水流沖擊超聲速氣體射流實驗研究?

張孝石 許昊 王聰 陸宏志 趙靜

1)(哈爾濱工業大學航天學院,哈爾濱 150001)

2)(中國運載火箭技術研究院研究發展中心,北京 100076)

水流沖擊超聲速氣體射流實驗研究?

張孝石1)許昊1)王聰1)?陸宏志2)趙靜2)

1)(哈爾濱工業大學航天學院,哈爾濱 150001)

2)(中國運載火箭技術研究院研究發展中心,北京 100076)

(2016年9月11日收到;2016年12月3日收到修改稿)

通過水洞實驗對有水流速度影響的水下超聲速氣體射流進行實驗研究,通過高速攝像系統記錄射流形態演變過程,采用動態測力系統測量射流演變過程中射流周圍環境壓力的脈動特征.對剪切層渦旋結構進行分析,得到水流沖擊射流的剪切渦流動形態演化和壓力脈動特征.實驗結果表明,射流主體形態的非定常運動依賴于水流速度,無水流速度時,射流主體受到重浮力影響向上彎曲較大,并且可以捕捉到射流的振蕩誘導噴管口平面處主頻為200 Hz的壓力脈動,當存在水流速度時,射流主體向下游發展過程中的偏斜程度較小,射流與水流相互作用形成剪切渦,在水流作用下射流主體向下游發展過程中卷入射流剪切層,與射流主體摻混形成較大尺度的渦結構,噴管口平面處主頻消失.

水平射流,剪切流,重浮力,振蕩特性

1 引 言

水下高速射流的動態不穩定性機理的理論和實驗研究主要針對完全發展的水下射流和氣-水摻混問題.理論研究著重于氣體射流氣-水界面穩定性的機理分析,并在射流剪切穩定性方面開展了很多工作.剪切流動不穩定性是水下氣體射流的一個非常突出的問題,會引起界面失穩,致使氣體射流破裂及散亂氣泡的形成.1982年,Aoki等[1]研究發現氣體射流的反吹并沖擊風吹嘴是風吹嘴耐火材料受侵蝕的主要原因,并把這種現象定義為回擊.回擊現象是在射流發生頸縮后出現的.在Aoki等[1]研究基礎上,Taylor等[2]開展射流實驗研究,研究結果與Ozawa和Mori[3]的結論不同,即射流回擊頻率并不是隨著氣體流量的增加而減小.Yang等[4,5]通過實驗研究了回擊頻率、氣泡長大和相關的風嘴侵蝕問題,實驗表明風吹嘴附近較小的氣泡潰滅、空蝕是材料被破壞的主要原因.Wei等[6]在水箱中進行了旋轉和非旋轉氣體射流的回擊現象的對比分析.Aoki等[1]實驗采用的是直通道噴管,射流的最大速度只能達到聲速.文獻[6—11]在Aoki實驗基礎上,采用收斂-擴張型超聲速噴管進行了水下射流實驗研究,實驗結果表明欠膨脹、完全膨脹和過膨脹都存在回擊現象.Loth和Faeth[7]通過水下欠膨脹氣體射流實驗證明近場區中外部存在膨脹區域.Surin等[8]通過實驗研究表明射流中心區的射流強度影響水下氣體射流不穩定性的脈動機理.Weiland等[9]通過高速攝像技術分析了水下氣體射流氣-液界面的穩定特性.Dai等[10]通過射流實驗研究了水下超聲速氣體射流的動力學特性,并利用壓力傳感器獲得射流內部壓力特征,結果表明噴口處回擊現象與流場中射流內部壓力脈動存在相關性.Shi等[11]基于以上研究,通過射流實驗研究提出了水下超聲速氣體射流力學機理的激波反饋假設.

目前,國內外科研人員對射流做了大量實驗與仿真研究,但射流方向有水流流速影響的相關研究較少.本文通過水洞實驗,設計了水下航行體尾部超聲速射流實驗,分析了有流速條件下水下射流的形態演變過程與壓力脈動特性,并通過渦量輸運方程分析了有水流流速條件下渦結構的產生機理.

