水下跨介質(zhì)射流破巖性能試驗(yàn)研究

劉送永，商 港，李洪盛

(1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，江蘇 徐州 221116；2. 礦山智能采掘裝備省部共建協(xié)同創(chuàng)新中心，江蘇 徐州 221008)

我國(guó)是海陸兼?zhèn)涞拇髧?guó)，海域內(nèi)蘊(yùn)藏著極為豐富的礦產(chǎn)資源?，F(xiàn)階段國(guó)家對(duì)海洋礦產(chǎn)資源的開(kāi)發(fā)愈發(fā)重視，明確提出要加快海洋資源開(kāi)發(fā)，全面突破深海鉆采工程技術(shù)及其裝備核心關(guān)鍵技術(shù)，而巖石破碎是礦產(chǎn)資源開(kāi)采的重要環(huán)節(jié)。此外，水下礁石的存在對(duì)航運(yùn)產(chǎn)生巨大威脅，定期疏浚河道十分必要，而傳統(tǒng)的爆破清礁手段對(duì)河流生態(tài)環(huán)境影響極大，從清礁安全性和環(huán)保性考慮，迫切需要發(fā)展一種高效、便捷、經(jīng)濟(jì)的新型清礁手段。由于水射流技術(shù)具有無(wú)污染、破碎效率高、成本低和對(duì)切割材料類型適用性好等優(yōu)點(diǎn)，已成為水下礦業(yè)開(kāi)采、航道疏浚及船體救援的核心技術(shù)。

在水下水射流領(lǐng)域，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究。GAUDIN C等在自升式樁靴倒置處加裝水射流噴射系統(tǒng)進(jìn)行試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)水射流可以顯著降低提取阻力。BUKHARIN N等研究了水下空化射流對(duì)開(kāi)采油砂的影響，分析了提取瀝青的體積、清潔砂的剩余體積和水溫變化。ZHAO等研究了水下環(huán)境中水平圓形壁射流對(duì)無(wú)黏性河床的局部沖刷，提出了水下水平圓形壁面射流最大沖刷尺寸的預(yù)測(cè)公式。程巍等為了確定水射流清洗地浸采鈾生產(chǎn)井的最佳工作參數(shù)，通過(guò)數(shù)值模擬分析了水深、出口壓力、靶距以及沖擊角對(duì)淹沒(méi)射流的影響。

在水下利用水射流技術(shù)破碎巖石時(shí)，受環(huán)境水的阻礙作用，破巖極大受限，能耗則大幅上升，為提高水下巖石破碎效率，降低破巖比能耗，研究人員對(duì)水射流技術(shù)進(jìn)行了改進(jìn)，如在水中加入磨料和高聚物，在水中混入氣體等，均有效提高了水射流的破巖性能，然而由于磨料會(huì)加劇噴嘴的磨損，高聚物具有污染性，相比之下氣體輔助水射流技術(shù)具有廣闊的應(yīng)用前景。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)氣體輔助水射流破巖方法進(jìn)行了一定的探索。MOMBER設(shè)計(jì)出一種具有自吸氣功能的空氣環(huán)繞水射流噴嘴，并將其應(yīng)用于混凝土破碎試驗(yàn)。FABIO等對(duì)氣水兩相射流進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)較高空氣流速時(shí)的水射流擴(kuò)散更大，可觀察到更多數(shù)量的氣泡和更大尺寸的氣泡。WANG等對(duì)自吸環(huán)空流體式自激振蕩脈沖射流破巖性能進(jìn)行了研究，表明該形式脈沖射流沖擊破碎巖石體積大于純水射流。張彬等對(duì)比了不同阻力介質(zhì)下氣環(huán)保護(hù)對(duì)水射流的影響，并應(yīng)用于工程作業(yè)中。林柏泉等對(duì)高壓氣液兩相射流致裂機(jī)理進(jìn)行研究，初步揭示了氣水兩相間的破巖響應(yīng)機(jī)制，發(fā)現(xiàn)在兩相射流沖擊作用下，孔隙結(jié)構(gòu)改變及宏觀裂紋擴(kuò)展是高壓氣相與高壓液相共同交互響應(yīng)的結(jié)果。

