除锈是修船行业中非常重要的工艺流程。目前，中国绝大多数修船企业采用人工喷丸打砂作业方式，对表面涂层已劣化和海洋生物附着严重的船舶表面进行大面积除锈和清污处理。该方式作业效率低、除锈效果差，且存在对大气环境污染严重等一系列问题，工作过程中会有大量粉尘弥漫于空气中，对现场工人及周边居民的身体造成严重危害。

超高压水射流是目前极具代表性的绿色环保除锈技术，其基本原理是利用高速射流击打物体，在固体和液体的接触面上形成一个极大的压应力区，同时在距射流冲击点一定距离产生打击压强、剪切应力、水楔等联合作用，导致材料产生裂纹，脆性扩散直致结构破坏。超高压水射流除锈具有能耗低、污染小、效率高、成本低、操作简单等特点^[1]。

现如今，超高压水射流除锈已成为发达国家的主流除锈技术，如美国的Stoneage、Flow等公司，开展了超高压水射流除锈成套设备的研发，已有成熟的产品相继投入市场。中国相关科研院所、高校和厂家也开展了超高压水射流清洗器成套设备的研发工作。但这些研发工作大多集中于作为喷头载体的机器人的设计和控制，如合肥通用研究院的除锈爬壁机器人、大连海事大学的除锈爬壁机器人成套设备^[2-3]。目前，中国国内很多成套设备所采用关于喷头的设计参数，一般是参考国外同类产品的相关参数并结合现场经验确定。通过定量化分析从而选择射流核心参数的基础性研究相对较少，对一些喷嘴的具体工作参数，如靶距、入射角度的选择会相对保守，难以保证射流效率。当前，在优化射流性能、提高清洗效率的同时，选择合适的喷嘴、喷头的外部工作参数来降低使用成本已成为当务之急^[4]。

超高压、高速旋转工况下，在射流与环境介质间会存在剧烈的能量交换，形成一个复杂的多相湍流场^[4]。众多学者就水射流技术已开展了相关的模拟和实验研究：张子威等^[5]分析了在不同的射流压力、冲击角和靶距下射流的流动特性；施春燕等^[6]利用计算流体动力学（computational fluid dynamics, CFD）软件对不同冲击角的抛光射流进行数值模拟和实验研究，发现冲击角对材料去除分布的影响是由射流速度和壁面压力共同作用引起的；王丽萍等^[7]搭建了超高压水射流实验台，研究了靶距和入射角度对射流打击力的影响；罗银川等^[8]对不同喷嘴结构下射流的斜射冲击过程进行了数值模拟，得到了靶面上的射流速度和压力分布曲线。

目前，有关单束定冲角的外部参数，如靶距、入射角度等核心参数的定量化研究较少，关于多束旋转射流的水动力性能更需深入探讨。Ge等^[9]对在不同喷头转速、射流压力和射流冲击角条件下水射流旋转破岩进行了实验研究。Peng等^[4]分析了靶距和转速对塑胶清洗效果的影响。

本文中，基于CFD技术，根据超高压水射流除锈喷头的工作特点，同时考虑水的压缩性和空化效应，建立单束定冲角、多束旋转喷头的三维模型，重点对单束射流的最佳入射角度、最佳靶距与射流等速核长度的关系（水动力性能）进行探究，同时对高速旋转多束射流的水动力性能进行分析，以期对超高压水射流喷头的装配参数给出建议。

1.   计算模型分析

1.1   射流基本结构

水射流基本结构如图1所示，在射流的喷射方向上，水射流可以被分为3个不同的区段：初始段、基本段和消散段。

图  1  直锥型喷嘴以及水射流结构示意图

Figure  1.  Schematic diagram of the straight cone nozzle structure and water jet structure

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初始段包括核心段和部分过渡段。初始段区域内部没有速度梯度，由于水射流表面与空气间存在摩擦阻力，射流表面会出现波纹，且波动幅度与喷射距离成正比。当波动幅度达到一定程度时，会渗入少量空气而导致射流边界层发生破裂。当射流喷出一定距离后，初始段完全消失。

