截斷式脈沖射流流場結構模擬與沖蝕硬巖能力分析

陸朝暉，盧義玉，Michael Hood，潘林華，賀 培

(1.重慶地質礦產研究院 國土資源部頁巖氣資源勘查重點實驗室，重慶 400042；2.重慶大學 煤礦災害動力學與控制國家重點實驗室，重慶 400044；3.昆士蘭大學 采礦合作研究中心，澳大利亞 布里斯班 4072)

截斷式脈沖射流流場結構模擬與沖蝕硬巖能力分析

陸朝暉1,2,3，盧義玉2，Michael Hood3，潘林華1，賀 培1

(1.重慶地質礦產研究院 國土資源部頁巖氣資源勘查重點實驗室，重慶 400042；2.重慶大學 煤礦災害動力學與控制國家重點實驗室，重慶 400044；3.昆士蘭大學 采礦合作研究中心，澳大利亞 布里斯班 4072)

孔盤截斷式脈沖射流能夠充分利用水錘壓力、高速側向流、循環載荷等效應，破巖效率高，在硬巖破碎中具有較高的開發潛力?；赩OF模型和動網格技術，建立與截斷式脈沖射流生成裝置幾何及運動過程一致的兩相流瞬態計算模型，結合高速攝像技術，研究了截斷式脈沖水射流的流體結構的動態演變動力特征，測試了截斷式脈沖水射流的破巖能力，并分別從流暢結構和破巖能力上與常規圓柱水射流進行了對比分析。研究結果表明：截斷式脈沖射流有助于在射流末端形成偏轉的瓦狀尖體結構，可有效減弱或避免激波阻力的影響；截斷式脈沖水射流在破巖過程中，巖石靶物沖蝕孔口呈現非軸對稱形態，與常規圓柱射流相比，截斷式脈沖射流能夠大幅度提升破巖速度，增大破巖體積。

孔盤截斷式脈沖射流；流場結構；動網格技術；硬巖沖蝕

脈沖水射流能夠有效利用其產生的水錘壓力、高速側向應力和高頻動載荷等特性，在硬巖中形成剪切、拉伸和疲勞破壞，比連續射流更易形成階躍式破碎，被廣泛應用到石油鉆井、采礦、隧道掘進等工業領域[1]。采用不同裝置不同動力源可產生不同類型的脈沖射流[2]，但在眾多脈沖射流類型中，孔盤截斷法是其中一種較為簡單易控的方法?？妆P截斷法能生成整潔脈沖，即相鄰單個脈沖完全斷開，有利于消除水墊影響，充分利用脈沖射流的水錘壓力，在破碎硬巖方面具有較高的開發潛力[3-4]。

高速脈沖射流對沖擊靶物的作用效果取決于水錘壓力的持續作用時間，而持續時間的長短又主要取決于脈沖射流流場，尤其是射流頭部流場結構[5-6]。因此，與靶物碰撞初期的脈沖射流頭部流場結構決定了射流的沖蝕能力，掌握射流流場結構信息是研究其破硬巖機理的必要前提。高壓脈沖射流流場具有高速湍動的瞬變特性，截斷式脈沖射流流場結構更為特殊，依靠純理論分析計算非常復雜。高速攝像技術能對射流的外部真實結構及生成過程進行可視化研究[7]，但難以全面體現射流流場的變化發展。近年來，CFD(Computational Fluid Dynamics)技術的發展使流場細節的可視化成為可能，許多學者采用此方法對水射流進行了數值模擬研究[8-9]。

為了獲得截斷式脈沖射流的流場細節信息，筆者采用Fluent軟件，基于VOF(Volume of Fluid)模型和3D動網格技術，建立與截斷式脈沖射流生成裝置幾何及運動過程一致的計算模型，采用高速攝像法獲取截斷式脈沖射流的外部流場結構加以驗證。應用驗證后模型，模擬單個射流脈沖在100 mm經驗最優靶距范圍內頭部結構的動態演變及沖蝕靶體的動力特征，用于對其水錘壓力特性研究提供流場信息。為突出截斷式脈沖射流頭部流場結構的特點，對比分析了與普通圓柱射流流場結構的區別，研究了尖體流場演變機理。分別采用射流速度、尺度相同的兩種類型射流對花崗巖立方體進行了沖蝕實驗，對比分析了截斷式脈沖水射流的破巖機制。截斷式脈沖射流流場結構與破巖機制的研究將對該類型射流在硬巖破碎應用方面的優化設計提供有效的的理論參考。