2 實驗裝置與模型

2.1 實驗裝置

實驗主要依托循環式高速通氣空泡水洞實驗系統進行,該實驗系統主要包括水洞及其操控系統(圖1),其中工作段的長度為1 m,橫截面為260 mm×260 mm的正方形.為了便于觀察,工作段上下及前后側面都裝有透明的有機玻璃,可以通過高速攝像觀察空泡形態.水洞尾水罐設計有移除實驗過程通氣產生氣泡的結構,可進行長時間連續通氣實驗.模型及調節系統、光學測試系統、流體力測試系統以及其他輔助系統如圖2所示.測力系統由安裝于噴管截面的傳感器信號采集與記錄系統等部分組成,其中傳感器數據線由支撐處引入.實驗過程中采用Photron FASTCAM SA-X型高速攝像機進行射流形態演變拍攝,根據射流演變速度,設定高速相機拍攝參數:拍攝幀率為3000 frame/s、圖像分辨率為1024 pixel×1024 pixel、曝光時間為1/7000 s.由于高速攝像機的拍攝幀率高、曝光時間短,需要增加拍攝光照強度來保證實驗照片的清晰度,實驗過程中使用三盞功率為1000 W的新聞燈構成背景光源.

圖1 (網刊彩色)水洞示意圖Fig.1.(color online)Schematic of water tunnel.

圖2 (網刊彩色)實驗裝置Fig.2.(color online)Experimental setup.

通過數據采集系統采集非穩定壓力信號,采樣頻率為1 kHz,高速相機及通氣系統實施同步觸發.調節水洞電機轉速并通過電磁流量計換算得到水洞的水流速度,水洞流速在0—18 m/s連續可調,實驗過程使用數據采集系統進行控制,通過電信號使得高速攝像機、壓力信號采集、供氣電磁閥同步觸發并存儲實驗數據和實驗照片.

2.2 實驗模型

圖3為水下射流工作原理示意圖,實驗采用鋁合金材質模型,模型長度L=335 mm,直徑D=40 mm.圖3中空氣壓縮機提供氣源與穩壓罐連接,穩壓罐可以保證壓力的穩定性,并與模型內部通氣管連接,通氣管與模型尾部的氣室連接;壓力傳感器P1通過黃色管道安裝于模型尾部,在工作段底部安裝傳感器P2,用于測量射流發生后的壓力變化.以模型底部界面中心為原點建立坐標系,其中傳感器P1與噴管的距離z=12 mm,傳感器P2布置在工作段底端,距離噴管中心軸線距離x=6 mm,z=?140 mm.

圖3 (網刊彩色)實驗裝置示意圖Fig.3.(color online)Schematic of experimental setup.

噴管形狀、模型結構及測壓孔位置如圖4所示.實驗采用的噴管為軸對稱拉瓦爾噴管,由于模型尺寸小,噴管加工難度大,如根據特征線法設計并加工噴管,受到加工精度的限制,噴管的幾個關鍵位置的精度和尺寸很難控制,因此采用了由直線段構成的漸縮-漸闊型拉瓦爾噴管.由于所采用噴管的膨脹比較小,也能形成較好的流動品質.

拉瓦爾噴管喉部和出口直徑分別為1.35 mm和2.15 mm,噴管噴喉比為2.536,出口設計馬赫數為2.46.將管內流動簡化為一維進行計算,當入口壓力與環境壓力的比值達到1.04時,喉部達到聲速;壓力比達到2.31時,管內激波移動至出口處,波前馬赫數達到設計馬赫數2.46,波后馬赫數為0.52;壓力比為2.31—15.81時,出口為過膨脹超音流,出口馬赫數維持2.46不變;壓力比大于15.81時出口變為超音速欠膨脹狀態.實驗中各噴流均處于壓力比為2.31—15.81的超音速過膨脹狀態,噴管出口馬赫數均為2.46,出口壓力小于環境壓力,超音速噴流在噴出噴口后形成斜激波,變為亞音速流動狀態,亞音流速與激波形成的位置及形狀有關.

3 實驗結果

3.1 噴管通氣啟動過程射流形貌分析

實驗過程中以系統同步觸發時為t=0,圖5為噴管出氣過程(t=1.7—30.6 ms)的射流瞬態演變過程,v為水洞中模型前方水流速度.根據射流演化速度和射流形態捕捉的需要,選取相鄰兩張圖像的時間間隔為1.7 ms,由于重力場的存在,空泡在水中會因浮力作用而向上浮,實驗得到的重浮力影響下射流形態演變過程與文獻[12]中的實驗結果相似.根據靜止水中射流的瞬態形態演變過程,射流可以分為三個發展階段,如圖6所示.1)初始段:噴管出口位置到氣流核心區域末端;2)過渡段:初始段下游區域氣水混合區的形成發展區域;3)充分發展的主體段,隨著主體段區域向下游發展氣體射流的動量迅速衰減,且在浮力作用下主體段表層向上彎曲.