射流的基本段在初始段和消散段之间，在此区域中，射流与环境介质相互交混，形成湍流混合区。由于受到环境介质的动力、黏性力等外力作用，射流边界层破碎形成小水滴。射流基本段较长，射流轴心速度和动压都在此区域逐渐衰减^[10-12]。

射流消散段在基本段外，在该段中，射流与环境介质完全混合，射流能量基本损失殆尽。射流卷吸环境介质的能力较低，基本失去凝聚力，此段主要用于降尘和除尘。射流基本段与消散段的边界不明显，边界的划分相对模糊。当雷诺数Re>2×10⁵时，初始段长度X_c（也称射流等速核长度）与工件质量和喷嘴流道形状（长径比、收敛角）密切相关^[10-12]。

1.2   控制方程

1.2.1   连续方程

基于可压缩、黏性流体（纯水）进行模拟，其质量守恒定律的连续方程为：

式中：$\rho$为流体密度，${v}_{x}、{v}_{y}、{v}_{{\textit{z}}}$为速度${\boldsymbol{v}}$在$x、y、{\textit{z}}$方向上的分量。

1.2.2   动量守恒方程

$x、y、{\textit{z}}$方向上的动量方程分别为：

式中：$p$为压力，${\mathbf{\tau }}$为黏性应力，${F}_{x}、{F}_{y}、{F}_{{\textit{z}}}$为在$x、y、{\textit{z}}$方向上的微元体积力。

1.3   几何模型及验证

1.3.1   几何模型及网格划分

在超高压水射流成套设备中，喷头由喷嘴、喷头体等多个零部件组成，具有旋转、进给、多束等功能^[13]。喷嘴是喷头装置的基本元件，也是决定成套设备除锈效率的核心因素。直锥型喷嘴是目前常用的一种结构形式，其参数主要包括入口直径D、出口直径d、长径比l/d以及收敛角α，其结构如图1所示。

直锥型喷嘴是一种高效的直喷式喷嘴，产生的射流速度分布均匀，其中心轴线速度的聚集性和稳定性都明显优于其他类型喷嘴的，已被广泛应用于射流领域。因此，本文中的单束定冲角和多束旋转喷头都选用直锥型喷嘴。

基于直锥型喷嘴，本文中开展超高压水射流除锈喷头水动力性能数值模拟研究，相关工作基于CFD软件STAR CCM+完成，数值模拟的物理模型采用可实现的k-ε湍流模型，速度场和压力场的解耦采用SIMPLE算法。在射流域中，为了更好地反映特定区域的变化规律，将中心轴线、靶面、喷嘴等关键部分设置为网格加密区，如图2所示。

图  2  单束定冲角喷头三维模型和网格拓扑结构剖面图

Figure  2.  The three-dimensional model and cross-section mesh topology for the single-beam nozzle with a fixed angle of attack

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1.3.2   网格敏感性与模型可靠性验证

网格疏密程度对数值模拟结果影响显著，在开展数值模拟前，需先对数值模型的网格密度依赖性进行检验。在以单束定冲角喷头的靶距和入射角为研究对象的工况中，选取靶距为20 mm、入射角为0º条件下的4种网格密度（对应Meshes 1～4）的算例实施数值模拟分析，观察其壁面打击压强最大值的变化情况。如表1所示，不同网格密度条件下的最大壁面打击压强相差δ较小，Mesh 3和Mesh 4的2种网格方案间最大壁面打击压强仅差0.015%（即${\delta _{{\text{Meshes }}4 - 3}} = \dfrac{{{p_{{\text{Mesh 4}}}} - {p_{{\text{Mesh 3}}}}}}{{{p_{{\text{Mesh 3}}}}}} = 0.0{\text{1}}5\text{%}$），但网格量却相差约59%，因此，本文中采用Mesh 3对应的网格拓扑结构和密度设置开展数值模拟。射流靶距是本文的主要研究对象之一，因为不同算例选取的靶距不同，所以模型的网格量差异较大。本文数值模拟中采取了对不同工况的模型，网格拓扑结构和加密区网格密度保持不变的方案，由此不同冲角和靶距的单束喷头模型其网格节点数在100万～300万变动。

