自激振荡脉冲超临界二氧化碳射流发生机制

刘 勇，崔家玮，魏建平，张宏图，徐向宇

(1.河南理工大学 瓦斯地质与瓦斯治理国家重点实验室培育基地，河南 焦作 454000；2.煤炭安全生产与清洁高效利用省部共建协同创新中心，河南 焦作 454000)

煤层气被列为能源科技创新战略重点创新方向之一，要求加快推进开发利用，但在煤层气开发过程中，经常出现井壁坍塌、渗透率降低等问题。超临界二氧化碳(SC-CO)钻井液的提出与研究，为煤层气钻井提供了新的技术支撑。

SC-CO射流的特殊性质决定了其在煤层气钻井的优势，使其能够在保证煤层气井的稳定性的同时，提高破岩效率和钻井速度。但较高的破煤门限压力和高能耗，是限制SC-CO推广应用的关键，仍需进一步提高SC-CO射流破煤效率。射流形式是影响射流能量转化效率的重要因素之一，目前SC-CO射流的相关研究均基于连续射流。相较于连续射流，脉冲射流冲击压力大、水垫效应弱，具有更高的破煤岩效率。脉冲射流的形式主要有截断式、挤压式和自激振荡式等，其中自激振荡脉冲射流是与工程相结合的最现实的一种脉冲射流形式。且自激振荡脉冲水射流峰值压力是连续水射流的2.5倍，相比连续射流具有更高效的冲击性能和破煤岩效率。自激振荡脉冲射流脉冲压力大，可以产生水锤效应，具有谐振冲击效果；并且其发生装置简单，具有较高的工程适用性，能够有效降低破煤参数，为SC-CO的进一步应用提供了新思路。

目前关于自激振荡脉冲射流的研究多是基于水射流开展的。自激振荡脉冲水射流喷嘴结构类型主要有Helmholtz喷嘴和Organ Pipes喷嘴。相比之下，Helmholtz 喷嘴的脉冲效果更好。对喷嘴结构的研究，也主要基于Helmholtz 喷嘴。Helmholtz型的自激振荡喷嘴主要由上游喷嘴、振荡腔、下游喷嘴组成，主要控制参数有上游喷嘴出口直径、振荡腔腔径、振荡腔腔长、下游喷嘴入口直径、碰撞壁形状以及碰撞壁角度，各个部分之间都息息相关。上游喷嘴结构是影响振荡腔内射流流场结构的重要因素，较好的上游喷嘴结构，能够形成稳定的等速核和边界层，有利于涡结构的生成和运动。碰撞壁的角度决定了涡结构的反馈角度，合适的角度能够促进反馈涡结构在边界层的有序运动和叠加。下游喷嘴入口直径影响了碰撞壁的面积，间接影响了涡结构的反馈过程；同时下游喷嘴的结构影响了脉冲射流的冲击效果和有效靶距。目前，自激振荡脉冲水射流上游和下游喷嘴结构普遍采用圆锥收敛型喷嘴，也有研究采用上游喷嘴为圆锥收敛喷嘴，下游喷嘴采用直管喷嘴。但普遍认为上游喷嘴和下游喷嘴直径应具有合适的尺寸配比。李晓红等建立了上游和下游喷嘴直径的关系，为自激振荡上游和下游喷嘴的设计提供了设计原则。卢义玉等认为上游和下游喷嘴直径比为1.2～1.3 时，能够产生较优的自激振荡脉冲射流结构。唐川林等还研究了不同形状碰撞壁对自激振荡的影响，设计了4种形状碰撞壁：锥形截面、外球形、内球形和平面形。通过对比分析得出锥形截面和外球形更容易形成自激振荡。WANG等研究了5 个角度(90°,100°,120°,140°和180°)的锥形截面的碰撞壁对振荡效果的影响，得出120°的锥形截面的碰撞壁是最优的。最近的研究中均将碰撞壁设置为120°的锥形截面。多数研究发现，腔径比是喷嘴结构中的关键性参数，合适的腔径比产生较优的振荡效果的关键在于能够形成稳定的剪切层，涡结构生成后，在剪切层内运动和反馈过程中能够充分发展，并形成拟序结构，产生自激振荡，从而达到脉冲效果，并且普遍认为较优的自激振荡喷嘴的腔径比范围在2～4。综上所述，Helmholtz共振腔已成功应用于自激振荡脉冲水射流喷嘴，并且已研究得出合适的喷嘴结构参数范围。但由于SC-CO与水的流体性质存在较大差异，自激振荡脉冲水射流喷嘴的相关结构参数是否适用于SC-CO尚未可知，仍需进一步开展相关研究。

