(1.燕山大學(xué) 建筑工程與力學(xué)學(xué)院， 河北 秦皇島 066004；2.燕山大學(xué) 機械工程學(xué)院， 河北 秦皇島 066004)

引言

脈沖射流被廣泛應(yīng)用于油污清洗[1]、深井鉆探[2-3]、礦產(chǎn)開采[4]、物料切割[5]和管道增輸[6]等領(lǐng)域，是當前的研究熱點之一。為了產(chǎn)生脈沖射流， DEHKHODA等[7]采用機械阻斷的方式進行了脈沖射流實驗研究，該方式需要外加阻斷裝置和動力系統(tǒng)，因此結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜。FOLDYNA等[8]在噴嘴上游利用超聲波技術(shù)產(chǎn)生高頻脈沖射流，該射流的能量相當?shù)?，妨礙了其廣泛應(yīng)用。自激振蕩脈沖射流是通過流體動力學(xué)激勵、流體共振激勵和流體彈性激勵等發(fā)展起來的一種新型高效脈沖射流[9]。自激振蕩脈沖射流是流體通過一個特噴嘴的結(jié)構(gòu)參數(shù)對產(chǎn)生脈沖射流具有關(guān)鍵作用，因此一直是國內(nèi)外學(xué)者研究的重點。廖振方等[10]認為自激振蕩是由壓力擾動波對上游射流的反饋和放大作用引起的。LEE等[11]提出了一種由圓柱形腔室，三角形入口和出口唇緣組成的噴嘴，研究結(jié)果表明三角形噴嘴射流的動能損失系數(shù)明顯低于軸對稱噴嘴。MI等[12]研究了3種不同的進口結(jié)構(gòu)對自激射流頻率的影響，結(jié)果表明，節(jié)流孔式射流的脈動頻率最高。QU等[13]采用正交試驗對結(jié)構(gòu)尺寸的射流動態(tài)性能進行研究，得到最佳組合方案，并發(fā)現(xiàn)上噴嘴直徑是影響射流性能的最重要參數(shù)。陳林等[14]對具有錐形、三次曲線和雙圓弧內(nèi)輪廓的上噴嘴進行了仿真研究，分析了上噴嘴流道內(nèi)輪廓形狀對脈沖射流特性的影響規(guī)律。弓永軍等[15]采用Fluent軟件對噴嘴的全尺寸結(jié)構(gòu)參數(shù)進行了研究，為噴嘴的設(shè)計優(yōu)化提供依據(jù)。LIU等[16]研究了120°下碰撞壁亥姆霍茲噴嘴的湍流流動，根據(jù)模擬結(jié)果分析了一個典型周期內(nèi)空化發(fā)展、渦結(jié)構(gòu)演化情況。趙權(quán)等[17]利用Fluent軟件對脈沖來流噴嘴的振蕩特性進行仿真分析，結(jié)果表明來流速度與噴嘴結(jié)構(gòu)存在最優(yōu)匹配關(guān)系。LI等[18]分析了噴嘴進口面積不連續(xù)性對自激振蕩脈沖射流特性的影響，結(jié)果表明面積不連續(xù)性具有增強峰值的能力，但是對振蕩頻率幾乎沒有影響。

利用空化效應(yīng)是產(chǎn)生自激振蕩的另外一種有效方法。李江云等[19]發(fā)現(xiàn)腔內(nèi)流體的空化作用對自激振蕩有重要影響。HUTLI等[20]研究了水動力參數(shù)(如空化數(shù)、出口射流速度)和噴嘴幾何尺寸對沖蝕過程的影響，研究發(fā)現(xiàn)，隨著空化數(shù)的減少以及出口射流速度的增加，沖蝕變得更加明顯。HUANG等[21-22]采用亥姆霍茲噴嘴驅(qū)動超臨界二氧化碳產(chǎn)生脈沖射流，并且對沖擊壓力峰值、振幅以及振蕩頻率進行了實驗研究。