表  1  网格敏感性验证

Table  1.  Mesh sensitivity validation

网络编号	网格节点	壁面打击压强/MPa	δ/%
Mesh 1	402 324	198.29
Mesh 2	721 127	198.99	0.353
Mesh 3	1 058 945	199.37	0.191
Mesh 4	1 684 043	199.40	0.015

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另外，采用与本文网格拓扑结构和网格密度相当的计算模型，已实施过对应喷嘴入口直径为19 mm、入口段长度为32 mm、出口直径为4 mm、收敛角为60°、长径比为2.5算例的相关模拟的验证工作。基于固定射流压力（8 MPa）改变靶距和固定靶距（841 mm）改变射流压力2种方案，以射流垂直冲击靶面时的壁面打击力为对比参量，本文中得到的数值模拟结果与文献[10]中的数值模拟结果吻合较好，如表2～3所示，从而验证了本文中模型相关参数设置的合理性。

表  2  固定射流压强为8 MPa，在不同靶距下的壁面打击力

Table  2.  Wall strike forces under different standoff distances when the jet pressure is fixed to 8 MPa

靶距/mm	壁面打击力/N		误差/%
	文献[10]	本文
20	208.64	209.43	−0.4
100	211.88	210.62	0.6
200	212.27	211.78	0.2
300	211.09	210.41	0.3
400	210.01	206.98	1.4
700	207.37	205.11	1.1

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表  3  固定靶距为841 mm，在不同射流压强下的壁面打击力

Table  3.  Wall strike forces under different water jet pressures when the standoff distance is fixed to 841 mm

射流压强/MPa	壁面打击力/N		误差/%
	文献[10]	本文
7	190.22	165.13	13.2
9	212.95	215.31	−1.1
11	239.61	234.02	2.3
15	303.21	314.87	−3.8

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1.3.3   单束定冲角喷头数值模型

参考实际工况，单束定冲角喷头模型的关键参数包括入口直径D=8 mm、出口直径d=1 mm、长径比l/d=2.5、收敛角α=30°。喷嘴的边界条件设置如图3所示，AB设置为求解域的压力入口，AIHG、ED为壁面，GFE为压力出口（1个标准大气压，忽略重力），BCD为对称平面。单束定冲角喷头模型和网格拓扑结构剖面图如图2所示。目前，用于船壁除锈的超高压柱塞泵所提供的实用水压范围为200～280 MPa。数值模拟中，选定工程常用的下限200 MPa作为入口压力。

图  3  单束定冲角喷头射流计算域示意图

Figure  3.  The computational domain of the impinging jet from the single-beam nozzle with a fixed angle of attack

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1.3.4   多束旋转喷头数值模型

在关于多束旋转喷头的转速对射流水动力冲击性能影响的研究中，参考图4(a)所示的十字形喷头布局，模拟中采用了的喷头布局模式如图4(b)所示，这种分布式四喷嘴布局结构的最外侧位置射流受高速旋转影响最显著。分别在4个分支上等旋转半径R=185 mm处设置喷嘴，喷嘴口径均为0.35 mm，实现对靶面固定点的扫掠冲击，进而研究转速对射流水动力学冲击性能的影响。图4(c)为多束旋转喷头的三维网格拓扑结构图。多束旋转喷头在超高压水射流高速旋转时，高转速会导致一定的能量损耗，对实际水压的要求通常高于单束定冲角喷头，在此将其工作压力设置为250 MPa，对应的除锈轨迹宽度约为0.35 m。

图  4  多束旋转喷头实物、模拟模型及对应的三维网格拓扑结构

Figure  4.  The photo and simulation model of the rotating multi-beam nozzle as well as its corresponding three-dimension mesh topology

