旋轉射流除垢作用機理的數值模擬研究

中圖分類號：TE937文獻標識碼：A DOI：10.12473/CPM.202406039

Zhong Yin，Chen Shu，Zhao Yuhong，et al.Numerical simulation studyon the descaling mechanismof high-pres-sureswirling jet[J].ChinaPetroleumMachinery，2025，53（7）：112-121，148.

Numerical SimulationStudy on theDescalingMechanism of High-Pressure Swirling Jet

Zhong Yin1 Chen Shu2Zhao Yuhong'Xue Yongzhi3Yao Lin3 （1.SantanghuOilProductionManagementAreaofPetroChinaTuhaOilfieldCompany；2.SharedSeruiceCenterofPetroChina TuhaOilfield Company；3.SchoolofMechanical Engineering，Southwest Petroleum University）

Abstract： To further explore the active mechanism of swirling jet，a numerical model of swirling jet descaling was built，and its effctivenesswasverified bycomparing with experimental results.Then，the difference in flow field characteristics between swirling jetand conventional straight jetwas compared，and the mechanismofoverflow and erosionin the process ofswirling jet descaling was revealed.Finally，the influenceof pump pressure，target distance and jetangleon the descaling performance was analyzed.The study results show that the special nozle structuredetermines thethre-dimensional velocitydistribution characteristicsoftheswirling jet.Theswirling jethas a similarimpact crushing capacityand alarger impact area as theconventional straight jet.An increase in pump pressure can significantly improve the descaling performance of the swirling jet，the target distance has anoptimal value for affecting the descaling performance，and moderately increasing the jet angle can further promote the descaling effect. The study results provide reference forthe optimal application ofswirling jet indescaling operations.

Keywords： swirling jet descaling；nozzle structure； flow field characteristics；working parameters；evaluation index

0 引言

在油氣開采作業中，油管的結垢現象已成為制約油氣資源高效開發利用的重要因素。以吐哈油田為例，其油田區塊具有多斷塊、低滲透和弱揮發性油藏特征，油藏埋藏深且地層水富含成垢離子，為結垢提供了化學條件。油管結垢會導致其內徑縮小，管道阻力增加，流體輸運效率降低，進而影響油氣井的正常作業[1-2]。因此，研究油氣井管道除垢機理，開發更為高效、實用的除垢技術，對提升油氣開采作業的效率和安全性具有重要意義。

當前，常用的除垢方法包括機械除垢、化學除垢和物理除垢。其中，機械除垢方法包括管道清潔器除垢和機械刮除等。該類方法工作周期短，操作簡單且成本較低，但除垢效果欠佳，且除垢過程需要停機操作，影響經濟效益。化學除垢方法是指向管道內注入酸性物質實現除垢。該方法操作簡單，但酸性物質極易腐蝕管壁，因此化學除垢方法通常和緩蝕劑聯合使用。物理除垢方法中最常見的是高壓水射流除垢，該技術利用射流的沖擊作用將水垢從管壁剝離3。與其他幾類除垢方法相比，射流除垢具有成本低且除垢效果好的優勢，無需添加任何化學試劑，不會對地質環境和生產過程產生影響4。大量的試驗研究和實際應用都表明，高壓水射流技術在工業除垢領域具有廣泛的應用前景。劉錯沅1采用試驗和數值模擬相結合的方式開展了連續管空化射流除垢作業參數的優化研究。WANGA.M.等4通過單軸壓縮試驗和巴西劈裂試驗測量了煤層開采現場排水管道中水垢的抗拉強度，這是極少數關注水垢力學性能的研究。Y.TAMURA等5通過試驗研究了除垢過程中射流結構的變化情況和液滴速度沿噴射方向的衰減規律。趙金等通過試驗研究了射流速度、噴嘴參數、移動速度和除垢劑對除垢效果的影響，研發了新型多孔射流工具，提高了油管的除垢效率。在現場應用方面，Z.GUIMARAES等介紹了巴西海上油田使用新型連續管工具組合去除硫酸鋇結垢的案例。值得注意的是，現場引入的脈沖旋轉噴射工具顯著提升了除垢效率。斯倫貝謝公司針對地面管線的清潔問題，創新性地推出了連續管清洗技術及相應的評估體系，目的是精確評估施工排量與液體攜帶雜質能力的契合度[8。然而，利用高壓水射流進行除垢作業時，操作人員往往僅憑借經驗來增加工作壓力和流量，這不僅使得射流除垢作業的可靠性降低，還導致了不必要的能耗和用水量的增加。因此，針對關鍵作業參數的研究對優化射流除垢技術的工業應用具有重要的指導意義。

