靶距與沖擊角對超高壓水射流噴嘴水動力學性能影響的研究

黃璐云， 陳正壽， 倪路新， 杜炳鑫， 陳源捷， 林 森

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

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

對于超高壓水射流成套裝備，國內外眾多學者、科研機構主要集中研發載體平臺的機器人和專用高架車等，而關于噴頭裝置水動力性能的研究比較欠缺[6-7]。目前，國內很多成套設備所采用關于噴頭的設計參數，一般是通過參考國外同類產品的相關參數并結合現場經驗確定，通過定量化分析去選擇噴頭(特別是噴嘴)的核心參數基礎性研究相對較少[8-9]。

超高壓水射流沖射到船壁外表面時，高速擊打油漆層，在固液體的接觸面上立即形成一個極大的壓應力區，并在射流沖擊點附近產生最大壁面剪切應力。打擊壓強、剪切應力、水楔等聯合作用會導致材料產生裂紋，脆性擴散直致結構破壞。大量研究表明噴嘴的內、外部參數和其對應的水動力學性能直接影響高壓水射流對被清洗物沖洗和破碎效果[10]。

關于噴嘴的內部參數，如形狀、收斂角、直徑、過渡比等已有一定數量的研究成果[11]。韓啟龍等[12]采用數值分析方法對噴嘴形狀、半錐角等參數的水射流動力學性能影響進行深究。劉庭成等[13]采用試驗和理論分析結合的方法，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系。Wen等[14]通過自行開發的多功能試驗設備研究不同噴嘴性能，分析得出直圓錐型噴嘴具有最佳結構參數。趙偉民等[15]建立湍流模型，利用有限元非結構三角形網格局部加密的方式，研究不同收縮角對流場結構參數的影響。楊文志等[16]用Fluent軟件仿真設計了4種不同流線型噴嘴，證明高斯型噴嘴在實際工況中效率更高。目前，有關噴嘴的外部參數，如靶距、沖擊角等定量化研究相對較少[17-18]，而這恰好是改進超高壓水射流動力學性能和除銹效率的關鍵。

文中通過CFD(computational fluid dynamics)技術，結合空化、多相流等數值模型，并考慮水的壓縮性，將靶面剪切應力和打擊壓強作為特征參數，開展噴嘴靶距和沖擊角對水射流動力學性能影響的研究，闡明了靶面最大剪切應力、打擊壓強分布規律與靶距和沖擊角的關系。

1 計算模型描述

1.1 射流基本結構

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折面區域，部分射流流體的速度保持初始速度，形成密度和動壓力值基本不變的區域，稱為等速核心區，是能量集中區，適用于切割[19]；②初始段末至消散段前的區域稱為射流基本段，充分展現高壓水射流的紊流特性，其內部結構緊密，保持水射流的完整性，但水射流的動壓力值、軸心速度均有規律地減小[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境之間的能量交換，此區域內水射流的凝聚力、動壓力值、湍動能、軸心速度等都逐漸消散。

1.2 射流沖擊要素

斜沖擊產生的射流，可實現對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用效果更好。斜自由射流與靶面發生碰撞后，會在碰撞點發生分流，改變原自由射流的方向，造成二次射流。定義水射流線彎曲程度大的一側(軸線與壁面的夾角小于90°的一側)為上游，流線彎曲程度小的一側為下游[21]。

圖1 水射流結構示意圖

如圖2所示，斜沖擊射流模型的整個射流域可分為3個不同區域：自由射流區域Ⅰ、沖擊區域Ⅱ和壁面射流區域Ш。自由射流區域Ⅰ：該區的水射流不受壁面的影響，完全保持自由射流的特性。沖擊區域Ⅱ：該區水射流在撞擊壁面時發生明顯彎曲，此時射流的軸向速度減小，徑向速度增大，同時橫向速度在距滯止點(射流軸向速度衰減0點)距離約2d處達到最大值um01和um02，滯止點的壓力P為整個壁面上的壓力最大值。壁面射流區域Ш:末尾射流逐漸變成平行于壁面的流動，恢復靜壓后，水射流的特性轉變為壁面射流的性質。

圖2 斜沖擊射流模型

1.3 噴嘴參數設計

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，產生具有極高速度和動能的射流流體。

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合的直圓錐收斂型噴嘴，作為目前實際工程中應用最廣泛的噴嘴。直圓錐收斂型噴嘴的結構總體可分為三部分：進入部分I，會聚部分II和出口部分III。

