靶距与冲击角对超高压水射流喷嘴水动力学性能影响的研究

黄璐云， 陈正寿， 倪路新， 杜炳鑫， 陈源捷， 林 森

(1.浙江海洋大学 船舶与海运学院，浙江 舟山 316022；2.太平洋海洋工程(舟山)有限公司，浙江 舟山 316057)

绿色制造和生态保护是国家“十四五”规划转变发展模式的主旨[1]。船壁的除锈除漆是修造船过程中一项重要工艺流程，而目前船企仍在大规模使用的干气喷砂除锈技术是公认的高污染工艺[2]。迫于久治不愈的雾霾困扰和不断加大的政府环保处罚力度，修造船企业逐渐意识到使用绿色环保工艺替代喷砂除锈是大势所趋[3]。以超高压水射流为代表的环境友好型技术，具有能耗低、污染小、高效、易于操作等优势，被人们所重视并在船壁大面积除锈中得以运用[4-5]。

对于超高压水射流成套装备，国内外众多学者、科研机构主要集中研发载体平台的机器人和专用高架车等，而关于喷头装置水动力性能的研究比较欠缺[6-7]。目前，国内很多成套设备所采用关于喷头的设计参数，一般是通过参考国外同类产品的相关参数并结合现场经验确定，通过定量化分析去选择喷头(特别是喷嘴)的核心参数基础性研究相对较少[8-9]。

超高压水射流冲射到船壁外表面时，高速击打油漆层，在固液体的接触面上立即形成一个极大的压应力区，并在射流冲击点附近产生最大壁面剪切应力。打击压强、剪切应力、水楔等联合作用会导致材料产生裂纹，脆性扩散直致结构破坏。大量研究表明喷嘴的内、外部参数和其对应的水动力学性能直接影响高压水射流对被清洗物冲洗和破碎效果[10]。

关于喷嘴的内部参数，如形状、收敛角、直径、过渡比等已有一定数量的研究成果[11]。韩启龙等[12]采用数值分析方法对喷嘴形状、半锥角等参数的水射流动力学性能影响进行深究。刘庭成等[13]采用试验和理论分析结合的方法，定性地描述了水射流打击压力、喷嘴直径、胶管直径与高压水射流工作中能量损失的关系。Wen等[14]通过自行开发的多功能试验设备研究不同喷嘴性能，分析得出直圆锥型喷嘴具有最佳结构参数。赵伟民等[15]建立湍流模型，利用有限元非结构三角形网格局部加密的方式，研究不同收缩角对流场结构参数的影响。杨文志等[16]用Fluent软件仿真设计了4种不同流线型喷嘴，证明高斯型喷嘴在实际工况中效率更高。目前，有关喷嘴的外部参数，如靶距、冲击角等定量化研究相对较少[17-18]，而这恰好是改进超高压水射流动力学性能和除锈效率的关键。

文中通过CFD(computational fluid dynamics)技术，结合空化、多相流等数值模型，并考虑水的压缩性，将靶面剪切应力和打击压强作为特征参数，开展喷嘴靶距和冲击角对水射流动力学性能影响的研究，阐明了靶面最大剪切应力、打击压强分布规律与靶距和冲击角的关系。

1 计算模型描述

1.1 射流基本结构

如图1所示，水射流大致分为初始段、基本段和消散段三部分：①射流的初始段是指喷嘴出口至转折面区域，部分射流流体的速度保持初始速度，形成密度和动压力值基本不变的区域，称为等速核心区，是能量集中区，适用于切割[19]；②初始段末至消散段前的区域称为射流基本段，充分展现高压水射流的紊流特性，其内部结构紧密，保持水射流的完整性，但水射流的动压力值、轴心速度均有规律地减小[20]；③射流的末尾称为消散段，基本完成水射流流体与周围环境之间的能量交换，此区域内水射流的凝聚力、动压力值、湍动能、轴心速度等都逐渐消散。

