环空流体强化自激脉冲淹没水射流调制与破煤特性

刘彦伟 ，龙丽群，左伟芹 ，李怀珍，韩红凯，史 进，李运强，苗 健，贾浩杰

(1.河南理工大学 安全科学与工程学院,河南 焦作 454000；2.河南省煤矿安全与职业危害防治国际联合实验室,河南 焦作 454000；3.密歇根大学文学、科学和艺术学院,密歇根 安娜堡 48109；4.山东管理学院 智能工程学院,山东 济南 250357)

水射流卸压增透(包括冲孔、割缝、切槽、造穴)技术是深部低渗煤层增透及区域瓦斯治理的关键技术。其中下向孔水力化措施在顶抽巷、石门揭煤等工程中应用广泛，作为典型的淹没水射流卸压增透技术，下向孔水力化措施排水排渣问题从技术研发层面可以解决，且已得到改善[1-5]。这些技术保障了下向孔内在瓦斯抽采过程中无水渣，甚至通过注气降低水锁效应[2]，但水射流冲割过程中钻孔内仍不可避免存在煤水，受孔底压持效应和水垫增阻效应等影响，传统淹没水射流存在冲击力低、破煤效率低、冲割煤量少、适应性差等瓶颈问题。

为了提高淹没水射流的冲击力和破煤岩效果，磨料射流[6-7]、脉冲射流[8-9]、空化射流[10-11]和气液两相射流[12-13]等被用来强化射流。自激脉冲射流因为结构简单、能耗较低在各行各业都得到了广泛的应用，而自吸环空流体式自激脉冲射流利用射流卷吸作用、自激振荡腔内反馈负压区及环空流体液柱压力，无需外加运动部件条件下可以产生优于自激脉冲射流的脉动效果[14-16]，为下向孔淹没水射流破煤提供了新思路。

当前对于自吸环空流体式自激脉冲射流的研究主要集中于石油开采领域，应用于井底岩屑清洗与井下破岩方向[17-18]。廖荣庆等[19]首先在淹没条件下采用腔室侧面开孔的方式引入环空流体进行测试，研究表明某些条件下引入环空流体可以改善脉冲射流的振荡特性。唐川林等[20]阐述了引入扰动剪切流动对自激脉冲射流激励作用的机理，推导了有效激励的条件，并通过室内实验表明引入扰动后的射流体积冲蚀率相较自激脉冲射流有所提高。熊继有等[21-22]专门设计了一种可以有效利用井底液柱压力的水力自增流量装置，在淹没条件下开展实验，研究表明装置设计合理时可自增流量30%，且环空流体激励下的脉冲射流出口动压比普通自激脉冲射流明显增强。随后，倪红坚、杜玉昆[23-24]等采用数值模拟对自吸环空流体式自激脉冲射流喷嘴结构进行了优选设计，并结合破岩实验进行验证，研究表明吸入环空流体强化脉冲射流具有可行性且射流性能和破岩效果均优于自激脉冲射流。WANG Ruihe 等[25]的研究表明自吸流量和射流动压的高低均受喷嘴结构的影响，喷嘴结构是环空流体激励作用和射流冲击效果的关键。陈祎[26]验证了环空流体强化脉冲射流喷嘴能够引入粒子形成脉冲粒子射流，并试制喷嘴进行了现场实验，实验效果明显。在煤矿开采领域，张欣玮等[27]设计了基于引射原理的自吸式喷嘴并通过破煤实验验证了破煤效果。综上所述，自吸环空流体增强自激脉冲射流冲击性能具备可行性，对射流冲击性能有显著的提高，有望解决水垫增阻效应和孔底压持效应，且在石油开采领域开展了室内及现场实验验证。但油气井与煤矿井下下向孔的孔径结构和环空流体等工程条件存在较大差异，喷嘴相关结构参数亦不适用，喷嘴不同则环空流体卷吸流量、射流冲击性能等也将发生变化，需要对喷嘴进行优化设计，开展射流性能和破煤效果方面的研究。此外，石油井下应用喷嘴主要用于岩屑清理与辅助破岩，而煤矿井下破煤时对喷嘴的依赖性更强。

