環空流體強化自激脈沖淹沒水射流調制與破煤特性

劉彥偉 ，龍麗群，左偉芹 ，李懷珍，韓紅凱，史 進，李運強，苗 健，賈浩杰

(1.河南理工大學 安全科學與工程學院,河南 焦作 454000；2.河南省煤礦安全與職業危害防治國際聯合實驗室,河南 焦作 454000；3.密歇根大學文學、科學和藝術學院,密歇根 安娜堡 48109；4.山東管理學院 智能工程學院,山東 濟南 250357)

水射流卸壓增透(包括沖孔、割縫、切槽、造穴)技術是深部低滲煤層增透及區域瓦斯治理的關鍵技術。其中下向孔水力化措施在頂抽巷、石門揭煤等工程中應用廣泛，作為典型的淹沒水射流卸壓增透技術，下向孔水力化措施排水排渣問題從技術研發層面可以解決，且已得到改善[1-5]。這些技術保障了下向孔內在瓦斯抽采過程中無水渣，甚至通過注氣降低水鎖效應[2]，但水射流沖割過程中鉆孔內仍不可避免存在煤水，受孔底壓持效應和水墊增阻效應等影響，傳統淹沒水射流存在沖擊力低、破煤效率低、沖割煤量少、適應性差等瓶頸問題。

為了提高淹沒水射流的沖擊力和破煤巖效果，磨料射流[6-7]、脈沖射流[8-9]、空化射流[10-11]和氣液兩相射流[12-13]等被用來強化射流。自激脈沖射流因為結構簡單、能耗較低在各行各業都得到了廣泛的應用，而自吸環空流體式自激脈沖射流利用射流卷吸作用、自激振蕩腔內反饋負壓區及環空流體液柱壓力，無需外加運動部件條件下可以產生優于自激脈沖射流的脈動效果[14-16]，為下向孔淹沒水射流破煤提供了新思路。

當前對于自吸環空流體式自激脈沖射流的研究主要集中于石油開采領域，應用于井底巖屑清洗與井下破巖方向[17-18]。廖榮慶等[19]首先在淹沒條件下采用腔室側面開孔的方式引入環空流體進行測試，研究表明某些條件下引入環空流體可以改善脈沖射流的振蕩特性。唐川林等[20]闡述了引入擾動剪切流動對自激脈沖射流激勵作用的機理，推導了有效激勵的條件，并通過室內實驗表明引入擾動后的射流體積沖蝕率相較自激脈沖射流有所提高。熊繼有等[21-22]專門設計了一種可以有效利用井底液柱壓力的水力自增流量裝置，在淹沒條件下開展實驗，研究表明裝置設計合理時可自增流量30%，且環空流體激勵下的脈沖射流出口動壓比普通自激脈沖射流明顯增強。隨后，倪紅堅、杜玉昆[23-24]等采用數值模擬對自吸環空流體式自激脈沖射流噴嘴結構進行了優選設計，并結合破巖實驗進行驗證，研究表明吸入環空流體強化脈沖射流具有可行性且射流性能和破巖效果均優于自激脈沖射流。WANG Ruihe 等[25]的研究表明自吸流量和射流動壓的高低均受噴嘴結構的影響，噴嘴結構是環空流體激勵作用和射流沖擊效果的關鍵。陳祎[26]驗證了環空流體強化脈沖射流噴嘴能夠引入粒子形成脈沖粒子射流，并試制噴嘴進行了現場實驗，實驗效果明顯。在煤礦開采領域，張欣瑋等[27]設計了基于引射原理的自吸式噴嘴并通過破煤實驗驗證了破煤效果。綜上所述，自吸環空流體增強自激脈沖射流沖擊性能具備可行性，對射流沖擊性能有顯著的提高，有望解決水墊增阻效應和孔底壓持效應，且在石油開采領域開展了室內及現場實驗驗證。但油氣井與煤礦井下下向孔的孔徑結構和環空流體等工程條件存在較大差異，噴嘴相關結構參數亦不適用，噴嘴不同則環空流體卷吸流量、射流沖擊性能等也將發生變化，需要對噴嘴進行優化設計，開展射流性能和破煤效果方面的研究。此外，石油井下應用噴嘴主要用于巖屑清理與輔助破巖，而煤礦井下破煤時對噴嘴的依賴性更強。