噴嘴結構作為射流除垢的關鍵部件之一，對除垢效果具有重要影響。一般來說，直射流噴嘴的沖擊能量集中，適用于切割作業或鉆小孔。與直射流相比，旋轉射流具有短距離沖擊面積大、壓力分布均勻等特點，在除垢解堵作業中展現出良好的適應性[9-10]。針對旋轉射流的獨特性質，王瑞和等[將旋轉射流應用于破巖鉆井領域，率先通過試驗和數值模擬相結合的方法研究了旋轉射流的結構特性和流場分布。ZHANGD.等基于射流沖擊的水錘效應建立了旋轉射流的數值模型。高軍紅等13采用數值模擬的方法比較了直射流、旋轉射流和直旋混合射流的鉆進性能。LIH.等[14-15]對旋轉磨料水射流進行了研究，提出了一種創新上端面結構的改進葉輪，改進后的葉輪流動阻力小，擴散角增大了 37% ，磨料的沖擊性能提高了 637.5% 。綜上，旋轉射流在鉆孔破碎領域的應用已經得到了廣泛且深入的研究；然而，其并未廣泛應用于工業除垢領域，作用機理也尚不明確。

針對新疆吐哈油田油管的結垢問題，為了深入理解旋轉射流除垢過程中的流場特性，揭示不同工作參數對射流除垢性能的影響，筆者進行了仿真研究。首先，建立了旋轉射流除垢的數值模型，并通過旋轉射流的流場擴散性試驗對該模型進行了驗證。然后，通過比較旋轉射流和常規直射流的流場差異，揭示了旋轉射流除垢過程中的漫流和沖蝕機理。在此基礎上，分析了泵壓、靶距和噴射角度等實際應用場景中的工作參數對除垢性能的影響。該項研究旨在全面揭示旋轉射流除垢機理，為旋轉射流的應用和高效除垢技術的開發提供理論指導。

數值模擬計算方法

1.1旋轉射流噴嘴

使用的旋轉射流噴嘴由噴嘴體和旋轉葉輪組成，如圖1所示。噴嘴體包括收縮段、出口段和擴散段3部分。旋轉葉輪有5個葉片，葉輪螺旋角為 60^° 。噴嘴體和旋轉葉輪組合形成旋轉射流噴嘴，共有5條螺旋通道。噴嘴詳細結構參數如表1所示。

1.2物理模型和邊界條件

為了模擬旋轉射流除垢的流場特性，建立了如圖2所示的三維射流沖擊幾何模型。該模型將水作為工作流體，包含旋轉射流噴嘴內的流體域和外部流場。模型的邊界被設置為壓力入口和壓力出口，其詳細參數如表2所示。模型底部設為沖擊面，且被定義為絕熱無滑移壁面。射流沖擊底部面后沿徑向偏轉，并最終從側面流出，因此將外部流場區域的側面設置為出口。模型的其余邊界被設置為絕熱壁面。

網格質量對計算結果有重要影響，良好的網格結構可提高收斂速度并獲得更準確的結果。采用FLUENTMeshing軟件對模型進行離散化處理。對于幾何形狀規整且適合六面體網格劃分的區域，優先采用六面體網格；其余部分則采用多面體網格劃分，且沿流體域壁面設置了邊界層網格。模型的網格策略如圖3所示。

