靶距與沖擊角對(duì)超高壓水射流噴嘴水動(dòng)力學(xué)性能影響的研究

黃璐云， 陳正壽， 倪路新， 杜炳鑫， 陳源捷， 林 森

(1.浙江海洋大學(xué) 船舶與海運(yùn)學(xué)院，浙江 舟山 316022；2.太平洋海洋工程(舟山)有限公司，浙江 舟山 316057)

綠色制造和生態(tài)保護(hù)是國(guó)家“十四五”規(guī)劃轉(zhuǎn)變發(fā)展模式的主旨[1]。船壁的除銹除漆是修造船過程中一項(xiàng)重要工藝流程，而目前船企仍在大規(guī)模使用的干氣噴砂除銹技術(shù)是公認(rèn)的高污染工藝[2]。迫于久治不愈的霧霾困擾和不斷加大的政府環(huán)保處罰力度，修造船企業(yè)逐漸意識(shí)到使用綠色環(huán)保工藝替代噴砂除銹是大勢(shì)所趨[3]。以超高壓水射流為代表的環(huán)境友好型技術(shù)，具有能耗低、污染小、高效、易于操作等優(yōu)勢(shì)，被人們所重視并在船壁大面積除銹中得以運(yùn)用[4-5]。

對(duì)于超高壓水射流成套裝備，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者、科研機(jī)構(gòu)主要集中研發(fā)載體平臺(tái)的機(jī)器人和專用高架車等，而關(guān)于噴頭裝置水動(dòng)力性能的研究比較欠缺[6-7]。目前，國(guó)內(nèi)很多成套設(shè)備所采用關(guān)于噴頭的設(shè)計(jì)參數(shù)，一般是通過參考國(guó)外同類產(chǎn)品的相關(guān)參數(shù)并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)經(jīng)驗(yàn)確定，通過定量化分析去選擇噴頭(特別是噴嘴)的核心參數(shù)基礎(chǔ)性研究相對(duì)較少[8-9]。

超高壓水射流沖射到船壁外表面時(shí)，高速擊打油漆層，在固液體的接觸面上立即形成一個(gè)極大的壓應(yīng)力區(qū)，并在射流沖擊點(diǎn)附近產(chǎn)生最大壁面剪切應(yīng)力。打擊壓強(qiáng)、剪切應(yīng)力、水楔等聯(lián)合作用會(huì)導(dǎo)致材料產(chǎn)生裂紋，脆性擴(kuò)散直致結(jié)構(gòu)破壞。大量研究表明噴嘴的內(nèi)、外部參數(shù)和其對(duì)應(yīng)的水動(dòng)力學(xué)性能直接影響高壓水射流對(duì)被清洗物沖洗和破碎效果[10]。

關(guān)于噴嘴的內(nèi)部參數(shù)，如形狀、收斂角、直徑、過渡比等已有一定數(shù)量的研究成果[11]。韓啟龍等[12]采用數(shù)值分析方法對(duì)噴嘴形狀、半錐角等參數(shù)的水射流動(dòng)力學(xué)性能影響進(jìn)行深究。劉庭成等[13]采用試驗(yàn)和理論分析結(jié)合的方法，定性地描述了水射流打擊壓力、噴嘴直徑、膠管直徑與高壓水射流工作中能量損失的關(guān)系。Wen等[14]通過自行開發(fā)的多功能試驗(yàn)設(shè)備研究不同噴嘴性能，分析得出直圓錐型噴嘴具有最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)。趙偉民等[15]建立湍流模型，利用有限元非結(jié)構(gòu)三角形網(wǎng)格局部加密的方式，研究不同收縮角對(duì)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響。楊文志等[16]用Fluent軟件仿真設(shè)計(jì)了4種不同流線型噴嘴，證明高斯型噴嘴在實(shí)際工況中效率更高。目前，有關(guān)噴嘴的外部參數(shù)，如靶距、沖擊角等定量化研究相對(duì)較少[17-18]，而這恰好是改進(jìn)超高壓水射流動(dòng)力學(xué)性能和除銹效率的關(guān)鍵。

文中通過CFD(computational fluid dynamics)技術(shù)，結(jié)合空化、多相流等數(shù)值模型，并考慮水的壓縮性，將靶面剪切應(yīng)力和打擊壓強(qiáng)作為特征參數(shù)，開展噴嘴靶距和沖擊角對(duì)水射流動(dòng)力學(xué)性能影響的研究，闡明了靶面最大剪切應(yīng)力、打擊壓強(qiáng)分布規(guī)律與靶距和沖擊角的關(guān)系。

1 計(jì)算模型描述

1.1 射流基本結(jié)構(gòu)

如圖1所示，水射流大致分為初始段、基本段和消散段三部分：①射流的初始段是指噴嘴出口至轉(zhuǎn)折面區(qū)域，部分射流流體的速度保持初始速度，形成密度和動(dòng)壓力值基本不變的區(qū)域，稱為等速核心區(qū)，是能量集中區(qū)，適用于切割[19]；②初始段末至消散段前的區(qū)域稱為射流基本段，充分展現(xiàn)高壓水射流的紊流特性，其內(nèi)部結(jié)構(gòu)緊密，保持水射流的完整性，但水射流的動(dòng)壓力值、軸心速度均有規(guī)律地減小[20]；③射流的末尾稱為消散段，基本完成水射流流體與周圍環(huán)境之間的能量交換，此區(qū)域內(nèi)水射流的凝聚力、動(dòng)壓力值、湍動(dòng)能、軸心速度等都逐漸消散。

