水射流扩孔喷嘴内部流场的数值模拟

D01:10.13374j.isml00103x2006.06.015 第28卷第6期 北京科技大学学报 Vol.28 Na 6 2006年6月 Journal of University of Science and Technology Beijing Jum.2006 水射流扩孔喷嘴内部流场的数值模拟 马飞 张文明 北京科技大学士木与环境工程学院。北京100083 摘要利用计算流体软件建立了土层扩孔喷嘴内部流场的三维数学模型.采用标准k一E湍流 模型模拟了喷嘴内部流场，并分析了喷嘴参数对流场速度分布、压力分布和出口速度的影响.结果 表明，扩散角和扩散段长度对喷嘴内部流场影响较大，圆柱段长度的影响相对较小，但各参数都存 在着最优值.计算结果与室内实验基本吻合，验证了喷嘴内流场分布与射流土层打击效果存在着 内在联系. 关键词高压水射流：扩孔：喷嘴：流场：数值模拟 分类号TP69TU7403521 水射流土层扩孔是利用水射流技术在普通钻 影响，优化喷嘴结构：再通过室内实验，验证数值 孔成型的基础上沿孔深再形成若干个扩大环的一 模拟结果的合理性，并以此确立喷嘴内部流场与 种特殊施工方法.扩大环灌浆后形成的多环扩孔 射流打击效果之间的关系. 型锚杆能数倍提高土层锚固的极限承载力，故该 技术多用于抗剪强度低、压缩性高、透水性小的软 粘土等土层加固中川.在射流扩孔系统中，喷嘴 是射流的发生元件，也是系统中的关键部件，它的 功能不仅是把高压泵组提供的静压转换为水的动 压，而且保证射流具有优良的流动特性与动力性 能习.因此，研究和优化喷嘴的几何型，建立喷嘴 图1喷嘴结构示意图 参数与动力性能之间的关系，对提高扩孔质量和 Fig.I Structure sketch of a nozzle 效率具有一定价值. 2 模型的建立 1喷嘴结构及其参数 21物理模型 水射流扩孔过程中射流始终处于淹没状态 图2为喷嘴内部结构的物理模型.喷嘴直径 下，为提高射流打击效果，选用具有一定空化作用 do值取决于系统的工作压力和流量，此处取do 的角形喷嘴，其结构如图1所示.喷嘴的主要参 =16mm.收缩圆锥角a取目前公认的最佳值 数可分为入口参数和出口参数.入口参数有收缩 13.52-.工作时，射流从左端2.8mm口流 圆锥角α和圆柱段长度L1,出口参数包括扩散角 入，通过圆柱段后，由右端1.6mm口射出，射流 0、扩散段长度L2和喷嘴直径do,这些参数的合 在喷嘴内部作湍流流动，并假设其内介质为不可 理配置对喷嘴出口射流的质量起着至关重要的作 压缩的清水.本文主要分析喷嘴参数日，L1和L2 用，其效果将直接反映在土体扩孔效率及扩孔质 对喷嘴内部流场的影响. 量上. 22控制方程 本文运用CFD软件对喷嘴内部的流场进行 角形喷嘴具有一定的空化作用，射流在其内 了数值模拟，以喷嘴内部流场的流态及其出口轴 部的流动状态为复杂的湍流流动，故选用三维的 心速度为目标，研究喷嘴参数对喷嘴内部流场的 一S方程作为控制方程并采用标准k一ε双方 收稿日期：2005-09-23修回日期：3006-05-16 程湍流模型建立封闭的控制方程组4-). 基金项目：校基金资助课题(Na.00089176) (1)连续方程： 作者简介：马飞(1968一).男.副授 d 0 (1)

水射流扩孔喷嘴内部流场的数值模拟 马 飞 张文明 北京科技大学土木与环境工程学院, 北京 100083 摘 要 利用计算流体软件建立了土层扩孔喷嘴内部流场的三维数学模型.采用标准 k-ε湍流 模型模拟了喷嘴内部流场, 并分析了喷嘴参数对流场速度分布、压力分布和出口速度的影响.结果 表明, 扩散角和扩散段长度对喷嘴内部流场影响较大 , 圆柱段长度的影响相对较小, 但各参数都存 在着最优值.计算结果与室内实验基本吻合, 验证了喷嘴内流场分布与射流土层打击效果存在着 内在联系. 关键词 高压水射流;扩孔;喷嘴;流场;数值模拟 分类号 TP69;TU 74;O352.1 收稿日期:2005 09 23 修回日期:2006 05 16 基金项目:校基金资助课题(No .00089176) 作者简介:马飞(1968—), 男, 副教授 水射流土层扩孔是利用水射流技术在普通钻 孔成型的基础上沿孔深再形成若干个扩大环的一 种特殊施工方法 .扩大环灌浆后形成的多环扩孔 型锚杆能数倍提高土层锚固的极限承载力 ,故该 技术多用于抗剪强度低、压缩性高 、透水性小的软 粘土等土层加固中[ 1] .