1.3 基本假設

為了分析旋轉射流除垢過程中的流場特性，得到不同工作參數對射流除垢性能的影響規律，做出如下基本假設：

（1）采用三維模型，認為計算過程射流是不

可壓縮流體，并以定常流動為主。（2）流場計算過程中，忽略溫度變化對流體的影響，并認為流體和噴嘴壁面間不存在熱交換。（3）不考慮射流沖擊時的能量損失。

1.4控制方程

采用RNG k-ε 模型進行湍流計算，控制方程包括連續性方程、動量方程及 k 和 ε 的輸運方程。

連續性方程為：

式中： 、 ?_w 分別為流體在 、 z 方向上的速度分量， m/s 。

動量方程為：

式中： 為流體在讠 j 方向的空間坐標變量， m δu_i?j u_j 為湍流時均速度沿讠 j 方向分量， m/s u_i^′ 、 u_j^′ 為湍流脈動速度沿讠 j 方向分量， m/s . ρ 為流體密度， kg/m³ p 為流體壓力，Pa; μ 為流體的動力（分子）黏度，Pa·s; 項為雷諾應力項， Pa 。

為獲得準確的模擬結果，采用RNG k-ε 模型進行計算。該模型通過引入額外的修正項，能夠更好地處理湍流流動中的非均勻性。與Standard k-ε 模型相比，RNG k-ε 模型在捕捉湍流中的旋轉效應方面表現更佳，因此廣泛應用于射流沖擊和渦旋流動的模擬[16]。k和 ε 的輸運方程為：

G_k+G_b-ρε-Y_M+S_k

式中： k 和 ε 分別為湍流動能 （m²/s²） ）和它的耗散率（m²/s³） ； μ_eff 為有效黏度， Pa?s ，是層流黏度和湍流黏度的綜合體現； G_k 為由平均速度梯度產生的湍流動能， Pa/s G_b 為由浮力產生的湍流動能， Pa/s ; Y_M 為可壓縮湍流中波動膨脹對總耗散率的貢獻， Pa/s C_1ε 、 C_2ε 和 C_3ε 均為常數，其中 C_1ε 為1.42， C_2ε 為1.68; α_k 為 k 的逆有效普朗特數； α_s 為 ε 的逆有效普朗特數； R_s 為附加湍流耗散項， Pa/s² ; S_k 和 S_ε 為用戶自定義源項， Pa/s ， Pa/s² ，在本模型中被忽略。

逆有效普朗特數通過下式計算：

式中： α_a 為無量綱變量，表示當前逆有效普朗特數；

a₀ 為常數，取值為1.0； μ_mol 為層流黏度，Pa·s。

在高雷諾數極限下，此時湍流占主導， μ_eff 遠大于 μ_mol ，式（5）右邊項趨近0，此時逆有效普朗特數約為1.393。

RNG k-ε 模型和Standard k-ε 模型之間的主要區別在于 ε 的輸運方程中的附加項 R_ε°R_ε 的計算式為：

其中：

η=S_k/ε

式中： C_Lμ=0. 089 5;η_L0=4. 38;β=0.012

將該附加項代入方程（4）中，原輸運方程變為：

其中：

式中： C_2ε 、 C_2ε^* 為修正前、后的經驗常數。湍流黏度的微分方程為：

其中：

式中： 為有效黏度之比，即有效黏度和動力黏度之比； C_v 為常數，取值趨近 100 。

在高雷諾數極限下，湍流黏度 μ_t 計算式為：

湍流易受旋流或者渦流的影響，RNG k-ε 模型可以通過適當修改湍流黏度來考慮旋流或者渦流的影響，即：

式中： μ_?10 為不考慮渦流修正情況下的湍流黏度值； 為特征渦流數； a_s 為一個渦流常數，其值取決于流動是以渦流為主導還是僅有輕微渦流，默認情況下取0.07。