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喷嘴的入口设置为压力入口，出口设置为压力出口，其他部分设置为壁面。数值模拟中将流体域分为旋转域和固定域，喷头位于旋转域内，喷头随旋转域等速旋转，冲击壁面位于固定域内，在旋转域和固定域设置交界面进行连接。为准确计算壁面打击压强并充分获得射流形态，在此对数值模型中喷嘴、射流和壁面区域附近的网格进行细化处理，保证每个数值模型交界面两侧的网格数量级一致，网格数约为4 000万。

2.   计算结果分析

2.1   流场分析

射流致密性是评估射流动力特性的一个公认准则，常用射流等速核长度进行表征。图5为单喷嘴射流模型中剖面上的各物理场云图。

图  5  单喷嘴射流模型计算域各物理量云图

Figure  5.  Contours of different physical quantities in the computational domain of the single-beam nozzle with a fixed angle of attack

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喷嘴中空化现象的发生与其几何结构密切相关^[14]。本文中选用基于Rayleigh-Plessert（气泡增长型）公式推导出的Schnerr-Sauer空化模型，它可用于对多组成材料的气泡增长率和塌陷率进行比率缩放，是一种较理想的空化模型。Schnerr-Sauer空化模型将超高压水射流作为混合流动介质（含大量水蒸气），通过气液净质量传输率方程：

来计算蒸汽相体积分数^[14]。式(5)中：${v_{\text{r}}}$为气泡增长速度，${p_{{\text{sat}}}}$为饱和压力，${p_{{\text{around}}}}$为周围液体压力，$\ \rho$为液体密度。

根据伯努利方程，流体中某截面的流速较高时，该截面的压力相对较低^[15]。图5(a)为喷嘴收缩段空化效应局部放大云图，喷嘴收缩断面巨大的压力差会导致大量空泡的产生，产生的空泡随着超高压水的流动逐渐向喷嘴出口发展。空化现象是一种复杂的湍流两相流动，其数值建模涉及到流动控制方程组、湍流模型、空化模型等多个方面^[16]。从图5(a)可以看出，产生空化的位置就是射流流场速度急剧提高的位置，这是由于射流中的空气泡消失，产生“内爆”，造成空化射流的流速比普通射流的流速高。

由于直锥型喷嘴内部流道的集束性，当射流离开喷嘴后，射流内部的速度较高且可以保持一定射流距离，出现射流等速核。从图5(b)可以看出，在一定射流距离内，射流的内核速度明显较高，喷嘴出口速度达到618 m/s。

任何流体都是可以被压缩的，但不同流体的可压缩程度不同。液体的可压缩性通常很小，随着压力和温度的变化，液体的密度仅有微小的差异。液体的密度和压力存在如下关系^[3]：

式中：${d_p}$、${d_\rho }$和E分别为入口压力、密度和可压缩模数。在200 MPa的工作环境下水会被压缩，结合公式(6)和射流密度云图5(c)可计算出压缩量约为9.6%。

图5(d)为射流湍动能云图，从图5(d)可以看出，喷嘴中湍流动能大的区域位于射流边界层、靶面附近。当射流离开喷嘴后，在射流边界附近会出现较大的速度差，从而产生垂直于射流方向的作用力，所以射流边界和壁面冲击区域附近的湍动能相对较高。

图5(e)为射流温度云图，从图5(e)可以看出，超高压射流在冲击靶面过程中，冲击射流温度可达74.6 ℃。同时，在冲击射流附近存在着剧烈的能量交换。

2.2   入射角度对射流效果的影响

射流冲蚀过程中对壁面材料的侵蚀机理主要包括2种：一种是射流对目标壁面进行垂直冲击产生打击压力，使表面基材破碎去除；另一种是通过流体近壁面的径向速度，使壁面产生一个径向的剪切应力，实现材料的去除。锈层的抗拉强度远低于其抗压力度。因此，与打击压强相比，剪切应力更易破坏锈层^[13]。本文中将最大剪切应力${\tau _{\max }}$作为检验喷头水动力学性能的特征参量。在射流靶面上，最大剪切应力是与塑性行为关联的韧性失效的重要度量，它符合关系式：

