射流范文10篇

射流范文篇1

进。

关键词受限射流堵头圆管热膜测速

AbstractMeasuresthetimemeanvelocityandvelocityfluctuationusingahotfilmanemometerwithdifferentconfinementratiofortheaxisymmetricturbulentjitIadead-endtunnel.Byanalysingthedatafromthemeasurement,proposesthedivisionoffourflowregions-thefreespread,confinedspread,contractionandzero-time-averaged-flowregions,andthecriterionandflowcharacteristicsforeachofthem,withafewnewempiricalformulasderived.

Keywordsconfinedaxisymmetricjetdead-endtunnelHWAHFAvelocitymeasurement

1前言

紊动射流是流体运动的一种重要类型，在航天航空、动力机械、化工设备、自动控制、水力采掘、民用消防、农业喷灌、环境工程、通风空调等许多工程技术部门中都有大量的射流问题。按照射流周围环境条件，射流可分为受纳空间无限大或远比射流特征尺寸大的自由射流与受纳空间有限的非自由射流或称受限射流。

在通风空调工程中，广泛采用射流送风。进入室内的射流大部分属于受限射流，如图1所示。射流由喷口喷入房间，只要喷口尺寸断面尺寸相比不是很小，其扩展就会受到房间围护结构（顶棚、墙壁或地板等）的限制和影响，形成回流。回流的存在是受限射流与自由射流的主要区别，对自由射流的实验和理论研究均已比较成熟，国内外系统介绍这方面研究的文献很多[1～6]，但对实际工程中更常见的受限射流流动特性研究却不多见，所以，从工程实际出发，研究受限射流具有重要意义。

图1房间通风射流示意图

从理论上说，受限射流是紊动射流的一种，而紊动射流作为典型的剪切紊流，尽管对它的研究已有几十年的历史，但至今仍然是一个非常活跃的领域，因为这些研究有助于加深人们对率流特性的认识，如对自由射流中拟序结构的研究就使人们对紊流结构有了新的认识和理解[7，8]，所以对受限射流的研究也可以增进人们对紊流现象的认识。

本课题采用热膜流速仪研究堵头圆管中不同受限度等温轴对称射流流场的时均和脉动特性，探求分析计算方法进行校核、补充或修改，并对射流内部紊动特性和运动机理进行探讨。

2实验装置

2．1实验设备

实验设备如图2所示，由风机、送风管道、稳流箱和实验段--堵头圆管等几部分组成。选用圆形截面堵头管来研究受限射流，是考虑到与矩形断面模型相比，圆管的轴对称性可大大减少测点数目，而且文献[9]中比较了矩形断面堵头管和圆形断面堵头管中受限射流的实验成果，指出以断面面积为特征尺度选择无量纲数，模型的断面形状对流速、流量的大小影响不大，只是对射流和回流的位置有影响。

图2实验装置示意图

1.吸风口2.送风机3.软接头4.铁皮送风管道5.风量调节闸板

6.稳流方箱7.格栅与纱网8.连接段9.射流喷嘴10.堵头圆管

2．2量测断面及测点布置

模型实验段如图3所示，堵头圆管内径D=240mm，全长L=170mm，等于模型直径的7倍多。根据罗津别尔格[9]的实验，射流作用的最大长度不超过堵头管直径的4倍数，故该模型长度充分有余。圆管制一端被封死，开口的一端装有送风喷嘴和连接

段，送风喷嘴用螺栓固定在喷嘴支板上。

图3模型实验段

1.连接段2.喷嘴支板3.喷嘴4.堵头圆管

由于模型的轴对称性，每个断面只须在一条直径上量测，在堵头管的上部和下部各开有一排圆孔，上部圆孔直径为8.5mm，其中标有"c"的圆孔在位置为最测断面，直探针（热膜探针和边界探针）从这些圆孔引入模型内部矛盾测量；标有"f"的圆孔是辅助量测孔，供弯头长50mm的皮托管引入模型对量测断面进行测量。

3量测仪器

3．1热膜流速仪

实验采用美国TSI-1050A恒温型热膜/热线流速仪量测流速，探针选用长1mm，直径51μmr1210-20型圆柱热膜探针。热膜流速仪以热平衡原理为基础，利用置于流场中由电流加热的敏感元件来量测测点速度。TSI-1050A热膜流速仪框图如图4所示，液体速度的变化使探针产生的电讯号经1050A放大处理后，输入IFA-200进行A-D转换，然后输入计算机主机（HP-100）。智能型终端（2623A型）由键盘控制，并通过它来选择各种采样参数，进行数据存储与计算分析处理，结果可用表格和图形在屏幕上显示，也可由热敏打印机输出。

图4TSI-1050A热膜流速仪框图

3．2正反流分界线探针

喷入堵头管中的受限射流，其流场特点是内部存在零流速点，且上下流动方向相反，而采用标准的热膜探针不论流速方向如何，输出的电压值总是正值，所以必须采用其它方法判定流速方向。根据文献[11][12]设计了正反流分界线探针（图5），探针头部是两根相对的直径为1mm的细管，两细管彼此错开约1mm，可感受两个方向的压力。将此探针由各测断面的圆孔伸入堵头管内，只有当轴向流速为零时，两细管感受的压力才相等，将探针在各断面上下移动，即可测得正反流分界位置，即射流边界。文献[12]用这种探针测量了通道内稳定器后带回流区流场正反流分界线，通过分析认量测结果是可靠的。

5正反流分界线探针

4实验成果与分析

4．1实验条件与量测结果

4．1．1实验基本参数

为了比较全面地研究受限射流，实验采用了6种不同的喷嘴出口直径，对应着较大的受限度范围（=4.25～53.17，Fn为堵头圆管横截面面积，do为喷嘴出口直径）。喷嘴出口流速的选择，保证了出口雷诺数处于自模区（Re0>104）。各组实验的基本参数见表1。

表1受限射流实验基本参数

实验组次123456

喷口直径d0/mm4510204050

堵头圆管直径/mm240240240240240240

受限度53.1742.521.310.65.324.25

喷嘴出口温度/℃22.3±0.222．5±0.223.4±0.327.0±0.424.5±0.323.6±0.2

喷嘴出口流速/u0/m/s57.4747.057.8629.3629.337.84

喷嘴出口雷诺数Re0/1041.441.473.623.677.335.03

表中

4．1．2各组实验量测结果

实验量测的时均流速及脉动流速相对值的典型结果见图6。图中的轴向流速脉动相对值是指，um为射流轴线时均流速。射流边界位置由正反流边界探针确定。边界附近的时均流速参考皮托管量测进行了修正（图6a给出修正后的时均流速分布）。距喷嘴出口距离增大后，由于流速减小，正反流边界探针分辨不出边界，所以后面的断面没有给出时均流速分布，但给出了脉动流速分布。

图6时均流速与轴向流速脉动相对值沿程分布图

4．2堵头管中受限射流的一般特性及分区

根据对实验成果的整理分析，受限射流流场可分为四个区：I自由扩展区，Ⅱ受限扩展区，Ⅲ收缩区，Ⅳ零均流区，如图7所示。

图7堵头管中受限射流流场示意图

I自由扩展区，Ⅱ受限扩展区，Ⅲ收缩区，Ⅳ零均流区

在第一临界断面C1之前为自由扩展区，C1断面之后，射流的扩展受到边界和回流的限制，其卷吸周围流体作用减弱，射流半径流量的增加速率逐渐减慢，但总的趋势仍是半径增大，流量增加，故称为受限扩展区，直到第二临界断面C2。此后，射流运动发生根本转折，射流流线开始越出边界产生回流，射流区流量沿程减少，在第二临界断面上射流区流量达到最大值，而射流半径在C2断面稍后达到最大值，然后逐渐缩小，称为收缩区，收缩区末端位置（第三临界断面）由射流最远作用长度决定。可根据实际工程中对轴线流速的限值给出（详见4.3.1）。第三临界断面和圆管堵头之间是第Ⅳ区--零均流区，或称尾部旋涡区，该区气流的特点是处理"阻滞"和"堆积"状态，形成一个或多个不稳定的大尺度旋涡，旋涡诱导的瞬时流甚，时间平均流速为零，压力均匀。

堵头管中的射流，在第I和第Ⅱ区所卷吸的流体来自本身的回流，管内空气产生多次循环，排除的只是从喷口喷入的那部分空气量。

4．3受限射流的时均流动特性

4．3．1受限射流轴线流速变化规律

射流进入堵头管后，由于动量的衰减和横向传递，流速不断降低。图8是射流轴线上时均流速随无量纲距离x/d0的沿程变化。

从图中可见，轴线流速的变化取决于射流的受限度。当受限度很大时，轴线流速急剧下降，射流相对射程x/d0随着受限度减小而增大。而且随着受限程度减小，轴线流速的变化曲线互相趋于接近，当受限度很时，趋近于图8中用虚线表示的自由射流轴线流速变化曲线，射流受了程度越大，其轴线流速变化曲线um/u0=f(x/d0)离自由射流的曲线越远。

图8轴线流速随x/d0的变化

图9是用无量纲距离表示的轴线流速沿程变化。图9a中曲线表示巴哈列夫经验公式计算值。从图中可见，实测值与经验公式计算值在趋势上是一致的，但在数值上，前者大于后者。巴哈列夫的受限射流轴线流速经验公式是把受限度引入自由射流轴线流速公式之后拟合实验数据得到的。他采用的自由射流轴线流速公式为

（1）

式中<1时，≥1时，A=6.5a（2）

图9轴线流速随的变化

巴哈列夫把自由射流看作受限射流的极限情况，将受限度以e的指数形式引入式（1），得以受限射流轴线流速表示式：

（3）

式中的指数m即反映射流受限程度的影响，根据实验数据，巴氏得到

（4）

由此可见1自由射流的轴线流速公式在巴氏受限射流轴线流速经验公式中起着重要作用。图10比较了式（1）和Tollmien的理论解[1]，即，发现巴氏所采用的自由射流轴线流速公式（1）的计算值低于其它学者的研究成果。本文采用Tollmien理论解的数据拟合式（1）中的因数A，得到当<1时（5a）A=6.85a当≥1时（5b）于是经过修正的受限射流轴线流速经验公式变为

（6）

式中A按式（5）选取。

图10自由射流线流速沿程变化

图8、图9b中的曲线均是根据式（6）计算得到的。从图中可见，实测值与之基本相符。

考虑到射流作用的末端，断面上流速分布趋于均匀，轴线流速与断面平均流速相差不大，在实际工程中可把轴线流速达到给定值ud时的长度定义为射流最远作用长度。ud根据需要选定，在通风空调中ud一般为0.07～0.04m/s[9][13]，代入式（6）可以得到受限射流的最远作用长度，也就是第三临界断面的位置。

4．3．2受限射流流量的变化规律

根据实测断面流速分布，可得受限射流的流量Qj。图10是受限射流流量随时无量纲距离的沿程变化。由于管壁边界限制了射流的发展，受限射流的流量不像自由射流那样沿程增加，而是先逐渐增大，到达第二临界断面之后，由于气流的回转，射流流量逐渐减小。在图10中，从射流喷口到第一临界断面的自由扩展区，流量增加很快；随后的受限扩展区，流量增加速度逐渐减慢并在第二临界断面处达到最大值；第二临界断面以后，射流流量逐渐减小。