2 模擬方法驗證

2.1 網格和時間步長獨立性驗證

為最大限度保證模擬結果與網格數量和時間步長無關，選擇了距離噴嘴 10mm 處的流體速度作為評價指標，并對其進行了獨立性驗證（見圖4）。

使用了不同尺寸的網格對模型進行劃分，得到網格數量分別為57516、89439、123849、178543和265999等5種方案。計算結果如圖4a所示。從圖4a可以看出，當網格數量從178543增加至265999時，流體速度變化的程度極小。綜合考慮模擬精度和效率，后續計算選用數量為178543的網格劃分方案。針對時間步長，選擇了0.001、0.01、0.1、0.5和1s等5種方案進行模擬。計算結果如圖4b所示。從圖4b可以看出，當時間步長小于0.01s時，流體速度變化的程度極小。因此，后續計算案例中的時間步長設置為0.01s。

2.2計算方法驗證

在開展旋轉射流模擬研究之前，將這里提出的數值模擬方法與周秋成等的試驗結果進行了對比，以驗證計算方法的可靠性。鑒于旋轉射流的切向速度與射流擴散形態密切相關，通過圖5所示的試驗裝置開展了旋轉射流流場的擴散性試驗。

在驗證案例中，旋轉射流噴嘴葉輪旋轉角度設定為 360^° 。模型入口采用 10m/s 的速度入口條件，模型出口采用 0.1MPa 的壓力出口條件。上述試驗中拍攝的淹沒條件下流場擴散照片如圖6a所示。從圖6a可以看出，射流擴散角約為 18^° 。圖6b為驗證案例中淹沒條件下旋轉射流的速度云圖。在保證試驗結果照片中的比例尺與驗證案例結果圖像尺寸基本一致的條件下，其射流擴散角約為 16.9^° ，與試驗所得流場的擴散情況基本相符，說明這里提出的計算方法能夠有效預測旋轉射流流場的基本特性。

3 結果與討論

3.1旋轉射流的漫流作用

為了探究旋轉射流除垢的作用機制，分別模擬了旋轉射流和直射流的沖擊過程。雖然直射流與旋轉射流的噴嘴結構不同，但兩者具有相同的壓力條件。圖7為2種射流的速度云圖。由圖7可知，流體通過噴嘴加速，根據伯努利原理，此時流體的壓力能轉化為動能，并在噴嘴出口段速度達到最大。圖7中的旋轉射流最大速度為257.7m/s ，直射流的最大速度為 247.3m/s 。高速射流從噴嘴噴出后充分發展，對水垢產生沖擊作用。隨后，射流方向沿徑向偏轉，形成徑向射流區。流體的徑向流動產生漫流，能夠對水垢表面產生侵蝕效應，有利于增大除垢面積。

圖8為射流速度沿軸向的分布規律。其中 L₁ L₂ 、 L₃ 、 L₄ 和 L₅ 分別代表混合段、收縮段、出口段、擴散段和自由射流區域。從圖8可見：隨著軸向距離的增大，射流速度先增大后減小，但在 L₁ 和 L₂ 區域內，旋轉射流的速度明顯高于直射流；在 L₃ 區域內，由于噴嘴流道的截面積不斷減小，旋轉射流和直射流的速度迅速增長；高壓射流逐步轉化為高速射流，并在 L₄ 區域內達到峰值，此時旋轉射流的速度仍高于常規直射流，在評估射流的沖擊能力時，沿軸向的速度起著決定性作用，這意味著旋轉射流的沖擊強度得以保證；在 L₅ 區域，射流充分發展，該階段旋轉射流的速度持續衰減，而直射流能夠保持穩定流動的狀態，這是由于旋轉射流的夾帶效應驅動射流與周圍流體相互擾動。與直射流相比，旋轉射流較大的切向速度增強了其膨脹率和湍流脈動強度，導致其速度迅速下降[18]。在近壁面區域，射流速度迅速下降，此時射流的動能逐漸向壓力能轉化；在滯止區，射流沿軸向方向的速度變為0。