式中：${s_1}$为最大主应力，${s_3}$为最小主应力。

入射角度θ对射流流场的影响是多方面的，中心轴线两侧壁面上的射流速度、水垫层厚度、剪切应力和压强分布都受入射角度的影响。喷嘴内部参数不变（长径比为2.5，收敛角为30°），在射流压力为200 MPa、靶距为20d 时，对不同入射角度的模型开展数值计算。

当射流以一定倾角入射并与靶面碰撞时，冲击流将在壁面碰撞点发生分流，造成二次射流并在轴线两侧形成2条弯曲的流线。在此，定义流线弯曲程度大的一侧（即射流中心轴线与壁面夹角小于90°的一侧）为上游，流线弯曲程度小的一侧为下游，射流入射角度为射流轴线与壁面夹角的余角。斜冲击射流流场速度、壁面剪切应力云图如图6所示，当入射角度为0°时，壁面所受到的剪切应力曲线整体呈中心对称分布。另外可看出，当入射角度为15°、25°时，由于上游方向的射流流线弯曲程度较大，导致冲击能损失加剧，所以速度分布呈现出下游偏大的趋势。壁面所受到的剪切应力最大值出现在上流。一般来说，壁面受到的剪切应力与近壁面流体流速呈正相关，但由于壁面下游区域的射流厚度相对上游较大，下游的水垫效应导致上游的剪切应力峰值优于下游。但当入射角度增大至40°及以上时，由于入射角度过大，壁面剪切应力分布表现较差，说明此时在靶面上射流冲击能量流失较严重，因此在关于最佳冲击角筛选的过程中，不再将40°及以上入射角度的算例纳入考虑范畴。

图  6  斜冲击射流流场速度、壁面剪切应力云图

Figure  6.  Contours of the oblique impinging jet velocity and wall shear stress

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当入射角度为0°～30°时，壁面所受剪切应力、打击压强分布情况见图7～8，剪切应力的分布曲线皆呈M状，中间剪切应力较小，两侧呈先增大后减小的趋势。在靶面上，其剪切应力分布曲线在射流中心处存在明显的低应力区，而该区域恰好对应图7中最大打击压强区域；剪切应力的环形峰值区域则恰好位于射流中心两侧。

图  7  不同冲击角度下，壁面打击压强分布

Figure  7.  Wall pressure distributions at different jet angles

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图  8  不同冲击角度下，壁面剪切应力分布

Figure  8.  Wall shear stress distributions at different jet angles

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从图7～8可以看出，在靶面上，不同入射角度下，剪切应力和打击压强的整体变化趋势基本一致。当高速射流冲击靶面时，改变射流速度方向，其水动力性能也随之变化。当入射角度为0°～20°时，壁面打击压强峰值稳定在200 MPa附近；当入射角度大于20°时，打击压强峰值衰减较快；当入射角度为30°时，打击压强峰值相比200 MPa衰减约10%。随着入射角度的增大，打击压强峰值点向上游偏移，当入射角度为30°时偏移射流中轴线约0.5d，如图7所示。水射流击打到壁面的瞬间形成反射现象，较大冲击角的变化显著地影响壁面打击压强，打击压强迅速衰减。

从图8可以看出：当入射角度为0°～15°时，壁面受到的剪切应力峰值呈逐渐增大的趋势；当入射角度为15°～17°时，壁面剪切力峰值波动较小，基本维持在1.2 MPa附近；而当入射角度为17°～30°时，内壁面剪切应力峰值逐渐降低，当入射角度为30°时，壁面剪切应力峰值相比1.2 MPa衰减16.7%，但其峰值依旧高于当入射角度为0°对应的峰值。可见，改变射流入射角度对改善射流效果作用显著。