因此，为进一步提高SC-CO射流破煤效率，笔者提出新型自激振荡脉冲SC-CO射流，在传统Helmholtz共振腔的基础上，结合可压缩流体理论，研究SC-CO的自激振荡脉冲发生机制，确定适用于SC-CO的自激振荡喷嘴结构，通过大涡模拟分析SC-CO的自激振荡过程，并开展SC-CO连续射流与脉冲射流破煤对比实验，验证自激振荡脉冲SC-CO射流的破煤效率。研究成果可进一步丰富SC-CO射流和可压缩流体射流理论体系，有利于实现CO的高效利用及地下埋存，对推动实现碳中和、碳达峰具有重要意义。

1 自激振荡脉冲水射流喷嘴结构适用性

1.1 喷嘴几何模型的建立

廖振方基于Helmholtz共振机理提出了自激振荡脉冲水射流喷嘴，系统的总结了扰动波有效反馈的4个条件，即剪切层涡量扰动-扰动放大-碰撞返回-诱发新的涡量扰动。当喷嘴的固有频率和扰动频率相等或成整数倍关系时，扰动将进一步放大，脉冲效果更好。而喷嘴的固有频率和射流剪切层的扰动频率都受喷嘴结构参数的影响。因此，喷嘴结构是流体产生自激振荡的关键，也是控制脉冲效果，提高射流效率的重要部件。

由于自激振荡喷嘴的优越性，笔者提出自激振荡脉冲SC-CO射流喷嘴，以此来提高SC-CO射流的破岩效率。在设计方面，借鉴了自激振荡水射流喷嘴的设计方法，其中为上游喷嘴的喉部直径、为上游喷嘴出口直径、为下游喷嘴出口直径、为振荡腔直径、为振荡腔腔长。同时采用了水射流喷嘴结构中的相关参数，其中/=10,/=1.2,/=3，碰撞壁采用锥形碰撞壁，碰撞角度为120°，下游喷嘴采用直管喷嘴。由于上游喷嘴的选用决定了振荡腔内的流场结构，且文献[16]发现，Laval喷嘴能较好地适用于SC-CO，更好地转化射流能量，故采用Laval喷嘴为上游喷嘴。建立的自激振荡喷嘴具体尺寸参数见表1,几何模型如图1所示。

表1 喷嘴尺寸参数Table 1 Nozzle size parameters

图1 自激振荡喷嘴几何模型Fig.1 Geometric model of the self-oscillating nozzle

1.2 雷诺平均数值模拟

为了分析Laval喷嘴与该喷嘴模型产生的射流流场结构所存在的差异，进而初步判断是否可以有效产生自激振荡脉冲射流，笔者根据2种不同的喷嘴结构(分别称为喷嘴a和喷嘴b)开展了雷诺平均数值模拟。

1.2.1 控制方程

SC-CO为可压缩流体，FLUENT在求解可压缩流体的流场问题时，除了求解连续性方程和动量方程外，还需要求解额外的能量方程。

对于SC-CO，连续性方程的一般形式为

(1)

