邹 久 朋， 刘 学 武， 程 蛟， 李 俊 龙

( 大连理工大学 化工机械与安全学院, 辽宁 大连 116024 )

射流附壁振荡器能效分析与提升

邹 久 朋， 刘 学 武*， 程 蛟， 李 俊 龙

( 大连理工大学 化工机械与安全学院, 辽宁 大连 116024 )

通过分析、数值模拟和实验考察，揭示出射流附壁振荡器的能量损失大部分源于激励流的总压不足和持续性差．依靠主射流分流反馈激励的各种自激励方式皆无法达到较理想效果．提出并验证了从外调制引入与主射流同源的高总压气体作为激励流，是大幅提升附壁振荡器能效的有效方法．数值模拟和实验结果表明，新型外激励振荡器具有很高的能效指标，膨胀比为2的情况下，总压保持率K可达85%，尺寸参数和激励流量优化后可高达90%，远高于音波式自激励振荡器的75%和反馈式振荡器的65%的水平，且其振荡频率易控．

射流；附壁振荡；激励；能效；总压保持率

0 引 言

射流技术已广泛应用于众多的领域，其中振荡脉冲射流因其破碎、冲刷与混合能力比稳定射流大得多，也大量用于切割[1]、钻井[2]、清洗吹扫[3]、混合[4-5]、曝气[6]增氧等行业．气体射流的摆动振荡也已用于流量计量[7]和分配到多条支路实现脉冲流动，如静止式气波制冷机[8]等．近年来，其应用研究已扩展到以振荡或合成射流控制降低流动边界层的分离[9]、提高机翼的升力[10]等领域．

利用涡量扰动的放大机制，通过自振腔可实现水射流的自激振荡[11]．而对于气体射流，则大都利用射流的康恩达(Coanda)效应，通过将射流部分地分流反馈回流、再横向作用于上游射流的自激励方法，可使附壁射流周期地切换附壁侧而形成摆动振荡[8]．若将下游流道分隔成若干分支流道，则在每条流道中都形成脉冲流动．

气体射流的流速一般远高于液体，其动能动压占总压的比例较大，因此其振荡过程的能量损失不可忽视．对于大多数后续工序需要使用振荡流能量的场合，特别是像静止式气波制冷机那样的跨音速和超音速射流分配，能量损失甚至高达1/3，以膨胀比3产生的振荡射流，其携带做功能量只及膨胀比2的连续射流[12-13]．因此，尽管振荡脉冲射流具有比连续射流高得多的冲击扰动、扩散传质能力，但其振荡损失严重和振荡频率较难控制的缺陷，阻碍了振荡脉冲射流技术向更多领域的拓展应用．

1 附壁振荡过程的能量损失分析

图1是典型射流附壁振荡器的基本结构示意图[12,14]，其中W为主射流喷嘴出口宽，S为位差，L为直段长，b为激励口宽，h为激励口距，H为分流劈距，θ为劈张角．

图1 射流附壁振荡器的基本结构

分析附壁振荡过程的能量损失，主要有下列几种．

1.1 附壁切换过渡损失

射流通过不断地附壁切换实现摆动振荡．射流脱壁后，经过动态过渡过程才能切换到另一侧并附壁．此过程中射流要增大空间卷吸量和碰撞分流劈，并会产生一定时长的双支路即三通流动(见图2)，其分支出口流量模拟曲线见图3，这些会大大增加其流动损失．减小该损失的措施是使射流尽快地完成附壁切换，这就要求激励流有足够高的压力和动量，尽快消除该侧旋涡低压区，并强力推动射流向另一侧偏转．但对于目前所有的如反馈式、音波式和共鸣腔式自激励方法，都难以实现快速切换．数值模拟表明，过渡过程相对于振荡周期较长，使分支出口的时均总压降低．

图2 附壁切换的过渡阶段

图3 分支出口质量流量时变曲线

分别取激励流时变压力波形为接近矩形和半正弦形，按空气介质，对分支出口总压波形的CFD数值模拟如图4(a)所示，后者的出口总压波形上升减慢且中途就开始跌落，其能效指标总压保持率K降低超过4%．实验将激励流的压力抬升放缓，测得分支出口总压波形变劣如图4(b)所示．

本文定义的能效指标总压保持率K，为分支出口半周期时均总压与振荡器入口总压的比值，其半周期时均总压按下式计算：

(1)

式中：ρk为分支出口截面第k个网格处气体的密度，vk为该地气速，Ak为网格出口截面积，t为时间，T为周期，ptk为该网格外边界节点总压．由于总压内包括动能，与通流质量关联，须对质量加权积分．