1.2 射流冲击要素

斜冲击产生的射流，可实现对材料表面凸起缺陷的有效去除，相比于垂直冲击射流，斜冲击射流在船壁除锈中应用效果更好。斜自由射流与靶面发生碰撞后，会在碰撞点发生分流，改变原自由射流的方向，造成二次射流。定义水射流线弯曲程度大的一侧(轴线与壁面的夹角小于90°的一侧)为上游，流线弯曲程度小的一侧为下游[21]。

图1 水射流结构示意图

如图2所示，斜冲击射流模型的整个射流域可分为3个不同区域：自由射流区域Ⅰ、冲击区域Ⅱ和壁面射流区域Ш。自由射流区域Ⅰ：该区的水射流不受壁面的影响，完全保持自由射流的特性。冲击区域Ⅱ：该区水射流在撞击壁面时发生明显弯曲，此时射流的轴向速度减小，径向速度增大，同时横向速度在距滞止点(射流轴向速度衰减0点)距离约2d处达到最大值um01和um02，滞止点的压力P为整个壁面上的压力最大值。壁面射流区域Ш:末尾射流逐渐变成平行于壁面的流动，恢复静压后，水射流的特性转变为壁面射流的性质。

图2 斜冲击射流模型

1.3 喷嘴参数设计

喷嘴是船壁除锈成套装置中最核心的工作单元。超高压水射流的原理：利用液体增压的原理，使高压流体在通过孔径极小的喷嘴时，产生具有极高速度和动能的射流流体。

如图3所示，考虑到加工过程、工作效率、适用条件、成本等综合因素，采用收敛段和直线段相结合的直圆锥收敛型喷嘴，作为目前实际工程中应用最广泛的喷嘴。直圆锥收敛型喷嘴的结构总体可分为三部分：进入部分I，会聚部分II和出口部分III。

直圆锥收敛型喷嘴内部结构参数关系，如下式

图3 直圆锥收敛型喷嘴结构示意图

(1)

式中：D为进口直径;d为出口直径;L为截面Ⅰ的长度;l为截面Ш的长度;α为收敛角。如图3所示，设定长径比l/d=2.5；收敛角α=30°，出口直径d=0.5 mm的直圆锥收敛型喷嘴。

1.4 喷嘴几何模型

在实际工况中，超高压水射流的工作环境需考虑诸多因素，但在仿真中无法模拟相应的工作环境，所以需要将其适当简化。通过改变靶距(即EF的长度)和喷射角度(保证N点离喷嘴出口的距离保持不变的条件下，调整FG的倾斜程度)来分析喷嘴靶距和冲击角对射流效果的影响，如图4所示。

图4 射流计算域示意图

1.5 网格拓扑结构

在射流区域中，为了更好地反映特定区域的变化规律，将中心轴线、靶面、喷嘴内壁面等关键部分设置为网格加密区，如图5所示。网格质量直接影响计算结果的精度。由此，需首先对喷嘴的计算域进行网格敏感性检验。仿真模型选用的参数如下：入口压力P=200 MPa，喷嘴直径D=0.5 mm，靶距40D，冲击角15°。不同网格密度模型的相关参数如表1所示。

表1 网格敏感性验证

(2)

由测试结果分析得知，壁面打击压强峰值随网格密度变化较小，由式(2)可计算得出网格3和网格4的打击压强峰值仅差0.016%，网格量相差60多万。本文后续拟采用网格3对应的网格拓扑结构和网格密度实施相关的仿真计算。

图5 计算域的网格图(全流体域对应的半剖面)

基于网格敏感性分析，对拟开展的喷嘴成套模型建立网格拓扑结构如下：喷嘴内壁面、靶面边界层处设置近壁面棱柱层，同时在水射流中心轴附近、靶面和喷嘴位置处网格进行加密，各位置网格密度和分布与网格敏感性分析推荐参数相当。喷嘴靶距是研究对象之一，加密范围的不同，带来不同工况中网格数量相差较大，但网格总量在120万～250万变动。虽然不同工况下仿真模型的网格数量差异大，但模型的网格拓扑结构保持不变。