在射流扩孔系统中, 喷嘴 是射流的发生元件, 也是系统中的关键部件, 它的 功能不仅是把高压泵组提供的静压转换为水的动 压,而且保证射流具有优良的流动特性与动力性 能 [ 2] .因此 ,研究和优化喷嘴的几何型 ,建立喷嘴 参数与动力性能之间的关系, 对提高扩孔质量和 效率具有一定价值. 1 喷嘴结构及其参数 水射流扩孔过程中射流始终处于淹没状态 下,为提高射流打击效果 ,选用具有一定空化作用 的角形喷嘴, 其结构如图 1 所示 .喷嘴的主要参 数可分为入口参数和出口参数, 入口参数有收缩 圆锥角 α和圆柱段长度 L1 ,出口参数包括扩散角 θ、扩散段长度 L2 和喷嘴直径 d0 , 这些参数的合 理配置对喷嘴出口射流的质量起着至关重要的作 用,其效果将直接反映在土体扩孔效率及扩孔质 量上 . 本文运用 CFD 软件对喷嘴内部的流场进行 了数值模拟 ,以喷嘴内部流场的流态及其出口轴 心速度为目标, 研究喷嘴参数对喷嘴内部流场的 影响 ,优化喷嘴结构 ;再通过室内实验, 验证数值 模拟结果的合理性 , 并以此确立喷嘴内部流场与 射流打击效果之间的关系 . 图 1 喷嘴结构示意图 Fig.1 Structure sketch of a nozzle 2 模型的建立 2.1 物理模型 图 2 为喷嘴内部结构的物理模型.喷嘴直径 d0 值取决于系统的工作压力和流量, 此处取 d 0 =1.6 mm .收缩圆锥角 α取目前公认的最佳值 13.5° [ 2 3] .工作时 , 射流从左端 2.8 mm 口流 入,通过圆柱段后, 由右端 1.6 mm 口射出, 射流 在喷嘴内部作湍流流动 ,并假设其内介质为不可 压缩的清水.本文主要分析喷嘴参数 θ, L1 和 L2 对喷嘴内部流场的影响. 2.2 控制方程 角形喷嘴具有一定的空化作用 ,射流在其内 部的流动状态为复杂的湍流流动, 故选用三维的 N-S 方程作为控制方程, 并采用标准 k -ε双方 程湍流模型建立封闭的控制方程组[ 4 7] . (1)连续方程: ui xi =0 (1) 第 28 卷 第 6 期 2006 年 6 月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol .28 No.6 Jun.2006 DOI :10.13374/j .issn1001 -053x.2006.06.015

Vol.28 No.6 马飞等：水射流扩孔喷嘴内部流场的数值模拟 577。 2.3边界条件 射流入口速度为40m·s1,射流出口的相对 静压为零.射流及其出口周围的介质均为水，常 温(20℃下其密度为1000kgm3,运动粘度为 1004以106m2s.对于本模型，喷嘴内壁为 mn 固定的固体边界 图2喷嘴物理模型 24网格划分 Fig.2 Physical model of the nozde 本文选用商用软件CFX5.6对喷嘴内部流 场进行数值模拟，依据软件格式要求，对喷嘴内部 (2)动量方程： 流场进行了非结构网格划分，如图3所示，在过流 费+ 断面变化处对网格作了局部加密处理. axi (2) (3)k一e方程： (3) +w西 p 图3喷嘴网格示意图 Fig.3 Mesh sketch of the nozzle 引++cn-e)4 E 其中，“为有效粘度，=u十：以，为湍流黏 3 计算结果与分析 度，h=PCμ :后为单位质量打：PA=% 3.1扩散角0对喷嘴内部流场的影响 令L1=4mm,L2=10mm,而0为不同值时， ,方程中所涉及的经验常数取值为： 对喷嘴内部流场进行了数值模拟其计算结果如 图4~6所示，图4和图5为喷嘴内部流场速度分 C=0.09,0k=1.0,0=1.3,C1e=1.44C2e= 1.923 布和压力分布云图，图6为喷嘴出口轴心速度随 0变化的关系曲线， (a)0=20° (b)0-30 ()8=60 图4扩散角对喷嘴内部流场速度分布的影响 Fig 4 Effect of diffuse angle on the velocity distribution of internal flow field in the nozdle 由图4可知，扩散角0=20时，在喷嘴扩散 图6).当=30°时，速度和压力分布稳定，等速 段区域出现了涡旋，造成速度分布的不稳定，使得 核较长，出口轴心速度最大，而且在喷嘴圆柱段与 等速核长度较短，射流出口轴心的速度很低（见 扩散段过渡区域出现了明显的负压区，非常有利