射流流量的沿程变化在一定程度上反映了射流的卷吸性质，从图11a可见，射流受限越大，相对流量Qj/Q0最大值越小，卷吸量越小。图11b是各个受限度射流无量流量的综合结果。从图中可见，不同受限度的实验点比较接近，可用一条曲线表示。图中曲线1是根据巴哈列夫经验公式计算得到的。从图中可见实验点与之偏差较大，归因于巴哈列夫量测流速的仪器--电风速仪在紊动强度较高时精度较差。

仍选用巴氏经验公式的形式，拟合实验数据，得到

（7）

如图11b中曲线2所示。图11a中的曲线也是根据式（7）给出的。两图中小受限度的一些断面与其它实验点偏离的原因可能是小受限度时，喷口直径很小，相应的喷口流量Q0也小，这样流速量测时较小的误差可能导致Qj/Q0较大的误差，故在拟合式（7）时没有包括明显有误差之点。

图11射流流量随的沿程变化

根据实验结果，射流在各种受限度下，第二临界断面均在同一无量纲距离c2=0.21处,在此断面上，射流量达到最大

值：（8）

4．3．3受限射流射流区平均流速变化规律

根据受限射流流量及射流半径的变化规律，可得到受限射流射流区平均流速的沿程变化规律，如图12所示。从图12b可

见，各受限度下射流平均流速无量纲综合值的分布很有规律。由上述实验成果，可得到射流区平均流速变化的经验公式

（9）

根据式（9）所作的曲线与实验数据基本相符。

图12射流区平均流速沿程变化

4．3．4受限射流回流区平均流速变化规律

如前所述，堵头管中受限射流，由于边界的限制，射流的外部存在回流。在通风空调工程中，工作区通常位于回流区，这是因为回流区流动的流速和温差已充分衰减，具有比较均匀稳定流速场和温度场，所以回流区平均流速是通风空调设计的重要指标，在实际工程中，往往要限制回流区平均流速最大值不得超过工作区风速的允许值。

目前，在通风空调工程设计中，巴哈列夫实验得到的回流区平均流速经验公式

（10）被广泛采用[13，14]，但在文献[9]中这个经验公式里的回流区平均流速定义不明确。断面平均流速是相应流量和相应面积的比值，但文献[9]却先给出回流区平均流速在堵头管长度上的变化。拟合得到式（10），然后由连续原理得到回流流量Qr（等于同一断面的射流流量Qj）和式（10），给出了回流面积，未免令人费解。

本文定义每个断面上的回流区面积Fr等于圆管面积Fn与射流区面积Fj之差，即

Fr=Fn-Fj（11）

再由（12）得到各断面的回流区平均流速。

图13表示回流区平均流速随的沿程变化。从图中可见，喷口直径越大，越小，回流区平均流速无量纲vr/u0越大。并且受限度不同的射流，在第二临界为面c2=0.21处回流区平均流速均达到最大值。

图13回流区平均流速随的沿程变化

图13b中曲线是不同受限度实验数据的拟合曲线，所得的拟合公式为

（13）回流区平均流速从喷口开始逐渐增加，至第二临界断面c2=0.21达到最大值，然后又逐渐减小。在第二临界断面上，回流区平均流速最大值等于（14）

4．4受限射流的紊动特性

根据图6中给出的堵头管中受限射流轴向流速及相对值的沿程分布，可以对受限射流的紊动特性进行初步探讨。

图14是不同受限度下射流轴线上随x/d0的变化（在射流轴线上，ε1与相对紊动强度相同）。图中虚线取自参考文献[15][16]中自由射流数据。

图14射流轴线上相对紊动强度沿程变化

从图中可知，在自由扩展区，不同受限度射线轴线上相对紊动强度变化与自由射流基本一致；而自由扩展区之后，受限射流细线上紊动强度沿程持续增加，并不是趋于常数。分析其原因，无论是自由射流还是堵头管中的受限射流，在射流轴线上ui/xj=0，因而轴线上不产生紊动，轴线上的紊动是由上游的输运和附近的扩散引起的。在受限条件下，由于回流的存在，射流断面上流速分布更不均匀，轴线附近紊动加大，因而扩散到轴线上的紊动也相应地增加；同时，主流的波动也是导致相对紊动强度增加的原因。

从图6可见，不同受限度射流轴向流速脉动ε1在断面上的径向分布情况，气流从喷口喷入堵头管中，在势流核心区没有完全消失的断面，核心区内ε1很小；随着径向坐标r的增加，ε1先是逐渐增大，增大到一定程度后开始减小，直至射流边界附近；此后r再增大，ε1基本保持为常数。结合断面上时均流速的分布，可以得到，从射流轴线开始，随着r的增加，相对紊动强度先是和ε1一样逐渐增大，但当ε1达到最大值并开始减小时，由于时均流速u的减小，ε将趋近于∞。而在射流边界以外的回流区，虽然ε1保持在一个较低水平，但由于时均流速同样较低，相对紊动强度ε值仍然较大。从图6中还可以看出，随着轴向距离的增加，整个断面的轴向流速脉动均增大，并逐渐趋于均匀。

图15给出的是d0=20mm，=10.6的射流各断面上回流区轴向流速脉动相对于回流区平均速度vr的沿程变

化，从图中可以看出，随着回流越接近出口，ε2值越大，这主要是vr迅速减小的结果。

图15回流区ε2沿程变化

5结语

5．1以往对堵头管中射流时均特性的研究成果定性上是正确的。但是，由于实验多在早期完成，受到量测手段的局限，定量存在一定的误差。本文采用了热膜流速仪以及专门设计的正反流边界探针，使得研究成果具有较高的可靠性。

5．2堵头管中射流的发展可分为四个区：自由扩散区、受限扩展区、收缩区和零均流区。分区的第一临界断面和第二临界断面分别在c1=0.09和c2=0.21处，第三临界断面则由射流最大作用长度决定。

5．3对巴哈列夫关于受限射流轴线流速沿程变化的经验公式进行了修正，见式（6）受限射流、流量射流区平均速度沿程变化可分别按经验公式（7）和（9）计算。

5．4通过定义回流区面积等于堵头管面积与射流区面积之差，给出了通风空调设计的重要指标--回流区平均速度的经验公式（13），澄清了巴哈列夫对回流区平均速度定义的不明确之处。

5．5在实验所包括的协诺数范围内(Re0>104),受限射流的流动与雷诺数无关，这主要是由于在高雷诺数情况下，旋涡结构的变化主要在于最小旋涡尺度的减小，而大旋涡尺度基本不变，由于卷吸强度受尺度旋涡的影响，故受限射流的卷吸强度亦不随Re0而变化。但是，受限度影响流动的发生发展以及卷吸强度的大小，受限度越大，射流所卷吸的流量越小。

5．6在受限条件下，由于回流的存在，射流的紊动在整个堵头管中都很剧烈，尤其是在收缩区和零均流区。预示依据研究堵头管中的射流，无论是理论分析还是数值计算，必须对运动方程中流速脉动项给予充分的重视。

6参考文献

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13陆耀庆主编，供暖通风设计手册，北京：中国建筑工业出版社，1986。

14周谟仁主编，流体力学泵与风机，第二版，北京：中国建筑工业出版社，1985。

射流范文篇2

关键词：细雾喷嘴射流特性速度分布粒子分布特性

0.引言

压力式细密雾化喷嘴是一种使液体雾化的重要装置，在很多领域都有广泛的应用。它不仅被广泛地应用于抑制火灾的蔓延、空气的热湿处理之中，而且在液体燃料的雾化燃烧、工艺清洗、除尘控制以及杀虫剂的喷洒等方面也有着广泛的应用。与一般的雾化喷嘴相比，压力式细雾喷嘴能提供细密的水雾，具有独特的优点。近几年许多学者对喷嘴的射流特性及雾滴粒子分布等情况进行了相关的研究。其中，文[1]对高压细水雾灭火喷嘴的射流特性进行了理论分析，对索太尔平均直径随压力的变化关系进行了相关的研究。文[2]主要对气液两相压力对雾化粒子尺寸的影响进行了实验研究，同时对单相喷嘴雾化的效果也进行了一定的研究。文[3]对气动旋流雾化原油喷嘴的索太尔平均直径随压力的变化关系进行了相关研究。文[4]对双路离心式喷嘴的索太尔平均直径随压力的变化关系进行了研究。这些研究多数是针对气动喷嘴的雾化效果展开的，而有关以雾化水为主要目的的直接压力式细雾喷嘴的雾化特性的研究还比较少。因此，对压力式细雾喷嘴的射流特性进行理论分析，对它的雾滴分布情况进行实验研究，不仅具有重要的理论意义，而且具有较强的现实意义。

1.射流特性分析

水从喷嘴喷出后其流动的外部结构是典型的圆形紊动射流。其流动的外部结构如图1所示。其中，未受到外界空气卷吸影响而保持原来出口流速的中心部分称为核心区（图中的ACB区），之后的部分称为发展区。

从出口至核心区末端的部分为起始段，紊动充分发展以后的部分为主体段。起始段与主体段之间为过渡段，过渡段较短，在分析中为简化起见将这一段忽略。喷雾系统的工作段主要在主体段，因此外部雾化特性分析主要针对主体段。

圆形射流虽然没有固体壁面，但可以用边界层微分方程求解[5]。取射流的中心轴为x轴，径向距离为r(见图1)。射流的速度用来表示，其中和分别表示轴向和径向流速。由于在自由紊流射流中，周围流体中的压强为常量，即压强梯度。因此，在圆柱坐标下的圆形紊动射流的微分方程及连续性方程分别为：

（1）

(2)

边界条件为

；，(3)

；(4)

若同时忽略空气阻力的影响，则射流沿x方向不受外力的作用，从而动量通量J为常量。根据相关的已知条件求解上述微分方程，其速度分布的积分解为(求解方法可参见文献[5])

(5)

(6)

其中为射流中心最大速度，且

(7)

射流的总动量为

(8)

式中，为水的密度；为水的运动粘滞系数；为无量纲变量，；为无量纲数，；为积分常数，；为喷孔的直径；为射流出口处的流速。

式(5)及式(6)分别为轴向及径向速度分布的无因次解，根据式(5)绘制的流速分布曲线如图2所示。

图2中的横坐标及纵坐标均是无量纲量，说明在射流的主体段内速度的分布在不同的断面上具有相似性。

2.雾化粒子分布特性

为了定量评价喷嘴在不同压力时雾滴粒径的分布情况，需要采用反映全部雾滴粒度大小的特征参数作为评价的指标。特征参数有很多，按直径分段作出的数量比例（频率）、表面积比例（频率）、体积比例（频率）、累积体积比例分别称为数量分布、表面积分布、体积分布及累积体积分布。它们均从不同的侧面反映了雾滴谱的分布特性。其中，累积体积分布用累积体积百分数来表示，它是指小于某个直径的所有液滴的体积占全部液滴体积的百分数，如D0.1，D0.5，D0.9分别表示体积百分数（即粒子分布概率）为10％，50％，90％时所对应的粒子直径。

