空蚀区空化水流特性的实验研究_颜效凡

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水下爆炸冲击波作用下的空化效应数值仿真研究

水下爆炸冲击波作用下的空化效应数值仿真研究宗智;陈岗;叶帆;李海涛;赵延杰【摘要】水下爆炸冲击波会使自由液面和结构附近的水域产生空化效应，引起的空化区域在闭合溃灭时会对结构产生较大的二次加载现象。

文章理论分析了空化区域的形成，并用ABAQUS模拟计算了水下爆炸冲击波产生的空化区域的膨胀扩大、收缩溃灭过程，将模拟结果与实验值进行比较，结果表明，ABAQUS可以很好地模拟水下爆炸冲击波引起的空化现象，并验证了空化溃灭时对结构的二次加载作用是不可以忽略的。

%Cavitation can occur in water area near the free surface and structure subjected to underwater shock. A high reloading pressure is generated when the cavitation region collapses. In this paper, the for-mation of cavitation region is analyzed in theory. The evolution and closure of cavitation region are numer-ically simulated by ABAQUS and compared with experimental values. The results show that cavitation canbe simulated very well by ABAQUS and the secondary pressure producedin the fluid near the cavitation closure point is proved to be non-ignorable.【期刊名称】《船舶力学》【年(卷),期】2014(000)004【总页数】10页(P385-394)【关键词】水下爆炸;数值模拟;空化效应;二次加载【作者】宗智;陈岗;叶帆;李海涛;赵延杰【作者单位】大连理工大学工业装备结构分析国家重点实验室船舶与海洋工程学院，辽宁大连 116024;大连理工大学工业装备结构分析国家重点实验室船舶与海洋工程学院，辽宁大连 116024;中国船舶与设计研究院，上海 200011;大连理工大学工业装备结构分析国家重点实验室船舶与海洋工程学院，辽宁大连 116024;大连理工大学工业装备结构分析国家重点实验室船舶与海洋工程学院，辽宁大连116024【正文语种】中文【中图分类】O38;TV131.21 引言水下爆炸主要包含两个阶段：冲击波阶段和气泡脉动阶段，但实际上除了上述两个主要爆炸载荷外，还会有空化效应引起的二次加载对结构的影响。

调节阀低温空化流动特性的数值仿真

调节阀低温空化流动特性的数值仿真
梁文栋;赵梦芸;刘博;郭文君
【期刊名称】《火箭推进》
【年(卷),期】2024(50)2
【摘要】采用数值计算的方法针对某型液体火箭发动机中液氧调节阀的流场分布和空化流动特性进行了研究。

数值计算获得的阀门流通面积与液流实验数据基本吻合,验证了数值模型的准确性。

分析了球阀内部流道压力、温度、涡和空穴结构的分布特性及不同工况下的演化规律。

研究结果表明:液氧流经球阀,压力变化分为缓慢下降、急剧下降、急剧回升、缓慢下降和缓慢回升这5个阶段。

在阀芯流道内部观察到了显著的Q等值面结构。

相同压差时,水的空化数大于液氧。

空穴结构主要分布在阀芯入口,随着空化数的降低,逐渐向流道内部发展。

对于常温水,发生空化的临界空化数为1.38左右。

空穴结构的发展受空化数和热力学效应的耦合影响。

液氧温度从95 K上升到100 K时,空化数减小,名义温降增加,此时热力学效应影响起主导作用,空穴的发展受到抑制。

【总页数】9页(P98-106)
【作者】梁文栋;赵梦芸;刘博;郭文君
【作者单位】北京航天动力研究所
【正文语种】中文
【中图分类】V434
【相关文献】
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2.绕圆盘空化器空化流动及阻力特性的数值分析
3.基于数值模拟的船用核动力装置一回路某调节阀空化特性研究
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5.低温泵内空化流动特性数值研究
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空化与空蚀研究

空化与空蚀研究s 陈大融摩擦学国家重点实验室(清华大学),北京100084收稿日期:2010-11-1 修回日期:2010-11-27本文作者:陈大融,教授,ch endr @m ai.l ts i nghua .edu .cn 。

摘要空化是一种自然现象,从认识/滴水穿石0起,人们就将注意力集中在源于空化的各种损伤过程上。

由于对空泡生成、坍缩、溃灭,直至形成微激波、微射流的机理尚不清楚,历经百余年的研究,仍然没有形成有效解决空蚀损伤、空蚀噪声等问题的关键技术。

另一方面,空泡坍缩、溃灭过程所形成的极端物理、化学、力学环境、空泡内部物质的特殊物理化学状态及其转化过程,可为寻找自然界深层次规律的科学研究提供新的途径,形成的关键技术将为国民经济与国家安全的发展做出巨大贡献,并将最终造福于人类。

关键词:空化空蚀微激波微射流声化学超声医学中子聚变中图分类号:TP601 文献标识码:A 文章编号:1009-2412(2010)06-0003-05DO I :10.3969/.j issn .1009-2412.2010.06.001空化(cav itation)是指液体内局部压强降低到饱和蒸气压之下时,液体内部或液固交界面上出现的蒸气或气体空泡形成、发展、坍缩和溃灭的过程。

空蚀是指空泡坍缩形成微激波与微射流,攻击壁面形成损伤的过程。

空蚀过程在水轮机领域称为气蚀、在螺旋桨领域称为剥蚀、在汽轮机领域称为水蚀、在水力机械领域称为冲蚀,所描述的都是相同的物理和力学过程。

对空化现象的认识和研究可追溯到19世纪。

有记载的是B esant 在1839年、Reyno l ds 在1873年就已经开始在实验室对空化现象进行研究。

1902年在英国Cobra 号驱逐舰螺旋桨上首次发现空蚀损伤,接着在水工建筑物和水力机械上也发现了同样的现象。

英国皇家海军委任Lord Rayle i gh 着手进行研究,1917年Rayle i gh 提出了较为系统的空化理论,建立了描述自由空泡运动的方程。

第5章空化与空蚀

当外压强降低时，空泡的半径只有缓慢的增加，而当达到M点后，在压强不再降低的情况下，空泡半径反而急速地膨胀，这就是空化的初生。因此。M点可认为是发生空化的临界点。将临界点相应的压强及空泡半径称为临界压强pe。及临界空泡半径Re。
3、球形空泡的稳定性如果扰动幅值随时间是衰减的，则空泡运动是稳定的，与此相反，如果扰动幅值随时间增长，则空泡运动是不稳定的。从定性上来看，表面张力并不影响空泡的稳定性。由此可以认为，在球形空泡的压缩过程中，只有当空泡尺度足够大时其运动才是稳定的；而当空泡尺度被压缩至足够小后，其扰动幅值将快速增长，从而导致空泡运动失稳。
（3）间隙空蚀。它是指水流通过狭窄间隙或绕过固体凹凸表面时，由于流速局部升高引起局部压力降低形成的空蚀。常发生在水轮机的某些局部位置，例如轴流式叶片外缘端面与转轮室内壁间隙，导叶立面和端面间隙；混流式转轮和上下冠止漏环间隙；冲击式的针阀和喷嘴口等处。间隙空蚀的破坏范围一般较小。
（4）其他局部脱流引起的空蚀。在水轮机导叶叶型头部和尾部，导叶体端部与轴经接合处的凸肩后面、限位销后面、尾水管补气架后面等部位，由于表面粗糙或已空蚀部位的恶性发展，都会引起局部脱流而发生空蚀。
3、空泡的溃灭空泡在溃灭的最后阶段其运动颇为复杂，但在其溃灭的初始阶段则可近似认为空泡仍呈球状，且其内爆过程是球对称的。 Knapp利用高速摄影测定空泡直径，其实验成果如下图所示。由于空泡的直径、压强是随时间变化的，为对比起见，图中还给出了空泡直径随溃灭时间变化的计算成果。由图中可知，两者基本一致，尤其是在空泡溃灭的初期。
(4)振荡空化振荡空化是一种无主流空化，其特点是一般发生在不流动的液体中。在这种空化中，造成空穴生长或溃灭的作用力是液体所受的一系列连续的高频压强脉动。这种高频压强脉动既可由潜没在液体中的物体表面振动(如磁致振荡仪)形成，也可由专门设计的传感器来实现，但高频压强脉动的幅值必须足够大，以至于局部液体中的压强低于临界压强，否则不会形成空化。振荡空化与前述三种空化的根本区别在于：前述三种空化中，一个液体单元仅通过空化区一次；而在振荡空化中，虽然有时也伴有连续的流动，但其流速非常低，以至于给定的液体单元经受了多次空化循环。

