鄧智超， 趙鯤鵬， 王貴和， 賈蒼琴， 馮梓波

(中國地質(zhì)大學工程技術(shù)學院， 北京 100083)

引言

鋼板樁是適用于基坑深度超過5 m的一種深基坑連續(xù)性支護樁，具有環(huán)保、水密性好、施工工期短、可重復利用，適用于作業(yè)面狹窄的工程環(huán)境等特點，現(xiàn)廣泛用于救災搶險、堤岸、橋基、地下管廊等工程中。鋼板樁的施工可簡單概括為：振動沉樁或靜壓沉樁后，配合鋼支撐或圍堰形成支護結(jié)構(gòu)，待內(nèi)作業(yè)完成后拔出鋼板樁，進行注漿回填。隨著我國地下空間朝著深而廣的方向開發(fā)[1-3]，基坑支護過程中遇密實土層的頻率逐年上升，傳統(tǒng)的沉樁方式在應對密實土層時，常常會出現(xiàn)樁端和樁側(cè)阻力過大而難以沉樁的問題。因此，如何快速高效地將鋼板樁沉至標高具有很高的實際應用價值。

針對這一問題，國內(nèi)外學者對水射流破土機理進行了分析，并對其應用于基坑支護工程的可行性進行了許多研究[4-9]。李仁民等[10]首次在國內(nèi)鋼板樁應用實例中提出“輔助射水法”幫助鋼板樁在高粘聚力密實紅砂巖中沉至設(shè)計標高，并與傳統(tǒng)沉樁方式進行了效果比對；李仁民等[11]和薛峰[12]在大直徑圓形鋼板樁圍堰支護工程中提出了適用于鋼板樁沉樁的“水刀”引孔系統(tǒng)，并提供了初步的制作方法；何炳泉等[13]在超長鋼板樁支護工程中提出了靜壓植樁技術(shù)代替?zhèn)鹘y(tǒng)振動沉樁技術(shù)，結(jié)合“水刀”引孔系統(tǒng)針對砂質(zhì)地層進行施工；周嚴為等[14]和胡志勇[15]對 “水刀”引孔系統(tǒng)的制作和安裝進行了系統(tǒng)性的歸納和總結(jié)。由于未能將水射流破土機理與鋼板樁實際應用需求相結(jié)合，水射流輔助沉樁技術(shù)在上述的鋼板樁實際應用中尚未發(fā)揮其最佳性能。金寶林等[16]研究了不同泵壓下的水射流對鋼板樁在高粘聚力、硬塑性粉質(zhì)黏土層中沉樁速率的影響；仲如冰[17]通過仿真軟件模擬6種不同形狀的噴嘴，研究被射流破壞后土體的最大、最小應力，并用室內(nèi)模型試驗對比了不同射流流量下鋼樁模型的錘擊數(shù)；JAROA等[18]提出了優(yōu)化后的水射流系統(tǒng)，并通過對比現(xiàn)場試驗監(jiān)測數(shù)據(jù)得出，振動沉樁過程中產(chǎn)生的土塞效應和樁身內(nèi)鎖效應在水射流的輔助下有了顯著的減小。上述研究將水射流破土原理與水射流輔助沉樁系統(tǒng)研發(fā)相結(jié)合，對水射流輔助沉樁技術(shù)的研究有了更進一步的發(fā)展。

目前，現(xiàn)有應用于水射流輔助鋼板樁沉樁工藝中的噴嘴多為常見的噴嘴結(jié)構(gòu)，圓柱形、錐形噴嘴結(jié)構(gòu)雖能提供較強的沖擊力，但是射流影響面積小，軟化土體和潤滑樁身的效果不佳；扇形噴嘴能夠提供較大的射流影響面積，但射流強度衰減較快，對土體的沖擊力不足。本研究旨在設(shè)計一種專用于水射流輔助鋼板樁沉樁的液力自旋式噴嘴，通過液力驅(qū)動噴嘴旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)噴射流，在保證沖擊力的前提下，擴大射流影響范圍，起到既能夠充分破壞土體結(jié)構(gòu)，又能潤滑鋼板樁樁身，減小樁側(cè)阻力的作用，通過研究旋噴口的不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下水刀噴嘴的出口流速以及水射流驅(qū)動噴嘴旋轉(zhuǎn)的轉(zhuǎn)矩大小變化規(guī)律，為該構(gòu)件的結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供參考依據(jù)。