1 實驗系統設置

1.1截斷式脈沖射流生成原理

孔盤截斷式脈沖射流生成裝置如圖1所示，主要由高壓泵、噴嘴、液壓馬達、孔盤等組成。在高壓泵的作用下，高壓水流經噴嘴高速噴出形成連續射流。液壓馬達帶動外置帶孔圓盤高速旋轉，可使連續射流周期性通過或遮斷，從而形成不連續的間斷射流，即脈沖射流。該裝置通過改變孔盤上切槽的數量、寬度或孔盤轉速即可改變單脈沖長度及脈沖頻率，對射流參數具有較高的可控性。

圖1 孔盤截斷式脈沖射流生成裝置示意圖Fig.1 Device for producing interrupted water jet by slotted disc

1.2高速攝像實驗設置

設計孔盤直徑為220 mm，厚度為10 mm，均勻布設16個盤孔，噴嘴軸線距孔盤軸線100 mm，盤孔寬度為10.2 mm。噴嘴直徑為3.429 mm，垂直于孔盤布置，間距9 mm。系統壓力設定為80 MPa，孔盤由液壓馬達帶動旋轉，轉速控制在780 r/min。拍攝時選用德國HiSpec 2G高速攝像機，將拍攝速度設置為7 437 fps，即連續兩張照片間的時間間隔為134.5 μs；曝光時間設置為2 μs；分辨率設置為592×122。假設孔盤旋轉時產生的每個單脈沖射流具有相似的非軸對稱結構，為拍攝到截斷式脈沖射流的特有結構，將高速攝像機鏡頭垂直于射流軸線方向，鏡頭視角中心對準射流軸線和拍攝區域中點。圖2(a)為高速攝像實驗系統的實景圖。

1.3沖蝕花崗巖實驗設置

截斷式脈沖射流生成系統的設置與高速攝像實驗系統設置一致，獲得脈沖射流的頻率為208 Hz，單脈沖長度為634.05 mm，脈沖間隔距離為1 192.87 mm，功率為 72.9 kW。為測試沖蝕物理量，采用氣動的擋板開關執行射流的通斷，共中斷實驗4次，時間間隔為 5 s，5 s，5 s，15 s，30 s和4 min，累計總沖蝕時間為5 min。其中沖蝕體積采用注射劑向沖蝕孔注射液體的方法獲得。實驗選用邊長為250 mm的花崗巖立方體，其物理力學屬性如表1，沖蝕靶距為100 mm(噴嘴出口至巖樣接觸面垂直距離)。圖2(b)為沖蝕巖石實驗實景圖。

(a) (b)圖2 高速攝像與沖蝕實驗實景圖Fig.2 The settings of the high speed camera and granite cube breaking experiment under interrupted water jet

表1 花崗巖物理力學參數Tab.1 Mechanical parameters of the granite sample

2 數值模擬

高速連續射流被孔盤干擾后，形成一系列射流脈沖。由于孔槽在孔盤均勻分布，且孔盤以勻速旋轉，因此理論上在一定泵壓的條件下，每個射流脈沖應具有相同的射流結構。故本數值模擬重點研究單個截斷式射流脈沖，模擬計算從孔盤阻擋射流至射流逐步從盤孔射出的整個射流頭部結構的形成過程及射流沖蝕靶面的特殊流動狀態。在一定水動力條件下，噴嘴結構是射流流場的主要影響因素[10]，但與通過盤孔的過程相比對截斷式射流結構影響較小，本模擬研究主要針對后者。

2.1控制方程

脈沖射流噴入大氣介質的流動為液、氣兩相流，對于這種非混合流體流動問題，確定相界面的位置和形狀后即可參照單相流體的處理方法來處理[11-12]。VOF模型通過求解一套動量方程和跟蹤處理穿過計算域的每一種流體的體積分數來模擬兩相不能混合的流體，在追蹤液氣自由界面模擬中獲得了廣泛應用，故選用VOF模型來追蹤流場中的兩相界面。