上述研究大都集中在空氣中氣液兩相射流的流態(tài)、破巖性能及機(jī)理上，缺乏對(duì)淹沒(méi)環(huán)境中的相關(guān)研究，射流工作參數(shù)及噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)破巖性能及流態(tài)的影響有待深入探究?；诖耍P者提出一種水下氣體輔助水射流技術(shù)，設(shè)計(jì)了氣體輔助水射流噴嘴，基于相關(guān)試驗(yàn)系統(tǒng)開(kāi)展了水下氣體輔助水射流破巖及流態(tài)試驗(yàn)，旨在提高水下水射流的破巖性能，降低經(jīng)濟(jì)成本。

1 噴嘴結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

水下環(huán)境中的氣體輔助水射流通過(guò)氣體排開(kāi)環(huán)境水，水射流噴射時(shí)，周圍被環(huán)狀氣流包裹，減小了環(huán)境水的阻力。本文噴嘴氣體入口采用對(duì)稱雙側(cè)入口，氣體從外噴嘴兩側(cè)進(jìn)入，高壓水從內(nèi)噴嘴后方進(jìn)入，采用對(duì)稱雙側(cè)入口可以改善由于結(jié)構(gòu)的非對(duì)稱性引起的流場(chǎng)非對(duì)稱性，提高氣流流動(dòng)的均勻性，有利于氣體輔助水射流的穩(wěn)定。由于內(nèi)噴嘴為高壓水射流噴嘴，在工作時(shí)承受較大的壓力和沖擊作用，因此有必要對(duì)其壁厚進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算與校核。噴嘴壁厚可按式(1)計(jì)算:

(1)

式中，為噴嘴壁厚，mm；為噴嘴耐壓試驗(yàn)壓力，MPa，=1.25，為所測(cè)得水射流系統(tǒng)壓力；為噴嘴出口直徑，mm；為噴嘴材料的抗拉強(qiáng)度，MPa；為安全系數(shù)，一般取=5。

噴嘴材料選擇加工性能較好的45鋼，噴嘴出口直徑取1.2 mm，按最大工作壓力=100 MPa設(shè)計(jì)噴嘴，考慮到加工工藝性，取噴嘴壁厚為2 mm。

為保證噴嘴工作的安全性，需要對(duì)設(shè)計(jì)的噴嘴壁厚進(jìn)行以下校核：

(1)噴嘴內(nèi)部最大工作壓力應(yīng)小于一定的極限值，即

(2)

式中，為噴嘴外徑，mm。

(2)為防止噴嘴在工作時(shí)壁面發(fā)生塑性變形，噴嘴內(nèi)部最大工作壓力應(yīng)與塑性變形壓力滿足：

(3)

(3)噴嘴的爆裂壓力應(yīng)遠(yuǎn)大于耐壓試驗(yàn)壓力，即

(4)

式中，為噴嘴爆裂壓力，MPa。

經(jīng)校核，噴嘴壁厚均滿足式(2)～(4)，噴嘴最小壁厚取值為2 mm能夠滿足工作需要。

由于高壓水射流噴嘴磨損較快，需定期更換，考慮到經(jīng)濟(jì)成本，選用錐直型內(nèi)噴嘴。以錐型收縮段的外噴嘴為例，氣體輔助水射流噴嘴基本結(jié)構(gòu)如圖1所示。該噴嘴主要參數(shù)包括：內(nèi)噴嘴入口直徑、內(nèi)噴嘴出口直徑、直線段長(zhǎng)度、收縮段錐角、外噴嘴腔體內(nèi)徑、入口直徑、外噴嘴出口直徑、出口直線段長(zhǎng)度和收縮段結(jié)構(gòu)。

參考噴嘴設(shè)計(jì)的相關(guān)理論和經(jīng)驗(yàn)，結(jié)合水下氣體輔助水射流的工況和特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了該噴嘴的基本幾何參數(shù)，見(jiàn)表1。