1 液力自旋式噴嘴工作原理

液力自旋式噴嘴主要由護筒、旋噴頭、密封圈、旋轉(zhuǎn)蓋、無縫鋼管、推力球軸承等構(gòu)成，其結(jié)構(gòu)如圖1a所示。護筒、無縫鋼管Ⅱ依次相接于無縫鋼管Ⅰ下方，推力球軸承Ⅰ的座圈裝配在旋噴頭卡口處，軸圈裝配于無縫鋼管Ⅱ卡口下側(cè)，推力球軸承Ⅱ的軸圈安裝于特制無縫鋼管Ⅱ卡口上側(cè)，座圈裝配在旋噴頭封口處下方，通過2個推力球軸承的鋼球保持架實現(xiàn)部件之間的相對轉(zhuǎn)動，旋轉(zhuǎn)蓋通過螺栓與旋噴頭接合，保證構(gòu)件能在承受軸向力的情況下轉(zhuǎn)動。

工作過程：水流經(jīng)過高壓水泵增壓，通過高壓軟管和無縫鋼管輸送至噴嘴，通過3個射流口產(chǎn)生高壓射流，由圖1b 可以看出，流體域由中心腔室和3個射流口組成，旋噴頭的2個斜射流口在OXZ截面上的投影關(guān)于原點對稱，二者的投影互相平行，流體進入斜射流口時，受到壁面的約束，距OYZ截面較遠側(cè)壁面壓迫流體轉(zhuǎn)向，產(chǎn)生離心力沖擊壁面，與斜射流口的射流反推力共同提供旋轉(zhuǎn)動力，使得推力球軸承帶動旋轉(zhuǎn)體(旋噴頭、旋轉(zhuǎn)蓋)轉(zhuǎn)動，產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)噴射流。

1.無縫鋼管Ⅰ 2.護筒 3.旋轉(zhuǎn)蓋 4.無縫鋼管Ⅱ5.旋噴頭 6.密封圈 7.推力球軸承Ⅰ 8.推力球軸承Ⅱ圖1 新型液力自旋式噴嘴及流場結(jié)構(gòu)簡圖Fig.1 Structure diagram of new type hydraulic spin nozzle and flow field

2 液力自旋式噴嘴數(shù)學模型

旋轉(zhuǎn)體的旋轉(zhuǎn)動力由兩部分提供：一部分由斜射流口的射流反推力提供；另一部分由斜射流口壁面壓差提供。

由動量定理可知，理想凈推力等于單位時間內(nèi)動量的增量，即：

(1)

在射流穩(wěn)定后，旋轉(zhuǎn)體克服密封圈和土的摩阻力開始定軸轉(zhuǎn)動，斜射流口推力計算公式為：

(2)

其中沿Z軸方向的分量為斜射流口反推力為旋轉(zhuǎn)體提供的旋轉(zhuǎn)動力。

由動量定理可知，質(zhì)點系動量的增量等于作用于該質(zhì)點系上的外力的沖量，即：

(3)

液體對斜射流口壁面作用力計算公式為：

(4)

其中沿X軸方向的分量為水對斜射流口壁面作用力為旋轉(zhuǎn)體提供的旋轉(zhuǎn)動力。

式中， Δφ—— 單位時間經(jīng)過噴嘴的動量增量

A—— 斜射流口的出口面積

ρ—— 流體密度

Q—— 斜射流口射流流量

ν—— 流體對旋轉(zhuǎn)體力的作用點的線速度

β1，β2—— 沖量修正系數(shù)

該機構(gòu)內(nèi)總水頭損失分為沿程水頭損失和局部水頭損失，因為機構(gòu)尺寸短小，沿程損失可忽略，局部損失主要集中在3個位置，即旋噴頭的中心射流口處和2個斜射流口進口處，能量損失疊加原理總水頭損失公式為：

(5)

式中，hf—— 沿程水頭損失

hj—— 局部水頭損失

li—— 中心腔室的入口至斜射流口的出口長度

di—— 斜射流口管徑

vi—— 局部裝置處流速

λi—— 沿程阻力系數(shù)