1.2 射流沖擊要素

斜沖擊產(chǎn)生的射流，可實(shí)現(xiàn)對(duì)材料表面凸起缺陷的有效去除，相比于垂直沖擊射流，斜沖擊射流在船壁除銹中應(yīng)用效果更好。斜自由射流與靶面發(fā)生碰撞后，會(huì)在碰撞點(diǎn)發(fā)生分流，改變?cè)杂缮淞鞯姆较颍斐啥紊淞鳌６x水射流線彎曲程度大的一側(cè)(軸線與壁面的夾角小于90°的一側(cè))為上游，流線彎曲程度小的一側(cè)為下游[21]。

圖1 水射流結(jié)構(gòu)示意圖

如圖2所示，斜沖擊射流模型的整個(gè)射流域可分為3個(gè)不同區(qū)域：自由射流區(qū)域Ⅰ、沖擊區(qū)域Ⅱ和壁面射流區(qū)域Ш。自由射流區(qū)域Ⅰ：該區(qū)的水射流不受壁面的影響，完全保持自由射流的特性。沖擊區(qū)域Ⅱ：該區(qū)水射流在撞擊壁面時(shí)發(fā)生明顯彎曲，此時(shí)射流的軸向速度減小，徑向速度增大，同時(shí)橫向速度在距滯止點(diǎn)(射流軸向速度衰減0點(diǎn))距離約2d處達(dá)到最大值um01和um02，滯止點(diǎn)的壓力P為整個(gè)壁面上的壓力最大值。壁面射流區(qū)域Ш:末尾射流逐漸變成平行于壁面的流動(dòng)，恢復(fù)靜壓后，水射流的特性轉(zhuǎn)變?yōu)楸诿嫔淞鞯男再|(zhì)。

圖2 斜沖擊射流模型

1.3 噴嘴參數(shù)設(shè)計(jì)

噴嘴是船壁除銹成套裝置中最核心的工作單元。超高壓水射流的原理：利用液體增壓的原理，使高壓流體在通過孔徑極小的噴嘴時(shí)，產(chǎn)生具有極高速度和動(dòng)能的射流流體。

如圖3所示，考慮到加工過程、工作效率、適用條件、成本等綜合因素，采用收斂段和直線段相結(jié)合的直圓錐收斂型噴嘴，作為目前實(shí)際工程中應(yīng)用最廣泛的噴嘴。直圓錐收斂型噴嘴的結(jié)構(gòu)總體可分為三部分：進(jìn)入部分I，會(huì)聚部分II和出口部分III。

直圓錐收斂型噴嘴內(nèi)部結(jié)構(gòu)參數(shù)關(guān)系，如下式

圖3 直圓錐收斂型噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖

(1)

式中：D為進(jìn)口直徑;d為出口直徑;L為截面Ⅰ的長(zhǎng)度;l為截面Ш的長(zhǎng)度;α為收斂角。如圖3所示，設(shè)定長(zhǎng)徑比l/d=2.5；收斂角α=30°，出口直徑d=0.5 mm的直圓錐收斂型噴嘴。

1.4 噴嘴幾何模型

在實(shí)際工況中，超高壓水射流的工作環(huán)境需考慮諸多因素，但在仿真中無法模擬相應(yīng)的工作環(huán)境，所以需要將其適當(dāng)簡(jiǎn)化。通過改變靶距(即EF的長(zhǎng)度)和噴射角度(保證N點(diǎn)離噴嘴出口的距離保持不變的條件下，調(diào)整FG的傾斜程度)來分析噴嘴靶距和沖擊角對(duì)射流效果的影響，如圖4所示。

圖4 射流計(jì)算域示意圖

1.5 網(wǎng)格拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

在射流區(qū)域中，為了更好地反映特定區(qū)域的變化規(guī)律，將中心軸線、靶面、噴嘴內(nèi)壁面等關(guān)鍵部分設(shè)置為網(wǎng)格加密區(qū)，如圖5所示。網(wǎng)格質(zhì)量直接影響計(jì)算結(jié)果的精度。由此，需首先對(duì)噴嘴的計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格敏感性檢驗(yàn)。仿真模型選用的參數(shù)如下：入口壓力P=200 MPa，噴嘴直徑D=0.5 mm，靶距40D，沖擊角15°。不同網(wǎng)格密度模型的相關(guān)參數(shù)如表1所示。

表1 網(wǎng)格敏感性驗(yàn)證

(2)

由測(cè)試結(jié)果分析得知，壁面打擊壓強(qiáng)峰值隨網(wǎng)格密度變化較小，由式(2)可計(jì)算得出網(wǎng)格3和網(wǎng)格4的打擊壓強(qiáng)峰值僅差0.016%，網(wǎng)格量相差60多萬。本文后續(xù)擬采用網(wǎng)格3對(duì)應(yīng)的網(wǎng)格拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)和網(wǎng)格密度實(shí)施相關(guān)的仿真計(jì)算。

