水下跨介質射流破巖性能試驗研究

劉送永，商 港，李洪盛

(1.中國礦業大學 機電工程學院，江蘇 徐州 221116；2. 礦山智能采掘裝備省部共建協同創新中心，江蘇 徐州 221008)

我國是海陸兼備的大國，海域內蘊藏著極為豐富的礦產資源。現階段國家對海洋礦產資源的開發愈發重視，明確提出要加快海洋資源開發，全面突破深海鉆采工程技術及其裝備核心關鍵技術，而巖石破碎是礦產資源開采的重要環節。此外，水下礁石的存在對航運產生巨大威脅，定期疏浚河道十分必要，而傳統的爆破清礁手段對河流生態環境影響極大，從清礁安全性和環保性考慮，迫切需要發展一種高效、便捷、經濟的新型清礁手段。由于水射流技術具有無污染、破碎效率高、成本低和對切割材料類型適用性好等優點，已成為水下礦業開采、航道疏浚及船體救援的核心技術。

在水下水射流領域，國內外學者進行了大量研究。GAUDIN C等在自升式樁靴倒置處加裝水射流噴射系統進行試驗，發現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開采油砂的影響，分析了提取瀝青的體積、清潔砂的剩余體積和水溫變化。ZHAO等研究了水下環境中水平圓形壁射流對無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測公式。程巍等為了確定水射流清洗地浸采鈾生產井的最佳工作參數，通過數值模擬分析了水深、出口壓力、靶距以及沖擊角對淹沒射流的影響。

在水下利用水射流技術破碎巖石時，受環境水的阻礙作用，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，研究人員對水射流技術進行了改進，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具有廣闊的應用前景。

國內外學者對氣體輔助水射流破巖方法進行了一定的探索。MOMBER設計出一種具有自吸氣功能的空氣環繞水射流噴嘴，并將其應用于混凝土破碎試驗。FABIO等對氣水兩相射流進行了實驗，發現較高空氣流速時的水射流擴散更大，可觀察到更多數量的氣泡和更大尺寸的氣泡。WANG等對自吸環空流體式自激振蕩脈沖射流破巖性能進行了研究，表明該形式脈沖射流沖擊破碎巖石體積大于純水射流。張彬等對比了不同阻力介質下氣環保護對水射流的影響，并應用于工程作業中。林柏泉等對高壓氣液兩相射流致裂機理進行研究，初步揭示了氣水兩相間的破巖響應機制，發現在兩相射流沖擊作用下，孔隙結構改變及宏觀裂紋擴展是高壓氣相與高壓液相共同交互響應的結果。

上述研究大都集中在空氣中氣液兩相射流的流態、破巖性能及機理上，缺乏對淹沒環境中的相關研究，射流工作參數及噴嘴結構參數對破巖性能及流態的影響有待深入探究。基于此，筆者提出一種水下氣體輔助水射流技術，設計了氣體輔助水射流噴嘴，基于相關試驗系統開展了水下氣體輔助水射流破巖及流態試驗，旨在提高水下水射流的破巖性能，降低經濟成本。

1 噴嘴結構設計

水下環境中的氣體輔助水射流通過氣體排開環境水，水射流噴射時，周圍被環狀氣流包裹，減小了環境水的阻力。本文噴嘴氣體入口采用對稱雙側入口，氣體從外噴嘴兩側進入，高壓水從內噴嘴后方進入，采用對稱雙側入口可以改善由于結構的非對稱性引起的流場非對稱性，提高氣流流動的均勻性，有利于氣體輔助水射流的穩定。由于內噴嘴為高壓水射流噴嘴，在工作時承受較大的壓力和沖擊作用，因此有必要對其壁厚進行設計計算與校核。噴嘴壁厚可按式(1)計算:

(1)

式中，為噴嘴壁厚，mm；為噴嘴耐壓試驗壓力，MPa，=1.25，為所測得水射流系統壓力；為噴嘴出口直徑，mm；為噴嘴材料的抗拉強度，MPa；為安全系數，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設計噴嘴，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，需要對設計的噴嘴壁厚進行以下校核：

(1)噴嘴內部最大工作壓力應小于一定的極限值，即

(2)

式中，為噴嘴外徑，mm。

(2)為防止噴嘴在工作時壁面發生塑性變形，噴嘴內部最大工作壓力應與塑性變形壓力滿足：

(3)

(3)噴嘴的爆裂壓力應遠大于耐壓試驗壓力，即

(4)

