梁博健 高殿榮

1.伊頓流體動(dòng)力(上海)有限公司，上海，200131 2.燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，秦皇島，066004

在冶金熱軋工藝中，鋼坯在高溫條件下快速氧化，會(huì)在其表面形成一層厚度為7.5～15 μm的氧化鐵皮(鱗皮)。鋼坯軋制前必須將表面的氧化鐵皮去除干凈，否則大量硬度較高的氧化鐵皮附著在鋼坯表面會(huì)使鋼坯的變形抗力增大，增加軋制成本和功率消耗[1]。同時(shí)殘余的氧化鐵皮會(huì)在軋制過程中壓入鋼坯表面，酸洗后在其表面留下深淺不一的麻坑，嚴(yán)重影響鋼坯的表面質(zhì)量[2]。利用高壓水機(jī)械沖擊力去除氧化鐵皮的方法(高壓水除鱗技術(shù))是目前最為通行有效的方法[3]。

噴嘴作為射流的核心元件，在各行業(yè)中都有著廣泛的應(yīng)用。近年來(lái)國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)和工況條件對(duì)噴嘴性能的影響進(jìn)行了大量研究。禹言芳等[4]對(duì)不同形狀噴嘴的射流卷吸特性進(jìn)行數(shù)值模擬，分析了噴嘴軸向射流時(shí)均速度分布。汪朝暉等[5]基于自激振蕩脈沖噴嘴空化效應(yīng)和多相流模型，建立了自激振蕩脈沖射流空化模型，分析了腔室內(nèi)兩相分布、湍動(dòng)能分布和速度分布。劉國(guó)勇等[6]對(duì)不同結(jié)構(gòu)水射流除鱗噴嘴內(nèi)部流場(chǎng)和作用機(jī)理進(jìn)行分析，優(yōu)化了噴嘴結(jié)構(gòu)，提升了射流性能。高傳昌等[7]利用正交試驗(yàn)的方法對(duì)自激吸氣脈沖射流噴嘴吸氣性能和沖擊性能進(jìn)行實(shí)驗(yàn)分析，得到最優(yōu)的試驗(yàn)參數(shù)組合。QIAO等[8]研究了噴嘴不同排布和工況條件對(duì)噴嘴射流性能的影響。KERMANPUR等[9-10]結(jié)合工業(yè)數(shù)據(jù)并利用人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型，對(duì)不同噴射角度、噴射壓力、噴射垂直高度和水流量對(duì)射流打擊力的影響進(jìn)行了敏感性分析。

目前對(duì)高壓水除鱗噴嘴的研究相對(duì)較少[11-13]，在研究過程中實(shí)驗(yàn)方法較為單一，未能考慮各因素間交互作用對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響。本文運(yùn)用VOF兩相流模型對(duì)試驗(yàn)用噴嘴進(jìn)行仿真計(jì)算，并結(jié)合正交試驗(yàn)法分析了噴嘴出口擴(kuò)張角、錐孔深度、入口收縮角這3個(gè)因素及其交互作用對(duì)噴嘴射流性能的影響，得到噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)的最優(yōu)組合，并對(duì)其進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

1 高壓水除鱗噴嘴的結(jié)構(gòu)和原理

作為高壓水除鱗系統(tǒng)的執(zhí)行元件，噴嘴主要由噴頭1、金屬密封圈2、收縮段3、噴嘴套4四部分組成，其中，噴頭1是噴嘴的核心部件，見圖1。

圖1 高壓除鱗噴嘴結(jié)構(gòu)Fig.1 Schematic drawing of descaling nozzle

噴頭噴口在垂直于軸線方向的投影為一個(gè)橢圓形區(qū)域，見圖2。該區(qū)域由V形槽與圓錐形收縮孔垂直相貫而成，V形槽底部帶有一個(gè)半徑為r的圓角。高壓水流經(jīng)噴頭橢圓形噴口后可形成扁平扇形射流束，噴頭結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化會(huì)直接影響噴嘴外部射流形狀和射流性能。若噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)選擇不合理，則會(huì)改變噴口的幾何形狀，使噴嘴的射流性能變差，因此，需要對(duì)高壓水除鱗噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行合理選擇。相關(guān)研究表明，出口擴(kuò)張角θ、錐孔深度h、入口收縮角α是影響噴嘴射流性能的3個(gè)主要參數(shù)。本文選取入口直徑d=2.9 mm，噴頭長(zhǎng)度L=10 mm，切槽深b=1.8 mm，V形槽過渡圓弧半徑r=0.1 mm。