由于实际液雾中颗粒的尺寸不一会给分析问题带来许多不便，因此经常要用到平均直径的概念，即设想存在一个液滴尺寸均匀的液雾，它在某方面的特性可以代表实际不均匀液雾的特性，该假想的液滴尺寸就是平均直径，上面所提到的体积平均直径即是其中之一。除此之外，液滴的平均直径还有多种，如质量中间直径、数量平均直径、索太尔平均直径等，在这些平均直径中，索太尔平均直径最常用。它是指液雾内全部雾滴的体积与总表面积的比值，用D32表示。根据定义D32可以表示为：

(7)

式中，D－粒子的直径；dN－粒子数增量。

从上式可以看出，D32越小相同体积的液体具有的表面积就越大，因而雾化质量就越好。因此，D32也从某一个侧面反映了雾滴谱的分布特性。

在下面的分析讨论中，将使用D0.1，D0.5，D0.9，D32等平均直径来分析不同压力下雾滴直径的分布规律。

本文将对TF6喷嘴的各种雾滴直径随压力变化的规律着重进行研究。因为该种喷嘴不但具有细密的雾化效果，而且可选择的喷雾角范围较宽，在工程中被广泛地应用，因此对该种喷嘴进行研究，对工程实践具有很强的指导意义。TF6喷嘴的结构如图3所示。

实验装置如图4所示。喷雾的压力通过调节两个阀门的开度来控制，压力值由0.4级的标准压力表测量；粒径的分布采用马尔文粒度分析仪来测量。根据实验的结果，将TF6喷嘴的雾化粒子各平均直径D0.1，D0.5，D0.9，D32随喷雾压力P的变化规律绘制成了曲线，如图5所示。

从图5可以清楚地发现其雾滴平均直径的分布规律。即D0.9最大，D0.1最小，D0.5和D32介于D0.9和D0.1之间。随着喷雾压力的升高，雾化粒子的各平均直径均降低，但这种降低又是有限度的，当压力增大到一定的程度后，雾化粒子的粒径分布趋于平缓，其中D0.1最为明显。这表明，对某一特定的喷嘴而言，当压力达到一定的限度后，单纯靠提高压力已不能达到减小雾化颗粒直径的目的。

3.结论

3.1通过对喷嘴射流特性的理论分析可知，在射流的主体段内速度的分布在不同的断面上具有相似性。

3.2随着喷雾压力的升高，压力式细雾喷嘴的雾化粒子的各平均直径均降低。但这种降低有一定的限度，当压力增大到一定的程度后，压力的影响已不明显。

参考文献

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3.仇性启，王宗明，王丽娟等.气动旋流雾化原油喷嘴雾化特性的实验研究.石油机械，2001，29（2）：5-7

射流范文篇3

关键词：高压水射流；航空发动机；加工应用

高压水射流加工技术最早起源于前苏联，经过多年的发展与完善，现今的高压水射流加工技术已经能够应用于机械加工中的多个方面。随着科技的发展与进步，高压水射流加工技术已经在航空航天、船舶、军工等多个领域中得到了较为广泛的应用。近些年来，国家加大了对于航空发动机领域研究，各种新型材料的使用使得高压水射流加工技术在其中得到较为良好的应用，通过高压水射流加工技术在民用航空发动机加工中的应用，可以使得以往加工较复杂或难以实现的工艺过程，如发动机零部件表面的强化、喷嘴喷杆微小孔内孔去除毛刺、整体叶盘开槽加工以及火焰筒群孔加工都能够更为简单、高效，通过在航空发动机加工中应用高压水射流加工技术对于提高民用航空发动机的加工效率与加工质量有着积极的意义。

1高压水射流加工技术的工作原理及特点

高压水射流加工技术最早起源于前苏联，被应用于矿山开采、木材切割等领域，随着科技的进步，高压水射流加工技术在发展中被不断的完善，其应用领域也在不断的扩展。高压水射流加工技术最主要依靠的是通过抽取并将水加压至几十甚至于几百兆帕，这些加压后的高压水被从特殊设计且孔径很小的喷嘴中喷射出来，依靠喷射出来的高压水的动能的冲击作用来对零部件进行加工的一种新型加工方法。高压水射流加工技术与激光、离子束等都属于高能加工的范畴。高压水射流加工技术中最主要部分是高压水射流系统，其整体主要由增压系统、供水系统、增压恒压系统以及喷射管路系统、零部件加工工作台以及水循环系统等组成。在高压水的增压环节其主要依靠的是油压系统来推动大活塞往复运动来对水进行加压，其大活塞的往复运动依靠的是油压换向阀控制并改变油路的方向。在高压水射流系统工作时，首先供水系统对水进行净化处理，并在净化完成后的纯净水中加入一定的防锈剂等添加剂，而后通过使用抽水泵将水从储槽中抽入到水加压缸中。增压器是高压水射流系统中的核心环节，其通过依靠液压来推动大活塞进行往复运动来对泵入其中的水进行加压，增压器的结构及原理图如图1所示。增压器在工作时的增压比主要体现的是大活塞与小活塞的面积之比，完成增压后的高压水的压力能够达到100-750MPa之间。相较于传统的加工方式，高压水射流加工技术具有冷态加工、加工工艺简单、方便、能够实现多种材料的加工、加工效率高等特点。

2高压水射流加工技术在民用航空发动机加工中的应用

高压水射流加工技术随着多年的发展与完善，已经在多个加工领域中得到了广泛的应用，其能够对以往传统加工方式中的某些局限进行良好的补充，更好的改善并完成零部件的加工。航空发动机结构复杂，加工难度较大。通过将高压水射流加工技术应用于航空发动机加工中的零部件的打孔、清洗以及表面毛刺处理和强化处理等加工中可以取得良好的加工效果。在国外航空发动机的加工中，高压水射流加工技术已经得到了广泛的应用。

2.1高压水射流加工技术在民用航空发动机喷嘴、喷杆等加工中的应用

民用航空发动机的生产制造中要求燃油喷嘴、喷杆等的微细孔内孔表面光滑，不得有毛刺，使用传动的加工方法费时费力且无法取得良好、稳定的加工效果。通过在此类零部件的加工中应用高压水射流加工技术，利用高压水射流加工系统产生的高压水所具有的动能来冲击并去除零件加工中所产生的毛刺等，完成细孔内表面等难加工、难清洗部位的光整加工。通过应用此类方法能够良好的完成零部件微细孔的光整加工且不损伤细孔内零部件的基体，对于提高该类零部件加工的效率与质量有着极为重要的意义。

2.2高压水射流加工技术在航空发动机火焰隔热屏加工中的应用

火焰隔热屏是航空发动机中极为重要的零部件，其结构复杂，在对其进行加工时需要完成波峰、波谷上所分布的十几万个1.0mm群孔打孔作业，同时火焰隔热屏的壁厚极薄，在对其进行加工时不宜使用较大的压力以避免变形。在以往的加工过程中采用激光、电火花等高能热的加工方式，其加工效率较低且容易在孔面形成高温热再铸层，严重影响了火焰隔热屏的加工质量。在火焰隔热屏的加工中应用高压水射流加工技术，通过对加工时的水压一级喷嘴的孔径等进行调节，可以更好的对火焰隔热屏进行加工。相较于诸如激光等其他高能加工方式，其加工效率提高了一倍，并且高压水射流属于冷态加工，加工区域温升小，有效的避免了高温加工所带来的热变形与再铸层的问题。

2.3叶盘开槽加工

在整体叶盘叶形加工中以往多使用的是传统的铣削加工方式，效率低下且刀具成本较高，将高压水射流技术应用在整体叶盘的开槽粗加工中能够高效的减少后续精加工的加工余量，提高粗加工的效率并降低加工的刀具成本。在对整体叶盘开槽加工中可以采用5轴联动的高压水射流切割设备完成对于叶盘的开槽加工，在加工时选用0.3mm的高压水喷头，高压水的压力保持在300MPa以上，能够快速的完成整体叶盘叶形的开槽粗加工，且对后续的精加工没有影响。

2.4应用高压水射流技术实现对于发动机零部件表面的强化

通过利用高压水射流系统中所产生的高压水在开放式的水箱中能够完成金属零部件表面的强化，高压水的压力作用可以使得金属零部件取得较为良好的金属材料表面质量，改善金属零部件表面的机械性能。喷丸等常用表面强化方法为保证丸粒可靠作用于零件表面，对零件的结构有一定的要求，而高压水射流技术可以实现对丸粒可达性较差的狭窄区域的表面强化。高压水射流技术除了以上应用实例外还可以应用于发动机复合材料进气机匣、宽弦风扇叶片等关键零部件的加工。

3结束语

随着高压水射流技术的不断进步与发展，高压水射流技术所具有的优异加工能力在航空发动机零部件加工制造中得到了极大的认可，应用也越来越广泛。尤其在近些年需求越来越大的民用航空发动机领域，其不断采用的新材料、新技术更是为高压水射流技术的应用提供了更加广阔的前景。

作者:周立峰 单位:上海中航商用航空发动机制造有限责任公司

参考文献:

[1]朱海南，刘松，等.高压水射流技术在航空发动机上的应用[J].金属加工，2010，4.

射流范文篇4

关键词微细颗粒物扩散模型上升高度除尘系统排放源

1前言

作为改善建筑环境的重要因素--建筑环境空气品质（BuildingEnvironmentAirQuality）愈来愈引起人们的重视，如何提供高质量的洁净空气已成为21世纪人类生命科学的重要课题。工业炉窑、生产设备或生产过程气体（烟气）排放物的污染、交通工具排放物及对道路扬尘作用的污染、建筑施工环境污染、荒漠化引起的沙尘暴对自然环境污染等，都对工业与民用建筑环境供给空气质量带来了新的问题。其中，微细颗料物PM（ParticleMatter）污染是空气质量控制技术研究的首要问题。

在大气环境质量标准（GB3095）、居住区大气中可吸入颗粒卫生标准（GB11667）、各类公共场所卫生标准（BG9663～9673）、室内空气中可吸入颗粒物卫生标准（GB17095）都明确提出了PM10（能穿过咽喉进入胸部呼吸道的可吸入颗粒物，上限粒径30μm，质量中位径D50为10±1μm，几何标准偏差σ=1.5±0.1的颗粒物）的控制指标（范围0.15～0.25mg/m3），采暖通风与空气调节设计规范（GBJ19）修订也将提出要求室内PM10的允许浓度≤0.15mg/m3。近年来国外加大了对呼吸性颗粒物RP（RespireParticles）微粒PM2.5（上限粒径7μm，D50为2.5μm的颗粒物）的研究力度，反映出微粒或尤其是PM2.5为代表的颗粒物对人体危害最大[1]。

工业通风除尘是工厂暖通空调设计的重要内容，目前采用以颗粒物排放总量制定的排放标准评价尘源控制水平。尽管工业通风除尘系统排放达到国家标准，但是排放的颗粒物几乎都是微细颗粒，它们长期悬浮在空气中，尤其是在静风条件下产生浓度积聚导致区域环境浓度超标。因此研究工业通风除尘系统排放源扩散规律，对建筑规划、建筑环境空气质量控制技术十分重要。

