魏建平，崔家瑋 ，張鐵崗，沈荷蓮 ，司磊磊

(1.河南理工大學(xué) 瓦斯地質(zhì)與瓦斯治理國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室培育基地，河南 焦作 454000；2.煤炭安全生產(chǎn)與清潔高效利用省部共建協(xié)同創(chuàng)新中心，河南 焦作 454000)

在推動(dòng)實(shí)施國(guó)家能源安全新戰(zhàn)略的背景下，對(duì)非常規(guī)油氣資源的開(kāi)發(fā)提出了更高的要求。我國(guó)煤層氣儲(chǔ)量豐富，截止到2020年底，煤層氣剩余探明技術(shù)可采儲(chǔ)量為3 315.54億m。但受地質(zhì)條件和開(kāi)采技術(shù)的制約，我國(guó)煤層氣年產(chǎn)量較低，仍不能達(dá)到目標(biāo)要求。在煤層氣開(kāi)采中，井壁坍塌及煤層透氣性低是限制煤層氣開(kāi)采的關(guān)鍵因素。超臨界二氧化碳射流鉆完井技術(shù)的提出為該問(wèn)題的解決提供了支持。超臨界二氧化碳具有流動(dòng)性及滲透性強(qiáng)的特點(diǎn)，不僅可以提升井壁的穩(wěn)定性，而且相較于水射流，超臨界二氧化碳射流破巖深度是水射流的1.65～7.85倍，破巖效果更好，同時(shí)能夠增強(qiáng)煤層透氣性，提高煤層氣開(kāi)采率。提取出煤層氣的同時(shí)，還可將二氧化碳封存至地下，完成減排目標(biāo)。但由于該系統(tǒng)裝備能耗較高，并未開(kāi)展超臨界二氧化碳射流鉆井技術(shù)的大規(guī)模應(yīng)用。自激振蕩脈沖超臨界二氧化碳射流技術(shù)的提出推動(dòng)了超臨界二氧化碳射流的應(yīng)用，降低了系統(tǒng)能耗，提高了破巖效率。

劉勇等研究發(fā)現(xiàn)自激振蕩脈沖超臨界二氧化碳射流脈沖機(jī)理同脈沖水射流機(jī)理存在差異，依據(jù)流體自身特性得到了自激振蕩脈沖超臨界二氧化碳射流發(fā)生條件，提出了自激振蕩脈沖超臨界二氧化碳射流噴嘴設(shè)計(jì)方法，但不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的噴嘴其脈沖性能存在差異。若要進(jìn)一步提升脈沖性能，則需對(duì)噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)選，該點(diǎn)已在自激振蕩脈沖水射流中得到驗(yàn)證。劉來(lái)國(guó)基于Helmholtz共振腔建立了自激振蕩脈沖水射流噴嘴模型，通過(guò)數(shù)值模擬分析了噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)于脈沖效果的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)振蕩腔長(zhǎng)度過(guò)小，脈沖壓力的提升并不明顯，而當(dāng)振蕩腔長(zhǎng)度過(guò)長(zhǎng)時(shí)，脈沖效果也不理想，只有在合適的振蕩腔范圍內(nèi)，脈沖射流才容易形成。唐川林等研究了碰撞壁形狀對(duì)自激振蕩脈沖射流的影響，對(duì)比了平面型、錐面型、外球面型和內(nèi)球面型4種不同的碰撞壁形狀，對(duì)它們的脈沖幅值進(jìn)行觀察分析，發(fā)現(xiàn)在某種射流參數(shù)下，錐面型的脈動(dòng)幅值較大，脈沖效果較好，而內(nèi)球面型幾乎沒(méi)有脈動(dòng)。同時(shí)也發(fā)現(xiàn)腔長(zhǎng)與上游噴嘴直徑的比值(腔徑比)對(duì)脈動(dòng)的影響較大，當(dāng)該比值處于2.4～2.8時(shí)，脈動(dòng)幅值最大，自激振蕩劇烈。方珍龍等采用大渦模擬對(duì)不同腔徑比下的自激振蕩噴嘴開(kāi)展了研究，認(rèn)為腔徑比對(duì)噴嘴的自激振蕩性能影響較大，這與唐川林的實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)一致，并且腔徑比過(guò)大會(huì)增大腔室內(nèi)的能量耗散。葛兆龍等建立了適用于低滲氣藏射孔增產(chǎn)的自激振蕩噴嘴設(shè)計(jì)準(zhǔn)則，通過(guò)大渦模擬和PIV測(cè)試實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)上下游噴嘴直徑比為1.2～1.3，腔徑比為2.3～3.3時(shí)，噴嘴的自激振蕩劇烈，脈沖效果較好，滿足脈沖射流射孔的技術(shù)要求。綜合來(lái)看，振蕩腔的結(jié)構(gòu)是影響脈沖性能的關(guān)鍵，無(wú)論是碰撞壁形狀、角度，還是腔長(zhǎng)、腔徑比等參數(shù)都會(huì)影響射流脈沖性能。對(duì)于碰撞壁形狀及角度的選取而言，多數(shù)學(xué)者均得到了相近乃至一致的結(jié)論。而腔徑比的選取則呈現(xiàn)出不同的看法，尤其是腔徑比最優(yōu)范圍的確定。當(dāng)腔徑比為最優(yōu)值時(shí)，自激振蕩脈沖射流脈動(dòng)幅值更大，脈沖效果更好。因此，優(yōu)選出不同自激振蕩噴嘴的腔徑比是至關(guān)重要的。雖然目前對(duì)于最優(yōu)值的選取仍存在差異，但均認(rèn)為腔徑比作為一個(gè)獨(dú)立的影響因素，對(duì)射流脈沖性能起到了至關(guān)重要的作用。

