增壓式脈沖水射流瞬時壓力特性試驗研究

張洋凱, 盧義玉, 湯積仁, 凌遠非

(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 資源與安全學院,重慶 400030)

脈沖水射流技術因其具有獨特的水錘效應[1, 2],可有效破碎硬質巖石,廣泛應用于地下空間工程的開挖和掘進[3-6]。脈沖水射流技術主要包含截斷式脈沖水射流[7]、自激振蕩式脈沖水射流及聲波調制式脈沖水射流,倪紅堅等[8]利用內嵌式截斷圓盤,賦予流體壓力以低頻脈動特性,Dehkhoda等[9]利用外旋式帶槽圓盤,間歇式截斷射流形成斷續射流,Liu等[10]利用亥姆霍茲振蕩腔,賦予流體壓力以高頻脈動特性,Tripathi等[11]利用中心體產生聲波擾動,賦予流體壓力以高頻脈動特性。同等輸入壓力條件下,相比于連續水射流,脈沖水射流可對靶物產生周期性疲勞破壞、水錘破壞,破巖能力優于連續水射流。然而,已有的脈沖水射流發生方式仍存在不足之處,截斷式脈沖水射流無法完全作用于靶物,射流噴射壓力等于輸出泵壓,且穿透圓盤時發生偏轉效應。自激振蕩式脈沖水射流振蕩能力有限,對高壓及超高壓水射流振蕩幅度有限。聲波激勵式脈沖水射流同樣振蕩能力有限,難以調制高壓及超高壓脈沖水射流。

為進一步優化脈沖水射流發生方法,盧義玉等提出了一種增壓式脈沖水射流發生方法,低壓流體驅動,利用內嵌式換向滑閥配合沖擊柱塞,間歇性擠壓流體,噴射高壓及超高壓水射流,相比于常規脈沖水射流,該種射流具備倍壓輸出、自行間歇發射等特點,可通過低壓流體驅動,在執行機構末端產生超高壓脈沖射流,避免了能量的損失并降低了超高壓的維護成本。Ling等[12]基于該方法研制增壓式脈沖水射流發生裝置樣機,并開展了初步的破巖試驗,研究表明增壓式脈沖水射流可有效破碎硬巖。同時,湯積仁等[13]開展了增壓式脈沖水射流流場觀測試驗,揭示了增壓式脈沖水射流在流場中的結構演化規律,且射流結構與增壓腔內流體壓力特性密切相關。由上可知,增壓式脈沖水射流壓力特性直接決定著射流工況同時又制約其沖蝕性能,因此對瞬時壓力特性進行分析和優化對于提升增壓式脈沖水射流破巖性能至關重要。目前對于射流瞬時壓力特性的研究和優化多為自激振蕩射流,缺乏對增壓式脈沖水射流瞬時壓力特性的研究,因此,本文針對增壓式脈沖水射流瞬時壓力特性開展研究,開展增壓式脈沖水射流壓力測試試驗,分析進油壓力、進水壓力、噴嘴直徑等參數對射流瞬時壓力特性的影響規律。

1 試驗裝置及內容

1.1 增壓式脈沖水射流壓力采集系統

增壓式脈沖水射流壓力采集系統主要由增壓式脈沖水射流發生裝置(簡稱發生裝置)、液壓泵、水泵、數據采集系統等部分組成,其中增壓式脈沖水射流發生裝置如圖1所示,由后殼體、換向滑閥、中殼體、擠壓柱塞、前殼體、噴頭、噴嘴等部分組成。液壓泵負責發生裝置的動力源供給,水泵負責發生裝置的增壓腔供水,數據采集系統通過壓力傳感器采集進液口壓力、排液口壓力及增壓腔壓力。

增壓式脈沖水射流壓力采集系統可以完成發生裝置沖程和回程時瞬時壓力的采集試驗,其工作過程如下:利用液壓泵向發生裝置注入具有一定壓力的低壓液壓油,液壓油驅動擠壓柱塞向前運動,換向滑閥與擠壓柱塞差動聯接,擠壓柱塞運動至既定位置后,由于換向滑閥的控制,液壓油驅動擠壓柱塞回退,直至擠壓柱塞完全復位,此時即完成了單周期的擠壓工作。柱塞向前運動壓縮流體時,定義為沖程,此時單向閥關閉,柱塞向后運動時,定義為回程,此時單向閥打開,水泵向增壓腔內供水,運動示意圖如圖2所示。

圖2 增壓式脈沖水射流發生裝置運動示意圖Fig.2 Schematic diagram of the movement of pressurized pulsed water jet generator

由圖2可知,沖程時,擠壓柱塞向前運動壓縮流體,有

piA1-pb(A2-d)-f=ma

(1)

回程時,擠壓柱塞向后回退復位,此時有

piA1+pbA2-f=ma2

(2)

