol，2009，38( 6) : 70 ( 陈可卿，成鹏飞，彭敏． 不锈带钢磨料水射流除鳞工艺研 究． 表面技术，2009，38( 6) : 70) ［2］ Cheng P F，Liu S H． Ｒesearch and application of high-pressure water jet-sand blasting descaling technology． Ｒes Dev Min，2006， 26( Suppl 1) : 72 ( 成鹏飞，刘寿华． 高压水喷砂除鳞技术的研究与应用． 矿业 研究与开发，2006，26( 增刊 1) : 72) ［3］ Liu L H，Zhang D S． Technology of high pressure water jet clean￾ing． Mater Prot，1997，33( 6) : 16 ( 刘力红，张东速． 高压水射流除锈技术． 材料保护，1997， 33( 6) : 16) ［4］ Liu T C，Liu Y，Fan X H，et al． Study on pre-mixed abrasive wa￾ter jet system for steel descaling and derusting． Metall Equip， 2009( 6) : 34 ( 刘庭成，刘焱，范晓红，等． 前混合磨料连续水射流钢材除 鳞除锈系统分析． 冶金设备，2009( 6) : 34) ［5］ Cui J K，Li G W，Wu C X． Solid-liquid two-phase jet nozzle nu￾merical simulation study on flow field based on Ansys． Coal Eng， 2008( 7) : 82 ( 崔俊奎，李国威，武春晓． 基于 Ansys 的固液两相射流喷嘴 外流场数值模拟研究． 煤炭工程，2008( 7) : 82) ［6］ Xiong J，Lei Y Y，Yang Z F，et al． Visual research of flow field in the nozzle of abrasive water jet based on FLUENT． Lubr Seal， 2008，33( 6) : 51 ( 熊佳，雷玉勇，杨志峰，等． 基于 FLUENT 的磨料水射流喷 嘴内流场的可视化研究． 润滑与密封，2008，33( 6) : 51) ［7］ Zhang D S． Experimental study on pre-mixed abrasive water jet technology for steel descaling and derusting． Mater Prot，1995， 28( 8) : 4 ( 张东速． 前混合磨料射流除锈技术的试验研究． 材料保护， 1995，28( 8) : 4) ［8］ Zhou W H． Numerical and Simulation Ｒesearch on the High Pres￾sure Water Jet Nozzle in Inside and Outside Efflux Flow Field［Dis￾sertation］． Lanzhou: Lanzhou University of Technology，2008，51 ( 周文会． 高压水射流喷嘴内外部流场的数值模拟研究［学位 论文］． 兰州: 兰州理工大学，2008: 51) ［9］ Jia B H． Ｒesearch of the system of continuous work of DIA jet ab￾rasive． New Technol New Process，1996( 5) : 15 ( 贾北华． 前混合磨料射流连续工作磨料装供系统研究． 新技 术新工艺，1996( 5) : 15) ［10］ Ma Y J，Liang Z，Chen Z． Design of nozzle in abrasive jet for cutting drill pipe． Mach Des Manuf，2009( 5) : 24 ( 马艳洁，梁政，陈卓． 磨料射流切割钻杆的喷嘴设计． 机械 设计与制造，2009( 5) : 24) ［11］ Yue X A． Basis of the Liquid-Solid Two Phase Flow． Beijing: Petroleum Industry Press，1996 ( 岳湘安． 液--固两相流基础． 北京: 石油工业出版社，1996) ［12］ Soo S L． Multiphase Fluid Dynamics． Beijing: Science Press， 1990: 201 ·837·