入射角度的变化致使壁面射流存在上、下游区域分流现象和不同程度的水垫效应；射流的分流则又会带来壁面剪切应力的不对称变化。随着入射角度的增大，下游区域的水垫层厚度有逐渐增大的趋势，水垫层厚度越大，对超高压水射流冲击能量的消减作用越强。当水垫厚度达到一定阈值时，下游区域的能量消耗明显大于上游区域的能量消耗，因此会出现上游区域的剪切力峰值均大于下游区域的剪切力峰值的现象。

在上游方向，当入射角度为0°～30°时，随着入射角度的增大，壁面受到剪切应力最小值点逐渐向上游方向偏移，壁面剪切应力峰值点均出现在上游区域，该变化趋势与壁面所受打击压力峰值点的变化趋势一致。当入射角度为30°时，打击压强峰值点偏移量约为0.5d。在下游方向，当入射角度为0°～30°时，壁面剪切应力峰值随着入射角度变大逐渐降低。当入射角度为30°时，壁面剪切应力峰值相比最大壁面剪切应力峰值衰减约13.7%，但剪切应力作用范围逐渐增大。这是因为选择适当的入射角，在一定程度上会减小射流的能量消耗，同时有效增大壁面剪切应力最大值；但是，过大的入射角又会造成超高压水射流的壁面附着作用降低，使得倾斜射流冲击能无法有效转化为壁面打击力。

2.3   靶距对射流效果的影响

为了消除喷嘴直径对流场比例的影响，把喷嘴直径d和靶距H进行无因次化处理，得到新的参量H/d。由于射流速度核取决于喷嘴内部参数，选取对喷嘴水动力性能影响最大的收敛角为研究对象（喷嘴的出口直径d=1 mm、长径比l/d=2.5）对射流等速核长度与最佳靶距的关系，以及靶距对射流效果的影响进行探究。在同一前提条件下，将不同内部参数的喷头模型，开展不同靶距下的数值模拟。

图9～14为不同收敛角喷嘴、不同靶距下，壁面受到剪切应力、打击压强分布。图15为不同收敛角喷嘴轴心速度分布情况。由图9～14可以看出，在不同工况下靶面所受打击压力皆呈正态分布趋势，靶面中心位置的打击压强最大，随着靶面径向距离的增大，靶面受到的打击压强逐渐减小。如图9所示，当收敛角为30°、靶距为20d～50d时，壁面打击压强峰值基本保持在200 MPa附近，当靶距大于50d后，壁面打击压强迅速衰减。

图  9  收敛角30°时不同靶距下的壁面打击压强分布

Figure  9.  Wall pressure distributions at different standoff distances with a convergence angle of 30°

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图  10  收敛角30°时不同靶距下的壁面剪切应力分布

Figure  10.  Wall shear stress distributions at different standoff distances with a convergence angle of 30°

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图  11  收敛角40°时不同靶距下的壁面打击压强分布

Figure  11.  Wall pressure distributions at different standoff distances with a convergence angle of 40°

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图  12  收敛角40°时不同靶距下的壁面剪切应力分布

Figure  12.  Wall shear stress distributions at different standoff distances with a convergence angle of 40°

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图  13  收敛角120°时不同靶距下的壁面打击压强分布

Figure  13.  Wall pressure distributions at different standoff distances with a convergence angle of 120°

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图  14  收敛角120°时不同靶距下的壁面剪切应力分布

Figure  14.  Wall shear stress distributions at different standoff distances with a convergence angle of 120°

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图  15  不同收敛角下，射流轴心速度分布

Figure  15.  Jet axial velocity distributions at different convergence angles

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由图10可以看出，随着靶距增大，在40d时壁面所受剪切应力峰值达到最优水平，随着靶距继续增大，在靶距为40d～60d范围内，壁面所受剪切应力峰值稳定在1.4 MPa附近，相比最大值1.87 MPa衰减约4.5%；随着靶距进一步增大，在60d～100d靶距范围内，壁面所受剪切应力峰值骤减，在靶距为100d时，壁面所受到的剪切应力相比剪切应力最大值衰减约15.3%。经改变射流靶距发现，逐步增大靶距，其对应的射流壁面剪切应力呈现先增大后减小的趋势。