表1 噴嘴的基本幾何參數(shù)

圖1 噴嘴基本結(jié)構(gòu)Fig.1 Basic structure of nozzle

2 水下氣體輔助水射流破巖性能試驗(yàn)

2.1 水下氣體輔助水射流破巖試驗(yàn)系統(tǒng)

為進(jìn)行破巖試驗(yàn)，搭建了水下氣體輔助水射流破巖試驗(yàn)系統(tǒng)，如圖2所示，主要由氣體輔助水射流發(fā)生系統(tǒng)、水下直線切割系統(tǒng)及電控系統(tǒng)組成。

圖2 水下氣體輔助水射流破巖試驗(yàn)系統(tǒng)示意Fig.2 Schematic diagram of rock breaking testsystem with underwater gas-assisted water jet

2.2 巖樣力學(xué)性能

由于水下環(huán)境惡劣復(fù)雜，直接在作業(yè)現(xiàn)場(chǎng)大量采集試驗(yàn)樣本較為困難，因此筆者通過(guò)配置人工巖樣開(kāi)展試驗(yàn)來(lái)模擬破巖效果。相似材料模型法在諸多破巖試驗(yàn)研究中被廣泛使用，通過(guò)配置滿足試驗(yàn)煤巖各項(xiàng)力學(xué)性能的混凝土進(jìn)行試驗(yàn)來(lái)模擬煤巖破碎。本文所配置的混凝土試塊規(guī)格均為100 mm×100 mm×100 mm。對(duì)制備的巖樣進(jìn)行單軸抗壓測(cè)試和巴西劈裂，每組測(cè)試3個(gè)試樣，對(duì)結(jié)果取平均值，獲得所用巖樣的力學(xué)性能參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 巖樣力學(xué)性能

2.3 試驗(yàn)方案

筆者采用控制試驗(yàn)變量的方法研究水下氣體輔助水射流破巖試驗(yàn)過(guò)程中外噴嘴的收縮段結(jié)構(gòu)、出口直徑、直線段長(zhǎng)度、氣流壓力及沖蝕時(shí)間對(duì)巖石破碎體積和破巖比能耗的影響規(guī)律，各個(gè)變量及其取值范圍見(jiàn)表3。其他變量設(shè)置如下：沖蝕距離=10 mm，入射角度=90°。

表3 試驗(yàn)變量及其取值

本文采用巖石破碎體積和破巖比能耗作為評(píng)估水下氣體輔助水射流破巖性能優(yōu)劣的指標(biāo)，前者衡量了破巖手段的有效性，后者則評(píng)價(jià)了破巖手段的經(jīng)濟(jì)性。在剔除明顯異常的數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上，采取每組試驗(yàn)重復(fù)5次，取其平均值的方法測(cè)量巖石破碎體積，破巖比能耗在數(shù)值上等于某次破巖過(guò)程所消耗的能量總和除以巖石破碎體積，即

(5)

式中，為所消耗的能量總和。

氣體輔助水射流破巖所消耗的能量總和包括水射流消耗的能量和氣流消耗的能量?jī)刹糠?，由于試?yàn)所用的空壓機(jī)可直接讀取實(shí)時(shí)功率，而高壓柱塞泵無(wú)法直接讀出實(shí)時(shí)功率，故通過(guò)式(6)計(jì)算：

==

(6)

式中，為高壓水的流量；為內(nèi)噴嘴橫截面積；為水射流速度。

和的計(jì)算公式分別為

(7)

(8)