因此，為了提高下向孔淹沒水射流的打擊力和破煤效率，筆者提出環空粒子強化自激脈沖射流破煤的設想，并基于此開展環空流體強化脈沖射流調制及破煤特性的研究，建立了環空流體強化自激脈沖噴嘴(以下簡稱環空自吸噴嘴)物理模型，采用大渦模擬和極差分析法優化了噴嘴結構參數，獲取了最優噴嘴性能參數，使用自行研發的水力化增透技術綜合測試平臺進行流場特性測試，驗證了環空流體強化自激脈沖水射流的性能參數，最后開展淹沒水射流破煤實驗研究了環空流體強化自激脈沖水射流的破煤特性，研究結果有望解決水墊增阻效應和孔底壓持效應，并為引入煤巖屑粒子進一步提高下向孔淹沒射流打擊力及破煤效率奠定了射流調制理論與裝備基礎。

1 基于大渦模擬的噴嘴優化設計

1.1 仿真模型建立與邊界參數設置

基于自激振蕩脈沖噴嘴的優越性，依據前期研究成果《一種基于空氣振諧的脈沖噴嘴》的原理[12]及自吸式環空流體在石油鉆井領域的應用[21-22,28]，筆者提出環空流體強化自激脈沖水射流破煤的設想，以此來提高下向孔淹沒水射流打擊力及破煤效率。當具有一定速度的連續射流經上噴嘴流入亥姆赫茲型自激振蕩腔后，射流在腔內碰撞與摩擦形成不同尺度的渦漩，經擾動放大后自激振蕩腔中心兩側區域會形成一定的負壓區，在腔室的上游區域由于紊動射流強烈的卷吸作用，以及在負壓區與噴嘴外部環空流體液柱壓力的作用下，環空流體被吸入到自激振蕩腔內部，與主射流混合。混合后的流體若有合適的相位關系或匹配的激振頻率，就經下噴嘴形成環空流體強化脈沖水射流，如圖1 所示。

圖1 噴嘴物理模型Fig.1 Physical model of nozzel

環空自吸噴嘴的主要結構參數包括上噴嘴直徑d1、下噴嘴直徑d2、引入口直徑d3、壁面碰撞角α、自激振蕩腔腔徑D和腔長L。結合現場實際情況和前人研究結果[25]，上噴嘴直徑d1取3 mm，選擇錐形碰撞壁，壁面碰撞角取120°。

采用Fluent 軟件中的DesignModeler 模塊進行環空自吸噴嘴與外流場計算區域的幾何建模，并在該模塊中對整個幾何模型進行網格劃分，將上噴嘴入口和引入口邊界設為壓力入口，外流場計算域的出口邊界設為壓力出口，其他邊界設置為wall。經過網格無關性驗證，綜合考慮求解精度和計算耗時，選用四面體非結構化網格，尺寸為0.25 mm，最終得到的網格軸面如圖2 所示。

圖2 網格劃分Fig.2 Grid partition

選用大渦模擬(LES)對流體域進行求解，亞格子模型選擇壁面自適應局部渦黏模型(WALE),在淹沒條件下，流體介質與環境介質均設為清水，且為不可壓縮流體，不考慮熱量交換；考慮到室內淹沒水射流流場特性測試和破煤實驗條件，取入口壓力為10 MPa；煤礦井下下向鉆孔垂距一般為10～20 m，本文圍壓取值為0.1 MPa 即表示10 m 垂距，因此將引入口和噴嘴出口壓力均設為0.1 MPa；壁面條件采用壁面函數法，設置為絕熱無滑移；壓力速度耦合方式選擇SIMPLE算法；運行求解的時間步長設為10-5s。

1.2 模擬結果分析與噴嘴結構參數優化

噴嘴結構對脈沖射流的沖擊力及破煤效果至關重要，故借鑒了石油鉆井領域[22]的研究方法，以出口峰值動壓Pvmax作為優選指標，通過改變下噴嘴直徑(d2)、腔長(L)、腔徑(D)、引入口直徑(d3)4 個參數來優選環空自吸噴嘴結構，且每個參數為4 個水平，選用L16(44)正交表進行模擬實驗，16 種工況結構參數配比及模擬結果見表1。通過極差分析法對表1 中的Pvmax進行分析，確定了各因素的影響順序及最優方案，見表2。

表1 噴嘴結構優選正交模擬Table 1 Nozzle structure optimization orthogonal simulation

表2 各結構參數極差分析Table 2 Visual analysis of structural factors

由表2 可知，噴嘴的4 種結構參數對出口動壓的影響順序為d2＞L＞d3＞D，確定優選方案為d2=3.6 mm、L=10.5 mm、D=27 mm、d3=4.2 mm。