空化作用的本質(zhì)是引入了流體的可壓縮性，因此，本研究設(shè)想直接利用氣體的可壓縮效應(yīng)，在氣動噴嘴中采用類似結(jié)構(gòu)，預(yù)期也可以產(chǎn)生高頻的振蕩氣流，這將有利于提高氣動噴嘴吹灰或除水等的作業(yè)效率。

對氣動自激振蕩脈噴嘴流進行了實驗研究和數(shù)值模擬，探討了結(jié)構(gòu)參數(shù)對自激振蕩效果的影響，揭示了自激振蕩型氣動噴嘴的壓力振蕩發(fā)生機理，為氣動自激振蕩噴嘴的設(shè)計和優(yōu)化提供了參考。

1 物理模型

自激振蕩型噴嘴主要由上噴嘴、振蕩腔室、碰撞壁和下噴嘴組成，實驗中加工的噴嘴如圖1所示，其內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖2所示。噴嘴幾何參數(shù)主要為上噴嘴直徑d1、振蕩腔室直徑D0、振蕩腔室長度L0、下噴嘴直徑d2和碰撞壁夾角α，其中，d1=2 mm，d2=2 mm，α=60°參數(shù)是固定的。實驗中振蕩腔室的長度可通過螺紋的旋進和旋出進行調(diào)節(jié)，9個實驗?zāi)Ｐ偷木唧w參數(shù)配置如表1所示。

圖1 實驗噴嘴

圖2 噴嘴截面示意圖

表1 噴嘴幾何參數(shù)

2 實驗研究

2.1 實驗裝置及內(nèi)容

自激振蕩型噴嘴測試系統(tǒng)由空氣壓縮機、儲氣罐、自激振蕩型噴嘴、壓力傳感器、數(shù)據(jù)采集卡和計算機組成，測試系統(tǒng)示意圖如圖3所示。空氣壓縮機的工作壓力可以從0連續(xù)調(diào)節(jié)到0.8 MPa。氣體通過噴嘴產(chǎn)生脈沖射流，壓力傳感器分別用來測量噴嘴入口壓力和射流軸線上測量位置的壓力，測量位置距離噴嘴出口分別為5d, 10d, 20d, 30d, 40d, 50d，其中d表示噴嘴出口直徑。數(shù)據(jù)采集卡將壓力傳感器的測量數(shù)據(jù)進行采集并通過計算機進行顯示和分析。

1.空氣壓縮機 2.儲氣罐 3.壓力表 4.連接塊 5.噴嘴 6.SMC壓力探針 7.數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)圖3 試驗系統(tǒng)示意圖

按照表1工況順序依次對噴嘴出口的壓力進行實驗測量。采用LabVIEW編制數(shù)據(jù)采集界面，運用NI系統(tǒng)進行壓力數(shù)據(jù)采集。實驗中的采樣頻率為10000 Hz，每個工況的采樣時間為1 s，并對1 s內(nèi)采集的數(shù)據(jù)進行處理。

2.2 數(shù)據(jù)處理

對噴嘴出口中心軸線5d,10d,20d,30d,40d,50d位置的壓力進行監(jiān)測，入口壓力設(shè)定介于0.1～0.5 MPa之間。其中，某工況下測量位置為10d的壓力曲線如圖4所示。觀察可知，噴嘴射流的壓力隨時間劇烈脈動，可視為隨機波動信號。

圖4 10d位置壓力曲線

如果隨機過程的統(tǒng)計特性是平穩(wěn)過程，可以截取足夠長的一段或少數(shù)幾段時域曲線作為樣本進行統(tǒng)計分析。本研究用標準差離散系數(shù)衡量氣動噴嘴的自激振蕩強度。通過計算標準差與相應(yīng)均值的比值，得到無量綱數(shù)據(jù)，稱為標準差離散系數(shù)，它消除了數(shù)據(jù)水平的高低與計量單位的影響，能反映所測數(shù)據(jù)的相對離散程度。其計算公式為：

c=σ/μ

(1)