旋轉射流的速度分布特性由噴嘴結構決定，且直接影響除垢效率。為了確認射流內部流場的速度變化規律，選擇了噴嘴內部多個不同位置的截面，如圖9所示。其中，平面1為旋轉葉輪部分的截面，平面2為噴嘴混合段的截面，平面3為噴嘴收縮段的截面，平面4為噴嘴出口段上部的截面，平面5為噴嘴出口段下部的截面，平面6為噴嘴擴散段的截面。

從圖9可知：平面1的速度矢量顯示了流體通過5個葉輪槽時的狀態，總體來看，5條流道呈現出相似的分布特征；射流沿順時針方向旋轉并出現了明顯的速度梯度分布，此時，旋轉射流保持低速狀態；平面2的速度矢量顯示了流體離開旋轉葉輪進人混合段后的狀態，在該流場中，中心速度出現并保持旋轉狀態，表明不同流道內的射流開始匯聚，在混合段射流發展的初始階段，仍可清晰地辨識出由每個葉輪槽產生的獨立旋轉射流，它們之間的邊界明顯可辨；平面3的速度矢量顯示了流體進入收縮段后的狀態，該區域不同流道內的射流匯聚完畢，邊界也不再明顯，但仍保持旋流狀態，在射流發展的過程中，其速度分布呈現出從中心向外逐漸減小的趨勢，這歸因于旋轉射流通過收縮段錐形壁面時逐漸受到壓縮，使得能量向中心區域集中；平面4和平面5顯示了射流在出口段的狀態，該區域射流的速度達到最大，在壓差為 29.9MPa 的條件下，旋轉射流的最大速度達到 255.5m/s ，表明高壓射流已經轉化為了高速射流，且射流高速區主要集中于射流核心；平面6的速度矢量顯示了射流在噴嘴擴散段的狀態，由于旋轉射流具有更強的擴散系數，因而易與周圍流體發生相互作用，此時，射流擴散角不斷增大，其核心區域也會逐漸膨脹。

漫流速度是指射流在沖擊壁面中心沿徑向流動時表現出的速度特性，反映了流體從中心向四周擴散的動態過程。圖10為旋轉射流和直射流在沖擊壁面處的速度矢量分布。從圖10可見：對于直射流，其速度分布呈規則的環形向外擴展，但高速區域的面積較為有限；相比之下，旋轉射流的速度分布呈不規則的橢球形，這與其射流特殊的旋流狀態有關。旋轉射流的漫流作用顯著擴大了其高速區的漫流作用范圍，使其在相同條件下可形成大于直射流的除垢覆蓋面積。

3.2旋轉射流的沖蝕作用

圖11a為2種射流在沖擊壁面處的切向速度分布。從圖11a可以看出，切向速度沿徑向先增大后減小，且旋轉射流的切向速度值遠大于直射流。切向速度表征了流體的離心擴散能力。這種離心作用有助于將垢體從管道表面剝離。峰值處即為水垢的最大去除區域，其切向速度的峰值出現在距離壁面中心 2.2mm 處。圖11b為旋轉射流和直射流的徑向速度分布。從圖11b可見，2種射流具有相似的速度分布形式。綜上，在旋轉葉輪的導流作用下，旋轉射流的切向速度和軸向速度共同作用，形成三維速度分布，使得旋轉射流具有更強的除垢效果。此外，盡管徑向速度對除垢面積的影響較大，但其未能突出旋轉射流的特性，因此在后續的研究中不予考慮。

