噴嘴結構對空化水射流沖蝕能力的影響

張鳳華，王 勇，陳 谷

（湖南工業大學 機械工程學院，湖南 株洲 412007）

0 引言

V.E.Johnson 等[1]將空化技術引入水射流技術領域，開創了一種新型的空化水射流技術。為了能更有效地產生空化，國內外學者們研發了各種類型的空化噴嘴。如A.Lichtarowicz[2]使用中心體噴嘴和旋轉葉片噴嘴產生空化水射流，這成為了經典的空化噴嘴。此外，日本學者Katsuya Yanaida[3]報告了淹沒條件下角形噴嘴的實驗研究結果。上海理工大學蔣彧澄等[4]在空化水射流方面做了大量的研究，并且取得了許多的研究成果。湖南工業大學申碩等[5-7]利用自激振蕩脈沖技術，對淹沒條件下的水射流沖蝕能力進行了研究，并且對噴嘴流道形狀對空化水射流空化效果的影響進行了理論研究與數值研究。劉海峰等[8]對擴展角對空化強度的影響進行了研究，發現擴展角的存在對液泡流的流動特性影響較為強烈，空化泡在臨界面附近高強度、高頻率振蕩導致的空泡多次潰滅過程，將有利于釋放更大的空化能量。黑龍江科學院姚立明等[9-10]研究了不同環境下的空泡差異，得到其他條件相同時，噴嘴入口壓力越大產生的空泡體積越大、水下深度越深產生的空泡長度越小的結論。其后，他們又對不同噴嘴結構的流場進行了模擬探究，認為具有擴散形出口流道的空化噴嘴的空化強度較高[10]。解放軍后勤工程學院廖松等[11]對不同結構參數的中心體空化噴嘴內外流場進行了數值模擬，他們得出的結果顯示，合理地組合噴嘴結構參數能夠提高其空化沖蝕能力。上海海洋大學孫鵬飛等[12]研究了噴嘴擴張結構與噴嘴諧振腔高度、諧振腔寬度、擴張管角度和泵額定壓力等射流參量變化對空化水射流效果的影響。

由以上論述可以得知，空化水射流研究者們對空化強度與噴嘴出口流道形狀進行了大量的仿真與實驗研究，但是關于噴嘴結構對空化水射流沖蝕效果的影響與機理方面的研究還有待進一步深入。因此，本文擬在淹沒條件下，通過改變噴嘴靶距和背壓，以不同結構噴嘴空化水射流沖蝕陶磚，探討空化水射流沖蝕陶磚的機理以及空化噴嘴產生空化的機理，為空化水射流技術研究提供參考。

1 實驗系統及測試方法

1.1 實驗系統裝置

本研究中采用的淹沒射流沖蝕實驗系統結構如圖1 所示，該系統由工作水箱、過濾器1、進水管、高壓柱塞泵、控制器、調壓閥、壓力表1、高壓管、淹沒射流沖蝕裝置、噴管、噴嘴、試件、轉盤、壓力表2、過濾器2、出水管、背壓閥和流量計等部件組成。其中，高壓柱塞泵（型號為8M530，由西馬力天津有限公司生產）的額定功率為7.5 kW，額定壓力為21 MPa，流量為1 134 L/h；高壓泵自帶泵壓調壓閥，手動調節泵壓范圍為0～21 MPa，本實驗的控制泵壓P0為12.5 MPa。

圖1 淹沒射流沖蝕實驗系統示意圖Fig.1 Schematic diagram of the submerged jet erosion experiment system

圖2 為淹沒空化射流實驗裝置照片。

圖2 淹沒空化射流沖蝕實驗現場圖Fig.2 Field diagram of a submerged cavitation jet erosion experiment

圖2 所示淹沒空化射流沖蝕裝置由本課題組自行研制，射流裝置采用全密封的高壓容器模擬深水環境。射流裝置上設有壓力表、升降裝置，并且由進水管與高壓柱塞泵連接。高壓容器內的背壓可以達1.6 MPa，相當于模擬160 m 的水下環境。背壓閥17（型號為QSBF-P5/1.0，由上海詩橋閥門制造有限公司生產）的背壓調節范圍為0～1.0 MPa。實驗中檢測流量的渦旋流量計（型號為LWGYD-1，由安徽合肥福斯達測控技術有限公司生產）的量程為0.4～8.0 m3/h，精度等級為0.5%。