式中，為噴嘴爆裂壓力，MPa。

經校核，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，考慮到經濟成本，選用錐直型內噴嘴。以錐型收縮段的外噴嘴為例，氣體輔助水射流噴嘴基本結構如圖1所示。該噴嘴主要參數包括：內噴嘴入口直徑、內噴嘴出口直徑、直線段長度、收縮段錐角、外噴嘴腔體內徑、入口直徑、外噴嘴出口直徑、出口直線段長度和收縮段結構。

參考噴嘴設計的相關理論和經驗，結合水下氣體輔助水射流的工況和特點，設計了該噴嘴的基本幾何參數，見表1。

表1 噴嘴的基本幾何參數

圖1 噴嘴基本結構Fig.1 Basic structure of nozzle

2 水下氣體輔助水射流破巖性能試驗

2.1 水下氣體輔助水射流破巖試驗系統

為進行破巖試驗，搭建了水下氣體輔助水射流破巖試驗系統，如圖2所示，主要由氣體輔助水射流發生系統、水下直線切割系統及電控系統組成。

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

2.2 巖樣力學性能

由于水下環境惡劣復雜，直接在作業現場大量采集試驗樣本較為困難，因此筆者通過配置人工巖樣開展試驗來模擬破巖效果。相似材料模型法在諸多破巖試驗研究中被廣泛使用，通過配置滿足試驗煤巖各項力學性能的混凝土進行試驗來模擬煤巖破碎。本文所配置的混凝土試塊規格均為100 mm×100 mm×100 mm。對制備的巖樣進行單軸抗壓測試和巴西劈裂，每組測試3個試樣，對結果取平均值，獲得所用巖樣的力學性能參數見表2。

表2 巖樣力學性能

2.3 試驗方案

筆者采用控制試驗變量的方法研究水下氣體輔助水射流破巖試驗過程中外噴嘴的收縮段結構、出口直徑、直線段長度、氣流壓力及沖蝕時間對巖石破碎體積和破巖比能耗的影響規律，各個變量及其取值范圍見表3。其他變量設置如下：沖蝕距離=10 mm，入射角度=90°。

表3 試驗變量及其取值

本文采用巖石破碎體積和破巖比能耗作為評估水下氣體輔助水射流破巖性能優劣的指標，前者衡量了破巖手段的有效性，后者則評價了破巖手段的經濟性。在剔除明顯異常的數據基礎上，采取每組試驗重復5次，取其平均值的方法測量巖石破碎體積，破巖比能耗在數值上等于某次破巖過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兩部分，由于試驗所用的空壓機可直接讀取實時功率，而高壓柱塞泵無法直接讀出實時功率，故通過式(6)計算：

==

(6)

式中，為高壓水的流量；為內噴嘴橫截面積；為水射流速度。

和的計算公式分別為

(7)

(8)

3 試驗結果及分析

3.1 氣流壓力

為探究最佳氣流壓力，分析氣流壓力變化對巖石破碎形貌、巖石破碎體積及比能耗的影響規律，選用收縮段結構為指數型的外噴嘴，外噴嘴出口直徑為3.5 mm，外噴嘴直線段長度為10 mm，設定沖蝕時間為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時開展沖蝕試驗，增設水下純氣體射流沖蝕破巖作為對照組，進行純水射流破巖試驗時將外噴嘴取下，僅保留內噴嘴。水射流系統壓力為50 MPa時的相關巖石破碎效果如圖3所示，從圖3中可見在本次實驗中，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了很深的沖蝕坑，但巖石破碎面積有所區別，而僅受純氣體射流沖蝕的巖樣表面無任何損傷，表明低壓純氣體射流對該巖石并無破碎能力。

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，比能耗先減小后增大。在氣流壓力0～0.8 MPa內，2者均在氣流壓力為0.4 MPa時取得極值。在水射流系統壓力為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，比無氣體輔助時的巖石破碎體積增加了1.5倍，比能耗降低了40%。為研究結論的普適性，增設水射流系統壓力為40 MPa條件下的相關試驗作為對照組，對比圖4可發現，水射流系統壓力的改變對巖石破碎體積增長率隨氣流壓力的變化趨勢基本無影響，但對比能耗的變化率有較大影響，系統壓力越低，比能耗變化率受到氣流壓力的影響就越顯著。這是因為破巖總能耗是水射流能耗與氣流能耗的總和，系統壓力越低，水射流能耗越小，相對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