式中，为流体密度；为时间；为速度；为质量源项。

由于自激振荡喷嘴在空间上轴对称，为了节约计算资源，故在数值计算时，可将物理模型简化为二维轴对称模型，对于二维轴对称模型，连续性方程为

(2)

式中，为径向坐标量；为轴向速度；为径向速度。

动量方程的一般形式为

(3)

(4)

式中，为静压；为应力张量；ρ为重力；为外力；为黏性应力张量；为分子黏度；为单位张量。

对于二维轴对称模型的求解，轴向和径向的动量方程分别表示为

(5)

(6)

(7)

式中，为旋流速度；为轴向外力；为径向外力。

能量方程为

∑′′′+()]+

(8)

(9)

(10)

(11)

式中，为总能量；为方向的速度分量；为有效热传导系数；为组分；′为组分脉动量；′为′的扩散流量；为焓；为化学反应热以及其他定义的体积热源项；′为′的质量分数；,′为定压比热容；为参考温度；为工作温度；为温度。

1.2.2 网格划分及边界条件

在上述几何模型的基础上，将其简化为二维轴对称模型，采用ANSYS Meshing对模型进行网格划分，选用四边形结构化网格，网格最小尺寸为0.000 1 m，网格数量为65 794，网格平均质量大于0.98，质量较高，计算模型及网格如图2所示。流体计算域主要分为喷嘴内部流体域和自由射流区域，将喷嘴入口设置为压力入口，入口压力为45 MPa，出口为压力出口，环境压力为10 MPa，壁面设置为绝热无滑移。

图2 网格划分Fig.2 Mesh subdivision

笔者结合FLUENT数值模拟软件构建了SC-CO物性参数数值计算模型，通过UDF编译到FLUENT中，并且证明了该模型计算的正确性。笔者采用该计算模型开展数值模拟计算，另外，选取密度求解器进行求解，湍流模型采用RNG-模型，从而模拟SC-CO射流的流场结构。

1.3 流场结构对比分析

分别提取了喷嘴a和喷嘴b的流场速度云图，如图3所示。同时绘制了喷嘴中心轴线速度变化曲线，如图4所示。

图3 喷嘴a,b流场速度云图Fig.3 Flow field velocity cloud diagram of nozzle a and b

图4 喷嘴中心轴线速度变化曲线Fig.4 Nozzle central axis velocity variation curves

从图3中可以看出，SC-CO经过上游喷嘴的加速后，在上游喷嘴出口处扰动产生膨胀波，并且开始向下游传播，在传播的过程中由于剪切层的不稳定性逐步放大，由于碰撞壁的存在，膨胀波在到达碰撞壁后反射，再返回上游，从而在振荡腔内形成了涡流。但该涡流是否产生了有效激励尚不明确，因此，对该工况条件下的连续射流也开展了数值模拟，探究该涡流激励对于SC-CO射流流场的影响，其中连续射流采用与上游喷嘴相同尺寸的Laval喷嘴，同时提取轴线上的射流速度进行对比。

SC-CO在Laval喷嘴的加速下，形成了稳定的膨胀压缩交替的流场结构，波动特征较为规律，最高速度在500 m/s左右。通过喷嘴b与喷嘴a的对比，发现喷嘴b在振荡腔内形成了高速区，最高速度略大于喷嘴a，流场波动紊乱，表明射流核心段受到了振荡腔内流体的扰动，扰乱了原本的波动规律，另外在下游喷嘴出口处形成了激波，发生了速度骤减，削减了射流能量，未能明显提高射流速度幅值。

对于喷嘴b结构尺寸类型的振荡腔，若使用水射流时，提取数值模拟结果中轴线上的时均速度，发现相较于连续射流喷嘴存在明显差异，其自激振荡效果显著。而对于SC-CO，喷嘴a与喷嘴b产生的射流流场结构差别较小，且喷嘴b削减了射流的能量，未能实现有效的调制。