受到重浮力的影響,射流氣體的形態發生了較大變化.出現這種現象的主要原因是氣體射流在液相環境下發展受限,射流氣體表面受力不均勻.在射流形成初始階段射流主體動量較大、氣體通道較窄,射流主體受到重浮力的影響較小(1.7—5.1 ms).但隨著射流主體不斷向下游發展,射流主體體積持續增大,受重浮力影響也逐漸增大而發生上浮現象(6.8—20.4 ms),高速運動的氣流會受到氣泡上方高密度水的慣性阻力作用而發生反彈,射流流動方向發生改變出現低頭趨勢(t=22.1—30.6 ms).t=5.1 ms時刻開始出現頸縮-脹鼓,t=10.2 ms時刻出現回擊現象,這種特征現象與文獻[13]實驗得到的射流振蕩相似.這主要是由于處于過膨脹的超聲速射流形成的氣泡內存在激波結構,并會沿射流方向交替出現壓力振蕩,當射流氣泡內壓力低于邊界外的環境水壓時,射流氣泡就會出現頸縮現象,導致射流通道縮小,頸縮位置上游氣泡內壓力增大,從而引發脹鼓[14],連續的頸縮-脹鼓則引發回擊現象.

圖5 初期氣體射流發展過程(v=0 m/s)Fig.5.Evolution of air jet in early stage(v=0 m/s).

圖6 射流示意圖(v=0 m/s)Fig.6.The sketch of air jet(v=0 m/s).

為研究水流對水下射流流動形態的影響,圖7為有水流速度影響下射流形態發展示意圖.從圖7可以發現,有水流作用會增強對近區流動形態和剪切渦結構的影響,水流的存在使得射流主體受到浮力,沿垂向的偏轉程度受到限制,射流在出口附近受到水流的影響而形成近似對稱的小尺度剪切渦結構,并隨著射流向下游發展,射流在剪切流的作用下形成剪切渦和反向渦對.

圖7 射流示意圖(v=3.7 m/s)Fig.7.The sketch of air jet(v=3.7 m/s).

圖8 初期氣體射流發展過程(v=3.7 m/s)Fig.8.Evolution of air jet in early stage(v=3.7 m/s).

圖8為射流在有流速的水環境中的發展過程,可以明顯地看到剪切層中剪切渦的發展變化.射流剛進入水環境時,射流主體以近似于對稱的形式發展(1.7—10.2 ms)且這段時間內沒有形成剪切渦,t=1.7 ms時發生脹鼓,t=5.1 ms時發生頸縮現象,t=10.2 ms時出現回擊現象;從t=11.9 ms開始,隨著射流主體的發展,由于運動方向與水流方向相同,水流速度比射流發展速度快,受到剪切流的影響,剪切渦開始形成和發展,由于射流剪切渦的非定常性,射流在同向水流相互作用過程中邊緣不斷失穩,導致射流邊緣較小的渦結構從射流邊緣脫落,被水流拉伸變形,隨著水流挾帶與射流邊緣脫落,且上側剪切渦和下側剪切渦的渦量分布基本對稱,射流主體兩側剪切渦在流向和垂向尺度均隨著與噴管距離的增加而增大,但隨著與噴口距離的增大,射流主體受到初始動量的驅動逐漸衰減,射流主體與水流相互作用形成腎渦與反腎渦(17—20.4 ms).在射流出口附近,由于模型尾部低壓區的影響,射流的回擊使得模型尾部的空泡不斷聚集(t=20.4 ms),最后達到和模型直徑相同的寬度(t=30.6 ms).與無水流速度重浮力影響下射流主體相比,無水流速度射流主體的偏斜程度較大.

3.2 不同水流速度下剪切渦形態分析

圖9為四種不同流速尾部射流演化過程,其中來流方向由右至左,通過高速攝像得到射流邊界在出口附近受到剪切流的影響形成的渦結構演化過程.從圖9中可以看出射流進入有流速的水環境后,高速相機獲得的射流演變照片顯示,水下射流剪切層渦旋結構主要受到水流速度的影響,比較圖9中四種不同流速條件下射流在出口附近的演變形態可知,不同水流速度條件下受到水流沖擊而形成的剪切渦結構排列方式存在明顯差異.