1.3 優選噴嘴性能分析

根據優選噴嘴結構參數建立模型并開展大渦模擬，對其射流性能進行分析。

1.3.1脈沖射流形成過程分析

為了觀察環空流體強化自激脈沖水射流形成過程，按時間順序提取了0.2、2.0、3.6 ms 三個時刻的速度脈動云圖，如圖3 所示。在0.2 ms 時，可以明顯觀察到振蕩腔兩側漩渦區的生成，在2.0 ms 時，腔室內的渦漩區開始逐漸變大，外流場出現了一股脈沖射流，并隨著時間的推移逐漸趨于穩定，在3.6 ms 時脈沖射流在腔室內完成了自激振蕩，外流場形成了周期性高速脈沖射流。

圖3 噴嘴內外速度脈動云圖Fig.3 Changes of velocity cloud inside and outside the nozzle

1.3.2環空流體引入過程分析

噴嘴內部靜壓分布如圖4 所示，射流進入振蕩腔體后，高速射流進入振蕩腔體后，渦量擾動經剪切層放大、碰撞壁撞擊及擾動反饋，在腔體兩側形成了負壓渦漩區，渦環結構會對射流產生周期性阻抗進而產生脈沖射流，同時該負壓區與腔內紊動射流的卷吸效應及環空流體液柱壓力共同作用引入環空流體。

圖4 優選噴嘴內部靜壓分布云圖Fig.4 Static pressure distribution cloud diagram inside preferred nozzle

為了進一步分析環空流體引入過程，對噴嘴內部速度矢量進行分析，如圖5 所示，受大尺度渦環結構的影響引入口能夠卷吸周圍水體激勵射流，將其卷入主射流束內部，與主射流混合。對引入口進行監測，得到引入口的卷吸流量隨時間的變化如圖6 所示，最大卷吸流量為0.28 L/s，平均卷吸流量為0.19 L/s。

圖5 優選噴嘴的內部速度矢量Fig.5 Internal velocity vector diagram of preferred nozzle

圖6 優選噴嘴的卷吸流量曲線Fig.6 Curve of entrainment flow of preferred nozzle

1.3.3出口動壓變化分析

環空流體強化自激脈沖水射流出口動壓變化如圖7 所示，最大動壓為11.86 MPa，最小動壓為7.57 MPa，平均峰值為11.02 MPa，平均谷值8.16 MPa，比正交模擬表里最大的出口峰值動壓10.08 MPa 提高了大約10%，進一步證明了優選噴嘴性能的優越性。另外，動壓變化曲線表現出明顯的振蕩特性，具有良好的脈動效果，表明其能在淹沒條件下持續產生沖擊力并降低水墊增阻效應的影響，從而提高破煤效率。

2 淹沒水射流流場特性測試

2.1 噴嘴結構

采用數值模擬優化的自激振蕩脈沖噴嘴結構參數，其d1=3 mm、α=120°、d2=3.6 mm、L=10.5 mm、D=27 mm、d3=4.2 mm。根據該研究結果加工了環空自吸噴嘴，其主體結構由上噴嘴、亥姆赫茲型自激振蕩腔、錐形碰撞壁、下噴嘴及引入口結構5 個部分組成，實物圖及內部結構如圖8 所示。

圖8 環空流體強化自激振蕩脈沖噴嘴Fig.8 Annular fluid-enhanced self-excited oscillation pulsed nozzle

上噴嘴選用圓錐收斂型噴嘴(以下簡稱普通噴嘴)，該噴嘴直徑為3 mm、直線段長度為5 mm、收斂段長9 mm、收縮角為14°，具體結構如圖9 所示。

圖9 圓錐收斂型噴嘴Fig.9 Conical convergent nozzle

2.2 實驗系統與實驗方案

淹沒水射流流場特性測試采用了自研水力化綜合測試平臺的淹沒脈沖射流高頻打擊力測試系統，其主要由控制柜、水箱、高壓水泵、打擊力測試釜、電子計算機組成，如圖10 所示。其中自研的打擊力測試釜通過消除氣墊效應很好地解決了壓力傳導衰減大和傳導時間延遲的問題，再配合1 MHz 的高頻采集卡和高頻壓力傳感器，能夠較為準確地獲取脈沖射流的打擊力。

圖10 水射流打擊力測試系統Fig.10 Testing system of water jet impinging presure

使用以上設備進行打擊力測試，圍壓保持在0.1 MPa，測試靶距為30 mm。測試環空自吸噴嘴在不同泵壓下的射流特性，并與脈沖噴嘴及普通噴嘴進行比較。實驗方案見表3。