直圓錐收斂型噴嘴內部結構參數關系，如下式

圖3 直圓錐收斂型噴嘴結構示意圖

(1)

式中：D為進口直徑;d為出口直徑;L為截面Ⅰ的長度;l為截面Ш的長度;α為收斂角。如圖3所示，設定長徑比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

在實際工況中，超高壓水射流的工作環境需考慮諸多因素，但在仿真中無法模擬相應的工作環境，所以需要將其適當簡化。通過改變靶距(即EF的長度)和噴射角度(保證N點離噴嘴出口的距離保持不變的條件下，調整FG的傾斜程度)來分析噴嘴靶距和沖擊角對射流效果的影響，如圖4所示。

圖4 射流計算域示意圖

1.5 網格拓撲結構

在射流區域中，為了更好地反映特定區域的變化規律，將中心軸線、靶面、噴嘴內壁面等關鍵部分設置為網格加密區，如圖5所示。網格質量直接影響計算結果的精度。由此，需首先對噴嘴的計算域進行網格敏感性檢驗。仿真模型選用的參數如下：入口壓力P=200 MPa，噴嘴直徑D=0.5 mm，靶距40D，沖擊角15°。不同網格密度模型的相關參數如表1所示。

表1 網格敏感性驗證

(2)

由測試結果分析得知，壁面打擊壓強峰值隨網格密度變化較小，由式(2)可計算得出網格3和網格4的打擊壓強峰值僅差0.016%，網格量相差60多萬。本文后續擬采用網格3對應的網格拓撲結構和網格密度實施相關的仿真計算。

圖5 計算域的網格圖(全流體域對應的半剖面)

基于網格敏感性分析，對擬開展的噴嘴成套模型建立網格拓撲結構如下：噴嘴內壁面、靶面邊界層處設置近壁面棱柱層，同時在水射流中心軸附近、靶面和噴嘴位置處網格進行加密，各位置網格密度和分布與網格敏感性分析推薦參數相當。噴嘴靶距是研究對象之一，加密范圍的不同，帶來不同工況中網格數量相差較大，但網格總量在120萬～250萬變動。雖然不同工況下仿真模型的網格數量差異大，但模型的網格拓撲結構保持不變。

基于該網格拓撲結構和網格密度設定，前期已開展關于超高壓水射流打擊壓強仿真與對應模型試驗結果的對比，詳見文獻[22]，經驗證數值計算結果與模型試驗結果吻合良好。

1.6 邊界條件設計

模擬過程為高壓水射流通過噴嘴內部壓縮，沖擊到空氣介質中，形成一束超高壓水射流，沖擊到靶面上，立即對目標靶面進行沖擊破壞。

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(一個標準大氣壓，忽略重力的影響)，壁面滿足無滑移條件，同時采用壁面函數對近壁面邊界層進行處理。目前用于船壁除銹的超高壓柱塞泵，它所提供的實用經濟水壓為200～280 MPa。本文仿真計算中選定其下限值200 MPa作為入口壓力值。

2 數學模型設計

本文的仿真模型選用空化模型、多相流模型、標準k-ε湍流模型，同時考慮了液體的可壓縮性，進而對水射流流場域進行分析。

2.1 空化模型

噴嘴非流線型的流道結構，使超高壓水射流在流動過程中產生相變。模型采用的空化模型結構示意圖如圖6所示，假設截面的入口壓力為P1，經過收縮段后的壓力為P2。當Pc小于環境的飽和蒸氣壓Pv時，收縮段內靠近壁面部位將發生空化現象，形成氣液混合的“兩相流”運動。由于空泡的出現，管道內液體流動的連續性被干擾，空泡隨著液體的流動進入下游區域中(壓力為P2)。收縮段內的空化相變會顯著增強射流沖擊力和水動力學性能。

圖6 空化示意圖

本文選用了基于Rayleigh-Plessert(氣泡增長型)公式推導出的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介質，通過氣液凈質量傳輸率的方程式，計算蒸汽相體積分數。

計算空化氣泡增長率使用控制公式

(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動。依據不同工況，選擇不同模型，參照沈娟[23]利用流體體積多相模型對噴嘴氣液兩相的射流流場進行仿真分析，說明本文選擇模型的準確性和可靠性。

流體體積多相模型可預測不混溶流動介質于相交界面的分布、移動。交界面的相分布、位置由相體積分數αi的場來描述。相i的體積分數定義如下

(4)

式中:Vi為網格單位中的i的體積;V為網格單位的體積。

網格單位中所有相總和必須是

(5)