圖2 噴頭結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.2 Structure parameters of descaling nozzle

射流沖擊壓力是衡量噴嘴射流性能的最重要指標(biāo)，噴嘴沖擊壓力F的計(jì)算公式[14]為

(1)

(2)

(3)

式中，F(xiàn)為射流沖擊壓力；Fs為實(shí)際打擊力；S為射流打擊覆蓋面積；Q為壓力p下噴嘴的流量；p為噴嘴進(jìn)水口壓力；β為噴嘴軸線與噴射打擊面法線方向的夾角；H為噴嘴噴口端面至打擊力面的垂直距離；φ為噴嘴的噴射角；τ為射流厚度方向噴射角；W為總打擊力；k1、k2為衰減及損失系數(shù)。

由式(1)可知，在相同的工況下，不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的高壓水除鱗噴嘴所形成的扁平扇形射流在射流厚度方向上噴射角τ相差很小，可以忽略不計(jì)，因此，影響射流沖擊壓力F的主要因素為噴嘴的流量Q和噴射角φ。

2 關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)射流性能的影響分析

2.1 計(jì)算模型的構(gòu)建及邊界條件的確定

為了對(duì)噴嘴外部射流流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，需要對(duì)高壓除鱗噴嘴內(nèi)部流道進(jìn)行局部加密處理，并銜接一個(gè)相對(duì)較大的外部計(jì)算區(qū)域，見圖3。將高壓水除鱗噴嘴圓柱端面設(shè)為壓力進(jìn)口邊界條件(Pressure-inlet)，壓力設(shè)置為17 MPa；噴嘴內(nèi)表面采用壁面(Wall)類型；外部流場(chǎng)區(qū)域設(shè)置為壓力出口邊界條件(Pressure-outlet)，壓力值設(shè)定為1個(gè)大氣壓。使用穩(wěn)態(tài)、隱式壓力基求解器，湍流模型采用Realizablek-ε二方程模型，壓力與速度的耦合采用SIMPLE算法。采用VOF二相流模型，主相設(shè)為Water，第二相設(shè)為Air，設(shè)定噴嘴入口處水的體積分?jǐn)?shù)為1。

圖3 計(jì)算區(qū)域及網(wǎng)絡(luò)Fig.3 Computational domain and model meshing

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果討論及分析

對(duì)測(cè)試用噴嘴進(jìn)行數(shù)值模擬，噴嘴的3個(gè)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)如下：出口擴(kuò)張角θ=60°，錐孔深度h=7.5 mm，入口收縮角α=80°。Y=0截面處噴嘴外部射流流場(chǎng)的速度云圖見圖4，水從噴嘴噴出后，隨著射流距離的增加，形成一個(gè)扁平扇形射流束。在射流束范圍內(nèi)存在一射流核心區(qū)，射流核心區(qū)內(nèi)射流水的速度最大，對(duì)鋼坯的沖擊力最大，除鱗效果最為顯著。

圖4 Y=0截面處的速度云圖Fig.4 Contour of velocity at Y=0

圖5 X=85 mm截面處的水體積分?jǐn)?shù)Fig.5 Volume fraction of water at X=85 mm

X=85 mm截面處的水分布云圖見圖5，設(shè)定噴嘴入口處水的體積分?jǐn)?shù)為1。高壓除鱗噴嘴射流水在垂直于X軸的平面內(nèi)可形成一個(gè)狹長(zhǎng)條帶狀的射流區(qū)域，射流區(qū)域內(nèi)速度的分布較為均勻。高壓射流水從噴嘴射出后，射流流股對(duì)外界空氣介質(zhì)剪應(yīng)力的作用將帶動(dòng)周圍空氣介質(zhì)運(yùn)動(dòng)。剪應(yīng)力消耗的能量由噴嘴噴射出的射流水動(dòng)能下降來(lái)提供，使得射流水的射流速度不斷下降。噴射角利用下式計(jì)算得出：