空化过程对核主泵外特性变化的影响与分析

文章编号：１６７３５１９６（２０２０）０４００４７０８空化过程对核主泵外特性变化的影响与分析程效锐１，２，张舒研１，符　丽３（１．兰州理工大学能源与动力工程学院，甘肃兰州　７３００５０；２．兰州理工大学甘肃省流体机械及系统重点实验室，甘肃兰州　７３００５０；３．北京理工大学机械与车辆学院，北京　１０００８１）摘要：为研究空化发展对核主泵外特性及内部流场的影响，基于连续性方程、雷诺时均ＮＳ方程和ＲＮＧ犽 ε湍流模型，对核主泵模型泵在设计工况下进行全流场空化模拟．研究中选择四种空化工况，通过对比模拟结果，得出核主泵在发生空化时，其性能变化规律及内部流场变化规律．模拟结果表明：核主泵发生空化时，泵的外特性对有效空化余量降低的敏感程度不同．随着空化程度的加剧，扬程下降最快，功率下降最慢．空化状态下，由于空化产生的气泡对叶轮流道产生排挤作用，使得过流断面面积减小，流体相对速度增大．此外，由于空化产生的气泡改变了空化区域流体状态，使流体动力黏度减小，导致空化区域湍流耗散率减小，湍流耗散损失降低．关键词：核主泵；空化发展；性能影响；数值模拟中图分类号：ＴＨ３１１文献标志码：Ａ犛狋狌犱狔狅狀狋犺犲犻狀犳犾狌犲狀犮犲狅犳犮犪狏犻狋犪狋犻狅狀狅狀狋犺犲狆犲狉犳狅狉犿犪狀犮犲狅犳狉犲犪犮狋狅狉犮狅狅犾犪狀狋狆狌犿狆ＣＨＥＮＧＸｉａｏｒｕｉ１，２，ＺＨＡＮＧＳｈｕｙａｎ１，ＦＵＬｉ３（１．ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＥｎｅｒｇｙａｎｄＰｏｗｅｒＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＬａｎｚｈｏｕＵｎｉｖ．ｏｆＴｅｃｈ．，Ｌａｎｚｈｏｕ　７３００５０，Ｃｈｉｎａ；２．ＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｏｆＦｌｕｉｄＭａｃｈｉｎｅｒｙａｎｄＳｙｓｔｅｍｓｏｆＧａｎｓｕＰｒｏｖｉｎｃｅ，ＬａｎｚｈｏｕＵｎｉｖ．ｏｆＴｅｃｈ．，Ｌａｎｚｈｏｕ　７３００５０，Ｃｈｉｎａ；３．ＳｃｈｏｏｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＢｅｉｊｉｎｇＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｂｅｉｊｉｎｇ　１０００８１，Ｃｈｉｎａ）犃犫狊狋狉犪犮狋：Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏｓｔｕｄｙｔｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｃａｖｉｔａｔｉｏｎｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｎｔｈｅｅｘｔｅｒｎａｌｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆａｎｕｃｌｅａｒｍａｉｎｐｕｍｐａｎｄｒｅｌａｔｅｄｉｎｔｅｒｎａｌｆｌｏｗｒｅｇｉｏｎ，ｔｈｉｓｓｔｕｄｙ，ｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｅｑｕａｔｉｏｎ，ｔｈｅＲｅｙｎｏｌｄｓｔｉｍｅａｖｅｒａｇｅＮＳｅｑｕａｔｉｏｎａｎｄｔｈｅＲＮＧ犽 εｔｕｒｂｕｌｅｎｃｅｍｏｄｅｌ，ｓｉｍｕｌａｔｅｓｃａｖｉｔａｔｉｏｎｂｅｈａｖｉｏｒｓｏｃｃｕｒｒｅｄｉｎｆｕｌｌｆｌｏｗｒｅｇｉｏｎｏｆａｎｕｃｌｅａｒｍｏｄｅｌｐｕｍｐｕｎｄｅｒｔｈｅｄｅｓｉｇｎｃｏｎｄｉｔｉｏｎ．Ｆｏｕｒｃａｖｉｔａｔｉｏｎｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓｗｅｒｅｓｅｌｅｃｔｅｄｉｎｔｈｅｓｔｕｄｙ．Ｂｙｃｏｍｐａｒｉｎｇｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｗｉｔｈｅａｃｈｏｔｈｅｒ，ｔｈｅｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｖａｒｉａｔｉｏｎａｎｄｔｈｅｖａｒｉａｔｉｏｎｏｆｉｎｔｅｒｎａｌｆｌｏｗｒｅｇｉｏｎｏｆｔｈｅｎｕｃｌｅａｒｍａｉｎｐｕｍｐｗｅｒｅｐｒｅｄｉｃｔｅｄｗｈｅｎｃａｖｉｔａｔｉｏｎｏｃｃｕｒｒｅｄ．Ｔｈｅｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｗｈｅｎｔｈｅｎｕｃｌｅａｒｍａｉｎｐｕｍｐｉｓｃａｖｉｔａｔｅｄ，ｔｈｅｅｘｔｅｒｎａｌｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｔｈｅｐｕｍｐａｒｅｓｅｎｓｉｔｉｖｅｄｉｆｆｅｒｅｎｔｌｙｔｏｒｅｄｕｃｔｉｏｎｏｆｔｈｅｅｆｆｅｃｔｉｖｅａｉｒｓｐａｃｅｍａｒｇｉｎ．Ａｓｔｈｅｄｅｇｒｅｅｏｆｃａｖｉｔａｔｉｏｎｉｎｃｒｅａｓｅｓ，ｔｈｅｈｅａｄｄｅｃｒｅａｓｅｓｓｈａｒｐｌｙａｎｄｔｈｅｐｏｗｅｒｄｅｃｒｅａｓｅｓｍｏｒｅｓｌｏｗｌｙ．Ｉｎｃａｖｉｔａｔｉｏｎｓｔａｔｅ，ｔｈｅａｒｅａｏｆｆｌｏｗｓｅｃｔｉｏｎｉｓｒｅｄｕｃｅｄａｎｄｔｈｅｒｅｌａｔｉｖｅｖｅｌｏｃｉｔｙｏｆｆｌｕｉｄｉｓｉｎｃｒｅａｓｅｄｄｕｅｔｏｔｈｅｓｑｕｅｅｚｉｎｇｅｆｆｅｃｔｏｆａｉｒｂｕｂｂｌｅｓｇｅｎｅｒａｔｅｄｂｙｃａｖｉｔａｔｉｏｎｏｎｔｈｅｆｌｏｗｐａｔｈｏｆｉｍｐｅｌｌｅｒ．Ｉｎａｄｄｉｔｉｏｎ，ｂｅｃａｕｓｅｔｈｅｂｕｂｂｌｅｓｇｅｎｅｒａｔｅｄｂｙｃａｖｉｔａｔｉｏｎｃｈａｎｇｅｔｈｅｆｌｕｉｄｓｔａｔｅｉｎｔｈｅｃａｖｉｔａｔｉｏｎｒｅｇｉｏｎａｎｄｄｅｃｒｅａｓｅｔｈｅｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｖｉｓｃｏｓｉｔｙ，ｔｈｅｔｕｒｂｕｌｅｎｔｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｒａｔｅａｎｄｔｈｅｔｕｒｂｕｌｅｎｔｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｌｏｓｓｉｎｔｈｅｃａｖｉｔａｔｉｏｎｒｅｇｉｏｎａｒｅｒｅｄｕｃｅｄｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ．犓犲狔狑狅狉犱狊：ｒｅａｃｔｏｒｃｏｏｌａｎｔｐｕｍｐ；ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｆｃａｖｉｔａｔｉｏｎ；ｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ；ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ核主泵在稳态工况下的运行对一个完整的核电系统安全与输送电能力至关重要．在一座核电站中，一回路中的某一管路运行的失效乃至破裂都会引发收稿日期：２０１８０４０８基金项目：国家自然科学基金（５１４６９０１３）作者简介：程效锐（１９７２），男，甘肃兰州人，博士，教授．失水事故以及由于核主泵的密封受损而导致的泄漏．与此同时，由二、三回路发生的运行事故而导致的一回路温度骤升以及核电站的断电与启闭等瞬态工况均会令核反应堆冷却剂产生水、气两相的状态，即发生了相变．在相变状态下，核主泵的性能会受到极大的影响，致使核主泵输送冷却液的能力大大降第４６卷第４期２０２０年８月兰　州　理　工　大　学　学　报ＪｏｕｒｎａｌｏｆＬａｎｚｈｏｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＶｏｌ．４６Ｎｏ．４Ａｕｇ．２０２０低．倘若处理的不及时，核主泵内气泡会产生堆积效应，从而引发流道内的堵塞以及诱发反应堆过热，这会对核主泵的性能与保证其安全运行状态造成恶劣的影响［１］．因此，研究空化状态下核主泵的内部流场对其安全运行极为重要．近年来，诸多学者针对空化对泵的影响进行了大量研究．邓育轩等［２］应用ＣＦＤ软件对一台螺旋离心泵的空化特性进行数值模拟计算，分析了螺旋离心泵内部发生漩涡空化时的流动规律，发现叶顶间隙压差和叶轮内部压力分布直接影响漩涡空化的发生及发展．Ｆｕ等［３］在稳态和瞬态空化条件下系统地研究了核主泵模型叶轮通道内的流动特性．结果表明叶轮上径向力的波动主要受转子定子相互作用的影响，但在发展的空化条件下受空化影响很大．Ｗａｎｇ等［４］提出了两相三分量的计算模型，成功精确地预测了空化发生时泵内扬程降低以及气泡结构，并表明空化对叶片压力载荷有很大的影响，且这种影响主要发生在上游．王秀礼等［５６］对不同空化工况下核主泵的水动力特性以及隐性汽蚀过渡过程中核主泵叶轮内瞬变流动特性进行了研究．Ｂｕｏｎｏ等［７］基于自回归和移动平均（ＡＲＭＡ）方法分析并诊断了泵因空化而引起的性能故障．诊断结果证明了所提出的数学方法在识别空化现象方面的能力，证实了ＡＲＭＡ方法检测泵空化故障的可靠性与准确性．Ｌｉｕ等［８］利用小波分析方法提取了离心泵空化条件下声发射信号的小波能量特征，并揭示了这些特征的变化规律．结果证实这些小波能量变化规律可以作为识别离心泵空化阶段的技术参考．本文针对空化发展对核主泵内部流场的影响进行研究，采用ＡＮＳＹＳＣＦＸ对核主泵进行全流场空化模拟，并得出空化发展对核主泵内部流场的影响规律．１　计算模型与网格原型泵经相似换算后模型泵主要技术参数见表１．其中主要的流动部件有混流式叶轮、环形蜗壳与径向式导叶．采用缩比系数λ＝０．４的模型泵，且保持缩比效果的前后转速不变．采用Ｐｒｏ／Ｅ三维造表１　模型泵主要技术参数犜犪犫．１　犕犪犻狀狋犲犮犺狀犻犮犪犾狆犪狉犪犿犲狋犲狉狊狅犳犿狅犱犲犾狆狌犿狆参数数值设计流量狇犞／（ｍ３·ｈ－１）１３８５设计扬程犎／ｍ１７．８转速狀／（ｒ·ｍｉｎ－１）１４８５叶轮叶片数犣１５导叶叶片数犣２１８型软件对核泵模型泵的计算域进行建模，计算域由出口段、压水室、导叶、叶轮和进口段共同组成．为了避免进出口位置的速度梯度较大而影响计算结果的准确性，对泵的进、出口进行适当延长．三维模型如图１所示．图１　核主泵示意图犉犻犵．１　犛犽犲狋犮犺狅犳狉犲犪犮狋狅狉犮狅狅犾犪狀狋狆狌犿狆采用自适应性良好的非结构四面体网格划分整个计算域，同时不断调整网格的单元精度并找出质量较差的网格区域，消除流体域中尖锐顶角，降低网格的扭曲率，以便提高计算精度．对叶轮和导叶流道结构较复杂的区域进行网格的局部加密处理，并对计算网格数值模拟结果进行网格无关性检查，如图２所示．从图２能够看出，当网格数大于５９０万时，核主泵效率变化小于０．３％．最终确定模型泵网格总数约为５９０万，叶轮、导叶和压水室的网格数分别为１９０万、１５２万和１５０万，如图３所示．图２　网格无关性检验犉犻犵．２　犌狉犻犱犻狀犱犲狆犲狀犱犲狀犮犲狋犲狊狋图３　叶轮、导叶和压水室网格划分犉犻犵．３　犝狀狊狋狉狌犮狋狌狉犲犱犵狉犻犱狊犳狅狉犻犿狆犲犾犾犲狉，犵狌犻犱犲狏犪狀犲犪狀犱犪狀狀狌犾犪狉犮犪狊犻狀犵·８４· 兰州理工大学学报第４６卷２　数值计算方法及边界条件２．１　控制方程及空化模型本文采用雷诺时均ＮａｖｉｅｒＳｔｏｋｅｓ方程对复杂流动区域进行求解，假设流体为不可压缩黏性湍流流体，控制方程如下：狌犻狓犼＝０ρ狌犼狌犻狓犼＝－狆狓犻＋狓犼μ 狌犻狓犼＋ρ狌犻′狌犼′（）（１）式中：狌为速度；ρ为流体密度；狆为压力；μ为湍流黏度；ρ狌犻′狌犼′为Ｒｅｙｎｏｌｄｓ应力．空化模型采用ＺｗａｒｔＧｅｒｂｅｒＢｅｌａｍｒｉ空化模型，该模型以均质多相模型和ＲａｙｌｅｉｇｈＰｌｅｓｓｅｔ方程考虑气泡的生长与溃灭，进而模拟空化流动［９］．在相变过程中，蒸气的体积分数之所以增大的原因是由于蒸气核部位的密度不断减小．因此在质量空化率方程中修正蒸气体积分数项，用αｒｕｃ（１－αｖ）代替凝聚方程中的αｖ．该模型中蒸发相和凝结相分别为犚ｅ＝犉ｖａｐ３αｒｕｃ１－αｖ（）ρｖ犚Ｂ２３狆ｖ－狆ρｌ槡狆＜狆ｖ（２）犚ｃ＝犉ｃｏｎｄ３αｒｕｃαｖρｖ犚Ｂ２３狆－狆ｖρｌ槡狆＞狆ｖ（３）式中：狆、狆ｖ分别为液体的压力与饱和蒸汽压力；αｒｕｃ为空化核体积浓度，αｒｕｃ＝５×１０－４；犉ｖａｐ为蒸发系数，犉ｖａｐ＝５０；犉ｃｏｎｄ为凝结系数，犉ｃｏｎｄ＝０．０１；二者不相等的原因是因为蒸发过程一般比凝结过程快得多．同时指出：ＺｗａｒｔＧｅｒｂｅｒＢｅｌａｍｒｉ空化模型比起其余的空化模型有着更好的鲁棒性，也更加的稳定，更容易收敛，且能够观测到明显的空化运动．２．２　边界条件与求解控制本文应用ＡＮＳＹＳＣＦＸ软件对核泵模型泵进行全三维定常空化模拟．湍流模型选用考虑旋转和曲率影响的ＲＮＧ犽模型［１０］．水在常温（２０℃）下的饱和蒸汽压力为２３３８Ｐａ［１１］，空泡平均直径为２×１０－６ｍ，表面张力为０．０７１７Ｎ／ｍ．过流部件间的耦合面一般选用ｉｎｔｅｒｆａｃｅ面，并采取ＦｒｏｚｅｎＲｏｔｏｒ（冻结转子模型）交界面，从而实现导叶与叶轮之间的动静耦合，并利用Ｎｏｎｅ交界面处理出水流道与导叶间流动参数的传递．参考压力值设为０，残差精度设为１０－５．壁面是湍流与涡量产生的主要因素之一，对壁面的处理会明显提高数值计算结果的精度．通常空化发生在固壁附近，壁面处理的方法在一定程度上决定了空化流动模拟的准确性与精度．本研究中，在固壁处采用无滑移边界条件（ｎｏｓｌｉｐｃｏｎｄｉｔｉｏｎ），并在近壁区使用可自动调节以达到数值计算适用要求的可伸缩壁面函数（ｓｃａｌａｂｌｅｗａｌｌｆｕｎｃｔｉｏｎ）．该壁面函数放松了对近壁面第一层网格的限制；同时可以避免在离壁面的距离狔＜１５时使得计算结果恶化，且对于任意细化的网格，湍流壁面函数能够给出一致的解．当狔＞１１时，该壁面函数的表现与标准壁面函数一致．边界条件采用总压进口和质量流量出口．泵内部空化的产生通过逐步降低泵进口总压来实现，质量流量出口能够保证泵在设计工况下运行．整个流场在计算初态汽相体积分数为０．３　计算结果与分析３．１　试验验证将模型泵的数值计算结果与试验结果进行对比，以验证数值计算的可靠性．所用测试试验台为修正后的四象限试验台，试验装置如图４所示．图４　试验装置犉犻犵．４　犜犲狊狋犲狇狌犻狆犿犲狀狋图５为模型泵扬程、效率计算值与试验值对比．图中狇犞为体积流量，狇犞，ｄ为模型泵设计流量．从图５可以看出，数值计算结果与试验结果吻合较好．核泵模型泵设计工况点的扬程模拟值为１７．８ｍ，试验值为１７．３ｍ，两者相对误差为２．９％；设计工况点效率模拟值为８４．４％，试验值为８２．５％，两者相对误差为２．２３％．当在不同的流量工况时，扬程和效率的计算误差稍微变大，但二者的相对误差都低于７．５％．特别是在小流量工况下，扬程的模拟值略大于真实的实验结果，这是因为湍流模型对小流量下模型泵内部复杂流场表现得不够精确．纵观整个流量范围，扬程和效率的模拟值与实验值在趋势上具·９４·第４期程效锐等：空化过程对核主泵外特性变化的影响与分析有一定的一致性，但由于在数值计算的边界条件设置中较理想化且没有考虑各个壁面的粗糙度，加上仅计算了水力损失，并没有考虑泵的摩擦损失与容积泄漏等原因，因此扬程和效率稍高．图５　模型泵性能曲线犉犻犵．５　犆犺犪狉犪犮狋犲狉犻狊狋犻犮犮狌狉狏犲狊狅犳犿狅犱犲犾狆狌犿狆图６为核主泵空化模拟与试验结果，犺ａ为有效空化余量．由图６可知，空化过程的数值结果与试验结果较为吻合且变化趋势一致．该泵设计要求必需汽蚀余量为８ｍ，试验所得必需汽蚀余量为５．２ｍ，数值计算结果为４．８７ｍ，两者均小于设计要求，其相对误差为６．３％，在可接受的范围内．图６　空化模拟与试验结果犉犻犵．６　犚犲狊狌犾狋狊狅犳犮犪狏犻狋犪狋犻狅狀狊犻犿狌犾犪狋犻狅狀犪狀犱犲狓狆犲狉犻犿犲狀狋基于本研究只是针对设计工况下空化对核主泵内部流场的影响进行探讨，综合水力性能试验和空化试验数据，根据对模型的误差分析可知，数值模拟可以比较准确地预测泵的外特性且适用于本项研究．３．２　核主泵空化特性曲线预测通常以装置空化余量与扬程的关系曲线（犺ａ犎）来描述泵的空化性能．以泵扬程下降３％时装置空化余量为泵的临界空化余量，即泵的必需空化余量［１２］．在泵空化外特性试验测量中，有效空化余量定义为泵进口断面流体能量与饱和蒸汽压力之差［１３］：犺ａ＝狆ｉｎρ犵＋狏２ｉｎ２犵－狆ｖρ犵（４）式中：狆ｉｎ为泵进口压力，Ｐａ；狏ｉｎ为泵进口处的平均速度，ｍ／ｓ；狆ｖ为饱和蒸汽压．在试验验证了数值计算的可靠性基础之上，本文将叶轮空化分为以下几种工况（见图６）：犺ａ＝１６．１１ｍ时，泵内未发生空化，为正常工况状态；犺ａ＝９．９８ｍ时，泵扬程下降０．４％，为空化初生状态；犺ａ＝５．８９ｍ时，泵扬程下降１．２％，为空化发展状态；犺ａ＝４．８７ｍ时，泵扬程下降３％，为临界空化状态；犺ａ＝４．３６ｍ时，泵扬程下降８．７％，为空化严重阶段；犺ａ＝４．２６ｍ时，泵扬程下降１３．５％，为空化断裂状态．由于核主泵在实际运行过程中不允许发生空化，因此本文主要针对临界空化点之前的空化状态，主要研究犺ａ为９．９８、７．９３、５．８９、４．８７ｍ时泵内部的流动．３．３　空化流动对核主泵性能影响３．３．１　空化流动对核主泵外特性影响通过数值模拟获得泵进、出口压力、叶轮扭矩后，对空化状态下泵扬程、效率以及功率下降进行对比分析．泵的扬程：犎＝狆ｏｕｔ－狆ｉｎρ犵（５）式中：狆ｏｕｔ为泵出口压力，Ｐａ；狆ｉｎ为泵进口压力，Ｐａ．泵的功率：犘＝犕ω（６）式中：犕为作用于叶轮叶片上的转矩，Ｎ·ｍ；ω为叶轮的旋转角速度，ｒａｄ／ｓ．泵的效率：η＝ρ犵狇犞犎犘（７）图７为不同空化状态下泵的性能曲线．从图７可知，随着空化程度的加剧，泵扬程、效率及功率变化趋势基本相同．在空化初生和发展状态下，泵扬程图７　不同空化状态下泵的性能曲线犉犻犵．７　犆狌狉狏犲狊狅犳狆狌犿狆狆犲狉犳狅狉犿犪狀犮犲狌狀犱犲狉犱犻犳犳犲狉犲狀狋犮犪狏犻狋犪狋犻狅狀狊狋犪狋犲·０５· 兰州理工大学学报第４６卷和效率略有下降，功率几乎不变．在临界空化状态下，即犺ａ＝４．８７ｍ时，泵扬程下降３％，效率下降２．３％，功率下降１．３％；在空化严重状态下，泵扬程、效率及功率都出现陡降趋势．可见，核主泵发生空化时，其扬程、效率和功率对有效空化余量降低的敏感程度不同．随着空化程度的加剧，扬程下降最快，效率次之，功率下降最慢．３．３．２　空化流动对过流部件性能影响叶轮效率、导叶与压水室损失计算方法如下：叶轮扬程：犎ｉｍｐ＝狆ｉｍｐ，ｏｕｔ－狆ｉｍｐ，ｉｎρｇ（８）式中：狆ｉｍｐ，ｏｕｔ、狆ｉｍｐ，ｉｎ分别为叶轮的进、出口压力，Ｐａ．叶轮效率：ηｉｍｐ＝ρ犵狇犞犎ｉｍｐ犕ω（９）式中：犕为作用于叶轮叶片上的转矩，Ｎ·ｍ；ω为叶轮的旋转角速度，ｒａｄ／ｓ．导叶损失：Δ犎ｄｙ＝狆ｄｙ，ｏｕｔ－狆ｄｙ，ｉｎρｇ（１０）压水室损失：Δ犎ｙｓｓ＝狆ｙｓｓ，ｏｕｔ－狆ｙｓｓ，ｉｎρ犵（１１）式中：狆ｙｓｓ，ｏｕｔ、狆ｙｓｓ，ｉｎ分别为压水室及导叶进、出口截面上的总压，Ｐａ．图８为不同空化状态下叶轮扬程及效率曲线．由图８可知，犺ａ＝４．８７ｍ时，叶轮扬程下降１％，效率并未下降；犺ａ＝４．３６ｍ时，叶轮扬程下降５．３％，效率下降２％．此后，叶轮扬程及效率迅速下降，出现空化断裂．可见，空化对叶轮扬程的影响同样大于对效率的影响．图８　不同空化状态下叶轮扬程及效率曲线犉犻犵．８　犎犲犪犱犪狀犱犲犳犳犻犮犻犲狀犮狔犮狌狉狏犲狊狅犳犻犿狆犲犾犾犲狉狌狀犱犲狉犱犻犳犳犲狉犲狀狋犮犪狏犻狋犪狋犻狅狀狊狋犪狋犲由图７和图８中还可以看出，在计算整机和只计算叶轮两种情况下，其扬程及效率随有效空化余量减小的变化趋势基本相同．在空化初生状态下，整机扬程１７．８ｍ，效率８４．４％，叶轮扬程１９．９ｍ，效率９４．４％．整机扬程比叶轮扬程低１０．５％，整机效率比叶轮效率低１０．６％．这是由环形压水室和导叶造成的流动损失、叶轮进口的冲击损失以及进出口管路造成的沿程损失和数值计算精度引起的．其中导叶和压水室损失为１．８４ｍ，占总损失的８７．６％．可见，导叶及压水室中的流动损失是导致整机扬程及效率低于叶轮的主要原因．在有效空化余量犺ａ＝４．８７ｍ时，泵扬程下降３％，效率下降２．３％；叶轮扬程下降１％，效率并未下降．这种下降差异主要是由环形压水室及导叶内损失造成的．图９为不同空化状态下导叶及压水室损失．由图９可知，随着空化程度的加剧导叶内损失呈现先增大后减小趋势．在空化初生与发展状态下导叶内损失变化很小；在临界空化状态下导叶内损失增大且出现极大值；空化临界状态之后随着空化程度的加剧导叶内损失逐渐减小．压水室内损失在空化初生与发展状态下变化很小；在临界空化状态具有极小值；在临界空化之后呈现先增大后减小趋势．随着空化程度的加剧，压水室与导叶整体损失呈现先增大后减小的趋势．在空化断裂状态下，即犺ａ＝４．２６ｍ时出现最大值；在临界空化状态下，即犺ａ＝４．８７ｍ时具有极小值．导叶及压水室内损失变化主要是由叶轮内空化干扰下游流场造成的．由于在临界空化之前，导叶与压水室内整体损失变化较小，因此不对压水室与导叶展开说明，本文主要分析叶轮内流场分布规律．图９　不同空化状态下导叶及压水室损失犉犻犵．９　犔狅狊狊犺犻狊狋狅犵狉犪犿狅犳犵狌犻犱犲狏犪狀犲犪狀犱犪狀狀狌犾犪狉犮犪狊犻狀犵狌狀犱犲狉犱犻犳犳犲狉犲狀狋犮犪狏犻狋犪狋犻狅狀狊狋犪狋犲３．４　核主泵叶轮内部空化发展规律图１０为核主泵在空化定常计算中，叶片上气泡体积率在不同空化状态下的分布，气泡表面定义为·１５·第４期程效锐等：空化过程对核主泵外特性变化的影响与分析图１０　核主泵内部空化发展犉犻犵．１０　犇犲狏犲犾狅狆犿犲狀狋狅犳犮犪狏犻狋犪狋犻狅狀狑犻狋犺犻狀狉犲犪犮狋狅狉犮狅狅犾犪狀狋狆狌犿狆气泡体积率为１０％的等值面．核主泵叶轮内压力随进口压力的逐渐降低而降低．当叶轮内局部压力低于液体的饱和蒸汽压时便发生空化，产生气泡．此时气泡主要集中在叶片吸力面靠近前盖板处，如图１０ａ所示，叶轮内发生空化区域十分小，对流道内的流体流动影响可以忽略不计，同时泵性能几乎无变化，为空化初生状态．当有效空化余量继续下降，叶轮内空化过程继续发展，叶片吸力面被空化的面积增大，气泡沿着叶片表面缓慢地向叶轮出口位置及后盖板侧延伸，并在流道内壁面靠近吸力面的一侧堆积，如图１０ｂ和图１０ｃ所示，此时为空化发展状态．当空化过程持续进行时，叶片吸力面前盖板位置的气泡能够延伸扩散至叶片中部，后盖板侧气泡的面积也逐渐增大，叶片吸力面上的气泡堆积程度加剧，如图１０ｄ所示，此时空化的发展已对叶轮内能量交换产生影响，使泵性能下降，为临界空化状态．在此之后，吸力面气泡进一步堆积同时与压力面的气泡相连并堵塞流道，使得泵性能大幅降低，如图１０ｅ所示，此时为空化严重状态．在空化过程的末期，叶轮流道内堆满大量气泡，造成严重堵塞并导致过流面积受限，影响流体正常流动，出现空化断裂，如图１０ｆ所示．上述过程与图６中的犺ａ犎关系曲线对应．由图１０还可以看出，叶片上气泡分布不均匀，但不均匀度较低，并且随空化程度的加剧叶轮内气泡分布不均匀度逐渐降低．３．５　空化状态下核主泵叶轮内流动特性３．５．１　空化状态下核主泵叶轮内压力分析图１１为不同空化状态下叶轮过流断面上压力沿流道方向变化曲线．横坐标为叶轮进口到出口流道中线的相对长度，用犛表示，其中０代表叶轮进口，１代表叶轮出口．纵坐标为叶轮在不同半径处过流断面上压力的平均值．图１１　不同空化状态下叶轮流道内沿流道方向压力变化曲线犉犻犵．１１　犘狉犲狊狊狌狉犲狏犪狉犻犪狋犻狅狀犮狌狉狏犲狊狅犳犻犿狆犲犾犾犲狉狆犪狊狊犪犵犲犪犾狅狀犵狋犺犲狊狋狉犲犪犿犾犻狀犲狌狀犱犲狉犱犻犳犳犲狉犲狀狋犮犪狏犻狋犪狋犻狅狀狊狋犪狋犲·２５· 兰州理工大学学报第４６卷由图１１ａ可知，流体进入叶轮后其总压呈现先减小后增大趋势，符合叶轮做功原理．在叶轮进口处总压变化缓慢，这是由于核主泵叶片进口边不在同一轴面上造成的．在叶轮流道相对位置犛＝０．２处总压具有最小值，这是因为此处流体才开始接触叶片，叶片对流体做功．在流道相对位置犛＝０．４处，流体只受到２５％左右叶片入口区域作用，所以在相对位置犛＝０．２～０．４处，其总压增大非常缓慢．在流道相对位置犛＝０．６处，几乎整个叶片入口区域开始对流体做功，因此在相对位置犛＝０．４～０．６处，其总压变化率逐渐增大．在流道相对位置犛＝０．６～１．０处，总压变化率先增大后减小，说明从叶片进口到出口，其对流体做功能力先增大后减小．不同空化工况下，总压曲线变化趋势基本相同．随着有效空化余量减小，叶轮流道内总压值逐渐减小．在空化初生和发展状态下，沿流道总压变化趋相同．在临界空化状态下，流道相对位置犛＝０．５附近，总压变化率明显减小；流道相对位置犛＝０．７附近，总压变化率明显增大．这种随着空化程度加剧，叶轮流道内总压变化差异主要是由气泡对叶轮流道的排挤作用造成的．在空化初生和发展状态下，气泡只在叶轮流道局部区域内产生和溃灭，对流道排挤作用不明显，不会对泵扬程及效率产生明显影响．在临界空化状态下，气泡数量大幅增加，叶片吸力面气泡堆积程度加剧，对流道排挤作用明显增大．此时在空化区域，由于气泡的排挤作用，使得过流断面面积减小，从而导致压力变化减小；在空化区域末端，即犛＝０．７附近，由于气泡溃灭，使得过流断面面积突然增大，从而导致压力变化增大．由图１１ｂ可知，不同空化状态下，静压曲线变化趋势基本相同，均在流道相对位置犛＝０～０．２处，静压逐渐增大；在流道相对位置犛＝０．２～０．４处，静压先减小后增大，在流道相对位置犛＝０．３处具有最小值；在流道相对位置犛＝０．４～１．０处，静压逐渐增大，静压变化率先增大后减小．静压沿流道在叶轮进口处的这种变化规律是由核主泵叶片进口边不在同一轴面引起的．随着有效空化余量的减小，叶轮流道内静压值逐渐减小．静压变化趋势和总压类似，均在空化初生和发展状态下，沿流道静压变化趋势相同；在临界空化状态下，流道相对位置犛＝０．５附近，静压变化率明显减小；流道相对位置犛＝０．７附近，静压变化率明显增大．这也是由空化产生的气泡对流道排挤作用引起的．由图１１ｃ可知，不同空化工况下，动压曲线变化趋势基本相同，均在流道相对位置犛＝０～０．２处动压逐渐减小，在犛＝０．２处具有最小值；在流道相对位置犛＝０．２～０．４处动压逐渐增大，其变化率逐渐减小；在流道相对位置犛＝０．４～１．０处动压先增大，在靠近叶片出口处又减小．动压沿流道在叶轮进口处的这种变化规律也是由核主泵叶片进口边不在同一轴面引起的．随着空化程度的加剧，叶轮流道内动压值几乎相同．在空化初生和发展状态下，其动压值不变．在临界空化状态下，流道相对位置犛＝０～０．６处动压值略有增大，这是由于在空化区域，气泡排挤流道，使得流速增大引起的．在流道相对位置犛＝０．７附近，动压值明显增大，这是因为在空化区域末端，即犛＝０．７附近，气泡突然溃灭，液体以高速填充空穴引起的．气泡溃灭导致过流断面面积增大，在流道相对位置犛＝０．８附近流速又恢复至无空化时的速度．在叶片出口处，动压增大是由于气泡溃灭导致液体流动角发生变化引起的．３．５．２　空化状态下核主泵叶轮流道内湍流耗散率分析图１２为不同空化状态下叶轮过流断面上湍流耗散率沿流道方向变化曲线．横坐标为叶轮进口到出口流道中线的相对长度，纵坐标为叶轮不同半径处过流断面上湍流耗散率的平均值．湍流耗散率是指在分子黏性作用下由湍流动能转换为分子热运动动能的速率［１４］．图１２　叶轮流道内湍流耗散率变化曲线犉犻犵．１２　犜狌狉犫狌犾犲狀狋犱犻狊狊犻狆犪狋犻狅狀犮狌狉狏犲狊犻狀狋犺犲犻犿狆犲犾犾犲狉狆犪狊狊犪犵犲由图１２可知，沿流道方向叶轮内湍流耗散率整体呈现先增大后减小再增大的趋势．随着空化程度的加剧，叶轮内湍流耗散率变化较大．在叶轮流道相对位置犛＝０～０．３附近以及叶轮出口处湍流耗散率随空化程度的加剧变化极小．在流道相对位置犛＝０．３～１．０附近，随着空化程度的加剧湍流耗散率逐渐减小，且减小区域向叶轮出口靠近．这是由于随着空化程度的加剧，气泡区域增大并向叶轮出口延伸，而气泡的动力黏度比水小很多，从而使得湍流耗散率降低．·３５·第４期程效锐等：空化过程对核主泵外特性变化的影响与分析。