总体来看，虽然喷嘴b振荡腔中形成的涡流对射流核心区产生了扰动，但该扰动并没有产生有效激励，未能实现自激振荡。因此，可以得出，喷嘴b并不适用于SC-CO射流，同时也说明了适用于水射流的自激振荡喷嘴结构并不适用于SC-CO。其根本上是由于SC-CO射流与水射流的自激振荡脉冲机理的差异所导致的。故要实现自激振荡脉冲SC-CO射流，则需明确自激振荡脉冲SC-CO射流的发生机制，找到合适的自激振荡喷嘴结构。

2 自激振荡脉冲超临界二氧化碳射流发生机制分析

2.1 超临界二氧化碳脉动理论

在不可压缩湍流中，湍流脉动的散度为0，不存在体积膨胀的脉动，只需关注其涡结构和耗散结构，但对于可压缩湍流来说，其内部脉动结构复杂，1953年，KOVASZNAY通过线性化的可压缩流体运动方程分析了可压缩湍流的运动状态，认为可压缩湍流中存在3种基本模态，即涡模态、声模态以及熵模态。

假定可压缩湍流脉动在空间和时间上是统计均匀的，平均量均为常数，脉动量均为小量。其质量守恒方程如下：

(12)

(13)

(15)

式中,为超临界二氧化碳流体压力。

对于动量守恒方程，略去速度的对流导数，将方程线性化，得

(16)

式中，为超临界二氧化碳流体密度；为超临界二氧化碳流体的黏性系数；,均为空间坐标量；为方向的速度分量。

消去密度，得

(17)

式中，为流体声速。

能量方程采用熵平衡方程，其形式为

(18)

式中，为激光波长；为空间坐标量。

略去熵的对流导数项和脉动耗散函数，并将温度用和熵取代，得

(19)

式中，为超临界二氧化碳流体激光波长。

对式(17)求旋度，可以消去，从而得到涡量的线性扩散方程：

(20)

式中，为方向的涡量。

对式(17)求散度，并结合式(15)，从而消去速度，得到压强方程：

(21)

式(15)，(19)～(21)分别为速度场、熵场、涡量场以及压强场的演化方程，其中涡量方程可以直接求解，速度、压强以及熵场的3个方程是互相耦合的，相应的脉动结构分别称为涡模态、声模态和熵模态。

对SC-CO湍流速度场进行赫姆霍兹分解，主要分为剪切运动和膨胀压缩运动。其中速度场的剪切运动主要代表了湍流的剪切过程，与涡结构的形成相对应；速度场中的膨胀压缩运动主要代表了湍流的膨胀压缩过程，与膨胀波、压缩波、声波等可压缩流动结构的运动相对应。同理，也可以将压力场分解为剪切运动和膨胀压缩运动。而熵场则主要对应的是温度的变化，也就是流动过程中的热力学运动。故SC-CO湍流中的3种脉动结构涡模态、声模态和熵模态分别对应可压缩湍流运动过程中的剪切过程、膨胀压缩过程和热力学过程。

2.2 实现超临界二氧化碳自激振荡的条件

SC-CO湍流的脉动主要由涡模态、声模态和熵模态组成，其运动中的剪切过程决定了涡结构的形成与放大，是形成自激振荡扰动的根本，膨胀压缩过程和热力学过程决定了扰动的反馈以及扰动频率，是完成自激振荡的关键。不同脉动模态之间既发挥各自进程，又相互耦合，共同作用。这与水射流的自激振荡脉冲机理存在差异，故要实现SC-CO的自激振荡，则需找到适用于SC-CO脉冲发生机制的自激振荡喷嘴结构。