圖5 計(jì)算域的網(wǎng)格圖(全流體域?qū)?yīng)的半剖面)

基于網(wǎng)格敏感性分析，對(duì)擬開展的噴嘴成套模型建立網(wǎng)格拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如下：噴嘴內(nèi)壁面、靶面邊界層處設(shè)置近壁面棱柱層，同時(shí)在水射流中心軸附近、靶面和噴嘴位置處網(wǎng)格進(jìn)行加密，各位置網(wǎng)格密度和分布與網(wǎng)格敏感性分析推薦參數(shù)相當(dāng)。噴嘴靶距是研究對(duì)象之一，加密范圍的不同，帶來不同工況中網(wǎng)格數(shù)量相差較大，但網(wǎng)格總量在120萬～250萬變動(dòng)。雖然不同工況下仿真模型的網(wǎng)格數(shù)量差異大，但模型的網(wǎng)格拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)保持不變。

基于該網(wǎng)格拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)和網(wǎng)格密度設(shè)定，前期已開展關(guān)于超高壓水射流打擊壓強(qiáng)仿真與對(duì)應(yīng)模型試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，詳見文獻(xiàn)[22]，經(jīng)驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。

1.6 邊界條件設(shè)計(jì)

模擬過程為高壓水射流通過噴嘴內(nèi)部壓縮，沖擊到空氣介質(zhì)中，形成一束超高壓水射流，沖擊到靶面上，立即對(duì)目標(biāo)靶面進(jìn)行沖擊破壞。

如圖4所示，入口(AL)和出口(IH,HG,EF和ED)采用壓力入口邊界和壓力出口邊界(一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，忽略重力的影響)，壁面滿足無滑移條件，同時(shí)采用壁面函數(shù)對(duì)近壁面邊界層進(jìn)行處理。目前用于船壁除銹的超高壓柱塞泵，它所提供的實(shí)用經(jīng)濟(jì)水壓為200～280 MPa。本文仿真計(jì)算中選定其下限值200 MPa作為入口壓力值。

2 數(shù)學(xué)模型設(shè)計(jì)

本文的仿真模型選用空化模型、多相流模型、標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型，同時(shí)考慮了液體的可壓縮性，進(jìn)而對(duì)水射流流場(chǎng)域進(jìn)行分析。

2.1 空化模型

噴嘴非流線型的流道結(jié)構(gòu)，使超高壓水射流在流動(dòng)過程中產(chǎn)生相變。模型采用的空化模型結(jié)構(gòu)示意圖如圖6所示，假設(shè)截面的入口壓力為P1，經(jīng)過收縮段后的壓力為P2。當(dāng)Pc小于環(huán)境的飽和蒸氣壓Pv時(shí)，收縮段內(nèi)靠近壁面部位將發(fā)生空化現(xiàn)象，形成氣液混合的“兩相流”運(yùn)動(dòng)。由于空泡的出現(xiàn)，管道內(nèi)液體流動(dòng)的連續(xù)性被干擾，空泡隨著液體的流動(dòng)進(jìn)入下游區(qū)域中(壓力為P2)。收縮段內(nèi)的空化相變會(huì)顯著增強(qiáng)射流沖擊力和水動(dòng)力學(xué)性能。

圖6 空化示意圖

本文選用了基于Rayleigh-Plessert(氣泡增長(zhǎng)型)公式推導(dǎo)出的Schnerr-Sauer空化模型。該模型將水氣混合物視為含有大量蒸汽泡的混合流動(dòng)介質(zhì)，通過氣液凈質(zhì)量傳輸率的方程式，計(jì)算蒸汽相體積分?jǐn)?shù)。

計(jì)算空化氣泡增長(zhǎng)率使用控制公式

(3)

式中:Psat為飽和壓力;ρi為液體密度；vr為氣泡增長(zhǎng)速度;P為液體周圍壓力。

2.2 多相流模型

射流與伴隨流的剪切作用，會(huì)造成超高壓水射流的射流過程變成液體和氣體混合的多相流運(yùn)動(dòng)。依據(jù)不同工況，選擇不同模型，參照沈娟[23]利用流體體積多相模型對(duì)噴嘴氣液兩相的射流流場(chǎng)進(jìn)行仿真分析，說明本文選擇模型的準(zhǔn)確性和可靠性。

流體體積多相模型可預(yù)測(cè)不混溶流動(dòng)介質(zhì)于相交界面的分布、移動(dòng)。交界面的相分布、位置由相體積分?jǐn)?shù)αi的場(chǎng)來描述。相i的體積分?jǐn)?shù)定義如下

(4)

式中:Vi為網(wǎng)格單位中的i的體積;V為網(wǎng)格單位的體積。

網(wǎng)格單位中所有相總和必須是

(5)

式中,N為總相數(shù)。

根據(jù)判斷體積分?jǐn)?shù)的值，區(qū)別網(wǎng)格單元中不同相或流體是存在與否。

αi=0→網(wǎng)格單位完全沒有相i,

αi=1→網(wǎng)格單位完全由相i填充,

0<αi<1→兩個(gè)極限之間的值表示存在相間交界面

(6)