(a) 模拟

(b) 实验

图4 分支出口总压波形随激励流波形的变化

Fig.4 Total pressure waveform of branch outlets corresponding to that of excitation stream

要减小过渡损失，首先要提高激励的突发性强度，但依靠射流分流反馈的自激励法极难改善．其次还要适当缩小位差S，以能尽快升高该旋涡区压力，加速射流的脱壁切换．还有如降低振荡频率、改进激励流调制切换特性等．

1.2 附壁旋涡和边界层分离损失

射流流过相对较宽的两侧壁面内空间时，形位或扰动的偏差使其对两侧流体的卷吸程度不一致，造成偏转压差且随射流的偏转而加强，最终使射流附壁于一侧，这就是著名的康恩达(Coanda)效应．为实现宏观稳定的摆动振荡，须使射流在切换方向之前保持向一侧附壁的流动，故要求振荡腔的宽度大于射流宽度．振荡腔每一侧宽出的部分S称为位差，弯曲的射流强力卷吸该区域流体，造成强烈的旋涡低压区，使附壁得以保持．卷吸旋涡要消耗射流的很多动能，使从分支出口流出的脉冲射流的总压po大幅下降．

由于旋涡区的存在，射流不可能紧贴流道壁流动，且由于卷吸扩散，射流外层的流速不断衰减．因此，要求分支流道宽度明显增加，射流才不致因拥塞而流向另一分支流道．但这也使分支流道中沿截面存在很大的速度梯度，导致层间剪切力和横向脉动增大，射流动能进一步衰减．

为考察附壁旋涡和边界层损失的量值，采用CFD数值模拟考察了自由附壁及从非附壁侧激励口通入与射流同压力、为射流流量10%的小股流体压迫附壁两种情况下，出口总压po的变化．结果表明，后者能使po提升10%以上．图5(a)和(b)分别是在两种情况下，振荡腔内总压模拟云图的对比．可以看出，后者的附壁侧旋涡区和附壁侧边界层厚度大大减小，因此出口总压po上升．

(a) 自由附壁

(b) 压迫附壁

图5 附壁总压云图

Fig.5 Wall-attached total pressure contours

1.3 湍流和激波损失

随进出口压差或膨胀比的增加，振荡器内流速显著升高甚至达到超音速．由于激励和振荡，其流动的湍流强度和与边界层的耦合要比稳定管流大得多，甚至会出现宏观振颤波动，消耗射流的动能．当流道内超过临界膨胀比(空气为1.894)，流动速度会升至超音速，此时遇流道的缩弯和出口背压的升高，都会产生一定强度的斜激波或正激波，气流动能不能等熵转换成压力能，会使能效严重下降．

湍流和激波损失，导致附壁切换振荡器的效率即总压保持率K随膨胀比ε的增加而迅速下跌，其模拟结果如图6所示．因此，尽量缩小射流振荡器的膨胀比，可提高其能效指标．

图6 总压保持率K随膨胀比ε的变化

1.4 射流挟带激励流的损失

为获得大的偏转推力和动量，激励流进入振荡腔的速度矢量方向与主射流基本垂直．当激励流的总压全时或瞬间低于主射流，就会如同气体喷(引)射器那样，无纵向速度的激励流向下游的加速流动，全靠主射流的裹挟挟带，通过动量交换达到一致的纵向流速．此过程主射流的动能损失与交换前后流速的平方差成正比，这是一个大的量值，激励流总压越低，主射流动能损失越大．

遗憾的是，通常的由主射流分流一部分，经过反馈流道返回振荡腔，再激励主射流偏转切换附壁的各种自激励式附壁振荡器，其反馈回流的总压会明显降低，如图7所示．如此导致主射流挟带这些激励流向下游流动，产生大的能量损失．更由于自激励流在主射流附壁后不会持续供给，导致主射流随后抽吸已脱壁侧的低压气，承受抽吸回拽力，会出现临界脱壁的不稳定流动，诱使上述的各项损失也增大．

图7 分流反馈式自激励流总压降低模拟云图

2 提升附壁振荡器能效的创新方法与效果

从上述分析可看出，附壁切换过渡时间过长，后续无持续激励压迫的自由附壁旋涡和边界层分离，特别是主射流挟带加速总压下降的反馈激励流的动能损失，即4种损失的其中三者，都是因主射流分流自激励得不到理想的激励流时变模态和高总压所致．因此，欲提升附壁振荡器的能效，改变激励方式和激励流特性是关键．基于此，本文提出引入与主射流同源、同压力的气体作为激励流来激励振荡，为与主射流分流自激励区分，称其为外激励，相应的附壁振荡器称为外激励振荡器[14]．