圖12為旋轉射流和直射流的壓力分布情況。綜合圖7和圖12可以觀察到，射流壓力的變化是一個動態過程，即當高壓射流從噴嘴入口流入時，噴嘴內的流體在初始階段大部分維持了高壓狀態；隨著射流進入收縮段，壓力能逐漸轉化為動能；當射流到達近壁面區域后，其動能再次向壓力能轉化，形成了滯止區，滯止區的壓力顯著高于環境壓力，且沿沖擊壁面的方向產生了正壓力梯度。射流的發展是動能和壓力能相互轉化的過程。水垢表面不均勻的壓力分布能夠誘使其產生拉伸應力并借此實現除垢。

沖擊壓力是射流除垢過程中的關鍵因素。提取沖擊壁面上流體的壓力分布，結果如圖13所示。從圖13可見：旋轉射流的最大壓力達到11.11MPa ，與直射流相差約 1MPa ，這說明旋轉射流具有與直射流相接近的沖擊破碎能力；隨著與壁面中心距離的增加，2種射流的壓力迅速減小；與直射流相比，旋轉射流在近壁面處的壓力下降趨勢較為平緩，這意味著其能夠在更廣泛的區域內維持較高的壓力分布，表明旋轉射流沖擊的作用范圍更大。

在射流作用下，水垢會產生剪切應力和拉伸應力，當這些應力超過水垢的極限強度時，水垢將發生破壞，具體表現為剪切裂紋和拉伸裂紋的形成。射流的持續作用會導致裂紋進一步擴展和連通，最終在宏觀上表現為水垢的體積破碎，即沖蝕破壞。圖14為旋轉射流和直射流在沖擊壁面處的剪切應力云圖。從圖14可見：在直射流作用下，壁面中心的應力水平較低，其最大剪切應力位于滯止區外圍的環形區域，這種應力分布與射流的流動特性密切相關。由于近壁面處的徑向流動導致壓力梯度和流體速度發生劇烈變化，高水平的剪切應力集中在切向速度較大的位置。不同于直射流，旋轉射流的漫流特征使其剪切應力在壁面上的分布呈現出不規則的橢球形，并且不存在應力水平突出的環形區域，這是由于旋轉射流到達壁面時速度耗散更為顯著；此外，旋轉射流同時具有較大的切向速度和徑向速度，這2種速度的共同作用導致剪切應力在壁面上分布不均勻。

提取了沿壁面徑向的應力分布，結果如圖15所示。從圖15可見：隨著徑向距離的增加，剪切應力在局部呈現出增大趨勢，并分別在距離壁面中心2.2和 4.1mm 處達到峰值，這與不同射流沿壁面的速度分布特性有關，隨后剪切應力逐漸減小；與直射流相比，旋轉射流在沖擊壁面處的剪切應力下降趨勢表現得更為平緩，說明高水平應力作用的范圍更廣，有利于增大射流除垢面積。

3.3工作參數對除垢性能的影響

在優化旋轉射流噴嘴的性能方面，泵壓、靶距以及噴射角度等工作參數的合理選用是提升旋轉射流除垢效率的關鍵。在此，將上述3類參數作為研究旋轉射流除垢性能的特征參數，選定射流在近壁面處的切向速度、壁面沖擊壓力和剪切應力作為評價指標，基于相同的仿真條件開展研究。