包含交界面的網(wǎng)格單元中的流體被視為混合物。

2.3 控制方程

通常，噴射過程中的雷諾數(shù)Re取2×105～8×105，此時(shí)高壓水射流處于高湍流狀態(tài)，計(jì)算中采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε型。射流介質(zhì)為水，屬于牛頓流體，標(biāo)準(zhǔn)k-ε型的湍動(dòng)能k和耗散率ε關(guān)系方程如下

(7)

(8)

式中:Cμ為黏性擴(kuò)散系數(shù);Gk為平均速度梯度引起的湍動(dòng)能的產(chǎn)生；Gb為浮力影響引起的湍流動(dòng)能產(chǎn)生；YM為可壓縮湍流脈動(dòng)膨脹對(duì)總的耗散率的影響；G1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.09；k為湍動(dòng)能，湍動(dòng)普朗特?cái)?shù)為δk=1.0；ε為耗散率，湍流普朗特?cái)?shù)為δε=1.3。

2.4 液體的可壓縮性

在大于100 MPa的超高壓工況下，純水射流必須考慮水的壓縮性對(duì)水動(dòng)力性能的影響。對(duì)于任何液體，在外界壓力的影響下，其密度和溫度會(huì)發(fā)生變化。

密度和壓力存在著下列關(guān)系表達(dá)式

(9)

式中:dp，dρ，c0分別為壓力,密度和聲速。

3 仿真計(jì)算分析

本文涉及對(duì)不同靶距和沖擊角的數(shù)值仿真，為便于相互對(duì)比分析，在各個(gè)仿真算例中，噴嘴出口對(duì)應(yīng)的圓形面中心點(diǎn)的坐標(biāo)(0，0，0)保持不變。

3.1 仿真模型驗(yàn)證

噴嘴出口射流速度的理論計(jì)算公式為

(10)

式中:v為噴嘴外流體的流速;P1為噴嘴內(nèi)靜壓力;P2為噴嘴外靜壓力;ρ為流體密度;d1為高壓管直徑;d2為噴嘴出口直徑。

當(dāng)入口壓力為200 MPa時(shí)，通過理論式(10)計(jì)算得到最大射流速度為630.82 m/s。仿真模擬的最大射流速度為617.97 m/s，與理論計(jì)算數(shù)值上的差別主要來自于噴嘴漸變段(會(huì)聚部分II，如圖3所示)局部水頭的損耗。如考慮局部水頭損失2%[25]，其理論計(jì)算和實(shí)際仿真數(shù)值一致，驗(yàn)證了射流仿真結(jié)果可靠性。

當(dāng)水射流進(jìn)入噴嘴時(shí)，液體流向的速度方向?yàn)樗椒较颍?jīng)過漸變段收斂角進(jìn)入噴嘴中心孔時(shí)，收斂角對(duì)低速水射流的加速作用，造成漸變段流體質(zhì)點(diǎn)速度矢量方向基本不變，速度明顯增大的現(xiàn)象。如圖7所示，射流的集束性[26]決定噴嘴流場(chǎng)截面上中心軸線上的速度是最大的，它是評(píng)估水射流動(dòng)力學(xué)性能的一個(gè)公認(rèn)標(biāo)準(zhǔn)。同時(shí)越靠近中心軸線處，射流速度越大。

(a)

(b)

圖7(a)所示，高速水射流離開噴嘴口時(shí)，立即與周圍空氣發(fā)生劇烈能量交換，產(chǎn)生速度差，生成一束中心軸方向上的射流等速核。圖7(b)為水射流密度云圖，觀察發(fā)現(xiàn)在200 MPa的超高入口壓力下，噴嘴腔內(nèi)水體被嚴(yán)重壓縮，壓縮量約為9%。

壁面剪切應(yīng)力的低應(yīng)力區(qū)在射流的中心點(diǎn)，同時(shí)向兩側(cè)呈雙駝峰曲線的變化趨勢(shì)，峰值處即為材料的最大去除處。如圖8(a)所示為高壓水射流垂直沖擊靶面時(shí)，靶面剪切應(yīng)力分布情況：靶面沖擊區(qū)面形呈“W”形狀[27]，靶面剪切應(yīng)力分布呈“M”形狀，此現(xiàn)象與剪切應(yīng)力的大小和徑向速度的關(guān)系相關(guān)。當(dāng)水射流沖擊壁面后，沿著壁面由滯點(diǎn)向外側(cè)流動(dòng)，滯點(diǎn)處的壁面剪切應(yīng)力為零，同時(shí)沿著壁面徑向距離的變化急劇增大，剪切應(yīng)力峰值在壁面徑向距離為1 mm處，如圖8(b)所示。

