淹没条件下水射流喷嘴内外流场特性*

曾施雨，王 涛，刘辛愉，邵伟峰

(长江重庆航运工程勘察设计院，重庆 401147)

长江横贯我国东、中、西三大经济地带，是连通西南、华中和华东地区的水路交通运输大动脉，同时也是我国的重要生态宝库。随着长江经济带及国家内河水运发展战略的实施，对提升长江黄金水道的功能和增强航运能力提出了新的要求。长江上游内河航道整治工程中，常采用水下爆破的方式清除礁石。爆破工艺虽然技术成熟、工效较高，但其所产生的附加影响会造成水生生物的致命损伤和水体环境的污染破坏。因此，研发一种环保的新型清礁技术，对于推动未来长江经济带的“生态优先、绿色发展”是极其必要的。

水射流技术起源于20世纪50年代，可实现对材料进行清洗、切割和破碎，最初主要应用于矿床中的采煤工程。如今，已广泛应用于机械、航空、石油、水利等行业。1983年起，美国矿业局已经在水射流破岩领域进行了广泛研究[1]。1995年，王瑞和等[2]对水射流破岩钻孔及旋转射流破岩成孔进行试验研究，初步探究了射流破岩过程及原理。卢义玉等[3]对射流辅助刀具的切割装置进行研发，并进行了破岩试验。孙清德等[4]开展水力联合机械钻孔破岩的试验研究，结果表明其效率高于单射流或单钻齿的作业方式。

水射流技术具有切割能力强、取材方便、环保无污染、工作机件易于实现自动控制等优点。本文提出在水下淹没环境下应用水射流切割礁石以代替传统的爆破工艺，现阶段主要研究淹没水深及水流流速等外界环境因素对冲击射流的影响。

1 水射流数学模型

1.1 模型建立

整个模型计算域主要由喷嘴及其外空间水域两部分构成。喷嘴为常见的锥直型结构，考虑其本身具有极好的对称性，故可将计算简化为二维数学模型问题进行求解。水下淹没空间为一个宽20 cm、高25 cm的水箱结构，喷嘴位于其顶部中央。计算网格采用结构化网格，其中喷嘴结构的网格尺寸进行加密处理。二维模型和锥直型喷嘴结构如图1所示，其中入口直径D为6 mm，入口段长度L1为20 mm，收敛段长度L2为17.55 mm，圆柱段长度L3为6 mm，收敛角α为13°，出口直径d为2 mm。

图1 二维模型和锥直型喷嘴结构

1.2 计算参数设置

假定整个水射流运动为不可压缩流动，体系温度始终保持不变，与外界无热交换。喷嘴进口连接高压管道，出口处于水下淹没环境，故分别设置为压力入口和压力出口；喷嘴壁面为墙体边界。

水箱顶部与外界大气环境相通，水箱两侧处于淹没环境中，均设置为压力出口；水箱底部为墙体边界条件。选择k-ε湍流模型进行模拟计算，离散方程组采用SIMPLE算法[5]进行求解。

1.3 模型验证

1.3.1淹没射流结构特性

淹没射流如图2所示，射流主要分为初始段、基本段两部分[6-7]。其中初始段为喷嘴出口至转折面之间的区域，为射流的核心区，此阶段射流集束性好，冲击速度大，沿程速度几乎保持不变。转折面之后为射流的基本段，射流紊动特性增强，速度沿程衰减加剧，逐步呈现出散射现象。

图2 淹没射流

根据机械能守恒原理，忽略喷嘴出入口两点间的高度差，由伯努利方程可推导出式(1)，同时射流流动满足连续性方程：

(1)

ρv1A1=ρv2A2

(2)

式中：p1为喷嘴入口截面压强(MPa)；p2为喷嘴出口截面压强(MPa)；v1为喷嘴入口截面平均流速(ms)；v2为喷嘴出口截面平均流速(ms)；A1为喷嘴入口截面面积(m2)；A2为喷嘴出口截面面积(m2)；ρ为水体密度(kgm3)。

本试验中6片试验梁以剪力连接度为分组依据，分为完全连接结合梁(FCB梁组)和部分连接结合梁(PCB梁组)，分别进行动力响应的测试。每组试验梁又根据不同的栓钉损伤工况各分为3片梁(FCB、FCB1、FCB2和PCB、PCB1、PCB2)，以进行栓钉局部损伤识别的研究，试验梁其它参数均相同。本文只进行动力响应部分的试验研究。

因整个喷嘴内部结构均为圆管形，故由式(1)、(2)可推导出：

(3)

式中：D为喷嘴入口直径(m)；d为喷嘴出口直径(m)。淹没环境下(水深2 m)的围压不足0.05 MPa，远小于数十兆帕的射流泵压，故计算中可忽略p2的影响。针对喷嘴结构尺寸而言，(dD)4数值太小(约等于0)。故可简化得到喷嘴出口射流冲击速度的理论计算公式[8-9]：

(4)

1.3.2计算结果

图3 入口压力为50 MPa的水射流速度等值线

图4 入口压力为90 MPa的水射流速度等值线

由图3、4可知，喷嘴出口处附近射流冲击速度达到最大，沿程分布形态呈倒三角形，射流未发生明显扩散，且始终维持高速状态。随后，射流后半段冲击速度大幅度衰减，沿程扩散加剧。整个流场分布符合经典理论中淹没射流流场分布特征。