工作水箱1 中的實驗用水，由進水管3 進入高壓柱塞泵4。調壓閥6 用于調節實驗設定的泵壓。高壓管8 將高壓柱塞泵4 輸出的高壓水送入淹沒射流沖蝕裝置中。調節噴管10 與試件12 之間的間距，可以設定實驗的靶距。高壓水由噴管尾端連接的噴嘴11 高速垂直射向陶磚試件12。調節背壓閥17，使背壓穩定為實驗設定的背壓值。高壓容器內的水由出水管16 依次進入過濾器15、背壓閥17、流量計18，然后回流到工作水箱中，形成整個閉合循環回路。為了減少拆卸時間，提高工作效率，并且提供沖蝕一致的工作環境，采用旋轉轉盤的工作方式。轉盤13 的直徑為400 mm，可以提供8 個工位。陶磚試件沖蝕完成實驗所需時間后，迅速進入下一個工位。轉動手輪帶動轉盤轉動，下一個試件即進入實驗工位。結束一組試件的沖蝕實驗后，打開高壓容器上端蓋，取出試件，然后提取實驗所需數據。

本實驗采用陶磚作為沖蝕試件。陶磚是實心黏土磚，通常采用優質黏土甚至紫砂陶土高溫燒制，主要成分為天然黏土，并且用石英、長石等為骨料燒制，具有良好的穩定性、均質性和易獲取性等。沖蝕破壞裂紋擴展屬于典型的脆性擴展，其擴展形式與混凝土、巖石等脆性材料的擴展形式一致。試件尺寸長×寬×高為100 mm×67 mm×40 mm，陶磚實測參數厚度偏差小于1 mm，抗壓強度為6.6 MPa，陶磚由湖北錦坤陶業股份有限公司生產。

實驗采用的噴嘴分別為普通噴嘴（噴嘴A）、漸收-突擴型噴嘴（噴嘴B）和漸收-漸擴型噴嘴（噴嘴C），材質均為304 不銹鋼，其結構如圖3 所示，圖中尺寸單位為mm。為便于對比研究，設計的3 個噴嘴入口流道一致，入口流道直徑為12 mm，收縮錐角為120°，喉管直徑為1.5 mm，喉管長度為8 mm。出口形狀分別如下：噴嘴A，不帶擴口；噴嘴B，帶有突擴出口，且長度和直徑均為12 mm；噴嘴C，帶有漸擴出口，漸擴角為60°，漸擴出口端的直徑為12 mm。

圖3 噴嘴結構示意圖Fig.3 Schematic diagram of the nozzle structure

1.2 測試方法

用秒表測試沖蝕時間，本實驗中設定的沖蝕時間為4 min。以游標卡尺（型號為DL91150，由寧波得力文具有限公司生產）測試沖蝕深度和沖蝕直徑。以電子天平（型號為HTP312，由上海花潮電器有限公司生產）測試試件質量，測量精度為0.01 g，量程為0～600 g。用金屬鐵粉（粒度為60 目，Fe 的質量分數大于98%，密度為7.845 g/cm3）填充沖蝕坑，通過電子天平稱量，用于表征沖蝕坑的體積。每一個數據點均沖蝕3 個試件，以測量所得的平均值作為實驗讀數。

泵壓P0（MPa）用壓力表讀數，本實驗中選取的泵壓為12.5 MPa。

靶距取噴嘴喉管出口處到靶物的垂直距離D(mm)。噴嘴A 選取的靶距為5,10,15,20,25,30,35 mm；噴嘴B 選取的靶距為17,22,27,32,37,42,47 mm；噴嘴C 選取的靶距為14,19,24,29,34,39,44 mm。

背壓Pb（MPa）用高壓容器壓力表14 讀數，實驗中背壓取0,0.1,0.2,0.3,0.4 MPa。

沖蝕深度H（mm）采用游標卡尺測量，在沖蝕后陶磚試件沖蝕孔的最低處測量3 次，取其平均值記為沖蝕深度。

沖蝕面積S（mm2）采用求橢圓面積法獲取。先以游標卡尺測量沖蝕后沖蝕坑的最大徑a（mm）和最小徑b（mm），再用S=a×b來表征沖蝕破壞面積。

沖蝕坑填充鐵粉的質量M（g）采用稱重法測量。先干燥沖蝕后的陶磚，并且在精度為0.01 g 的天平上測量其質量。再將已知密度和粒徑的鐵粉填充沖蝕坑后放在天平上測量其質量，兩次稱量的差值就是填充鐵粉的質量。獲得的填充鐵粉質量可以用于表征沖蝕試件的體積。