(a) 壁面剪切應(yīng)力圖

(b) 壁面剪切應(yīng)力分布圖

3.2 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

為了分析等速核長(zhǎng)度和最佳靶距、沖擊角的關(guān)系，針對(duì)不同靶距和沖擊角，以直圓錐收斂型噴嘴水射流的壁面剪切應(yīng)力和打擊壓強(qiáng)為判據(jù)，設(shè)計(jì)合理的試驗(yàn)方案。θx(dy)代表在同一角度θ下的不同靶距d，如表2所示，試驗(yàn)方案表記錄24種直圓錐收斂型噴嘴模擬試驗(yàn)順序和結(jié)果；dy(θx)代表在同一靶距d下的不同沖擊角度θ，如表3、表4所示，試驗(yàn)方案表記錄33種圓錐收斂型噴嘴模擬試驗(yàn)順序和結(jié)果。

表2 直圓錐收斂型噴嘴試驗(yàn)方案表(靶距)

3.3 靶距對(duì)水動(dòng)力性能的影響

水射流的沖擊力需達(dá)到一定力度才能將銹層、漆層等船壁附著物清除。壁面材料的去除成效與靶面受到的打擊壓強(qiáng)和剪切應(yīng)力密切相關(guān)，因此文中選定打擊壓強(qiáng)、剪切應(yīng)力的分布和變化趨勢(shì)作為評(píng)價(jià)水射流性能的重要指標(biāo)。

高速流體沖擊物體表面時(shí)，流體速度、方向的改變帶來其動(dòng)量的變化。隨著射程增加水柱擴(kuò)散角同步增大，水射流的軸心速度迅速衰減。一般來說，射流基本段的中部在約為60D的靶距處，因此文中仿真計(jì)算中將該距離作為最大靶距。

表3 直圓錐收斂型噴嘴試驗(yàn)方案表(沖擊角)

表4 直圓錐收斂型噴嘴試驗(yàn)方案(沖擊角)

圖9為各個(gè)靶距對(duì)應(yīng)的射流流場(chǎng)速度和壁面剪切應(yīng)力云圖，綜合圖9噴嘴處的局部放大圖和式(6)中關(guān)于氣液相αi的判斷準(zhǔn)則可知，αi位于0～1，流體為氣液兩相混合物。由局部放大圖可以看出，產(chǎn)生水蒸汽的位置就是射流流場(chǎng)速度急劇增加的位置，這是由于射流中的空氣泡消失，產(chǎn)生“內(nèi)爆”，造成空化射流的流速比普通射流的流速高。同時(shí)可以看出中心軸線速度變化趨勢(shì)在靶距10D～60D內(nèi)基本保持不變，且等速核變化差別較小，此時(shí)的超高壓水射流對(duì)表面附著物有較好的清除效果，說明該靶距范圍的選定是合理的。由于液體被壓縮帶來密度、壓強(qiáng)變化，造成其壁面剪切應(yīng)力中心附近基本呈圓形，外圍形狀偏離圓形分布的現(xiàn)象。值得注意的是，在不同靶距下，同一角度的壁面剪切應(yīng)力在靶面上的形狀、分布具有相似性，呈圓環(huán)狀階段型分布。按試驗(yàn)表2對(duì)噴嘴流場(chǎng)進(jìn)行仿真試驗(yàn)，在數(shù)學(xué)模型參數(shù)不變的條件下，固定沖擊角，改變靶距下展開計(jì)算。

圖10～圖13所示的特征線截取位置：經(jīng)過噴嘴出口對(duì)應(yīng)的圓形面中心點(diǎn)(0，0，0)，同時(shí)與沖擊靶面相垂直的平面，和沖擊靶面的相交線上所對(duì)應(yīng)的特征參量值。

圖10為各個(gè)沖擊角下的壁面打擊壓強(qiáng)圖，可以看出當(dāng)沖擊角為0°時(shí)，打擊壓強(qiáng)峰值在靶距10D～40D內(nèi)基本保持在1.996×102MPa附近，靶距大于40D后顯著衰減，且打擊壓強(qiáng)曲線符合標(biāo)準(zhǔn)正態(tài)分布。當(dāng)沖擊角為15°時(shí)，在靶距10D～20D內(nèi)的打擊壓強(qiáng)峰值保持在1.993×102MPa附近，靶距大于20D后，打擊壓強(qiáng)迅速削減，且打擊壓強(qiáng)峰值點(diǎn)偏向上游區(qū)域。當(dāng)沖擊角為30°時(shí)，在靶距10D～30D內(nèi)的打擊壓強(qiáng)峰值明顯減少，靶距大于30D后，打擊壓強(qiáng)峰值保持在1.77×102MPa附近，且打擊壓強(qiáng)峰值點(diǎn)偏向上游區(qū)域的幅度增大。在不同沖擊角下，在靶距20D～30D內(nèi)，打擊壓強(qiáng)峰值波動(dòng)較小。水射流噴射到打擊壁面的瞬間形成折射反彈現(xiàn)象，隨著沖擊角的增加，水射流靶距的變化對(duì)壁面打擊壓強(qiáng)的影響變劇烈，造成水射流打擊壓強(qiáng)迅速衰減的現(xiàn)象。

圖9 各靶距射流流場(chǎng)速度、壁面剪切應(yīng)力云圖(局部放大圖：靶距為40D噴嘴處的射流流場(chǎng)速度、水蒸氣體積分?jǐn)?shù)云圖)

