谢 飞 袁跃峰 王佳胜
(浙江海洋大学海洋工程装备学院，浙江 舟山 316022)
2020年中国贻贝养殖产量高达88.6万t[1]。成熟贻贝表面附着有藤壶、钙沉积物、淤泥、贻贝足丝基盘等顽固的附着污物，现有的振动冲淋式、滚筒回转式、喷淋气泡式清洗方法清洗效果差且存在耗水量高、占地面积大等问题[2]。高压水射流技术因节能、高效、环保等特点被广泛应用于金属表面处理、切割、零部件清洗等领域。喷嘴是高压水射流清洗系统的执行元件，扇形喷嘴可产生均匀的扁平狭带状射流，相较于普通的圆柱形喷嘴，具有射流致密性好、射流打击力均匀、覆盖面积广的特点。影响射流流场性能的内部参数主要有喷嘴的喷射角和等效直径；
外部射流参数主要有射流压力和清洗靶距，射流内、外部参数的合理匹配与否，将直接决定着射流清洗效果和效率[3-4]。
胡静艳等[5]使用Fluent软件对贻贝水射流脱壳技术进行了研究，确定了导向板喷嘴的最佳结构尺寸。孙跃[6]基于流固耦合的数值模拟方法，确定了海参清洗的射流参数优选组合。刘亨凡[7]使用Fluent软件分析得出了扇形喷嘴结构参数和外部射流参数变化对甘草药材清洗效果的影响。目前，高压射流清洗技术在水产贝类清洗领域的研究较少，针对扇形喷嘴的研究也未能从市售喷嘴结构尺寸出发进行分析研究。
研究拟将高压水射流技术应用于贻贝表壳清洗除污领域，在测绘建模得出市售标准轴向扇形喷嘴几何模型的基础上，使用Fluent软件对不同喷射角、等效直径的轴向扇形喷嘴进行仿真，并分析各尺寸喷嘴在不同射流压力和靶距下对射流性能的影响，得到不同喷射角、出口直径、射流压力和靶距下的射流速度和含水率曲线，最后对仿真所得最佳参数组合进行实验验证，以期为贻贝高压水射流清洗设备喷嘴的选型和空间布置提供依据。
1.1 射流基本方程
射流流动的水为不可压缩的黏性流体，且为连续稳态流动，需要满足连续性方程和动量守恒方程[8-10]。
连续性方程为：
(1)
式中：
u、v、w——x、y、z3个方向的速度分量，m/s。
射流介质为不可压缩的黏性流体，则动量守恒方程(N-S纳维—斯托克方程)为：
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
式中：
Gk——平均速度梯度变化湍动能；
Gb——浮力引起的湍动能；
YM——可压缩湍流脉动对耗散的影响；
C1ε、C2ε、C3ε——常数，其值分别为1.44，1.92，0.09；
σk、σε——湍动能和湍流常数，其值分别为1.0，1.3。
1.2 建立几何模型
合理的流体域模型是进行数值模拟的前提，轴向扇形喷嘴的结构参数主要有喷嘴总长度L、入口直径D、入口段长度l1、收缩角β、收缩段长度l2、出口直径d、V型切槽半角α。试验使用的轴向扇形喷嘴内表面为半球面，其出口由V型切槽与半球面相贯形成，经测绘，仿真所用扇形喷嘴的喷嘴总长度L、入口直径D、入口段长度l1、收缩角β均为定值。V型切槽半角α和出口直径d是喷嘴选型的主要结构参数， V型切槽半角α在10°～50°区间与喷射角θ的大小呈减函数关系；
出口直径d的大小与收缩段长度l2长短呈负相关关系。仿真所用轴向扇形喷嘴结构如图1所示[13]。
图1 轴向扇形喷嘴Figure 1 Axial fan-nozzle
不同喷射角喷嘴的V型切槽半角α可根据式(7)计算得出[14]：
θ=188.67-7.27a+0.119a2-7.99×10-4a3，
(7)
式中：
θ——喷嘴喷射角，°。
根据仿真流场形态可对V型切槽半角进行调整，使仿真得出的射流喷射角与实际射流喷射角一致。由于轴向扇形喷嘴出口为狭长的空间椭圆，所以射流过流直径不等于喷嘴出口直径，目前行业内均使用喷嘴的等效直径来表示射流过流直径，试验所用轴向扇形喷嘴的尺寸参数见表1，根据表内数据建立不同尺寸参数喷嘴的几何模型。
根据轴向扇形喷嘴的尺寸和射流流场特点，绘制喷嘴总长度L为23 mm，入口直径D为7 mm，入口段长度l1为17 mm，收缩角β为60°，V型切槽半角α和出口直径为表1中尺寸的喷嘴内流体域模型；
设定喷嘴外流场为直径150 mm，长度200 mm的圆柱；
在喷嘴内流场和外流场之间设置一个三棱柱过渡区，以更好地连接扇形射流内、外流场。
表1 轴向扇形喷嘴的结构尺寸对照(部分)
1.3 网格划分