由于颗粒物与有害气体污染介质不同，从排气立筒中排放出来在大气中扩散规律具有特殊性，本文重点研究稳定连续排源颗粒物上升高度的计算。

2排气抬升高度计算的简要回顾

工业污染源排放立管气体抬升高度H与排气立管的几何高度HS之和即为污染源的有效源高Hy，即Hy=HS+H。气体抬升高度H是计算地面最大污染物浓度非常重要的参数。

产生气体抬升高度的原因有两个：一是排气立管出口处的烟气所具有的初始动力；二是由于排气温度高于周围空气温度而产生的浮力。影响这两种作用的因素归结起来可分为排放因素和气象因素两类。排放因素有排气立管出口的排气速度VS和排气温度TS，以及排气立管出口的内径d。气象因素有平均风速，环境空气温度Ta，风速垂直梯度d/dz及大气稳定度等。目前还没有一种排气抬升公式考虑了所有这些因素，即使有这样的理论公式，全部参数也不容易测得到，使其无法应用。大多数烟气抬升公式是半经验的，是在各自有限的观测资料基础上归纳出来的，所以往往局限性很大。对同一种情况，用不同的烟气抬升公式计算，可能得到相差几倍的结果[2]。

提交的计算公式是将气相和固相作为混合体烟气进行计算，未考虑颗粒体运行的迟滞性。这对于颗粒体计算存在误差。所查文献中关于对排气中的颗粒物上升高度的计算方法比较少，而颗粒物的上升高度对分析颗粒物扩散落地浓度分布是一个很关键的参数。因此，有必要研究颗粒物从排气立管排出后继续上升高的计算方法。

3颗粒物上升高度计算模型

本文采用气体淹没射流的方法计算排气立管出口气相流场，在此基础上建立颗粒体运动场分布，并确定颗粒体的最大上升高度。

本文采用圆断面孔口气体紊流射流流速的计算公式[3]，计算气相射流起始段和主体段。排气立管排放出的气体的温度与周围环境大气的温度不同，采用温差射流计算射流的温度场的公式。

不考虑水平方向风速的影响和不同直径颗粒物间相互影响，列出不同颗粒物在气流中运动方程为

（1）

式中，阻力系数CD为

其中雷诺数

代入式（1）有：

（2）

500>Rep>1

（3）

对式（2）进行离散得：

（4）

由于左边项有二次项出现，给求解带来了困难，本文将对此项采取线性处理。即反此项中的up用上一点的速度up（i,j-1）代替。代入并整理得到

（5）

对式（3）求解，采用类似式（2）的方法可以得到

（6）

对（5）、（6）采用迭代法计算。求解以上两式所用边界条件为：j=1,up=(i,j)=u(i,j)=u0。

4计算例

4．1计算说明及结果

颗粒物真密度2000kg/m3，排气立管的出口内径2m，气体的出口速度15m/s，在等温射流（排气温度T0与环境温度TW相等，取20℃）动力粘性系数为μ为18.3×10-6Pa·s，在温差射流（T0≠TW）中气体的μ采用公式计算。计算结果汇总见图1～3，表示颗粒物抬升高度与粒径在不同条件下的关系。图1为射流气体的温度不变（T0=150℃）时，环境温度的逐渐升高，颗粒物在射流中心的上升高度情况。图2为环境温度不变（T0=20℃）时，射流气体的温度的逐渐升高，颗粒物在射流中心的上升高度情况。图3为周围环境温度和射流气体的温度均在变化，但其温度差保持不变，颗粒物在射流中心的上升高度情况。

图1射流轴线上颗粒物上升高度与环境温度

图2射流轴线颗粒物上升高度与射流气体出口温度

4．2计算结果分析

（1）粒径的影响

由图可知，不同粒径的颗粒物在随着气体上升到一定高度以后会停止上升，停止上升时的高度对不同粒度的颗粒物有很大的差别。细颗粒（10μm以下）上升的高度基本与气体的上升高度近乎一致；粗颗粒（10μm以上）的上升高度则与其粒紧密相关，随着粒径的增大在高度上呈逐层减小的分布状态。不同粒径的颗粒物的径向分布轮廓与射流断面上气流的速度分布相似，呈抛物球面。

（2）温度的影响

由图1可知，射流气体的温度不变（T0=150℃）时，环境温度的逐渐升高，对细颗粒（10μm以下）在射流中心的上升高度影响不大，而粗颗粒（10μm以上）在射流中心的抬升高度略有增加。由图2可知，射流气体周围环境的温度保持不变，而射流气体的出口温度不断升高时，各粒度的颗粒物在射流轴线上的抬升高度基本保持不变。由图3可见，除细颗粒物（10μm以下）外，其他各粒度的颗粒物在射流中心处的抬升高度均随着环境温度及射流气体温度的升高而不断增大。

图3颗粒物在射流中心处上升高度与粒径

5小结

从以上计算结果的比较分析，可以得出以下结论：

（1）颗粒物的上升高度分布随粒径变化而不同，在环境空间中以排气立管几何轴线为中心线呈抛物面形分层。小颗粒物（10μm以下）抬升的高度基本与气体的抬升高度一致；大颗粒物（10μm以上）的抬升高度则与其粒径紧密相关，随着粒径的增大在高度上呈逐层减小的分布状态，其分布轮廓近似于抛物球面，与射流断面上气流的速度分布相似。

（2）环境温度和射流气体的温度对颗粒物抬升高度影响程度不同，环境温度对颗粒物上升高度影响稍显著。射流气体的温度不变时，环境温度的逐渐升高，颗粒物也不断地抬高，粒径越大越明显；环境温度不变时，射流气体的出口温度升高，颗粒物抬升高度基本上保持不变；环境温度和射流气体的温度均在变化，但温差保持不变，抬升高度随着温差增大而增大。

参考文献

[1]GeorgeD.ThurstonandSc.D.DeterminingthepollutionsourceassociatedwithPMhealthEffect.Vo1.1,1998

射流范文篇5

为了寻找空气幕送风射流的最佳射流厚度和射流角度，防烟空气幕送风口设计必须考虑既可调节送风口的厚度又可调节送风口的旋转角度。如图2所示。

图2防烟空气幕送风口轴测和剖面图

2．1空气幕送风口

防烟空气幕送风口由四块薄钢板组成，分成左右两部分，每个部分由上侧水平薄钢板和下侧竖直薄钢板组成，上下板之间通过铰链相连。防烟空气幕送风口上部通过帆布软接与送风静压箱连接。

2．2送风口厚度调节

为调节送风口的厚度，门洞前模拟走廊上部的左右两侧壁各设一根角钢做成滑轨，在角钢一侧面上设置等间距的固定孔，并在送风口左上侧板上与角钢相同部位设置同样等间距的固定孔。送风口左侧整体可以通过其上部在滑轨上水平左右移动，右侧上部固定，这样通过每移一个步长就可以得到一个送风口的厚度。

2．3送风口旋转角度调节

为了调节送风口的放置角度，在沿气流方向门洞前模拟走廊左壁上设置以送风口右侧铰链中心为圆心、每旋转5℃定一固定孔的80°弧长的薄钢板弧形角度刻度盘。送风口左右两部分由下侧的竖直板与四根等间距孔的扁钢通过插销连成一体，送风口右部分的下侧的竖直板上焊接一手柄（手柄孔中心与右侧铰链中心一致）。送风口的角度通过手柄旋转调节固定在薄钢板刻度盘上。

3防烟空气幕实验技术方法及步骤

3．1测试项目及参数范围

烟气的水平流速及模拟走廊烟气流量、排烟管道的动压及排烟量、送风管道的动压及空气幕的射流流量和送风口的射流流速、厚度、角度和防烟空气幕阻断烟气时间。实验场所的空气状态参数。

测试水平烟气流速调节范围为0.2～1.2m/s，其步长为0.1m/s；空气幕射流厚度调节范围为5～10mm，其步长为5mm；空气幕射流角度调节范围为5°～60°，其步长为5°；空气幕流量由密闭对开多叶调节阀控制，偏转角调节范围为0°～90°，其步长为30°；排烟管道排烟量由密闭对开多叶调节阀控制开启度调节范围为0°～90°，其步长为22.5°。

3．2测试仪器

①QDF-3型热球风速仪0.05～30m/s、低速热线风速仪0.1～1.2m/s②TKS型标准毕托管5～4m/s基本格数为0.998±0.002③YYT-2000倾斜式微压计0～2000Pa精度等级为1级④水银温度计0～50℃分度值为0.1℃⑤干湿球温度计⑥DYM3空盒气压表800～1064kPa最小分度值为1kPa⑦秒表⑧直尺分度值为1mm

3．3测试方法及步骤

3．3．1矩形风管测定断面选择及测点的确定

矩形风管断面选择在沿着气流方向局部阻力前大于4倍矩形风管大边长和局部阻力后大于1.5倍矩形风管大边长的直管段范围内，这样能保证被测断面气流均匀。测点的确定采用等小矩形面法，将断面划分为若干个面积相等的小矩形，并在每一小矩形的对角线交点上进行测量，一般小矩形的边长为150～300mm左右，其面积不大于0.05m2。

3．3．2测试方法及步骤

各种测试仪器就位调零并测量模拟走廊断面尺寸及风管断面尺寸。定测试环境的空气状态参数：测试、大气压--温度计、空盒气压表。为烟雾发生器加乙二醇发烟剂，接通电源产生烟雾。按调节范围及步长分别设定烟气的水平流速。启动并调节变频调速风机FJ1--热球风速仪测定烟气的水平流速。由此确定烟气流量。确定空气幕的射流流量，启动风机FJ2并调节密闭对开多叶调节阀F3--标准毕托管、倾斜式微压计测定风管气流的动压值并由风管断面尺寸计算其流量。或采用热球风速仪测定空气幕送风口的射流流速并由送风口面积确定空气幕的射流流量。排烟管道的动压采用标准毕托管、倾斜式微压计进行测定，并计算其排烟量。观测模拟走廊烟气流动状态及防烟空气幕阻烟情况并用秒表记录阻烟时间。按照空气幕防烟的工作方式开启或关闭阀门和风机。工况调节，烟气水平流速一定的情况下，分别调节空气幕射流流量、厚度及角度。同时测量记录以上各种数据。

测试完毕，首先切断烟雾发生器的电源，接着关闭风机FJ1、FJ2。

测试数据进行整理分析。风压的计算，当各测点相差不大时，计算其数学平均值；当各测点相差较大时计算其均方根值（负值与零按零计算）。

射流范文篇6

锅炉热效率下降：受热面结渣后，使传热恶化排烟温度升高，锅炉热效率下降；燃烧器出口结渣，造成气流偏斜，燃烧恶化，有可能使机械未完全燃烧热损化学未完全燃烧热损失增大；使锅炉通风阻力增大，厂用电量上升。

影响锅炉出力：水冷壁结渣后，会使蒸发量下降；炉膛出口烟温升高，蒸汽出口温度升高，管壁温度升高，以及通风阻力的增大，有可能成为限制出力的因素。

影响锅炉运行的安全性：结渣后过热器处烟温及汽温均升高，严重时会引起管壁超温；结渣往往是不均匀的，结果使过热器热偏差增大，对自然循环锅炉的水循环安全性以及强制循环锅炉的水冷壁热偏差带来不利影响；炉膛上部结渣块掉落时，可能砸坏冷灰斗水冷壁管，造成炉膛灭火或堵塞排渣口，使锅炉被迫停止运行；除渣操作时间长时，炉膛漏入冷风太多，使燃烧不稳定甚至灭火。