图 2 喷嘴物理模型 Fig.2 Physical model of the nozzl e (2)动量方程: ρ ui t +ρuj ui xj = ρfi - p x i + xj μeff ui x j + uj xi (2) (3)k-ε方程: ρ k t +ρuj k xj = x j μ+ μt σk k xj +Pk -ρε (3) ρ ε t +ρuj ε xj = xj μ+ μt σε ε x j + ε k (C1εPk -C2ερε)(4) 其中, μeff为有效粘度 , μeff =μ+μt ;μt 为湍流黏 度, μt =ρCμ k 2 ε ;fi 为单位质量力 ;Pk =μt ui x j + uj xi ui xj .方程中所涉及的经验常数取值为: Cμ=0.09 , σk =1.0 , σε=1.3 , C1ε=1.44 , C2ε= 1.92 [ 2] . 2.3 边界条件 射流入口速度为 40 m·s -1 , 射流出口的相对 静压为零.射流及其出口周围的介质均为水, 常 温(20 ℃)下其密度为 1 000 kg·m -3 , 运动粘度为 1.004×10 -6 m 2 ·s -1 .对于本模型 , 喷嘴内壁为 固定的固体边界. 2.4 网格划分 本文选用商用软件 CFX-5.6 对喷嘴内部流 场进行数值模拟,依据软件格式要求,对喷嘴内部 流场进行了非结构网格划分, 如图 3 所示,在过流 断面变化处对网格作了局部加密处理. 图 3 喷嘴网格示意图 Fig.3 Mesh sketch of the nozzle 3 计算结果与分析 3.1 扩散角 θ对喷嘴内部流场的影响 令 L1 =4 mm , L2 =10 mm , 而 θ为不同值时, 对喷嘴内部流场进行了数值模拟, 其计算结果如 图 4 ～ 6 所示, 图 4 和图 5 为喷嘴内部流场速度分 布和压力分布云图 ,图 6 为喷嘴出口轴心速度随 θ变化的关系曲线 . 图 4 扩散角对喷嘴内部流场速度分布的影响 Fig.4 Effect of diffuse angle on the velocity distribution of internal flow field in the nozzl e 由图 4 可知, 扩散角 θ=20°时 ,在喷嘴扩散 段区域出现了涡旋, 造成速度分布的不稳定, 使得 等速核长度较短, 射流出口轴心的速度很低(见 图 6).当 θ=30°时, 速度和压力分布稳定, 等速 核较长,出口轴心速度最大,而且在喷嘴圆柱段与 扩散段过渡区域出现了明显的负压区, 非常有利 Vol.28 No.6 马飞等:水射流扩孔喷嘴内部流场的数值模拟 · 577 ·

。578· 北京科技大学学报 2006年第6期 长度L2=12mm优于L2=8mm. 当L2进一步增大时，射流的流态并未发生 太大的改变，仍保持完好，但是喷嘴扩散段内的流 体阻力随着L2的增大而增大，从而造成射流出 口轴心速度下降较快，如图8所示，这对射流的有 效打击靶距不利.因此，认为最佳的扩散段长度 L2应为12mm. (u)0=30° (b)0=60m 图5扩散角对喷嘴内部流场压力分布的影响 Fig.5 Effect ofdiffuse angle on the pressure distrbution of in- ternal flow field in the nozzle (a)L8 mm (b)L=12 mm 于空化气泡的形成与发展.但随着0进一步增 大，射流出口速度和负压区都开始减小，至= 60°时，在喷嘴扩散段射流周围又出现一个小的涡 旋，造成射流向上偏移，同时在图5(b)上喷嘴圆 (c)L=8 mm (d)L=12 mm 柱段与扩散段过渡区域内也几乎看不到负压区的 存在，这对空化气泡的产生极为不利，必然导致淹 图7扩散段长度对喷嘴内部流场的影响.(a),(b)为速度分 没射流打击效果的降低.由此可得，最佳扩散角 布：(c).