ζi—— 局部阻力系數(shù)

n，m—— 流場內(nèi)沿程損失和局部損失處數(shù)量

可將斜射流口進口處看成2個銳緣斜進口的疊加，由于沿程損失可忽略，因此總損失為：

=2[0.505+0.303sin(-α)+0.226sin2(-α)]×

(6)

式中，ζ1—— 第一個銳緣斜進口局部損失系數(shù)

ζ2—— 第二個銳緣斜進口局部損失系數(shù)

α—— 斜射流口水平面夾角

e—— 斜射流口偏心距

r—— 中心腔室半徑

本研究范圍內(nèi)，偏心距取值為0～3.5 mm，在取值范圍內(nèi)局部阻力系數(shù)與偏心距呈正相關(guān)。

3 液力自旋式噴嘴流體仿真模型

3.1 幾何模型

根據(jù)水射流輔助鋼板樁沉樁技術(shù)的實際施工工況，通過改變斜射流口與水平面的夾角大小和斜射流口的偏心距2個結(jié)構(gòu)參數(shù)，來研究噴嘴的出口流速以及旋轉(zhuǎn)體的轉(zhuǎn)矩變化情況。流體域結(jié)構(gòu)：中心腔室直徑15 mm，長度25 mm；斜射流口直徑8 mm，軸線長度25 mm；中心射流口入口直徑4 mm，長度4 mm；出口直徑2 mm，長度6 mm，收縮角13°。

3.2 網(wǎng)格模型

網(wǎng)格劃分的數(shù)量和質(zhì)量會直接影響計算精度和準確性。網(wǎng)格數(shù)目越高，計算精度越高，計算機運算所需要的時間也越長；網(wǎng)格質(zhì)量越高，計算結(jié)果與實際越相符。在確定網(wǎng)格模型時，對其進行網(wǎng)格質(zhì)量評價和網(wǎng)格數(shù)量無關(guān)性評價。

1) 網(wǎng)格數(shù)量無關(guān)性驗證

通過表1可見，當網(wǎng)格規(guī)模為6萬以上時，彎曲管道的局部損失系數(shù)相對誤差小于2%。

表1 網(wǎng)格數(shù)與旋轉(zhuǎn)體的轉(zhuǎn)矩關(guān)系Tab.1 Relationship between grids number and rotating body torque

2) 網(wǎng)格質(zhì)量評價

檢查網(wǎng)格質(zhì)量，對質(zhì)量較差的網(wǎng)格進行優(yōu)化，從而保證計算結(jié)果的準確性。由于液力自旋式噴嘴的中心射流口與整體尺寸相差較大，為保證其計算精度，選擇在中心射流口處進行網(wǎng)格加密，如圖2所示。在綜合考慮計算結(jié)果和計算精度的情況下，選取網(wǎng)格數(shù)為106738進行計算，其正交質(zhì)量平均值為0.772，傾斜度平均值為0.227，均滿足標準要求。

圖2 流場網(wǎng)格模型Fig.2 Grid model of flow field

3.3 計算條件

相較于標準k-ε模型，RNGk-ε模型在擁有較高的穩(wěn)定性和精度的前提下，不僅考慮了旋轉(zhuǎn)效應，使其計算強旋轉(zhuǎn)流動時精度得到了提升，還更加適合速度梯度較大的流場計算。結(jié)合液力自旋式噴嘴旋噴頭處的流場結(jié)構(gòu)特點，本研究選擇采用RNGk-ε湍流模型。

射流介質(zhì)為液態(tài)水，保持其默認參數(shù)。進口設(shè)置于中心腔室頂面，采用壓力入口邊界，出口分別設(shè)置于斜射流口和中心射流口的出口處，采用壓力出口邊界，管壁為壁面邊界，默認靜止無滑移邊界。結(jié)合實際工況，設(shè)置入口壓力為10 MPa。

根據(jù)液力自旋式噴嘴結(jié)構(gòu)流體驅(qū)動噴嘴產(chǎn)生自旋運動的特點，采用彈簧光滑法、局部網(wǎng)格重構(gòu)法以及SIX DOF動網(wǎng)格方法對其進行研究。使用Profile文件定義旋轉(zhuǎn)體的質(zhì)量、轉(zhuǎn)動慣量，限制其沿X，Y，Z軸平動以及繞X，Z軸的轉(zhuǎn)動。選取計算時間步長Δt=1.0×10-4s。