式中,σ—— 標準差

μ—— 平均值

2.3 實驗結(jié)果分析

以噴嘴入口壓力為0.2 MPa為例分析腔長和腔徑對噴嘴自激振蕩效果的影響， 實驗結(jié)果如圖5和圖6所示。

1) 腔長對自激振蕩效果的影響

圖5反映了壓力振蕩的標準差離散系數(shù)c隨腔長比的變化關(guān)系。

圖5 腔室長度對自激振蕩效果的影響

從圖5a可以看出，當腔長比為2.5和4時，隨著壓力傳感器到噴嘴出口距離的增加，其標準差離散系數(shù)呈線性變化，并且其曲線基本重合，說明噴嘴自激振蕩特性基本相同；當腔長比為6時，噴嘴振蕩效果顯著增強。圖5b和圖5c中標準差離散系數(shù)有相同變化規(guī)律，但是從圖5c可以看出，腔長比和腔徑比都達到最大時，噴嘴振蕩效果最強，說明增大腔室容積，提高可壓縮空間，有利于改進自激振蕩效果。需要注意的是，當壓力探針到噴嘴出口的無量綱距離小于10d時，各噴嘴標準差離散系數(shù)非常接近。

2) 腔徑對自激振蕩效果的影響

壓力振蕩的標準差離散系數(shù)c隨腔徑比的變化關(guān)系如圖6所示。從圖6a和圖6b可以看出，腔長比為2.5和4時，隨著腔徑比的增大，標準差離散系數(shù)曲線高度重合， 表明在該參數(shù)范圍內(nèi)腔室直徑對自激振蕩發(fā)生效果影響很小。

圖6 腔室直徑對自激振蕩效果的影響

從圖6c可以看出，當腔長比達到6時，標準差離散系數(shù)曲線不再重合，并且腔徑比達到8時自激振蕩效果最優(yōu)，表明隨著腔徑比的增加，從一定程度改善了自激振蕩發(fā)生效果。綜合以上分析，腔長比對于自激振蕩效果的影響高于腔徑比的影響。

3) 入口壓力對自激振蕩效果的影響

本部分對入口壓力為0.1～0.5 MPa，噴嘴出口軸線上的壓力進行了測量，以模型-1為例，其結(jié)果如圖7所示。從圖中可以看出，隨著壓力探針到噴嘴出口距離的增大，壓力振蕩強度逐漸增大，原因是當壓力探針遠離噴嘴出口時，射流壓力逐漸衰減，壓力平均值減小，因此射流壓力振蕩強度相對增大。從圖7還可以看出，隨著噴嘴入口壓力增大，標準差離散系數(shù)逐漸減小，即振蕩效果降低，原因是入口壓力增大后，噴嘴腔室內(nèi)空氣流速也會增大，空氣快速從腔室出口流出，不利于形成有效反饋，因此隨著入口壓力增大，振蕩效果有所降低。

圖7 入口壓力對不同測點壓力脈動效果的影響

以壓力探針距離噴嘴出口10d為例，不同結(jié)構(gòu)參數(shù)時入口壓力對自激振蕩效果的影響如圖8所示。

圖8 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)時入口壓力對自激振蕩效果的影響

從圖8中可知，當腔長比為2.5，腔徑比為5時，自激振蕩效果最差，此時噴嘴腔室容積最小，不利于形成有效反饋。隨著腔長增大，自激振蕩強度先增大再減小說明噴嘴腔室長度存在最優(yōu)值。隨著腔室直徑增大，自激振蕩強度逐漸增大，但是當入口壓力為0.4 MPa時D0/d1=6的振蕩強度優(yōu)于D0/d1=8。

噴嘴入口壓力決定了噴嘴射流壓力及其振蕩強度， 為了更好地將氣動自激振蕩射流應(yīng)用于實際工程，往往需要較大壓力，這會對系統(tǒng)的密封提出更高要求，而且能量損失也會增大。