(d)为压力分布 Fig.7 Effect of divergent cone length on the internal flow field 0应为30°. in the nozzle (a),(b)velocity contour;(c),(d)pressure com 70r tour 60 68m 60 30k 20 20 30 .405060 扩散角.) 48 44 图6扩散角与出口轴心速度的关系 101214161820 Fig.6 Relation of outlet axial velocity with diffuse angle of the 打扩散段长度，Lmm nozzle 图8扩散段长度与出口轴心速度的关系 3.2扩散段长度L2对喷嘴内部流场的影响 Fig.8 Relation of outet axial velocity with divergent cone 图7为L1=4mm,6=30°，而L2为不同值 length of the nozde 时喷嘴内部流场速度与压力分布云图，图8为喷 嘴出口轴心速度随L2变化的关系曲线 3.3圆柱段长度L1对喷嘴内部流场的影响 比较图7(a)与7()可见，扩散段长度L2= 取L2=12mm,0=30°，对应不同L1喷嘴内 12mm时的流态好于L2=8mm时的流态，此时 部流场的模拟结果见图9和图10. 射流的等速核不仅长，而且整个射流几何结构清 由图10可以看出：在L1=2~8mm范围内， 晰明了.再由图8可知，L2=12mm时的出口轴 圆柱段长度L1对喷嘴内部流场的影响较小，喷 心速度为最大.从两者的压力分布图7(d)和(e) 嘴内部的射流流动状态及出口轴心速度基本保持 来看，L2=12mm时在喷嘴圆柱段与扩散段过渡 不变：当L>8mm时，由于喷嘴圆柱段流阻的存 区域出现了负压区，而L2=8mm时在整个扩散 在，L1对喷嘴内部流场的影响开始明显增强.因 段内都没有发现明显的负压区.因此认为扩散段 此，圆柱段长度L1的合理取值应为2~8mm

图 5 扩散角对喷嘴内部流场压力分布的影响 Fig.5 Effect of diffuse angle on the pressure distribution of in￾ternal flow field in the nozzle 于空化气泡的形成与发展.但随着 θ进一步增 大,射流出口速度和负压区都开始减小, 至 θ= 60°时,在喷嘴扩散段射流周围又出现一个小的涡 旋,造成射流向上偏移 ,同时在图 5(b)上喷嘴圆 柱段与扩散段过渡区域内也几乎看不到负压区的 存在 ,这对空化气泡的产生极为不利,必然导致淹 没射流打击效果的降低.由此可得 , 最佳扩散角 θ应为 30°. 图 6 扩散角与出口轴心速度的关系 Fig.6 Relation of outlet axial velocity with diffuse angle of the nozzle 3.2 扩散段长度 L2 对喷嘴内部流场的影响 图 7 为 L 1 =4 mm , θ=30°, 而 L2 为不同值 时喷嘴内部流场速度与压力分布云图 ,图 8 为喷 嘴出口轴心速度随 L2 变化的关系曲线. 比较图 7(a)与 7(b)可见 , 扩散段长度 L 2 = 12 mm时的流态好于 L 2 =8 mm 时的流态, 此时 射流的等速核不仅长 , 而且整个射流几何结构清 晰明了 .再由图 8 可知, L2 =12 mm 时的出口轴 心速度为最大.从两者的压力分布图 7(d)和(e) 来看 , L2 =12 mm 时在喷嘴圆柱段与扩散段过渡 区域出现了负压区 , 而 L 2 =8 mm 时在整个扩散 段内都没有发现明显的负压区.因此认为扩散段 长度 L 2 =12 mm 优于 L2 =8 mm . 当 L 2 进一步增大时 , 射流的流态并未发生 太大的改变,仍保持完好 ,但是喷嘴扩散段内的流 体阻力随着 L 2 的增大而增大 , 从而造成射流出 口轴心速度下降较快 ,如图 8 所示 ,这对射流的有 效打击靶距不利 .因此 ,认为最佳的扩散段长度 L2 应为 12 mm . 图 7 扩散段长度对喷嘴内部流场的影响.(a),(b)为速度分 布;(c),(d)为压力分布 Fig.7 Effect of divergent cone length on the internal flow field in the nozzle:(a), (b)velocity contour ;(c), (d)pressure con￾tour 图 8 扩散段长度与出口轴心速度的关系 Fig.8 Relation of outlet axial velocity with divergent cone length of the nozzle 3.3 圆柱段长度 L1 对喷嘴内部流场的影响 取 L2 =12 mm , θ=30°, 对应不同 L1 喷嘴内 部流场的模拟结果见图 9 和图 10 . 