2锅炉结渣原因是多方面的，防止或解决锅炉结渣问题首先应找出结渣的原因，从多方面入手，加以解决。防止和减少锅炉结渣的具体措施如下：

要有合适的煤粉细度。煤粉粗，火炬拖长，粗粉因惯性作用会直接冲刷受热面。再则，粗煤粉燃烧温度比烟温高许多，熔化比例高，冲墙后容易引起结渣。但是，煤粉太细也会带来问题，一是电耗高，制粉出力受到影响，二是炉膛出口烟温升高，易引起结渣。

适当提高一次风速可以减轻燃烧器附近的结渣。提高一次风速可推迟煤粉的着火，可使着火点离燃烧器更远，火焰高温区也相应推移到炉膛中心，可以避免喷口附加结渣。提高一次风速还可以增加一次风射流的刚性，减少由于射流两侧静压作用而产生的偏转，避免一次风气流直接冲刷壁面而产生结渣。

炉膛出口温度场应尽可能均匀。降低炉膛出口残余旋转，均匀的温度分布可使密排对流管束中烟气温度低于开始结渣温度。应用三次风、二次风反切来减少残余旋转，必须能够很准确地计算出主旋气流和反切气流的动量矩以及合成气流的动量矩，而且通过运行调试来观察是否满足运行要求。

组织合理而良好的炉内空气动力场是防止结焦的前提。

燃烧中心温度高达1400~1600度。当灰渣撞击炉壁时，若仍保持软化或熔化状态，易黏结附于炉壁上形成结渣，尤其是在有卫燃带的炉膛内壁，表面温度很高，又很粗糙，更易结渣，而且易成为大片焦渣的策源地。因此必须保持燃烧中心适中，防止火焰中心偏斜和贴边。

炉内旋转气流对燃烧器射流的冲击力和作用点。旋转强度大，射流偏转加剧，实际切圆增大；一次风射流刚性；射流两侧补气条件差异；燃烧器组长宽比及燃烧器喷口间隙。当燃烧器组高宽比越大时，燃烧器组中间部分从上下两侧获取补气的条件越差，射流偏转加剧。

四角煤粉浓度及各燃烧器配风应尽量均匀：煤粉喷口煤粉量分配不均匀的状况必然造成炉膛局部缺氧和负荷分配不均匀，在燃烧空气不足的情况下，炉膛结渣状况恶化。当燃烧器配风不均匀或者锅炉降负荷，燃烧器缺角或缺对角运行时，炉内火焰中心会发生偏斜。运行时要尽量调平四角风量，避免选择合理的炉膛出口温度：根据经济技术比较，对煤粉炉最经济的炉膛出口温度在1200~1400度之间，但实际上，为了防止对流受热面结渣，炉膛出口温度不能过高。在炉膛出口布置屏式受热面的锅炉，对一般性结渣性煤应小于1200度。

控制合理的炉内过量空气系数a：过量空气系数a增加，受热面的积灰、结渣趋势减弱。主要归因于炉膛出口烟温降低，炉膛壁面处的烟温降低。过量空气系数过低容易造成氧量不足，在炉内出现还原性气氛，熔点较高的Fe2O3还原为熔点较低的FeO，从而使灰熔点大大降低，这样就增加了结渣的可能性。

保证空气和燃料的良好混合，避免在水冷壁附近形成还原性气氛，防止局部严重积灰、结渣：当一、二次风的位置、风速、风量设计不合理时，尽管炉内总空气量大，但仍会出现局部区域的炽热焦碳和挥发分得不到氧量而出现局部还原性气氛。当煤粉炉烟气含氧量低于3时，由于局部缺氧，将会使CO含量急剧增加。

应用各种运行措施控制炉内温度水平。

第一，炉内温度水平高，将使煤中一些易挥发碱性氧化物汽化或升华（1400度以上），使碱金属化合物在受热面上凝结（1000~1100度）。碱金属直接凝结在受热面上会形成致密的强黏结性灰。第二，可在初始灰层中形成产生低熔点复合硫酸盐反应的条件，还会使含有碱性化合物的积灰外表层黏结性增强，加速积灰过程的发展。第三，煤灰呈熔化或半熔化状态，熔融灰会直接黏在受热面上，产生严重结渣。

措施：加大运行中过量空气系数，增加配风的均匀性，防止局部热负荷过高和产生局部还原性气氛，调整四角风粉分配的均匀性，防止一次风气流直接冲刷壁面，必要时采取降负荷运行。

射流范文篇7

关键词气幕局部洁净室数值模拟污染浓度

1前言

目前洁净室净化方式主要有两种，即全面净化方式和局部净化方式。研究表明，局部净化方式以其相对较少的造价和运行操作较简单等特点，日益受到人们的青睐。但局部洁净室会产生因洁净气流引射周围空气而产生沿程收缩，造成洁净区面积减少。为解决这个问题，人们通常采取各种围挡方式。本课题就采取在高效过滤器两侧加两道条形气幕，用较高流速的气幕射流进行围挡。在国外目前已有较成熟的产品，而我国在这方面的研究还很不足。根据笔者所查资料，除建科院空调所进行过水模型试验外，尚未发现较系统的理论研究和相关产品出现。因此希望通过本文分析洁净区的流动特性和污染物分布规律，为该方式的局部洁净室的设计研究和开发作初步的前期探索。

2本文的研究方法及主要工作

因为洁净室的换气次数较大，且气流组织基本可视为强制对流流型，所以本文的计算模型可采用标准的高雷诺数k-ε二方程模型。

（1）

（2）

为了简化计算，对洁净室的实际条件进行了如下假设：

室内气流流动为稳态流动，室内气流不可压缩流体，物性为常数，忽略质量力；

室内无内热源，围护结构绝热，对于洁净室来说，可假设为无温差送风，而且将室内温度场视为均匀温度场；

忽略污染粒子的质量，并假定它是被动量对气流无作用，室内污染源的发尘速率恒定。

靠近壁面处采用压力壁面函数。离散方法采用有限差分法。在划分网格时，使用交错网格，且在气幕风口号上方设置不均匀风格。在方程组求解时，对耦合方程组使用SIMPLE算法，单个方程组使用ADI逐行迭代法。

本文需要回答以下几个问题：主流区内能否形成单向流型；影响单向流的主要因素是什么；在多大的主送风速和气幕风速

下，能形成流型较好的单向流场；气幕保护下，可供使用的主洁净区宽度是多少；影响气幕隔断效率的物理量是舒适；在多大的气幕风速和口宽下，气幕的隔断效果最好（即内外区的浓度比最小）。

3算例设计

如图1，通过改变室内主流区送风速度W0、空气幕的送风速度W以及气幕的宽度L0，取了如图几种截面，对洁净室主洁净区有效空间的流场及浓度场进行模拟，并结合理论分析与前人有关实验实测资料对模拟结果进行对比分析。

4洁净室流场的分析

下述典型流场示意图说明，整个洁净室内流场并不均匀，而只能局部区域满足单向流要求。通过大量算例的模拟，可以初步得出如下结论：

高效过滤器下方的主洁净区流场与全顶棚送风两侧下侧回风方式的流场有相似之处，主洁净区气流流线不交叉，可形成近似单向流。沿Y轴方向工作区流场可视为二维流场。

所有算例的X-Z剖析面图，气幕送风口处出口风速最大，随着高度降低，速度逐渐衰减。从不同高度横截面速度分布图也可看出工作区高度上，同一截面速度分布呈鞍型分布，两个气幕送风口下方是两个峰值，主洁净区速度呈平台，而回风口高度上同一截面速度分布却正相反，四周靠近墙壁和回风口处速度是峰值，中央速度则较低。说明射流在工作区高度上确有一定的隔断作用，但不能象文献[1]中所述可以在地面上形成遮断点。

由于射流的卷吸作用，可以看出气幕射流向两侧扩张，且向外侧扩张角显著。主洁净风边缘随高度下降略向外扩张，笔者变化主送风和气幕风速度均未见收缩腰部。

（a）高度为1.37的横断面速度分布图；（b）高度为0.4的横断面速度分布图；

从流场图虽然可以定性说明，却不能准确判别单向流型优劣。下面我们将从单向流三要素进行分析讨论：截面风速，气流速度的不均匀度和流线的平行度。

4．1截面风速

本文将以洁净厂房设计规范GBJ73-84的规定：截面平均速度不小于0.25m/s为准，同时也考虑新修订的规范GB50073（送审稿）0.2m/s的新规定。分别变化主送风速度，不同气幕风速和气幕口宽时，通过分析主洁净区截面的平均速度曲线，结果表明：

主流区截面平均速度曲线下凹，且随机射流距离递减，符合流体力学中平面射流断面速度的二次方分布规律。

影响截平均速度、主洁净区工作面高度的主要因素不是气幕风速和口宽，而是主送风速度。

各曲线在一定高度上满足单向流截面平均速度不小于0.25m/s的要求，且满足这一要求的截面高度随主送风速度增大而降低。例如主送风速0.3m/s时最低为1.7m；0.33m/s时最低为0.85m；0.35m/s时最低为0.65m。如果按GBJ73-84规定工作区高度截面速度不小于0.25m/s推算，则主送风速度就大于0.33m/s。这也符合平时设计的惯例。

若仅需满足GB50073（送审稿）的规定，则主送风速度降为0.3m/s也是可以允许的。新规范在不改变单向流流型的前提下既可降低工作台高度，又大大降低主送风速和风量，有利于节约运行费用。

4．2气流速度不均匀度

气流速度不均匀度可按下式定义：

风速不均匀度=(3)

式中：VX--工作区各点速度；

Vpj--工作区平均流速。

气流速度不均匀度的绝对值越大，说明气流速度分布越不均匀，容易产生局部涡流。美国FS209B规定：单向流洁净室的气流速度不均匀度应在±20%之内。虽然自FS209C以后删除了此项要求，但笔者认为就本课题而言，气流速度不均匀度绝对值的大小和分布仍有意义，有利于搞清楚由于气幕风与主洁净风流层之间卷吸交换对主洁净区面积及气流不均匀度可能产生的影响。这里不考虑实际运行中高效过滤器本身造成的出风不均匀性影响，仍假设出风均匀，按FS209B的苛刻规定给出各高度截面不均匀度±20%内的分布。综合对比表明：

主洁净区0.8m工作区高度内均能满足单向流的条件，但能满足不均匀度在±20%内的区域面积平均减少了9%，最大到12%。

气幕风口下方区域速度梯度大，不能满足单向流。没有回风口的近壁区域不均匀度有随高度降低而增大，随主送风速度增大而减小。因此在实际布置工作台时，工作台两端距没有回风口的两侧墙应至少0.6～0.8m远。

综合各算例，主送风速度与气幕风速对不均匀度的作用有所不同。当主送风速度相同时，气幕风速（或宽度）对均匀度区域面积影响不大。而当主送风速度增大时，可满足不均匀度在±20%内的区域宽度增大。

分析其原因，不均匀度主要是由于气幕射流与主洁净风间速度差造成的，两种气流风速作用相反，增大气幕风速会加大卷吸作用，破坏单向流场的均匀，但影响范围有限。高效过滤器的抗干扰能力很大，增大主洁净风则使得这种抗菌素干扰能力增强，有利于减小不均匀度。下表为适用于各种主送风速下，满足不均匀度在±20%内的界线距气幕口内边缘向内侧投影响距离。