基于通气控制的空化观察与空蚀测量实验装置及实验方法[发明专利]

专利名称：基于通气控制的空化观察与空蚀测量实验装置及实验方法
专利类型：发明专利
发明人：熊骋望,王诗平,刘云龙,林键,李威远
申请号：CN202111153119.9
申请日：20210929
公开号：CN113970422A
公开日：
20220125
专利内容由知识产权出版社提供
摘要：一种基于通气控制的空化观察与空蚀测量实验装置及实验方法，属于空化实验技术领域。

本发明解决了现有航行体通气装置气流多在航行体外通入、无法确定航行器发生空化的作用点以及空蚀测量技术存在的与实际空化发生方式存在差异的问题。

实验试件的下表面为实验面，其上布置有压电薄膜及若干微型水压传感器，且所述压电薄膜表面涂覆有压力敏感涂料；所述通气控制系统、所述高速摄像机、所述压电薄膜及所述微型水压传感器分别与所述数据收集系统连接，实验过程中，通过光源持续照射实验试件，通过高速摄像机实时记录实验试件表面压力敏感涂料的变化情况，通过计算机控制通气控制系统向试验段内通气的工作参数，通气控制系统将结果导入数据收集系统。

申请人：哈尔滨工程大学
地址：150001 黑龙江省哈尔滨市南岗区南通大街145号
国籍：CN
代理机构：哈尔滨市阳光惠远知识产权代理有限公司
代理人：李恩庆
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不同空化器对水下射弹动态减阻特性影响分析

不同空化器对水下射弹动态减阻特性影响分析李强;黄岚;张学伟【摘要】For the purpose of studying the influence of the shape of the cavitation on the drag reduc-tion characteristics of underwater high speed projectile, based on the Rayleigh-Plesset single medium variable density multiphase flow model and 6DOF dynamic mesh technique,an analysis was conducted of the underwater dynamic motion of the projectile with different cavitation. In this paper, analyzed were the characteristics of drag reduction and cavitation number of supercavitating projectiles with dif-ferent cavitation in the two cases of cavitation and being wet down. The results show that the perfor-mance of drag reduction is the best when the diameter of disc cavitation is 0.5 mm,When the cone an-gle is 60°,the average drag reduction rate is the best;compared with the two kinds of cavitation device structure of projectile,within a certain range, the disc cavitation is more suitable for the underwater small caliber projectile. The results of this study provide a certain referential value for the analysis of dynamic drag reduction characteristics of underwater high speed projectiles,and reveal a certain direc-tion for the optimization of the cavitation device.%为了研究水下高速射弹在运动过程中空化器形状对减阻特性的影响,基于Rayleigh-Plesset单一介质可变密度混合多相流模型、6DOF动网格技术,对带不同空化器射弹的水下动态运动进行了分析研究.分析了不同空化器的超空泡射弹在空化和全沾湿两种情况下减阻特性和空化数变化.结果表明圆盘空化器直径为0.5 mm的减阻性能最佳,而圆锥空化器圆锥角为60°的射弹平均减阻率最佳;对比两种空化器结构的射弹,在一定的范围内,圆盘空化器更适用于水下小口径高速射弹.本研究结果对水下高速射弹动态减阻特性分析具有一定的参考价值,并为空化器的优化提供了一定的指导方向.【期刊名称】《火炮发射与控制学报》【年(卷),期】2018(039)001【总页数】5页(P1-5)【关键词】流体力学;超空泡射弹;动态减阻特性;动网格【作者】李强;黄岚;张学伟【作者单位】中北大学机电工程学院,山西太原 030051;中北大学机电工程学院,山西太原 030051;中国兵器工业208所,北京 102202【正文语种】中文【中图分类】TJ411.+7超空泡理论是在研究危害水轮机械的空化现象中产生的一种新的理论。

球形泵变转速下空化特性及性能分析

球形泵变转速下空化特性及性能分析乔家辉;杨艳艳;王陆一;刘广彬;李连生【期刊名称】《机电工程》【年(卷),期】2024(41)3【摘要】球形泵是机电产品中的一种新型结构泵,空化现象仍然是影响水泵性能的重要因素。

针对球形泵在工作时因转速所导致的空化问题,对变转速下的球形泵的空化特性及性能进行了研究。

首先,采用计算流体动力学方法,并运用动网格技术,模拟了球形水泵的内部流场;然后,根据模拟仿真结果分析了转速对工作腔内空化过程的影响,获得了水泵容积效率的变化规律;最后,根据模拟结果对球形泵吸液口进行了改进。