基于该网格拓扑结构和网格密度设定，前期已开展关于超高压水射流打击压强仿真与对应模型试验结果的对比，详见文献[22]，经验证数值计算结果与模型试验结果吻合良好。

1.6 边界条件设计

模拟过程为高压水射流通过喷嘴内部压缩，冲击到空气介质中，形成一束超高压水射流，冲击到靶面上，立即对目标靶面进行冲击破坏。

如图4所示，入口(AL)和出口(IH,HG,EF和ED)采用压力入口边界和压力出口边界(一个标准大气压，忽略重力的影响)，壁面满足无滑移条件，同时采用壁面函数对近壁面边界层进行处理。目前用于船壁除锈的超高压柱塞泵，它所提供的实用经济水压为200～280 MPa。本文仿真计算中选定其下限值200 MPa作为入口压力值。

2 数学模型设计

本文的仿真模型选用空化模型、多相流模型、标准k-ε湍流模型，同时考虑了液体的可压缩性，进而对水射流流场域进行分析。

2.1 空化模型

喷嘴非流线型的流道结构，使超高压水射流在流动过程中产生相变。模型采用的空化模型结构示意图如图6所示，假设截面的入口压力为P1，经过收缩段后的压力为P2。当Pc小于环境的饱和蒸气压Pv时，收缩段内靠近壁面部位将发生空化现象，形成气液混合的“两相流”运动。由于空泡的出现，管道内液体流动的连续性被干扰，空泡随着液体的流动进入下游区域中(压力为P2)。收缩段内的空化相变会显著增强射流冲击力和水动力学性能。

图6 空化示意图

本文选用了基于Rayleigh-Plessert(气泡增长型)公式推导出的Schnerr-Sauer空化模型。该模型将水气混合物视为含有大量蒸汽泡的混合流动介质，通过气液净质量传输率的方程式，计算蒸汽相体积分数。

计算空化气泡增长率使用控制公式

(3)

式中:Psat为饱和压力;ρi为液体密度；vr为气泡增长速度;P为液体周围压力。

2.2 多相流模型

射流与伴随流的剪切作用，会造成超高压水射流的射流过程变成液体和气体混合的多相流运动。依据不同工况，选择不同模型，参照沈娟[23]利用流体体积多相模型对喷嘴气液两相的射流流场进行仿真分析，说明本文选择模型的准确性和可靠性。

流体体积多相模型可预测不混溶流动介质于相交界面的分布、移动。交界面的相分布、位置由相体积分数αi的场来描述。相i的体积分数定义如下

(4)

式中:Vi为网格单位中的i的体积;V为网格单位的体积。

网格单位中所有相总和必须是

(5)

式中,N为总相数。

根据判断体积分数的值，区别网格单元中不同相或流体是存在与否。

αi=0→网格单位完全没有相i,

αi=1→网格单位完全由相i填充,

0<αi<1→两个极限之间的值表示存在相间交界面

(6)

包含交界面的网格单元中的流体被视为混合物。

2.3 控制方程

通常，喷射过程中的雷诺数Re取2×105～8×105，此时高压水射流处于高湍流状态，计算中采用标准k-ε型。射流介质为水，属于牛顿流体，标准k-ε型的湍动能k和耗散率ε关系方程如下

(7)

(8)

式中:Cμ为黏性扩散系数;Gk为平均速度梯度引起的湍动能的产生；Gb为浮力影响引起的湍流动能产生；YM为可压缩湍流脉动膨胀对总的耗散率的影响；G1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.09；k为湍动能，湍动普朗特数为δk=1.0；ε为耗散率，湍流普朗特数为δε=1.3。

2.4 液体的可压缩性

在大于100 MPa的超高压工况下，纯水射流必须考虑水的压缩性对水动力性能的影响。对于任何液体，在外界压力的影响下，其密度和温度会发生变化。

密度和压力存在着下列关系表达式

(9)