SC-CO完成自激振荡的关键就在于调节3种模态之间的运动，其中调节剪切运动在于形成较好的剪切层，而剪切层的形成决定于上游喷嘴的结构，故上游喷嘴可以继续使用Laval喷嘴，从而使SC-CO射流在振荡腔内形成较好的剪切层，实现了对涡结构的调节。涡结构形成后，若无法完成扰动反馈，实现有效激励，则不能实现自激振荡，这与上述喷嘴b的数值模拟结果相一致。因此，调节扰动反馈是实现有效激励，完成自激振荡的关键。扰动反馈由SC-CO在振荡腔内的运动过程中的膨胀压缩过程和热力学过程所决定，SC-CO经过上游喷嘴加速后进入振荡腔，由于空间体积骤变，SC-CO在振荡腔内发生急剧的膨胀压缩和热力学变化，而流体的膨胀压缩过程和热力学过程主要与自激振荡喷嘴中振荡腔的体积、形状以及结构有关，故合适的振荡腔结构是调节膨胀压缩过程和热力学过程的根本所在。因此，要实现SC-CO的自激振荡，则需找到适用于SC-CO的自激振荡喷嘴，并且关键是找到合适的振荡腔结构。

3 基于超临界二氧化碳的振荡腔结构调节

由上述结论可知，自激振荡脉冲SC-CO射流喷嘴的设计关键是找到合适的振荡腔结构，从而控制SC-CO射流在振荡腔内的膨胀压缩运动和热力学运动。振荡腔的结构主要由腔径、腔长和碰撞壁角度决定，从以上的数值模拟结果中发现，振荡腔内虽然形成了涡结构，但未形成有效激励，故需要调节振荡腔的体积去控制膨胀压缩运动和热力学运动，从而形成有效激励。腔径是调节振荡腔体积的主要因素，因此将首先通过调节腔径来开展振荡腔的研究。

3.1 不同振荡腔腔径条件下的雷诺平均模拟

分别调节腔径为8，6，4，2，建立对应的喷嘴模型c，d，e，f，使用上述计算模型开展数值模拟研究，喷嘴结构参数及边界条件设置见表1，数值模拟结果如图5所示。

图5 不同腔径条件下喷嘴流场速度云图Fig.5 Velocity cloud diagram of nozzle flow field for different cavity diameters

从图5可以发现，SC-CO经过上游喷嘴的加速，在振荡腔内都形成了高速区，与喷嘴b的结果对比，发现振荡腔两侧形成的涡流逐渐稳定，尤其当腔径减小到4时，振荡腔两侧形成了稳定的环状流场。另外，在腔径为6和4时，射流核心区无参数跳跃面，射流较为稳定。为了进一步分析射流状态，故提取轴线上的射流速度进行分析。

与喷嘴b不同的是，喷嘴c，d，e，f在振荡腔内均形成了一个速度峰值，如图6所示。不同喷嘴之间峰值高度不同，喷嘴d和喷嘴e峰值近乎相同，最高接近650 m/s，这是由于合适的振荡腔体积调节了SC-CO进入振荡腔后的膨胀压缩运动和热力学运动，在一定程度上加速了射流本身的发展，增大了射流的速度，而当SC-CO从下游喷嘴喷出时，直接进入外界环境，速度便回归到正常范围。同时由于振荡腔体积对于腔室内膨胀压缩运动和热力学运动的调节，射流发展中的膨胀压缩过程也因此受到影响，故喷嘴d和喷嘴e在射流喷出后形成了较为稳定的流场，避免了形成激波而导致的能量损失。喷嘴c和喷嘴f虽然也在振荡腔内小幅提高了速度，但经过下游喷嘴喷出后，与喷嘴b一样发生了速度骤减，削减了射流能量，未能形成较好的流场。

图6 喷嘴中心轴线速度变化曲线Fig.6 Nozzle central axis velocity variation curves

在此结果的基础上，针对腔径为3和5的喷嘴开展了补充模拟，发现其结果与喷嘴d和e具有相似的流场结构特征。因此可以发现，振荡腔体积不仅可以调节SC-CO自激振荡过程中的扰动反馈，实现有效激励，还可以改善流场结构，提高射流能量利用率，减少能量损失。