同时还可计算出当高效过滤器主洁净风口宽2.0m时，各种气幕保护下满足不均匀度条件的单向流场宽度如下表。

-

4．3流线的平行度

主洁净区流线的平行度可认为是洁净室内紊流渐变由非均匀流向均匀流趋近的一种程度，是衡量单向流的一个根本要素。描述流线平行度的方法有多种，本文将满足（1）流线倾角大于65°；（2）相邻流线夹角小于5～8°，见文献[2]。同时考虑主送风速度、气幕风卷吸对单向流场的影响。模拟可以看出气幕风口下一定高度，卷吸作用强烈，幕风口下射流流层间切向力很大。通过分析可知：

随高度降低，可满足单向流平行度条件的流场宽度减少，其边界可认为是满足平行度条件的单向流场的边界，且随气幕宽度和风速变化不大。例如0.8m高处，单向流场宽度约为1.3m；1.1m高处，单向流场宽度约为1.8m。

随高度降低，流线夹角数值变化越快。而密集区正好落在涡流三角区中。对同一高度等值线随气幕宽度和风速变化却不大。这说明满足平行条件的单向流场的高度基本不随气幕宽度和风速变化。通过对比还发现，当主送风速度增大时，对满足平行度条件的截面高度影响也不大。

另外根据洁净厂房设计手册规定，计算出不同气幕宽度和主风速时所允许气幕风与主送风的最大送风风速比，如下表。

综合单向流的条件，本文推荐送风风速比范围：75mm气幕时比为7～10；100mm气幕时比为8～5；150mm气幕时为6～4；200mm气幕时为5～3.5。

4．4工作台对静态流场的影响

本文对洁净室内通常采用的板式工作台和台式工作台的流场进行模拟和分析。这里给出了有工作台时洁净室流场二维图，从图中可看出障碍物对整个流场影响不大，只是从局部流场看，平板挡住了上部直接来流，改变了四周和下游气流流型，与空态不同，平板下流的流速也比空态时低许多，气幕射流存在向内卷吸收缩趋势。可以推测与全顶棚送风方式相比，本文的洁净方式更不宜采用此类平板工作台，而采用台式工作台时情况有所改善。

图7不同工作台局部流场比较

1|2|3

5洁净室浓度场的分析

5．1浓度场的分布特点

模拟中将点污染源按所处位置分为两类：按横向分为主洁净区内澎湃和环境尘源；按高度分为工作区高度尘源的非工作区高度尘源。采用散发率2.5×104粒/s的点污染源，这与一般洁净室设计规定在人穿着洁净服剧烈活动时，全身散尘率为5.6×105粒/min相比还是比较安全。从模拟结果可以看出：

污染场是沿流线分布的，近似看成是二维分布场。

主洁净区内尘源相同位置时所产生的污染场主要随主送风风速发生变化。主送风风速增大，污染场浓度略有降低。位置不同时，例如当污染源靠近洁净室中线，高浓度都集中于污染源下风侧，工作面以上扩散很小，不影响工作区洁净度。

当尘源在主洁净区内时，气幕宽度和风速对该尘源的污染场基本无作用。而当环境尘源位于工作区高度时，对风速相同的宽口气幕比窗口气幕隔断效果显著。

污染源的位置对局部洁净室浓度场有一定关系。无论采取哪种气幕，局部洁净室都能达到千级以上洁净度。需要指出，气幕宽度和风速对主洁净区内尘源的污染场无影响，而主要对环境尘源产生污染场起作用。

5．2气幕风速及口宽对污染场的影响

为了更好的说明问题，考虑污染场最不利情况，选择将面污染源（散尘率2.5×104粒/秒，面积为0.4m×1.8m）放在送风口两侧的屋顶上，同时也减少面污染源对流型的影响。气幕风速及口宽对环境尘源产生污染场的影响应从两方面说明：一是环境浓度场随气幕风速及口宽的变化规律；二是环境尘源的粒子空过气幕隔断在主洁净区的分布情况。这两方面是统一的，都可以揭示不同气幕的隔断作用，并最终归结为计算洁净区面积。从实际意义讲，第二方面是将研究的重点。通过分析可得如下结

气幕射流的下方等值线变化剧烈，在这个宽度内等值线基本都是竖直的，而在高度1m左右处发生偏转。回风口区和上部的涡流区等值线分布密集，说明这两个区域浓度变化较大。

相同气幕宽度时，工作区高度内环境浓度随气幕送风速度的增大而降低；同样气幕风速相同时，环境浓度也会随气幕宽度的增大而降低。其原因是风量增大，洁净气流的稀释作用增强。

不同气幕风速及口宽产生的隔断作用也不同，这表现在气幕保护下的内侧主洁净区等浓度线随气幕送风速度及口宽的增大向外移，洁净度较高的区域面积增大。上面给出数值模拟与实测的内外区浓度比图，实测图引自文献[1]。对比也可发现：在一定气幕风速范围内，内外区浓度比下降明显；气幕风口变宽时这种趋势就很小了。当气幕宽度达到150～200m时，单纯增加气幕风速已无法降低洁净区浓度。这说明气幕隔断作用不仅只与风速有关。根据流体力学的射流理论，射流在运动过程中各断面的动量保持守恒。即

（4）

式中：M--气幕射流总动量，N·s；

F--气幕射流流力，N；

--分别为气幕射流的出口流速，某断面的平均流速，射流末端平均流速，m/s；

--分别为气幕射流的出口流量，断面的流量，射流末端流量，m3/s。

任意断面流量可通过平面射流公式计算：

（5）

注：上述公式的可用性是根据得以验证的。

式中a=0.11，X为极距，f为房间面积。

因此可以认为：随射流力的增大，内外区浓度比降低。宽口低速气幕比窗口高速气幕隔断效果好的原因是前者的射流力较

大。另外本文还设计了气幕射流力相等的箱例，给出不同气幕口宽和风速时的情况，

参考文献

1许钟麟，空气洁净技术原理，中国建筑工业出版社，1989：253～260

射流范文篇8

关键词：高压喷射灌浆；原理；水利工程；应用

1前言

为解决水工建筑物防渗问题，寻求一种经济且技术先进可靠的防渗方法，在水利工程施工当中，基础防渗处理是水利工程施工中尤为重要的环节。当基础土质较差，渗透性较强时，在水流的作用下对基础的危害很大。结合高压喷射灌浆技术在甘肃张掖大孤山水电站引水枢纽工程中的应用，通过现场检测，明显看出密实度和承载力均远大于原土体，从而提高和保证了工程质量。

2工艺原理

2.1冲切掺搅作用

高喷技术主要是借助于高压射流，通过冲击切割和强烈扰动，使浆液在射流作用范围内扩散、充填周围土层，并与土石粒掺混搅合，硬化后形成凝结体，从而改变原地层结构和组成，达到防渗和提高承载力的目的。高喷凝结体是多种因素综合作用的结果，高压射流对地层结构的影响范围，取决于比能值E的大小，其表达式为：

E=(PQ)/(100v)

式中：E——每米旋喷柱耗用的能量（MJ/m）；

P——喷射灌浆压力（MPa）；

Q——射流浆量(L/min)；

v——提升速度(cm/min)。

E值大，旋喷柱的直径大，一般选用50～70cm直径较好，但最终应通过现场高喷试验确定。

2.2升扬、转换作用

高喷施工时，水、气、浆由喷嘴中喷出，压缩空气，除能对水或浆液构成外包气层，使水或浆液射流能透入地层较远距离并维持较大压力破碎地层结构外，还可产生升扬作用，将经射流冲击切削后的土石碎屑和地层中细粒，由孔壁和喷射杆的环状间隙中升扬带出孔外，空余部位由浆液替代，同时也起到了转换作用。

2.3挤压、渗透作用

高喷射流强度随射流距离的增加而较快地衰减至射流束末端，虽不能再冲切地层，但对地层仍产生挤压作用。同时，喷射结束后，静压灌浆持续进行，对周围土体产生渗透作用，不仅可以促使凝结体与周围土体结合更加密实，还在凝结体外侧产生明显的渗透凝结层，具有较强的防渗性能。

2.4位移握裹作用

地层中较小的块石，由于喷射能量大，辅以升扬、转换作用，最终浆液可填满块石四周的空隙并将其握裹，遇到大的块石或在块石集中区，应降低提升速度，提高比能值。在强大的冲击震动力作用下，块石将会产生位移、松动，浆液沿块石四周空隙或块石间孔隙渗入。在高压喷射挤压、余压、渗透等综合作用下，产生握裹凝结作用，形成连续密实的凝结体。

3凝结体的性能

水工建筑物地基防渗采用高喷施工时，要求凝结体具有良好的防渗性和稳定性，而对于其抗压强度要求不高。凝结体的防渗性能主要取决于地层组成成分和颗粒级配、施工方法、施工工艺以及浆液材料等。高喷形成的凝结体并不很规则，但与地层结合紧密，由于高喷凝结体周围除了浆皮层外，一般还存在渗透凝结层，有着良好的复合防渗作用，从而进一步提高了凝体的防渗性能。

4高喷凝结体的结构布置形式

为保证高喷防渗墙的连续性，必须要使各孔的凝结体在有效范围内牢固可靠连接上，为此如何选用结构布置形式和孔与孔的距离则很重要。高喷形成的凝结体的形状与喷射的形式有关，喷射形式一般有旋喷、摆喷和定喷3种。喷射时若边提升边旋转，则凝结体的形状为圆柱体（又称旋喷柱），若边提升边摆动，则形成的凝结体的形状为哑铃状，若只提升和定向喷射则可形成板状（又称定喷板）。目前在青海及甘肃的西南部地区常用的结构布置形式有：定喷折线式、摆喷对接式和柱摆式等。

5高喷材料

三管法施工时，多用纯水泥浆，水泥为42.50或52.50普通硅酸盐水泥。由于三管法施工，先是高压气、水喷射，而后是压力灌浆，灌浆易被先喷入的水稀释，所以使用的水灰比不应大于1∶1的浓浆。6机械设备的组成

高喷灌浆技术有单管法、双管法、三管法。在该工程中采用的是三管法，所用主要设备有XY-2型液压地质钻机、GYP-50型高喷台车、XPB90E型高压泥浆泵。

7工艺和施工要点

7.1钻孔

泥浆固壁回转（或冲击）钻进。造孔过程中做好充填堵漏，使孔内泥浆保持正常循环，返出孔外，直至终孔。跟管钻进，边钻进边跟入套管，直至终孔。钻进时应注意保证钻机垂直，偏斜率应≤1%。

7.2下入喷射杆

泥浆固壁的钻孔可以将喷射杆直接下入孔内，直至孔底。跟管钻进的钻孔，有2种情况：一是拔管前在套管内注入密度大的塑性泥浆，注满后起拔套管，边起拔边注入，使浆面长期保持与孔口齐平，直至套管全部拔出，而后再将喷射杆下入孔内直至孔底。二是也可先在套管内下入管壁均匀的PVC塑管，直到套管底部，起护壁作用，而后将套管全部拔出，再将喷射杆下入到管底部。