因此，为了提高下向孔淹没水射流的打击力和破煤效率，笔者提出环空粒子强化自激脉冲射流破煤的设想，并基于此开展环空流体强化脉冲射流调制及破煤特性的研究，建立了环空流体强化自激脉冲喷嘴(以下简称环空自吸喷嘴)物理模型，采用大涡模拟和极差分析法优化了喷嘴结构参数，获取了最优喷嘴性能参数，使用自行研发的水力化增透技术综合测试平台进行流场特性测试，验证了环空流体强化自激脉冲水射流的性能参数，最后开展淹没水射流破煤实验研究了环空流体强化自激脉冲水射流的破煤特性，研究结果有望解决水垫增阻效应和孔底压持效应，并为引入煤岩屑粒子进一步提高下向孔淹没射流打击力及破煤效率奠定了射流调制理论与装备基础。

1 基于大涡模拟的喷嘴优化设计

1.1 仿真模型建立与边界参数设置

基于自激振荡脉冲喷嘴的优越性，依据前期研究成果《一种基于空气振谐的脉冲喷嘴》的原理[12]及自吸式环空流体在石油钻井领域的应用[21-22,28]，笔者提出环空流体强化自激脉冲水射流破煤的设想，以此来提高下向孔淹没水射流打击力及破煤效率。当具有一定速度的连续射流经上喷嘴流入亥姆赫兹型自激振荡腔后，射流在腔内碰撞与摩擦形成不同尺度的涡漩，经扰动放大后自激振荡腔中心两侧区域会形成一定的负压区，在腔室的上游区域由于紊动射流强烈的卷吸作用，以及在负压区与喷嘴外部环空流体液柱压力的作用下，环空流体被吸入到自激振荡腔内部，与主射流混合。混合后的流体若有合适的相位关系或匹配的激振频率，就经下喷嘴形成环空流体强化脉冲水射流，如图1 所示。

图1 喷嘴物理模型Fig.1 Physical model of nozzel

环空自吸喷嘴的主要结构参数包括上喷嘴直径d1、下喷嘴直径d2、引入口直径d3、壁面碰撞角α、自激振荡腔腔径D和腔长L。结合现场实际情况和前人研究结果[25]，上喷嘴直径d1取3 mm，选择锥形碰撞壁，壁面碰撞角取120°。

采用Fluent 软件中的DesignModeler 模块进行环空自吸喷嘴与外流场计算区域的几何建模，并在该模块中对整个几何模型进行网格划分，将上喷嘴入口和引入口边界设为压力入口，外流场计算域的出口边界设为压力出口，其他边界设置为wall。经过网格无关性验证，综合考虑求解精度和计算耗时，选用四面体非结构化网格，尺寸为0.25 mm，最终得到的网格轴面如图2 所示。

图2 网格划分Fig.2 Grid partition

选用大涡模拟(LES)对流体域进行求解，亚格子模型选择壁面自适应局部涡黏模型(WALE),在淹没条件下，流体介质与环境介质均设为清水，且为不可压缩流体，不考虑热量交换；考虑到室内淹没水射流流场特性测试和破煤实验条件，取入口压力为10 MPa；煤矿井下下向钻孔垂距一般为10～20 m，本文围压取值为0.1 MPa 即表示10 m 垂距，因此将引入口和喷嘴出口压力均设为0.1 MPa；壁面条件采用壁面函数法，设置为绝热无滑移；压力速度耦合方式选择SIMPLE算法；运行求解的时间步长设为10-5s。

1.2 模拟结果分析与喷嘴结构参数优化

喷嘴结构对脉冲射流的冲击力及破煤效果至关重要，故借鉴了石油钻井领域[22]的研究方法，以出口峰值动压Pvmax作为优选指标，通过改变下喷嘴直径(d2)、腔长(L)、腔径(D)、引入口直径(d3)4 个参数来优选环空自吸喷嘴结构，且每个参数为4 个水平，选用L16(44)正交表进行模拟实验，16 种工况结构参数配比及模拟结果见表1。通过极差分析法对表1 中的Pvmax进行分析，确定了各因素的影响顺序及最优方案，见表2。

表1 喷嘴结构优选正交模拟Table 1 Nozzle structure optimization orthogonal simulation

表2 各结构参数极差分析Table 2 Visual analysis of structural factors

由表2 可知，喷嘴的4 种结构参数对出口动压的影响顺序为d2＞L＞d3＞D，确定优选方案为d2=3.6 mm、L=10.5 mm、D=27 mm、d3=4.2 mm。