式中,N為總相數。

根據判斷體積分數的值，區別網格單元中不同相或流體是存在與否。

αi=0→網格單位完全沒有相i,

αi=1→網格單位完全由相i填充,

0<αi<1→兩個極限之間的值表示存在相間交界面

(6)

包含交界面的網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Re取2×105～8×105，此時高壓水射流處于高湍流狀態，計算中采用標準k-ε型。射流介質為水，屬于牛頓流體，標準k-ε型的湍動能k和耗散率ε關系方程如下

(7)

(8)

式中:Cμ為黏性擴散系數;Gk為平均速度梯度引起的湍動能的產生；Gb為浮力影響引起的湍流動能產生；YM為可壓縮湍流脈動膨脹對總的耗散率的影響；G1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.09；k為湍動能，湍動普朗特數為δk=1.0；ε為耗散率，湍流普朗特數為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水動力性能的影響。對于任何液體，在外界壓力的影響下，其密度和溫度會發生變化。

密度和壓力存在著下列關系表達式

(9)

式中:dp，dρ，c0分別為壓力,密度和聲速。

3 仿真計算分析

本文涉及對不同靶距和沖擊角的數值仿真，為便于相互對比分析，在各個仿真算例中，噴嘴出口對應的圓形面中心點的坐標(0，0，0)保持不變。

3.1 仿真模型驗證

噴嘴出口射流速度的理論計算公式為

(10)

式中:v為噴嘴外流體的流速;P1為噴嘴內靜壓力;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。

當入口壓力為200 MPa時，通過理論式(10)計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，與理論計算數值上的差別主要來自于噴嘴漸變段(會聚部分II，如圖3所示)局部水頭的損耗。如考慮局部水頭損失2%[25]，其理論計算和實際仿真數值一致，驗證了射流仿真結果可靠性。

當水射流進入噴嘴時，液體流向的速度方向為水平方向，經過漸變段收斂角進入噴嘴中心孔時，收斂角對低速水射流的加速作用，造成漸變段流體質點速度矢量方向基本不變，速度明顯增大的現象。如圖7所示，射流的集束性[26]決定噴嘴流場截面上中心軸線上的速度是最大的，它是評估水射流動力學性能的一個公認標準。同時越靠近中心軸線處，射流速度越大。

(a)

(b)

圖7(a)所示，高速水射流離開噴嘴口時，立即與周圍空氣發生劇烈能量交換，產生速度差，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，觀察發現在200 MPa的超高入口壓力下，噴嘴腔內水體被嚴重壓縮，壓縮量約為9%。

壁面剪切應力的低應力區在射流的中心點，同時向兩側呈雙駝峰曲線的變化趨勢，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，靶面剪切應力分布情況：靶面沖擊區面形呈“W”形狀[27]，靶面剪切應力分布呈“M”形狀，此現象與剪切應力的大小和徑向速度的關系相關。當水射流沖擊壁面后，沿著壁面由滯點向外側流動，滯點處的壁面剪切應力為零，同時沿著壁面徑向距離的變化急劇增大，剪切應力峰值在壁面徑向距離為1 mm處，如圖8(b)所示。

(a) 壁面剪切應力圖

(b) 壁面剪切應力分布圖

3.2 試驗方案設計

為了分析等速核長度和最佳靶距、沖擊角的關系，針對不同靶距和沖擊角，以直圓錐收斂型噴嘴水射流的壁面剪切應力和打擊壓強為判據，設計合理的試驗方案。θx(dy)代表在同一角度θ下的不同靶距d，如表2所示，試驗方案表記錄24種直圓錐收斂型噴嘴模擬試驗順序和結果；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，試驗方案表記錄33種圓錐收斂型噴嘴模擬試驗順序和結果。

表2 直圓錐收斂型噴嘴試驗方案表(靶距)

3.3 靶距對水動力性能的影響

水射流的沖擊力需達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和剪切應力密切相關，因此文中選定打擊壓強、剪切應力的分布和變化趨勢作為評價水射流性能的重要指標。

高速流體沖擊物體表面時，流體速度、方向的改變帶來其動量的變化。隨著射程增加水柱擴散角同步增大，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，因此文中仿真計算中將該距離作為最大靶距。

表3 直圓錐收斂型噴嘴試驗方案表(沖擊角)

表4 直圓錐收斂型噴嘴試驗方案(沖擊角)

