流体机械

结构参数	取值
喷嘴进口直径D_in	5.0
孔板型喷嘴内径D_n	0.3
吸入室外径D_so	10.0
喉管长度L_t	30.0
喉管直径D_t	1.0

结构参数	取值
喷嘴进口直径D_in	5.0
孔板型喷嘴内径D_n	0.3
吸入室外径D_so	10.0
喉管长度L_t	30.0
喉管直径D_t	1.0

项目	常规喷嘴	掺气喷嘴
喷嘴直径/mm	0.30	0.33
喷嘴数量/个	16	16
试验压力/MPa	252.0	198.6
除锈宽度/mm	320	320
行走速度/（m·min^-1）	2.50	2.52
除锈效果	Wa2.5级	Wa2.5级

项目	常规喷嘴	掺气喷嘴
喷嘴直径/mm	0.30	0.33
喷嘴数量/个	16	16
试验压力/MPa	252.0	198.6
除锈宽度/mm	320	320
行走速度/（m·min^-1）	2.50	2.52
除锈效果	Wa2.5级	Wa2.5级

掺气射流喷嘴设计及数值模拟研究

翁海龙 ¹ , 闫怀北 ¹ , 巴胜富 ² , 莫小瑜 ³^,⁴

流体机械 | 设计计算 2026,54(2): 66-75

收起

流体机械 |设计计算 2026 , 54 (2) : 66 -75

掺气射流喷嘴设计及数值模拟研究

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翁海龙¹, 闫怀北¹, 巴胜富², 莫小瑜³^,⁴

作者信息

¹舟山中远海运重工有限公司，浙江舟山 316131

²合肥通用机械研究院有限公司，合肥 230031

³水射流理论与新技术湖北省重点实验室，武汉 430072

⁴武汉大学动力与机械学院，武汉 430072

作者简介:

翁海龙（1986），男，工程师，主要从事船舶与海洋工程、水射流装备研究工作，通信地址：316131浙江省舟山市普陀区六横镇舟山中远海运重工有限公司科创部，E-mail：weng.hailong@coscoshipping.com。

Design and numerical simulation of aerated jet nozzle

Hailong WENG¹, Huaibei YAN¹, Shengfu BA², Xiaoyu MO³^,⁴

Affiliations

¹COSCO SHIPPING Heavy Industry（Zhoushan） Co.，Ltd.，Zhoushan 316131，China

²Hefei General Machinery Research Institute Co.，Ltd.，Hefei 230031，China

³Key Laboratory of Hubei Province for Waterjet Theory &New Technology，Wuhan 430072，China

⁴School of Power and Mechanical Engineering，Wuhan University，Wuhan 430072，China

出版时间: 2026-02-28 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.02.008

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摘要

收起

为了提高高压水射流在船舶除锈作业的能效，设计了一种高压气液混合射流喷嘴。采用LES和VOF方法进行了设计喷嘴结构的数值模拟研究，对比分析了有无掺气工况下该喷嘴射流流速、液相分布、液相界面及冲击靶面的压力，并开展喷嘴除锈试验验证，验证掺气过程对射流性能的影响。结果表明，掺气过程对射流特征具有显著影响，射流通过卷吸空气产生动量交换，使其能够在喉管内保持较高的流速，在水射流压力为195 MPa的条件下，喉管内平均流速约为400 m/s。同时，掺气过程促使射流在喉管内破碎为离散液滴，形成能量较高的气液混合射流，可提升射流冲击压力，其最大瞬时冲击压力达到317.7 MPa，平均冲击压力达到165.8 MPa，相比于自由射流产生的平均冲击压力提升了30.8%。相比于进口压力，掺气射流和自由射流的平均冲击压力分别下降了15.0%和35.0%，这表明掺气过程有助于减小射流打击压力的衰减程度，在实现相同的打击效果前提下，掺气射流可在一定程度上减小设备工作压力，有利于提高设备可靠性。试验结果进一步验证了掺气射流喷嘴性能。研究结果对掺气射流的工程应用具有指导意义。

关键词

水射流 / 气液混合射流 / 气液两相流 / 数值模拟

Abstract

收起

To improve the energy efficiency of high‑pressure water jets in ship rust removal operations，a high‑pressure gas‑liquid mixed jet nozzle was designed.Numerical simulation of the designed nozzle structure was conducted using LES and VOF methods.A comparative analysis was performed on the jet flow velocity，liquid phase distribution，liquid phase interface，and pressure on the impact target surface with and without aeration.Nozzle derusting experiments were carried out to verify the influence of the aeration process on jet performance.The results indicate that the aeration process significantly affects jet characteristics.By entraining air，momentum exchange occurs within the jet，enabling it to maintain a higher flow velocity in the throat.Under a water jet pressure of 195 MPa，the average flow velocity in the throat is approximately 400 m/s.Simultaneously，the aeration process promotes jet breakup into discrete droplets within the throat，forming a high‑energy gas‑liquid mixed jet that enhances the jet impact pressure.The maximum instantaneous impact pressure reaches 317.7 MPa，and the average impact pressure reaches 165.8 MPa，representing a 30.8% increase compared to the average impact pressure generated by a free jet.Compared to the inlet pressure，the average impact pressures of the aerated jet and the free jet decreased by 15.0% and 35.0%，respectively.This demonstrates that the aeration process helps reduce the attenuation of jet impact pressure.Under the premise of achieving the same impact effect，the aerated jet can reduce equipment operating pressure to some extent，which is beneficial for improving equipment reliability.Experimental results further validate the performance of the aerated jet nozzle.The findings provide guidance for the engineering application of aerated jets.