表3 打擊力測試實驗方案Table 3 Test plan for impinging presure test

2.3 數據處理與結果分析

將環空自吸噴嘴產生的環空流體強化自激脈沖水射流記作a，自激脈沖噴嘴產生的自激脈沖水射流記作b，普通噴嘴產生的連續射流記作c。圖11 為不同泵壓下3 種射流的打擊力時域變化對比。從圖11可知，射流a 與射流b 存在明顯的脈沖波動，波動幅值較大。射流c 受三柱塞泵等外部條件影響存在小范圍的壓力波動。另外，也可以從圖11 看出相同泵壓下射流a 的打擊力波動幅值比射流b 略大，在一定程度上可以說明優選的環空自吸噴嘴能夠增大射流打擊力。

為了分析環空流體強化自激脈沖水射流的自激振蕩脈沖特性，對射流a 和射流b 在泵壓10 MPa 下的打擊力時域圖進行快速傅里葉變換，進而得到打擊力頻域變化，如圖12 所示。從圖12 可以看出，射流a 的主頻為285 Hz，射流b 的主頻282 Hz，主頻頻率相近。同樣，對泵壓2、5、8 MPa 時射流a 與射流b的時域圖進行傅里葉變換，如圖13 所示。由圖13 可知，泵壓相同時射流a 與射流b 主頻相近，射流a 的主頻為253～285 Hz，而射流b 的主頻為251～282 Hz。

為了進一步分析環空流體對自激脈沖水射流的強化作用，提取不同泵壓下打擊力峰值進行對比，如圖14(a)所示。隨著泵壓的增大，射流的峰值打擊力也隨之增加，射流a 的峰值打擊力分別為射流b、射流c 峰值打擊力的1.05～1.08 倍和1.63～1.89 倍。這反映了環空流體強化脈沖水射流在淹沒條件下能夠持續產生較大的打擊力，具有良好的脈沖射流特性。對不同泵壓下射流a 和射流b 平均打擊力進行對比(圖14(b))，由圖14(b)可知，射流a 的平均打擊力是射流b 的1.09～1.16 倍。除此之外，通過對環空自吸噴嘴入口和出口的流量分別進行監測，發現出口流量相比入口增加7%左右，顯然環空流體的吸入增大了主射流的流量，對自激脈沖射流的出口脈動起到強化作用，從而提高了射流的打擊力。

圖14 峰值打擊力和平均打擊力對比Fig.14 Peak impact force and average impact force comparison

3 淹沒水射流破煤實驗

3.1 實驗系統與實驗方案

淹沒水射流破煤實驗系統采用河南理工大學水力化增透綜合測試平臺的破煤巖模塊，系統主要裝置由可視化破煤巖釜、高壓泵、噴嘴、水箱等組成，如圖15 所示。破煤巖釜在筒體水平方向有對開的和頂部的共3 個視窗觀察口，可視部分30 mm×150 mm，并安裝有靶距調節裝置，調節范圍450 mm，筒體下側設有圍壓進液口和出液口(接背壓閥)。

圖15 淹沒水射流破煤實驗系統Fig.15 Submerged water jet coal breaking experimental system

沖蝕效果是對環空自吸噴嘴性能的直觀驗證，通過對比煤樣沖蝕坑的沖蝕體積、沖蝕深度來進行評價。沖蝕時長為10 s，煤樣選用勝利煤礦褐煤，尺寸為φ50 mm×100 mm，堅固性系數為0.96，實驗用噴嘴為環空自吸噴嘴、脈沖噴嘴及普通噴嘴，噴嘴結構如圖9、10 所示。通過改變靶距和泵壓開展淹沒條件下不同噴嘴的水射流破煤實驗，實驗方案見表4。

表4 淹沒水射流破煤實驗方案Table 4 Test scheme for breaking coal by submerged water jet

3.2 實驗結果與分析

破煤實物如圖16 所示。當處于同一工況(泵壓相同、靶距相同)時，射流a 較之射流b 及射流c 在破煤深度和破煤體積上有明顯的提升，能顯著提升破煤效果。

圖16 不同噴嘴破煤效果對比Fig.16 Comparison of coal breaking effect of different nozzles

為研究在淹沒條件下環空自吸噴嘴不同工況下的破煤效果，根據表4 實驗方案進行了16 組不同工況下的環空流體強化自激脈沖水射流破煤實驗，其結果如圖17 所示，由圖可知，靶距為10d1時，煤樣的破壞程度最大。

圖17 煤樣在不同工況下的沖蝕效果Fig.17 Erosion effect of coal sample under different working conditions

為了量化比較不同工況的破煤效果，沖蝕體積利用填鹽法進行測定，沖蝕深度利用游標卡尺進行測量，根據沖蝕體積與沖蝕深度做出柱狀圖，如圖18所示。

圖18 煤樣在不同工況下的沖蝕體積和沖蝕深度Fig.18 Erosion volume and erosion depth of coal sample under different working conditions