1.3 評價沖蝕實驗效果的參數

淹沒水射流沖蝕試件的深度，主要是由射流直接沖擊力形成的，故用指標沖蝕深度H表征無空化的射流沖擊效果。

沖蝕破壞面積主要是由淹沒空化水射流空化效應的微射流高頻高速沖擊力形成的，故用指標沖蝕破壞面積S來表征淹沒空化水射流的空化效應。

淹沒空化水射流沖蝕試件是射流直接沖擊和空化效應協同的結果，故用指標沖蝕坑填充鐵粉質量M來表征淹沒空化水射流沖蝕試件的協同效果。

2 結果與分析

2.1 靶距的影響

圖4 所示為3 種噴嘴在背壓Pb為0 時，改變靶距D對沖蝕深度的影響結果。

圖4 不同噴嘴結構下靶距對沖蝕深度的影響Fig.4 Effects of target distance on erosion depth of different nozzle structures

從圖4 中可以看出，噴嘴A 的沖蝕深度隨著靶距的增加，呈現出先急劇下降后又增加再逐漸減小的變化趨勢。當靶距D為5 mm 時，沖蝕深度H為39.5 mm；靶距超出20 mm 后，當靶距D為25 mm時，存在一個沖蝕深度H的極大值點，為8 mm。表明射流的軸心速度隨著靶距的增大而迅速衰減。當靶距D超過20 mm 后，噴嘴B 和噴嘴C 的沖蝕深度H均大于噴嘴A 的沖蝕深度，說明噴嘴出口的擴張部分對射流的軸心速度具有一定的保護作用。噴嘴B和噴嘴C 的沖蝕深度的最佳靶距D分別為22 mm 和34 mm，并且它們的最佳靶距對應的沖蝕深度分別為14.5 mm 和15 mm。噴嘴C 的相應最佳靶距大于噴嘴B 的，表明噴嘴C 對射流軸心速度的保護作用優于噴嘴B 的，可見噴嘴出口漸擴較突擴更有利于保護射流軸心速度。

圖5 所示為3 種噴嘴在背壓Pb為0 時，改變靶距D對沖蝕破壞面積的影響結果。

圖5 不同噴嘴結構下靶距對沖蝕破壞面積的影響Fig.5 Effects of target distance on erosion damage area of different nozzle structures

從圖5 中可以看出，3 種噴嘴的沖蝕破壞面積S大體上隨著靶距D的增加而增大。噴嘴A 在靶距D為20～30 mm 時，其沖蝕破壞面積變化不大，基本保持穩定，但是當靶距為30 mm 時，其沖蝕破壞面積達最大值；噴嘴B 的沖蝕面積S與靶距D的變化曲線斜率Κ在實驗范圍內近似為定值，并且在靶距D為37 mm 時沖蝕破壞面積達最大值；噴嘴C 的沖蝕面積S隨著靶距的增加而增大，且其曲線變化類似指數函數增加。當靶距D為44 mm 時，其沖蝕破壞面積S達最大值。

圖5 表明，不同噴嘴射流的空蝕能力具有不同的表現。噴嘴A 在靶距D為20～35 mm 時，其空蝕能力基本保持不變，而當靶距小于20 mm 時，其空蝕能力較小。說明當普通噴嘴（噴嘴A）的靶距較小時，空泡來不及長大，故空蝕效果較差。當靶距超過一定值（D＞20 mm）后，空泡得到足夠程度長大，并在靶物上潰滅，表現出相對較強的空蝕能力，且在一定靶距范圍內基本保持穩定。噴嘴B 的空蝕能力在實驗范圍內得到較為穩定的增長，說明突擴結構噴嘴（噴嘴B）的空泡長大和在靶物上潰滅的能力在一定靶距范圍內能夠穩定提升。噴嘴C 的空蝕能力在一定范圍內（D＜35 mm）基本保持不變，當靶距超過一定值（D＞35 mm）后，其空蝕能力快速提升，說明漸擴結構噴嘴（噴嘴C）的空泡長大和在靶物上潰滅的能力，在噴嘴的出口階段較為穩定，當靶距大于一定值后才迅速提升。

