增壓式脈沖水射流脈動特性可視化試驗研究

湯積仁，汪 壘，盧義玉，凌遠非，張洋凱，姚 奇，朱志丹

(1.重慶大學 煤礦災害動力學與控制國家重點實驗室，重慶 400030；2.重慶大學 復雜煤氣層瓦斯抽采國家地方聯合工程實驗室，重慶 400030)

水射流技術已經廣泛運用于礦山開采、隧道掘進等領域[1-2]。運用水射流技術對硬巖進行破碎一直是國內外一項研究難題，有學者根據硬巖一般具有較高抗壓強度和相對較低抗剪及抗拉強度特征認為脈沖射流在硬巖破碎方面最具有開發應用潛力[3-5]。大量研究表明脈沖射流比連續射流具有更高的破碎效率[6-8]。目前，國內外學者對不同形式的脈沖射流及其射流特性展開了大量研究。Pianthong等[9]開發了一種超音速脈沖射流發生裝置，并使用陰影圖技術捕捉到經典傘狀結構及其變化過程。Dehkhoda等[10-11]提出了一種使用自由降落的重錘作為動力源產生擠壓式脈沖射流的發生方法，利用高速攝像技術對其射流形態特征進行了研究，并采用截斷式脈沖射流進行了沖擊大理石和花崗巖實驗，研究發現脈沖頻率和脈沖射流持續時間是引起巖石破壞的關鍵參數。馬飛等[12]采用噴嘴腔內壓力信號提取方法對自振射流頻率特性進行了研究。司鵠等[13]建立了自激振蕩脈沖射流破碎巖石的數值計算模型，并模擬了脈沖射流破巖過程，發現隨著脈沖振幅的增大，破巖效率顯著提高，脈沖頻率存在最優值。Li等[14]通過沖擊實驗研究了自激振蕩脈沖射流軸向壓力振蕩幅度以及振蕩頻率，得出自激振蕩脈沖射流壓力和能量具有周期波動特性。Lu等[15-16]使用高速攝像技術對截斷式脈沖射流結構演變過程進行捕捉，并進行了破巖性能研究，發現射流頭部結構具有偏轉特性，結構形態決定作用于靶物上的有效應力分布，影響破壞面形狀。Jiang等[17]通過模擬脈沖射流破巖過程，發現脈沖長度一定時，脈沖頻率過高將會產生水墊效應，破巖效率反而會下降。Polyakov等[18]通過截斷式脈沖水射流切割巖石，發現脈沖水射流的破壞效率隨壓力升高而增大。上述學者提出了一些不同形式的脈沖射流發生方法。但這些脈沖射流發生方法存在的不足限制了它們的實際運用和開發潛力，如擠壓式脈沖射流不能實現連續產生；截斷式脈沖射流在截斷過程中會浪費大量水資源和能量，比能耗高；激勵式脈沖射流產生的壓力脈動幅度較小，增壓倍率低。除此之外，上述學者對脈沖水射流的射流特性及破巖性能也進行了一些深入的研究，研究發現高壓脈沖水射流流體具有高速湍動的瞬變特性，脈沖射流能否有效破裂巖石，取決于脈沖頻率以及單個水脈沖施加的沖擊動壓，而脈沖射流形態結構和壓力大小決定沖擊動壓大小，形態結構演變過程又能反映射流頻率波動情況，因此，準確掌握脈沖水射流的射流特性，是研究破巖機理的必要前提。

為進一步提高脈沖水射流的破巖效率，彌補以上脈沖射流發生方法的不足，筆者及其研究團隊結合液壓增壓原理和水射流技術，提出了一種增壓式脈沖水射流發生方法并研發了一種增壓式脈沖水射流發生裝置。本文通過高速數字攝像機捕捉射流出口流場，并在射流發生裝置的進油口、回油口、增壓腔布置壓力傳感器對壓力進行實時監測，旨在探明和揭示增壓式脈沖水射流在不同工作參數下射流形態結構、射流壓力、脈沖頻率等射流特性的影響規律，為進一步研究和應用增壓式脈沖水射流奠定基礎，并進一步為超高壓脈沖水射流發生裝置的研制提供重要的參考和指導。