Fig.9 Cloud diagrams of velocity and wall shear stress of each standoff distance(drawings of partial enlargement: cloud diagrams of velocity and volume fraction of water vapor of 40Dstandoff distance)

圖11為各個(gè)沖擊角的壁面剪切應(yīng)力圖，可以看出當(dāng)沖擊角為0°時(shí)，各靶距下的壁面剪切應(yīng)力基本呈對(duì)稱分布，在靶距為10D～40D內(nèi)，最大剪切應(yīng)力逐漸增加，大于40D后逐漸減小，且較大剪切應(yīng)力區(qū)略微變窄；當(dāng)沖擊角為15°時(shí)，上游區(qū)域的最大剪切應(yīng)力在10D～20D內(nèi)逐漸增加，大于20D后逐漸減小；下游區(qū)域的最大剪切應(yīng)力隨著靶距的變化而增大，但總體數(shù)值小于上游區(qū)域。當(dāng)沖擊角為30°時(shí)，上游區(qū)域的最大剪切應(yīng)力隨著靶距的變化而減小；下游區(qū)域的最大剪切應(yīng)力在靶距為10D～20D內(nèi)基本保持不變，在30D～55D內(nèi)逐漸增大后減小，當(dāng)靶距大于30D后，上下游壁面剪切應(yīng)力趨勢(shì)改變。但在不同靶距下各沖擊角噴嘴的剪切應(yīng)力大致趨勢(shì)相似，呈M狀相似分布。靶距的增加，使水射流沖擊區(qū)域處于自由射流區(qū)的不同階段，造成沖擊射流卷吸效應(yīng)程度、紊動(dòng)作用強(qiáng)度有差異的現(xiàn)象，出現(xiàn)不同壁面剪切應(yīng)力變化趨勢(shì)。

(a) 0°的壁面打擊壓強(qiáng)圖

(b) 15°的壁面打擊壓強(qiáng)圖

(c) 30°的壁面打擊壓強(qiáng)圖

綜上所述，相同參數(shù)的噴嘴在不同靶距下對(duì)應(yīng)的打擊壓強(qiáng)和剪切應(yīng)力的變化趨勢(shì)一致。靶距的逐漸增加，總體帶來最大剪切應(yīng)力呈現(xiàn)先增大后減小，打擊壓強(qiáng)越來越小的趨勢(shì)。在壁面所受到的剪切應(yīng)力達(dá)到最大值的部分，壁面受的打擊壓強(qiáng)開始衰減。

3.4 沖擊角對(duì)水動(dòng)力性能的影響

沖擊角的變化對(duì)軸線兩側(cè)壁面上的射流速度、射流厚度、剪切應(yīng)力、打擊壓強(qiáng)等參數(shù)的分布有不同程度影響。在此，將沖擊角作為研究噴嘴水動(dòng)力性能的特征參數(shù)。在相同的仿真條件下按照試驗(yàn)方案表3、表4，固定靶距，改變沖擊角開展進(jìn)一步的水動(dòng)力分析。靶面剪切應(yīng)力云圖截取：以平行于沖擊角的方向?yàn)橐暯恰?/p>

圖12為當(dāng)靶距均為40D時(shí)，各個(gè)沖擊角下的噴嘴射流對(duì)應(yīng)的速度、壁面剪切應(yīng)力云圖，可以看出噴嘴在流場(chǎng)域的中心軸線區(qū)域速度大、邊界速度小的梯度變化，當(dāng)沖擊角為0°時(shí)呈兩側(cè)對(duì)稱分布，改變沖擊角后呈不對(duì)稱分布。超高壓水射流在流場(chǎng)的中心軸線處的速度集束性好，能量耗損少，軸向速度大，故沖擊力提高。隨著沖擊角的增加，沖擊到壁面的水射流下游區(qū)域的水墊層變厚，對(duì)壁面的水動(dòng)力性能影響變劇烈，打擊面上的壁面剪切應(yīng)力分布發(fā)生顯著的變化，總體呈射流中心向上游區(qū)域偏移的現(xiàn)象。