圖6 所示為3 種噴嘴在背壓Pb為0 時，改變靶距D對沖蝕坑填充鐵粉質量的影響結果。

圖6 不同噴嘴結構下靶距對沖蝕坑填充鐵粉質量的影響Fig.6 Effects of target distance on the quality of iron powder filled with different nozzle structures

由圖6 可以得知，噴嘴A 的沖蝕坑填充鐵粉質量M隨著靶距D的增加在實驗范圍內有小幅波動，而當靶距D為25 mm 時，其存在一個極大值點，此時的沖蝕填充鐵粉質量MA為5.89 g；噴嘴B 的沖蝕坑填充鐵粉質量M隨著靶距D的增加呈現出先快速增大然后快速下降的特點，變化曲線也存在一個極大值點，此時的沖蝕坑填充鐵粉質量MB為17.50 g，最佳靶距D為27 mm。噴嘴C 的沖蝕坑填充鐵粉質量M，隨著靶距D的增加呈現出先增大后減小的變化趨勢，當靶距為39 mm 時，其沖蝕坑填充鐵粉質量MC達最大值，為15.76 g，并且最佳的靶距范圍為34～39 mm。

射流沖蝕坑填充鐵粉質量M是空化射流沖蝕試件時射流沖擊效應和空蝕效應的協同結果。圖6 表明，噴嘴B 和噴嘴C 的射流沖蝕試件能力均顯著優于噴嘴A的。噴嘴B和噴嘴C的射流沖蝕試件的能力相當，但噴嘴C 的相應最佳靶距更長，噴嘴B 對最佳靶距的控制要求更高。

2.2 背壓的影響

實驗所得本研究中的3 種噴嘴的沖蝕深度H、沖蝕破壞面積S和沖蝕填充鐵粉質量M隨背壓的變化曲線分別如圖7～9 所示。

圖7 不同噴嘴結構下背壓對沖蝕深度的影響Fig.7 Effects of back pressure on the erosion depth of different nozzle structures

圖8 不同噴嘴結構下背壓對沖蝕破壞面積的影響Fig.8 Effects of back pressure on the erosion damage area of different nozzle structures

圖9 不同噴嘴結構下背壓對沖蝕坑填充鐵粉質量的影響Fig.9 Effects of back pressure on the quality of iron powder filled with different nozzle structures

圖7～9 中的參數H、S和M取值均為相應背壓Pb下最佳靶距對應的讀數。為便于對比，噴嘴A 選取的靶距為15,20,25,30,35 mm，噴嘴B 選取的靶距為17,22,27,32,37 mm，噴嘴C 選取的靶距為14,19,24,29,34 mm。

由圖7～9 可以得知，噴嘴B 和噴嘴C 的射流沖蝕效果明顯優于噴嘴A 的沖蝕效果，即噴嘴出口有擴展流道噴嘴的沖蝕效果要明顯優于普通噴嘴（噴嘴出口無擴展流道）的。隨著背壓的增加，噴嘴B 和噴嘴C 的參數H、S和M均出現了最佳背壓值Pbopt，沖蝕深度H和沖蝕填充鐵粉質量M的最佳背壓為0.2 MPa，沖蝕破壞面積S的最佳背壓為0.1 MPa。在最佳背壓下，突擴噴嘴（噴嘴B）的沖蝕效果H、S和M皆最好。

淹沒水射流的軸向速度隨著背壓的增加而衰減，射流中空泡生長和潰滅也皆與其環境壓力（背壓）密切相關。當背壓較小時，雖然射流軸向速度衰減較小，但空泡潰滅的環境壓力較小，因而潰滅時產生的微射流速度較小，射流沖蝕的協同效果較差。這說明空蝕效應在射流沖蝕效果中有不可忽略的貢獻。當背壓過大時，射流軸向速度衰減較大，而空泡不能足夠長大，因而潰滅時產生的微射流速度較小，導致射流的沖蝕效果較差。因此，射流的沖蝕效果存在一個最佳背壓值。沖蝕破壞面積S的最佳背壓為0.1 MPa，較沖蝕深度H和沖蝕填充鐵粉質量M的最佳背壓（均為0.2 MPa）小，說明背壓為0.1 MPa 時，射流中空泡潰滅的范圍較大，但因背壓較小，空泡潰滅時產生的微射流的速度較小，其同射流直接沖擊效應的協同效果要到背壓為0.2 MPa 時才充分顯現出來。