圖9為各個靶距對應的射流流場速度和壁面剪切應力云圖，綜合圖9噴嘴處的局部放大圖和式(6)中關于氣液相αi的判斷準則可知，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，產生水蒸汽的位置就是射流流場速度急劇增加的位置，這是由于射流中的空氣泡消失，產生“內爆”，造成空化射流的流速比普通射流的流速高。同時可以看出中心軸線速度變化趨勢在靶距10D～60D內基本保持不變，且等速核變化差別較小，此時的超高壓水射流對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、壓強變化，造成其壁面剪切應力中心附近基本呈圓形，外圍形狀偏離圓形分布的現象。值得注意的是，在不同靶距下，同一角度的壁面剪切應力在靶面上的形狀、分布具有相似性，呈圓環狀階段型分布。按試驗表2對噴嘴流場進行仿真試驗，在數學模型參數不變的條件下，固定沖擊角，改變靶距下展開計算。

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

圖10為各個沖擊角下的壁面打擊壓強圖，可以看出當沖擊角為0°時，打擊壓強峰值在靶距10D～40D內基本保持在1.996×102MPa附近，靶距大于40D后顯著衰減，且打擊壓強曲線符合標準正態分布。當沖擊角為15°時，在靶距10D～20D內的打擊壓強峰值保持在1.993×102MPa附近，靶距大于20D后，打擊壓強迅速削減，且打擊壓強峰值點偏向上游區域。當沖擊角為30°時，在靶距10D～30D內的打擊壓強峰值明顯減少，靶距大于30D后，打擊壓強峰值保持在1.77×102MPa附近，且打擊壓強峰值點偏向上游區域的幅度增大。在不同沖擊角下，在靶距20D～30D內，打擊壓強峰值波動較小。水射流噴射到打擊壁面的瞬間形成折射反彈現象，隨著沖擊角的增加，水射流靶距的變化對壁面打擊壓強的影響變劇烈，造成水射流打擊壓強迅速衰減的現象。

圖9 各靶距射流流場速度、壁面剪切應力云圖(局部放大圖：靶距為40D噴嘴處的射流流場速度、水蒸氣體積分數云圖)

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

(a) 0°的壁面打擊壓強圖

(b) 15°的壁面打擊壓強圖

(c) 30°的壁面打擊壓強圖

綜上所述，相同參數的噴嘴在不同靶距下對應的打擊壓強和剪切應力的變化趨勢一致。靶距的逐漸增加，總體帶來最大剪切應力呈現先增大后減小，打擊壓強越來越小的趨勢。在壁面所受到的剪切應力達到最大值的部分，壁面受的打擊壓強開始衰減。

3.4 沖擊角對水動力性能的影響

沖擊角的變化對軸線兩側壁面上的射流速度、射流厚度、剪切應力、打擊壓強等參數的分布有不同程度影響。在此，將沖擊角作為研究噴嘴水動力性能的特征參數。在相同的仿真條件下按照試驗方案表3、表4，固定靶距，改變沖擊角開展進一步的水動力分析。靶面剪切應力云圖截取：以平行于沖擊角的方向為視角。

圖12為當靶距均為40D時，各個沖擊角下的噴嘴射流對應的速度、壁面剪切應力云圖，可以看出噴嘴在流場域的中心軸線區域速度大、邊界速度小的梯度變化，當沖擊角為0°時呈兩側對稱分布，改變沖擊角后呈不對稱分布。超高壓水射流在流場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域的水墊層變厚，對壁面的水動力性能影響變劇烈，打擊面上的壁面剪切應力分布發生顯著的變化，總體呈射流中心向上游區域偏移的現象。

(a) 0°壁面剪切應力圖

(b) 15°壁面剪切應力圖

(c) 30°壁面剪切應力圖

圖12 各角度射流流場速度、壁面剪切應力云圖

(a) 10D壁面打擊壓強圖

(b) 40D壁面打擊壓強圖

(c) 60D壁面打擊壓強圖

圖13為各靶距對應的壁面打擊壓強圖，可以看出隨著沖擊角的增加，射流打擊壓強的峰值點逐漸偏離下游區域。當靶距為10D，沖擊角在0°～25°內時，打擊壓強峰值穩定在1.995×102MPa附近，當沖擊角大于25°時，打擊壓強峰值迅速減少，同時較強打擊壓強區域伴隨沖擊角的增大而變窄。當靶距為40D時，打擊壓強峰值的變化趨勢和靶距為10D時的差別較大，打擊壓強峰值總體變小，沖擊角在0°～5°內，打擊壓強峰值基本保持不變;當沖擊角為10°～30°時，打擊壓強峰值下降趨勢明顯。當靶距為60D時，隨著沖擊角的增大，打擊壓強峰值迅速衰減，且在靶距為40D,60D時，打擊壓強峰值的衰減率為0.45%,0.23%。隨著靶距的變化，動量和能量與周圍空氣介質的不斷交換，導致射流擴散動能減小，加劇超高壓水射流過程中的能量耗散，造成較強打擊壓強區變窄、打擊壓強峰值總體下降的現象。