Key words

water jet / gas‑liquid mixed jet / gas‑liquid two‑phase flow / numerical simulation

引用本文

翁海龙, 闫怀北, 巴胜富, 莫小瑜. 掺气射流喷嘴设计及数值模拟研究. 流体机械, 2026 , 54 (2) : 66 -75 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.02.008

Hailong WENG, Huaibei YAN, Shengfu BA, Xiaoyu MO. Design and numerical simulation of aerated jet nozzle[J]. Fluid Machinery, 2026 , 54 (2) : 66 -75 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.02.008

正文

收起

0　引言

收起

在船舶除锈领域，超高压水射流技术因其能够消除粉尘污染，改善作业环境，已取代传统喷砂工艺成为主流的除锈技术^［1-3］。但超高压水射流技术需要极高的运行压力，对超高压水泵等设备可靠性要求高，还需要多重过滤设备保证水质，设备笨重且成本较高，因此，急需研发新的射流技术来降低超高压泵的工作压力，从而提高水射流除锈装备的性能及可靠性。

掺气射流是一种新型两相射流，通过在适当位置通入空气，增加工作介质的气核数量，这些气核在流经低压区域时，体积膨胀并发生振荡，气液界面产生质量传递，引发更强烈的空化效应，从而形成富含气泡的掺气射流，掺气过程可以由高速射流的卷吸作用实现，也可以通过向喷嘴内通入压缩空气来实现。掺气射流与目标物接触时，气泡溃灭产生巨大的破坏力，使其能在保证除锈效果的同时，降低设备的运行压力，从而提高设备的可靠性，延长易损件使用寿命，降低维修成本，提高作业效率。因此，掺气射流技术是一种降低超高压泵及相应设备运行压力、提高除锈性能的优良方法。

国内外学者对此进行了大量研究。TOMOV等^［4-5］利用高速摄像机捕捉了水平文丘里管结构中的掺气空化流动特征，并利用时频分析和模态分析手段对流动图像进行处理，结果表明，掺气过程改变了文丘里管内部空化云的特征长度、脱落频率和演变形态。HASSANI等^［6］采用欧拉两相流模型对掺气射流进行了数值模拟，发现喉管内气液两相混合过程会引起明显的压力和速度脉动，从而增加湍流强度。

林柏泉等^［7-8］进行了气液两相射流试验，获得了两相射流破煤岩效果的主要影响因素，证明了气液两相射流在冲蚀性能上远优于水射流。唐川林等^［9-11］的研究表明，脉冲掺气空化射流对白瓷砖的冲蚀效果优于振荡脉冲射流与连续射流，最大体积冲蚀速度分别为连续射流与振荡射流的2.7倍与1.5倍。胡东等^［12-13］研究发现，自吸掺气方式能显著提高冲蚀体积，最大增幅可到44％。薛胜雄等^［14-16］研制的卡门涡街空化射流喷枪在大型储罐清洗工程中广泛应用，将射流打击力提高了25%。高传昌等^［17-19］系统性开展了自激吸气脉冲射流特性试验研究，并得出喷嘴参数、腔室结构参数和运行参数对射流性能及冲击压力的影响规律。在射流掺气空化的机理研究中，朱劲木等^［20-21］通过数学推导，得出了气核在射流流场中的运动及生长过程，证实了射流对材料的破坏是气穴溃灭的结果。陆宏圻等^［22-23］对不同种类的射流进行了大量研究，搭建了气液射流的性能方程。沈忠厚等^［24-26］在自振空化水射流机理的基础上，建立了自振空化喷嘴的理论设计方法，试验结果表明，在相同泵压下，自振空化喷嘴射流的破岩效果是普通锥形喷嘴射流的1.3~2.3倍。

综上，研究人员对掺气空化射流技术进行了大量的试验和理论研究，结果表明，在非淹没环境下，掺气射流表现出了优良的清洗冲蚀性能，且兼有环保、高效等优点，然而，在船舶除锈领域，相关研究较少。因此，本文设计了一种掺气射流喷嘴结构，并结合大涡模拟（large eddy simulation，LES）和VOF（volume of fluid）模型对该结构下的气液混合射流进行了数值模拟，讨论掺气过程对射流性能的影响，研究结果可为射流清洗技术提供理论参考。