由图 10 可以看出:在 L1 =2 ～ 8 mm 范围内, 圆柱段长度 L 1 对喷嘴内部流场的影响较小, 喷 嘴内部的射流流动状态及出口轴心速度基本保持 不变;当 L1 >8 mm 时,由于喷嘴圆柱段流阻的存 在, L1 对喷嘴内部流场的影响开始明显增强.因 此,圆柱段长度 L1 的合理取值应为 2 ～ 8 mm . · 578 · 北 京 科 技 大 学 学 报 2006 年第 6 期

Vol.28 No.6 马飞等：水射流扩孔喷嘴内部流场的数值模拟 ·579。 20°，30°，40°，50,60，每种规格喷嘴实验一次，实 验结果如图11所示. 0.180r 0.176◆ (a)L 2 mm (b)L=8 mm 联0.172 (c)L=2 mm (d)L=8 mm 0.16420 30 40 50 60 图9圆柱段长度对喷嘴内部流场的影响.(a),(b)为速度分 扩散角、) 布：(c).(d)为压力分布 Fig.9 Effect of cylindrical segment length on the internal flow 图11扩散角0对射流打击效果的影响 field in the nozle (a).(b)velocity contour (c).(d)pressure Fig.11 Effect of diffuse angle on the impact effect of water jet contour 从图11可看出：打击效果在0=30附近是 68r 个分水岭.当30°时，伴随着空穴率的降低射 66 流的打击效果迅速递减，当0接近90°时便成为 无任何空化作用的普通喷嘴：同样，当<30°时， 62 扩散角0的角壁约束作用便显现出，并随0的越 小而增大，当0接近或小于20°后，喷嘴随之丧失 了产生空穴的能力，扩散段演变成了圆柱段，成为 56 了一个加长的普通喷嘴.因此可认为扩散角0 4 6 0 在30°附近时打击效果最佳，这与数值模拟结果 侧段长度，L,mm 是一致的. 图10圆柱段长度与出口轴心速度的关系 (2)扩散段长度L2对射流打击效果的影响. Fig.10 Relation of outlet axial velocity with cylindrical seg 第2组喷嘴，0=30°，L1=4mm,L2分别为4,8， ment length of the nozde 12,16,20mm,实验结果见如图12. 0.180 4 室内实验 41实验装置及实验方法 三0.176 实验在室内实验台进行，实验装置及工作原 理见文献[5].实验中选用喷嘴的孔径do= 0.172 L.6mm,工作压力po=8MPa.为放大喷嘴参数对 射流打击效果的影响，实验中令钻杆只提升不旋转， 0.168 8 1216 20 钻杆提升速度为8 cm'min',每次实验提升位移 打扩散段长度、Lmm s均为40cm.这时射流打击土体后形成的空穴 图12扩散段长度对打击效果的影响 形状近似为长方形，故用长方形面积hs表示射 Fig.12 Effect of divergent cone length on the impact effect of water jet 流的打击效果，其中h为射流的冲蚀深度(m). 42实验结果与分析 由图12可知，最大的打击效果发生在12~ 室内实验分3组进行，分别研究喷嘴参数， 16mm处.扩散段长度L2等于淹没射流核心区 L1和L2对土层中射流打击效果的影响.实验方 的长度时，更有利于产生空穴，且射流核心区的长 法与步骤参见文献· 度大约在(8~12)d之间，d0为喷嘴直径29. (1)扩散角0对射流打击效果的影响.第1 针对本实验，核心区的长度应在12~19.2mm范 组5种喷嘴，L2=10mm,L1=4mm,而0分别为 围内，因而本实验结果是可靠的，且其与数值模拟