式中:dp，dρ，c0分别为压力,密度和声速。

3 仿真计算分析

本文涉及对不同靶距和冲击角的数值仿真，为便于相互对比分析，在各个仿真算例中，喷嘴出口对应的圆形面中心点的坐标(0，0，0)保持不变。

3.1 仿真模型验证

喷嘴出口射流速度的理论计算公式为

(10)

式中:v为喷嘴外流体的流速;P1为喷嘴内静压力;P2为喷嘴外静压力;ρ为流体密度;d1为高压管直径;d2为喷嘴出口直径。

当入口压力为200 MPa时，通过理论式(10)计算得到最大射流速度为630.82 m/s。仿真模拟的最大射流速度为617.97 m/s，与理论计算数值上的差别主要来自于喷嘴渐变段(会聚部分II，如图3所示)局部水头的损耗。如考虑局部水头损失2%[25]，其理论计算和实际仿真数值一致，验证了射流仿真结果可靠性。

当水射流进入喷嘴时，液体流向的速度方向为水平方向，经过渐变段收敛角进入喷嘴中心孔时，收敛角对低速水射流的加速作用，造成渐变段流体质点速度矢量方向基本不变，速度明显增大的现象。如图7所示，射流的集束性[26]决定喷嘴流场截面上中心轴线上的速度是最大的，它是评估水射流动力学性能的一个公认标准。同时越靠近中心轴线处，射流速度越大。

(a)

(b)

图7(a)所示，高速水射流离开喷嘴口时，立即与周围空气发生剧烈能量交换，产生速度差，生成一束中心轴方向上的射流等速核。图7(b)为水射流密度云图，观察发现在200 MPa的超高入口压力下，喷嘴腔内水体被严重压缩，压缩量约为9%。

壁面剪切应力的低应力区在射流的中心点，同时向两侧呈双驼峰曲线的变化趋势，峰值处即为材料的最大去除处。如图8(a)所示为高压水射流垂直冲击靶面时，靶面剪切应力分布情况：靶面冲击区面形呈“W”形状[27]，靶面剪切应力分布呈“M”形状，此现象与剪切应力的大小和径向速度的关系相关。当水射流冲击壁面后，沿着壁面由滞点向外侧流动，滞点处的壁面剪切应力为零，同时沿着壁面径向距离的变化急剧增大，剪切应力峰值在壁面径向距离为1 mm处，如图8(b)所示。

(a) 壁面剪切应力图

(b) 壁面剪切应力分布图

3.2 试验方案设计

为了分析等速核长度和最佳靶距、冲击角的关系，针对不同靶距和冲击角，以直圆锥收敛型喷嘴水射流的壁面剪切应力和打击压强为判据，设计合理的试验方案。θx(dy)代表在同一角度θ下的不同靶距d，如表2所示，试验方案表记录24种直圆锥收敛型喷嘴模拟试验顺序和结果；dy(θx)代表在同一靶距d下的不同冲击角度θ，如表3、表4所示，试验方案表记录33种圆锥收敛型喷嘴模拟试验顺序和结果。

表2 直圆锥收敛型喷嘴试验方案表(靶距)

3.3 靶距对水动力性能的影响

水射流的冲击力需达到一定力度才能将锈层、漆层等船壁附着物清除。壁面材料的去除成效与靶面受到的打击压强和剪切应力密切相关，因此文中选定打击压强、剪切应力的分布和变化趋势作为评价水射流性能的重要指标。

高速流体冲击物体表面时，流体速度、方向的改变带来其动量的变化。随着射程增加水柱扩散角同步增大，水射流的轴心速度迅速衰减。一般来说，射流基本段的中部在约为60D的靶距处，因此文中仿真计算中将该距离作为最大靶距。

表3 直圆锥收敛型喷嘴试验方案表(冲击角)

表4 直圆锥收敛型喷嘴试验方案(冲击角)