1 增壓式脈沖射流形成原理

圖1為增壓式脈沖水射流發生裝置示意圖。圖中標出了射流發生裝置主要結構，此裝置利用擠壓活塞前后面積差形成增壓比，通過擠壓活塞往復擠壓就能持續產生高壓脈沖射流。

圖1 增壓式脈沖水射流發生裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of supercharged pulse water jet generating device

擠壓活塞工作原理：如圖1所示，此時為擠壓活塞沖程開始。高壓傳動介質由進口經換向閥右側腔5進入換向閥，經缸體孔4進入缸體后腔A，同時經缸體孔1進入缸體前腔B，由面積差產生壓力差推動擠壓活塞右移進行沖程加速。當擠壓活塞向右運動，活塞中間的凹槽缺口正好將腔2和腔3連通，此時，腔2、3、8、9與出口相通，腔9一直處于低壓，而換向閥芯右側腔5、中間腔、左側腔6與入口相通，即通高壓，由于換向閥芯左側面積大于右側面積，在壓力差下閥芯向右移動，閥芯瞬間切換缸體內傳動介質的供、排路線。當供、排路線改變后，高壓傳動介質由缸體孔1進入缸體前腔B，換向閥芯右端的凹槽將缸體孔4和腔7連通，缸體孔4與腔2、3、7、8連通出口，即缸體后腔A連通出口為低壓，于是活塞開始制動，速度很快降為零，并轉為活塞回程加速，缸體后腔A中的流體由孔4經腔7排出。回程中，當擠壓活塞右臺肩越過腔2時，高壓傳動介質由腔2進入腔8，換向閥芯右側腔5與腔8皆為高壓，閥芯右側面積和腔8所在腔的承壓面積大于閥芯左側面積，推動換向閥左移，改變缸體內流體的供、排路線，即孔4與進口相通，缸體后腔A進高壓，擠壓活塞開始制動，速度很快降為零，并轉為沖程加速，此時擠壓活塞就完成一個工作循環。

增壓式脈沖水射流形成原理：當擠壓活塞未進行沖程擠壓時，由單向閥進入的低壓水直接通過噴嘴形成低壓連續射流；當活塞沖程時，單向閥瞬間關閉，腔體中的水瞬間被擠壓升壓，通過噴嘴將壓能轉化為動能后高速噴出形成高壓脈沖射流；活塞回程時低壓水迅速通過單向閥向增壓腔中注水并通過噴嘴再次形成連續射流，此時完成一次脈沖循環。通過與換向閥運動耦合，擠壓活塞自動進行反復沖程、回程，沖程擠壓時產生高壓脈沖射流段，活塞沖程完成并回程時，產生連續射流段，它們彼此交互配合，周期性產生連續射流段和脈沖射流段。因此，增壓式脈沖水射流是由一段連續射流和一段脈沖射流彼此交互配合組成。

2 試 驗

根據增壓式脈沖射流發生原理研發了增壓式脈沖射流發生裝置，以液壓油作為工作介質，以純水作為射流介質，并自主研發了增壓式脈沖水射流測試系統。為了研究產生的增壓式脈沖水射流的脈動特性，開展了不同工作參數下的射流試驗。

2.1 試驗系統

試驗采用自主研發的增壓式脈沖水射流測試系統，如圖2所示。該系統主要由供水系統、液壓泵站、壓力監測與采集系統、高速圖像采集系統、增壓式脈沖射流發生裝置組成。供水系統由水箱、高壓柱塞泵組、溢流閥、壓力流量控制系統組成，對增壓腔起到補水作用；液壓泵站由防爆電機、齒輪泵、油箱、溢流閥組成，為推動擠壓活塞提供動力源；壓力監測與采集系統由3個精度0.1%的XBS100型號數值壓力傳感器、數據采集器、計算機組成，其中傳感器1量程為0～70 MPa測進油壓力，壓力傳感器2量程為0～120 MPa測射流壓力，壓力傳感器3量程為0～40 MPa測回油壓力；高速圖像采集系統由美國PHANTOM V2012高速數字攝像機、LED光源、計算機組成。其中試驗系統核心是增壓式脈沖水射流發生裝置。