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 氣流壓力

為探究最佳氣流壓力，分析氣流壓力變化對(duì)巖石破碎形貌、巖石破碎體積及比能耗的影響規(guī)律，選用收縮段結(jié)構(gòu)為指數(shù)型的外噴嘴，外噴嘴出口直徑為3.5 mm，外噴嘴直線段長(zhǎng)度為10 mm，設(shè)定沖蝕時(shí)間為30 s，分別在純水射流和氣流壓力為0.2 ，0.4 ，0.6和0.8 MPa時(shí)開(kāi)展沖蝕試驗(yàn)，增設(shè)水下純氣體射流沖蝕破巖作為對(duì)照組，進(jìn)行純水射流破巖試驗(yàn)時(shí)將外噴嘴取下，僅保留內(nèi)噴嘴。水射流系統(tǒng)壓力為50 MPa時(shí)的相關(guān)巖石破碎效果如圖3所示，從圖3中可見(jiàn)在本次實(shí)驗(yàn)中，受純水射流及氣體輔助水射流沖擊的所有巖樣中心均出現(xiàn)了很深的沖蝕坑，但巖石破碎面積有所區(qū)別，而僅受純氣體射流沖蝕的巖樣表面無(wú)任何損傷，表明低壓純氣體射流對(duì)該巖石并無(wú)破碎能力。

圖3 不同氣流壓力條件下的巖石破碎效果Fig.3 Rock breaking effect under different air pressure

不同氣流壓力時(shí)的巖石破碎體積與比能耗如圖4所示。隨著氣流壓力的升高，巖石破碎體積呈先增大后減小的趨勢(shì)，比能耗先減小后增大。在氣流壓力0～0.8 MPa內(nèi)，2者均在氣流壓力為0.4 MPa時(shí)取得極值。在水射流系統(tǒng)壓力為50 MPa條件下，巖石破碎體積及比能耗的極值分別為6.1 cm和132.4 kJ/cm，比無(wú)氣體輔助時(shí)的巖石破碎體積增加了1.5倍，比能耗降低了40%。為研究結(jié)論的普適性，增設(shè)水射流系統(tǒng)壓力為40 MPa條件下的相關(guān)試驗(yàn)作為對(duì)照組，對(duì)比圖4可發(fā)現(xiàn)，水射流系統(tǒng)壓力的改變對(duì)巖石破碎體積增長(zhǎng)率隨氣流壓力的變化趨勢(shì)基本無(wú)影響，但對(duì)比能耗的變化率有較大影響，系統(tǒng)壓力越低，比能耗變化率受到氣流壓力的影響就越顯著。這是因?yàn)槠茙r總能耗是水射流能耗與氣流能耗的總和，系統(tǒng)壓力越低，水射流能耗越小，相對(duì)而言氣流能耗占比就越大，比能耗受氣流壓力變化的影響就越顯著。

圖4 不同氣流壓力時(shí)的巖石破碎體積與比能耗Fig.4 Rock crushing volume and specific energyconsumption under different air pressure

為解釋上述現(xiàn)象產(chǎn)生的原因，探究水下氣體輔助水射流的破巖機(jī)理，需對(duì)水下氣體輔助水射流的基本結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析。如圖5所示，由于氣流和水射流初始方向不完全一致，且2者之間存在速度差，在剪切力作用下，部分氣體不可避免地會(huì)摻雜至水射流中，由此形成了氣液混合相射流。在水射流和氣流交界處，氣體在水射流高壓力的擠壓和沖擊作用下，分散形成隨機(jī)分布的大小不固定的微型高壓氣泡，與此同時(shí)，水射流受到氣流的影響，形成內(nèi)部連續(xù)、四周與氣體交界的邊緣處間斷分布的液體水柱。氣體輔助水射流沖擊作用在巖體表面時(shí)，其中純液相水射流的動(dòng)能大部分轉(zhuǎn)化為沖擊在巖石表面的水錘壓力，巖石受到水錘壓力產(chǎn)生的壓縮破壞和反射形成的拉伸應(yīng)力波導(dǎo)致的拉伸剪切破壞，與此同時(shí)，氣液混合相中水射流液相被其內(nèi)部含有的微小空氣泡分隔為間斷的水射流，產(chǎn)生了局部的大小和頻率隨機(jī)的脈沖射流，提高了水射流的沖蝕能力。此外，高壓氣液混合相射流由于氣相的摻入使得液相水中產(chǎn)生了更多的微小空氣泡，這些微小空氣泡在潰滅時(shí)會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈的微射流，可產(chǎn)生數(shù)十兆帕的沖擊壓，進(jìn)一步提高了水射流的沖擊能力。受混合相中含氣量和空泡分布的影響，理論上而言，當(dāng)射流速度恒定時(shí)，空泡潰滅微射流沖擊總動(dòng)能隨著含氣量的增加而增大，當(dāng)含氣量一定時(shí)，射流沖擊總動(dòng)能隨著其速度的增加而增大。圖3和圖4(a)的現(xiàn)象表明：在氣流壓力小于0.4 MPa時(shí)，空泡潰滅微射流引發(fā)的巖石破碎對(duì)氣流壓力的變化更敏感；在氣流壓力大于0.4 MPa時(shí)，射流沖擊動(dòng)壓造成的巖石破碎對(duì)氣流壓力的變化更敏感。在此過(guò)程中存在最佳氣流壓力0.4 MPa，使得上述2者引發(fā)的巖石破碎之和最大。