3.3.1 泵壓

圖16為在靶距為 15mm ，泵壓分別為30、35、40和 45MPa 條件下射流的切向速度、壁面沖擊壓力和剪切應力的變化。從圖16可知，泵壓的增加顯著提高了旋轉射流在近壁面處的切向速度，當泵壓從 30MPa 增加至 45MPa 時，切向速度的峰值提升了 59.1% 。泵壓的升高也導致了壁面沖擊壓力的增大。在射流的發展過程中，更高的泵壓條件能夠賦予流體更大的速度。此外，泵壓對旋轉射流的湍流強度也有顯著影響，隨著泵壓的增加，湍流強度增強，流體混合和動量交換更加劇烈，從而使流體在不同方向上的速度分量增大。泵壓對壁面剪切應力也有促進作用，增大泵壓會影響流體的黏性和剪切效應。在高壓條件下，流體的動能更大，流體顆粒之間的剪切力更大，對垢體的沖蝕效果更強。總的來說，在射流除垢作業中，增大泵壓對提升旋轉射流的除垢性能具有積極影響，但過高的泵壓可能會影響泵體、管柱和噴嘴的機械強度。現場應用應基于除垢效果的具體需求，合理選擇并調整泵壓條件。

3.3.2 靶距

圖17為在泵壓為 30MPa ，靶距分別為15、20、25和 30mm 條件下射流的切向速度、壁面沖擊壓力和剪切應力的變化。從圖17可知，當靶距從 15mm 增加至 25mm 時，近壁面處旋轉射流的切向速度增大，此時，若繼續增加靶距，射流的切向速度開始降低。這是由于旋轉射流的切向速度依賴于其初始旋轉動量。在射流發展過程中，旋轉動量會因流體內部的黏性和外部空氣阻力而逐漸衰減。隨著靶距增加，這種衰減效應愈加顯著，

Fig.17Influence of diferent target distances ontangential velocity，impactpressure and shear stress致使射流在到達壁面時的切向速度降低，這表明靶距對旋轉射流切向速度的影響存在一個最優值。靶距的增大也會導致壁面沖擊壓力的降低，這是由于射流在傳播過程中會逐漸擴散，能量逐步衰減，從而降低了沖擊壓力。旋轉射流的擴散效應也會降低壁面的剪切應力。總體而言，在射流除垢作業中，過大的靶距不利于除垢性能的提升。

3.3.3噴射角度

圖18為在泵壓 30MPa ，靶距 15mm ，噴射角度分別為 0^° 、 5^° 、 10^° 和 15^° 條件下射流的切向速度、壁面沖擊壓力和剪切應力的變化。從圖18可知：噴射角度過大時，旋轉射流在近壁面處的切向速度會逐漸減小，而壁面沖擊壓力基本不受噴射角度的影響；噴射角度和壁面剪切應力之間存在顯著的正相關關系，隨著噴射角度的增大，與壁面平行的切向動量分量減小，導致近壁面處射流的切向速度減小；噴射角度的變化也會引起靶面射流的分流現象和水墊效應，使壁面剪切應力分布的不均勻性更加顯著[19]。較大的噴射角度會增強壁面射流的湍流強度，從而增加壁面處的局部剪切應力。在實際應用中，適當增大噴射角度，可以增強旋轉射流的除垢性能。

4結論

探討了旋轉射流除垢的作用機理，通過數值模擬手段，系統分析了旋轉射流的漫流效應和沖蝕作用。針對實際應用中泵壓、靶距和噴射角度等關鍵工作參數，采用切向速度、沖擊壓力以及剪切應力作為評價指標，對射流除垢性能進行了系統評估。主要結論如下：

（1）射流的速度分布特性由噴嘴結構決定，并會對除垢效率有顯著影響。在相同的泵壓條件下，旋轉射流的高速區更易耗散；在近壁面區域，旋轉射流的速度分布呈不規則的橢球形，但其高速區的影響范圍更大，因而具有更大的除垢面積。（2）旋轉射流除垢過程中具有三維速度分布。在近壁面區域，其同時具有較大的切向速度和徑向速度，這2種速度的共同作用導致剪切應力在壁面上分布不均勻。旋轉射流具有和直射流相近的沖擊破碎能力。（3）以切向速度、壁面沖擊壓力和剪切應力作為評價指標時，提高泵壓能夠有效增強旋轉射流的除垢效果。靶距對除垢性能的影響存在一個最優值，適當增大噴射角度，可以有效增強旋轉射流的除垢能力。

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