為解釋上述現象產生的原因，探究水下氣體輔助水射流的破巖機理，需對水下氣體輔助水射流的基本結構進行分析。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，分散形成隨機分布的大小不固定的微型高壓氣泡，與此同時，水射流受到氣流的影響，形成內部連續、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，其中純液相水射流的動能大部分轉化為沖擊在巖石表面的水錘壓力，巖石受到水錘壓力產生的壓縮破壞和反射形成的拉伸應力波導致的拉伸剪切破壞，與此同時，氣液混合相中水射流液相被其內部含有的微小空氣泡分隔為間斷的水射流，產生了局部的大小和頻率隨機的脈沖射流，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生了更多的微小空氣泡，這些微小空氣泡在潰滅時會產生強烈的微射流，可產生數十兆帕的沖擊壓，進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，當射流速度恒定時，空泡潰滅微射流沖擊總動能隨著含氣量的增加而增大，當含氣量一定時，射流沖擊總動能隨著其速度的增加而增大。圖3和圖4(a)的現象表明：在氣流壓力小于0.4 MPa時，空泡潰滅微射流引發的巖石破碎對氣流壓力的變化更敏感；在氣流壓力大于0.4 MPa時，射流沖擊動壓造成的巖石破碎對氣流壓力的變化更敏感。在此過程中存在最佳氣流壓力0.4 MPa，使得上述2者引發的巖石破碎之和最大。

圖5 水下氣體輔助水射流結構示意Fig.5 Structure diagram of underwater gas-assisted water jet

為進一步分析氣體輔助作用對水射流的影響，開展了射流流態研究，拍攝過程如圖6所示，水下破巖試驗裝置內部充滿水，其一側為透明的亞克力板，高速攝像機正對亞克力板進行拍攝。對不同氣流壓力時水下氣體輔助水射流的流態圖進行二值化處理，如圖7所示，圖7中黑色區域為環境水，白色區域為射流。從圖7中可以直觀發現，在水下環境中，氣流的引入使得水射流的流態發生顯著變化，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，射流的集束性卻隨之降低。射流的集束性愈高，表明其動能愈集中，由射流沖擊動壓造成的巖石破碎就愈強，但同時射流中的空泡發育就愈不充分，由空泡潰滅微射流引發的巖石破碎愈弱；射流的集束性越差，則完全相反。

圖6 流態拍攝過程示意Fig.6 Schematic diagram of flow pattern shooting process

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

3.2 沖蝕時間

為揭示沖蝕時間對水下氣體輔助水射流破巖效果及性能的影響，設定氣流壓力為0.4 MPa，其他試驗參數固定不變，開展相關試驗研究。不同沖蝕時間條件下的巖石破碎效果如圖8所示，相應的巖石破碎體積與比能耗如圖9所示。

通過觀察圖8和圖9(a)發現，隨著沖蝕時間的延長，巖石破碎面積和破碎體積逐漸增加，且巖石破碎體積的增加有逐漸減緩的趨勢，近似服從指數函數曲線的規律。其主要原因是隨著氣體輔助水射流沖擊巖石時間的增加，使得更多的巖石單元在壓縮、剪切和拉伸作用下失效破壞，但隨著沖蝕時間的增加，一方面沖蝕坑的深度持續增大會導致實際沖蝕距離變大，水射流動能耗散嚴重，有效破巖能量降低，另一方面沖蝕坑深度的增大對水射流的發射能力逐漸增強，發射流抵消了部分能量，使得破巖能力進一步降低。

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

圖9 不同沖蝕時間時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)中比能耗隨沖蝕時間的變化趨勢與之相反，但同樣近似符合指數函數。從提高破巖性能的角度考慮應盡量選擇更長的沖蝕時間，但會導致破巖經濟性明顯較低，綜合巖石破碎體積與比能耗發現，沖蝕時間為30 s時，巖石破碎體積較20 s時仍有較大增長，但此時比能耗并未顯著提高，在破巖作業時可選擇30 s的沖蝕時間，以兼顧水下氣體輔助水射流的破巖性能與經濟性。

3.3 外噴嘴收縮段結構

為了探究外噴嘴收縮段結構對水下氣體輔助射流破巖性能的影響，本節選用不同收縮段結構的外噴嘴進行破巖試驗，設定沖蝕時間為30 s，其他條件保持不變，相應的巖石破碎效果如圖10所示。從圖10中直觀可見外噴嘴收縮段為指數型和錐型時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較小。理論上來說，巖石在水射流沖擊下破碎區域的邊界應為圓形，但巖石質地不均勻和水射流發散具有一定隨機性的影響，實際巖石破碎區形狀并不規則。

圖10 不同收縮段結構條件下的巖石破碎效果Fig.10 Rock breaking effect under different shrinkage structure

為進一步分析外噴嘴收縮段結構對水下氣體輔助水射流破巖性能的影響，測量各組試驗的巖石破碎體積并計算其比能耗，如圖11所示。

圖11 不同收縮段結構時的巖石破碎體積與比能耗Fig.11 Crushing volume and specific energy consumption ofrock with different shrinkage structure