7.3高喷施工

施工中所用技术参数因使用高喷的方法不同而不同。所用的灌浆压力不同，提升速度也有差异。对各类地层而言，若使用同一种施工方法则水压、气压、浆压的变化不大，而提升速度变化，是影响高喷质量的主要因素。一般情况下，确定提升速度应注意下列几个问题：①因地层而异，在砂层中提升速度可稍快，砂卵（砾）石层中应放慢些，含有大粒径（40cm以上）块石或块石比较集中的地层应更慢。②因分序而异。先序孔提升速度可稍慢，后序孔相对来讲可稍快。③高喷施工中发现孔内返浆量减少时宜放慢提升速度。

8施工工艺

8.1墙体位置的确定

根据设计要求平整好场地，要求场地内地下无障碍物，对某些作业地基软、不平整，有可能引起整机翻倒引起事故的地段，一定要采取防范措施，在平整场地上对墙体中心线进行测量定位。

8.2喷墙管理

应控制好掘进速度和灌浆压力、提升速度，送气量的大小应使浆液成沸腾状为宜。灌浆阶段浆液不能发生离析和断浆现象，保证墙体均匀，无夹心层，若发生管道堵塞或因故短暂停机，应迅速抢修。

9工程实例

在张掖大孤山水电站枢纽基础防渗施工中，所采用的喷灌方法为三管法定向喷射成墙施工。防冲隔墙长为68m，该工程地层为砂砾土，采用凝结体的结构布置形式为柱摆式，成墙深度为30m，墙厚平均为80cm。孔距2m，喷射中心有直径20～30cm的圆柱体。首先用水管、气管、浆管同轴布设组成喷射杆，杆底部设置有喷嘴，气、水喷嘴在上，浆液喷嘴在下，高喷时，随着喷射杆的旋转和提升，采用高压水和气的射流冲击扰动地层土体，呈翻滚松散状态，随后以低压注入浓浆掺混搅拌，硬化后形成凝结体。此方法高喷质量可满足设计要求，工效高、造价低，能充分利用原地土体，就地取材，机械化程度高，其工艺参数为：

①喷嘴直径：2～2.30mm；（外φ5）

②高压水：10MPa，流量40L/min；

③气压：0.70MPa，气量6m3/min；

④浆压：0.30MPa，流量80m3/min；

⑤提升速度：15cm/min；

⑥三重管回转：7r/min；

施工完成后采用挖深坑数米，用电子填土密实度检测仪对周围土体进行现场质量测试。检测结果为土体密实度和承载力均大于原土体，施工过程中有专人负责记录，记录详实准确。

射流范文篇9

关键词：锅炉；结渣

1结渣的危害主要表现在以下一些方面：

锅炉热效率下降：受热面结渣后，使传热恶化排烟温度升高，锅炉热效率下降；燃烧器出口结渣，造成气流偏斜，燃烧恶化，有可能使机械未完全燃烧热损化学未完全燃烧热损失增大；使锅炉通风阻力增大，厂用电量上升。

影响锅炉出力：水冷壁结渣后，会使蒸发量下降；炉膛出口烟温升高，蒸汽出口温度升高，管壁温度升高，以及通风阻力的增大，有可能成为限制出力的因素。

影响锅炉运行的安全性：结渣后过热器处烟温及汽温均升高，严重时会引起管壁超温；结渣往往是不均匀的，结果使过热器热偏差增大，对自然循环锅炉的水循环安全性以及强制循环锅炉的水冷壁热偏差带来不利影响；炉膛上部结渣块掉落时，可能砸坏冷灰斗水冷壁管，造成炉膛灭火或堵塞排渣口，使锅炉被迫停止运行；除渣操作时间长时，炉膛漏入冷风太多，使燃烧不稳定甚至灭火。

2锅炉结渣原因是多方面的，防止或解决锅炉结渣问题首先应找出结渣的原因，从多方面入手，加以解决。防止和减少锅炉结渣的具体措施如下：

要有合适的煤粉细度。煤粉粗，火炬拖长，粗粉因惯性作用会直接冲刷受热面。再则，粗煤粉燃烧温度比烟温高许多，熔化比例高，冲墙后容易引起结渣。但是，煤粉太细也会带来问题，一是电耗高，制粉出力受到影响，二是炉膛出口烟温升高，易引起结渣。

适当提高一次风速可以减轻燃烧器附近的结渣。提高一次风速可推迟煤粉的着火，可使着火点离燃烧器更远，火焰高温区也相应推移到炉膛中心，可以避免喷口附加结渣。提高一次风速还可以增加一次风射流的刚性，减少由于射流两侧静压作用而产生的偏转，避免一次风气流直接冲刷壁面而产生结渣。

炉膛出口温度场应尽可能均匀。降低炉膛出口残余旋转，均匀的温度分布可使密排对流管束中烟气温度低于开始结渣温度。应用三次风、二次风反切来减少残余旋转，必须能够很准确地计算出主旋气流和反切气流的动量矩以及合成气流的动量矩，而且通过运行调试来观察是否满足运行要求。

组织合理而良好的炉内空气动力场是防止结焦的前提。

燃烧中心温度高达1400~1600度。当灰渣撞击炉壁时，若仍保持软化或熔化状态，易黏结附于炉壁上形成结渣，尤其是在有卫燃带的炉膛内壁，表面温度很高，又很粗糙，更易结渣，而且易成为大片焦渣的策源地。因此必须保持燃烧中心适中，防止火焰中心偏斜和贴边。

炉内旋转气流对燃烧器射流的冲击力和作用点。旋转强度大，射流偏转加剧，实际切圆增大；一次风射流刚性；射流两侧补气条件差异；燃烧器组长宽比及燃烧器喷口间隙。当燃烧器组高宽比越大时，燃烧器组中间部分从上下两侧获取补气的条件越差，射流偏转加剧。

四角煤粉浓度及各燃烧器配风应尽量均匀：煤粉喷口煤粉量分配不均匀的状况必然造成炉膛局部缺氧和负荷分配不均匀，在燃烧空气不足的情况下，炉膛结渣状况恶化。当燃烧器配风不均匀或者锅炉降负荷，燃烧器缺角或缺对角运行时，炉内火焰中心会发生偏斜。运行时要尽量调平四角风量，避免选择合理的炉膛出口温度：根据经济技术比较，对煤粉炉最经济的炉膛出口温度在1200~1400度之间，但实际上，为了防止对流受热面结渣，炉膛出口温度不能过高。在炉膛出口布置屏式受热面的锅炉，对一般性结渣性煤应小于1200度。

控制合理的炉内过量空气系数a：过量空气系数a增加，受热面的积灰、结渣趋势减弱。主要归因于炉膛出口烟温降低，炉膛壁面处的烟温降低。过量空气系数过低容易造成氧量不足，在炉内出现还原性气氛，熔点较高的Fe2O3还原为熔点较低的FeO，从而使灰熔点大大降低，这样就增加了结渣的可能性。

保证空气和燃料的良好混合，避免在水冷壁附近形成还原性气氛，防止局部严重积灰、结渣：当一、二次风的位置、风速、风量设计不合理时，尽管炉内总空气量大，但仍会出现局部区域的炽热焦碳和挥发分得不到氧量而出现局部还原性气氛。当煤粉炉烟气含氧量低于3时，由于局部缺氧，将会使CO含量急剧增加。

应用各种运行措施控制炉内温度水平。

射流范文篇10

关键词：高压喷射灌浆深层搅拌加固

一、高压喷射灌浆技术

高压喷射法就是利用工程钻机钻孔至设计处理的深度后，用高压泥浆泵，通过安装在钻杆（喷杆）杆端置于孔底的特殊喷嘴，向周围土体高压喷射固化浆液(一般使用水泥浆液)，同时钻杆（喷杆）以一定的速度边旋转边提升，高压射流使一定范围内的土体结构破坏，并强制与固化浆液混合，凝固后便在土体中形成具有一定性能和形状的固结体。

固结体的形状和喷射流的移动方向有关。一般分为旋转喷射(简称旋喷)，定向喷射(简称定喷)和摆动喷射(简称摆喷)。旋喷桩主要用于加固地基，提高地基的抗剪强度，改善地基土的变形性能，使其在上部结构荷载作用下，不至破坏或产生过大的变形。定喷固结体呈壁状，摆喷形成厚度较大的扇状固结体。定喷和摆喷通常用于地基防渗，改善地基土的水力条件及边坡稳定等工程。

（一）加固机理

高喷法如三管高喷法用压缩空气包裹高压喷射水流冲击破坏搅动土体，同时用低压灌浆泵灌入浆液，浆液被高压水、气射流卷吸带入，同时与被搅动土体混合形成固结体。加固地基，形成桩、板、墙的机理可用五种作用来说明：

1.高压喷射流切割破坏土体作用喷流动压以脉冲形式冲击土体，使土体结构破坏出现空洞。

2.混合搅拌作用钻杆在旋转和提升的过程中，在射流后面形成空隙，在喷射压力作用下，迫使土粒向与喷嘴移动相反的方向(即阻力小的方向)移动，与浆液搅拌混合后形成固结体。

3.置换作用三重管高喷法又称置换法，高速水射流切割土体的同时，由于通入压缩空气而把一部分切割下的土粒排出灌浆孔，土粒排出后所空下的体积由灌入的浆液补入。

4.充填、渗透固结作用高压浆液充填冲开的和原有的土体空隙，析水固结，还可渗入一定厚度的砂层而形成固结体。

5.压密作用高压喷射流在切割破碎土体的过程中，在破碎带边缘还有剩余压力，这种压力对土层可产生一定的压密作用，使高喷桩体边缘部分的抗压强度高于中心部分。

（二）基本种类

按喷射介质及其管路多少可分为单管法、二管法、三管法等。

1.单管旋喷法通过单根管路，利用高压浆液（20～30MPa），喷射冲切破坏土体，成桩直径为40～50cm。其加固质量好，施工速度快和成本低，但固结体直径较小。

2.二管旋喷法在单管法的基础上又加以压缩空气，并使用双通道的二重灌浆管。在管的底部侧面有一个同轴双重喷嘴，高压浆液以20MPa左右的压力从内喷嘴中高速喷出，在射流的加以0.7MPa左右的压缩空气喷出。在土体中形成直径明显增加的柱状固结体，达80～150cm。

3.三管旋喷法使用分别输送水、气、浆三种介质的三重灌浆管。高压水射流和环绕的气流同轴喷射冲切破坏土体，在高压水射流的喷嘴周围加上圆筒状的空气射流，进行水、气同轴喷射，可以减少水射流与周围介质的摩擦，避免水射流过早雾化，增强水射流的切割能力。喷嘴边旋转喷射，边提升，在地基中形成较大的负压区，携带同时压入的浆液充填空隙，就会在地基中形成直径较大、强度较高的固结体，起到加固地基的作用。

（三）浆液材料

水泥是喷射灌浆的基本材料，水泥类浆液可分为以下几种类型。

1.普通型浆液一般采用普通硅酸盐水泥，不加任何外加剂，水灰比一般为0.8：1～1.5:1，固结体的抗压强度(28d)最大可达1.0～20MPa，适应于无特殊要求的工程。

2.速凝－早强型适于地下水位较高或要求早期承担荷载的工程，需在水泥浆中加入氯化钙、三乙醇胺等速凝早强剂。掺入2%氯化钙的水泥－土的固结体的抗压强度为1.6MPa，掺入4%氯化钙后为2.4MPa。