圖14為各個靶距的壁面剪切應力圖，沖擊角導致靶面射流存在分流現象和水墊效應。上下游區域的劃分會帶來壁面剪切應力的不對稱變化。靶距為10D的上游區域，在沖擊角為0°～10°內，剪切應力峰值逐漸增大，而后伴隨沖擊角的增大逐漸減少，同時在沖擊角10°～16°內，最大剪切應力的數值波動不大，沖擊角的增大帶來較強剪切應力區域變窄；在下游區域，隨著沖擊角的增大，剪切應力峰值減小，較強剪切應力區域變寬，且各沖擊角的壁面剪切應力均為上游區域大于下游區域，但上下游區域剪切應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，上下游區域的最大剪切應力的峰值變化較10D時相似，但隨著沖擊角的增加最大剪切應力上下游的壁面剪切應力趨勢發生改變：靶距為40D，沖擊角為30°處，射流上下游壁面剪切應力趨勢發生改變；當靶距為60D時，沖擊角為25°處，射流上下游壁面剪切應力趨勢發生改變，但各靶距下的剪切應力都具有良好的線性關系。

(a) 10D壁面剪切應力圖

(b) 40D壁面剪切應力圖

(c) 60D壁面剪切應力圖

當靶距較大時，沖擊角的增加，帶來上下游區域水墊厚度增加從而引發水墊效應。超高壓水射流沖擊到水墊上的能量會迅速消耗，當水墊厚度達到一定值時，下游區域的能量消耗大于上游區域的能量消耗。因此當沖擊角過大時，水射流上下游區域的的壁面剪切力趨勢會發生變化。當靶距較小時，由于水射流沖擊距離短，沖擊力強，水墊效應就會被削弱。當靶距較大時，水射流沖擊到靶面的沖擊力減弱，增強水墊效應。

3.5 噴射參數優化

為獲取較優的超高壓水射流噴射參數組合，在降低能量消耗的同時增強對靶面垢層的射流打擊力，利用CFD仿真方法對靶距(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組模擬數據的流場進行模擬建模，對比分析仿真數據，根據最終結果選擇符合工況的最優噴嘴噴射參數組合范圍。

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

圖15 壁面最大壓強圖

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，壁面剪切應力均呈現先增大后減小的趨勢，說明改變沖擊角和靶距對水射流噴射效果是有影響的。當角度為10°～16°時，最佳靶距的區域穩定在20D～30D；當角度大于16°時，隨著靶距的變化，最大壁面剪切應力顯著變化，呈現迅速衰減的趨勢。

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

(a)

(b)

4 結 論

研究基于CFD仿真技術對噴嘴進行仿真和數值計算，分析了超高壓水射流噴嘴的流場參數分布和流場特性。對比不同靶距和沖擊角模型仿真下的壁面剪切應力和打擊壓強，闡述了各模型特征參數對流場水射流各項特征的影響，獲得不同工況下的噴嘴設計噴射參數的最優組合范圍。相關結論如下：

(1) 壁面打擊壓強呈正態分布，隨著角度的增大，打擊壓強峰值偏離壁面徑向距離中心點的位置逐漸明顯。垂直入射時，靶面沖擊區面形呈W形狀，靶面剪切應力分布大致呈M形狀；當沖擊角增大時，偏離W和M效果明顯。靶面所受的最大剪切應力不在中心而在射流中線點的周圍，而中心低應力區對應著壁面最大打擊壓強區域。

(2) 當靶距較小時，最佳沖擊角會隨靶距的變化而變化，基本呈減小的趨勢；當靶距較大時，最佳沖擊角相對穩定。當靶距和沖擊角都大時，會造成壁面剪切應力上下游區域的趨勢發生變化。適當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加劇射流的能量損耗。

(3) 試驗結果表明合理的靶距和沖擊角可以增加高壓水射流的動力學性能。且不同的沖擊角有著不同的打擊壓強峰值衰減靶距。選擇適當的參數，會增加剪切應力，減小射流擴散率，控制噴嘴噴射出的高壓水射流，同時提高射流沖擊剝離效果。

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