1　掺气射流喷嘴结构设计

收起

喷嘴作为形成水射流的直接执行元件，是高压水射流成套设备的设计关键，其设计优劣直接影响整套水射流设备的工作性能^［27］。加压水经管道流通至喷嘴后，经喷孔射出，形成射流，该过程水的机械能通过喷嘴转化为射流动能。为实现掺气过程，需匹配合适的吸入室和喉管，以通入空气并与水射流产生混合。最后，气液混合射流冲蚀靶件，当射流冲击能量大于将单位体积的锈蚀从靶件基体上清除所需要的能量时，靶件上的锈蚀发生剥落，同时一部分能量耗散，这一过程反映了清洗作业中的射流能量利用率^［28］。因此，设计出与整套设备匹配的最佳喷嘴至关重要。

依据液气两相射流混合理论^［29］，设计了掺气射流喷嘴结构，如图1所示，其主要结构包括喷嘴、喷嘴座、吸入室、进气口和喉管。喷嘴座和吸入室外壳之间及喷嘴和喷嘴座之间采用螺纹连接，方便拆卸和更换。采用嵌入式孔板型喷嘴，可按实际作业需求更换不同直径的喷嘴。高压水从喷嘴射出后，于吸入室内形成低压，卷吸空气，气液两相在喉管内发生强烈混合，最后形成气液混合射流冲击靶件。该喷嘴主要结构参数如表1所示。其中，喉管长度和喉管直径对掺气射流性能有较大影响^［30］，根据液气射流泵设计理论，在合理范围内选取一组匹配参数，以进行后续研究。

2　数值模拟模型

收起

2.1　控制方程

2.1.1　流体基本方程

将工作介质视为不可压缩流体，由于流速很高，可忽略流动过程中的温度变化，考虑质量和动量守恒，因此，主要求解的方程为流体连续性方程和动量方程，其数学表达式为：

∂ ρ ∂ t + ∇ ⋅ ρ v ⃗ = 0

（1）

∂ ∂ t ρ v ⃗ + ∇ ⋅ ρ v ⃗ v ⃗ = - ∇ p + ∇ ⋅ τ = + ρ g ⃗ + F ⃗

（2）

τ = = μ ∇ v ⃗ + ∇ v ⃗ T - 23 ∇ ⋅ v ⃗ I

（3）

式中，ρ为流体密度；

v ⃗

为流体速度；p为当地压强；

ρ g ⃗

为重力；

F ⃗

为流体受到的其他力，比如气液两相之间的表面张力；μ为流体的运动黏度；

∇ v ⃗

，

∇ v ⃗ T

分别为向量

v ⃗

和

v ⃗ T

的梯度；I为单位张量。

2.1.2　湍流模型

为精确捕捉射流过程中的湍流扰动，综合考虑计算精度和计算成本，选择大涡模拟法对喷嘴气液两相流动进行数值模拟。大涡模拟法通过采用滤波函数对式（1）~（3）进行过滤，从而将大尺度涡团与小尺度涡团分离。常用的滤波函数有盒式滤波函数、高斯式滤波函数及三角式滤波函数等多种形式。由于盒式滤波函数形式简单且易于操作，因此，选用盒式滤波函数，其表达式为：

G (x, x') = 1 / V, x - x' ≤ Δ / 2 0, x - x' > Δ / 2

（4）

式中，V为计算网格体积；Δ为过滤尺度。

利用滤波函数过滤后的流体连续性方程和动量方程如下：

∂ ρ ∂ t + ∂ ρ v i ¯ ∂ x i = 0

（5）

∂ ρ v i ¯ ∂ t + ∂ ∂ t ρ v i ¯ v j ¯ = ∂ ∂ x j σ i j - ∂ p ¯ ∂ x i - ∂ τ i j ∂ x j + ρ g + F

（6）

式中，上标“-”表示滤波后的物理量；σ_ij为过滤后的应力张量；τ_ij为亚网格应力。

σ_ij可以表示为：

σ i j = μ ∂ u i ¯ ∂ x j + ∂ u j ¯ ∂ x i

（7）

τ_ij可以表示为：

τ i j = ρ u i u j ¯ - ρ u i ¯ u j ¯

（8）

对于滤波后的大尺度涡团，可以直接通过式（5）（6）进行求解计算；对于小尺度涡团，则可以通过引入亚网格应力模型使式（6）封闭后进行求解。选择WALE模型作为亚网格应力模型，其亚网格应力可由大尺度流场的应变率确定：

τ i j = 13 τ k k δ i j - 2 μ t S i j ¯

（9）

式中，τ_kk为亚网格各向同性应力；δ_ij为克罗内克函数；μ_t为亚网格涡黏系数；

S i j ¯

为应变率张量。

S i j ¯

和μ_t的表达式为：

S i j ¯ = 12 ∂ u i ¯ ∂ x j + ∂ u j ¯ ∂ x i

（10）

μ t = ρ L s 2 S i j d S i j d 3 / 2 S i j ¯ S i j ¯ 5 / 2 + S i j d S i j d 5 / 4