由圖18 可知，當靶距小于10d1時，隨著靶距的增大，射流對煤樣的破壞作用越強，在靶距為11d1時，射流對煤樣的破壞作用減弱。根據學者們[29-30]在淹沒條件下開展的自激脈沖射流沖蝕巖石實驗研究結果，破巖性能隨靶距增大呈現先增大后減小的趨勢，存在使得沖蝕能力最好的靶距范圍，這就造成存在最優靶距10d1，使得綜合破煤作用最大。當泵壓小于10 MPa時，隨著泵壓的增大，射流對煤體的沖蝕效果更佳，當泵壓為12 MPa 時，破煤體積反而有所降低，而破煤深度相當。這可能是因為泵壓10 MPa 時環空流體引入的激勵擾動波與原自激擾動波的相位關系最優或激振頻率與原自激振蕩頻率更為匹配，因此10 MPa 時對煤體的綜合破壞能力較大。經分析，當泵壓為10 MPa，靶距為10d1時，射流沖蝕效果最佳，此時的沖蝕體積為15.7 cm3，沖蝕深度達到了47.32 mm。

將這16 組破煤實驗過程中產生的煤渣分別進行收集，干燥后按粒徑不同進行篩分稱重(圖19)，并對整理好的7 類煤渣粒徑進行分析。由圖20 可知，約88.65%煤渣粒徑在8 mm 以下，而煤渣中的小粒徑含量越高表明被破壞煤樣的比表面積就越大，其比表面能也就越大，意味著所需破壞的能量就越大，因此可以說明環空流體強化自激脈沖水射流作用在煤體上的能量較大。這進一步證明了優選的環空自吸噴嘴可以調制環空流體強化自激脈沖水射流，從而提高射流能量利用率，產生較好的煤體沖蝕破壞效果，并為環空粒子引入奠定了基礎。

圖19 煤渣篩分稱重Fig.19 Cinder screening and weighing

圖20 煤渣粒徑分布Fig.20 Particle size distribution of coal slag

4 結論

(1)提出了采用環空流體強化自激脈沖水射流破解下向孔水射流破煤瓶頸問題的思想和原理，即，利用煤礦下向孔環形空間充滿水渣的條件和自激脈沖射流的渦流卷吸作用，經環空流體液柱壓力再次激勵，形成環空流體強化自激脈沖水射流，破解淹沒連續水射流破煤時的孔底壓持效應和水墊增阻效應。

(2)建立了適用于煤礦下向孔淹沒水射流破煤的環空流體強化自激脈沖噴嘴物理模型，并開展了大渦模擬，結果表明：最優的噴嘴結構參數為上噴嘴直徑d1=3 mm、壁面碰撞角α=120°、下噴嘴直徑d2=3.6 mm、振蕩腔腔長L=10.5 mm、振蕩腔腔徑D=27 mm、引入口直徑d3=4.2 mm；優化的環空流體強化自激脈沖水射流噴嘴能夠自吸環空流體，增加主射流能量，卷吸環空水量最大值為0.28 L/s，平均值為0.19 L/s。此結構參數可作為環空流體強化自激脈沖水射流噴嘴的設計依據。

(3)研發了淹沒脈沖射流高頻打擊力測試系統，并開展了脈沖射流高頻打擊力測試。測試表明：泵壓相同時環空流體強化自激脈沖水射流與自激脈沖水射流主頻相近，環空流體強化自激脈沖水射流的主頻為253～285 Hz，而自激脈沖水射流的主頻范圍為251～282 Hz；環空流體強化自激脈沖水射流的峰值打擊力分別為自激脈沖水射流、連續射流峰值打擊力的1.05～1.08 倍和1.63～1.89 倍，平均打擊力是自激脈沖水射流的1.09～1.16 倍，表明引入環空流體確實能通過增大射流能量提高打擊力。

(4)研發了淹沒水射流破煤實驗系統，并開展了相應的破煤實驗，結果表明：相同工況下，環空流體強化自激振蕩脈沖噴嘴與自激振蕩脈沖噴嘴及圓錐收斂型噴嘴相比，在破煤效果上有顯著提升；環空流體強化自激脈沖水射流具備良好的沖蝕煤體破壞效果，約88.65%的煤渣粒度在8 mm 以下，當靶距為10d1時，泵壓為10 MPa 時，射流對煤樣的沖蝕作用最佳，沖蝕深度47.32 mm，沖蝕體積15.7 cm3。