圖5 水下氣體輔助水射流結(jié)構(gòu)示意Fig.5 Structure diagram of underwater gas-assisted water jet

為進(jìn)一步分析氣體輔助作用對(duì)水射流的影響，開(kāi)展了射流流態(tài)研究，拍攝過(guò)程如圖6所示，水下破巖試驗(yàn)裝置內(nèi)部充滿水，其一側(cè)為透明的亞克力板，高速攝像機(jī)正對(duì)亞克力板進(jìn)行拍攝。對(duì)不同氣流壓力時(shí)水下氣體輔助水射流的流態(tài)圖進(jìn)行二值化處理，如圖7所示，圖7中黑色區(qū)域?yàn)榄h(huán)境水，白色區(qū)域?yàn)樯淞?。從圖7中可以直觀發(fā)現(xiàn)，在水下環(huán)境中，氣流的引入使得水射流的流態(tài)發(fā)生顯著變化，隨著氣流壓力的增大，水下氣體輔助水射流中的含氣量逐漸增加，與此同時(shí)，射流的集束性卻隨之降低。射流的集束性愈高，表明其動(dòng)能愈集中，由射流沖擊動(dòng)壓造成的巖石破碎就愈強(qiáng)，但同時(shí)射流中的空泡發(fā)育就愈不充分，由空泡潰滅微射流引發(fā)的巖石破碎愈弱；射流的集束性越差，則完全相反。

圖6 流態(tài)拍攝過(guò)程示意Fig.6 Schematic diagram of flow pattern shooting process

圖7 不同氣流壓力時(shí)水下氣體輔助水射流的流態(tài)Fig.7 Flow pattern of underwater gas-assisted waterjet under different air pressure

3.2 沖蝕時(shí)間

為揭示沖蝕時(shí)間對(duì)水下氣體輔助水射流破巖效果及性能的影響，設(shè)定氣流壓力為0.4 MPa，其他試驗(yàn)參數(shù)固定不變，開(kāi)展相關(guān)試驗(yàn)研究。不同沖蝕時(shí)間條件下的巖石破碎效果如圖8所示，相應(yīng)的巖石破碎體積與比能耗如圖9所示。

通過(guò)觀察圖8和圖9(a)發(fā)現(xiàn)，隨著沖蝕時(shí)間的延長(zhǎng)，巖石破碎面積和破碎體積逐漸增加，且?guī)r石破碎體積的增加有逐漸減緩的趨勢(shì)，近似服從指數(shù)函數(shù)曲線的規(guī)律。其主要原因是隨著氣體輔助水射流沖擊巖石時(shí)間的增加，使得更多的巖石單元在壓縮、剪切和拉伸作用下失效破壞，但隨著沖蝕時(shí)間的增加，一方面沖蝕坑的深度持續(xù)增大會(huì)導(dǎo)致實(shí)際沖蝕距離變大，水射流動(dòng)能耗散嚴(yán)重，有效破巖能量降低，另一方面沖蝕坑深度的增大對(duì)水射流的發(fā)射能力逐漸增強(qiáng)，發(fā)射流抵消了部分能量，使得破巖能力進(jìn)一步降低。