3.2 大涡模拟

从以上结果可以得出，振荡腔直径为3，4，5和6时，射流在腔室内的膨胀压缩运动和热力学运动可以促进射流的发展，并且能够形成有效的扰动反馈，实现有效激励。但以上结果并不能直接表明SC-CO完成了自激振荡，为了进一步明确在该条件下SC-CO的自激振荡发生机制及效果，笔者选择振荡腔腔径为3的喷嘴(喷嘴g)为研究对象，对其开展大涡模拟，进而分析振荡腔内涡结构以及喷嘴出口速度的变化。

3.2.1 控制方程

假定过滤过程和求导数过程可以交换，将Navier-Stokes方程作过滤，得到如下的方程：

(22)

(23)

(24)

式(24)含有不封闭项：

(25)

由于在过滤中产生的亚格子应力是未知的，故需要建立模型，ANSYS Fluent中的亚格子尺度湍流模型采用Boussinesq假说计算亚网格尺度湍流应力。

(26)

(27)

对于可压缩流动的问题，可以引入密度加权过滤运算符：

(28)

可压缩流动中的亚格子应力张量被定义为

(29)

标量的亚网格尺度湍流通量是通过使用亚格子尺度湍流Prandtl数建模的：

(30)

式中，为亚格子尺度通量；为湍流应力。

对于可压缩流体来说，亚格子焓通量以相同的方式建模：

(31)

式中，为显焓；为亚格子黏度；为亚Prandtl数，取0.85。

3.2.2 亚格子模型的选择

对于大涡模拟来说，常用的亚格子模型有Smagorinsky-Lilly、dynamic Smagorinsky-Lilly、WALE等模型，对于Smagorinsky-Lilly模型来说，在处理层状区域时，其会产生非零湍流黏度，不能正确处理层状区域剪切流，而WALE模型对于层流剪切流返回零湍流黏度，可以正确处理流体域中的层状区域。因此，与Smagorinsky-Lilly模型相比，WALE模型更为可取，故笔者选取WALE模型来构造亚格子应力的封闭模式，从而完成对流体域的求解。

在WALE模型中，涡流黏度通过以下方式建模：

(32)

=min(,13)

(33)

(34)

(35)

3.2.3 网格划分与边界条件

根据以上结构参数，建立了喷嘴g的物理模型并进行网格划分，如图7所示。

图7 喷嘴g网格划分Fig.7 Mesh subdivision of nozzle g

采用六面体结构化网格，网格最小尺寸为0.000 2 m，共计约287万个网格，网格平均质量大于0.9，可以满足计算要求。边界条件与雷诺平均稳态模拟条件下的设置一致，时间步长设置为1×10s，迭代时间步数为200 000，每个时间步长内迭代40次，计算总时长为0.02 s。

3.3 大涡模拟结果分析

为了观察振荡腔内自激振荡形成的过程，提取了不同时刻振荡腔内的速度云图，从而观察涡结构的运动与变化，如图8所示。在0.1 ms时，可以明显观察到振荡腔两侧涡结构的形成以及发展趋势，在0.2 ms时振荡腔两侧出现了大量不规律的涡结构，并且此时振荡腔中心射流流场尚未稳定，因此射流影响涡结构的生成与反馈也毫无规律，极易使初生涡结构与新生涡结构之间发生干扰，形成紊乱的涡流流场，这一阶段处于平衡过度状态。随着时间的推移，振荡腔中心射流流场逐渐趋于稳定，并形成了高速区，这与前文中稳态模拟的结果相一致。当振荡腔内射流流场结构稳定后，振荡腔两侧的涡流也逐渐趋于稳定，形成了环状流场，表明涡结构的扰动与反馈运动形成了闭环，自激振荡过程已经逐渐形成并稳定。该结果表明了SC-CO在喷嘴g振荡腔中完成了自激振荡，明确了涡结构的运动和发展规律。