(a) 0°壁面剪切應(yīng)力圖

(b) 15°壁面剪切應(yīng)力圖

(c) 30°壁面剪切應(yīng)力圖

圖12 各角度射流流場(chǎng)速度、壁面剪切應(yīng)力云圖

(a) 10D壁面打擊壓強(qiáng)圖

(b) 40D壁面打擊壓強(qiáng)圖

(c) 60D壁面打擊壓強(qiáng)圖

圖13為各靶距對(duì)應(yīng)的壁面打擊壓強(qiáng)圖，可以看出隨著沖擊角的增加，射流打擊壓強(qiáng)的峰值點(diǎn)逐漸偏離下游區(qū)域。當(dāng)靶距為10D，沖擊角在0°～25°內(nèi)時(shí)，打擊壓強(qiáng)峰值穩(wěn)定在1.995×102MPa附近，當(dāng)沖擊角大于25°時(shí)，打擊壓強(qiáng)峰值迅速減少，同時(shí)較強(qiáng)打擊壓強(qiáng)區(qū)域伴隨沖擊角的增大而變窄。當(dāng)靶距為40D時(shí)，打擊壓強(qiáng)峰值的變化趨勢(shì)和靶距為10D時(shí)的差別較大，打擊壓強(qiáng)峰值總體變小，沖擊角在0°～5°內(nèi)，打擊壓強(qiáng)峰值基本保持不變;當(dāng)沖擊角為10°～30°時(shí)，打擊壓強(qiáng)峰值下降趨勢(shì)明顯。當(dāng)靶距為60D時(shí)，隨著沖擊角的增大，打擊壓強(qiáng)峰值迅速衰減，且在靶距為40D,60D時(shí)，打擊壓強(qiáng)峰值的衰減率為0.45%,0.23%。隨著靶距的變化，動(dòng)量和能量與周圍空氣介質(zhì)的不斷交換，導(dǎo)致射流擴(kuò)散動(dòng)能減小，加劇超高壓水射流過程中的能量耗散，造成較強(qiáng)打擊壓強(qiáng)區(qū)變窄、打擊壓強(qiáng)峰值總體下降的現(xiàn)象。

圖14為各個(gè)靶距的壁面剪切應(yīng)力圖，沖擊角導(dǎo)致靶面射流存在分流現(xiàn)象和水墊效應(yīng)。上下游區(qū)域的劃分會(huì)帶來壁面剪切應(yīng)力的不對(duì)稱變化。靶距為10D的上游區(qū)域，在沖擊角為0°～10°內(nèi)，剪切應(yīng)力峰值逐漸增大，而后伴隨沖擊角的增大逐漸減少，同時(shí)在沖擊角10°～16°內(nèi)，最大剪切應(yīng)力的數(shù)值波動(dòng)不大，沖擊角的增大帶來較強(qiáng)剪切應(yīng)力區(qū)域變窄；在下游區(qū)域，隨著沖擊角的增大，剪切應(yīng)力峰值減小，較強(qiáng)剪切應(yīng)力區(qū)域變寬，且各沖擊角的壁面剪切應(yīng)力均為上游區(qū)域大于下游區(qū)域，但上下游區(qū)域剪切應(yīng)力峰值的差值在減小(最高差0.291 MPa，最低差0.002 MPa)。靶距為40D和60D時(shí)，上下游區(qū)域的最大剪切應(yīng)力的峰值變化較10D時(shí)相似，但隨著沖擊角的增加最大剪切應(yīng)力上下游的壁面剪切應(yīng)力趨勢(shì)發(fā)生改變：靶距為40D，沖擊角為30°處，射流上下游壁面剪切應(yīng)力趨勢(shì)發(fā)生改變；當(dāng)靶距為60D時(shí)，沖擊角為25°處，射流上下游壁面剪切應(yīng)力趨勢(shì)發(fā)生改變，但各靶距下的剪切應(yīng)力都具有良好的線性關(guān)系。

(a) 10D壁面剪切應(yīng)力圖

(b) 40D壁面剪切應(yīng)力圖

(c) 60D壁面剪切應(yīng)力圖

當(dāng)靶距較大時(shí)，沖擊角的增加，帶來上下游區(qū)域水墊厚度增加從而引發(fā)水墊效應(yīng)。超高壓水射流沖擊到水墊上的能量會(huì)迅速消耗，當(dāng)水墊厚度達(dá)到一定值時(shí)，下游區(qū)域的能量消耗大于上游區(qū)域的能量消耗。因此當(dāng)沖擊角過大時(shí)，水射流上下游區(qū)域的的壁面剪切力趨勢(shì)會(huì)發(fā)生變化。當(dāng)靶距較小時(shí)，由于水射流沖擊距離短，沖擊力強(qiáng)，水墊效應(yīng)就會(huì)被削弱。當(dāng)靶距較大時(shí)，水射流沖擊到靶面的沖擊力減弱，增強(qiáng)水墊效應(yīng)。

3.5 噴射參數(shù)優(yōu)化

為獲取較優(yōu)的超高壓水射流噴射參數(shù)組合，在降低能量消耗的同時(shí)增強(qiáng)對(duì)靶面垢層的射流打擊力，利用CFD仿真方法對(duì)靶距(10D，15D，20D，30D，40D，50D，55D，60D)和沖擊角(0°，5°，10°，11°，12°，13°，15°，16°，20°，25°，30°)共88組模擬數(shù)據(jù)的流場(chǎng)進(jìn)行模擬建模，對(duì)比分析仿真數(shù)據(jù)，根據(jù)最終結(jié)果選擇符合工況的最優(yōu)噴嘴噴射參數(shù)組合范圍。