研究结果表明:球形泵工作时产生的空化现象主要发生在吸液阶段;在吸液初期与末期,较小的吸液口面积会造成工作腔内的液体压力迅速下降,吸液孔口附近和工作腔中部区域发生较明显空化;高转速时,较大的工作腔容积变化率导致空化加剧,容积效率先增大后减小;当转速为500 r/min~3000 r/min时,吸液末期腔内空化体积分数为1.01%~8.08%,球形泵容积效率为91.16%~85.51%;改善吸液口可以增大进液通道的有效工作面积,容积效率由85.51%提高至90.15%。

该研究可为新型球形泵的优化设计提供参考。

【总页数】9页(P512-519)【作者】乔家辉;杨艳艳;王陆一;刘广彬;李连生【作者单位】青岛科技大学机电工程学院;深圳市中安动力科技有限公司【正文语种】中文【中图分类】TH324【相关文献】1.不同吸油口尺寸及转速下齿轮泵空化特性2.低比转速离心泵非定常空化流动特性3.离心泵空化下的转速瞬变特性试验研究4.空化对低比转速离心泵内流声特性的影响研究5.宽转速摆线泵空化及流量输出特性研究因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。

孔板空化器纯水空化效应实验

第28卷㊀第5期2023年10月㊀哈尔滨理工大学学报JOURNAL OF HARBIN UNIVERSITY OF SCIENCE AND TECHNOLOGY㊀Vol.28No.5Oct.2023㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀孔板空化器纯水空化效应实验韩桂华1,㊀赵恩玉1,㊀李大尉2,㊀赵志伟1,㊀陈林秋1,㊀朱宜鹏1(1.哈尔滨理工大学机械动力工程学院,哈尔滨1500802;2.黑龙江省科学院高技术研究院,哈尔滨150020)摘㊀要:为了研究孔板结构参数对空化效应的影响,以孔板式空化器为例,依据气泡动力学理论,建立孔板内气液两相动态空化模型,推导出孔板通道及出水口流量方程㊂采用实验的方法,在初始操作参数条件下,固定出口压力为0MPa ,调节入口压力,在入口压力与出口压力压差值0.2MPa ~1MPa 范围内,以0.1MPa 等差值递增共实验九次,改变孔板厚度㊁孔数㊁孔型结构,以水的物化性质电导率为表征手段,以溶解氧作为辅证,研究孔板结构参数对空化效应的影响㊂结果表明:随着入口压力的升高,液体的空化强度越强,且当入口压力达到一定值时,空化强度趋于稳定;改变孔板厚度,压差在0.2MPa ~0.9MPa 内,8mm 孔板的电导率达到140.54μS /cm ,空化效果最佳,压差在0.9MPa ~1MPa 内,10mm 孔板的电导率达到142.47μS /cm ,空化效果最佳;改变孔板孔数,压差在0.2MPa ~0.6MPa 内,五孔孔板的电导率达到136.51μS /cm ,空化效果最佳,压差在0.6MPa ~1MPa 内,三孔孔板的电导率达到141.61μS /cm ,空化效果最佳;改变孔型结构,压差在0.2MPa ~1MPa 内,孔型对孔板空化强度的影响微弱,整体圆形空化效果最好,方形次之,三角形最差㊂关键词:孔板;纯水;空化效应;溶解氧;电导率DOI :10.15938/j.jhust.2023.05.014中图分类号:O427.4文献标志码:A文章编号:1007-2683(2023)05-0110-08Cavitation Effect of Pure Water on Orifice PlateHAN Guihua 1,㊀ZHAO Enyu 1,㊀LI Dawei 2,㊀ZHAO Zhiwei 1,㊀CHEN Linqiu 1,㊀ZHU Yipeng 1(1.School of Mechanical and Power Engineering,Harbin University of Science and Technology,Harbin 150080,China;2.Institute of Advanced Technology Heilongjiang Academy of Sciences,Harbin 150020,China)Abstract :In order to study the influence of structural parameters of orifice plate on cavitation effect,a gas-liquid two-phasedynamic cavitation model in orifice plate was established based on bubble dynamics theory,and the flow equations of orifice plate passage and outlet were derived.Under the initial operating parameters,the outlet pressure was fixed at 0MPa,and the inlet pressure was adjusted.The pressure difference between the inlet pressure and outlet pressure was 0.2MPa ~1MPa,and the equal difference value of 0.1MPa was incremented for nine times.The thickness of the orifice plate,the number of holes and the pore structure were changed.The effect of structural parameters of orifice plate on cavitation effect was studied.The results show that the cavitation strength of liquid becomes stronger with the increase of inlet pressure,and tends to be stable when the inlet pressure reaches a certainvalue.By changing the thickness of orifice plate,the conductivity of 8mm orifice plate reaches 140.54μS /cm when the pressure difference is between 0.2MPa and 0.9MPa,and the conductivity of 10mm orifice plate reaches 142.47μS /cm when the pressure difference is between 0.9MPa and 1MPa.Changing the number of holes in the orifice plate,the conductivity of the five-hole plate is 136.51μS /cm when the pressure difference is between 0.2MPa ~0.6MPa,and the conductivity of the three-hole plate is 141.61μS /cm when the pressure difference is between 0.6MPa ~1MPa.Changing the pass structure,the pore structure and the pressure difference between 0.2MPa ~1MPa,the influence of the pore shape on the cavitation strength of the orifice plate is weak,and theoverall circular cavitation is the best,followed by the square one and the triangle one.Keywords :orifice plate;pure water;cavitation effect;dissolved oxygen;electrical conductivity㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀收稿日期:2022-04-07基金项目:黑龙江省自然科学基金(E2016040);国家自然科学基金(51375123);黑龙江省科学院科学研究基金(KY2020GJS03).作者简介:赵恩玉(1997 ),女,硕士研究生;李大尉(1982 ),男,副研究员.通信作者:韩桂华(1972 ),女,博士,副教授,硕士研究生导师,E-mail:641544105@.0㊀引㊀言空化现象是一种发生在液体介质中剧烈的物理现象[1],其原理为液体在常温下流经节流装置时,流速增加㊁压力降低[2],当液体的局部压力降至饱和蒸气压[3]及以下时,液体中的可溶性气体就会析出形成气核[4],随着压力不断升高,气泡会不断增长直至溃灭[5]㊂该过程会释放大量能量,因此水力空化技术得到广泛研究,已经应用在水消毒[6]㊁纳米材料合成[7]㊁废物活性污泥处理[8]㊁乳化[9]㊁细胞破坏[10]㊁生物燃料合成以及清洗管道[11]等多个方面㊂空化过程中产生巨大的空化效应,在空化效应对溶液的物化性质方面,研究发现空化过程中产生巨大的剪切力,将污水中有机大分子打碎成小分子,使污水中化学需氧量增高,另一方面有机小分子矿化形成矿物盐,增大离子浓度,使得污水的电导率也逐渐增加[12];剪切力还使污泥中的微生物细胞和絮状体破碎,产生离子并使PH值升高[13]㊂空化过程中气核不断增多,加强了流场空化强度,过氧化氢含量增加,其中O2作为反应物不断被消耗,溶解氧逐渐降低[14]㊂黄永春在探究水力空化对原糖溶液表面张力的影响发现,随着空化时间增长,使得原糖溶液中的胶体粒子的水化层破坏,分子间作用力减弱,表面张力逐渐降低[15]㊂在空化强度表征方面,大多数学者通过检测空化过程中产生㊃OH浓度的变化间接表征流场空化强度的变化,为数值模拟的验证和评价提供依据[16-17]㊂中北大学的杨思静等[18]利用空化前后亚甲基蓝溶液吸光度的变化,来推算空化过程中产生羟基的浓度,以此作为空化强度的表征手段㊂通过大量实验,研究了空化过程中不同溶液的物化性质的变化情况,结果表明溶液的物化性质能较好地表征空化强度,同时空化效应的强弱与水物化性存在关联性,因此本文以纯水作为空化介质,孔板式[19]空化器为例,探究孔板厚度㊁孔数㊁孔型对孔板空化器内空化特性的影响,并以水中溶解氧来表征空化强度,以电导率加以辅证㊂1㊀空化通道内流体流量方程推导孔板空化器内流体流过孔板时,流体的流速与压力出现明显的变化㊂如图1所示,充满管道的流体由界面1流至界面2时,流体的压力由p1降低到p2,平均流速由u1增加至u2,两截面间形成了压差㊂流体流过界面2后,压力升高,流速降低,到达截面3时,流场的分布恢复了均匀状态㊂但是在流场中阻力的作用下,流体的压力p3并没有恢复到p1,流体的压力损失[20]为Δω=p1-p3㊂图1㊀孔板附近的流体流速与压力变化情况Fig.1㊀Changes in fluid velocity and pressurenear the orifice在孔板空化器内,截面1与截面2处于同一水平线上,两截面处的势能相等,因此伯努利方程与流体连续性方程可以表示为p1ρ+c1u212=p2ρ+c2u222+ξ(1) Au1=A2u2(2)式中:A为管道的入口面积;A2为截面2处的通流面积;ρ为流体的密度;u1㊁u2为截面1㊁2处流体的平均流速;c1㊁c2为平均流速的动能修正系数;ξ为能量损失系数㊂由式(1)和(2)可得截面2处的平均流速为u2=2(pᶄ1-pᶄ2)ρ(c2+ξ-c1A22A2(3)111第5期韩桂华等:孔板空化器纯水空化效应实验式中:pᶄ1㊁pᶄ2为截面1㊁2处流体的平均压力㊂对于截面2处的通流面积A2是无法进行测量的,这里用孔板的开孔面积A1来表示㊂A2=μA1(4)式中μ为收缩系数㊂定义孔板截面1处与截面2处的等效直径之比为β,公式为β=r R=πr2πR2=A1A(5)式中R㊁r分别为截面1㊁2的等效直径㊂将式(4)与式(5)代入式(3)求解得:μ2=1c2+ξ-c1μ2β42Δpᶄρ(6)在实际应用中,实际测量的截面1㊁2处的压差Δp与平均压力差Δpᶄ是存在差异的,对此要引入ψ进行补偿,其中ψ为取压系数㊂即:ψ=ΔpΔpᶄ(7)由式(4)~式(7)可得孔板通道处流体的流量方程为q v=u2A2=u2μA1=μψc2+ξ-c1μ2β4β2A 2Δpᶄρ(8)由图1可知,在流场中阻力的作用下,流体压力p3并没有恢复到p1,流体内存在压力损失㊂根据截面2㊁3的流体状态列动量方程:p2A2+p2(A-A2)-p3A=ρq v(u3-u2)(9)压力损失为Δ =p1-p3(10)由式(1)与式(8)~式(10)可得压力损失:Δ =(1+2μβ2(μβ2-1)c2+ξ-c1μ2β4)Δp=(1+2μβ2(μβ-1)c2+ξ-c1μ2β4)ψΔp(11)同理可推导出图1中截面3处的流量方程为q3=A3c3+ξ-c1μ2β4㊃(2+4μβ2(μβ2-1)ρ(c2+ξ-c1μ2β4)Δpᶄ(12)式中:c3为u3的动能修正系数;A3为出水口通流面积㊂2㊀孔板空化实验2.1㊀实验装置为了完成水力空化实验,由黑龙江省科学院高技术研究院提供了一套孔板式水力空化循环系统,实验装置的结构图如图2所示㊂㊀㊀1.电源2.频率调节装置3.电机4.水泵5.流量表6.数显压力表7.空化器8.指针压力表9.冷却10.水箱图2㊀孔板式空化器结构图Fig.2㊀Structure drawing of hole plate cavitation该实验装置采用YE2-200L1-2型三相异步电动机,功率30kW,额定电压380V,额定电流55.4A,转速2950r/min,额定频率50Hz,电动机定子绕组Δ连接方式㊂水泵参数流量25m3/h,转速2950r/min,扬程120m,吸程4m㊂频率调节装置41Hz,数显压力表0.51MPa㊂空化装置选用的孔板如图3所示㊂图3㊀孔板类型Fig.3㊀Orifice type211哈㊀尔㊀滨㊀理㊀工㊀大㊀学㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第28卷㊀由图2㊁3可见,孔板空化器内的流体由3部分组成:入口段(长度为35mm,直径为45mm)㊁孔板通道(长度为5mm)㊁出口段(长度为190mm,直径为60mm)㊂孔板1㊁2㊁3的圆孔直径均为3mm;孔板4为边长3.5mm的正三角形孔;孔板5为边长3mm的正方形;多孔孔板的孔间距约为7.6mm㊂2.2㊀实验步骤1)向水箱内注入自来水,开启水泵运行2min,去除杂质;2)再次注水,每隔一定时间,从出水管进行取样,水样进行水浴恒温;3)固定出口压力为0MPa,调节入口压力,入口压力与出口压力差值为压差,控制压差在0.2MPa -1MPa范围内,以0.1MPa等差值递增,具体为0.2MPa㊁0.3MPa㊁0.4MPa 1MPa实验9次㊂完成一个压差后,改变入口压力重复上述实验操作; 4)结束一个孔板所有压力的实验,关闭电机,空化反应器更换孔板,重复上述实验操作㊂2.3㊀正交试验优化操作参数在空化实验过程中,操作参数同样对空化介质的性质具有很大的影响,主要为空化时间㊁介质初始温度㊁时效对空化水的电导率㊁溶解氧的影响㊂在考虑单因素的情况下,随着空化时间的增加,水溶液的电导率会逐渐升高,水溶液的溶解氧因氧气的消耗而逐渐降低,最终趋于稳定,继续增加空化时间只会产生无用的工作量;在一定范围内升高水的初始温度,有助于孔板通道内气核的析出,促进空泡内化学反应的发生,但温度过高不利于观察其性质的变化规律;空化水样在放置一段时间后,测得其稳定后的性质可保证实验的准确性㊂空化时间㊁介质初始温度㊁时效等因素均对水溶液的性质有着不同的影响,故根据现有实验设备设计操作参数组合的正交试验,以五孔孔板为参考,在0.6MPa压差下进行实验,水平因素见表1,按照L9(33)正交表进行实验,正交试验结果见表2㊂表1㊀操作参数正交试验水平因素Tab.1㊀Operating parameters orthogonal test level factors 水平123空化时间A/min306090介质初始温度B/ħ101520时效C/min102030表2㊀正交试验结果Tab.2㊀Orthogonal test results序号A B C电导率变化量/(μS/cm) 130(1)10(1)10(1)14.78 230(1)15(2)20(3)14.84 330(1)20(3)30(2)14.46 460(2)10(1)20(3)20.66 560(2)15(2)30(2)22.02 660(2)20(3)10(1)21.92 790(3)10(1)30(2)18.24 890(3)15(2)10(1)18.88 990(3)20(3)20(3)17.66K114.6917.8918.53K221.5318.5818.24K318.2618.0117.72极差R 6.840.690.81较优水平A2B2C1㊀㊀由表1可知,影响电导率变化范围最大的因素是空化时间,故将其控制在有效水平,根据K值可知A2(60min)为其最佳水平;第2影响因素为介质的初始温度,其最佳水平为B2(15ħ);对电导率影响最小的因素是水样放置时间,最佳水平为C1 (10min)㊂以上参数组合作为纯水介质水空化实验的最佳操作参数方案㊂后续水性质空化效果实验中,空化时间以60min为最长空化时间,初始温度采用15ħ,测试水样电导率时效为10min㊂2.4㊀孔板厚度对空化效应的影响实验用水的初始温度为15ħ,采用5mm㊁8mm㊁10mm厚度的孔3(五孔)孔板以0.1MPa等差值递增,在0.2MPa~1MPa压差范围内分别进行九次空化实验,空化时间为60min,每个水样等量分成三份放置10min待其稳定后进行测量,取其电导率㊁溶解氧的平均值并记录实验数据,整理得到水的电导率随压差的变化规律如图4所示㊂由图4可知,对比不同厚度孔板的电导率随压差的变化可以发现,电导率总体呈上升趋势,在0.2MPa~0.8MPa压差下,电导率(8mm)>电导率311第5期韩桂华等:孔板空化器纯水空化效应实验图4㊀电导率随压差的变化曲线Fig.4㊀Variation curve of conductivity withdifferential pressure(5mm)>电导率(10mm),说明厚度为8mm孔板的空化效果最佳,0.8MPa~1MPa时,上升趋势变缓,当压差大于0.8MPa时,10mm孔板电导率恢复上升趋势,当压差在1MPa时,电导率为142.47μS/cm 达到最佳,说明10mm孔板适合高压空化㊂分析原因:空化本质是气核不断长大直至溃灭的过程,压差在0.2MPa~0.8MPa时,厚度为5mm孔板产生的气核少于厚度为8mm孔板产生的气核,显然8mm 的孔板空化效果要优于5mm孔板,厚度为10mm 的孔板产生气核更多,但气核越多,通过孔板的沿程损失越大,气核刚产生就发生溃灭,释放的能量较少,故8mm厚度的孔板效果最好;压差在0.8MPa~ 1MPa时,高速射流中气核发育不充分,在流场内未能及时溃灭,且由于气泡的存在使溶液的导电性降低,故电导率增速变缓,随着压差升高,产生气核越多,沿程损失越大,而10mm的孔板相对较厚,空化区域较大,随着压差不断增大,孔板越厚空化效果越好㊂水的溶解氧随压差的变化规律如图5所示㊂由图5可知,纯水在空化装置的作用下,水的溶解氧随着压差的升高逐渐降低,这是因为随着压差的升高,空化强度逐渐变强,空泡溃灭释放的高温高压促使O2裂解成为㊃O参与反应,化学效应的正反应逐渐变强,O2的消耗量逐渐增加,使水中的溶解氧含量逐渐降低;对比不同厚度孔板的溶解氧随压差的变化可以发现,不同厚度孔板的溶解氧在相同压差下呈现出,压差(8mm)<压差(5mm)<压差(10mm),最小差值达到0.19mg/L,说明8mm孔板的空化效果最佳,10mm孔板的空化效果最差㊂图5㊀溶解氧随压差的变化曲线Fig.5㊀Variation curve of dissolved oxygen withdifferential pressure2.5㊀孔板孔数对空化效应的影响实验用水的初始温度为15ħ,采用厚度为8mm的图3中的孔1(单孔)㊁孔2(三孔)㊁孔3(五孔)的孔板以0.1MPa等差值递增,在0.2MPa~1MPa压差范围内分别进行9次空化实验,空化时间为60min,每个水样等量分成三份放置10min待其稳定后进行测量,取其电导率㊁溶解氧10次数据的平均值并记录实验数据,整理得到水的电导率随压差的变化规律如图6所示㊂图6㊀电导率随压差的变化曲线Fig.6㊀Variation curve of conductivity withdifferential pressure由图6可知,电导率随压差总体呈上升趋势,随着压差的升高,空化强度逐渐变强,水中化学反应平衡偏移,性质活泼的物质增多,水中易产生新的带电粒子或原有带电粒子电荷数增加,致使水的电导率逐渐升高㊂压差在0.2MPa~0.7MPa时,五孔的空化强度最佳;当压差在0.7MPa~1MPa时,3种孔411哈㊀尔㊀滨㊀理㊀工㊀大㊀学㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第28卷㊀板的电导率值表现为:三孔>五孔>单孔,说明三孔孔板的空化效果最佳适合高压空化㊂分析原因:单孔孔板在流量和流速方面都弱于三孔孔板和五孔孔板,空化效果差,故电导率差距较大;压差在0.2MPa ~0.7MPa 时,五孔孔板流量大于三孔孔板和单孔孔板,流量越大,过流系数越大,空化效果越好;压差在0.7MPa ~1MPa 时,随着压差不断升高,三孔孔板流速大于五孔孔板,根据能量守恒方程,动能越大,压力势能越小,当小于饱和蒸气压时,即产生空化现象,故压差越大,三孔孔板空化效果越好㊂水的溶解氧随压差的变化规律如图7所示㊂由图可知,不同孔数的溶解氧随着压差的升高逐渐降低,这是因为随着压差不断升高,空化强度逐渐变强,空泡溃灭释放的高温高压促使O 2裂解成为㊃O 参与反应,化学效应的正反应逐渐变强,O 2的消耗量逐渐增加,使水中的溶解氧含量逐渐降低;且单孔㊁三孔㊁五孔孔板的溶解氧降幅分别为:0.91mg /L㊁1.69mg /L㊁1.47mg /L,压差在0.2MPa ~0.9MPa 时,五孔的溶解氧略小于三孔孔板的溶解氧值,说明五孔孔板效果更优;压差在0.9MPa ~1MPa 时,三孔的溶解氧达到最低3.79mg /L,说明三孔孔板效果更优,更适合于高压空化㊂以上结果表明孔数对孔板空化强度影响较为显著㊂图7㊀溶解氧随压差的变化曲线Fig.7㊀Variation curve of dissolved oxygen withdifferential pressure2.6㊀孔板孔型对空化效应的影响实验用水的初始温度为15ħ,孔板厚度为8mm,以0.1MPa 等差值递增,在0.2MPa ~1MPa 压差范围内,分别对三角形㊁正方形㊁圆形孔的三孔孔板进行九次空化实验,空化时间为60min,每个水样等量分成三份进行测量,取其电导率㊁溶解氧10次实验的平均值并记录实验数据,整理得到水的电导率随压差的变化规律如图8所示㊂图8㊀电导率随压差的变化曲线Fig.8㊀Variation curve of conductivity withdifferential pressure由图8可知,电导率随着压差升高总体呈上升趋势,压差在0.8MPa ~1MPa 时,增幅逐渐变缓,这说明随着压差的升高,孔板的空化强度逐渐变强,且空化强度不会随着压差无限升高;在相同压差下,三种孔型的孔板电导率值比较接近,说明开孔率相近的情况下,孔型对孔板空化强度的影响较小,但可以看出细微差别,圆形的电导率>正方形的电导率>三角形的电导率,表明圆形孔板空化效果最好㊂分析原因:三角形孔板和正方形孔板都具有棱角,在棱角处缝隙小,流速快,根据能量守恒定律,流体动能越大,压力势能越小,当小于大气饱和蒸气压时,越容易发生空化,而且产生空化较强,但只有棱角处有空化现象,而圆形孔板一圈都可以发生空化,整体而言,圆形孔板空化效果较好㊂水的溶解氧随压差的变化规律如图9所示㊂由图可知,不同孔形状的溶解氧随压差总体呈降低趋势,这是因为随着压差不断升高,空化强度逐渐变强,空泡溃灭释放的高温高压促使O 2裂解成为㊃O参与反应,化学效应的正反应逐渐变强,O 2的消耗量逐渐增加,使水中的溶解氧含量逐渐降低压差在0.2MPa ~1MPa 下,不同孔型的溶解氧数值较为接近,可以看出细小的差别,溶解氧的数值整体表现为:三角形>正方形>圆形,表明孔形状对孔板空化强度的影响微弱,整体圆形孔板效果略好一些,方形孔板其次,三角形孔板较差一些㊂511第5期韩桂华等:孔板空化器纯水空化效应实验图9㊀溶解氧随压差的变化曲线Fig.9㊀Variation curve of dissolved oxygen withdifferential pressure3㊀结㊀论在以五孔孔板为参考,在0.6MPa压差下,通过三因素三水平正交试验,得到了操作参数的最佳水平方案:空化时间60min㊁水介质初始温度15ħ㊁水样放置时间10min,后续实验均在该操作参数下进行㊂1)随着入口压力的增加,流场的空化强度逐渐变强,溶液的电导率逐渐变大,溶解氧逐渐降低㊂2)在改变孔板厚度条件下,压差0.2MPa~ 0.9MPa内,孔板厚度厚度8mm孔板的电导率达到140.54μS/cm,空化效果最佳,压差在0.9MPa~ 1MPa内,10mm孔板的电导率达到142.47μS/cm,空化效果最佳;3)在改变孔板孔数条件下,压差在0.2MPa~ 0.6MPa内,五孔孔板的电导率达到136.51μS/cm,空化效果最佳,压差在0.6MPa~1MPa内,三孔孔板的电导率达到141.61μS/cm,空化效果最佳; 4)在改变孔板孔型条件下,压差在0.2MPa~ 1MPa内,孔型对孔板空化强度的影响微弱,整体圆形空化效果最好,方形次之,三角形最差㊂参考文献:[1]㊀JOSHI R,GOGATE P R.Degradation of Dichlorvos UsingHydrodynamic Cavitation Based Treatment Strategies[J].UItrasonics Sonochemistry,2012,19(3):532.[2]㊀MANISHA V,BAGAL,PARAG R.Degradation of2,4-dinitrophenol Using A Combination of HydrodynamicCavitation,Chemical and Advanced Oxidation Processes[J].Ultrasonics-Sonochemistry,2013,20(5):1226.[3]㊀VIRENDRA K S,MANAV A R,AQEEL A M,et al.Effect of Geometry of Hydrodynamically Cavitating De-vice on Degradation of Orange-G[J].Ultrasonics-Sono-chemistry,2013,20(1):345.[4]㊀ILGYUL,HAN J P.The Effects of Waste-activatedSludge Pretreatment Using Hydrodynamic Cavitation forMethane Production[J].Ultrasonics-Sonochemistry,2013,20(6):1450.[5]㊀李本高,马欣,龙军.工业水处理技术.第十一册[M].北京:中国石化出版社,2008:12. 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[15]黄永春,吴修超,任仙娥,等.水力空化对原糖溶液表面张力的影响[J].食品与机械,2012,28(6):16.HUANG Yongchun,WU Xiuchao,REN Xiane,et al.Effect of Hydraulic Cavitation on Surface Tension of RawSugar Solution[J].Food and Machinery,2012,28(6):16.[16]AMIRLKHLAQ,DAVID R,BROWN,et al.Mecha-nisms of Catalytic Ozonation on Alumina and Zeolites inWater:Formation of Hydroxyl Radicals[J].Applied Ca-talysis B:Environmental,2012,(3):123. [17]董志勇,张邵辉,杨杰,等.多孔板与文丘里组合式空化灭活致病菌研究[J].浙江工业大学学报,2019,47(1):24.DONG Zhiyong,ZHANG Shaohui,YANG Jie,et al.Study on the Inactivation of Bacteria by Combined Cavita-tion of Porous Plate and Venturi[J].Journal of ZhejiangUniversity of Technology,2019,47(1):24. [18]杨思静,晋日亚,乔伊娜,等.文丘里管结构参数对水力空化降解罗丹明B染料废水的影响[J].中北大学学报(自然科学版),2017,38(1):72.YANG Sijing,JIN Riya,QIAO Yina,et al.Effect ofVenturi Tube Structure Parameters on the Degradation ofRhodamine B Dye Wastewater by Hydraulic Cavitation[J].Journal of North University of China:Natural Sci-ence Edition,2017,38(1):72.[19]赵文倩.方形孔口多孔板水力空化杀灭水中病原微生物的实验研究[D].杭州:浙江工业大学,2016. [20]吴永生,方可人.热工测量及仪表[M].北京:中国电力出版社,1995.(编辑:温泽宇)711第5期韩桂华等:孔板空化器纯水空化效应实验。