相間界面的追蹤是通過求解液氣兩相的體積分數連續方程來實現的，第q相的體積分數連續方程

(1)

其中，液、氣兩相還應滿足約束條件

(2)

式中，αq為第q相的體積分數，q=1為液相，q=2為氣相。

連續方程

(3)

動量方程

ρg+F

(4)

式中：ρ為密度；v為速度矢量；p為靜壓；μ為流體動力黏性系數；ρg為重力體積力；F為外部體積力。

因涉及射流的發散、解裂與霧化，沿兩相界面的表面張力效應不可忽略[13]。采用Brackbill等提出的連續表面力模型(Continuum Surface Force，CSF)，在該模型下，考慮表面張力為常數的情況，且僅考慮兩相界面的法向力。根據散度定理，作用于相界面的表面張力可以表述為體積力，作為源項并入動量方程中

(5)

由表面張力導致的源項只在界面的某一側出現，文中指液相所在的一側。

(6)

Realizablek-ε湍流模型

Gb-ρε-YM+Sk

(7)

(8)

(9)

輸運方程中出現的物性參數取各相體積分數的加權平均

(10)

(11)

2.2模型建立及網格劃分

在所研究的問題中，孔盤作為運動的實體，隨著孔盤的旋轉，射流的流場形態發生變化，這種流場形狀由于邊界運動而隨時間改變的問題可以采用動網格模型進行模擬。邊界的運動方式采用UDF(User Defined Functions)定義在網格面或網格區域上。由于流場中包含運動與不運動兩種區域，故在模型設置中用Fluent軟件提供的滑動界面功能將各區域連接起來，將它們組合在初始網格中以進行識別。

在具有移動邊界的任意控制體積V內，流場用于描述流體通用標量的積分形式的守恒方程可表示為

(12)

式中：ρ為流體密度；u為流動速度矢量；ug為網格移動速度；Γ為擴散系數；Sφ為φ的源項。

所研究問題的計算區域劃分為空氣間隔段、盤孔段和空氣段，各段軸向長度分別為9 mm、10 mm和81 mm，從射流入口至靶板處的軸向長度為100 mm。噴嘴直徑、盤孔尺寸及相對位置均參照射流結構實驗的設置，其中噴嘴直徑為3.429 mm，盤孔寬度為10.2 mm，繞設定的孔盤軸線旋轉線速度為8.16 m/s。三個計算區域的運動狀態分別是：空氣間隔段與空氣段為靜止狀態，盤孔段相對空氣間隔段和盤孔段繞軸線滑移旋轉，計算一個單脈沖的生成過程。在ICEM軟件應用分區和分塊的劃分網格技術，對計算區域進行六面體網格劃分，網格數量總計200萬個。計算區域及網格劃分如圖3所示。

圖3 3D動態計算區域及六面體網格劃分Fig.3 3D dynamic computing domain and hexahedral grid

2.3離散方法

采用有限體積法將基本控制方程進行離散，生成離散方程組。為使VOF多相流模型求解精確，在對空間域進行離散化處理時采用修正的HRIC格式。在時間域離散上，采用隱式時間積分方案。為獲得VOF模型的精確瞬態特性，體積分數方程采用顯式時間離散格式，位于兩相界面附近的單元通量采用幾何重建格式進行插值。對離散后的控制方程組求解時采用PISO(Pressure Implicit Split Operator)算法。

2.4邊界條件及收斂判據

射流入口采用壓力進口邊界條件，以湍動強度和水力直徑來設定入口的湍動狀態，空氣間隔段及空氣段區域的側面采用壓力出口，距射流入口100 mm處的靶面設定為無滑移光滑壁面。為了便于與實驗采集的數據相對比，計算過程中采用固定時間步長，且因所模擬的是微秒量級內的高速湍動的瞬態問題，故選用小時間步長，設定為1×10-6。同時為了在運算的每一時間步獲得收斂解，將每個時間步長的最大迭代次數設定為50次，采用計算殘差曲線來評測整個計算區域內所有守恒方程是否滿足要求來判斷解的收斂與否。