圖8 不同沖蝕時(shí)間條件下的巖石破碎效果Fig.8 Rock breaking effect under different erosion time

圖9 不同沖蝕時(shí)間時(shí)的巖石破碎體積與比能耗Fig.9 Rock crushing volume and specific energyconsumption under different erosion time

圖9(b)中比能耗隨沖蝕時(shí)間的變化趨勢(shì)與之相反，但同樣近似符合指數(shù)函數(shù)。從提高破巖性能的角度考慮應(yīng)盡量選擇更長(zhǎng)的沖蝕時(shí)間，但會(huì)導(dǎo)致破巖經(jīng)濟(jì)性明顯較低，綜合巖石破碎體積與比能耗發(fā)現(xiàn)，沖蝕時(shí)間為30 s時(shí)，巖石破碎體積較20 s時(shí)仍有較大增長(zhǎng)，但此時(shí)比能耗并未顯著提高，在破巖作業(yè)時(shí)可選擇30 s的沖蝕時(shí)間，以兼顧水下氣體輔助水射流的破巖性能與經(jīng)濟(jì)性。

3.3 外噴嘴收縮段結(jié)構(gòu)

為了探究外噴嘴收縮段結(jié)構(gòu)對(duì)水下氣體輔助射流破巖性能的影響，本節(jié)選用不同收縮段結(jié)構(gòu)的外噴嘴進(jìn)行破巖試驗(yàn)，設(shè)定沖蝕時(shí)間為30 s，其他條件保持不變，相應(yīng)的巖石破碎效果如圖10所示。從圖10中直觀可見(jiàn)外噴嘴收縮段為指數(shù)型和錐型時(shí)的巖石破碎面積較大，收縮段為圓柱型和圓弧型的外噴嘴沖蝕成的巖石破碎面積相對(duì)較小。理論上來(lái)說(shuō)，巖石在水射流沖擊下破碎區(qū)域的邊界應(yīng)為圓形，但巖石質(zhì)地不均勻和水射流發(fā)散具有一定隨機(jī)性的影響，實(shí)際巖石破碎區(qū)形狀并不規(guī)則。

圖10 不同收縮段結(jié)構(gòu)條件下的巖石破碎效果Fig.10 Rock breaking effect under different shrinkage structure

為進(jìn)一步分析外噴嘴收縮段結(jié)構(gòu)對(duì)水下氣體輔助水射流破巖性能的影響，測(cè)量各組試驗(yàn)的巖石破碎體積并計(jì)算其比能耗，如圖11所示。

圖11 不同收縮段結(jié)構(gòu)時(shí)的巖石破碎體積與比能耗Fig.11 Crushing volume and specific energy consumption ofrock with different shrinkage structure

在水射流系統(tǒng)壓力為50 MPa條件下，外噴嘴收縮段為圓柱型、錐直型、指數(shù)型和圓弧型時(shí)的巖石破碎體積分別為4.09，4.62，6.09及5.52 cm，對(duì)應(yīng)的比能耗分別197.0，174.5，132.0及146.1 kJ/cm。選用指數(shù)型收縮段的外噴嘴破巖效果最佳，與圓柱型收縮段相比，巖石破碎體積增加了48.8%，比能耗減小了32.8%。

圖12 不同收縮段結(jié)構(gòu)時(shí)水下氣體輔助水射流的流態(tài)Fig.12 Flow pattern of underwater gas-assisted waterjet with different contraction structure

為了深入分析產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因，開(kāi)展了水下氣體輔助水射流的流態(tài)試驗(yàn)，如圖12所示，從圖12中可見(jiàn)，射流集束性從好到壞的外噴嘴收縮段依次為：指數(shù)型>錐型>圓弧型>圓柱型，這與圖10及圖11(a)中不同收縮段結(jié)構(gòu)時(shí)呈現(xiàn)的巖石破碎體積規(guī)律一致。在氣流壓力相同時(shí)，外噴嘴收縮段結(jié)構(gòu)的變化對(duì)空泡發(fā)育的影響不如其對(duì)射流沖擊動(dòng)壓的影響大。在水下破巖作業(yè)時(shí)，應(yīng)優(yōu)先選用指數(shù)型外噴嘴以提高氣體輔助水射流破巖性能。