圖2 增壓式脈沖水射流試驗系統Fig.2 Supercharged pulse water jet tests system

2.2 試驗參數

試驗采用Φ=0.5 mm寶石噴嘴，工作參數包括進油壓力P油、增壓腔初始壓力P0。試驗參數見表1。

表1 試驗參數設置Tab.1 Tests parameter settings

2.3 試驗步驟

試驗之前按照圖2連接試驗系統，壓力傳感器連接之前在大氣壓條件下調零，接著打開供水系統調節進水壓力即增壓腔初始壓力P0向增壓腔注水，然后開啟液壓泵站調節進油壓力P油使增壓式脈沖射流發生裝置工作，工作參數調節按照表1進行。試驗時高速數字攝像機搭配24-85標準變焦尼康鏡頭正對射流拍攝，側面布置LED燈照明。為保證捕捉足夠的射流范圍，通過調整相機位置和焦距調節拍攝區域，用鋼尺對拍攝區域進行標定，為了方便統一后處理，只保留射流區域附近的圖像，保留的射流區域實際尺寸為190 mm×35 mm。為了能夠清晰獲得射流形態細微的變化過程，設置相機拍攝速度為22 000 幀/秒，即連續兩張照片間隔時間為45.45 μs，曝光時間為44 μs。待工作參數達到設定值及增壓式脈沖射流穩定產生后再迅速通過計算機控制壓力采集系統和圖像采集系統采集信息。

3 結果與討論

3.1 射流壓力脈動特性分析

研究表明射流壓力對破巖能力有重要影響，射流壓力越大，破壞效果越明顯[18]，增壓后的脈沖射流是破巖的主體，因此掌握增壓式脈沖水射流的壓力變化規律能為后續破巖試驗提供必要的條件。圖3、圖4為增壓腔壓力傳感器采集的壓力變化曲線，其中圖3為增壓腔初始壓力P0為0.2 MPa時，不同進油壓力P油條件下壓力變化曲線；圖4為進油壓力P油為12 MPa時，不同增壓腔初始壓力P0條件下壓力變化曲線。

基于目前廣泛存在的難以監測分析轉子在升速或降速過程中信號的問題，這里通過同時監測轉子軸向位移信號，在轉子轉速穩定的情況下通過對比分析轉子徑向信號來證明轉子軸向信號對于監測診斷轉子軸裂紋故障的有效性。

圖3 不同進油壓力下射流壓力變化規律Fig.3 Variation of jet pressure under different inlet pressures

圖4 不同增壓腔初始壓力下射流壓力變化規律Fig.4 Variation of jet pressure under different initial pressure in the plenum chamber

從圖3中可以看出，射流壓力大小隨時間呈脈動性變化，單個周期內壓力變化具有穩定壓力和沖擊壓力相結合的特點，壓力脈動幅度大，具有明顯的增壓效果。壓力曲線變化反映了擠壓活塞運動特點，同時也驗證了增壓式脈沖射流發生方法的可行性。根據增壓式脈沖水射流形成原理，增壓式脈沖水射流是由一段連續射流和一段脈沖射流彼此交互配合組成。圖中壓力曲線的升高、穩定和下降分別對應擠壓活塞沖程階段的加速、勻速和減速三種狀態，此階段對應脈沖射流段；穩定的低壓段反映擠壓活塞回程階段對應連續射流段。連續射流段的壓力值較低且穩定與增壓腔初始壓力P0大小一致由供水壓力控制；隨著進油壓力P油升高，脈沖射流段的壓力波動更為明顯，由一個較大壓力波峰變為兩個較大壓力波峰，由于活塞增壓比一定，脈沖射流段峰值壓力隨著進油壓力P油升高而增大，而連續射流段壓力不變，兩者之間壓力差即壓力脈動幅度也隨之增大，脈動強度越明顯。因此，在設備能承受超高壓力情況下，只需要升高進油壓力P油就能實現將低壓水變為超高壓脈沖射流。