使用Fluent Meshing软件对射流内、外流场几何模型进行网格划分，为得到准确的仿真结果，对喷嘴收缩段和喷嘴出口处等射流速度变化较大的部分进行局部网格细化，采用四面体和六面体相结合以六面体为主导的网格划分方法，射流内流场网格大小设置为0.5 mm，外流场网格大小设置为4 mm，划分产生298 620网格单元。以喷射角为65°，等效直径为2 mm的喷嘴为例，流场网格划分如图2所示。
图2 流场网格划分Figure 2 Grid division of flow field
1.4 参数设置
贻贝在射流清洗过程中，水与空气之间产生剧烈的动量交换，形成的扇形射流是气液两相射流，使用流体体积(VOF)多相流模型进行数值模拟。设定环境介质空气为主相，射流介质水为次相。射流介质为市政自来水，空气与水之间的表面张力系数设为72 mN/m，其余项保持默认值[15-17]。湍流模型使用Realizablek-ε模型，设定喷嘴入口为压力入口，喷嘴壁面和外流场尽头为无滑移壁面，其余面为压力出口。选择SIMPLE求解器，迭代残差精度设置为10-3，全局初始化后，迭代步数设定为5 000步进行计算[18-19]。
根据贻贝清洗经验，确定喷嘴自身尺寸参数和外部射流参数仿真范围。设计在喷嘴喷射角为25°，50°，65°，80°，95°；
喷嘴等效直径为1.1，1.6，2.0，2.4，2.8 mm；
射流压力为1，6，11，16，21 MPa；
靶距为10，50，90，130，170 mm 下进行仿真。挑选特征参数组合导入Fluent软件中进行计算，分析其对扇形射流内、外流场的影响。
2.1 喷嘴喷射角对流场的影响
图3为不同喷射角下仿真得到的射流内、外流场速度云图，导出XZ射流平面中心轴Z轴上的数据，绘制不同喷射角下扇形射流的速度和含水率曲线。
射流压力11 MPa，喷嘴等效直径2 mm
由图4可知，在喷嘴等效直径和外部射流参数相同的情况下，不同喷射角喷嘴的内流场流速和出口峰值速度基本相同；
喷嘴收缩段的加速性能随喷射角的增大而变差；
外流场流速的衰减速度随喷射角的增大而加快。当射流自靶距20 mm处冲击到距外流场尽头20 mm的壁面时，喷射角为25°，50°，65°，80°，95°的射流速度分别衰减约87%，81%，81%，74%，67%。
图4 不同喷射角下射流速度曲线Figure 4 Jet velocity curve at different injection angles
定义贻贝清洗时射流速度为90～100 m/s。流速过大，射流产生的打击力大于贻贝贝壳承压能力，贻贝清洗碎壳率增加；
流速过小，射流产生的打击力小于污物剥离的临界力，扇形射流无法有效除污。由图4可知，喷射角为65°的喷嘴产生的射流在靶距为20 mm时速度衰减至110 m/s，随后在靶距为60～200 mm时，流速仍保持在85～105 m/s，有效清洗范围相较于其他喷射角喷嘴更广。
射流在扇形喷嘴狭缝高速喷出后，射流压强迅速减小为大气压，由于开尔文—亥姆霍兹不稳定性导致空气和水之间发生剧烈的质量和动量转移，周围的空气将连续的射流分散成细小液滴。将外流场XY截面水的体积含量和该截面面积之比定义为含水率，含水率反映射流液滴被破碎雾化的程度，雾化程度越低，射流的动能越大，速度衰减越缓慢，清洗效果越好[20-21]。
由图5可知，不同喷射角喷嘴产生的射流在靶距10 mm 范围内含水率均发生急剧下降；
在30～70 mm范围内，不同喷射角喷嘴产生的射流含水率有所差异，含水率随喷射角的增大而减小，喷嘴的喷射角越大，射流含水率越低。综合考虑喷嘴的有效清洗范围及清洗效果，喷射角为65°的扇形喷嘴应用于贻贝清洗更佳。
图5 不同喷射角下射流Z轴含水率曲线Figure 5 Water content curve of jet Z axis under different injection angles
2.2 喷嘴等效直径对流场的影响
如图6所示仿真得到的射流流场速度云图。导出XZ射流平面中心轴Z轴上的数据，绘制不同等效直径喷嘴下的射流速度和含水率曲线。
射流压力11 MPa，喷射角65°
由图7可知，在外部射流参数和喷嘴喷射角相同的情况下，不同等效直径喷嘴产生的射流内流场流速不同，内流场流速随等效直径的增大而加快。射流自喷嘴出口喷出后，外流场流速的衰减速度也有较大差异，外流场流速的衰减速度随喷嘴等效直径的增大而变缓。等效直径为1.1，1.6，2.0，2.4，2.8 mm，射流自靶距20 mm处冲击到距外流场尽头20 mm的壁面时，射流速度分别衰减了约83%，79%，78%，66%，59%。