圖15為壁面最大壓強(qiáng)圖，可以看出當(dāng)射流沖擊角為0°和5°，靶距大于50D和40D時(shí)，壁面打擊壓強(qiáng)峰值開始衰減；當(dāng)沖擊角為10°,11°,12°和13°，靶距大于30D時(shí)，壁面打擊壓強(qiáng)峰值開始迅速衰減；當(dāng)沖擊角為15°和16°，靶距大于20D時(shí)，壁面打擊壓強(qiáng)峰值迅速衰減；當(dāng)沖擊角為20°,25°和30°時(shí)，初始靶距時(shí)壁面打擊壓強(qiáng)峰值迅速衰減。打擊壓強(qiáng)的趨勢(shì)充分體現(xiàn)靶距對(duì)沖擊角敏感程度的變化規(guī)律：隨著沖擊角的增大，壁面打擊壓強(qiáng)的初始衰減靶距減小，對(duì)靶距變化的敏感性變強(qiáng)烈。證明當(dāng)沖擊角過大時(shí)，水射流撞擊到靶面后能量損失較快，隨著靶距增大，打擊壓強(qiáng)迅速減小。當(dāng)沖擊角較小時(shí)，超高壓水射流的壁面打擊壓力隨靶距的變化趨勢(shì)與垂直入射的趨勢(shì)接近。

圖15 壁面最大壓強(qiáng)圖

圖16為壁面最大剪切力圖，可以看出在超高壓水射流的連續(xù)作用下，被清洗物表面受到的作用力隨靶距的變化而變化。在不同靶距和角度下，壁面剪切應(yīng)力均呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，說明改變沖擊角和靶距對(duì)水射流噴射效果是有影響的。當(dāng)角度為10°～16°時(shí)，最佳靶距的區(qū)域穩(wěn)定在20D～30D；當(dāng)角度大于16°時(shí)，隨著靶距的變化，最大壁面剪切應(yīng)力顯著變化，呈現(xiàn)迅速衰減的趨勢(shì)。

當(dāng)靶距小于30D時(shí)，壁面最大剪切應(yīng)力的最佳沖擊角是不穩(wěn)定的，總體呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)；當(dāng)靶距大于30D時(shí)，壁面最大剪切應(yīng)力的最佳角度保持在10°，此范圍的水射流具有良好的穩(wěn)定性。與此同時(shí)，沖擊角為10°～16°，最大壁面剪切應(yīng)力波動(dòng)不大，差值于0.05 MPa附近。當(dāng)靶距較小時(shí)，靶面離噴嘴出口近，高壓水經(jīng)過噴嘴集聚后產(chǎn)生的射流緊密，此時(shí)的水射流作用在靶面時(shí)會(huì)沿壁面表面流出，產(chǎn)生的打擊力有限；逐漸增加靶距，水射流作用到靶面后形成反濺，立即產(chǎn)生反向射流，生成較大的打擊力；繼續(xù)增加靶距，射流的最大壁面剪切應(yīng)力會(huì)迅速衰減。

(a)

(b)

4 結(jié) 論

研究基于CFD仿真技術(shù)對(duì)噴嘴進(jìn)行仿真和數(shù)值計(jì)算，分析了超高壓水射流噴嘴的流場(chǎng)參數(shù)分布和流場(chǎng)特性。對(duì)比不同靶距和沖擊角模型仿真下的壁面剪切應(yīng)力和打擊壓強(qiáng)，闡述了各模型特征參數(shù)對(duì)流場(chǎng)水射流各項(xiàng)特征的影響，獲得不同工況下的噴嘴設(shè)計(jì)噴射參數(shù)的最優(yōu)組合范圍。相關(guān)結(jié)論如下：

(1) 壁面打擊壓強(qiáng)呈正態(tài)分布，隨著角度的增大，打擊壓強(qiáng)峰值偏離壁面徑向距離中心點(diǎn)的位置逐漸明顯。垂直入射時(shí)，靶面沖擊區(qū)面形呈W形狀，靶面剪切應(yīng)力分布大致呈M形狀；當(dāng)沖擊角增大時(shí)，偏離W和M效果明顯。靶面所受的最大剪切應(yīng)力不在中心而在射流中線點(diǎn)的周圍，而中心低應(yīng)力區(qū)對(duì)應(yīng)著壁面最大打擊壓強(qiáng)區(qū)域。

(2) 當(dāng)靶距較小時(shí)，最佳沖擊角會(huì)隨靶距的變化而變化，基本呈減小的趨勢(shì)；當(dāng)靶距較大時(shí)，最佳沖擊角相對(duì)穩(wěn)定。當(dāng)靶距和沖擊角都大時(shí)，會(huì)造成壁面剪切應(yīng)力上下游區(qū)域的趨勢(shì)發(fā)生變化。適當(dāng)增加沖擊角度和靶距在一定程度上可以減小射流的能量損耗，但是過大的沖擊角和靶距則會(huì)加劇射流的能量損耗。

(3) 試驗(yàn)結(jié)果表明合理的靶距和沖擊角可以增加高壓水射流的動(dòng)力學(xué)性能。且不同的沖擊角有著不同的打擊壓強(qiáng)峰值衰減靶距。選擇適當(dāng)?shù)膮?shù)，會(huì)增加剪切應(yīng)力，減小射流擴(kuò)散率，控制噴嘴噴射出的高壓水射流，同時(shí)提高射流沖擊剝離效果。

本文的研究結(jié)果初步確定超高壓水射流除銹噴嘴的基本噴射參數(shù)靶距和沖擊角的最佳組合范圍，為后續(xù)超高壓水射流成套設(shè)備的技術(shù)完善給出合理的建議。