圖4中連續射流段的壓力隨增壓腔初始壓力P0升高而升高，壓力值與增壓腔初始壓力大小保持一致，但增壓腔初始壓力變化并不會對脈沖射流段的峰值壓力產生影響。由于擠壓活塞對增壓腔內的水體開始擠壓時，進水處的單向閥就會迅速關閉，此時只由進油壓力P油推動擠壓活塞進行增壓，進油壓力P油大小不變，射流峰值壓力大小也不會變化，可見脈沖射流段的壓力大小與P0無關。此外，隨著增壓腔初始壓力P0升高壓力脈動幅度會逐漸減小，因此，可以通過調節P0來調制具有不同壓力脈動幅度的脈沖水射流。

3.2 脈沖頻率特性分析

增壓式脈沖水射流是由連續射流段和脈沖射流段連續交互配合形成，一個脈沖周期由這兩段射流持續時間共同決定，周期持續時間越短，脈沖頻率越高。根據壓力傳感器采集的結果可以得到進油壓力、增壓腔初始壓力與脈沖頻率的關系。

圖5為控制增壓腔初始壓力P0為0.2 MPa不變，不同進油壓力P油對脈沖頻率與射流持續時間的影響規律。由圖5可知，脈沖射流段和連續射流段持續時間都與進油壓力P油變化呈冪函數關系且隨著P油增加而降低，但降低趨勢逐漸變小；脈沖頻率與進油壓力P油變化也呈冪函數關系且隨P油增加而增加，進油壓力P油從4 MPa升到12 MPa，頻率增加約1.1 Hz。進油壓力P油升高施加給擠壓活塞的推力也相應變大，活塞沖程和回程速度加快，往返周期相應縮短，從而脈沖頻率加快，因此可以直接通過改變進油壓力P油來調節所需脈沖頻率。

圖5 脈沖頻率與射流持續時間隨進油壓力變化規律Fig.5 Variation of pulse frequency and jet duration with oil intake pressure

圖6為保持進油壓力P油為12 MPa不變，不同增壓腔初始壓力P0對脈沖頻率與射流持續時間的影響規律。從圖中可以看出，脈沖射流段持續時間隨增壓腔初始壓力P0增大呈先減小后穩定的特點，是由于增壓腔初始壓力增大而進油壓力值一定，即增壓腔內最終所達到的峰值壓力一定，活塞將增壓腔內的水增壓至壓力峰值所需時間縮短。連續射流段持續時間隨增壓腔初始壓力P0升高也呈先減小后穩定的特點，其原因是P0升高助推了活塞回程，提高回程速度，射流持續時間縮短，而由于回油流量限制會在圖1中的缸體后腔中產生回油背壓，限制了水壓產生的回推助力，阻礙連續射流段持續時間進一步縮短。由于連續射流段和脈沖射流段持續時間隨增壓腔初始壓力P0變化特點，脈沖頻率隨增壓腔初始壓力P0增大呈先增大后穩定的特點，當增壓腔初始壓力P0<8 MPa時，脈沖頻率隨P0增大而增大，當增壓腔初始壓力P0≥8 MPa時，不再變化，增壓腔初始壓力P0從0.2 MPa升到12 MPa，頻率增加約0.4 Hz。

圖6 脈沖頻率與射流持續時間隨增壓腔初始壓力變化規律Fig.6 Variation of pulse frequency and jet duration with initial pressure of the booster cavity