1.3 优选喷嘴性能分析

根据优选喷嘴结构参数建立模型并开展大涡模拟，对其射流性能进行分析。

1.3.1脉冲射流形成过程分析

为了观察环空流体强化自激脉冲水射流形成过程，按时间顺序提取了0.2、2.0、3.6 ms 三个时刻的速度脉动云图，如图3 所示。在0.2 ms 时，可以明显观察到振荡腔两侧漩涡区的生成，在2.0 ms 时，腔室内的涡漩区开始逐渐变大，外流场出现了一股脉冲射流，并随着时间的推移逐渐趋于稳定，在3.6 ms 时脉冲射流在腔室内完成了自激振荡，外流场形成了周期性高速脉冲射流。

图3 喷嘴内外速度脉动云图Fig.3 Changes of velocity cloud inside and outside the nozzle

1.3.2环空流体引入过程分析

喷嘴内部静压分布如图4 所示，射流进入振荡腔体后，高速射流进入振荡腔体后，涡量扰动经剪切层放大、碰撞壁撞击及扰动反馈，在腔体两侧形成了负压涡漩区，涡环结构会对射流产生周期性阻抗进而产生脉冲射流，同时该负压区与腔内紊动射流的卷吸效应及环空流体液柱压力共同作用引入环空流体。

图4 优选喷嘴内部静压分布云图Fig.4 Static pressure distribution cloud diagram inside preferred nozzle

为了进一步分析环空流体引入过程，对喷嘴内部速度矢量进行分析，如图5 所示，受大尺度涡环结构的影响引入口能够卷吸周围水体激励射流，将其卷入主射流束内部，与主射流混合。对引入口进行监测，得到引入口的卷吸流量随时间的变化如图6 所示，最大卷吸流量为0.28 L/s，平均卷吸流量为0.19 L/s。

图5 优选喷嘴的内部速度矢量Fig.5 Internal velocity vector diagram of preferred nozzle

图6 优选喷嘴的卷吸流量曲线Fig.6 Curve of entrainment flow of preferred nozzle

1.3.3出口动压变化分析

环空流体强化自激脉冲水射流出口动压变化如图7 所示，最大动压为11.86 MPa，最小动压为7.57 MPa，平均峰值为11.02 MPa，平均谷值8.16 MPa，比正交模拟表里最大的出口峰值动压10.08 MPa 提高了大约10%，进一步证明了优选喷嘴性能的优越性。另外，动压变化曲线表现出明显的振荡特性，具有良好的脉动效果，表明其能在淹没条件下持续产生冲击力并降低水垫增阻效应的影响，从而提高破煤效率。

2 淹没水射流流场特性测试

2.1 喷嘴结构

采用数值模拟优化的自激振荡脉冲喷嘴结构参数，其d1=3 mm、α=120°、d2=3.6 mm、L=10.5 mm、D=27 mm、d3=4.2 mm。根据该研究结果加工了环空自吸喷嘴，其主体结构由上喷嘴、亥姆赫兹型自激振荡腔、锥形碰撞壁、下喷嘴及引入口结构5 个部分组成，实物图及内部结构如图8 所示。

图8 环空流体强化自激振荡脉冲喷嘴Fig.8 Annular fluid-enhanced self-excited oscillation pulsed nozzle

上喷嘴选用圆锥收敛型喷嘴(以下简称普通喷嘴)，该喷嘴直径为3 mm、直线段长度为5 mm、收敛段长9 mm、收缩角为14°，具体结构如图9 所示。

图9 圆锥收敛型喷嘴Fig.9 Conical convergent nozzle

2.2 实验系统与实验方案

淹没水射流流场特性测试采用了自研水力化综合测试平台的淹没脉冲射流高频打击力测试系统，其主要由控制柜、水箱、高压水泵、打击力测试釜、电子计算机组成，如图10 所示。其中自研的打击力测试釜通过消除气垫效应很好地解决了压力传导衰减大和传导时间延迟的问题，再配合1 MHz 的高频采集卡和高频压力传感器，能够较为准确地获取脉冲射流的打击力。

图10 水射流打击力测试系统Fig.10 Testing system of water jet impinging presure

使用以上设备进行打击力测试，围压保持在0.1 MPa，测试靶距为30 mm。测试环空自吸喷嘴在不同泵压下的射流特性，并与脉冲喷嘴及普通喷嘴进行比较。实验方案见表3。