（11）

其中，L_s为亚网格尺度的混合长度，表达式为：

L s = m i n κ d, C w V 1 / 3

（12）

S i j d = 12 g ¯ i j 2 + g ¯ j i 2 - 13 δ i j g ¯ k k 2

（13）

g ¯ i j = ∂ u ¯ i ∂ x j

（14）

式中，κ，C_w为常数，κ=0.41，C_w=0.325；d为计算网格距最近壁面的距离。

2.1.3　两相流模型

为模拟气液两相流动特征，采用VOF方法捕捉气液界面。VOF模型是基于欧拉网格实现的界面追踪技术，其捕捉的流体区域并非界面本身，因此，避免了相间相交或重叠等逻辑判断问题，便于模拟多相耦合界面之间的相互作用。VOF方法定义了体积分数α来表示每个单元格内不同相所占的体积。若某一相完全占据了一个网格，则该相的体积分数α=1，其余相的体积分数α=0。基于此，求解流动的基本控制方程调整如下：

1 ρ q ∂ ∂ t α q ρ q + ∇ ⋅ α q ρ q v ⃗ q = 0

（15）

式中，ρ_q为第q相密度；α_q为第q相的体积分数；

v ⃗ q

为第q相速度。

计算体积分数的限制条件为：

α l + α g = 1

（16）

选择连续表面力（CSF）模型计算气液表面张力，该模型将表面张力视为界面处三维连续效应，而不是界面边界条件。通过在动量方程中加入源项来构建表面张力效应。当表面张力恒定且只考虑垂直于界面的力时，界面两侧压降取决于界面表面曲率R₁和R₂，以及表面张力系数

σ

，其表示如下：

p 2 - p 1 = σ 1 R 1 + 1 R 2

（17）

式中，p₁和p₂分别为界面两端压强。

表面张力表示为：

F = σ i j ⋅ ρ κ i ∇ α i / p i + p j / 2

（18）

n = ∇ α q

（19）

κ = ∇ ⋅ n^

（20）

n^= n n

（21）

式中，κ为自由表面曲率；

n^

为表面法向量；n为体积分数的梯度。

气液两相的密度和黏度均遵循混合物规律，公式如下：

ρ = α l ρ l + 1 - α l ρ g

（22）

μ = α l μ l + 1 - α l μ g

（23）

式中，ρ_l为液相的密度；ρ_g为气相的密度；μ_l为液相的黏度；μ_g为气相的黏度。

2.2　几何模型与网格划分

根据掺气射流喷嘴结构参数，建立掺气射流冲击靶平面三维流体域模型，射流靶距取5 mm。由于进气口处气体流速相对于射流流速低得多，对内部流动状态影响不大，故忽略吸入管的影响，建立的几何模型剖面如图2所示。

为保证计算精度，基于ICEM软件划分结构化网格，如图3所示。同时，为了精确捕捉气液界面演化行为，在喷嘴出口附近和喉管内部壁面等部位加密网格。经网格无关性分析，最终确定网格单元数为4 123 384，节点数为4 188 539，满足计算要求。

2.3　边界条件与计算设置

边界条件设置方面，液、气进口均采用压力入口，液体进口压力为195 MPa，气体进口压力为0.1 MPa；出口采用压力出口，其值也为0.1 MPa。

模拟基于Fluent软件，采用适应性较好、收敛速度较快的SIMPLE算法耦合求解速度与压力，采用边界中心差分对动量方程进行离散，采用Geo-Reconstruct方法捕捉气液界面，时间离散采用一阶隐式方法。由于气液两相射流是一个非稳态过程，并且射流速度极快，为精确捕捉相界面需采用较小时间步长，因此，采用瞬态计算，时间步长设置为1×10^-8 s。

采用上述模拟方法开展瞬态计算，得到射流沿程的速度和气液体积分数分布特征，据此分析射流衰减情况、气液混合状态和被冲击靶面压力。

3　模型验证

收起

根据射流理论^［24］，轴对称淹没自由射流的轴向速度可表示为：

v m v 0 = 0.48 a s D n + 0.147 - 1

（24）

式中，

v m

为射流轴向速度，m/s；

v 0

为喷嘴出口速度，m/s；a为喷口紊流强度系数，取0.08；s为轴向距离，mm；D_n为喷嘴直径，mm。

为验证数值计算模型的准确性，利用上述方法计算了该喷嘴直径下纯水射流的轴向速度并与式（24）的理论公式进行比较，结果如图4所示。可以看出，数值计算的轴线速度与理论值吻合较好，均呈现出双曲下降趋势，因此，可认为该数值模型具有较好的准确性。