4 仿真結(jié)果分析

4.1 變斜射流口偏心距分析

1) 轉(zhuǎn)矩隨斜射流口偏心距變化規(guī)律

為直觀地體現(xiàn)噴嘴轉(zhuǎn)矩隨偏心距的變化規(guī)律，展示斜射流口偏心距e分別為0.5，1.5，2.5，3.5 mm時的壓力分布情況，如圖3所示。

圖3 變斜射流口偏心距壓力云圖

根據(jù)旋噴頭的流場結(jié)構(gòu)來看，流體經(jīng)中心腔室分流后，分別沿2個斜射流口和中心射流口流出，產(chǎn)生射流。中心腔室下邊界處的流場由于斜射流口的偏心、傾斜、直徑突然減小而發(fā)生急變。與彎管水流對壁面作用原理相似，流體進入斜射流口后，受到壁面的約束，距OYZ截面較遠側(cè)的壁面壓迫流體轉(zhuǎn)向產(chǎn)生離心力，沖擊壁面，導致遠側(cè)壁面的壓力增大，而距OYZ截面近側(cè)壁面發(fā)生邊界層分離，壓力減小，由此產(chǎn)生轉(zhuǎn)矩使得旋轉(zhuǎn)體繞軸轉(zhuǎn)動。由圖3可以看出，偏心距較小時，斜射流口壁面的壓力分布沒有明顯的變化，說明由于偏心距較小，流體在此發(fā)生轉(zhuǎn)向的轉(zhuǎn)角較小，沿遠側(cè)壁面法線方向的速度分量較小。再由恒定總流動量方程可知，在修正系數(shù)、流量和密度不變的情況下，流速與外力成正比，故得出作用于遠側(cè)壁面法線方向的力較小，使得壓力分布沒有明顯的變化。當偏心距大于2.5 mm時，由于偏心距的增大，流體在此發(fā)生轉(zhuǎn)向的轉(zhuǎn)角變大，作用于遠側(cè)壁面法線方向的力也變大，壓力顯著增大，近側(cè)壁面越發(fā)靠近OYZ截面，邊界層分離點逐漸前移，壓力增長較為平緩，使得壓力分布發(fā)生明顯的變化。說明隨著偏心距的增大，斜射流口壁面壓差逐漸增大，且偏心距越大，壓差增大得越快。

在不改變斜射流口與水平面夾角的情況下，以0.25 mm作為間距，在0～3.5 mm之間選取15個特征值作為斜射流口偏心距，分別建立15個不同流體域模型所產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)體的轉(zhuǎn)矩M曲線，如圖4所示。在研究范圍內(nèi)，旋轉(zhuǎn)體的轉(zhuǎn)矩大小是隨著偏心距的增大而穩(wěn)步增大。經(jīng)仿真監(jiān)測結(jié)果得，在這15個流體域模型中，射流反推力對旋轉(zhuǎn)體所產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩不足流體對斜射流口壁面作用后所產(chǎn)生轉(zhuǎn)矩的0.6%，旋轉(zhuǎn)體轉(zhuǎn)矩主要由斜射流口壁面壓差所提供。結(jié)合上述射流口偏心距的變化導致壁面壓差發(fā)生變化規(guī)律來看，雖然壁面壓差隨著偏心距的變大而增大得越快，但是偏心距的變化也導致了轉(zhuǎn)矩的力臂發(fā)生變化。由圖3可以看出，隨著偏心距的增大，遠側(cè)的壁面由于圓柱的幾何結(jié)構(gòu)特點而向OXY截面靠近，導致其力臂減小，且偏心距越大，其變化得越快。由此可分析得出，隨著偏心距的增大，壁面壓差增大，且偏心距越大，壓差增大越快，即對旋轉(zhuǎn)體旋轉(zhuǎn)方向的力越大。但與此同時力臂隨著偏心距的增大而減小，且偏心距越大，力臂減小得越快，這也就導致了流體驅(qū)動旋轉(zhuǎn)體旋轉(zhuǎn)方向的轉(zhuǎn)矩隨著偏心距的增大而逐漸增大。