2.1 新型外激励振荡器机理

外激励附壁振荡器基本结构与自激励的相似，只是由于激励流总压的提高和持久，其所需流量小，激励口宽b比自激励的小很多．还由于外激励流能够持续提供以压迫后续主射流偏转，因此对原承担吸拽后续主射流偏转的低压旋涡区即位差S宽度的要求也减小，可将旋涡区缩小，进一步减小涡流损失．

高压外激励流对主射流的持续压迫，能使主射流在振荡的半周期内持续充分地附壁，因而大大降低了分支流道外侧的边界层分离；同时，高总压外激励流通过自膨胀产生纵向流速，贴附于主射流的内侧高速进入分支流道，也使分支流道内侧的边界层分离程度大为降低．

然而，提升振荡能效的最主要原因，是外激励流的自膨胀机制．由于具有高总压与静压(见图8)，外激励流进入振荡腔后，在其流场纵向压差梯度的作用下，能够自膨胀加速产生与主射流相当的纵向流速，而不需要主射流的挟带提速，基本不会消耗主射流动能．图9是外激励流流动的模拟速度矢量云图，可看出其在接近主射流之前，就已经具有相当大的纵向流速了．

2.2 振荡器能效的数值模拟和实验验证

(1)数值求解方法

主射流宽度越窄，越易激励附壁．振荡器流道深度一般远大于宽度，上下边界影响很小．分别用二维和三维CFD模拟，相差均在2%以内．采用二维模拟，可节省大量用时．

采用求解时均Navier-Stokes方程的Reynolds 平均法，选用两方程Realizablek-ε湍动涡黏模型，以有限体积法对控制方程离散．扩散项采用计算效率高、二阶精度的中心差分格式，对流项采用迎风格式中的Roe通量差分分裂格式进行离散[15]．以二阶隐式时间步迭代．

(a) 总压

(b) 静压

图8 外激励流入口流场的总压和静压模拟云图

Fig.8 Total pressure and static pressure contours close to the external excitation stream inlets

图9 外激励流流动的速度矢量云图

以上述方法分别对自激励和外激励振荡器选取大量的几何参数组合，以可振和高能效为目标进行优化，再以各自优化的能效指标进行对比．

(2)实验流程与测量

外激励振荡器实验流程如图10所示，介质为空气．流道深9 mm，喷嘴出口宽W=2.5 mm，位差S=1 mm，激励口宽b=1 mm可贴薄片调小，分流劈距H=16 mm，劈张角θ=20°，直段长L=3 mm，激励口距h=1.75 mm．

两种优化自激励振荡器，S=1.5 mm(音波式)和2 mm(反馈式)，分流劈距H=11 mm(音波式)和15 mm(反馈式)，直段长L=5.5 mm(音波式)和3 mm(反馈式)，激励口宽b=4 mm(音波式)和3 mm(反馈式)．下游反馈口宽b2=4 mm(反馈式)．由于自激励，实验省去激励流发生装置4～7，其余相同．

1 压缩机；2 贮气罐；3 控制阀；4 外激励流换向调制阀；5 激振器；6 功率放大器；7 信号发生器；8 外激励射流振荡器；9 压力变送器(共3只)；10 计算机

图10 外激励振荡器实验流程

Fig.10 Experiment flow of external excitation oscillator

3只压力变送器分别测量振荡器入口压力pi、激励流入口压力pa和振荡器分支出口压力po．用四路同步800 kHz采样频率的高速PIC总线A/D转换卡和计算机进行数据采集．

由于分支流道跨音速脉冲流动动压很难等熵转换成总压，流道内添加取压孔会产生激波损失，且使振荡特性变坏，因此采用在出口外10 mm处测量出口脉冲射流静压和冲力对po进行测量．将测量位置固定，可较准确测量po相对变化的增量．

(3)结果与对比

模拟得外激励振荡器一侧激励口和另一侧分支出口的总压(绝压)时变曲线如图11(a)所示，自激励音波式和反馈式振荡器分别如图12(a)和图13(a)所示，而三者实验测得的各口总压(绝压)时变曲线则分别如图11(b)、图12(b)和图13(b)所示(出口开放大气，静压为大气压)．可以看出，外激励式的出口总压峰值明显增高且持续．膨胀比高达2，计算其分支出口振荡脉冲射流的总压保持率K仍达85%，实验值约83.2%．将几何尺寸最优化并增大激励流量到最佳值，其总压保持率K最高可升至90%．而以相同算法模拟和在相同条件下进行模型实验测量，自激励音波式的模拟K值降低约10%，实验值更低至60.4%；