回退時,增壓腔通過進水口補水,此時,增壓腔壓力等于進水壓力,即

pb=pd

(3)

式中:pi為進油壓力,MPa;pb為增壓腔壓力,MPa;pd為進水壓力,MPa;A1為擠壓柱塞液壓油實際作用面積,mm2;A2為擠壓柱塞增壓腔實際作用面積,mm2;d為噴嘴直徑,mm;f為擠壓柱塞與發生裝置摩擦阻力,N;m為擠壓柱塞質量,kg;a1為柱塞沖程加速度,m/s2;a2為柱塞回程加速度,m/s2。

本文用增壓式脈沖水射流發生裝置的具體關鍵尺寸如下:擠壓柱塞的大徑為53 mm,小徑為22 mm,冗余腔的直徑略大于擠壓柱塞大徑取58 mm,冗余腔長度與增壓腔長度相同且均大于擠壓柱塞最大位移,增壓腔長度為38 mm,擠壓柱塞行程為35 mm,增壓腔直徑為23 mm,噴嘴出口直徑d取0.3 mm,0.5 mm,0.8 mm,1.0 mm。壓力傳感器量程為250 MPa,FS=±0.1%,采樣頻率為100 Hz。液壓泵額定流量為45 L/min,額定壓力為15 MPa,水泵額定流量為200 L/min,額定壓力為56 MPa。

1.2 試驗內容

影響增壓式脈沖水射流瞬時壓力特性的主要因素有噴嘴直徑d、進油壓力pi、進水壓力pd及發生裝置內部結構參數,本文主要圍繞流體參數及噴嘴直徑對增壓腔流體特性的影響規律進行探究,具體試驗參數如表1所示,增壓腔壓力pb通過壓力傳感器實時監測,表征增壓腔內流體瞬時壓力特性。

表1 增壓式脈沖水射流發生裝置試驗參數表Tab.1 Test parameter table for pressurized pulse water jet generator

試驗過程如下所述:啟動水泵,經過單向閥向增壓腔內注水,并調節水壓至指定壓力,此時啟動油泵,發生裝置開始作業,調節油壓至指定壓力,采集此時進水壓力、進油壓力及增壓腔內流體壓力進行分析。數據采集完畢后,降低油壓,關閉油泵,降低水壓后關閉水泵。

2 結果與分析

2.1 增壓腔壓力的時變增壓及脈動特征

進一步分析增壓式脈沖水射流發生裝置增壓腔內流體的瞬時壓力特性,如圖3所示,增壓腔內流體壓力呈周期性變化,由增壓階段與非增壓階段交替組成,對應發生裝置的沖程與回程。

圖3 增壓式脈沖水射流壓力脈動情況Fig.3 Pressure pulsation of pressurized pulsed water jet

由頻域變化情況可知,腔內壓力發生了主級脈動與次級脈動,由谷值壓力至峰值壓力段可視為主級脈動,峰值壓力后壓力振蕩段可視為次級脈動,由峰值壓力衰減至初始壓力段同樣可視為主級脈動,即單周期內發生了兩次主級脈動與一次次級脈動,一次攀升型主級脈動,一次衰減型主級脈動,且主級脈動的幅度遠高于次級脈動。

從時域變化情況可知,脈動發生的順序為:第一主級脈動-次級脈動-第二主級脈動,且主級脈動與次級脈動接替發生。第一攀升型主級脈動由初始壓力及峰值壓力間壓力段組成,第二衰減型主級脈動由振蕩末尾壓力與初始壓力段組成。顯而易見,攀升型主級脈動由柱塞對流體的體積壓縮及壓縮波引起,衰減型主級脈動由柱塞衰減波及噴嘴持續溢流引起。兩個主級脈動之間的振蕩段即為次級脈動,次級脈動歸結為水彈簧-負載系統作用。柱塞壓縮流體時,處于壓縮狀態的流體常常可以看作液壓彈簧、水彈簧,噴嘴這個能量轉化元件作為負載,通過電容振子(水彈簧)與電感(負載)之間的能量交換產生振蕩,如圖4所示。

圖4 水彈簧-負載振蕩原理圖Fig.4 Schematic diagram of water spring and load oscillation

固有頻率

(4)

水彈簧剛度

(5)

式中:m1為噴嘴負載;x為柱塞行程;F為壓縮力;Q為增壓腔流量;G為導納值;E為水的壓縮模數;V為增壓腔體積;w為固有頻率;cwa為水彈簧剛度。

綜上可知,發生裝置運動過程中擠壓諸塞的往復運動導致了增壓過程的時變性,進而增壓腔壓力特征中產生主級脈動與次級脈動,即通過增壓式脈沖水射流發生裝置完成了進油壓力與增壓腔壓力的非線性轉化。