4　结果分析

收起

为研究掺气过程对射流性能的影响，分别对掺气射流和不掺气的自由射流进行模拟，并对比两种情况下的射流流速、液相分布、气液界面和冲击压力差异，分析掺气过程对射流状态的影响机制。

4.1　掺气对流速的影响

图5示出掺气射流与自由射流两种情况下，从喷嘴出口到靶面的流速分布特征。从图5（a）可以看出，由于孔板型喷嘴的结构特性，射流流速在喷嘴内部形成明显的初始扰动，导致径向流速分布不均匀。同时，由于孔板型喷嘴内边界层较厚，导致结构突缩处的流速形成局部最大值，约为824 m/s。但在喷嘴出口之后，射流卷吸空气，由于空气阻力作用而产生衰减效应，流速下降至500 m/s左右。当射流进入喉管之后，气液之间发生强烈的混合作用，喉管内存在明显的涡流特征，促进径向动量交换，流速分布趋于均匀，并保持在400 m/s左右，直至射流到达靶面。而在自由射流工况下，如图5（b）所示，喷嘴内部的流速分布与掺气工况相似，但在射出喷嘴之后，由于不受壁面限制，射流出现明显的扩散，随着射流距离的增加，流速的径向分布面积增大，轴线流速仍保持一定大小，其值与掺气射流工况相近。

图6（a）示出喉管各截面上的掺气射流流速分布特征，其中，喉管进口截面和出口截面位置分别为x=33.7 mm和x=63.7 mm。

在掺气工况下，由于被卷吸空气在流入喉管时已经具有较高的流速，气液两相在喉管内部发生动量交换，随着射流的发展而一直在喉管段保持着较高的流速，且径向流速分布存在明显的不均匀特性。图6（b）示出自由射流工况下相同位置处的截面速度分布特征，由于液体射出后不受壁面扰动，在x=33.7 mm处动能主要集中于轴心，当射流在下游进一步发展，发生径向扩散，在x=48.7 mm后，流速分布相较于掺气射流更加均匀，但截面局部速度峰值相对较小。

图7示出射流轴线上的速度，其中，x轴为轴线上任一位置与喷嘴出口的距离Δx与喷嘴出口直径D_n的比值。掺气射流和自由射流两种工况下轴线流速整体下降趋势比较接近，说明在该靶距下，两种射流工况下衰减程度比较接近。但是，相比于自由射流，掺气射流喉管段的轴向速度波动幅度更大，这是由于射流在受限空间内流动时，壁面诱导涡流增强了气液两相之间的动量交换，从而增大喉管内湍流强度。而自由射流主要在射流边界附近发生动量交换，其轴线上的速度波动相对较小。最后，射流到达靶面时，流速降至0。

4.2　掺气对液相分布的影响

如图8所示，在掺气工况下，由于孔板型喷嘴的突缩结构对其射出的水柱产生强烈扰动，喷嘴出口附近产生高速不稳定流动，使得液体从喷嘴射出之后，与吸入气流产生明显的动量交换，射流进入喉管之前已经开始发生明显波动，随后在喉管内完全破碎为离散液滴，气液之间发生较强的混合，射流在到达靶面时已经形成气液混合状态。自由射流工况下，喷嘴出口的液相分布特征与掺气工况下接近，且同样出现明显的射流破碎特征，但在后半段离散液滴出现径向扩散。

进一步分析喉管内气液混合状态，提取喉管各截面的液相体积分数分布，如图9（a）所示，其中，喉管进口截面和出口截面位置分别为x=33.7 mm和x=63.7 mm。可以看出，掺气工况下，射流界面在进入喉管时已经发生明显波动；进入喉管后，射流与被卷吸气体发生强烈的相互作用，破碎为体积更小的液滴；在喉管后半段，射流径向动量交换增强，部分液滴黏附于喉管壁面上，而另一部分液滴则很快被携带至靶面上，形成冲击。

图9（b）示出相同位置截面上自由射流的液相体积分数分布，其同样发生了射流破碎。在前半段，自由射流的液相分布与掺气射流工况具有类似特征；而在后半段，由于离散液滴发生径向扩散，截面上的液相体积分数明显减少。表明掺气过程能够显著影响射流破碎特征。

4.3　掺气对液相界面的影响

图10和图11示出2种工况下的射流液相界面特征。液体从喷嘴射出之后，在射流内部流动不稳定性和外部空气扰动的作用下，界面立即发生明显的变形，但2种工况下的界面特征具有明显的差异。

掺气工况下，喷嘴出口的射流界面保持柱状，但表面已经出现明显的波动，进入喉管后，出现大尺寸液丝分离及小尺寸的离散液滴，如图11（a）所示；在喉管中段，离散液滴发生径向扩散，黏附于喉管壁面，形成液膜，如图10（a）中蓝色区域所示；最后，气液混合状射流到达靶平面，产生冲击。