3.3 射流形態動態演變分析

對不同工作參數下增壓式脈沖水射流的射流形態進行拍攝。圖7為控制增壓腔初始壓力P0為0.2 MPa不變，不同進油壓力P油脈沖射流形態變化情況；圖8為保持進油壓力P油為12 MPa不變，改變增壓腔初始壓力P0脈沖射流形態發展演變情況。

從圖7、圖8中可以明顯看出，增壓式脈沖水射流的射流形態大致都經歷過相同演化過程，結合上文中其壓力變化特點，增壓式脈沖水射流是一種由低壓連續射流段和高壓脈沖射流段相互銜接而成的組合射流，其形態演變過程受擠壓活塞運動狀態影響可分為四個階段：連續射流階段、脈沖射流產生與發展階段、脈沖射流穩定階段、脈沖射流消散階段。射流在0 s時刻即沖擊活塞未沖程運動之前，屬于連續射流，此時增壓腔內壓力由進水壓力決定，由于壓力低，射流保持緊密狀態呈細線狀。在0.1 s時刻，沖擊活塞瞬間擠壓水體，形成高速射流噴射而出，脈沖射流產生，隨后活塞加速，射流主體外邊界開始產生由空氣與水蒸氣組成的環狀霧化流，射流邊界錐角度明顯增大，射流形態由細線狀變為如0.15 s時刻所示的圓錐狀。此后一段時間內由于增壓腔內壓力作用，擠壓活塞處于一個相對受力平衡狀態，擠壓速度相對穩定，射流形態保持圓錐狀將不再變化，射流形態基本穩定。此后，由第1節知當沖擊活塞到達一定位置后開始減速，準備回程，此后射流邊界錐角度明顯減小，脈沖射流開始消散，最后射流重新變成細線狀，由此形成了增壓式脈沖射流的周期性變化。

圖7 不同進油壓力射流形態發展變化部分圖片Fig.7 Pictures about changes in the morphology of different oil pressure jets

圖8 不同增壓腔初始壓力射流形態發展變化部分圖片Fig.8 Pictures about changes in the shape of the initial pressure jets of different pressurized cavities

對增壓腔初始壓力較低情況下出現“傘狀結構”原因進行分析，圖9為P油=12 MPa，P0=0.2 MPa條件下“傘狀結構”發展過程。從圖9中可以看出，在開始時射流上游出現一個小核心段A，前端面呈弓形，演變到500 μs時逐漸發展成一個暈輪且中間重新出現一個新核心段，隨后新核心段沖出暈輪繼續前進，而暈輪外輪廓逐漸脫離散化。在1 500 μs后，核心段的前端弓形面由凸變凹，在2 000 μs處形成U型結構A1，此后U型結構繼續前進完全覆蓋下游。“傘狀結構”經過2 000 μs移動113 mm，而圖中B點運動到B1，經過2 000 μs移動34 mm，即射流上游速度遠大于下游速度。可以推出“傘狀結構”產生原因是由于脈沖射流產生瞬間速度快，追上下游的低速連續射流并發生碰撞，逐漸驅替低速射流，碰撞區就是所述核心段。隨著碰撞進行，核心段前端的動能不斷損失，前端弓形面被下游低速射流反沖擊為凹形，最后形成U形射流。當增壓腔初始壓力P0增大后，產生的連續射流速度加快，射流驅替現象不明顯，因此不再產生“傘狀結構”。

圖9 “傘狀結構”演變過程Fig.9 Evolution of “Umbrella structure”