表3 打击力测试实验方案Table 3 Test plan for impinging presure test

2.3 数据处理与结果分析

将环空自吸喷嘴产生的环空流体强化自激脉冲水射流记作a，自激脉冲喷嘴产生的自激脉冲水射流记作b，普通喷嘴产生的连续射流记作c。图11 为不同泵压下3 种射流的打击力时域变化对比。从图11可知，射流a 与射流b 存在明显的脉冲波动，波动幅值较大。射流c 受三柱塞泵等外部条件影响存在小范围的压力波动。另外，也可以从图11 看出相同泵压下射流a 的打击力波动幅值比射流b 略大，在一定程度上可以说明优选的环空自吸喷嘴能够增大射流打击力。

为了分析环空流体强化自激脉冲水射流的自激振荡脉冲特性，对射流a 和射流b 在泵压10 MPa 下的打击力时域图进行快速傅里叶变换，进而得到打击力频域变化，如图12 所示。从图12 可以看出，射流a 的主频为285 Hz，射流b 的主频282 Hz，主频频率相近。同样，对泵压2、5、8 MPa 时射流a 与射流b的时域图进行傅里叶变换，如图13 所示。由图13 可知，泵压相同时射流a 与射流b 主频相近，射流a 的主频为253～285 Hz，而射流b 的主频为251～282 Hz。

为了进一步分析环空流体对自激脉冲水射流的强化作用，提取不同泵压下打击力峰值进行对比，如图14(a)所示。随着泵压的增大，射流的峰值打击力也随之增加，射流a 的峰值打击力分别为射流b、射流c 峰值打击力的1.05～1.08 倍和1.63～1.89 倍。这反映了环空流体强化脉冲水射流在淹没条件下能够持续产生较大的打击力，具有良好的脉冲射流特性。对不同泵压下射流a 和射流b 平均打击力进行对比(图14(b))，由图14(b)可知，射流a 的平均打击力是射流b 的1.09～1.16 倍。除此之外，通过对环空自吸喷嘴入口和出口的流量分别进行监测，发现出口流量相比入口增加7%左右，显然环空流体的吸入增大了主射流的流量，对自激脉冲射流的出口脉动起到强化作用，从而提高了射流的打击力。

图14 峰值打击力和平均打击力对比Fig.14 Peak impact force and average impact force comparison

3 淹没水射流破煤实验

3.1 实验系统与实验方案

淹没水射流破煤实验系统采用河南理工大学水力化增透综合测试平台的破煤岩模块，系统主要装置由可视化破煤岩釜、高压泵、喷嘴、水箱等组成，如图15 所示。破煤岩釜在筒体水平方向有对开的和顶部的共3 个视窗观察口，可视部分30 mm×150 mm，并安装有靶距调节装置，调节范围450 mm，筒体下侧设有围压进液口和出液口(接背压阀)。

图15 淹没水射流破煤实验系统Fig.15 Submerged water jet coal breaking experimental system

冲蚀效果是对环空自吸喷嘴性能的直观验证，通过对比煤样冲蚀坑的冲蚀体积、冲蚀深度来进行评价。冲蚀时长为10 s，煤样选用胜利煤矿褐煤，尺寸为φ50 mm×100 mm，坚固性系数为0.96，实验用喷嘴为环空自吸喷嘴、脉冲喷嘴及普通喷嘴，喷嘴结构如图9、10 所示。通过改变靶距和泵压开展淹没条件下不同喷嘴的水射流破煤实验，实验方案见表4。

表4 淹没水射流破煤实验方案Table 4 Test scheme for breaking coal by submerged water jet

3.2 实验结果与分析

破煤实物如图16 所示。当处于同一工况(泵压相同、靶距相同)时，射流a 较之射流b 及射流c 在破煤深度和破煤体积上有明显的提升，能显著提升破煤效果。

图16 不同喷嘴破煤效果对比Fig.16 Comparison of coal breaking effect of different nozzles

为研究在淹没条件下环空自吸喷嘴不同工况下的破煤效果，根据表4 实验方案进行了16 组不同工况下的环空流体强化自激脉冲水射流破煤实验，其结果如图17 所示，由图可知，靶距为10d1时，煤样的破坏程度最大。

图17 煤样在不同工况下的冲蚀效果Fig.17 Erosion effect of coal sample under different working conditions

为了量化比较不同工况的破煤效果，冲蚀体积利用填盐法进行测定，冲蚀深度利用游标卡尺进行测量，根据冲蚀体积与冲蚀深度做出柱状图，如图18所示。

图18 煤样在不同工况下的冲蚀体积和冲蚀深度Fig.18 Erosion volume and erosion depth of coal sample under different working conditions