如图11（a）（b）所示，自由射流工况下，喷嘴出口之后的一小段距离内，射流界面特征与掺气射流界面相似，但在射流后半段，由于无壁面影响，在空气阻力作用下射流进一步破碎为尺寸更小的液滴，且出现径向扩散，因而其分布较为稀疏。如图11（c）（d）所示，当射流到达靶面时，掺气射流由于喉管结构限制了液滴扩散，其比自由射流形成更加均匀的气液混合流。

4.4　掺气对冲击压力的影响

图12示出某一时刻靶面压力分布，孔板型喷嘴形成的射流由于产生气液混合作用，掺气射流和自由射流工况下均出现了明显的射流破碎特征，离散的液滴被携带至靶面上形成冲击时，呈现出不均匀的局部点状高压分布特征。由上述结果可知，由于掺气工况下形成了更均匀的气液混合射流，导致其在靶面上形成的点状高压区域更加密集，而自由射流由于径向耗散相对较大，所形成的局部压力峰值相对较低。

图13示出了射流过程靶面最大压力随时间的变化，掺气工况下，受到从喉管内射出的气液混合射流作用后，靶面压力发生显著波动。当高速离散液滴冲击靶面时，速度瞬间降为0，产生类似水锤效应的高压，其值与撞击速度相关^［31-32］。因此，在离散液滴群的连续冲击下，靶面产生频率较高的高压脉冲，最大瞬时冲击压力达到317.7 MPa。相比之下，自由射流工况下射流能量耗散较大，射流扩散过程所形成的液滴作用于靶面之前动量相对较小，打击力相对较低，瞬时冲击压力极值为214.8 MPa，由于监测的压力峰值是由某一个或某一些离散液滴撞击于靶面的某一点或某一小块区域所产生的瞬时高压，且液滴尺寸较小，因此，可能在某一瞬时形成较高的压力脉冲。此外，在0.02 ms内，掺气射流和自由射流的平均冲击压力分别为165.8 MPa和126.8 MPa，射流平均冲击压力提升了30.8%，表明掺气过程能够显著提升射流的冲击压力，被卷吸的高速空气能够促进射流破碎为小尺寸液滴，形成能量更高的气液混合射流，并对靶面造成破坏。相比于进口压力，掺气射流和自由射流的平均冲击压力分别下降了15.0%和35.0%，说明掺气有助于减小射流打击压力的衰减程度。在实现相同的打击效果下，掺气射流所需水泵工作压力比自由射流更低，一定程度上减小了设备工作功率，有利于提高设备可靠性。

4　除锈试验验证

收起

基于数值模拟结果，开展掺气射流喷嘴性能试验验证，并与常规喷嘴进行除锈效果对比。试验平台如图14所示。

高压泵机组提供稳定高压水，行走执行机构带动清洗盘直线行走，清洗盘内分别安装相同直径和数量的掺气射流喷嘴和常规喷嘴，开展除锈效果对比。试验参数与结果见表2，结果表明，所设计的掺气射流喷嘴与常规喷嘴都达到了Wa2.5级除锈效果（GB/T 43142—2023《超高压水射流船舶除锈成套装备》中规定的非常彻底的除锈等级）。但相较于常规喷嘴，施工效率几乎相同的情况下，掺气射流喷嘴实现除锈压力从252.0 MPa降低至198.6 MPa，有效提升除锈设备可靠性。

5　结论

收起

（1）相比于自由射流，掺气射流通过卷吸空气大大减小了射流能量耗散，使其能够在喉管内保持较高的流速，平均流速达到400 m/s左右，且受限空间作用下喉管段内射流湍流强度更高。

（2）掺气过程能够促进喷嘴出口的射流界面发生波动，在进入喉管之后射流出现大尺寸的液丝分离及小尺寸的离散液滴，经喉管段充分混合发展之后，形成较为均匀的气液混合射流。

（3）掺气射流能够对靶面形成较高的冲击压力，靶面冲击压力呈离散点状分布特征，其最大瞬时冲击压力达到317.7 MPa，平均冲击压力相比于自由射流提升了30.8%。

（4）除锈试验进一步验证了掺气射流喷嘴的性能，即保证除锈效果和除锈效率的同时，有效降低了除锈压力。

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巴胜富，王为周，李虎，等.货舱水射流清洗机器人设计与应用研究［J］.流体机械，2025，53（6）：111-118.

BA S F，WANG W Z，LI H，et al.Design and application research of ship cargo hold water jet cleaning robot［J］.Fluid Machinery，2025，53（6）：111-118.

巴胜富，庞雷，曲玉栋，等.成品油罐水射流清洗及水处理一体化工艺研究［J］.流体机械，2024，52（3）：16-23.

BA S F，PANG L，QU Y D，et al.Research on integrated water jet cleaning and water treatment equipment for product tank［J］.Fluid Machinery，2024，52（3）：16-23.

韦志超，李欣，曲玉栋，等.基于射流机理的泥浆罐清洗工艺参数研究［J］.流体机械，2024，52（1）：62-68.