图 9 圆柱段长度对喷嘴内部流场的影响.(a),(b)为速度分 布;(c),(d)为压力分布 Fig.9 Effect of cylindri cal segment l ength on the internal flow field in the nozzle:(a), (b)velocity contour;(c), (d)pressure contour 图 10 圆柱段长度与出口轴心速度的关系 Fig.10 Relation of outlet axial velocity with cylindrical seg￾ment length of the nozzl e 4 室内实验 4.1 实验装置及实验方法 实验在室内实验台进行, 实验装置及工作原 理见文献[ 5] .实验中选用喷嘴的孔径 d0 = 1.6 mm ,工作压力 p0 =8 MPa.为放大喷嘴参数对 射流打击效果的影响,实验中令钻杆只提升不旋转, 钻杆提升速度为 8 cm·min -1 , 每次实验提升位移 s 均为 40 cm .这时射流打击土体后形成的空穴 形状近似为长方形, 故用长方形面积 h s 表示射 流的打击效果, 其中 h 为射流的冲蚀深度(m). 4.2 实验结果与分析 室内实验分 3 组进行, 分别研究喷嘴参数 θ, L1 和 L2 对土层中射流打击效果的影响 .实验方 法与步骤参见文献[ 5] . (1)扩散角 θ对射流打击效果的影响 .第 1 组 5 种喷嘴 , L2 =10 mm , L1 =4 mm , 而 θ分别为 20°, 30°, 40°, 50°, 60°, 每种规格喷嘴实验一次 ,实 验结果如图 11 所示 . 图 11 扩散角 θ对射流打击效果的影响 Fig.11 Effect of diffuse angl e on the impact effect of water jet 从图 11 可看出:打击效果在 θ=30°附近是 个分水岭 .当 θ>30°时, 伴随着空穴率的降低,射 流的打击效果迅速递减, 当 θ接近 90°时便成为 无任何空化作用的普通喷嘴 ;同样 ,当 θ<30°时, 扩散角 θ的角壁约束作用便显现出, 并随 θ的越 小而增大 ,当 θ接近或小于 20°后, 喷嘴随之丧失 了产生空穴的能力, 扩散段演变成了圆柱段 ,成为 了一个加长的普通喷嘴.因此可认为 , 扩散角 θ 在 30°附近时打击效果最佳, 这与数值模拟结果 是一致的 . (2)扩散段长度 L2 对射流打击效果的影响 . 第 2 组喷嘴, θ=30°, L1 =4 mm , L2 分别为 4 , 8 , 12 , 16 , 20 mm ,实验结果见如图 12 . 图 12 扩散段长度对打击效果的影响 Fig.12 Effect of divergent cone length on the impact effect of water jet 由图 12 可知 , 最大的打击效果发生在 12 ～ 16 mm处 .扩散段长度 L2 等于淹没射流核心区 的长度时 ,更有利于产生空穴 ,且射流核心区的长 度大约在(8 ～ 12)d0 之间, d 0 为喷嘴直径[ 2 6] . 针对本实验 ,核心区的长度应在 12 ～ 19.2 mm 范 围内 ,因而本实验结果是可靠的,且其与数值模拟 Vol.28 No.6 马飞等:水射流扩孔喷嘴内部流场的数值模拟 · 579 ·

。580· 北京科技大学学报 2006年第6期 结果基本吻合 (3)圆柱段长度L1对射流打击效果的影响. 5结论 第3组喷嘴，L2=12mm,=30,L1分别为2,4， (1)通过对喷嘴内部流场的数值模拟获得 6.8,10mm,实验结果见图13. 了在本模型下喷嘴参数的优化值.即扩散角= 0.84r 30°，扩散段长度L2=12mm,而圆柱段长度L1= 2~8mm.而室内实验得到的最佳值为0=30， 0.180 联 L2=12~16mm,L1=2~6mm.两者的结果基本 B0.176 一致，表明了数值模拟结果是可信的. (2)数值模拟是以喷嘴内部流场的流态为优 0.1725 4 6 化目标，而室内实验是以射流对土体的打击效果 8 圆柱段长度，L,/mm 为目标.两者结果的一致性表明。利用数值模拟 喷嘴内部流场或外部流场的方法来研究射流的打 图13圆柱段长度对射流打击效果的影响 Fig.13 Effect of cylindrical segment length on the impact ef 击效果是可行的. fect of water jet 参考文献 从图13可看出：当圆柱段长度在2~6mm 【刂刘洪斌张军刘晓蜂.多环扩孔型锚杆在基坑支护工程中 的应用研究.建筑技术，2000,3引(2)：91 范围内时，其对射流打击效果的影响相对较小：当 【2习沈忠厚.