水力机械空化(汽蚀)监测研究综述

介绍国内外水力机械空化（汽蚀）监测技术的研究概况以及空化（汽蚀）在线监测系统的开发和应用。针对国内日益增多的舰船喷水推进技术研究，出了喷水推进泵空化监测的初步设想，提预测空化监测技术的发展趋势。
关键词：水力机械
空化（汽蚀）测监研究 Nhomakorabea的溃灭，会产生高频脉冲波，辐射空化噪声，引起
介质压力波动，并诱发机械结构振动。空化信号的
监测就是测量空泡溃灭时产生的高频脉冲波、微射
空化噪声研究中，寻求新的标识量或相似准则乃是
今后的重要课题。Ｌｈｂｒ．人对离心泵中的空化进行了测ｏｒｅｇＨ等量，研究了空化破坏程度与空化噪声的关系。由于
・
２・
小器柱采
２０年第５０８期
用声传感器直接检测空化诱导的结构噪声，该噪
系数的关系曲线确定临界空化系数。与传统的能量法相比，采用超声波方法能及早发现空化，是一种
比较灵敏和准确的监测方法，于确定空化初生点适和空化的相对强度。ＺｑｆＢ等开发了一种用于检测声发射的新型ｅｉｉ
２０年第５０８期
小番彳支采
水力机械空化（汽蚀）监测研究综述
段向阳王永生苏永生
（海军工程大学船舶与动力学院，武汉；４０３）３０３
摘要：本文叙述空化（汽蚀）的原理，监测从空化（）汽蚀监测方法的选择、监测位置的选取和信号分析处理三个方面，
感应部件采用了厚度仅为１０ｍ的压电式活性薄１膜，可以探测到１Ｈ以上的声信号。此外，０Ｍｚ在传感器的外表面涂覆了一层汽蚀防护涂层，有效地消除了周围噪声的干扰，使得该传感器具有空间检测空化声信号的能力［１１４３］．。目前，国外比较成熟的空化监测方法有基于

空化现象对水导激光微水束稳定性的影响研究

空化现象对水导激光微水束稳定性的影响研究
张晓斌;史铁林;龙胡
【期刊名称】《激光技术》
【年(卷),期】2024(48)2
【摘要】为了探寻空化现象对水导激光微水束稳定性影响,利用计算流体动力学的方法,分别在不考虑空化和考虑空化的情况下,对从典型喷嘴出射的水射流进行了数值模拟分析,研究了空化现象的产生机理及对微水束稳定性的影响。

结果表明,在入口直径为0.1 mm、圆柱段长径比为1、上边缘锐利的喷嘴结构下,随着入口压力从0.2 MPa增大到16 MPa,水射流与喷嘴壁面分离后再次附着的长度逐渐增大,并且空化会导致该长度延长;在入口压力小于6 MPa的情况下,不考虑空化的水射流在稳定后会贴着喷嘴壁面流下,而添加空化模型使得水束形成翻转流。

该研究对设计满足水导激光工艺的喷嘴结构有着重要的参考价值。

【总页数】7页(P216-222)
【作者】张晓斌;史铁林;龙胡
【作者单位】华中科技大学机械科学与工程学院机械电子工程系
【正文语种】中文
【中图分类】TG485;TN249
【相关文献】
1.微水导激光稳定水束光纤的CFD仿真研究
2.基于空化理论的立式分块可倾瓦水导轴承静特性研究
3.红外激光与微水束耦合对准工艺研究
4.绕水翼超空化现象的实验研究
5.绕三维水翼云状空化现象的实验研究
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水泵空化数值模拟研究进展