WEI Z C，LI X，QU Y D，et al.Research on cleaning process parameters of mud tank based on jet mechanism［J］.Fluid Machinery，2024，52（1）：62-68.

TOMOV P，KHELLADI S，RAVELET F，et al.Experimental study of aerated cavitation in a horizontal venturi nozzle［J］.Experimental Thermal and Fluid Science，2016，70：85-95.

TOMOV P，DANLOS A，KHELLADI S，et al.POD study of aerated cavitation in a venturi nozzle［C］//Journal of Physics：Conference Series，2015，656：012171.

HASSANI M，KOUHIKAMALI R.Investigation of two phase liquid jet ejector with simultaneous air and water suction in fresh water distillation system［J］.Energy，2024，301：131662.

林柏泉，王瑞，乔时和.高压气液两相射流多级脉动破煤岩特性及致裂机理［J］.煤炭学报，2018，43（1）：124-130.

LIN B Q，WANG R，QIAO S H.Characteristics and mechanism of multistage fluctuation of coal‑breaking caused by high‑pressure gas‑liquid two‑phase jet［J］.Journal of China Coal Society，2018，43（1）：124-130.

林柏泉，王正，王瑞.高压气液两相射流裂纹扩展及致裂机理［J］.中国矿业大学学报，2020，49（1）：1-12.

LIN B Q，WANG Z，WANG R.Fracture extension and coal breaking performance by high‑pressure gas‐liquid jet flow［J］.Journal of China University of Mining & Technology，2020，49（1）：1-12.

唐川林，朱伟林，胡东.脉冲水气射流的破岩实验研究［J］.湖南工业大学学报，2012，26（2）：34-37.

TANG C L，ZHU W L，HU D.Experimental study on rock breaking by the pulsed water‑gas jet［J］.Journal of Hunan University of Technology，2012，26（2）：34-37.

唐川林，胡东，张凤华，等.自振脉冲气液射流振动分析［J］.力学学报，2013，45（4）：534-540.

TANG C L，HU D，ZHANG F H，et al.Vibration analysis of the self‑excited oscillation pulsed air‑water jet［J］.Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics，2013，45（4）：534-540.

李辉，唐川林，胡东.自激振荡脉冲射流喷嘴雾化特性试验研究［J］.矿山机械，2010，38（8）：31-34.

LI H，TANG C L，HU D.Experimental study on the atomization characteristic of the self‑excited oscillation pulsed jet nozzle［J］.Mining & Processing Equipment，2010，38（8）：31-34.

胡东，唐川林，张凤华.脉冲气液射流冲蚀特性实验分析［J］.振动与冲击，2013，32（11）：141-144.

HU D，TANG C L，ZHANG F H.Erosion characteristic of a pulsed air‑water jet［J］.Journal of Vibration and Shock，2013，32（11）：141-144.

胡东，王晓川，康勇，等.自振脉冲气液射流振荡及其冲蚀煤岩效应［J］.中国矿业大学学报，2015，44（6）：983-989.

HU D，WANG X C，KANG Y，et al.Oscillating characteristics of the self‑excited pulsedair‑water jet and its erosion performance of coal‑rock［J］.Journal of China University of Mining & Technology，2015，44（6）：983-989.

薛胜雄，王乐勤，王永强，等.高压水射流技术在石化设备清洗、除锈中的应用［J］.流体机械，2004，32（8）：28-30.

XUE S X，WANG L Q，WANG Y Q，et al.Application of high pressure water jet technology on cleaning and de‑rusting for petroleum and chemical engineering equipment［J］.Fluid Machinery，2004，32（8）：28-30.

王永强，郭宏彬，薛胜雄，等.大罐群机械清洗的对策与实践［J］.流体机械，2013，41（1）：45-48.

WANG Y Q，GUO H B，XUE S X，et al.Mechanical cleaning measures and practice of large group of tanks［J］.Fluid Machinery，2013，41（1）：45-48.

薛胜雄，陈正文，王永强，等.超高压水射流除锈生产线的设计及试验［J］.流体机械，2008，36（6）：1-5.

XUE S X，CHEN Z W，WANG Y Q，et al.Design and test of high pressure waterjet rust removal line［J］.Fluid Machinery，2008，36（6）：1-5.

高传昌，胡一伟，李欢，等.结构参数对自激脉冲射流特性影响的统计分析［J］.排灌机械工程学报，2018，36（4）：327-333.

GAO C C，HU Y W，LI H，et al.Statistical analysis of effects of structural parameters on characteristics of underwater self‑excited pulse jet［J］.Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering，2018，36（4）：327-333.

高传昌，唐林钧，胡亚州，等.基于时频分析的自激吸气脉冲射流喷嘴结构参数对压力脉动的影响［J］.中国农村水利水电，2018（2）：168-173.