图7 不同等效直径下射流速度曲线Figure 7 Jet velocity curve under different equivalent diameters
由图7可知，喷嘴等效直径大小和射流含水率高低呈正相关关系，即喷嘴等效直径越大，射流含水率越高；
喷嘴等效直径越小，射流含水率越低。在外部射流参数相同的环境下，等效直径越大，清洗耗水量越大，结合不同等效直径喷嘴的射流速度衰减情况和含水率情况，考虑到贻贝射流清洗效果和耗水量，等效直径为2 mm的扇形喷嘴更适合贻贝的清洗。
图8 不同等效直径下射流Z轴含水率曲线Figure 8 Water content curve of jet Z axis under different equivalent diameters
2.3 射流压力对流场的影响
由图9可知，同一喷嘴在不同射流压力下，喷嘴的外流场尺寸基本保持不变，导出XZ射流平面中心轴Z轴的数据，绘制不同射流压力下的速度和含水率曲线。
喷射角65°，等效直径2 mm
图10 不同射流压力下射流速度曲线Figure 10 Jet velocity curve under different jet pressures
由图11可知，不同射流压力的喷嘴在靶距10 mm范围内含水率均发生急剧下降并随着射流压力的增大而减小。在喷嘴确定的情况下，射流压力越大，对整个射流清洗系统的要求就越高，清洗耗水越多，综合考虑射流清洗流速、系统成本和射流清洗耗水量等要求，射流压力为11 MPa 时进行贻贝清洗效能最优。
图11 不同射流压力下射流Z轴含水率曲线Figure 11 Water content curve of jet Z axis under different jet pressures
2.4 靶距对流场的影响
由图12可知，射流覆盖面积随靶距的增大而显著增大，导出各靶距对应XY射流覆盖面上长轴的数据，绘制不同靶距下的速度和含水率曲线。
喷射角65°，等效直径2 mm
由图13可知，靶面上射流速度随靶距的增大而减小，靶距过大或过小，均会对相应靶面径向速度分布均匀性产生影响。当靶距为10，50，130，170 mm时，其靶面径向方向中间出现明显凹凸波动曲线，说明在此靶面上速度出现较大波动，不利于贻贝表壳清洗。当靶距为90 mm时，相应靶面径向方向其速度曲线几乎呈直线，说明在此靶距上速度分布均匀，这会使得射流除污更加均匀，清洗效果更好。故靶距为90 mm时，贻贝清洗效果更好、更稳定。
2.5 射流清洗试验
使用等效直径为2 mm，喷射角为65°的扇形喷嘴，在射流压力为11 MPa，靶距为90 mm下对贻贝表壳进行射流清洗试验。仿真试验表明，经高压水射流清洗，贻贝表壳的钙沉积物、足丝基盘等顽固附着物被较好去除，贻贝贝壳无破损，仿真结果可靠有效。
图13 不同靶距下射流速度曲线Figure 13 Jet velocity curve at different target distances
(1) 喷嘴喷射角大小对扇形射流外流场流速衰减快慢以及含水率高低有显著影响，喷嘴喷射角越大，射流外流场流速的衰减速度越快，含水率越低。根据贻贝表壳清洗要求，喷嘴喷射角为65°时，其贻贝清洗效果和清洗速度更优。
(2) 喷嘴等效直径大小对扇形射流内、外流场流速衰减速度和含水率高低具有显著影响，喷嘴等效直径越大，射流外流场流速的衰减速度越慢，含水率越高。在其他射流参数相同的情况下，等效直径越大，贻贝清洗耗水量越多，考虑贻贝清洗的节能节水要求，喷嘴等效直径为2 mm时，更加适合贻贝清洗。
(3) 射流压力主要对外流场射流峰值流速和含水率有较大影响，对外流场射流流速衰减快慢影响不大。射流压力大小与外流场峰值流速大小呈正相关关系，与外流场含水率高低呈负相关关系。射流压力越大，射流清洗系统成本越高，经过分析，射流压力为11 MPa时，更加适合贻贝清洗。
(4) 靶距对相应靶面径向速度分布均匀性影响较大。靶距过大，径向速度分布均匀性变差；
靶距过小，扇形射流有效清洗范围过小。考虑贻贝清洗效果和清洗效率，贻贝射流清洗时靶距取90 mm为宜。
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