图8 喷嘴g振荡腔流场结构时域变化Fig.8 Time domain variation of nozzle g oscillating cavity flow field structure

为了进一步分析自激振荡对于射流脉冲效果的影响，笔者提取了喷嘴g出口中心处及出口外4中心处的射流速度，观察速度随时间的变化，同时也对喷嘴a开展了大涡模拟，提取相同位置处的射流速度，以便同连续射流开展速度时域变化对比，分析喷嘴g所产生射流的脉冲效果。数值模拟数据如图9和图10所示。

图9 喷嘴a与喷嘴g出口处速度时域变化Fig.9 Time domain variation of velocity at the outlet of nozzle a and nozzle g

图10 喷嘴a与喷嘴g出口外4d处速度时域变化Fig.10 Time domain variation of velocity at 4d outside the outlet of nozzle a and nozzle g

观察图9(a)可以发现，在0.2 ms前，由于数值模拟的计算还未稳定，速度仍在增加阶段，在流场计算稳定后，喷嘴出口处的速度基本不随时间的增长而发生变化，速度基本稳定在了470 m/s左右，这也是连续射流的重要特征之一。而对于喷嘴g来说(图9(b))，其喷嘴出口速度随时间的增长不断变化，形成了明显的脉冲，最高瞬时速度甚至超过600 m/s，与连续射流形成了明显的差别。另外，在喷嘴出口外4处，也可以明显观察到Laval喷嘴与自激振荡喷嘴所产生射流的速度脉动差异。SC-CO由喷嘴喷出后，由于射流压力与外界环境压力的不同，射流会不断地产生膨胀波压缩波，从而在一定程度上造成了射流速度的波动，这也是图10(a)中速度产生一定波动的原因，而图10(b)中则是射流自身膨胀压缩的脉动与自激振荡而产生的脉动所叠加的结果。因此，该结果进一步证明了喷嘴g可以实现SC-CO的自激振荡，产生脉冲射流，并且脉冲峰值速度远高于连续射流稳定速度。

为了分析喷嘴g的自激振荡脉冲特性，对其速度时域图进行傅里叶变换，从而得到速度频域变化图，如图11所示。从图11可以看出，自激振荡脉冲SC-CO射流的主频为45.37 kHz，振幅大于其他频域所对应的振幅，主要次频为13.77 kHz，而在喷嘴出口外，其主频和次频进行了调换，这可能是由于流体在喷嘴外产生剧烈膨胀和压缩运动导致。

4 自激振荡脉冲超临界二氧化碳射流喷嘴破煤实验

4.1 实验系统

实验系统采用自行研制的自激振荡脉冲SC-CO射流破煤岩实验系统，主要由SC-CO制备储存系统和破煤釜组成。SC-CO制备储存系统主要由二氧化碳储气瓶、风冷式压缩机、高压柱塞泵及加热缓冲罐组成，如图12所示。系统最高工作压力为100 MPa，可满足实验的需要。自激振荡喷嘴安装于破煤釜中，破煤釜中设置有压力传感器和背压阀，可精准调控环境压力。

图11 喷嘴g速度频域变化Fig.11 Frequency domain variation of nozzle g velocity

图12 自激振荡脉冲SC-CO2射流破煤岩实验系统Fig.12 Self-excited oscillation pulse SC-CO2 jet breaking coal and rock experimental system

4.2 实验方案

实验煤样采用焦煤集团九里山矿的无烟煤，加工成标准试样(50 mm×100 mm)。笔者根据喷嘴a和喷嘴g的结构，加工了实物喷嘴如图13所示，其中喷嘴a为喷嘴g的上游喷嘴。

实验入口压力为45 MPa，环境压力为10 MPa，靶距为10 mm，分别使用喷嘴a和喷嘴g开展SC-CO脉冲射流和连续射流破煤对比实验。该实验条件与数值模拟设置条件一致。其中自激振荡喷嘴g在相同实验条件下开展4次破煤实验。