圖4 不同偏心距下旋轉(zhuǎn)體的轉(zhuǎn)矩曲線Fig.4 Torque curve of rotating body under different eccentricities

2) 流速隨斜射流口偏心距變化的規(guī)律

為直觀地體現(xiàn)噴嘴出口流速隨偏心距的變化規(guī)律，展示斜射流口偏心距e分別為0.5，1.5，2.5，3.5 mm 時斜射流口的出口流速，如圖5所示。除去靠近邊界層外邊界的流體，截面可以明顯地劃分為高流速區(qū)域和低流速區(qū)域兩部分。流體自中心腔室進入斜射流口后，由于具有慣性，有著朝既定流線流動的趨勢。但此時流場發(fā)生突變，流體受到一側(cè)壁面約束后轉(zhuǎn)向，該側(cè)壓力急劇增大，形成高流速區(qū)域，另一側(cè)流體具有與邊界層分離的趨勢，形成低流速區(qū)域。在研究范圍內(nèi)，隨著偏心距的增大，低流速區(qū)域面積逐漸擴張，且高流速區(qū)域有著左側(cè)外緣向下擴張，右側(cè)外緣向上收縮的趨勢。這是由于隨著偏心距的增大，流體自中心腔室流入斜射流口要受由Y軸朝Z軸方向、X軸朝Z軸方向的2個銳緣斜進口的疊加影響，流體轉(zhuǎn)向的趨勢越來越大，壓力集中區(qū)域逐漸沿左側(cè)壁面向下轉(zhuǎn)移，使得高流速左側(cè)外緣區(qū)域向下擴張。同時，距OYZ截面較近側(cè)壁面的邊界層逐漸發(fā)生分離，使得下方低流速區(qū)域的旋渦區(qū)向右上方移動且增大，且高流速右側(cè)外緣區(qū)域收縮，低流速區(qū)域向外擴張。

圖5 變斜射流口偏心距噴嘴出口速度云圖Fig.5 Velocity nephogram of variable angle jet nozzle with eccentric distance from nozzle outlet

在不改變斜射流口與水平面夾角的情況下，以0.25 mm作為間距，在0～3.5 mm之間選取15個特征值作為兩斜射流口偏心距，分別建立15個不同流體域模型所產(chǎn)生的射流口的出口平均流速曲線，如圖6所示。在研究范圍內(nèi)，中心射流口的出口平均流速對偏心距的變化不敏感，平均流速在(133.5±0.5)m/s之間浮動。對于斜射流口，偏心距由0 mm變?yōu)?0.25 mm 時，其平均流速下降了1.33 m/s；偏心距在0.25～1.75 mm之間時，曲線平緩，平均流速在(114.3±0.5) m/s 之間浮動；偏心距在1.75～3.5 mm之間時，曲線變陡，平均流速隨著偏心距的增大逐漸減小。結(jié)合上述偏心距對壁面壓力分布以及噴嘴出口速度分布影響規(guī)律來看，偏心距由0 mm變至0.25 mm后，流體流入斜射流口開始對其距OYZ截面遠側(cè)壁面沖擊，部分能量用于驅(qū)動旋轉(zhuǎn)體旋轉(zhuǎn)，進而導致流體總水頭的下降，在出口處體現(xiàn)為平均流速的下降。偏心距在0.25～1.75 mm之間時，作用于遠側(cè)壁面法線方向的力變化量較小，因此驅(qū)動旋轉(zhuǎn)體旋轉(zhuǎn)的能量變化量較小。由圖5可以看出，低流速區(qū)域沒有明顯的變化，在該區(qū)段內(nèi)斜射流口出口平均流速沒有明顯的變化。偏心距在1.75～3.5 mm之間時，作用于遠側(cè)壁面法線方向的力變化量增大明顯，驅(qū)動旋轉(zhuǎn)體旋轉(zhuǎn)的能量變化量增大，同時低流速區(qū)域由于近側(cè)壁面的邊界層發(fā)生分離，使得下方低流速區(qū)域的旋渦區(qū)增大，尾流旋渦耗能顯著增加，導致了在該區(qū)段平均流速隨偏心距的增大而減小。