通过进一步观察图15，从收敛角为30°的喷嘴射流轴心速度的变化趋势可以看出：在0d～50d靶距范围内，射流轴心速度基本保持在618 m/s；当靶距大于50d，射流轴心速度开始迅速下降。可见，射流轴心速度随靶距的变化趋势，与壁面所受打击压强随靶距的变化趋势相似。在射流速度核消散处，壁面所受剪切应力达到最佳水平。如图11～14所示，收敛角为40°、120°时，在不同靶距下，壁面打击压强、剪切应力的变化情况和射流轴心速度的分布规律，与收敛角为30°的喷嘴时变化趋势基本一致。

2.4   转速与多束流对射流效果的影响

旋转有助于提高喷头的实际工作效率。旋转喷头以其清垢效率高、效果好等优势, 现已成为水射流各应用领域的主角，离心式自旋转射流喷头是其中广泛应用的一种^[17]。由于旋转作用，水射流循环喷射在垢层, 在交变应力下, 垢层逐渐断裂脱落从而完成清层任务。

喷射区域每一点的喷射频率f可由下式进行计算：

式中：N为同一半径的喷嘴个数，$n$为旋转速度。

自驱型旋转水射流喷头的转速，会随着射流速度的增大而不断加快，最终稳定为平衡高转速。若旋转速度过快，则射流雾化严重，更多的冲击能为喷头提供旋转动能，对垢物的冲击时间急剧缩短^[13]。以十字形对称布局旋转喷头为例，当设定转速为600 r/min时，由公式(8)可计算出旋转喷头在喷射区域每一点的喷射频率为40 Hz。这样，既避免了定冲角工况下由于连续喷射造成的“水垫效应”，也使得其在单位时间内，对更大范围的污垢进行多次冲刷，从而提高效率。然而多束流的转速并非越快越好，当旋转速度过快时，不仅导致水射流能量的大量损耗，还会出现靶面材料尚未破坏裂化而射流就滑离打击点的现象，导致靶面除锈不彻底，多束旋转喷头清洗效率降低的现象，所以旋转喷头的转速须优选^[18]。

在此，以旋转喷头中最外围喷嘴为研究对象，定义喷嘴线速度正方向为打击点上游，反方向为下游，观察射流路经点的壁面打击压强、剪切应力分布情况。图16为不同转速下射流流场速度和壁面剪切应力云图，壁面剪切应力云图中图片的下方一侧为上游。从图16(b)可以看出，转速对壁面剪切应力峰值和分布的影响较大，喷头在旋转工况下，壁面剪切应力的峰值出现在下游方向。在不同的转速下，靶面剪切应力的形状有明显的区别。转速为0 r/min时（相当于单束定冲角喷头的状态），靶面剪切应力呈圆形，且剪切应力大小呈阶梯状向外均匀变化；在其他转速下，靶面剪切应力形状均沿旋转方向进行扩展，同时剪切应力大小呈不均匀变化。从图16(a)可以看出，射流流场静止时，中心轴线的速度明显低于旋转时的速度，说明适当提高转速对喷头射流整体速度分布特征有提升效应。因为喷头旋转速度远高于射流中线轴线的喷射速度，在不同旋转速度下，喷头旋转对射流流场分布的影响几乎不变，速度的数值稳定在728 m/s。图17为多束旋转喷头的射流效果图，由图中可以看出，当喷头的旋转速度为0 r/min时，多束旋转射流垂直冲击作用在靶面上。

图  16  不同转速下，射流流场速度和壁面剪切应力云图

Figure  16.  Contours of impinging jet velocity and wall shear stress at different rotating speeds

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图  17  多束旋转喷头的射流效果图（0 r/min）