由图18 可知，当靶距小于10d1时，随着靶距的增大，射流对煤样的破坏作用越强，在靶距为11d1时，射流对煤样的破坏作用减弱。根据学者们[29-30]在淹没条件下开展的自激脉冲射流冲蚀岩石实验研究结果，破岩性能随靶距增大呈现先增大后减小的趋势，存在使得冲蚀能力最好的靶距范围，这就造成存在最优靶距10d1，使得综合破煤作用最大。当泵压小于10 MPa时，随着泵压的增大，射流对煤体的冲蚀效果更佳，当泵压为12 MPa 时，破煤体积反而有所降低，而破煤深度相当。这可能是因为泵压10 MPa 时环空流体引入的激励扰动波与原自激扰动波的相位关系最优或激振频率与原自激振荡频率更为匹配，因此10 MPa 时对煤体的综合破坏能力较大。经分析，当泵压为10 MPa，靶距为10d1时，射流冲蚀效果最佳，此时的冲蚀体积为15.7 cm3，冲蚀深度达到了47.32 mm。

将这16 组破煤实验过程中产生的煤渣分别进行收集，干燥后按粒径不同进行筛分称重(图19)，并对整理好的7 类煤渣粒径进行分析。由图20 可知，约88.65%煤渣粒径在8 mm 以下，而煤渣中的小粒径含量越高表明被破坏煤样的比表面积就越大，其比表面能也就越大，意味着所需破坏的能量就越大，因此可以说明环空流体强化自激脉冲水射流作用在煤体上的能量较大。这进一步证明了优选的环空自吸喷嘴可以调制环空流体强化自激脉冲水射流，从而提高射流能量利用率，产生较好的煤体冲蚀破坏效果，并为环空粒子引入奠定了基础。

图19 煤渣筛分称重Fig.19 Cinder screening and weighing

图20 煤渣粒径分布Fig.20 Particle size distribution of coal slag

4 结论

(1)提出了采用环空流体强化自激脉冲水射流破解下向孔水射流破煤瓶颈问题的思想和原理，即，利用煤矿下向孔环形空间充满水渣的条件和自激脉冲射流的涡流卷吸作用，经环空流体液柱压力再次激励，形成环空流体强化自激脉冲水射流，破解淹没连续水射流破煤时的孔底压持效应和水垫增阻效应。

(2)建立了适用于煤矿下向孔淹没水射流破煤的环空流体强化自激脉冲喷嘴物理模型，并开展了大涡模拟，结果表明：最优的喷嘴结构参数为上喷嘴直径d1=3 mm、壁面碰撞角α=120°、下喷嘴直径d2=3.6 mm、振荡腔腔长L=10.5 mm、振荡腔腔径D=27 mm、引入口直径d3=4.2 mm；优化的环空流体强化自激脉冲水射流喷嘴能够自吸环空流体，增加主射流能量，卷吸环空水量最大值为0.28 L/s，平均值为0.19 L/s。此结构参数可作为环空流体强化自激脉冲水射流喷嘴的设计依据。

(3)研发了淹没脉冲射流高频打击力测试系统，并开展了脉冲射流高频打击力测试。测试表明：泵压相同时环空流体强化自激脉冲水射流与自激脉冲水射流主频相近，环空流体强化自激脉冲水射流的主频为253～285 Hz，而自激脉冲水射流的主频范围为251～282 Hz；环空流体强化自激脉冲水射流的峰值打击力分别为自激脉冲水射流、连续射流峰值打击力的1.05～1.08 倍和1.63～1.89 倍，平均打击力是自激脉冲水射流的1.09～1.16 倍，表明引入环空流体确实能通过增大射流能量提高打击力。

(4)研发了淹没水射流破煤实验系统，并开展了相应的破煤实验，结果表明：相同工况下，环空流体强化自激振荡脉冲喷嘴与自激振荡脉冲喷嘴及圆锥收敛型喷嘴相比，在破煤效果上有显著提升；环空流体强化自激脉冲水射流具备良好的冲蚀煤体破坏效果，约88.65%的煤渣粒度在8 mm 以下，当靶距为10d1时，泵压为10 MPa 时，射流对煤样的冲蚀作用最佳，冲蚀深度47.32 mm，冲蚀体积15.7 cm3。