圖6 不同偏心距下射流口的出口平均流速曲線Fig.6 Average velocity curve at nozzle outlet of jet tube under different eccentricities

4.2 變斜射流口與水平面夾角分析

1) 轉(zhuǎn)矩隨斜射流口與水平夾角變化的規(guī)律

為直觀地體現(xiàn)噴嘴轉(zhuǎn)矩隨夾角的變化規(guī)律，展示偏心距e為3.5 mm，斜射流口與水平面夾角α分別為30°，40°，50°，60°時的壓力分布情況，如圖7所示。在研究范圍內(nèi)，隨著水平夾角的增大，斜射流口入口處距OYZ截面較遠側(cè)壁面壓力大小沒有明顯的變化，但其壓力集中部位隨著水平夾角增大而上移。距OYZ截面較近側(cè)壁面因水平夾角的增大，從與中心腔室的側(cè)壁面相接變?yōu)榕c中心腔室的下壁面相接，結(jié)構(gòu)突變更加顯著，使得近側(cè)壁面邊界層分離點后移，進而導致近側(cè)壁面壓力減小，說明隨著水平夾角的增大，壁面壓差增大。

偏心距為0.5, 1.5, 2.5, 3.5 mm的情況下，以5°作為間距，在斜射流口與水平夾角為30°～60°之間，分別選取7個特征值建立不同流體域模型的旋轉(zhuǎn)體轉(zhuǎn)矩M曲線，如圖8所示。經(jīng)仿真監(jiān)測結(jié)果得，在這28個流體域模型中， 射流反推力對旋轉(zhuǎn)體所產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩不足流體對斜射流口壁面作用后所產(chǎn)生轉(zhuǎn)矩的0.6%，旋轉(zhuǎn)體轉(zhuǎn)矩主要由斜射流口壁面壓差所提供。在研究范圍內(nèi)，隨著水平夾角的增大，轉(zhuǎn)矩逐漸減小。當偏心距為0.5 mm時，轉(zhuǎn)矩隨著水平夾角的變化較為平緩；當偏心距為1.5，2.5，3.5 mm時，轉(zhuǎn)矩隨著水平夾角的增大而減小，且水平夾角越大，曲線越陡。結(jié)合圖7及上述射流口水平夾角的變化導致壁面壓差發(fā)生變化規(guī)律來看，雖然隨著偏心距的增大，壁面壓差增大，但由于兩圓柱相交的幾何結(jié)構(gòu)特點，流體流入斜射流口后所沖擊的壁面逐漸向斜上側(cè)轉(zhuǎn)移，導致作用于旋轉(zhuǎn)體旋轉(zhuǎn)方向的壓力分量變小，同時，水平夾角的增大，也導致了其轉(zhuǎn)矩力臂的減小，并且角度越大， 力臂減小得越快。這也說明了隨著水平夾角的增大，轉(zhuǎn)矩總體是隨之減小的，且水平夾角越大，轉(zhuǎn)矩減小得越快。

圖7 變斜射流口水平夾角壓力云圖Fig.7 Pressure nephogram of variable angle jet nozzle

圖8 不同水平夾角下旋轉(zhuǎn)體的轉(zhuǎn)矩曲線Fig.8 Torque curve of rotating body under different horizontal angles

2) 流速隨斜射流口與水平夾角變化的規(guī)律

為直觀地體現(xiàn)噴嘴出口流速隨偏心距的變化規(guī)律，展示偏心距e為3.5 mm，斜射流口與水平夾角α分別為30°， 40°， 50°， 60°時斜射流口出口流速，如圖9所示。除去靠近邊界層外邊界的流體，截面可以明顯地劃分為高流速區(qū)域和低流速區(qū)域兩部分。在研究范圍內(nèi)，低流速區(qū)域面積隨著水平夾角的增大而減小，且逐漸朝右上方移動，水平夾角由30°變?yōu)?0°時，流體從Y軸方向朝Z軸方向的銳緣斜進口轉(zhuǎn)角變小，斜射流口下壁面開始與中心腔室下壁面相交，流場下側(cè)局部阻礙變小，下壁面邊界層不發(fā)生分離，壓力集中區(qū)域逐漸沿左側(cè)壁面向下擴張，旋渦區(qū)顯著變小。水平夾角由40°向后逐漸增大的過程中，近側(cè)壁面與中心腔室下壁面的交線變長，近側(cè)壁面的邊界層發(fā)生分離，旋渦區(qū)又逐漸增大且向右上方移動。