3 數值模擬結果及破巖效果分析

3.1數值模擬與高速攝像實驗圖片對比

圖4(b)為截斷式脈沖射流頭部結構3D數值模擬結果。射流頭部形成一個前寬后窄、前薄后厚的瓦片狀尖體結構，最前端射流向與盤孔旋轉方向相反的發生偏轉。模擬獲得的射流頭部偏轉特性與相同實驗設置條件下拍攝的高速攝像圖片(圖4(a))在形態與偏轉趨勢上具有較高的一致性。由高壓泵供水的壓力脈動、噴嘴與孔盤結構、空氣淹沒環境的速度場狀態等未量化因素的影響，實際生成的射流結構存在一定霧化擴散，但數值模擬結果應對深入了解實際射流宏觀流場結構與變化規律上具有一定參考意義。數值模擬所展示的在理論最優靶距范圍內的瓦狀尖體結構，一定程度上再現了實際射流包裹在霧化液滴內部的主體射流結構，該部分是沖擊破碎巖石的最有效區域，深入探討其流場結構與演化特點，對研究截斷式脈沖射流破巖機理和優化射流結構具有重要意義。

(a)截斷射流高速圖片(b)CFD數值模擬3D形態顯示

3.2射流結構的動力特性分析

為深入了解截斷式脈沖射流頭部結構的流場演化特點，將截斷式射流與未截斷射流的頭部流場結構與速度場變化進行了對比分析。圖5(a)為未截斷圓柱射流噴出時的體積分數模擬圖，與真實拍攝圖像(圖4(a)下)結構上具有較高的一致性。該類型射流頭部呈現雨傘狀，射流前段直徑明顯大于從噴嘴噴出時的射流直徑，且射流頭部被向后滑移傘狀體包裹。截斷射流頭部結構以射流軸線沿截斷切線方向平面呈面對稱結構，圖5(a)為截斷射流頭部結構以對稱面為剖面的體積分數模擬圖，與未截斷射流具有較大的差異，相同時刻形成了長度明顯大于未截斷射流的尖體結構，尖體完整長度約80 mm，最前端朝盤孔旋轉相反方向偏轉。圖6為兩種類型射流的速度場結構對比，結合圖6分析可以發現，未截斷射流最前端直徑較大頭部結構的速度較低，與其接觸的空氣區域在圓柱狀射流的高速推動下形成對稱的激波球面。根據流體動力學理論，當射流馬赫數大于1時，射流前方氣體受壓縮形成激波，產生的音障效應對射流阻力急劇增加。與圓柱射流相比，截斷式脈沖射流前端的尖體結構與超音速戰斗機外形設計類似，在使射流在雷諾數明顯降低的情況下，可有效減弱或避免激波阻力的影響。圖中可以看出，截斷式脈沖射流前段向后滑移積聚現象不明顯，僅在射流偏轉一側形成了旋流，從而保證了尖體結構300 m/s以上的有效打擊速度。

(a)圓柱射流(b)截斷射流

(a)圓柱射流(b)截斷射流

3.3截斷式脈沖射流破巖機制

脈沖射流破巖的主要影響因素有射流直徑、壓力、頻率、振幅等，本研究僅通過設計相同射流壓力和噴嘴直徑的一組連續圓柱射流與截斷式脈沖射流沖蝕花崗巖的對比實驗，實驗結果從一定程度上反映了截斷式射流特殊射流結構與形式所形成的破巖機制。圖7是截斷式射流沖蝕孔形狀與連續射流的對比，連續射流沖蝕孔形狀為較為規則的圓柱形，直徑為13 mm，截斷式脈沖射流沖蝕孔截面為不規則下玄月型，弦長為16 mm，弦中點至圓弧的最短距離約為7 mm。不同的沖蝕孔形狀表明，射流頭部作為水錘壓力主要作用部分，是射流對巖石進行局部破碎的主體，決定了沖蝕孔的形狀。圖8為兩種射流在相同沖蝕時間內沖蝕深度和沖蝕量的情況，其中沖蝕深度A和沖蝕體積A代表截斷式射流，沖蝕深度B和沖蝕體積B代表圓柱射流。截斷式脈沖射流與連續圓柱射流在累計沖蝕時間50 s之前均具有較高的遞增趨勢，最初5 s內兩種射流的沖蝕深度與沖蝕體積近似相等，但截斷式脈沖射流的沖蝕深度與沖蝕體積的增加速率約為連續射流的2.8倍。累計沖蝕時間約50 s時，截斷式脈沖射流的沖蝕深度和沖蝕體積約為67 mm和13 ml，分別為連續射流的2.2倍和2.8倍。50 s后，連續射流作用下的沖蝕孔深度與沖蝕量趨于穩定，而截斷式脈沖射流直到總沖蝕時間5 min時，沖蝕深度和沖蝕量隨沖蝕時間的增加而近似線性增加，截至5 min的沖蝕時間，截斷式是脈沖射流的總沖蝕深度為130 mm，沖蝕量為24 ml。以上沖蝕實驗表明：截斷式脈沖與連續圓柱射流雖沖蝕孔洞形狀不同，但截面積相當；截斷式脈沖射流可降低空氣激波阻力對前端射流速度的影響，同時可避免在沖蝕孔內所形成的水墊效應，沖蝕能力較連續射流相比沖蝕能力大大提高。