3.高强型喷射固结体的平均抗压强度在20MPa以上。可以选择高标号的水泥，或选择高效能的扩散剂和无机盐组成的复合配方等。

在水泥浆中掺入2～4%的水玻璃，其抗渗性有明显提高。如工程以抗渗为目的，最好使用“柔性材料”。可在水泥浆液中掺入10～50%的膨润土(占水泥重量的面分比)。此时不宜使用矿渣水泥，如仅有抗渗要求而无抗冻要者，可使用火山灰水泥。

（四）高压喷射灌浆工艺

喷射范围应在现场通过试验确定。高喷固结体的范围大小与土的种类和其密实程度有较密切的关系，不同的喷射种类和喷射方式所形成的固结体大小也不相同。定喷的喷射能量集中，喷射范围较大，参见表5－6。

表5－6高压喷射灌浆固结体的特性

固结体特性

喷灌方法

单管法

二管法

三管法

固结体有效直径(m)

粘性土

0<N<10

1.2±0.2

1.4±0.3

2.0±0.3

10<N<20

0.8±0.2

1.1±0.3

1.5±0.3

20<N<30

0.6±0.2

0.8±0.3

1.0±0.3

砂土

0<N<10

1.0±0.2

1.6±0.3

2.5±0.3

10<N<20

0.8±0.2

1.3±0.3

1.8±0.3

20<N<30

0.6±0.2

1.0±0.3

1.2±0.3

砾砂

20<N<30

0.6±0.2

1.0±0.3

1.2±0.3

单向定喷有效长度(m)

1.0～2.5

单桩垂直极限荷载(kN)

500～600

1000～1200

2000

单桩水平极限荷载(kN)

30～40

最大抗压强度(MPa)

砂土10～20，粘性土2～6,砾砂8～20

平均抗折强度/平均抗压强度

1/5～1/10

干土容重(kN/m3)

砂土16～20,粘性土14～15,黄土13～5

渗透系数(cm/s)

砂土、砂砾10-5～10-7,粘性土10-6～10-7

粘聚力(MPa)

砂土0.4～0.5,粘性土0.7～1.0

内摩擦角φ(o)

砂土30～40,粘性土20～30

标准贯入锤击数N

砂土30～50,粘性土20～30

弹性波(km/s)

P波

砂土2～3,粘性土1.5～2.0

S波

砂土1.0～1.5,粘性土0.8～1.0

旋喷粘性土固结强度为0.3～6.0MPa，无粘性土固结强度为4～15MPa。

对于防渗工程多采用定喷、摆喷，地层含的粒径较粗时多采用摆喷或旋喷。对处理深度大于20m的复杂地层最好按双排或三排布孔，使高喷桩形成堵水帷幕。孔距应为1.73R(R为旋喷固结体半径)，排距为1.5R时最经济。一般定喷、摆喷孔距为1.2～2.5m，旋喷为0.8～1.2m。高喷防渗效果一般可达10-5～10-6cm/s。

高喷桩桩距应根据上部结构荷载、单桩承载力及土质情况而定。一般取桩距为S＝(3～4)d(d为旋喷桩直径)，桩的布置方式可选用矩形或梅花形布置。

高喷灌浆施工钻孔的目的是将灌浆管插入预定的土层中，由下而上进行喷射作业。近来也有用振冲方式成孔直接进行喷射作业的方法。喷射时应注意以下事项：

（1）灌浆深度大时，易造成上粗下细的固结体，影响固结体的承载能力或抗渗作用，因而需采用增大压力和流量或降低旋转和提升速度等措施补救；

（2）当发现喷浆量不足而影响工程质量时，可采用复喷技术；

（3）当冒浆量大于灌浆量的20%时，可采用提高喷射压力、缩小喷嘴直径、加快提升速度和旋转速度等措施，对冒出的浆液，可回收利用；

（4）根据工程需要调节喷射压力和灌浆量，改变喷嘴移动方向和速度，控制喷射固结体的形状，即圆盘状、圆柱状、大底状、糖糊芦状、大帽状和墙壁状。

（5）喷灌后的浆液有析水现象，可造成固结体顶部出现凹穴，对地基加固及防渗不利。为此，可采用静压灌浆或浆液中添加膨胀材料等措施预防。

高压泵是高压喷射灌浆中的关键设备，要求压力和流量能在一定的范围内调节。额定流量为85～150L/min；额定压力为20～50MPa。

表5－7高压喷射灌浆参数一览表

高喷灌浆种类

单管法

二管法

三管法

适用土质

砂土、粘性土、黄土、杂填土、小粒径砂砾

浆液材料及配方

以水泥为主材，加入不同的外加剂后具有速凝、早强、抗腐蚀、防冻等特性，常用水灰比为1:1，也可使用化学材料。

高喷灌浆参数

水

压力(MPa)

──

──

20

流量(L/min)

──

──

80～120

喷嘴孔径(mm)及个数

──

──

2～3(1～2)

空气

压力(MPa)

──

0.7

0.7

流量(m3/h)

1～2

1～2

喷嘴间隙(mm)及个数

1～2(1～2)

1～2(1～2)

浆液

压力(MPa)

20

20

0.2～3

流量(L/min)

80～120

80～120

80～150

喷嘴孔径(mm)及个数

2～3(2)

2～3(1～2)

10～2(1或2)

灌浆管外径(mm)

φ42或φ45

φ42,φ50,φ75

φ75或φ90

提升速度(cm/min)

20～25

10～30

5～20

旋转速度(r/min)

约20

10～30

5～20

（五）高喷固结体的质量检测

1）开挖检验：待浆液凝结具有一定的强度后，即可开挖检查固结体垂直度、形状和质量；

2）钻孔检查：从固结体中钻取岩芯，进行室内物理力学性能试验。在钻孔中做压水或抽水试验，测定其抗渗能力；

3）标准贯入试验：在旋喷固结体的中部可进行标准贯入试验。

4）载荷试验：静载荷试验分垂直和水平静载荷试验两种。试验时，需在受力部位浇筑0.2～0.3m厚的混凝土层；

5）围井试验：在板墙一侧增加喷孔，与板墙形成封闭围井，在井中进行压水和抽水两种试验，或观测井内外水位，多用于防渗效果检查。

高压喷射灌浆加固地基技术主要适用于第四纪冲积层、残积层及人工填土等。对于砂类土、粘性土、黄土和淤泥等都能加固。但对砾石直径过大、含量过多及有大量纤维质的腐植土喷射质量稍差，有时甚至不如静压灌浆的效果。

对地下水流速过大，喷射的浆液无法在灌浆管周围凝结，无填充物的岩溶地段，永冻土和对水泥有严重腐蚀的地基，均不宜采用高压喷射灌浆法。

（六）高压喷射灌浆的特点

高喷法具有成本较低，施工速度较快，固结体强度大，可靠性高等优点，与普通灌浆法相比又具有以下特点：

高喷法是利用高速水流强制性地破坏土体形成固结体，在覆盖层中一般不存在可灌性问题；同时由于高速射流被限制在土体破碎范围内，因此浆液不易流失，能保证预期的加固范围和控制固结体的形状；能在钻孔中任何一段内施工，也可以在孔底或中部喷射，此外，也可以水平方向喷射和倾斜方向喷射施工；高喷法通常采用水泥浆液，不会造成环境和地下水的污染，且耐久性较好；施工噪音较小，单管和二管法施工较简便。

二、深层搅拌法技术（水泥土加固法）

深层搅拌法是利用水泥作为固化剂，通过特别的深层搅拌机械，在地基深处就地将软土和水泥（浆液或粉体）强制搅拌后，水泥和软土将产生一系列物理—化学反应，使软土硬结改性。改性后的软土强度大大高於天然强度，其压缩性，渗水性比天然软土大大降低。

（一）加固机理

软土与水泥采用机械搅拌加固的基本原理，是基于水泥加固土的物理化学反应过程。减少了软土中的含水率，增加了颗粒之间的粘结力，增加了水泥土的强度和足够的水稳定性。在水泥加固土中，由於水泥的掺量较小，一般占被加固土重的10～15％。水泥的水化反应完全是在具有一定活性的介质——土的围绕下进行，所以硬化速度较慢且作用复杂。

（二）水泥土的主要特性

1.物理性质水泥土的容重与天然土的容重相近，但水泥土的比重比天然土的比重稍大。

2.无侧限抗压强度水泥土的无侧限抗压强度一般为300～400kPa，比天然软土大几十倍至百倍，但影响水泥土无侧限抗压强度的因素很多，如水泥掺入量、龄期、水泥标号、土样含水率和有机质含量以及外掺剂等等。

为了降低工程造价，可以采用掺加粉煤灰的措施。掺加粉煤灰的水泥土，其强度一般比不掺粉煤灰的高。不同水泥掺入比的水泥土，当掺入与水泥等量的粉煤灰后，强度均比不掺粉煤灰的提高10％，因此采用深层搅拌法加固软土时掺入粉煤灰，不仅可消耗工业废料，还可提高水泥土的强度。

（三）施工技术

1.加固型式

根据目前的深层搅拌法施工工艺，搅拌桩可布置成柱状、壁状和块状三种型式，在堤防上用于地基加固，主要采用桩式，而用于防渗加固，应采用壁状式，壁状式是将相邻搅拌桩部分重叠搭接即成为壁状加固型式，组成水泥土挡墙，这种挡墙具有较高的抗渗性能，可以形成良好的隔水帷幕。

2.施工工艺

（1）湿法施工

主要的施工机械为深层搅拌机。深层搅拌法的施工主要可分为定位、预搅下沉、制备水泥浆、提升喷浆搅拌、重复上下搅拌、清洗等几个步骤。

（2）干法施工

干法是采用水泥粉料，由空气输送，通过搅拌叶片旋转产生的空隙部位喷出，并随着搅拌叶片的旋转均匀分布在整个空隙轨道面内，进而和原位地基土搅拌并混合在一起。施工机械主要是钻机、粉体发送器、空气压缩机、搅拌钻头等。

施工工序主要为1）柱体对位2）下钻3）钻进结束4）提升喷粉5）提升结束桩形成体等几个步骤。

（四）适用范围

深层搅拌法最适宜加固各种成因的饱和软粘土，常用于淤泥、淤泥质土、粘土、亚粘土等地质的加固，成桩深度可达30m，采用多头小直径桩成墙深度可达18m。

在堤防除险加固工程中，深层搅拌桩适用于处理软基堤防上滑坡段的。同时，还可以组成截渗墙，取得较好的防渗效果。

（五）深层搅拌法主要优点

1.加固效果好，加固方式灵活，适用面广

深层搅拌法可采用不同的加固型式、不同的桩长和置换率以满足不同土质条件和不同荷载要求的加固目的。对河道这种区域狭长、地质条件复杂，对沉降要求较高的工程比较适宜。采用搅拌桩挡土墙作为河岸边坡支护不仅能够保证边坡稳定，还具有防渗功能。

2.施工速度快

一般来说，每台深层搅拌机建造搅拌桩截渗墙的工效达13.2m2/台·时。

3.可充分利用原软土，无弃土问题

深层搅拌法是一种原位加固技术，可充分利用原状土，无弃土问题。