圖9 變斜射流口水平夾角噴嘴出口速度云圖Fig.9 Velocity nephogram of nozzle outlet with horizontal angle of variable angle jet nozzle

偏心距分為0.5，1.5，2.5，3.5 mm的情況下，以5°作為間距，在斜射流口與水平夾角為30°～60°之間，分別選取7個特征值建立不同流體域模型的兩射流口的出口平均流速曲線，如圖10所示。在研究范圍內(nèi)，中心射流口的出口平均流速對水平夾角的變化不敏感，平均流速在(133.5±0.5) m/s之間浮動；對于斜射流口，曲線整體呈現(xiàn)為先上升后下降的趨勢。結(jié)合圖7、圖9來看，隨著水平夾角的增大，斜射流口的下壁面與中心腔室下壁面交線變長，沿Y軸方向朝Z軸方向的銳緣斜進口轉(zhuǎn)角變小，邊界層分離點前移，直至邊界層不發(fā)生分離，流場下側(cè)的旋渦區(qū)越來越小直至消失，導致其尾流旋渦耗能顯著減小，對流速產(chǎn)生正影響。而斜射流口近側(cè)壁面與中心腔室下壁面交線變長，沿X軸方向朝Z軸方向的銳緣斜進口轉(zhuǎn)角變大，近側(cè)壁面的邊界層發(fā)生分離，旋渦區(qū)又逐漸變大，導致其尾流旋渦耗能增大，對流速產(chǎn)生負影響。因此，在研究范圍內(nèi)，斜射流口出口平均流速隨著水平夾角的增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，且隨著偏心距的增大其平均流速峰值點逐漸后移。

圖10 不同水平夾角下射流口的出口平均流速曲線Fig.10 Average velocity curve of jet outlet under different horizontal angles

5 結(jié)論

本研究應用數(shù)值模擬的方法對新型鋼板樁液力自旋式噴嘴進行了流體仿真研究，得到如下結(jié)論：

(1) 在研究范圍內(nèi)，射流反推力對旋轉(zhuǎn)體所產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩不足流體對斜射流口壁面作用后所產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩的0.6%，轉(zhuǎn)矩主要由斜射流口壁面壓力差提供；中心射流口的出口流速對偏心距和水平夾角的變化不敏感，平均流速在(133.5±0.5) m/s之間浮動；

(2) 隨著偏心距的增大，斜射流口壁面的壓差增大，且偏心距越大，壓差增大得越快，與此同時力臂隨著偏心距的增大而減小，且偏心距越大，力臂減小得越快，在兩因素的影響下，旋轉(zhuǎn)體的轉(zhuǎn)矩隨著偏心距的增大而穩(wěn)步增大；偏心距在0～0.25 mm之間時，其平均流速下降了1.33 m/s；偏心距在0.25～1.75 mm之間時，平均流速變化平緩；偏心距在1.75～3.5 mm之間時，平均流速隨著偏心距的增大穩(wěn)步減??；

(3) 隨著偏心距的增大，斜射流口壁面壓差增大，但由于兩圓柱相交時的幾何結(jié)構(gòu)特點，流體流入斜射流口后沖擊的壁面逐漸向斜上側(cè)轉(zhuǎn)移，導致作用于旋轉(zhuǎn)體旋轉(zhuǎn)方向的壓力分量減小，與此同時力臂隨著偏心距的增大而減小，并且角度越大，力臂減小得越快，在兩因素的影響下，隨著水平夾角的增大，轉(zhuǎn)矩總體隨之減小，且水平夾角越大，轉(zhuǎn)矩減小得越快；受下壁面和近側(cè)壁面尾流渦流耗能的影響，斜射流口的出口平均流速隨著水平夾角的增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，且隨著偏心距的增大其平均流速峰值點逐漸后移。

本研究對新型鋼板樁液力自旋式噴嘴進行設(shè)計和仿真研究，為下一步水射流研究奠定了基礎(chǔ)，并為該噴嘴結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供了參考依據(jù)。