图9为各个靶距对应的射流流场速度和壁面剪切应力云图，综合图9喷嘴处的局部放大图和式(6)中关于气液相αi的判断准则可知，αi位于0～1，流体为气液两相混合物。由局部放大图可以看出，产生水蒸汽的位置就是射流流场速度急剧增加的位置，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。同时可以看出中心轴线速度变化趋势在靶距10D～60D内基本保持不变，且等速核变化差别较小，此时的超高压水射流对表面附着物有较好的清除效果，说明该靶距范围的选定是合理的。由于液体被压缩带来密度、压强变化，造成其壁面剪切应力中心附近基本呈圆形，外围形状偏离圆形分布的现象。值得注意的是，在不同靶距下，同一角度的壁面剪切应力在靶面上的形状、分布具有相似性，呈圆环状阶段型分布。按试验表2对喷嘴流场进行仿真试验，在数学模型参数不变的条件下，固定冲击角，改变靶距下展开计算。

图10～图13所示的特征线截取位置：经过喷嘴出口对应的圆形面中心点(0，0，0)，同时与冲击靶面相垂直的平面，和冲击靶面的相交线上所对应的特征参量值。

图10为各个冲击角下的壁面打击压强图，可以看出当冲击角为0°时，打击压强峰值在靶距10D～40D内基本保持在1.996×102MPa附近，靶距大于40D后显著衰减，且打击压强曲线符合标准正态分布。当冲击角为15°时，在靶距10D～20D内的打击压强峰值保持在1.993×102MPa附近，靶距大于20D后，打击压强迅速削减，且打击压强峰值点偏向上游区域。当冲击角为30°时，在靶距10D～30D内的打击压强峰值明显减少，靶距大于30D后，打击压强峰值保持在1.77×102MPa附近，且打击压强峰值点偏向上游区域的幅度增大。在不同冲击角下，在靶距20D～30D内，打击压强峰值波动较小。水射流喷射到打击壁面的瞬间形成折射反弹现象，随着冲击角的增加，水射流靶距的变化对壁面打击压强的影响变剧烈，造成水射流打击压强迅速衰减的现象。

图9 各靶距射流流场速度、壁面剪切应力云图(局部放大图：靶距为40D喷嘴处的射流流场速度、水蒸气体积分数云图)

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)

图11为各个冲击角的壁面剪切应力图，可以看出当冲击角为0°时，各靶距下的壁面剪切应力基本呈对称分布，在靶距为10D～40D内，最大剪切应力逐渐增加，大于40D后逐渐减小，且较大剪切应力区略微变窄；当冲击角为15°时，上游区域的最大剪切应力在10D～20D内逐渐增加，大于20D后逐渐减小；下游区域的最大剪切应力随着靶距的变化而增大，但总体数值小于上游区域。当冲击角为30°时，上游区域的最大剪切应力随着靶距的变化而减小；下游区域的最大剪切应力在靶距为10D～20D内基本保持不变，在30D～55D内逐渐增大后减小，当靶距大于30D后，上下游壁面剪切应力趋势改变。但在不同靶距下各冲击角喷嘴的剪切应力大致趋势相似，呈M状相似分布。靶距的增加，使水射流冲击区域处于自由射流区的不同阶段，造成冲击射流卷吸效应程度、紊动作用强度有差异的现象，出现不同壁面剪切应力变化趋势。

(a) 0°的壁面打击压强图

(b) 15°的壁面打击压强图

(c) 30°的壁面打击压强图

综上所述，相同参数的喷嘴在不同靶距下对应的打击压强和剪切应力的变化趋势一致。靶距的逐渐增加，总体带来最大剪切应力呈现先增大后减小，打击压强越来越小的趋势。在壁面所受到的剪切应力达到最大值的部分，壁面受的打击压强开始衰减。

3.4 冲击角对水动力性能的影响

冲击角的变化对轴线两侧壁面上的射流速度、射流厚度、剪切应力、打击压强等参数的分布有不同程度影响。在此，将冲击角作为研究喷嘴水动力性能的特征参数。在相同的仿真条件下按照试验方案表3、表4，固定靶距，改变冲击角开展进一步的水动力分析。靶面剪切应力云图截取：以平行于冲击角的方向为视角。