喷嘴中轴线位置的速度变化如图5所示。水射流喷嘴内外速度沿程发展变化可分为4个阶段[10]:1)入口段：射流基本维持其初始状态，速度变化较小；2)收敛段：喷嘴内部过流断面面积逐渐减小，水射流压能得以更大程度地转化为动能，冲击速度得到极大提高，且临近收敛段末端期提升速率更快；3)圆柱段：喷嘴截面尺寸保持不变，水流在该区域平顺过渡，冲击速度略有提高；4)喷嘴外流场：临近喷嘴出口存在一明显初始段，长度约1.4 cm，射流始终处于高速状态。随后进入基本段，速度沿程发生大幅度衰减。

图5 喷嘴中轴线位置速度变化

距喷嘴出口3d处水平截面速度分布如图6所示(d为喷嘴出口直径)。距喷嘴出口3d水平截面处，仍处于射流初始段内，越靠近轴线处射流速度越大。伴随着射流的扩散，远离射流轴线的两侧与四周环境水体接触掺混，射流能量迅速消散，冲击速度明显减小。

图6 距喷嘴出口3d处水平截面速度分布

1.3.3验证结果

考虑到喷嘴出口直径极小，出口截面轴心速度可近似代替截面平均流速，由表1可知，不同泵压条件下，其数模计算结果均略小于理论公式计算值。同样，数模成果表明，射流初始段无量纲长度约为7，与国内外学者的现有研究结果一致(表2)。

表1 水射流喷嘴出口速度

表2 水射流无量纲初始段长度成果

注：l为初始段长度。

通过射流喷嘴出口截面处速度大小和初始段长度两方面的综合分析可知，本文的研究成果与其他学者成果具有较好的相似性，所建模型满足计算精度的要求。

2 淹没环境对射流的影响

2.1 淹没水深对射流的影响

伴随着三峡大坝的调节过程，长江上游库区水深高差最大约30 m。在泵压50 MPa的情况下，对比分析水深为2、4、8、18、30 m不同工况条件下的射流流场变化。不同水深下中轴线位置速度差值分布如图7所示。

注：以水深h=2 m为参照；轴向起点为喷嘴出口。图7 不同水深下中轴线位置速度差值分布

由图7可知，对比淹没水深2 m情况下，水深增加到4和8 m时，射流沿程速度整体变化较小；当水深增加到18和30 m时，射流初始段以及基本段速度沿程速度均出现相对明显地衰减，基本段后部分速度最大衰减可达17 ms左右。

注：以水深h=2 m为参照；截面位于距喷嘴出口3d处。图8 不同水深下水平截面速度差值分布

分析可知，出现上述现象的原因在于数十米水深的环境围压对比射流的高泵压而言，其大小并非处于同一数量级。高压条件下的水射流具有极高的冲击速度，其中初始段为射流能量最为集中的区域，冲击速度大、集束性好，不易受到外界环境的影响。

2.2 水流流速对射流的影响

2.2.1射流流场分布变化

不同水流流速下的射流流场分布如图9所示。

图9 不同水流流速下的射流流场分布

射流初始段和基本段水平截面上沿x轴方向速度u的分布特征如图10所示。当水流流速v水=0 ms时，射流两个阶段内沿水平方向上的速度分量都很小，整体波动范围仅在-4～4 ms。伴随着淹没环境中水流冲击速度的增加，射流速度分量u逐渐明显增大，其中初始段内速度u增量在1～8.5 ms，基本段速度u增量在4～20 ms。整体来看，淹没环境中水流流动会对射流沿程发展造成一定的影响，其中相比射流基本段而言，射流初始段仍能保持较好的稳定性。

图10 射流水平截面处速度u分布

2.2.2射流压强分布变化

动压是表述对流体单位体积动能大小的物理量，其基本概念源于伯努利方程：

E=12ρv2

(5)

式中：ρ为水体密度(kgm3)；v为流体流速(ms)。流体动压大小主要与其密度、运动速度相关。在射流冲击破坏岩石的过程中，冲击荷载是关键因素。射流的冲击速度越大，其动压越大，破岩效果越好。

淹没条件下水射流动压分布与速度分布特征相似，射流动压最高且分布最为集中的区域位于射流基本段，如图11、12所示。长江上游河段礁石分布以页岩与泥岩为主，其极限抗压强度多在20～40 MPa。对比可知，在泵压50 MPa条件下，水射流最大冲击动压可达49.8 MPa，大于靶物对象岩石的抗压强度，可实现对其切割破坏。

注：淹没水深2 m，环境流速0 ms。图11 泵压50 MPa的水射流动压等值线

注：淹没水深2 m，环境流速0 ms，轴向起点为喷嘴出口。图12 泵压50 MPa的中轴线位置水射流速度-动压分布

3 结论

1)射流喷嘴内外的沿程发展主要分为4个阶段，其中喷嘴收敛段加速作用最为明显。临近喷嘴出口处的外流场区域中，射流存在明显的初始段，其无量纲长度约等于7。

2)淹没水深30 m的范围内，伴随水深深度的增加，射流沿程冲击速度有所减小。整体来看，射流初始段受水深条件影响极小，轴心速度减小不足5 ms，衰减程度仅约1.5%。水深在18～30 m时，射流衰减的程度相对更为明显，其中基本段区域轴心速度最大衰减可达约17 ms。

4)淹没条件下水射流动压分布与速度分布特征相似，初始段为射流动压最高且最为集中分布的区域。