3.4 外噴嘴直徑

在其他試驗(yàn)參數(shù)不變的條件下進(jìn)行試驗(yàn)，選用指數(shù)型外噴嘴，得到不同外噴嘴出口直徑條件下的巖石破碎效果如圖13所示。外噴嘴直徑變化對(duì)沖蝕坑的基本結(jié)構(gòu)無(wú)明顯影響，巖石破碎均呈現(xiàn)為邊緣不規(guī)則的凹坑，在凹坑中心存在一沖蝕坑，但巖石表面剝落面積和破碎體積有所區(qū)別。

圖13 不同外噴嘴出口直徑條件下的巖石破碎效果Fig.13 Rock breaking effect under different outletdiameters of external nozzle

圖14為本組實(shí)驗(yàn)中巖石破碎體積與比能耗隨著噴嘴直徑的變化趨勢(shì)，可見(jiàn)隨著噴嘴直徑的增加，巖石破碎體積先增后減，比能耗則與之相反，表現(xiàn)為先減后增的趨勢(shì)。在系統(tǒng)壓力為50 MPa條件下，當(dāng)外噴嘴直徑為2.0，2.5，3.0，3.5及4.0 mm時(shí)，巖石破碎體積分別為4.95，5.38，5.67，6.10及5.14 cm，相應(yīng)的比能耗分別為163.0，149.9，142.4，132.4及156.9 kJ/cm。與外噴嘴直徑為2 mm的試驗(yàn)條件相比，外噴嘴直徑為2.5，3.0，3.5及4.0 mm的巖石破碎體積分別增長(zhǎng)了8.7%，14.6%，23.2%和3.8%，相應(yīng)的比能耗分別降低了8.0%，12.6%，18.8%和3.7%。巖石破碎體積與比能耗在不同系統(tǒng)壓力時(shí)的巖石破碎體積與比能耗增減率的變化趨勢(shì)基本一致，存在的少量偏差是由試驗(yàn)誤差引起的，不具備代表性。

圖14 不同外噴嘴出口直徑時(shí)的巖石破碎體積與比能耗Fig.14 Rock crushing volume and specific energyconsumption with different outlet diameters of external nozzle

本組試驗(yàn)條件下的水下氣體輔助水射流的流態(tài)如圖15所示，隨著外噴嘴出口直徑增加，射流的集束性呈先增加后減小的趨勢(shì)。在直徑為3.5 mm時(shí)，射流的集束性最好，產(chǎn)生該現(xiàn)象的緣由是：隨著直徑的變大，射流的流道變化更加平緩，射流中氣體和水混合的劇烈程度降低，氣流減少環(huán)境水的阻力作用提升，減少了水射流在環(huán)境中能量的損失；但直徑過(guò)大導(dǎo)致氣流速度下降，反而降低了其對(duì)水射流的減阻作用。

圖15 不同外噴嘴出口直徑時(shí)水下氣體輔助水射流流態(tài)Fig.15 Flow pattern of underwater gas-assisted waterjet with different outlet diameters of external nozzle

3.5 外噴嘴直線段長(zhǎng)度

為尋求水下氣體輔助水射流破巖的最佳外噴嘴直線段長(zhǎng)度，分析直線段長(zhǎng)度對(duì)巖石破碎形貌及破巖性能的影響，并探究其內(nèi)在成因，進(jìn)行相關(guān)試驗(yàn)，選用出口直徑為3.5 mm的外噴嘴，其他條件與上述一致。圖16為不同外噴嘴直線段長(zhǎng)度條件下的巖石破碎效果，相應(yīng)的巖石破碎體積與比能耗如圖17所示。