Figure  17.  Jet effect diagram of a multi-beam rotating nozzle (0 r/min)

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图18～19为不同转速下壁面所受剪切应力、打击压强沿旋转路径切线的分布图，其中径向距离为负值一侧为上游。当喷头旋转速度在0～1 800 r/min范围内，随着转速提高，壁面所受到的剪切应力峰值增大。喷头旋转速度在1800～2100 r/min范围内时，壁面剪切应力峰值稳定在2.45 MPa附近，当转速大于2 100 r/min时，剪切应力峰值逐渐减小。

图  18  不同转速下壁面打击压力分布

Figure  18.  Wall pressure distributions at different rotating speeds

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图  19  不同转速下壁面剪切应力分布

Figure  19.  Wall shear stress at different rotating speeds

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喷头旋转速度在0～1 200 r/min范围内，转速的提高，使壁面所受到的打击压强峰值逐渐增大，最大峰值在272 MPa附近，随着转速继续增大，打击压力峰值减小。当多束旋转喷头的转速在1 200～2 100 r/min范围内时，壁面打击压强峰值稳定在261 MPa附近，相比最大峰值衰减约4%。当喷头转速大于2 100 r/min时，壁面打击压强衰减速度变快；当转速为3 600 r/min时壁面打击压强峰值在177 MPa附近，相比最大峰值衰减约34.9%，此时壁面打击压强峰值点向下游方向偏移。由此可以推断，喷头转速变化会对射流入射角度产生影响，过大的转速造成射流的冲击能剧烈衰减。

由于在旋转运行过程中射流在上游区域发生剧烈的卷吸作用，在喷头旋转速度超过1 200 r/min后，上游区域的壁面剪切应力分布呈不规律变化趋势。在喷头转速超过2 400 r/min后，超高压水射流雾化严重，甚至丧失冲击力，此时剪切应力最大值迅速变低，在喷头转速过快的工况下，超高压水射流的能量无法得到有效利用。原因是当转速过大时，支撑喷头旋转须消耗大量冲击能，另外高速旋转射流停留在靶面的时间缩短，致使除锈效率大大降低。

壁面所受打击压强随喷头转速的增大，呈现出先增大后减小的趋势，如图18所示。旋转喷头可以避免定冲角工况中由于连续喷射所造成的 “水垫效应”，一定转速范围内壁面打击压强略微增大。随着转速的持续增大，部分射流能量开始损失；考虑到入射角度在一定程度上对流场的影响，壁面打击压强迅速减小。综上，在压力为250 MPa的工况下，该旋转喷头的最佳转速在1 800～2 100 r/min之间，对应的线速度为34.9～40.7 m/s。

3.   结　论

利用CFD技术对单束定冲角、多束旋转两种喷头模型开展数值计算，阐明了单束定冲角喷头的外部特征参数（如靶距和入射角度），以及对多束旋转喷头的转速对射流水动力特性的影响。通过对比了不同工况下的壁面剪切应力、打击压强，阐述了各模型特征参数对射流流场的影响，得到如下结论。

（1）在增大入射角度后，壁面受到的最大剪切应力呈先增后减的趋势。适当的入射角度在一定程度上可以减小射流流域的能量消耗，有效增加壁面剪切应力最大值。

（2）壁面剪切应力随靶距的增加而先增后减，其最大值所对应的靶距，与其射流等速核长度一致。在射流等速核消散处，靶面中心受的打击压力开始衰减，此时壁面所受到的剪切应力达到最大值。

（3）喷头高速旋转工况下，转速对射流参数的影响较大，剪切应力的最大值出现在喷头旋转方向的相反侧，随着旋转速度逐渐增大，壁面剪切应力、打击压力最大值先增后减。

喷头的高速旋转可以避免在定攻角工况下出现的水垫效应，进而在一定转速范围内，壁面所受打击压强略微增大。随着转速的持续增大，部分射流能量开始损失，同时入射角度会发生变化，从而进一步影响壁面所受到的剪切应力以及打击压强的分布。