图12为当靶距均为40D时，各个冲击角下的喷嘴射流对应的速度、壁面剪切应力云图，可以看出喷嘴在流场域的中心轴线区域速度大、边界速度小的梯度变化，当冲击角为0°时呈两侧对称分布，改变冲击角后呈不对称分布。超高压水射流在流场的中心轴线处的速度集束性好，能量耗损少，轴向速度大，故冲击力提高。随着冲击角的增加，冲击到壁面的水射流下游区域的水垫层变厚，对壁面的水动力性能影响变剧烈，打击面上的壁面剪切应力分布发生显著的变化，总体呈射流中心向上游区域偏移的现象。

(a) 0°壁面剪切应力图

(b) 15°壁面剪切应力图

(c) 30°壁面剪切应力图

图12 各角度射流流场速度、壁面剪切应力云图

(a) 10D壁面打击压强图

(b) 40D壁面打击压强图

(c) 60D壁面打击压强图

图13为各靶距对应的壁面打击压强图，可以看出随着冲击角的增加，射流打击压强的峰值点逐渐偏离下游区域。当靶距为10D，冲击角在0°～25°内时，打击压强峰值稳定在1.995×102MPa附近，当冲击角大于25°时，打击压强峰值迅速减少，同时较强打击压强区域伴随冲击角的增大而变窄。当靶距为40D时，打击压强峰值的变化趋势和靶距为10D时的差别较大，打击压强峰值总体变小，冲击角在0°～5°内，打击压强峰值基本保持不变;当冲击角为10°～30°时，打击压强峰值下降趋势明显。当靶距为60D时，随着冲击角的增大，打击压强峰值迅速衰减，且在靶距为40D,60D时，打击压强峰值的衰减率为0.45%,0.23%。随着靶距的变化，动量和能量与周围空气介质的不断交换，导致射流扩散动能减小，加剧超高压水射流过程中的能量耗散，造成较强打击压强区变窄、打击压强峰值总体下降的现象。

图14为各个靶距的壁面剪切应力图，冲击角导致靶面射流存在分流现象和水垫效应。上下游区域的划分会带来壁面剪切应力的不对称变化。靶距为10D的上游区域，在冲击角为0°～10°内，剪切应力峰值逐渐增大，而后伴随冲击角的增大逐渐减少，同时在冲击角10°～16°内，最大剪切应力的数值波动不大，冲击角的增大带来较强剪切应力区域变窄；在下游区域，随着冲击角的增大，剪切应力峰值减小，较强剪切应力区域变宽，且各冲击角的壁面剪切应力均为上游区域大于下游区域，但上下游区域剪切应力峰值的差值在减小(最高差0.291 MPa，最低差0.002 MPa)。靶距为40D和60D时，上下游区域的最大剪切应力的峰值变化较10D时相似，但随着冲击角的增加最大剪切应力上下游的壁面剪切应力趋势发生改变：靶距为40D，冲击角为30°处，射流上下游壁面剪切应力趋势发生改变；当靶距为60D时，冲击角为25°处，射流上下游壁面剪切应力趋势发生改变，但各靶距下的剪切应力都具有良好的线性关系。

(a) 10D壁面剪切应力图

(b) 40D壁面剪切应力图

(c) 60D壁面剪切应力图

当靶距较大时，冲击角的增加，带来上下游区域水垫厚度增加从而引发水垫效应。超高压水射流冲击到水垫上的能量会迅速消耗，当水垫厚度达到一定值时，下游区域的能量消耗大于上游区域的能量消耗。因此当冲击角过大时，水射流上下游区域的的壁面剪切力趋势会发生变化。当靶距较小时，由于水射流冲击距离短，冲击力强，水垫效应就会被削弱。当靶距较大时，水射流冲击到靶面的冲击力减弱，增强水垫效应。

3.5 喷射参数优化

为获取较优的超高压水射流喷射参数组合，在降低能量消耗的同时增强对靶面垢层的射流打击力，利用CFD仿真方法对靶距(10D，15D，20D，30D，40D，50D，55D，60D)和冲击角(0°，5°，10°，11°，12°，13°，15°，16°，20°，25°，30°)共88组模拟数据的流场进行模拟建模，对比分析仿真数据，根据最终结果选择符合工况的最优喷嘴喷射参数组合范围。