圖16 不同外噴嘴直線段長(zhǎng)度條件下的巖石破碎效果Fig.16 Rock breaking effect of different straightlength of external nozzle

在直線段長(zhǎng)度小于10 mm的范圍內(nèi)，巖石破碎體積隨著直線段長(zhǎng)度的增加而增加，當(dāng)直線段長(zhǎng)度超過(guò)10 mm后，巖石破碎體積反而隨著直線段長(zhǎng)度的增加而減小，但減小的趨勢(shì)相對(duì)較慢。比能耗的變化趨勢(shì)正好與之相反，隨著直線段長(zhǎng)度的增加，比能耗出現(xiàn)先迅速減小而后緩慢增加的趨勢(shì)，最小值在直線段長(zhǎng)度為10 mm左右取得。在系統(tǒng)壓力50 MPa時(shí)，直線段長(zhǎng)度為10 mm條件下巖石破碎體積為6.1 cm，相較于直線段長(zhǎng)度為0時(shí)的1.48 cm增長(zhǎng)了312%。相應(yīng)的比能耗從546.7 kJ/cm降至132.4 kJ/cm，減小率為76%。產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因可以從水下氣體輔助水射流的流態(tài)方面進(jìn)行分析，從圖18可見(jiàn)，隨著外噴嘴出口直線段長(zhǎng)度增加，射流發(fā)散愈發(fā)明顯，這說(shuō)明射流中氣體和水之間的混合更加充分，空泡發(fā)育程度就更高，但同時(shí)在此過(guò)程中的由氣、水動(dòng)量交換和射流與噴嘴壁面之間的摩擦阻力引起的能量損耗逐漸增加，兩者之間的平衡在直線段為10 mm時(shí)發(fā)生。

圖17 不同直線段長(zhǎng)度時(shí)的巖石破碎體積與比能耗Fig.17 Rock crushing volume and specific energyconsumption with different length of straight section

圖18 不同直線段長(zhǎng)度時(shí)水下氣體輔助水射流的流態(tài)Fig.18 Flow pattern of underwater gas-assisted water jetwith different straight length

4 結(jié) 論

(1)基于氣液兩相流理論，對(duì)水下氣體輔助水射流基本結(jié)構(gòu)進(jìn)行描述，分析了其不同區(qū)域的特點(diǎn)及其對(duì)巖石沖蝕的影響。巖石破碎是由水相水錘壓力與氣相空泡潰滅微射流共同作用的結(jié)果。由于空氣泡潰滅的持續(xù)發(fā)生和潰滅過(guò)程的脈動(dòng)特點(diǎn)，使得氣液混合相射流具有一定的脈動(dòng)性，對(duì)破巖有促進(jìn)作用。

(2)隨著氣流壓力的增大，水下氣體輔助水射流中的含氣量逐漸增加，與此同時(shí)，射流的集束性卻隨之降低。射流集束性從好到壞的外噴嘴收縮段結(jié)構(gòu)依次為：指數(shù)型>錐型>圓弧型>圓柱型；增大外噴嘴出口直徑，射流的集束性出現(xiàn)先增加而后減小的趨勢(shì)；隨著外噴嘴直線段長(zhǎng)度的增加，水下氣體輔助水射流中空泡發(fā)育程度逐漸增強(qiáng)，但同時(shí)，由氣、液動(dòng)量交換和摩擦阻力引起的能量損耗隨之增加。

(3)與普通淹沒(méi)射流相比，氣體輔助最高可使得破巖體積提高約1.5倍，比能耗則降低了40%。隨著氣流壓力的升高，巖石破碎體積先增大而后減小，比能耗先減小后增大，最佳取值為0.4 MPa；延長(zhǎng)沖蝕時(shí)間，巖石破碎體積隨之增加且有逐漸減緩的趨勢(shì)，沖蝕時(shí)間設(shè)為30 s可兼顧水下氣體輔助水射流的破巖性能與經(jīng)濟(jì)性；外噴嘴最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)組合為：指數(shù)型收縮段、出口直徑3.5 mm和直線段長(zhǎng)10 mm。