圖9 不同水流速度下的射流演變過程Fig.9.The evolution of air jet for different water velocity.

當水流速度v=3.7 m/s時,射流在噴管口形成后,其運動方向基本與水流運動方向平行,由于射流與環境水流之間存在速度差,在射流主體邊界產生速度不連續的間斷面,間斷面內的流動失穩導致射流表面彎曲并隨著剪切層卷起,隨后形成明顯的剪切渦旋結構,隨著剪切渦的運動發展,渦旋結構不斷卷吸環境流體形成近似對稱的渦旋結構.當水流速度v=5.5 m/s時,射流初期出現了一次較小的擾動,且射流形貌和水流速度較低時相比發生了微妙的改變.這是由于隨著水流速度增大模型尾部壓強逐漸降低,且射流初期氣體流動動量較低,射流主體受到水的慣性作用而發生反彈,射流在低壓區聚集后,在模型尾部形成尾空泡后繼續向下游發展.隨著射流向下游發展,射流由初始段兩側呈近似軸對稱剪切渦逐漸演變為不連續無規則渦結構向下游發展,并發生大尺度渦旋結構脫落.隨著流速增大到7.4 m/s和8.1 m/s,此時剪切流影響較強,當射流充分發展,射流在出口附近上下兩側剪切層內形成基本對稱形態;從高速攝像中可以清晰地觀察到上游壁面渦區的出現,射流主體在模型尾部充分發展,寬度和模型尾部一致,隨著射流動量的持續增大,射流才近一步向下游發展.

3.3 射流振蕩研究

分析t=0.10—0.15 s時水下噴管受到剪切流影響的流動特性,在這一時間內噴管口附近射流場已經得到充分發展.圖10為壓力傳感器P1的壓力隨時間變化曲線;圖11為對應壓力-時間變化曲線的射流形態變化.從圖10中可以得到模型尾部壓強的最大振動幅值為10 kPa,其中圖10下圖為空泡頸縮回擊的一個過程,與圖11對比分析可以發現,空泡頸縮后(圖11(b)),上游空泡內壓力不斷增大并膨脹(圖11(c)),導致噴口附近壓力上升(圖10位置(c)),壓力不穩定發生波動后降低(圖10位置(e)),隨后發生回擊現象壓力再次升高(圖10位置(g)),當回擊空泡潰滅后壓力波動消失(圖10(i)).

圖10 流場監測點P1壓強-時間變化曲線Fig.10.Pressure signal from P1.

為了更好地分析模型尾部噴管水下流動的周期振蕩特性,實驗過程中測得壓力監測點P1和P2的壓力-時間信號并對壓力-時間信號進行快速傅里葉變換(FFT)分析,圖12分別給出P1和P2測得的壓力-時間信號,圖13為對應的FFT結果.

圖11 射流形態演化Fig.11.Evolution of air jet.

圖12 不同流速下的壓力傳感器壓力信號 (a)v=0 m/s;(b)v=3.7 m/s;(c)v=5.5 m/s;(d)v=7.4 m/sFig.12.Pressure signal for different water velocity.(a)v=0 m/s;(b)v=3.7 m/s;(c)v=5.5 m/s;(d)v=7.4 m/s.

首先,對v=0 m/s情況下壓力監測點P1和P2的壓力信號進行分析,射流的振蕩誘導了噴管附近水環境的脈動,P1監測點存在壓力振蕩且有較寬的頻帶,其主頻率范圍為0—700 Hz,頻率峰值約為200 Hz;P2的壓力脈動頻率相對集中,頻率范圍為100—200 Hz,能量較小,頻率峰值約為130 Hz,P1的壓力振蕩高于P2的壓力振蕩.隨著流速的增加,尾部傳感器P1被尾空泡包裹在空泡內,壓力振蕩基本消失,傳感器P2產生約150 Hz的頻率,并隨著水流速度的增大而增強,這是因為隨著水流速度的增大,水流剪切空泡脫落的強度增大.因此,氣體射流邊界受到剪切流、環境壓力和射流泡內壓力等因素的影響,噴管出口附近射流氣-水界面出現不穩定振蕩,進而誘發氣-水界面內、外氣流和水環境的脈動.