水泵空化数值模拟研究进展曹玉良;贺国;明廷锋;苏永生;王小川【期刊名称】《武汉理工大学学报（交通科学与工程版）》【年(卷),期】2016(040)001【摘要】空化会导致水泵性能下降和寿命缩短.水泵空化的数值模拟是当前研究的热点之一.文中对空化数值模拟的方法进行了总结和分类,对Singhal,Zwart-Gerber-Belamri,Schnerr-Sauer和Kunz 4种空化模型,以及标准k-ε,RNGk-e和SST 3种湍流模型在水泵空化数值模拟中的应用情况进行了分析,对当前空化研究中的修正方法进行了简介,分析了当前空化数值模拟存在误差的主要原因.【总页数】6页(P55-59,65)【作者】曹玉良;贺国;明廷锋;苏永生;王小川【作者单位】舰船动力工程军队重点实验室武汉430033;海军工程大学动力工程学院武汉430033;舰船动力工程军队重点实验室武汉430033;海军工程大学管理工程系武汉430033;舰船动力工程军队重点实验室武汉430033;海军工程大学动力工程学院武汉430033;舰船动力工程军队重点实验室武汉430033;海军工程大学动力工程学院武汉430033;舰船动力工程军队重点实验室武汉430033;海军工程大学动力工程学院武汉430033【正文语种】中文【中图分类】O427.4【相关文献】1.确定模型水泵水轮机水泵工况叶片初生空化的声学方法研究 [J], 赵越;刘智良;郭全宝2.空化射流流场数值模拟的研究进展 [J], 林兴华;张敏革;秦青;党明岩3.不同内轴类型环隙型水力空化器空化效果的数值模拟 [J], 郑胜寒;卢晓江;石宇4.水泵与水轮机空化状态监测与诊断的研究进展 [J], 徐朝晖;徐东海;吴玉林;陈乃祥;陈仁5.壅塞管空化器空化流场特性的数值模拟研究 [J], 王泽鹏; 关新欣; 赵宗祥; 邹昭轩; 马连湘因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。