3 數(shù)值模擬研究

3.1 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性檢查

采用ANSYS ICEM進行建模和網(wǎng)格劃分，外流場計算域長度為250 mm，汪朝暉等[23]發(fā)現(xiàn)外流場寬度為腔室直徑6倍之后，繼續(xù)增大外流場計算域，計算結(jié)果基本不發(fā)生變化，同時隨著計算域增大，計算量也增大。因此將外流場計算域?qū)挾仍O(shè)置腔室直徑的6倍。噴嘴內(nèi)流場及外流場均為二維結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，如圖9所示。

圖9 計算模型網(wǎng)格劃分

延遲分離渦模擬方法(DDES)具有計算量小、計算精度高、可以捕捉流場脈動細節(jié)的優(yōu)點，因此本研究選取基于Realizablek-ε的DDES方法，對振蕩腔室中靠近內(nèi)壁面處網(wǎng)格加密，首層網(wǎng)格高度為0.002，網(wǎng)格增長比為1.2，無量綱壁面距離Y+小于1，時間步長為1e-6 s。通過模擬計算發(fā)現(xiàn)，約10000時間步后壓力振蕩特征穩(wěn)定，此時開始讀取數(shù)據(jù)，采集20000時間步長(0.02 s)的數(shù)據(jù)進行分析。

為了減小仿真計算誤差，獲得網(wǎng)格無關(guān)解，共劃分3套網(wǎng)格進行穩(wěn)態(tài)Realizablek-ε計算，網(wǎng)格數(shù)量分別為N1(2.3萬)、N2(5.8萬)和N3(15萬)。分別對噴嘴出口流量和10d位置的壓力進行監(jiān)測，3套網(wǎng)格的計算結(jié)果如圖10所示。

圖10 網(wǎng)格無關(guān)性檢查

從圖10可以看出，隨著網(wǎng)格數(shù)的增加，出口流量先增大后減小，網(wǎng)格N2的計算結(jié)果和網(wǎng)格N3誤差為0.06%，出口壓力單調(diào)減小。

以噴嘴出口體積流量為例，進行網(wǎng)格收斂指標(Grid Convergence Index，GCI)分析，結(jié)果表明，隨著網(wǎng)格數(shù)的增加，噴嘴流量的GCI指標單調(diào)減小，由此認為通過網(wǎng)格無關(guān)性檢查。綜合考慮，同時為了保持更高的計算精度，計算模型網(wǎng)格數(shù)量取15萬，計算代價仍然是可以接受的。

3.2 邊界條件

數(shù)值計算模型邊界條件如圖11所示，其中壓力入口1為噴嘴入口，設(shè)置為0.2 MPa，湍流強度為5%；壓力入口2為外流場入口，設(shè)置為0；壓力出口為外流場出口，設(shè)置為0；操作壓力設(shè)置為0.101325 MPa，其他邊界條件設(shè)置為Wall。由于計算中最高流速超過聲速，因此需考慮空氣的可壓縮性，空氣性質(zhì)采用ideal-gas。

圖11 計算域邊界條件

4 流場特性分析

4.1 噴嘴內(nèi)流場特性

對噴嘴內(nèi)流場壓力場進行分析，如圖12所示。數(shù)據(jù)處理選取了80個時間步，得到一個準周期變化的壓力場分布，即振蕩的準周期為8e-5 s。從圖中可以看出，在任意時刻均有兩個渦系同時出現(xiàn)在噴嘴的上下兩腔，只是隨著時間的流逝，兩個渦系的強弱此消彼長。

圖12 腔室壓力分布

在1T/6時刻，此時上腔渦系占主導(dǎo)，同時壓力也顯著高于下腔，下腔的渦系雖然較小，但明顯對下噴嘴入口形成部分堵塞，可以預(yù)期這將對噴嘴的流量產(chǎn)生一定影響。到2T/6時刻，上腔噴嘴渦系強度減弱，并從角區(qū)向軸線遷移，這一效應(yīng)導(dǎo)致下腔渦系開始遠離軸線，并向下腔角區(qū)偏移，此時上下渦系均不對噴嘴進行堵塞，上下噴嘴之間的流線最為流暢，預(yù)期可產(chǎn)生較高的噴嘴流量。3T/6到4T/6時刻，反映了下腔渦系逐漸增強，上部渦系逐漸減弱的過程，同時高壓區(qū)也從上腔角區(qū)轉(zhuǎn)移到了對應(yīng)的下腔角區(qū)，與1T/6時刻類似，此時上腔渦系擠占了部分下噴嘴入口，其阻塞效應(yīng)將導(dǎo)致噴嘴流量受到一定影響。