在水射流系統壓力為50 MPa條件下，外噴嘴收縮段為圓柱型、錐直型、指數型和圓弧型時的巖石破碎體積分別為4.09，4.62，6.09及5.52 cm，對應的比能耗分別197.0，174.5，132.0及146.1 kJ/cm。選用指數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 不同收縮段結構時水下氣體輔助水射流的流態Fig.12 Flow pattern of underwater gas-assisted waterjet with different contraction structure

為了深入分析產生上述現象的原因，開展了水下氣體輔助水射流的流態試驗，如圖12所示，從圖12中可見，射流集束性從好到壞的外噴嘴收縮段依次為：指數型>錐型>圓弧型>圓柱型，這與圖10及圖11(a)中不同收縮段結構時呈現的巖石破碎體積規律一致。在氣流壓力相同時，外噴嘴收縮段結構的變化對空泡發育的影響不如其對射流沖擊動壓的影響大。在水下破巖作業時，應優先選用指數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

在其他試驗參數不變的條件下進行試驗，選用指數型外噴嘴，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。外噴嘴直徑變化對沖蝕坑的基本結構無明顯影響，巖石破碎均呈現為邊緣不規則的凹坑，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為本組實驗中巖石破碎體積與比能耗隨著噴嘴直徑的變化趨勢，可見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，表現為先減后增的趨勢。在系統壓力為50 MPa條件下，當外噴嘴直徑為2.0，2.5，3.0，3.5及4.0 mm時，巖石破碎體積分別為4.95，5.38，5.67，6.10及5.14 cm，相應的比能耗分別為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了8.7%，14.6%，23.2%和3.8%，相應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壓力時的巖石破碎體積與比能耗增減率的變化趨勢基本一致，存在的少量偏差是由試驗誤差引起的，不具備代表性。

圖14 不同外噴嘴出口直徑時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

本組試驗條件下的水下氣體輔助水射流的流態如圖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。在直徑為3.5 mm時，射流的集束性最好，產生該現象的緣由是：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，氣流減少環境水的阻力作用提升，減少了水射流在環境中能量的損失；但直徑過大導致氣流速度下降，反而降低了其對水射流的減阻作用。

圖15 不同外噴嘴出口直徑時水下氣體輔助水射流流態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度，分析直線段長度對巖石破碎形貌及破巖性能的影響，并探究其內在成因，進行相關試驗，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度條件下的巖石破碎效果，相應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

在直線段長度小于10 mm的范圍內，巖石破碎體積隨著直線段長度的增加而增加，當直線段長度超過10 mm后，巖石破碎體積反而隨著直線段長度的增加而減小，但減小的趨勢相對較慢。比能耗的變化趨勢正好與之相反，隨著直線段長度的增加，比能耗出現先迅速減小而后緩慢增加的趨勢，最小值在直線段長度為10 mm左右取得。在系統壓力50 MPa時，直線段長度為10 mm條件下巖石破碎體積為6.1 cm，相較于直線段長度為0時的1.48 cm增長了312%。相應的比能耗從546.7 kJ/cm降至132.4 kJ/cm，減小率為76%。產生上述現象的原因可以從水下氣體輔助水射流的流態方面進行分析，從圖18可見，隨著外噴嘴出口直線段長度增加，射流發散愈發明顯，這說明射流中氣體和水之間的混合更加充分，空泡發育程度就更高，但同時在此過程中的由氣、水動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時發生。

圖17 不同直線段長度時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 不同直線段長度時水下氣體輔助水射流的流態Fig.18 Flow pattern of underwater gas-assisted water jetwith different straight length

4 結 論

(1)基于氣液兩相流理論，對水下氣體輔助水射流基本結構進行描述，分析了其不同區域的特點及其對巖石沖蝕的影響。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果。由于空氣泡潰滅的持續發生和潰滅過程的脈動特點，使得氣液混合相射流具有一定的脈動性，對破巖有促進作用。

(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，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構依次為：指數型>錐型>圓弧型>圓柱型；增大外噴嘴出口直徑，射流的集束性出現先增加而后減小的趨勢；隨著外噴嘴直線段長度的增加，水下氣體輔助水射流中空泡發育程度逐漸增強，但同時，由氣、液動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；延長沖蝕時間，巖石破碎體積隨之增加且有逐漸減緩的趨勢，沖蝕時間設為30 s可兼顧水下氣體輔助水射流的破巖性能與經濟性；外噴嘴最佳結構參數組合為：指數型收縮段、出口直徑3.5 mm和直線段長10 mm。