圖7 連續射流與截斷式脈沖射流沖蝕花崗巖對比圖Fig.7 The erosion cavity on granite cube impacted by continuous cylindrical jet and interrupted pulse jet

圖8 未截斷與截斷射流破巖尺度對比Fig.8 The scale of erosion cavity on granite cube impacted by continuous cylindrical jet and interrupted pulse jet

4 結 論

基于VOF模型與3D動網格技術，模擬了單個截斷式射流脈沖速度場變化特性。利用室內實驗，研究了截斷式脈沖射流的破巖效果。通過研究可以發現：

(1) 截斷式脈沖射流有助于在射流末端形成偏轉的尖體結構，偏轉方向與孔盤轉動方向相反，偏轉的尖體結構有助于射流破巖作用。

(2) 截斷式脈沖射流前端的尖體結構與超音速戰斗機外形設計類似，在使射流在雷諾數明顯降低的情況下，可有效減弱或避免激波阻力的影響。

(3) 截斷式脈沖射流在形成過程中產生了瓦狀立體結構，該瓦狀形態對射流的沖蝕效力產生一定的影響。因此，為了充分發揮截斷式脈沖射流的沖蝕破碎潛能，應確定最優靶距范圍。

(4) 在沖擊靶物時呈現出非軸對稱流動形態，這與破硬巖實驗中得到的沖蝕坑形態相吻合。

(5) 與常規圓柱射流相比，截斷式脈沖射流能夠大幅度提升破巖速度，增大破巖體積。

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Numericalsimulationandanalysisontheflowfieldstructureandhardrockerosionpotentialofadisc-slottedpulsewaterjet

LU Zhaohui1,2,3，LU Yiyu2，Michael Hood3，PAN Linhua1，HE Pei1

(1.Ministry of Land and Resources Key Laboratory of Shale Gas Exploration, Chongqing Institute of Geology and Mineral Resources, Chongqing 400042, China; 2.State Key Laboratory of Coal Mine Disaster Dynamics and Control, Chongqing University, Chongqing 400044, China; 3.Cooperative Research Centre of Mining, The University of Queensland, Brisbane 4072, Australia)

A disc-slotted pulse water jet is a potential tool to break hard rock due to its special loading styles, such as the water hammer pressure，ultra-speed lateral jetting and pulse dynamic load etc. Aiming at investigating the flow filed of the jet, a two-phase-flow transient computational model, matching with the geometry and motion of the interrupted water jet generating device, was established to simulate the dynamic evolution and characteristics of a single pulsation within 100 mm standoff based on the volume of fluid (VOF) model and dynamic mesh theory. The results show that at the head of the pulsed jet forms a deflective slug structure which is consistent with the result from high-speed photography experiments. The slug head velocity is lower than that at the jet outlet and the jet turbulence is mainly distributed over boundary layers between jet and air and at the deflective side. Tile-shaped stereo-structure is yielded during the pulse formation process. It presents non-axisymmetric flow pattern when impacting target, which consists with the irregular erosion cavity obtained by hard rock fragmentation experiments.

disc-slotted pulse water jet; flow field structure; dynamic mesh; hard rock erosion

TH212；TH213.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.19.028

國家自然科學基金(51304258)；重慶市自然科學基金重點項目(CSTC2013JJB90005)

2016-05-09 修改稿收到日期：2016-07-29

陸朝暉 男，博士，高級工程師，1984年生