2.2 瞬時壓力特性的表征參數

采集增壓腔內流體瞬時壓力后,對其壓力特性進行分析,以噴嘴直徑d=0.3mm,進油壓力pi=10 MPa,進水壓力pd=0.2 MPa時工況為例,可得增壓腔壓力變化趨勢圖,如圖5所示。

由圖5可知,增壓腔壓力先增大至峰值壓力,后發生壓力振蕩,一段時間后,壓力驟降至谷值壓力,從增壓腔壓力開始攀升至下一次攀升,即完成了一次柱塞對增壓腔內流體的壓縮過程。

由圖5可知,增壓腔壓力曲線包含峰值壓力、谷值壓力、單周期持續時間(頻率)等關鍵參數信息。其中峰值壓力、谷值壓力為進一步研究流體轉化為射流后流場特性提供研究依據,單周期持續時間為裝置的優化及流體壓力精準調控提供參考。

此外,由于低壓油液驅動擠壓柱塞壓縮流體,增壓腔流體獲得高壓,完成了低壓流體向高壓射流的轉變,為了衡量增壓式脈沖水射流發生裝置的增壓能力,定義發生裝置沖程階段增壓腔壓力與進油壓力之比為增壓比i。由式(1)可知,忽略摩擦力、噴嘴溢流以及柱塞加速度,則有

(6)

由式(6)可知,增壓腔流體壓力特性的主要表征參數有峰值壓力、谷值壓力、單周期持續時間(頻率)、增壓比。

且由圖5可知,實際增壓比i=5.8,與設計增壓比相符。

2.3 關鍵參數對瞬時壓力特性的影響

2.3.1 進水壓力對瞬時壓力特性的影響

采集不同進水壓力條件下增壓腔壓力數據,獲得了進水壓力對增壓腔壓力的影響規律,如圖6所示。

圖6 不同進水壓力時增壓腔壓力變化情況Fig.6 Pressure change of booster chamber at different inlet pressures

由圖6可知,隨著進水壓力pd由0.2 MPa增大至12 MPa,增壓腔峰值壓力未發生顯著變化,增壓腔谷值壓力隨著進水壓力的增大同步遞增,如圖7(a)所示。由式(3)可知,進水壓力即為增壓腔內流體初始壓力,擠壓過程中進水壓力所產生的阻力相比于油液推力較小,對增壓過程的影響較弱,可以忽略,谷值壓力即為進水壓力,因此隨著進水壓力的增大,谷值壓力同步遞增;另一方面,單周期持續時間隨著進水壓力的增大,逐步降低,即單脈沖頻率隨著進水壓力的增大,逐步提升,如圖7(b)所示。由式(2)可知,擠壓柱塞回退階段,增壓腔內流體參與推動柱塞向后移動,回退階段耗時降低,完成單個周期的時間縮短,即隨著進油壓力的升高,壓力脈動頻率逐步升高。此外,隨著進水壓力的增大,增壓比未發生顯著變化。由式(6)可知,增壓比取決于擠壓柱塞兩端面積之比,與進水壓力無關與圖7(c)結果相符。

圖7 進水壓力對增壓腔壓力特征參數的影響規律Fig.7 Influence of water inlet pressure on pressure characteristic parameters of booster chamber

2.3.2 進油壓力對瞬時壓力特性的影響

由圖8可知,隨著進油壓力由4 MPa增大至12 MPa,增壓腔峰值壓力同步遞增,增壓腔谷值壓力未發生顯著變化,如圖9(a)所示。這是由于隨著進油壓力的升高,增壓腔內流體單位時間壓縮量隨之增大,由水的壓縮性可知,增壓腔內流體壓力隨著單位時間壓縮量的增大而升高,即峰值壓力同步增加;另一方面,單周期持續時間隨著進油壓力的增大,逐步降低,即單脈沖頻率隨著進水壓力的增大,逐步提升,如圖9(b)所示。由式(1)可知,進油壓力為發生裝置驅動壓力,隨著進油壓力的增大,沖程擠壓柱塞加速度增大,且回程時柱塞加速度同時增大,完成單個周期的時間隨之縮短,即隨著進油壓力的升高,壓力脈動頻率逐步升高。此外,隨著進油壓力的增大,增壓比未發生變化,如圖9(c)所示,同上可由式(6)得出。

圖8 不同進油壓力時增壓腔壓力變化情況Fig.8 Pressure change of booster chamber at different oil inlet pressures

圖9 進油壓力對增壓腔壓力特征參數的影響規律Fig.9 Influence of oil inlet pressure on characteristic parameters of pressure in booster chamber