(4)

式中，W1為相對(duì)噴嘴中心軸線左側(cè)的有效噴射寬度；W2為相對(duì)于噴嘴中心軸線右側(cè)的有效噴射寬度；H為噴嘴頭端面至檢測(cè)面的垂直距離。

選取距噴嘴射流端面85 mm處水體積分?jǐn)?shù)大于0.005的區(qū)域作為有效射流區(qū)域。經(jīng)計(jì)算得出在此工況條件下測(cè)試用噴嘴噴射角為34.45°，射流流量為10.031 L/min。

2.2.1出口擴(kuò)張角θ對(duì)噴嘴射流性能的影響

利用單因素實(shí)驗(yàn)法對(duì)噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)射流性能的影響進(jìn)行仿真分析。在其他參數(shù)不變的情況下，選取錐孔深度h=7.5 mm、收縮角α=80°，出口擴(kuò)張角θ依次選取40°、50°、60°、70°、80°這五個(gè)模型作為研究對(duì)象。

出口擴(kuò)張角的增大會(huì)使噴嘴通流面積增大，射流的沿程損失減少。射流水噴出后更易獲得較大的動(dòng)能，使得射流水對(duì)鋼坯的沖擊力增大，見圖6。出口擴(kuò)張角θ的增大會(huì)使噴嘴速度核心區(qū)內(nèi)射流速度增大，沖擊壓力增大，卻使速度核心區(qū)的范圍減小，有效打擊范圍縮小。

圖6 X=85 mm方向上擴(kuò)張角對(duì)速度分布的影響Fig.6 Effect of export expansion angleθ on the velocity distribution at X=85 mm

出口擴(kuò)張角的增大會(huì)使橢圓形噴口區(qū)域長(zhǎng)軸與短軸之比增大，射流水的噴射角變大，見圖7。在相同的射流壓力下，出口擴(kuò)張角θ從40°增大到80°，噴射角的大小從40.09°減小到33.74°，減小了15.8%，可見出口擴(kuò)張角θ的增大會(huì)使有效沖擊范圍減小，單個(gè)噴嘴的除鱗效率降低；射流流量從8.81 L/min增加到11.28 L/min，增加了28.0%。

圖7 出口擴(kuò)張角θ對(duì)射流性能的影響Fig.7 Effect of export expansion angle θ on the nozzle performance

2.2.2錐孔深度h對(duì)噴嘴射流性能的影響

在其他參數(shù)不變的情況下，選取收縮角α=80°、擴(kuò)張角θ=60°，確定錐孔深度h的取值范圍為6.4～8.1 mm，選取錐孔深度尺寸h分別為7 mm、7.25 mm、7.50 mm、7.75 mm、8.00 mm的噴頭所對(duì)應(yīng)的噴嘴進(jìn)行研究。

錐孔深度h增大，噴嘴的通流面積增大。噴嘴射流動(dòng)能的沿程損失減小，見圖8。錐孔深度h的增大使得有效射流范圍內(nèi)射流水的速度增大，沖擊壓力增大。

圖8 X=85 mm方向上錐孔深度對(duì)速度分布的影響Fig.8 Effect of cone hole depthh on the velocity distribution at X=85 mm

錐孔深度h的增大會(huì)使橢圓形噴口區(qū)域長(zhǎng)軸與短軸之比增大，見圖9。錐孔深度h從7 mm增大到8 mm，噴射角從25.91°增加到45.55°，增加了75.8%；射流流量從3.48 L/min增加到19.93 L/min，增加了472.7%。可見錐孔深度h的增大可較為全面地提升噴嘴的射流性能，且提升幅度較為明顯。

2.2.3入口收縮角α對(duì)噴嘴射流性能的影響

在其他參數(shù)不變的情況下，選取擴(kuò)張角θ=60°，錐孔深度h=7.5 mm，入口收縮角α選取55°、65°、75°、85°、95°這五個(gè)模型作為研究對(duì)象。