圖13 (網刊彩色)射流壓力的頻譜分析 (a)v=0 m/s;(b)v=3.7 m/s;(c)v=5.5 m/s;(d)v=7.4 m/sFig.13.(color online)Frequency spectra of the jet pressure.(a)v=0 m/s;(b)v=3.7 m/s;(c)v=5.5 m/s;(d)v=7.4 m/s.

4 剪切渦形態理論分析

4.1 Kelvin-Helmholtz不穩定性

射流從噴管進入模型尾部復雜的尾渦結構中,射流與水流的兩相界面之間存在極大的速度差,在射流邊界產生速度間斷面,根據Kelvin-Helmholtz(KH)失穩理論,此速度間斷面是不穩定的,發生在界面上的擾動將隨時間歷程迅速增大,而后界面非線性增強,最終造成界面的卷曲和摻混,形成剪切渦[15].根據線性理論,不考慮表面張力時界面擾動的時間增長率為

式中k為波數,ρ為密度,g為重力加速度,u為射流速度,重力方向由ρ2指向ρ1.從(1)式可以看出,擾動的增長速度隨波數和速度差的增加而迅速加快.對于水中超音速氣體射流,文獻[16]指出界面擾動將在亞音速區任意位置迅速增長,最終造成射流的斷裂和摻混,而在超音速區擾動將逐漸消失或被輸運至下游,不會無限增長,因此能夠維持相對穩定的射流形態.

尾部超音噴流實驗中同時存在噴流-尾流、尾流-自由流兩個速度剪切層.其中射流噴出噴管后,在下游幾個噴管直徑距離之內速度迅速衰減,由間歇穩定的超音射流轉為不穩定的亞音射流.由于波數較大的短波擾動具有更大的時間增長率,失穩后的噴流破碎產生大量氣泡,這些氣泡在噴流-尾流剪切層的摻混作用下與尾流不斷混合,形成圖14(a)所示非均質氣-液兩相尾流,其中顏色越深的部分含氣量越大.由于尾流-自由流剪切層的速度差遠小于噴流-尾流剪切層,只在10數量級,表面張力對大波數擾動的抑制作用明顯.但由于尾流中混入了氣體,其平均密度小于自由流,因此在其上界面發生了Rayleigh-Taylor(R-T)失穩現象,即使對波數較大的擾動表面張力也無法保持其穩定性.因為大多數短波擾動的發展速度比長波擾動更快,所以會在尾流-自由流上界面形成大量小尺度的剪切渦,而下界面剪切渦往往尺寸更大但數量較少,如圖14(b)所示.

圖14 典型狀態射流形態(v=8.1 m/s)Fig.14.The typical state of the air jet(v=8.1 m/s).

4.2 渦量理論分析

針對尾部氣體射流大尺度旋渦的變化建立了一個初步的模型來說明在氣-水交界面速度梯度引起的渦線彎曲和伸縮,表現為渦量的方向和大小都發生變化,旋渦在變化中形成并排列為腎渦和反腎渦對.為進一步分析流場射流發展中渦量分布的關系,引入渦量輸運方程[17]:

式中ω為渦量,V為氣-水交界面的速度,ν為黏度,黏性擴散影響較小,因此忽略ν?2ω項,渦量輸運方程為

圖15為渦結構示意圖,在x-y平面內,以渦流面的一側(y>0)作為分析對象,假設無流速時x方向渦量為?ω0,當水流速度u1=vx時,在t=0+時刻尾部射流開始,假設射流速度u2=u2(x),射流水平方向和垂直方向的速度是與x相關的函數,但與y,z無關,且z方向渦量為ωz=ω0,x和y方向渦量都為0,則有

式中u(x)是水流速度u1與射流速度u2形成的剪切層速度.在以上條件下得到三個渦量運輸方程:

根據(5)—(7)式,x方向速度u和y方向速度v的變化引起z方向上渦量的產生,求解得到三個方向的渦流為

(8)式為不同水流方向的渦量分量,ωz為水流速度方向渦量的變化,剪切層上速度變化引起了渦量分量ωz的變化,如圖15所示.

圖15 (網刊彩色)渦結構示意圖Fig.15.(color online)The sketch of double-decked structure.