图15为壁面最大压强图，可以看出当射流冲击角为0°和5°，靶距大于50D和40D时，壁面打击压强峰值开始衰减；当冲击角为10°,11°,12°和13°，靶距大于30D时，壁面打击压强峰值开始迅速衰减；当冲击角为15°和16°，靶距大于20D时，壁面打击压强峰值迅速衰减；当冲击角为20°,25°和30°时，初始靶距时壁面打击压强峰值迅速衰减。打击压强的趋势充分体现靶距对冲击角敏感程度的变化规律：随着冲击角的增大，壁面打击压强的初始衰减靶距减小，对靶距变化的敏感性变强烈。证明当冲击角过大时，水射流撞击到靶面后能量损失较快，随着靶距增大，打击压强迅速减小。当冲击角较小时，超高压水射流的壁面打击压力随靶距的变化趋势与垂直入射的趋势接近。

图15 壁面最大压强图

图16为壁面最大剪切力图，可以看出在超高压水射流的连续作用下，被清洗物表面受到的作用力随靶距的变化而变化。在不同靶距和角度下，壁面剪切应力均呈现先增大后减小的趋势，说明改变冲击角和靶距对水射流喷射效果是有影响的。当角度为10°～16°时，最佳靶距的区域稳定在20D～30D；当角度大于16°时，随着靶距的变化，最大壁面剪切应力显著变化，呈现迅速衰减的趋势。

当靶距小于30D时，壁面最大剪切应力的最佳冲击角是不稳定的，总体呈现减小的趋势；当靶距大于30D时，壁面最大剪切应力的最佳角度保持在10°，此范围的水射流具有良好的稳定性。与此同时，冲击角为10°～16°，最大壁面剪切应力波动不大，差值于0.05 MPa附近。当靶距较小时，靶面离喷嘴出口近，高压水经过喷嘴集聚后产生的射流紧密，此时的水射流作用在靶面时会沿壁面表面流出，产生的打击力有限；逐渐增加靶距，水射流作用到靶面后形成反溅，立即产生反向射流，生成较大的打击力；继续增加靶距，射流的最大壁面剪切应力会迅速衰减。

(a)

(b)

4 结 论

研究基于CFD仿真技术对喷嘴进行仿真和数值计算，分析了超高压水射流喷嘴的流场参数分布和流场特性。对比不同靶距和冲击角模型仿真下的壁面剪切应力和打击压强，阐述了各模型特征参数对流场水射流各项特征的影响，获得不同工况下的喷嘴设计喷射参数的最优组合范围。相关结论如下：

(1) 壁面打击压强呈正态分布，随着角度的增大，打击压强峰值偏离壁面径向距离中心点的位置逐渐明显。垂直入射时，靶面冲击区面形呈W形状，靶面剪切应力分布大致呈M形状；当冲击角增大时，偏离W和M效果明显。靶面所受的最大剪切应力不在中心而在射流中线点的周围，而中心低应力区对应着壁面最大打击压强区域。

(2) 当靶距较小时，最佳冲击角会随靶距的变化而变化，基本呈减小的趋势；当靶距较大时，最佳冲击角相对稳定。当靶距和冲击角都大时，会造成壁面剪切应力上下游区域的趋势发生变化。适当增加冲击角度和靶距在一定程度上可以减小射流的能量损耗，但是过大的冲击角和靶距则会加剧射流的能量损耗。

(3) 试验结果表明合理的靶距和冲击角可以增加高压水射流的动力学性能。且不同的冲击角有着不同的打击压强峰值衰减靶距。选择适当的参数，会增加剪切应力，减小射流扩散率，控制喷嘴喷射出的高压水射流，同时提高射流冲击剥离效果。

本文的研究结果初步确定超高压水射流除锈喷嘴的基本喷射参数靶距和冲击角的最佳组合范围，为后续超高压水射流成套设备的技术完善给出合理的建议。