入口收縮角α的減小會(huì)使噴嘴通流面積減小，射流水動(dòng)能的沿程損失增大，見圖10。入口收縮角α的增大使得有效射流范圍內(nèi)射流水的速度降低，沖擊壓力減小。

圖9 錐孔深度h對(duì)射流性能的影響Fig.9 Effect of cone hole depth h on the nozzle performance

圖10 X=85 mm方向上收縮角對(duì)速度分布的影響Fig.10 Effect of shrink angle α on the velocity distribution at X=85 mm

入口收縮角α的增大會(huì)使橢圓形噴口區(qū)域長(zhǎng)軸與短軸之比減小，射流水的噴射角減小，見圖11。當(dāng)入口收縮角α從55°增大到95°，噴射角從40.87°減小到28.87°，減小了29.4%；射流流量從20.25 L/min減小到6.04 L/min，減小了70.2%。可見收縮角α的增加會(huì)使噴嘴的射流性能減弱，除鱗效果變差。

圖11 收縮角α對(duì)射流性能的影響Fig.11 Effect of shrink angle α on the nozzle performance

3 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為了對(duì)噴嘴各關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行匹配，得到噴嘴噴射角最大和流量最大時(shí)噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)的最優(yōu)組合，運(yùn)用數(shù)值模擬并結(jié)合正交試驗(yàn)的方法，對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析。選取3個(gè)主要因素，每個(gè)因素選取3個(gè)水平。因素A為出口擴(kuò)張角θ，因素B為錐孔深度h，因素C為入口收縮角α，見表1。

表1 各因素及其所對(duì)應(yīng)的水平

3.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

在噴嘴關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)射流性能的影響研究中，充分考慮主因素與各因素之間的交互作用對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響。本文試驗(yàn)選取13個(gè)因素，每個(gè)因素對(duì)應(yīng)3個(gè)水平。參考L27(313)正交試驗(yàn)表，對(duì)試驗(yàn)中各因素進(jìn)行合理的安排，試驗(yàn)結(jié)果見表2。其中，單因素A、B、C分別置于第1、2、5列；兩因素之間的交互作用A×B置于第3、4列、A×C置于第6、7列、B×C置于第8、11列；三因素的交互作用A×B×C置于第9、10、12、13列，并將其作為誤差。

表2 正交試驗(yàn)表L27(313)及結(jié)構(gòu)參數(shù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)

3.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

3.2.1試驗(yàn)極差分析

在正交試驗(yàn)中，通過不同因素極差R的對(duì)比可以反映出各因素對(duì)指標(biāo)影響的先后順序，R值越大，該因素對(duì)指標(biāo)值的影響越大。各因素極差R值可通過下式計(jì)算得出：

R=max(T1，T2，T3)-min(T1，T2，T3)

(6)

式中，R為極差；Ti(i=1，2，3)表示每列第i個(gè)水平對(duì)應(yīng)9次試驗(yàn)數(shù)據(jù)之和。

試驗(yàn)中對(duì)不同試驗(yàn)指標(biāo)所對(duì)應(yīng)的各因素及其交互作用進(jìn)行極差分析，并將其結(jié)果填入表3中。為了更直觀地反映各因素對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響及趨勢(shì)，繪制單因素與指標(biāo)值的趨勢(shì)圖。趨勢(shì)圖中波動(dòng)越大則該因素對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響越大，指標(biāo)隨因素變化情況見圖12。

各因素及其交互作用對(duì)噴嘴射流性能的影響見表3及圖12。其中，錐孔深度h對(duì)噴射角和射流流量的影響最大。單因素對(duì)噴嘴射流性能的影響強(qiáng)于各因素之間的交互作用對(duì)射流性能的影響。

3.2.2試驗(yàn)的方差分析

為了對(duì)各因素的影響程度進(jìn)行量化分析， 進(jìn)一步排除試驗(yàn)中的誤差，利用F函數(shù)分別對(duì)各因素、各因素之間的交互作用進(jìn)行方差分析：