反粒序砂土体内侵蚀及渗流特性变化规律试验研究

第42卷第3期2023年 5月地质科技通报B u l l e t i n o f G e o l o g i c a l S c i e n c e a n d T e c h n o l o g yV o l .42 N o .3M a y 2023宋宜祥,管景华,李彦奇,等.反粒序砂土体内侵蚀及渗流特性变化规律试验研究[J ].地质科技通报,2023,42(3):16-27.S o n g Y i x i a n g ,G u a n J i n g h u a ,L i Y a n q i ,e t a l .E x p e r i m e n t a l s t u d y o n t h e c h a n g e l a w o f i n t e r n a l e r o s i o n a n d s e e p a ge c h a r a c t e r i s -t i c s of i n v e r s eg r a d i n g s a n d a c c u m u l a t i o n [J ].B u l l e t i n o f G e o l o g i c a l S c i e n c e a n d T e ch n o l o g y,2023,42(3):16-27.基金项目:国家自然科学基金项目(41902290;41672300;41972297);河北省自然科学基金项目(D 2020202002;D 202102002)作者简介:宋宜祥(1987 ),男,副教授,主要从事地质灾害和岩土工程数值模拟研究㊂E -m a i l :s yx d l u t 2010@163.c o m 通信作者:黄达(1976 ),男,教授,博士生导师,主要从事岩石力学与地质灾害方面研究㊂E -m a i l :d a h u a n g@h e b u t .e d u .c n 反粒序砂土体内侵蚀及渗流特性变化规律试验研究宋宜祥1,管景华1,李彦奇2,黄达1(1.河北工业大学土木与交通学院,天津300401;2.河北经贸大学校园规划与建设处,石家庄050067)摘要:反粒序堆积体常见于高速远程滑坡的流通区和堆积区㊂针对其粒径上大下小的特殊结构和较强透水性而诱发堆积体不稳定的问题,采用自制的渗流侵蚀试验装置对颗粒粒径为0.075~20mm 的7组连续及间断颗粒级配反粒序土样进行了试验,研究了反粒序砂土体渗流侵蚀过程中参数变化和细颗粒迁移模式及规律㊂结果表明:在反粒序堆积土样中,细颗粒含量和不均匀系数对反粒序砂土体的渗流侵蚀有重要影响,细颗粒含量越高,不均匀系数越大,则起始渗流系数越小㊂反粒序砂土体发生管涌颗粒跃层后,底层颗粒流失量最多,且粒径为0.075~0.125mm 的颗粒流失比最大㊂反粒序堆积体整体的渗流能力主要取决于底部的细颗粒含量,细颗粒含量越高,临界水力梯度越大㊂在连续级配土样中,水力梯度与渗流系数呈二次函数关系;在间断级配反粒序土样中,细颗粒含量超过45%时,土样趋于稳定㊂反粒序堆积体发生管涌后,其颗粒呈现剥离-沉淀-剥离-沉淀中下层颗粒交替侵蚀的运移模式㊂研究结果对于该类灾害形成机理与防治研究具有理论和实际应用意义㊂关键词:反粒序;堆积体;细颗粒含量;颗粒迁移;管涌;渗流侵蚀中图分类号:T U 41 文章编号:2096-8523(2023)03-0016-12 收稿日期:2022-02-11d o i :10.19509/j .c n k i .d z k q.t b 20210693 开放科学(资源服务)标识码(O S I D ):E x p e r i m e n t a l s t u d y o n t h e c h a n ge l a w of i n t e r n a l e r o s i o n a n d s e e p ag e ch a r a c t e ri s t i c s o f i n v e r s e g r a d i n g sa n d a c c u m u l a t i o n S o n g Y i x i a n g 1,G u a n J i n g h u a 1,L i Y a n q i 2,H u a n g Da 1(1.S c h o o l o f C i v i l a n d T a n s p o r t a t i o n E n g i n e e r i n g ,H e b e i U n i v e r s i t y o f T e c h n o l o g y ,T i a n ji n 300401,C h i n a ;2.C a m p u s P l a n n i n g a n d C o n s t r u c t i o n D e p a r t m e n t ,H e b e i U n i v e r s i t y of E c o n o m i c s a n d B u s i n e s s ,S h i j i a z h u a ng 050067,C h i n a )A b s t r a c t :I n v e r s e g r a d i n g d e p o s i t s a r e c o mm o n l y f o u n d i n c i r c u l a t i o n a n d a c c u m u l a t i o n a r e a s o f h i g h -s pe e d a n d l o n g -d i s t a n c e l a n d s l i d e s .D u e t o i t s s p e c i a l s t r u c t u r e of l a rg e p a r t i c l e s i z e a t th e t o p an d s m a l l a t t h e b o t t o m a n d s t r o n g p e r m e a b i l i t y ,t h e a c c u m u l a t i o n i s h i g h l y s u s c e p t i b l e t o u n s t a b l e f a i l u r e .I n t h i s s t u d y,u s i n g a s e l f -d e s i g n e d d e v i c e ,s e e p a g e e r o s i o n t e s t s w e r e c o n d u c t e d o n s e v e n s e t s o f i n v e r s e g r a d i n g so i l s a m p l e s w i t h c o n t i n u o u s a n d d i s c o n t i n u o u s p a r t i c l e g r a d a t i o n o f p a r t i c l e s i z e 0.075-20mm t o i n v e s t i ga t e t h e p a r a m e t e r c h a n g e s a n d f i n e p a r t i c l e m i g r a t i o n p a t t e r n s a n d l a w s d u r i n g s e e p a ge e r o s i o n of i n v e r s eg r a d -i n g s a n d m a s s .Th e r e s u l t s s h o w t h a t t h e fi n e p a r t i c l e c o n t e n t a n d n o n u n i f o r m i t y co e f f i c i e n t h a v e a n i m -p o r t a n t i n f l u e n c e o n t h e s e e p a g e e r o s i o n o f t h e i n v e r s e g r a d i n g s o i l s a m p l e s .T h e h i gh e r t h e f i n e p a r t i c l e c o n t e n t ,t h e g r e a t e r t h e n o n u n i f o r m i t y c o e f f i c i e n t a n d t h e l o w e r t h e i n i t i a l s e e p a ge c o ef f i c i e n t .A f t e r t h e o c c u r r e n c e o f c r o s s -l a y e r t u b e s u rg e p a r t i c l e s ,th e b o t t o m l a y e r o f pa r t i c l e l o s s i s t h e m o s t ,a n d t h e p a r t i c l e s i z e o f 0.075-0.125mm p a r t i c l e l o s s r a t i o i s t h e l a r g e s t .T h e s e e p a g e c a p a c i t y o f t h e i n v e r s e g r a d i n g sa n d Copyright ©博看网. All Rights Reserved.第3期宋宜祥等:反粒序砂土体内侵蚀及渗流特性变化规律试验研究m a s s d e p e n d s m a i n l y o n t h e c o n t e n t o f f i n e p a r t i c l e s a t t h e b o t t o m.T h e h i gh e r t h e c o n t e n t o f f i n e p a r t i c l e s i s ,t h e g r e a t e r t h e c r i t i c a l h y d r a u l i c g r a d i e n t w i l l b e .I n c o n t i n u o u s g r a d e d s o i l s a m p l e s ,t h e r e l a t i o n s h i p be -t w e e n t h e h y d r a u l i c g r a d i e n t i s q u a d r a t i c a l l y r e l a t e d t o t h e p e r c o l a t i o n c o ef f i c i e n t .S o i l s a m pl e s w i t h d i s c o n -t i n u o u s p a r t i c l e g r a d a t i o n a r e s t a b i l i z e d w h e n t h e c o n t e n t o f f i n e p a r t i c l e s e x c e e d s 45%.A f t e r t u b e g u s h i n go c c u r r e d i n t h e r e v e r s e g r a i n s e q u e n c e a c c u m u l a t i o n b o d y ,t h e p a r t i c l e s s h o w a m i g r a t i o n p a t t e r n o f s t r i p-p i n g -p r e c i p i t a t i o n -s t r i p p i n g -p r e c i p i t a t i o n a l t e r n a t e l y e r o d e d p a r t i c l e s i n t h e m i d d l e a n d l o w e r l a ye r s .T h e s t u d y h a s t h e o r e t i c a l a n d p r a c t i c a l s i gn i f i c a n c e f o r t h e f o r m a t i o n m e c h a n i s m a n d p r e v e n t i o n o f s u c h d i s a s -t e r s .K e y w o r d s :i n v e r s e g r a d i n g ;s a n d a c c u m u l a t i o n ;f i n e p a r t i c l e c o n t e n t ;p a r t i c l e m i g r a t i o n ;p i p i n g ;s e e p a g e a n d e r o s i o n许多学者对高速远程滑坡-碎屑流进行了研究[1-4],发现其在运动过程中具有流动性异常高㊁运动速度非常快㊁运动距离超长的特点,并因受到碰撞碾压[5]㊁振动筛分[6]和大粒径颗粒的消散压力作用,使得堆积体颗粒呈现上粗下细的反粒序堆积结构[7],如图1所示㊂在各类沉积物中也发现了这种反粒序结构[8-10]㊂图1 反粒序堆积结构示意图[3]F i g .1 S c h e m a t i c d i a gr a m o f t h e s t r u c t u r e o f i n v e r s e g r a d -i n g ac c u m u l a t i o n 众多学者已经对各类普通砂土的渗透变形特性和渗透破坏过程做了大量研究并取得了丰富的成果[11-17]㊂王志兵等[11]通过自下而上渗流对2种分散性不同的土样进行了室内土柱自滤试验,探讨了土柱不同部位因颗粒运移对土样渗透性的影响㊂袁涛等[12]利用自主研发的加载式大型渗透变形仪对不同级配粗粒土试样进行了渗透变形试验,发现细小颗粒的流失会影响土体颗粒结构组成,从而改变土体力学参数,形成渗透损伤㊂朱秦等[13]利用自制大型渗透仪对不同D 15/d 85(D 15为粗粒组中小于该粒径的颗粒质量分数为15%的粒径;d 85为细粒组中小于该粒径的颗粒质量分数为85%的粒径;表1与之类推)值的宽级配土进行了渗流试验,提出了3种宽级配土的细颗粒迁移模式㊂X i a o 等[14]利用改进的三轴仪进行了间断级配土样的渗流试验,发现间断级配土样的渗透性随着侵蚀的进行而降低,且渗透率的降低在很大程度上取决于内部发生的颗粒堵塞㊂常东升等[15]通过对收集的167种土的室内渗透侵蚀试验结果的分析得出,当间断级配土细粒质量分数超过35%时土体的渗透稳定性很好㊂此外,国内外学者也对高速滑坡堆积体中的反粒序砂土体地质结构进行了较为详细的堆积特征描述和粒组统计分析[3,18-23],如最典型的西藏易贡藏布江左岸扎木弄沟形成的易贡滑坡堆积体[20]和四川省汶川县映秀镇牛圈沟滑坡堆积体[3]㊂但并未有人对反粒序砂土体进行系统的渗流侵蚀试验研究㊂在反粒序结构中,粒径较大的块体主要分布于堆积体的表层,而粒径较小的碎石㊁角砾及细颗粒主要分布于下部堆积层,这种特殊的结构使得其上部孔隙率相对较大且透水性能相对更强,在降雨或流水等作用下,水的渗透作用对细颗粒可能产生较强的拖拽力,进而使细颗粒在砂土粗颗粒构成的孔隙中移动,造成渗流导致堆积体的不稳定问题,甚至可能引发二次滑动或泥石流等灾害,因此开展反粒序砂土体渗流侵蚀试验研究其渗流特性变化规律,可为此类灾害的形成机理研究提供理论支持,同时为防治此类灾害的发生提供科学的建议,具有重要的理论价值和实际应用意义㊂本研究借助自行研发的渗流侵蚀试验装置,以易贡滑坡和牛圈沟滑坡形成的反粒序堆积体为研究对象,并制备相应的4种连续级配和3种间断级配的反粒序土样进行渗流侵蚀试验㊂通过对细颗粒流失量㊁渗流系数㊁水力梯度等参数变化的分析,研究反粒序土样中细颗粒运移㊁流失对土体渗透性的影响,探明反粒序堆积体结构内部的颗粒运移现象,进而揭示反序粒堆积体侵蚀破坏规律和机理㊂71Copyright ©博看网. All Rights Reserved.h t t p s ://d z k j q b .c u g.e d u .c n 地质科技通报2023年1 渗流试验方案1.1试验装置整个试验装置系统由刚性壁渗流室㊁数据采集系统与加压进水系统3个部分构成㊂刚性壁渗流室主要由顶部密封盖㊁有机玻璃圆筒以及漏斗底座组成㊂圆筒为透明亚克力材质,以便于在试验过程中观察土样变化㊂圆筒高75c m ,内径12.5c m ,壁厚1c m ㊂底座上放置孔径4mm 的筛网以允许所有细颗粒流失㊂数据采集系统主要包括计算机㊁称重天平㊁孔隙水压力传感器和D H 3818N 静态应变测试系统等部分㊂在有机玻璃圆筒和漏斗底座处安装传感器用于监测渗流过程中土样各位置处孔隙水压力的变化情况㊂有机玻璃圆筒侧壁上每隔75mm 安装一个孔隙水压力传感器,共6个,漏斗侧壁安装一个孔隙水压力传感器,孔隙水压力传感器与D H 3818N 静态应力-应变测试分析系统相连㊂渗流过程中细颗粒由于侵蚀作用冲出渗流室,进入固液分离的收集器中,土颗粒进入土收集器,水进入水收集器㊂称重天平称出土的质量并将实时质量输递至计算机中,结合孔隙水压力信息进行断面平均渗透系数的计算㊂加压系统由气泵㊁气压调节器㊁供水管路以及水箱组成,通过加设阀门与气压调节器,实现压力的控制与稳定㊂试验装置如图2所示㊂图2 渗流侵蚀试验装置F i g .2 S e e p a ge e r o s i o n t e s t d e v i c e 1.2工程原型及试验材料本研究以易贡滑坡和牛圈沟滑坡形成的反粒序堆积体为研究对象,并制备相应的4种连续级配和3种间断级配的反粒序土样进行渗流侵蚀试验㊂根据不同的颗粒级配,研究在不同水力梯度条件下进行渗流时土颗粒迁移㊁流失和形成管涌的过程㊂但由于滑坡原型颗粒尺寸过大,无法进行室内试验,故采用连续级配土的级配方程,根据原滑坡形状及试验装置尺寸,确定室内试验所需的砂土颗粒级配曲线㊂根据有机玻璃圆筒筒径的大小确定试验砂土颗粒最大粒径为20mm ,细颗粒粒径范围为0.075~2mm ㊂其中间断级配缺失粒径范围为2~5mm ㊂砂土颗粒为石英砂,颗粒形状以棱角形为主,颗粒密度为2.65ˑ103k g/m 3㊂林小龙[20]在对易贡滑坡堆积区主体层纵剖面粒径组成分析中,发现了反粒序结构,竖向上自下而上粒径变化范围较大,呈现出随深度减小粒径增大的规律,通过筛分得到了易贡滑坡的典型反粒序剖面粒径级配曲线,如图3所示,可以发现易贡滑坡堆积体颗粒级配曲线呈现凸型连续状㊂朱俊高等[24]提出了一个描述连续级配土的级配方程,研究了方程的基本性质㊁对不同土体级配曲线的反映能力,并根据方程参数分析得知级配曲线参数b 主要决定级配曲线的形状㊂P =dm(1-b )d m m a x +b d m ˑ100%(1)式中:P 为粒径为d 的颗粒质量分数;d m a x 为最大粒径;b ,m 为级配曲线参数㊂81Copyright ©博看网. All Rights Reserved.第3期宋宜祥等:反粒序砂土体内侵蚀及渗流特性变化规律试验研究图3 易贡滑坡堆积体竖向级配曲线[20]F i g .3 V e r t i c a l g r a d i n g c u r v e o f t h e Y i g o n g la n d s l i d e a c -c u m u l a t i o nb o d y由图3可知易贡滑坡堆积体级配曲线第2层与第3层㊁第4层与第5层颗粒级配曲线接近,故将其两两合并,为了使对比更直观方便,将易贡滑坡级配曲线简化为3层㊂采用自编最优化程序,得出易贡滑坡曲线级配方程对应的参数b 和m ,如图4所示㊂由于参数b 决定曲线形状,为了更好地还原此类凸型级配曲线堆积体,故对参数b 不作改变,而是通过改变参数m ,进而改变曲线斜率,达到改变细颗粒含量的目的,得到4组连续级配颗粒曲线㊂4组连续颗粒级配试样简称为C A 组㊁C B 组㊁C C 组和C D 组,C A-C D 组中每层的细颗粒含量均随着参数m 的增大依次减小㊂图4 连续级配方程拟合的易贡滑坡堆积体级配曲线[20]F i g .4G r a d i n g c u r v e o f t h e Y i g o n g la n d s l i d e a c c u m u l a t i o nb o d y f i t t e d b y t h ec o n t i n u o u s g r ad a t i o ne qu a t i o n 王玉峰等[3]在对牛圈沟滑坡进行统计时,发现牛圈沟堆积体的粒度组成比较均匀,上中下3条曲线相差虽然不大,但仍定量化地反映了滑坡堆积体中特有的反粒序结构,如图5所示,由颗粒级配曲线图5 牛圈沟滑坡碎屑堆积体竖向级配曲线[3]F i g .5 V e r t i c a l g r a d i n g cu r v e o f t h e d e b r i s a c c u m u l a t i o n b o d y i n t h e N i u J u a n go u l a n d s l i d e 可以看出,牛圈沟滑坡堆积物呈现间断特征㊂于际都等[25]在研究间断级配粗粒土的压实特性时提出了以下描述间断级配土的级配方程:M (d )M =ωd 3-Dd 3-D i,d ɪ(0,d i ]ω,d ɪ(d i ,d j ]1-(1-ω)d 3-D m a x -d 3-Dd 3-D m a x -d 3-Dj, d ɪ(d j ,d m a x ](2)式中:d 为粒径;D 为分形维数;M (d )为粒径小于d 的颗粒质量;M 为颗粒总质量;ω为细料质量分数㊂图6 滑坡分形维数变化图F i g .6 F r a c t a l d i m e n s i o n c h a n g e d i a gr a m o f l a n d s l i d e 通过对几个反粒序滑坡堆积体分形维数的统计(图6),发现反粒序堆积体的分形维数主要集中于2.1~2.8范围内,且自上层到下层分形维数逐渐增大㊂故在间断级配曲线设计中,分形维数自上而下分别取2.2,2.3,2.4,进而得到试验所需的3类间断级配曲线㊂3类间断颗粒级配试样简称为D E 组㊁D F 组㊁D G 组㊂由于间断级配试样中顶部和中部的细颗粒含量较少,故仅对间断级配底部细颗粒的含量进行研究,D E 组㊁D F 组㊁D G 组底部细颗粒91Copyright ©博看网. All Rights Reserved.h t t p s://d z k j q b.c u g.e d u.c n地质科技通报2023年质量分数分别为40%,45%,50%㊂图7给出了连续级配C A和间断级配D E试样级配曲线图㊂本研究共有7组试样,每组试样分为三层:第一层顶部,第二层中部和第三层底部,为叙述方便,每层简称为A1㊁A2㊁A3,B1㊁B2㊁B3,C1㊁C2㊁C3,D1㊁D2㊁D3,E1㊁E2㊁E3,F1㊁F2㊁F3,G1㊁G2㊁G3(表1)㊂各组试样装样完毕后的堆积分层如图8所示㊂表1中列出了试验所用的颗粒级配特征㊂图7连续级配(a)和间断级配(b)曲线图F i g.7 C o n t i n u o u s(a)a n d d i s c o n t i n u o u s(b)g r a d a t i o n c u r v e s表1颗粒级配特征T a b l e1 P a r t i c l e g r a d a t i o n c h a r a c t e r i s t i c s试样名称有效粒径d10/mmd30/mm限制粒径d60/mm不均匀系数C u曲率系数C cC AC BC CC DD ED FD GA10.1610.7072.51615.631.23A20.1090.4991.81316.631.26A30.0960.3561.18912.391.11B10.2130.8512.80213.151.21B20.1480.6032.06013.921.19B30.1220.4341.37111.241.13C10.2650.9943.10011.701.20C20.1870.7202.32012.411.19C30.1480.5121.55310.491.14D10.3301.1503.38710.261.18D20.2390.8512.56810.741.18D30.1870.6031.7359.281.12E10.8306.62012.10014.584.36E20.4072.00010.67626.230.92E30.1961.2329.06946.270.85F10.8306.62012.10014.584.36F20.4072.00010.67626.230.92F30.1581.0008.25852.270.77G10.8306.62012.10014.584.36G20.4072.00010.67626.230.92G30.1370.8547.34453.690.731.3试验原理水力梯度是影响颗粒侵蚀的关键因素[26]㊂在试验过程中通过气压调节器调节入渗水头的方式来图8装载完成后的试样F i g.8 S a m p l e s a f t e r l o a d i n g改变水力梯度㊂有机玻璃圆筒上安置的孔隙水压力传感器可以实时观测各位置孔隙水压力的变化,故可以得到试验过程中上中下及整体的水力梯度及渗流系数,计算公式[27]如下:i=(H m-H n)L(3)式中:i为水力梯度;H m和H n分别为两观测点m和n处的压力;L为两观测点间的距离㊂k=v i=QA㊃t㊃i(4)式中:k为渗流系数;Q为水收集器中收集到的流量;A为有机玻璃筒的截面积;t为收集渗流液的时02Copyright©博看网. All Rights Reserved.第3期宋宜祥等:反粒序砂土体内侵蚀及渗流特性变化规律试验研究间间隔;v为渗流速度㊂1.4试验过程将烘干的各粒径土颗粒按照试验设计配制相应的土样,制备试样时采用分层湿振捣法[28],分层装样夯实以得到混合搅拌均匀的试样㊂经现场调查,堆积体孔隙率主要集中在0.3~0.4,故保证试样的孔隙率均值为0.35,并在有机玻璃圆筒内壁涂抹凡士林,用以减小边界效应对渗流的影响㊂在装好的试样上方铺一层碎石使入水均匀㊂饱和时采用自下而上缓慢进水,尽可能排出土体中的气泡,最后静置12h ㊂渗流时采用自上而下进水,试验共设置2个土颗粒收集器,渗流过程中只开一个收集器进水阀门,试验使用气泵逐级加压,压力调至电脑控制界面中的水压一栏达到试验方案设计压力并保持稳定时停止调节,根据水收集器和水压,每级水力梯度渗流过程进行0.5h ,0.5h 后视觉观察到侵蚀流体明显清澈且无细颗粒流失后,计算5m i n 内的渗流系数,若渗流系数接近,则将收集器的进水阀门关闭,打开另一个收集器阀门,提升下一级水头,若0.5h 后细颗粒仍在流失或渗流系数未接近,则继续渗流至稳定㊂收集每一级水头下收集系统中的流失颗粒质量和渗流量,将土颗粒收集器中的流失颗粒烘干并称量计算流失率,将水收集器中收集到的渗流量与对应的水力梯度进行计算,得到渗流系数㊂试验结束后,关闭压力水源,将渗流室中的水缓慢放掉,静置12h ,待土样沥干后分层挖出并烘干,对烘干后的每层土样进行级配筛分并称重㊂2 试验结果及分析如图9所示,试验后,连续级配土样未发生管涌破坏,层间界限依然明显,而间断级配土样已出现细颗粒的运移跃层现象,管涌导致中上层土体向下层土体的细颗粒涌入和堆积㊂a .未发生管涌试样;b .发生管涌试样图9 试验结束后土样情况F i g .9 S o i l s a m pl e s a f t e r t h e t e s t 连续级配土样在渗流试验初始阶段,收集管内水流清澈㊂随着水头增大,各试样分别在不同水力梯度下开始出现细颗粒逸出现象,收集管内水流出现浑浊,如图10-a 所示;水头继续增大,细颗粒继续流失,且流失量高于上一级水头流失量㊂间断级配土样则在到达临界水力梯度之后,收集管迅速变浑浊,大量细砂涌出,如图10-b 所示,试样发生管涌破坏㊂a .少量颗粒流失;b .大量颗粒流失图10 收集管内颗粒流失情况F i g.10 P a r t i c l e l o s s i n t h e c o l l e c t i o n t u be 图11 不同水力梯度下细颗粒流失量对比F i g .11 C o m pa r i s o n o f f i n e p a r t i c l e l o s s u n d e r d i f f e r -e n t h yd r a u l i c g r a d ie n t s 2.1颗粒流失量分析试验结束后对收集筒内的各组颗粒流失情况进行了统计,图11-a 为C A ㊁C B ㊁C C ㊁C D 4组连续级配土样在各水力梯度下细颗粒流失量的对比图;图12Copyright ©博看网. All Rights Reserved.h t t p s://d z k j q b.c u g.e d u.c n地质科技通报2023年11-b为D E㊁D F㊁D G3组间断级配土样在各水力梯度下细颗粒流失量的对比图㊂由图11可知,在未发生管涌的连续级配土样中,试样C A发生局部侵蚀的水力梯度为7.3,试样C D为5.3㊂发生管涌的间断级配土样中,试样D G 发生管涌的临界水力梯度为4.9,试样D F为2.9,试样D E为1.2㊂随着细颗粒总含量和不均匀系数的减小,侵蚀总量也在不断减少,发生侵蚀的水力梯度也在变小㊂由图11-a可以发现,当水力梯度为7.3时,试样C A与C B刚开始侵蚀,而试样C C㊁C D已到了侵蚀过程末尾,由于起始时间的不同,当水力梯度为7.3时,各试样的侵蚀情况也不同㊂试样C A㊁C B由于细颗粒含量高于试样C C㊁C D,试样C A㊁C B颗粒间接触面积相较试样C C㊁C D更大,咬合程度更高,故发生侵蚀的水力梯度比细颗粒含量少的试样C C㊁C D更高㊂而试样C A由于细颗粒含量略高于试样C B,故当水力梯度为7.3时,侵蚀开始阶段试样C A 的颗粒流失量也高于试样C B㊂图11-b中,由于试样D G和D F的细颗粒含量高于试样D E,在水力梯度为2.3左右时,试样D G 和D F刚开始发生侵蚀,故颗粒流失量相较于水力梯度为2.9管涌发生时少,而试样D E在水力梯度为2.5时就已处于管涌中期,颗粒流失量随着水力梯度的增大呈下降趋势,虽然细颗粒含量逐渐减小,但因其发生管涌,细颗粒流失严重,故在水力梯度为2.5时,其流失量高于还未发生管涌的试样D F和D G㊂试样D G相较于试样D F细颗粒含量更多,颗粒之间咬合更紧密,故试样D G比试样D F在水力梯度为2.3时更稳定,颗粒侵蚀量比试样D F更少㊂由图11-a,b对比可知,发生管涌破坏的间断级配试样的细颗粒流失量明显多于未发生管涌破坏的连续级配试样,这主要是由于间断级配土样由于粒径缺失,细颗粒更容易在粗颗粒骨架中移动,管涌发生后,底部细颗粒迅速流失而形成管涌通道,中部细颗粒在水头作用下进入底部,通过底部管涌通道冲出,所以流失的细颗粒相对于连续级配试样也会更高㊂为了进一步研究反粒序砂土体渗流过程中细颗粒流失情况,试验结束后对土样进行了开挖筛分㊂由于未发生管涌的连续级配土样未发生颗粒跃层现象,故不对其进行筛分讨论,仅对发生管涌的破坏土样进行了筛分,图12为试样D F中下层试验前后各粒径颗粒质量流失情况㊂反粒序砂土体的颗粒运移情况与普通砂土体有很大差异㊂普通砂土体由于上下级配较均匀,其顶部流失区中细颗粒流失量最大,底部流失区细颗粒流失量次之,中部均匀区细颗粒流失量最小[29-31]㊂但是反粒序砂土体由于上层中层的细颗粒含量本身就很少,尤其上层细颗粒含量占比极少,故其中层并不能得到上层细颗粒的补充㊂由图12可知,下层细颗粒流失量最多,因为下层处于渗流下游,水力梯度更大的作用导致细颗粒更容易流失㊂无论是中层还是下层,在流失的颗粒中,粒径[0.075,0.125)mm 之间的细颗粒为主要流失颗粒,粒径[0.125,0.2) mm的流失量次之,原因在于其粒径越小,越容易在孔隙中迁移,故其流失量相较其他粒径也会越多㊂图12试样D F中下层试验前后各粒径颗粒质量流失情况F i g.12 M a s s l o s s o f e a c h p a r t i c l e s i z e i n t h e m i d d l e a n d l o w e r l a y e r o f s a m p l e D F b e f o r e a n d a f t e r t h e t e s t2.2水力梯度和渗流系数分析以连续级配试样C A㊁C D和间断级配试样D E㊁D F㊁D G为例,分析试样平均水力梯度和渗流系数的变化规律㊂由图13可知,两组连续级配试样C A和C D中,随着水力梯度的不断提高,试样的渗流系数先呈逐渐减小趋势,后迅速升高㊂试样C A于水力梯度iɤ5.3时,渗流系数减小的速率较快,i=6.3时,渗流系数减小速率逐渐变缓,i=7.3时,渗流系数开始升高㊂试样C D于iɤ3.3时,渗流系数减小的速22Copyright©博看网. All Rights Reserved.第3期宋宜祥等:反粒序砂土体内侵蚀及渗流特性变化规律试验研究率较快,i =4.3时,渗流系数减小速率逐渐变缓,i=5.3时,渗流系数开始升高㊂由图14可以看出,在连续级配试样中,渗流系数和水力梯度呈现二次函数关系,临界侵蚀启动的水力梯度为二次函数最低点,即在临界侵蚀启动的水力梯度之前渗流系数随着水力梯度的增加而下降,侵蚀启动后渗流系数随着水力梯度的增加而升高㊂渗流系数出现先减小后增大的原因是在低水力梯度下,土样内部较为松图13 连续级配试样C A ㊁C D 平均渗流系数变化F i g .13 C h a n g e i n t h e a v e r a g e p e r m e a b i l i t y c o e f f i c i e n t o f t h e s o i l s a m p l e s C A a n d C D w i t h c o n t i n u o u s g r a d i ng图14 水力梯度对渗流系数的影响F i g .14 I n f l u e n c e o f t h e h y d r a u l i c g r a d i e n t o n t h e s e e p a ge c o ef f i c i e n t散,起始渗流系数较大,随着时间和水力梯度的增大,土样孔隙在水压力作用下被压缩,且细颗粒逐渐将土样内部孔隙堵塞,土样变得较为密实,渗流系数逐渐减小㊂继续提高水头后,底部细颗粒被侵蚀流出,土样内部孔隙增大,渗流系数逐渐增大㊂由图13-a ,b 和图14对比可以看出,试样C A渗流系数开始升高的水力梯度明显大于试样C D ,即试样C A 渗流系数和水力梯度的二次函数顶点横坐标大于试样C D ㊂这是由于试样C A 因其较高的细颗粒含量,粗颗粒骨架被细颗粒填充得更密实,在水力梯度较小的情况下,水流拖拽力无法使细颗粒发生运移,故在水力梯度为5.3时,细颗粒含量较少的试样C D 已达到侵蚀启动的水力梯度,细颗粒侵蚀流失,渗流系数变大,而试样C A 此时仍处于压缩状态,渗流系数继续减小,直到水力梯度为7.3时,侵蚀启动,渗流系数开始增大㊂由图15可知,3个间断级配试样中,试样D F 和D G 随着水力梯度不断提高,试样的渗流系数仍然呈先逐渐减小趋势,但试样D F 和D G 分别在水力梯度i =2.9和i =3.9时,渗流系数突增,这是由于底部和中部细颗粒大量涌出,土体发生管涌破坏,土体颗粒间孔隙增大,透水性增强㊂试样D E 在i =1.2时便出现管涌现象,土体稳定性降低㊂但随着时间延长和水力梯度的增大,试样D F 和D G 的渗流系数在突增后开始下降,这是因为在水头作用下,底层管涌通道被中层侵蚀掉落的细颗粒填充,土体孔隙率开始减小,透水性变差㊂图15-a 与图15-b ,c 的区别在于,图15-a 中,试样D E 渗流系数几乎没有减小便陡增,但图15-b ,c 试样D F 和D G 的渗流系数仍然呈先减小后增大的变化,其原因在于,试样D E 因缺乏中间粒径的颗粒且细颗粒含量较少,细颗粒已无法将土样内部孔隙堵塞,在水流拖拽力作用下直接被侵蚀带走,故渗流系数直接增大㊂由此可见,在低水头下,细颗粒含量较少的试样D E 相较细颗粒含量较高的试样D F ㊁D G 更容易发生颗粒侵蚀㊂由图13和图15可知,无论是间断级配试样还是连续级配试样,随着细颗粒含量和不均匀系数的增加,渗流系数开始升高时对应的水力梯度也在增大,其原因在于,细颗粒含量越多,土体密实程度越高,细颗粒能够进行迁移的孔隙直径越小,故所需要的侵蚀启动的水力梯度越大㊂32Copyright ©博看网. All Rights Reserved.h t t p s ://d z k j q b .c u g.e d u .c n 地质科技通报2023年图15 间断级配试样D E ㊁D F ㊁D G 平均渗流系数变化F i g .15 C h a n g e i n t h e a v e r a g e p e r m e a b i l i t y c o e f f i c i e n t o f t h e d i s c o n t i n u o u s g r a d e d s a m pl e s D E ,D F a n d DG 图16 试样C A ㊁D E 平均渗流系数与局部渗流系数变化F i g .16 C h a n g e s i n t h e a v e r a g e p e r m e a b i l i t y c o e f f i c i e n t a n d l o c a l s e e p a g e c o e f f i c i e n t o f t h e s a m pl e s C A a n d D E 通过渗流系数与土颗粒流失量的统计分析可以发现,由于试样内部细颗粒迁移堵塞渗流通道或者细颗粒直接被侵蚀流失,导致孔隙率发生波动变化,因此渗流系数和细颗粒的侵蚀量也是同步变化的㊂2.3颗粒迁移分析朱秦等[13]认为,渗流系数增大,细颗粒主要发生剥离运移;渗流系数减小,细颗粒主要发生沉淀㊂为研究土样各层的颗粒迁移情况,在平均渗流系数的基础上,引入了局部渗流系数,根据收集到的上中下3层的孔隙水压力计数值,计算出上中下3层的局部渗流系数㊂以连续级配试样C A 和间断级配试样D E 为例,得到各层渗流系数与平均渗流系数的变化图(图16)㊂由图16可知,侵蚀未发生之前(试样C A 为17200s 之前,试样D E 为1100s 之前),各层渗流系数虽然数值不同,但变化趋势㊁曲线形状是相同的;侵蚀发生之后,平均渗流系数与下层渗流系数曲线形状仍然相同,且逐渐变大;试样上层由于细颗粒含量极少,侵蚀过程中水流在上层试样中会呈现紊流状态,故孔隙水压力不稳定,渗流系数波动变化很大㊂在连续级配试样C A 中,颗粒发生沉淀-剥离的迁移模式,沉淀过程中下部细颗粒层孔隙在水头作用下体积不断压缩,细颗粒在迁移过程中被下层土体孔隙不断截留,形成致密层,进而影响整体平均渗流系数㊂随着水力梯度的不断增大,到达临界水力梯度时,细颗粒被侵蚀出土体,孔隙率增大,渗流系数不断增大㊂而在间断级配试样D E 中,颗粒发生剥离的迁移模式,底部细颗粒在水头作用下被侵蚀出试样下表面,形成管涌通道,中部细颗粒于底部管涌通道涌出,渗流系数不断增大㊂故在反粒序级配中,整体平均渗流系数主要取决于底部的渗流能力㊂如图17所示,发生管涌的间断级配试样,其各层渗流系数在发生管涌之后呈波动变化,原因在于,底部和中部的细颗粒发生剥离-沉淀-剥离-沉淀交替出现的现象,由收集筒中收集到的颗粒流失情况也可证实这一点(图18)㊂当达到侵蚀启动的水力梯度时,下层细颗粒最先被侵蚀剥离,且侵蚀持续时间较长,故图18中a 层细颗粒收集厚度较其他层更厚,此时由于底部细颗粒流失,加之顶部水头作用,中层细颗粒开始剥离并向下层迁移㊂中层细颗粒在下层流失颗粒形成的粗孔隙中移动,当迁移至出口处时,颗粒进入收集筒内,如图18中b 层所示,但因下层此时孔隙较小,故42Copyright ©博看网. 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水力空化对水中微生物杀灭效果评价