水射流理论与技术.东营：石油大学出版社.1998 L6mm时，其影响随L1的增大而开始增强 【习蒋一澄，宁原林胡寿根.淹没水射流锥形喷嘴的计算分析 这与数值模拟结果基本相符.从理论上分析，喷 与实验比较.上海理工大学学报1999,21(4)：345 嘴圆柱段长度的增大必然增加射流的运输消耗 【4章梓雄，董曾南。粘性流体力学。北京：清华大学出版社 降低射流的能量.同时，过长的圆柱段给加工制 1999 【习马飞，张文明。淹没水射流土层扩孔方程.北京科技大学学 造带来了难度，射流孔do的表面粗糙度对射流 报，2005.27(3)：265 的能耗及质量影响较大.因此喷嘴的圆柱段长度 [(何枫谢峻石，杨京龙。喷嘴内部流道型线对射流流场的影 L1不宜选择过大. 响.应用力学学报。2001,18(4)：114 [刀王福军.计算流体动力学分析一CFD软件原理与应用. 北京：清华大学出版社，2004 Numerical simulation on internal flow field in a bore-enlarged nozzle with water jet MA Fei,ZHANG Wenm ing Civil and Envirommental Engineering Schoo University of Science and Technobgy Beijing.Beijing 100083 China ABSTRACT A three-dimensio nal mathematical model of internal flow field in a soil boreenlarged nozzle was established with the CFD soft ware.Using the standard ke turbulent model,the internal flow field in the nozzle w as simulated and the influence of nozzle parameters on the velocity contour,pressure contour and outlet axial velocity of the flow field was studied.The results show that the diffuse angle and divergent cone length of the nozzle influence the intemal flow field more and the effect of the cylindrical segment length is relatively less.The optimum values of all these parameters were proved to exist.Simulated results close to indoor test results,which accounts for the relationship between the internal flow field distribution in the nozzle and the soil impact effect of water jet. KEY WORDS high-pressure water jet;bore enlarging:nozzle;flow field;numerical simulation

结果基本吻合. (3)圆柱段长度 L1 对射流打击效果的影响 . 第 3 组喷嘴 , L2 =12 mm , θ=30°, L1 分别为 2 , 4 , 6 , 8 , 10 mm ,实验结果见图 13 . 图 13 圆柱段长度对射流打击效果的影响 Fig.13 Effect of cylindrical segment length on the impact ef￾fect of water jet 从图 13 可看出:当圆柱段长度在 2 ～ 6 mm 范围内时 ,其对射流打击效果的影响相对较小 ;当 L1 >6 mm 时, 其影响随 L1 的增大而开始增强, 这与数值模拟结果基本相符.从理论上分析, 喷 嘴圆柱段长度的增大必然增加射流的运输消耗, 降低射流的能量 .