表3 極差表

圖12 指標(biāo)隨因素變化情況Fig.12 Index changed with factors

Fα(n1，n2)=F

其中，n1為各因素、各因素之間的交互作用所對(duì)應(yīng)的自由度；n2為誤差自由度的總和。如果F>F0.05，則該因素具有統(tǒng)計(jì)學(xué)意義；如果F>F0.01，則認(rèn)為實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有高度的統(tǒng)計(jì)學(xué)意義；如果F很小，則因素沒有任何的統(tǒng)計(jì)學(xué)意義，常把它們累積到誤差項(xiàng)之中，作為誤差來(lái)處理。噴射角的方差分析見表4。因素A×B、因素A×C對(duì)噴嘴噴射角的大小不具有統(tǒng)計(jì)學(xué)意義。單因素中因素B的顯著性遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于其他幾項(xiàng)?？紤]兩因素的交互作用，可認(rèn)為因素B×C對(duì)噴射角的影響極大。各因素對(duì)噴射角的影響由大到小依次為因素B(錐孔深度h)、因素C(入口收縮角α)、因素A(出口擴(kuò)張角θ)、因素B×C。

表4 噴射角方差分析表

注：*為顯著；**為高度顯著。

射流流量的方差分析見表5。因素A×C對(duì)噴嘴射流流量的大小不具有統(tǒng)計(jì)學(xué)意義。單因素中因素B的顯著性遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于其他幾項(xiàng)?？紤]兩因素的交互作用，可認(rèn)為因素A×B對(duì)射流流量的影響極大。各因素對(duì)射流流量的影響由大到小依次為因素B(錐孔深度h)、因素C(入口收縮角α)、因素A(出口擴(kuò)張角θ)、因素A×B、因素B×C。方差分析結(jié)果驗(yàn)證了極差分析結(jié)果。

表5 射流流量方差分析表

注：*為顯著；**為高度顯著。

3.3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)綜合分析

通過單因素分析法及正交試驗(yàn)法對(duì)噴嘴各關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)及其交互作用對(duì)噴嘴射流性能的影響進(jìn)行分析，獲得最優(yōu)的參數(shù)組合。當(dāng)噴射角這個(gè)性能指標(biāo)最大時(shí)，此時(shí)各因素的水平分別為B3、C1、A1、B3×C1、A1×B3，綜合考慮A1×B3×C1為噴射角最大的組合，此結(jié)構(gòu)在選取的L27(313)正交試驗(yàn)表中存在，為正交試驗(yàn)表中噴射角最大的組合，其噴射角的大小為46.825°。當(dāng)射流流量這個(gè)性能指標(biāo)最大時(shí)，各因素的水平分別為B3、C1、A3、B3×C1、A3×B3，綜合考慮A3×B3×C1為射流流量最大的組合，此結(jié)構(gòu)在選取的L27(313)正交試驗(yàn)表中存在，為正交試驗(yàn)表中流量最大的組合，其流量為28.895 L/min。

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為了進(jìn)一步驗(yàn)證噴頭優(yōu)化后高壓水除鱗噴嘴的射流性能，分別使用優(yōu)化前后噴頭的除鱗噴嘴進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。根據(jù)熱軋用除鱗噴嘴測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)[14]，利用高壓除鱗噴嘴測(cè)試平臺(tái)對(duì)測(cè)試用噴嘴的噴射角、射流流量進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測(cè)定。噴嘴性能測(cè)試系統(tǒng)原理圖和噴嘴測(cè)試試驗(yàn)臺(tái)見圖13、圖14。

圖13 噴嘴性能測(cè)試系統(tǒng)原理圖Fig.13 Schematic of descaling nozzle test system

圖14 噴嘴測(cè)試平臺(tái)Fig.14 Descaling nozzle test platform

實(shí)驗(yàn)時(shí)保持噴嘴頭端面距打擊力傳感器的測(cè)試端的垂直距離為85 mm，測(cè)試系統(tǒng)壓力設(shè)定為17 MPa。讀取不同噴嘴在此工況下流量傳感器測(cè)得的流量值。