3.4 射流結構多級脈動特征

低壓連續射流段和高壓脈沖射流段快速交替沖擊為主要脈動特征。當射流處于脈沖射流階段時，由于增壓腔橫截面與噴嘴入口界面是非連續性收縮，擠壓活塞在擠壓過程中不斷發生機械振動，產生的激波會在增壓腔內引起振蕩[20]，使通過噴嘴出口的流量不斷變化，導致射流具有次級脈動特征。在徑向上，增壓腔內的振蕩使射流主體區域呈周期性變化，通過射流邊界錐角度變化反映射流徑向上的波動情況，圖10為射流結構徑向變化高速攝影；同時在軸向上，流量瞬間增大會在噴嘴出口形成高速的弓形沖擊波面，沖擊波面傳遞使射流以波浪形式傳播，如圖11所示，波浪頭部直徑大，身部直徑小，在波浪頭部與身部相接的頸部由于脈沖主射流流速極大與身部射流邊界低速帶形成速度差，發生剪切作用，更易對空氣卷吸形成剪切漩渦。當脈沖射流的邊界錐角度不斷變化且以波浪形式撞擊到靶物上，作用的面積大小相互交變，能更好的利用水錘壓力，有效地削弱水墊效應。

圖10 脈沖射流徑向結構脈動變化高速攝影Fig.10 Pulse jet radial structure pulsation change high-speed photography

圖11 脈沖射流軸向波動傳播示意圖Fig.11 Schematic diagram of axial wave propagation of pulse jet

通過主體射流邊界錐角變化對增壓式脈沖水射流多級脈動特性進行定量分析。圖12為單個脈沖循環內部分射流邊界錐角在不同工作參數下隨時間變化曲線。

圖12中明顯可以看出：不同工作參數下邊界錐角總體變化趨勢具有相似性，都與射流壓力變化走勢基本保持一致。低壓連續射流段和高壓脈沖射流段交替時，邊界錐角發生階躍變化為主要脈動特征，脈沖射流段中邊界錐角隨時間波動變化具有次級脈動特征，由于壓力傳感器精度限制，采集的壓力曲線波動并不明顯。除此之外，增壓腔初始壓力P0不變如圖12(a)～圖12(c)，邊界錐角隨著進油壓力P油升高而增加，且隨著P油升高波動振幅越大，這是因為P油增大，射流壓力隨之增大，同時系統產生的機械振動也越明顯，引起增壓腔內發生更強烈的振蕩，邊界錐角波動振幅越大。保持進油壓力P油不變如圖12(c)～圖12(f)，當P0=0.2 MPa時，邊界錐角峰值最大，當P0≥4 MPa時與P0=0.2 MPa相比，增壓腔內初始壓力增大，對活塞起到緩沖作用，邊界錐角峰值有所降低。同時，增大增壓腔初始壓力脈沖射流段的邊界錐角波動變得紊亂，說明增壓腔初始壓力P0增大會對增壓腔內部的流場產生擾動，加劇射流紊亂程度，影響射流結構。

圖12 工作參數對主體射流邊界錐角的影響Fig.12 The influence of working parameters of the main jet boundary cone angle

4 結 論

(1)增壓式脈沖水射流是一種由低壓連續射流段和高壓脈沖射流段相互銜接而成的組合射流，其射流壓力大小隨時間呈脈動性變化，壓力脈動幅度可調；脈沖射流段峰值壓力隨進油壓力升高而增大；增壓腔初始壓力只影響連續射流段壓力，不影響脈沖段壓力。

(2)脈沖頻率與進油壓力呈冪函數增長關系；脈沖頻率隨增壓腔初始壓力增大呈現先增大后平穩特點，增壓腔初始壓力對脈沖頻率影響有限。

(3)增壓式脈沖水射流的射流形態周期演變過程可分為四個階段：連續射流階段、脈沖射流產生與發展階段、脈沖射流穩定階段、脈沖射流消散階段，在增壓腔初始壓力較低情況下，脈沖射流產生瞬間由于高速射流驅替低速射流會出現“傘狀結構”。

(4)增壓式脈沖水射流的射流結構具有多級脈動特征。表現為：低壓連續射流段和高壓脈沖射流段交替沖擊為主級脈動；在脈沖射流段中，射流在徑向上射流邊界錐角度呈周期性變化，在軸向上射流以波浪形式傳播，它們相互作用形成次級脈動。