5T/6時刻到6T/6時刻，則繼續(xù)反映了下腔渦系逐漸減弱，上腔渦系逐漸增強，并恢復(fù)到1T/6時刻壓力分布的具體過程。噴嘴內(nèi)腔室的渦系變化及其伴隨的壓力變化勢必會對噴嘴外流場的速速場和壓力場分布產(chǎn)生影響。

圖13為上述對應(yīng)時刻的振蕩腔室內(nèi)馬赫數(shù)分布。從圖中可以看出，圖12中的渦核(Vortex core)位置可以與圖13中低馬赫“圓斑”一一對應(yīng)，腔室內(nèi)的馬赫數(shù)分布也呈現(xiàn)明顯的周期性變化。同時還發(fā)現(xiàn)，在2T/6時刻和5T/6時刻，由于上下腔室的兩個渦系均距離振蕩腔室中心軸線較遠，未對下噴嘴入口形成明顯擠占，對工質(zhì)的阻塞作用較弱，以至于工質(zhì)在進入下噴嘴時出現(xiàn)超聲速區(qū)域，超聲速工質(zhì)沖擊噴嘴出口銳角邊緣時分別產(chǎn)生向下和向上的斜激波，同時在下噴嘴內(nèi)部，反射激波也依稀可見，如2T/6時刻和5T/6時刻馬赫數(shù)云圖中虛線所示。

圖13 腔室馬赫數(shù)分布

4.2 噴嘴外流場特性

圖14為外部流場壓力分布，從圖中可以看到，振蕩腔室內(nèi)上下渦系結(jié)構(gòu)的此消彼長，導(dǎo)致了外流場射流尾跡的上下擺動，從圖中3個典型斷面均觀測到了壓力的周期性脈動。壓力傳感器距離噴嘴出口為5d時，射流尾跡幾乎不擺動；距離為10d時，射流尾跡開始擺動明顯；隨著距離繼續(xù)增大，射流尾跡波動增強，該模擬結(jié)果和圖5、圖6所示實驗測量結(jié)果相對應(yīng)。

以上數(shù)值模擬結(jié)果表明，振蕩腔室壓力和速度的周期性變化是噴嘴產(chǎn)生自激振蕩脈沖射流的原因，外部射流產(chǎn)生的壓力和速度振蕩效應(yīng)是振蕩腔室內(nèi)流場周期性變化的外在表現(xiàn)。

圖14 外流場壓力分布

5 結(jié)論

對氣動型自激振蕩脈噴嘴進行了實驗和數(shù)值模擬研究，分析噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)和運行參數(shù)對自激振蕩效果的影響，主要結(jié)果如下：

(1) 通過實驗證明了利用自振腔室實現(xiàn)氣動噴嘴高頻脈沖射流的可行性。運用數(shù)值手段分析了噴嘴內(nèi)外流場的時變特性，展示了腔室內(nèi)部和外部流場的周期性變化過程，揭示了脈沖流動的發(fā)生機理；

(2) 采用標準差離散系數(shù)來評價脈沖射流的振蕩效果，實驗結(jié)果表明，長徑比L0/d1為2.5 ～ 4時，隨長徑比增大，自激振蕩效果變化不大，當長徑比L0/d1=6時，振蕩效果較好；

(3) 腔長較小時，隨腔徑比D0/d1增大，自激振蕩效果變化不明顯；腔長較大時，腔徑比D0/d1=8時，自激振蕩效果較好；

(4) 實驗和仿真結(jié)果均表明，10d距離內(nèi)噴嘴出口的振蕩并不明顯，10d距離之后射流的脈動強度開始快速增大到一定程度并能在一段距離內(nèi)保持相對穩(wěn)定。