在噴嘴噴射角的測(cè)量中，測(cè)試平臺(tái)帶動(dòng)打擊力傳感器沿垂直于射流寬度的方向做切割噴嘴射流區(qū)域的運(yùn)動(dòng)，并按順序讀取測(cè)試范圍內(nèi)若干個(gè)點(diǎn)的打擊力數(shù)據(jù)，標(biāo)記出噴嘴中心軸線對(duì)應(yīng)的打擊力點(diǎn)，以最大打擊力的1/10定為有效射流邊界，確定噴射寬度，再通過式(2)計(jì)算出噴射角。測(cè)試時(shí)確保噴嘴工作穩(wěn)定后再開始記錄實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，所有儀表讀數(shù)應(yīng)該同時(shí)讀出并記錄。每個(gè)被測(cè)參數(shù)的測(cè)量次數(shù)應(yīng)該不小于3，取算術(shù)平均值為測(cè)量值。

改進(jìn)1噴嘴選用的是噴射角最大為最優(yōu)所對(duì)應(yīng)噴嘴的結(jié)構(gòu)參數(shù)，改進(jìn)2噴嘴選用的是射流流量最大為最優(yōu)所對(duì)應(yīng)噴嘴的結(jié)構(gòu)參數(shù)，見表6。實(shí)驗(yàn)測(cè)得數(shù)值與仿真值相差不大，最大誤差率為3.62%，意味著通過數(shù)值模擬的方法可以對(duì)噴嘴的射流性能進(jìn)行有效的預(yù)測(cè)。同時(shí)通過與原始噴嘴試驗(yàn)及仿真數(shù)據(jù)作對(duì)比可知，改進(jìn)后噴嘴的噴射角和射流流量都得到了顯著的提升，但噴嘴的噴射角和射流流量不能同時(shí)達(dá)到最大值。在噴射角最大為最優(yōu)的情況下，噴嘴噴射角為47.2°，較原始值提升了32.2%；在流量最大為最優(yōu)的情況下，噴嘴射流流量為28.3L/min，較原始值提升了178.3%，由此可知，改進(jìn)后噴嘴的射流性能得到了顯著的改善。改進(jìn)2雖然比改進(jìn)1的噴射角小(減小約6.75%)，但噴嘴的射流流量更高，射流水更易獲得較高的沖擊壓力，除鱗效果更好。

表6 噴嘴優(yōu)化前后射流性能對(duì)比實(shí)驗(yàn)結(jié)果

5 結(jié)論

(1)使用數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方式可以較好地分析關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)高壓水除鱗噴嘴射流性能的影響。在影響噴嘴射流性能的各要素中，出口擴(kuò)張角的增大會(huì)減小噴嘴的射流范圍，但會(huì)增大噴嘴的射流流量、速度和對(duì)鋼坯的沖擊壓力。錐孔深度的增大可以較為全面地提升噴嘴的射流性能，且提升的幅度較為明顯。收縮角的增大會(huì)使噴嘴的射流性能減弱，除鱗效果變差。

(2)噴口作為一個(gè)整體，其結(jié)構(gòu)的配比直接影響噴嘴的射流性能。本文研究的3個(gè)因素均對(duì)射流性能有高度的顯著性影響，其中，錐孔深度是影響最大的因素。顯著水平由大到小依次是錐孔深度、出口擴(kuò)張角、入口收縮角。錐孔深度與入口收縮角的交互作用對(duì)噴嘴噴射角有較大的影響；出口擴(kuò)張角與錐孔深度的交互作用對(duì)射流流量有較大的影響。

(3)利用正交試驗(yàn)的方法對(duì)噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析，得出當(dāng)出口擴(kuò)張角為80°、錐孔深度為8 mm、入口收縮角為65°時(shí)噴嘴射流性能最優(yōu)。優(yōu)化后噴嘴與原始噴嘴作實(shí)驗(yàn)對(duì)比，發(fā)現(xiàn)噴嘴的噴射角由原始值35.7°提升至44.1°，射流流量由原始值10.17 L/min提升至28.3 L/min。這標(biāo)志著高壓除鱗噴嘴利用該參數(shù)組設(shè)計(jì)的噴嘴頭可以有效地提升射流性能。