从图 3 可以看出，30 min 时，不开启冷却系统和开启冷却系统水体温度分别为 38 ℃ 和 30 ℃ ，灭菌率分别为 54%和 41%，在一定范围内的水体温度升高有利于水力空化杀菌；60 min 后 2 组试验的灭菌率均达到或接近最大并保持。原因是在一定范围内，
随着温度升高，饱和蒸汽压增大，有利于水中气核的
从表 3 可以看出，电导率 1.20 mS/cm 下的杀菌率，明显高于 0.68 mS/cm 时。水体由于含有盐分使得抗拉能力大大降低，从而容易产生空化现象。电导率大的溶液中含杂质成分比较多，降低了水的抗拉能力，从而使溶液更容易产生空化现象；同时，电导率大的溶液可能也含有更多的气核，也有利于空化现象的产生，从而增强空化杀菌效果。
60
90
120
浊/%
0
41
98
99
100
从表 1 可以看出，空化 60 min 内，随着空化作用时间的延长，灭菌率快速增加，60 min 时灭菌率达到 98%，60 min 后基本保持较高的灭菌水平。这是由于水力空化装置是封闭的循环系统，空化作用时间延长，水体反复通过孔板，生成的·OH 将会不断累积，从
pH
浊/%
30 min
60 min
90 min
120 min
4
42.8
96.4
100.0
100.0
7
41.0
98.0
98.0
100.0
9
99.6
100.0
100.0
100.0
从表 2 可以看出，初始 pH 分别为 4、7、9 的水样，在空化 60 min 时均可达到较高水平。偏酸和偏碱性条件均不利于细菌的生长，但碱性条件的灭菌率更高，碱性条件初始 pH 增高，水体中 OH- 含量增大，一

空化水射流声震效应促进瓦斯解吸实验的规律及机理研究

空化水射流声震效应促进瓦斯解吸实验的规律及机理研究葛兆龙;卢义玉;周东平;左伟芹;夏彬伟【期刊名称】《煤炭学报》【年(卷),期】2011(036)007【摘要】针对我国大部分煤层瓦斯高吸附、压力高、渗透率低、难于抽采,易造成瓦斯灾害事故等难题,提出了利用空化水射流声震效应促进煤层瓦斯解吸的新思路。

研究了空化水射流液-气相变规律及声震效应促进瓦斯解吸的机理,通过改变泵压围压获得不同空化数条件下,空化水射流空化声震规律：气穴溃灭时声震效应振动的频段很宽,集中在2 000～10 000 Hz,振动在5 400～6 800 Hz出现了一段振动频率的峰值,说明在此范围内溃灭的气泡更加集中;通过改变不同空化数,获得空化水射流声震效应对煤层瓦斯解吸具有促进作用,与未加空化效应【总页数】6页(P1150-1155)【作者】葛兆龙;卢义玉;周东平;左伟芹;夏彬伟【作者单位】重队大学复杂煤气层瓦斯开采国家地方联合工程实验室,重庆400030;重队大学复杂煤气层瓦斯开采国家地方联合工程实验室,重庆400030;重庆市能源投资集团科技有限责任公司,重庆400060;重队大学复杂煤气层瓦斯开采国家地方联合工程实验室,重庆400030;重队大学复杂煤气层瓦斯开采国家地方联合工程实验室,重庆400030【正文语种】中文【中图分类】TD712.67【相关文献】1.空化水射流声震效应促进瓦斯解吸渗流测试装置的改进 [J], 卢义玉;王景环;黄飞;杜鹏;刘小川;章文峰;张欣玮2.外加电磁场对瓦斯吸附解吸的影响规律及作用机理的研究 [J], 何学秋;张力3.外力扰动条件下的瓦斯解吸机理与实验研究 [J], 齐黎明;郭达;关联合;陈学习4.水分自然侵入促进含瓦斯煤解吸效应实验研究 [J], 陈金生;王兆丰;樊亚庆5.水淹情况下块煤瓦斯解吸规律实验研究 [J], 王然因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。

单孔孔板水力空化特性的可视化与数值模拟

ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓｙｓｔｅｍｗａｓｓｅｔｕｐｗｉｔｈｔｒａｎｓｐａｒｅｎｔｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｃａｖｉｔａｔｉｏｎｒｅａｃｔｏｒｔｏｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｔｈｅｃａｖｉｔａｔｉｏｎ
化的影响．试验结果显示：当背压一定，逐渐改变喷射压力时，会出现 “ 空化初生迟滞 ” 现象，在空化
两相流区，较高的背压对应着较小的流动损失；孔板内和孔板下游都有空化区存在，且孔内空化对
下游空化区影响较大．数值模拟结果显示，孔内空化与试验相符合，且下游空化区的产生是由孔内
ｌｉｑｕｉｄｈｅｔｅｒｏｇｅｎｅｏｕｓｍａｃｒｏｍｉｘｉｎｇｆｏｒｐｒｅｐａｉｒｎｇｂｉｏｄｉｅｓｅｌｏｒｅｍｕｌｓｉｆｉｅｄｄｉｅｓｅ１．Ａｆｌｏｗｖｉｓｕａｌｉｚａｔｉｏｎ
单孑Ｌ孑Ｌ板水力空化特性的可视化与数值模拟
何志霞，张鑫，陈驭航，纪长浩
（１．江苏大学能源与动力工程学院，江苏镇江２１２０１３；２．江苏大学能源研究院，江苏镇江２１２０１３）
摘要：在自行搭建的单孔孔板空化反应试验台上，采用高速数码摄影和长工作距离显微成像技术，对单孔孔板中心孔内和孔板下游进行空化特性试验研究，分析了背压、空化数等参数对孔板水力空

用于清洗的空化水射流喷嘴的实验研究的开题报告

用于清洗的空化水射流喷嘴的实验研究的开题报告一、研究背景空化水射流清洗技术是一种高效、环保、节能、多功能的清洗方法。

该技术利用高速水流在出口处产生的空化现象，形成高速水带，对各种污物进行高效清洗。

该技术在化工、船舶、食品、医药等领域得到了广泛应用。

空化水射流喷嘴是该技术的关键设备之一，直接影响到清洗效果和经济效益。

二、研究内容本次实验旨在对不同参数下空化水射流喷嘴的清洗效果进行实验研究。

具体内容包括：1. 设计制作不同孔径、不同长径比的空化水射流喷嘴。

2. 测试不同的水压、流量和空气压力等参数下，空化水射流喷嘴的清洗效果，并记录其清洗效率和能耗。

3. 分析不同参数下空化水射流喷嘴的工作特性，得出最佳的参数组合，提高空化水射流喷嘴的清洗效果和经济效益。

三、研究意义通过对空化水射流喷嘴的实验研究，可以深入了解空化水射流清洗技术的工作原理和特性，在实际应用中提高清洗效果和经济效益。

此外，还能为改进喷嘴结构、提高喷嘴性能、拓宽应用领域提供有益的参考。

四、实验方案1. 根据所选材料和制作工艺，设计制作不同孔径、不同长径比的空化水射流喷嘴。

2. 装置水泵、空气压缩机等清洗设备，分别进行实验，记录不同参数下的水压、流量和空气压力等数据。

3. 将清洗对象置于清洗区域，通过调整清洗参数，对目标物体进行清洗。

4. 记录清洗效果、清洗效率和能耗等参数，对数据进行统计和分析。

5. 总结实验结果，得出最佳的参数组合，提高空化水射流喷嘴的清洗效果和经济效益。

五、预期结果通过本次实验研究，预计可以得到以下结果：1. 获得不同孔径、不同长径比的空化水射流喷嘴的设计和制作方案。

2. 得出不同参数下空化水射流喷嘴的清洗效果和特性，揭示其作用机理和性能优化方向。

3. 确定最佳的参数组合，提高空化水射流喷嘴的清洗效果和经济效益。

六、实验安全1. 如实验过程中遇到电气或机械方面的问题，请及时通知实验教师并向实验室管理人员求助，切勿自行调试。

掺气泡对空泡影响的高速摄影分析

俞小伟，志勇。董韩伟，王立。颜效凡
（江工业大学建筑工程学院，江杭州３０３）浙浙１０２
摘要：为解决高速水流空化产生的空蚀破坏，常在低压区或易发生空蚀部位上游设置掺气设施强迫掺气，高速水流掺气减蚀的机理涉及空泡动力学问题．过在直流式水洞中用高速摄影技术对半而通圆柱突体的空化特性进行观察分析，测量了半圆柱突体后空化区不同直径掺气孔及掺气体积分数下压力和空化数的变化．示了半圆柱突体后空化云的形态、流运动的演变情况，同直径掺气揭随不泡对空化云及空泡和掺气泡相互作用的影响．试验结果表明在流速一１．７ｍ／，气量分别为１６ｓ掺
ｏｃｒ．Ａｎｈｃａｉｍｆｃｖｔｔｎｃｎｒ１ｂｅａｉｎｉｉｈｖｌｃｔｌｗｎｏｖｓｉｃｕｓｄｔｅｍｅｈｎｓｏａｉａｉｏｔｏｙａｒｔｎｈｇ — ｅｏｉｙｆｏｉｖｌｅｎｏｏ
ＹＵａ～ｉＸｉｏｗｅ，ＤＯＮＧＺｈｉｙｎｇ，Ｈ —ｏＡＮｅ，ＷＡＮＧ，ＹＡＮａ — ａＷｉＬｉＸｉｏｆｎ
（ｏｌｇｆｉｉＥｇｎｅｉｇａｄＡｒｈｔｃｕｅｈｊｎｉｅｓｔｆｃｎｌｇ，Ｈａｇｈｕ３０３，ＣｉａＣｌｅｏｖｎｉｅｒｎｃｉｔｒ，ＺｅｉｇＵｎｖｒｉｏｈｏｏｙｅＣｌｎｅａｙＴｅｎｚｏ１０２ｈｎ）