图13 SC-CO2自激振荡喷嘴Fig.13 Self-excited oscillation nozzle of SC-CO2

4.3 实验结果与分析

实验结果显示，破坏煤样的块度分布较广，有破碎的大块煤，也有粉末状煤粉，为了方便分析，故对实验结果进行粒度分级，将破坏的煤样分为大于20，10～20，3～10，1～3，0.1～1和小于0.1 mm六个粒径范围。煤样粒径范围分布图及累积质量分数如图14，15所示。

图14 煤样粒径范围分布Fig.14 Distribution of coal particle size range

图15 煤样累积质量分数变化曲线Fig.15 Cumulative mass percentage change curves of coal

喷嘴a和喷嘴g对于煤样的破坏方式并没有明显的差异，但破坏程度不同。对于大于20 mm的煤样，喷嘴a所对应的质量百分数占比明显大于喷嘴g在4次实验下的结果，并且对于20 mm以下的所有粒径分级，喷嘴g在4次实验中所破坏的煤样质量均大于喷嘴a，这说明了喷嘴g对于煤样的破坏程度高于喷嘴a。从破坏的煤样粒径分布来看，喷嘴g破坏所产生的小粒径多于喷嘴a，小粒径的煤样越多，则破坏产生煤样的比表面积就越大，其比表面能也就越大，即喷嘴g所破坏煤样的比表面能大于喷嘴a。而煤样的比表面能越大，则意味所需破坏的能量就越大，因此可以说明喷嘴g所产生的射流作用在煤体上的能量较大。这是由于射流形式的改变，进而提高了在相同工况条件下的射流能量转化率，该现象进一步说明了相较于产生连续射流的喷嘴a，喷嘴g适用于SC-CO，可以产生脉冲SC-CO射流，提高了射流能量转化率，并具备较好的冲蚀破坏效果。

5 结 论

(1)研究发现适用于水射流的自激振荡喷嘴结构并不适用于SC-CO，基于Helmholtz共振腔的SC-CO自激振荡脉冲机理与水射流的自激振荡脉冲机理有本质上的差异。

(2)根据可压缩流体湍流理论，分析了SC-CO在流动过程中脉动结构的变化，进而明确了SC-CO自激振荡脉冲机理，SC-CO湍流具有3种脉动结构，分别为涡模态、声模态和熵模态，其又分别对应流体运动过程中的剪切过程、膨胀压缩过程和热力学过程，分析发现SC-CO运动中的剪切过程决定了涡结构的形成与放大，是形成自激振荡扰动的根本，膨胀压缩过程和热力学过程决定了扰动的反馈以及扰动频率，是完成自激振荡的关键，且不同脉动模态之间相互耦合，共同作用。

(3)基于SC-CO自激振荡脉冲机理，分析得出自激振荡脉冲SC-CO射流喷嘴的设计关键是找到合适的振荡腔结构。通过开展RANS和LES数值计算，分析了不同振荡腔腔径对于SC-CO射流自激振荡效果的影响，验证了喷嘴g可以实现SC-CO的自激振荡，产生脉冲射流，并使用喷嘴g和喷嘴a开展了脉冲射流与连续射流破煤对比实验，实验证明喷嘴g适用于SC-CO，可以产生脉冲SC-CO射流，同时提高了射流能量转化率，并具备较好的冲蚀破坏效果。

该研究创新性提出了自激振荡脉冲SC-CO射流，明确了自激振荡脉冲SC-CO射流发生机制，为自激振荡脉冲SC-CO射流喷嘴设计奠定了基础，确定了较好的自激振荡喷嘴结构参数，并验证了所设计喷嘴的适用性，进一步提升了SC-CO射流的能量利用率，降低系统能耗，为SC-CO在煤层气开采中的应用提供了新思路和新方法。