GAO C C，TANG L J，HU Y Z，et al.Influence of structural parameters of self‑excited suction pulsed jet nozzles on the pressure fluctuation based on time‑frequency analysis［J］.China Rural Water and Hydropower，2018（2）：168-173.

高传昌，李欢，胡一伟，等.运行参数对自激脉冲射流特性影响的小波分析［J］.中国农村水利水电，2018（4）：119-124.

GAO C C，LI H，HU Y W，et al.The influence of structural parameters of under‑water self‑excited pulsed jet device on pressure fluctuation based on lifting wavelet transformation［J］.China Rural Water and Hydropower，2018（4）：119-124.

朱劲木，刘景植，龙新平，等.掺气水射流中气核动力学特性研究［J］.流体机械，1996，24（10）：13-16.

ZHU J M，LIU J Z，LONG X P，et al.Study of gas nuclei dynamics in aerated water jet［J］.Fluid Machinery，1996，24（10）：13-16.

朱劲木.高压气蚀水射流切割的机理及试验研究［D］.武汉：武汉大学，1991.

ZHU J M.Mechanism and experimental research of high pressure cavitation water jet cutting［D］.Wuhan：Wuhan University，1991.

陆宏圻，廖定佳.相变情况的液－液气射流泵基本方程研究［J］.武汉水利电力大学学报，1996，29（1）：1-6.

LU H Q，LIAO D J.Studies on fundamental equations of liquid‑liquid‑gas jet pump under the state of phase transformation［J］.Engineering Journal of Wuhan University，1996，29（1）：1-6.

廖定佳，陆宏圻.液－液气射流泵基本性能及各修正系数的研究［J］.水动力学研究与进展（A辑），1996，11（6）：610-617.

LIAO D J，LU H Q.Study on the fundamental properties of liquid‑liquid‑gas jet pump and its modifying coefficients［J］.Chinese Journal of Hydrodynamics，1996，11（6）：610-617.

沈忠厚，曾春元.常压下淹没自激空化喷嘴的试验研究［J］.江汉石油学院学报，1989，11（2）：79-88.

SHEN Z H，ZENG C Y.Experimental study on submerged self‑resonating cavitating nozzles under atmospheric pressure［J］.Journal of Jianghan Petroleum Institute，1989，11（2）：79-88.

沈忠厚，王汝元，李兆敏.具有共振腔的喷嘴紊流射流特性试验研究［J］.石油大学学报（自然科学版），1990，14（6）：9-14.

SHEN Z H，WANG R Y，LI Z M.The experimental study on turbulent jet characteristics of a nozzle with resonant cavity［J］.Journal of China University of Petroleum（Edition of Natural Science），1990，14（6）：9-14.

SHEN Z H，LI G S，ZENG C Y.Experimental study on rock erosion by self‑resonating cavitating jets［C］//International Water Jet Symposium.Beijing：China University of Mining Technology Press，1987.

杜卫刚，孟翔，徐浩磊，等.空化射流喷嘴性能分析与试验研究［J］.流体机械，2024，52（12）：16-22.

DU W G，MENG X，XU H L，et al.Performance analysis and experimental study of cavitation jet nozzles［J］.Fluid Machinery，2024，52（12）：16-22.

康灿，刘海霞，陈杰，等.四种海工材料对射流空化作用的响应对比与分析［J］.流体机械，2024，52（12）：57-63.

KANG C，LIU H X，CHEN J，et al.Comparison and analysis of responses of four materials applied in ocean engineering to the treatment of waterjet cavitation［J］.Fluid Machinery，2024，52（12）：57-63.

陆宏圻.喷射技术理论及应用［M］.武汉：武汉大学出版社，2004.

LU H Q.Spraying technology theory and application［M］.Wuhan：Wuhan University Press，2004.

孙坤杰，程怀玉，张祖提，等.泥浆射流泵冲蚀磨损特性［J］.流体机械，2024，52（2）：92-99.

SUN K J，CHENG H Y，ZHANG Z T，et al.Erosion and wear characteristics of slurry jet pump［J］.Fluid Machinery，2024，52（2）：92-99.

TATEKURA Y，WATANABE M，KOBAYASHI K，et al.Pressure generated at the instant of impact between a liquid droplet and solid surface［J］.Royal Society Open Science，2018，5（12）：181101.

GONZALEZ‑AVILA S R，ZENG Q Y，OHL C D.Pressure and wall shear stress from high‑speed droplet impact［J］.International Journal of Multiphase Flow，2024，181：104981.

2026年第54卷第2期

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doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.02.008

接收时间：2025-05-06
首发时间：2026-10-22
出版时间：2026-02-28

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收稿日期：2025-05-06
修回日期：2025-11-17

基金

作者信息

¹舟山中远海运重工有限公司，浙江舟山 316131

²合肥通用机械研究院有限公司，合肥 230031

³水射流理论与新技术湖北省重点实验室，武汉 430072

⁴武汉大学动力与机械学院，武汉 430072

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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