2.3.3 噴嘴直徑對瞬時壓力特性的影響

由圖10可知,隨著噴嘴直徑由0.3mm增大至1.0mm,增壓腔峰值壓力同步遞減,增壓腔谷值壓力未發生顯著變化,如圖11(a)所示。隨著噴嘴直徑的增大,噴嘴作為過流負載的能力急劇下降,單位時間內增壓腔內流體壓縮量急劇降低,此時增壓腔峰值壓力隨著下降。單向閥補水能力大于噴嘴溢流能力,因此,回程階段谷值壓力不隨噴嘴直徑的變化而變化。另一方面,單周期持續時間隨著噴嘴直徑的增大,逐步降低,即單脈沖頻率隨著進水壓力的增大,逐步提升,如圖11(b)所示。

圖10 不同噴嘴直徑時增壓腔壓力變化情況Fig.10 Pressure change of booster chamber with different nozzle diameters

由式(1)可知,沖程階段,增壓腔流體起阻滯作用,隨著噴嘴直徑的增大,阻滯作用削弱,沖程階段耗費時間降低,即單周期持續時間不斷降低。此外,隨著進油壓力的增大,增壓比逐步降低,如圖11(c)所示。由式(6)可知,理想狀態時,噴嘴作為換能元件和負載,不參與流體增壓過程。然而實際情況中,隨著噴嘴直徑的增大,噴嘴的溢流效果進一步擴張,負載能力進一步削弱,增壓腔流體單位時間壓縮量不斷降低,其余部分通過噴嘴以射流的形式溢流,噴嘴已無法為增壓提供足夠負載,此時增壓腔壓力與進油壓力之比逐步降低,即增壓比不斷降低。

2.4 增壓腔壓力的調制性

通過試驗與理論綜合分析了關鍵流體參數及噴嘴直徑對增壓腔內壓力特性的影響趨勢,分別得到了流體驅動壓力(進油壓力)、增壓腔初始壓力(進水壓力)、噴嘴直徑對壓力特性的影響規律。

進而根據研究所得規律對增壓腔內流體壓力脈動特性進行調制。如圖12所示,當噴嘴直徑為0.3 mm時,通過調控進油壓力與進水壓力,使得增壓腔內流體壓力具備相同的上限壓力,不同的下限壓力。其中圖12(a)所示增壓腔下限壓力約為0.2 MPa,即回程階段壓力約為0.2 MPa,此時壓力可忽略不計,實現了對增壓腔壓力的主級脈動間斷式輸出,此時流體的輸出壓力與圓盤截斷式脈沖水射流具有相同的間斷特征,且次級脈沖具有振蕩性,定義該種壓力類型為工況Ⅱ,如圖13所示,工況Ⅱ壓力具備兩段間斷性主級脈動與一段振蕩性次級脈動。

圖12 調制后增壓腔壓力變化趨勢Fig.12 Pressure change trend of booster chamber after modulation

圖13 關鍵參數對增壓腔壓力特性調制過程示意圖Fig.13 Schematic diagram of key parameters modulating pressure characteristics of booster chamber

此外,圖12(b)～圖12(f)中所示增壓腔壓力曲線具備一定下限壓力,上限壓力與下限壓力交替循環,此時流體的輸出壓力與自激振蕩式脈沖水射流、聲波激勵式脈沖水射流具有相同的脈動特征,增壓腔壓力具備主級脈動與次級脈動,定義該種壓力類型為工況Ⅰ,如圖13所示。工況Ⅰ壓力具備兩段連續性主級脈動與一段振蕩性次級脈動。

即通過壓力調制可獲取指定谷值壓力、壓力幅值、峰值壓力的流體,為進一步轉化為具有動力學特性的射流提供特定壓力能量源。

3 結 論

(1) 增壓式脈沖水射流瞬時壓力特征包含有主級脈動與次級脈動,單周期內發生順序為:主級脈動-次級脈動-主級脈動,主級脈動分別在沖程階段的起始攀升段和末尾衰減段發生,次級脈動發生在中間段。主級脈動由增壓腔內流體的壓縮性驟變引起,次級脈動緊隨第一主級脈動發生,由水彈簧-負載的能量交換引起。

(2) 隨著進水壓力的增大,峰值壓力不變,谷值壓力同步增大,頻率增加,增壓比不變;隨著進油壓力的增大,峰值壓力隨之增大,谷值壓力不變,頻率增加,增壓比不變;隨著噴嘴直徑的增加,峰值壓力逐步降低,谷值壓力不變,頻率增加,增壓比逐步降低。

(3) 通過調制進油壓力與進水壓力,可獲得具有相同峰值壓力或谷值壓力的壓力輸出。通過調制進水壓力,可獲得具有間斷性與連續性主級脈動,主級脈動峰值壓力為輸入壓力的5.8倍,與設計增壓比相符,研究結果為進一步研究射流的流場特性及沖擊特性提供參考。