5 結 論

本文通過水洞實驗研究了有水流作用下水下射流流動機理,對比分析了無水流速度時受重浮力影響條件下和有水流速度條件下的射流形態、壓力脈動特性.實驗表明這兩種條件下的水下超音速射流均會出現脹鼓、頸縮和回擊等典型現象,但射流形態上存在較大差異,無流速條件下射流受重浮力影響明顯地上浮;與靜止水中的射流情況相比,受到水流速度影響的射流演變過程更加復雜.射流進入水環境后,由于射流主體速度低于水流速度,水流沿射流主體方向產生剪切流,導致射流表面彎曲并卷起形成剪切渦.由于射流遠離噴口后受到剪切層影響較小,因此在遠離噴口范圍內射流的流動形態隨著剪切渦的運動發展,渦旋結構不斷卷吸環境流體,射流主體形成近似對稱的的渦旋結構.無流速條件下,射流的振蕩誘導了噴管附近水環境的脈動,噴口截面監測點P1壓力振蕩頻率范圍為0—700 Hz,頻率峰值約為200 Hz;P2壓力振蕩頻率范圍為100—200 Hz,頻率峰值約為130 Hz.隨著流速的增加,尾部傳感器被射流主體包裹在空泡內,壓力振蕩基本消失,P2傳感器存在150 Hz左右的頻率,并隨著水流速度的增大而增強.

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PACS:47.61.Jd,47.27.wg,82.35.Np,47.85.–g DOI:10.7498/aps.66.054702

Experimental study on underwater supersonic gas jets in water flow?

Zhang Xiao-Shi1)Xu Hao1)Wang Cong1)?Lu Hong-Zhi2)Zhao Jing2)

1)(School of Astronautics,Harbin Institute of Technology,Harbin 150001,China)
2)(Research and Development Center,China Academy of Launch Vehicle Technology,Beijing 100076,China)

11 September 2016;revised manuscript

3 December 2016)

The objective of this study is to investigate the flow structure of underwater supersonic gas jets in water flow.Supersonic gas jets submerged in a liquid flow field is experimentally studied in a water tunnel.In the experiments,a high speed camera system is used to observe the evolution of the gas jet bubble,and a dynamic pressure measurement system is used to measure the pressure fluctuation under different flow velocities simultaneously.We seek to study the mechanism of the vortex structure and the pressure fluctuation phenomenon during the gas jet evolution.The obtained results conclude that the main body formation and the pressure fluctuation of the gas jets depend heavily on the ambientflow speed.The instantaneous patterns of gas jets remarkably go upward due to the gravity effect in the still water.A shear vortex will be formed by jet-flow interaction when the ambient fluid flows.Larger vortexes are formed when the main body of the jet evolves downstream and mixes with the jet shear layer.The evolution pattern and pressurefluctuation characteristics of the gas-liquid interface are educed through a detailed analysis of the shear layer vortex structure.Backward reflection of pressure fluctuation is formed accompanying the jet bulging,necking,and back-attack.Consequently,the pressure fluctuation is transferred to the fluid at the nozzle surface and the test section.The pressure measurement system is used to confirm the pressure fluctuation phenomenon.Two measuring positions are set,i.e.,pressure transducers are embedded at the nozzle surface and the test section.The pressure fluctuation with magnitude of 10 kPa is measured by the nozzle surface transducer in still water.The pressure fluctuation induced by the gas jets near the nozzle exit disappears simultaneously when the ambient fluid flows.However,the amplitude of pressure fluctuation decreases at the nozzle surface but increases at the test section with the increasing flow velocity.Power spectrum analysis is carried out and shows that the mechanical energy of the water tunnel gas jets is mainly distributed in the frequency band of 0–700 Hz.A jet induced large pressure fluctuation with a dominant frequency about 200 Hz can be captured near the nozzle surface in still water.With increasing water velocity,the dominant frequency of the unsteady pressurefluctuation decreases significantly at the nozzle surface.Conversely,the flow velocity leads to an increase in the spectral intensity of the pressure at the test section.

horizontal jet,shear flow,gravity and buoyancy,oscillation characteristics

PACS:47.61.Jd,47.27.wg,82.35.Np,47.85.–g

10.7498/aps.66.054702

?國家國際科技合作專項(批準號:2015DFA70840)資助的課題.

?通信作者.E-mail:alanwang@hit.edu.cn

*Project supported by the International Science and Technology Cooperation Program of China(Grant No.2015DFA70840).

?Corresponding author.E-mail:alanwang@hit.edu.cn