(a) 模拟

(b) 实测

(a) 模拟

(b) 实测

(a) 模拟

(b) 实测

而反馈式(图7所示)的K值一般仅能达到65%左右，实验值仅58.5%．无论是CFD数值模拟还是实验测得结果，外激励振荡器出口的总压时变曲线都较为陡峭，表明其双支路流动的过渡时间少，损失小．

为考察证明外激励流总压升高对于提高能效的作用，还单独将激励流压力的峰值ph从进气压力pi的60%调高到120%，进行数值模拟和实验，其总压保持率K的变化如图14所示，K随激励流总压的提高而一直上升．实验因测得分支出口的振荡脉冲流压力会低于其滞止压，故用测量压力算得的K值略低．

图14 总压保持率K与激励流峰压ph的关系

Fig.14 The relationship between retention ratio of total pressureKand the excitation stream peak pressureph

而为考察外激励流持续性和突发性对提高能效的作用，将激励流压力峰值占空比D从50%(半个周期)逐渐提前到一半(D=25%)就关断，模拟计算对总压保持率K的影响如图15(a)所示，其总压保持率降低6%左右．可见，缺乏持续激励压迫而勉强维持自由附壁，射流的旋涡、边界层损失较大．

图15(b)是将激励流时变曲线由矩形波变为半正弦波(突发性和持续性较差)的模拟结果，其总压保持率降低约4%．

最后，为考察激励流增强压迫主射流贴外壁和补充分支流道内侧流量，对减小边界层分离损失的作用，将激励口宽b逐步增大，使激励流流量与主射流流量的比值Qe/Qj增加，数值模拟和实验测得的总压保持率K的变化如图16所示(用测量压力算得的K值略低，原因同上)．

(a) 持续性

(b) 突发性

图15 总压保持率K与激励流持续性和突发性的关系

Fig.15 The relationship between retention ratio of total pressureKand excitation stream continuity and abruptness

可以看出，随激励流流量Qe的增加，K还能上升3%～5%，在Qe/Qj等于0.3左右达最大值．激励再强，会将一部分主射流从对侧激励口推出，返回流动造成损失，故K值缓降．由于出口振荡射流流量是同源主射流和激励流的叠加，故不存在激励流流量的损失问题．

图16 总压保持率K与激励流流量的关系

Fig.16TherelationshipbetweenretentionratiooftotalpressureKandflowrateoftheexcitationstream

外激励流可由往复运动的阀芯或旋转运动的错流导流机构调制而成，或是自切换控制．以小流量控制大流量，调制机构不会受振荡器振动或高低温环境的影响．

3 结 语

射流附壁振荡器的能量损失大部分源于激励流的总压不足和持续性差，依靠主射流分流反馈激励的各种自激励方式皆无法使激励流达到较理想效果．从外引入与主射流同源的高总压气体，调制成两股反相的持续半周期的脉冲作为激励流，是大幅提升附壁振荡器能效的有效方法．数值模拟和实验结果表明，新型外激励振荡器能降低切换过渡损失、边界层分离损失，以及主射流挟带激励流的损失．膨胀比2的情况下，总压保持率K可达85%，尺寸参数和激励流量优化后的最高值可达90%，远高于音波式自激励的75%，以及反馈式自激励的65%的水平，且振荡频率可由控制激励流切换频率任意控制．

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Analysis and improvement of energy efficiency of jet wall-attached oscillator

ZOU Jiupeng, LIU Xuewu*, CHENG Jiao, LI Junlong

( School of Chemical Machinery and Safety Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China )

By analysis, numerical simulation and experiment, it is proved that the energy loss of the jet wall-attached oscillator is mainly due to insufficient and inferior durative total pressure of the excitation stream. Satisfactory effect can not be achieved by various self-excitation ways relying on the feedback excitation of the shunt stream from principal jet. The effective method, which could greatly enhance the energy efficiency of the wall-attached oscillator, is put forward and validated. In this method, the high total pressure homologous gas with principal jet as excitation stream is modulated and imported from outside. Numerical simulation and experimental results show that the new external excitation oscillator has high energy efficiency index. Under the condition of expansion ratio of 2, the retention ratio of total pressureKcould reach 85% and as high as 90% after the size parameters and excitation flow are optimized. They are much higher than those 75% by sonic wave type self-excitation oscillator, and 65% by feedback type oscillator. Besides, the oscillation frequency is easy to control.

jet; wall-attached oscillation; excitation; energy efficiency; retention ratio of total pressure

1000-8608(2017)03-0233-08

2016-10-25；

2017-03-27．

国家自然科学基金资助项目(51276026).

邹久朋(1955-)，男，教授，E-mail:zoujp@dlut.edu.cn；刘学武*(1974-)，男，博士，副教授，E-mail:liuxuewu@dlut.edu.cn.

TK05

A

10.7511/dllgxb201703003