在淹沒條件下，水射流從噴嘴射出后，相對于普通噴嘴（噴嘴A）而言，具有擴展型出口結構的噴嘴（噴嘴B 和噴嘴C）的射流在空間上受到了限制，射流與伴隨流之間產生劇烈的動量交換，在剪切層內產生了大量更高強度的大小渦旋，這些渦旋更有利于空泡的生長，能保護空泡在更大的環境壓力（背壓）下潰滅，因此，具有擴展型出口結構的噴嘴（噴嘴B 和噴嘴C）的沖蝕效果明顯優于普通噴嘴（噴嘴A）的。其中，噴嘴B 略優于噴嘴C，說明在最佳背壓范圍內突擴型噴嘴結構的空化效果略優于漸擴型噴嘴結構的，或者說噴嘴B 具有更好的抗背壓能力。

2.3 沖蝕形貌分析

3 種噴嘴在背壓為0.2 MPa 時的沖蝕形貌特征，如圖10～12 所示。

圖10 不同靶距下噴嘴A 的沖蝕形貌Fig.10 Erosion morphology of nozzle A with different target distances

如圖10 所示，噴嘴A 射流沖蝕坑形貌特征呈現為比較規則的“漏斗坑”。這可能是因為普通噴嘴的結構不易形成較為有效的空化射流，射流中以射流直接沖擊為主，空化效應的高頻微射流撞擊力對試件作用能力較弱，故在射流擴散性的復合作用下，形成沖蝕坑形貌特征比較規則的“漏斗坑”。

圖11 不同靶距下噴嘴B 的沖蝕形貌Fig.11 Erosion morphology of nozzle B with different target distances

如圖11 所示，噴嘴B 的射流沖蝕坑形貌呈現為扁平的、不規則的“橢圓坑”。造成這一現象的可能原因是噴嘴B 的沖蝕深度特征是由空化射流中射流直接沖擊力引起的。而沖蝕表面形成不規則的橢圓現象，是因為噴嘴出口突擴流道對射流空間上的限制，導致射流與伴隨流的劇烈動能交換，在剪切層形成了大小不同的渦旋，而更高強度的大渦旋變形、擴散而形成扁平的、不規則的“橢圓坑”。這一結果說明，噴嘴B 的漸收-突擴結構產生了更為劇烈的空化效應。這些更高強度的大渦能更好地保護渦旋內的空泡在更高的背壓下潰滅。

圖12 不同靶距下噴嘴C 的沖蝕形貌Fig.12 Erosion morphology of nozzle C with different target distances

由圖12 可以看出，噴嘴C 的沖蝕坑呈現出“圓柱坑”的形貌。這說明噴嘴C 的射流沖擊力和空化效應的空泡潰滅產生的微射流協同作用相互激勵，優化了噴嘴的沖蝕效應，加強了噴嘴沖蝕破碎靶物的能力。且噴嘴C的沖蝕坑底部呈現出圓環狀的“彩虹坑”，其外環的沖蝕深度明顯大于圓環的中心位置處的沖蝕深度，這說明射流剪切層中的空泡潰滅尚未波及水射流軸心。而噴嘴B 的沖擊形貌未出現坑底的“彩虹坑”，說明噴嘴B 的射流剪切層中的空泡潰滅已經波及了水射流軸心，故噴嘴B 的沖蝕效果較之噴嘴C 的沖蝕效果要好。

3 結論

通過研發的空化射流沖蝕裝置，選用普通噴嘴、漸收-突擴型噴嘴和漸收-漸擴型噴嘴3 種不同類型的空化噴嘴，進行噴嘴結構對淹沒空化水射流沖蝕試件的研究，可得到如下主要結論：

1）漸收-突擴型噴嘴和漸收-漸擴型噴嘴的空化水射流沖蝕能力明顯優于普通噴嘴的；

2）漸收-突擴型噴嘴和漸收-漸擴型噴嘴的空化水射流沖蝕能力具有最佳背壓值；

3）漸收-漸擴型噴嘴較之漸收-突擴型噴嘴具有更長的最佳靶距；

4）漸收-突擴型噴嘴具有更好的抗背壓能力。