同时 ,过长的圆柱段给加工制 造带来了难度, 射流孔 d 0 的表面粗糙度对射流 的能耗及质量影响较大.因此喷嘴的圆柱段长度 L1 不宜选择过大. 5 结论 (1)通过对喷嘴内部流场的数值模拟, 获得 了在本模型下喷嘴参数的优化值, 即扩散角 θ= 30°,扩散段长度 L2 =12 mm ,而圆柱段长度 L1 = 2 ～ 8 mm .而室内实验得到的最佳值为 θ=30°, L2 =12 ～ 16mm , L1 =2 ～ 6 mm .两者的结果基本 一致 ,表明了数值模拟结果是可信的. (2)数值模拟是以喷嘴内部流场的流态为优 化目标 ,而室内实验是以射流对土体的打击效果 为目标.两者结果的一致性表明, 利用数值模拟 喷嘴内部流场或外部流场的方法来研究射流的打 击效果是可行的. 参 考 文 献 [ 1] 刘洪斌, 张军, 刘晓峰.多环扩孔型锚杆在基坑支护工程中 的应用研究.建筑技术, 2000 , 31(2):91 [ 2] 沈忠厚.水射流理论与技术.东营:石油大学出版社, 1998 [ 3] 蒋 澄, 宁原林, 胡寿根.淹没水射流锥形喷嘴的计算分析 与实验比较.上海理工大学学报, 1999 , 21(4):345 [ 4] 章梓雄, 董曾南.粘性流体力学.北京:清华大学出版社, 1999 [ 5] 马飞, 张文明.淹没水射流土层扩孔方程.北京科技大学学 报, 2005 , 27(3):265 [ 6] 何枫, 谢峻石, 杨京龙.喷嘴内部流道型线对射流流场的影 响.应用力学学报, 2001 , 18(4):114 [ 7] 王福军.计算流体动力学分析———CFD 软件原理与应用. 北京:清华大学出版社, 2004 Numerical simulation on internal flow field in a bore-enlarged nozzle with water jet MA Fei , ZHANG Wenming Civil and Environmental Engineering School, University of S cience and Technology Beijing , Beijing 100083 , China ABSTRACT A three-dimensio nal mathematical model of internal flow field in a soil bore-enlarged nozzle w as established with the CFD software .Using the standard k-εturbulent model , the internal flow field in the nozzle w as simulated and the influence of nozzle parameters on the velocity contour , pressure contour and outlet axial velocity of the flow field was studied .The results show that the diffuse ang le and divergent cone length of the nozzle influence the internal flow field more and the effect of the cylindrical segment leng th is relatively less .The optimum values of all these parameters w ere proved to exist .Simulated results close to indoor test results, w hich accounts for the relationship between the internal flow field distribution in the nozzle and the soil impact effect of water jet . KEY WORDS hig h-pressure w ater jet ;bore enlarging ;nozzle ;flow field ;numerical simulation · 580 · 北 京 科 技 大 学 学 报 2006 年第 6 期