因此，筆者基于腔徑比開(kāi)展自激振蕩脈沖超臨界二氧化碳射流性能的調(diào)制。從流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的角度優(yōu)選適用于自激振蕩脈沖超臨界二氧化碳射流的腔徑比范圍，分析腔徑比對(duì)自激振蕩脈沖超臨界二氧化碳射流性能的影響。測(cè)試不同腔徑比條件下噴嘴脈沖壓力變化規(guī)律，開(kāi)展破煤實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證噴嘴的脈沖性能。該研究結(jié)論可豐富完善自激振蕩脈沖超臨界二氧化碳射流理論，推動(dòng)煤層氣開(kāi)采技術(shù)的發(fā)展。

1 數(shù)值模擬

1.1 控制方程

SC-CO為可壓縮流體，F(xiàn)LUENT在求解可壓縮流體的流場(chǎng)問(wèn)題時(shí)，除了求解連續(xù)性方程和動(dòng)量方程外，還需要求解額外的能量方程。

對(duì)于SC-CO，連續(xù)性方程的一般形式為

(1)

式中，為流體密度；為時(shí)間；為速度；為質(zhì)量源項(xiàng)。

由于自激振蕩噴嘴在空間上軸對(duì)稱(chēng)，為了節(jié)約計(jì)算資源，故在數(shù)值計(jì)算時(shí)，可將物理模型簡(jiǎn)化為二維軸對(duì)稱(chēng)模型，對(duì)于二維軸對(duì)稱(chēng)模型，連續(xù)性方程為

(2)

式中，為軸向坐標(biāo)量；為徑向坐標(biāo)量；為軸向速度；為徑向速度。

動(dòng)量方程的一般形式為

(3)

(4)

式中，為靜壓；為應(yīng)力張量；為重力；為外力；為黏性應(yīng)力張量；為分子黏度；為單位張量。

對(duì)于二維軸對(duì)稱(chēng)模型的求解，軸向和徑向的動(dòng)量方程分別表示為

+

(5)

(6)

(7)

其中，為旋流速度；為軸向外力；為徑向外力。能量方程見(jiàn)文獻(xiàn)[14]。

1.2 網(wǎng)格劃分

將幾何模型簡(jiǎn)化為二維軸對(duì)稱(chēng)模型，選用ANSYS Meshing軟件，基于四邊形結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分。網(wǎng)格最小尺寸采用0.000 1 m，網(wǎng)格總數(shù)為57 498，網(wǎng)格平均質(zhì)量為0.995 01，網(wǎng)格質(zhì)量較高。幾何模型及網(wǎng)格劃分如圖1所示。設(shè)置壓力入口的壓力為45 MPa，出口壓力為10 MPa，入口溫度為453 K，環(huán)境溫度為353 K，壁面為絕熱無(wú)滑移。數(shù)值模擬基于密度求解器進(jìn)行計(jì)算，采用RNG-湍流模型開(kāi)展數(shù)值模擬。

圖1 網(wǎng)格劃分

1.3 數(shù)值模擬方案

腔徑比可以通過(guò)改變腔長(zhǎng)從而調(diào)節(jié)振蕩腔體積，控制SC-CO在振蕩腔內(nèi)的膨脹壓縮運(yùn)動(dòng)和熱力學(xué)運(yùn)動(dòng)，同時(shí)可以改變射流剪切層的厚度，從而影響渦結(jié)構(gòu)的生成與擾動(dòng)。合適的腔徑比對(duì)于實(shí)現(xiàn)SC-CO自激振蕩非常重要。在確定合適振蕩腔直徑的基礎(chǔ)上，采用出口直徑=2.6 mm的上游噴嘴，開(kāi)展對(duì)于腔徑比的數(shù)值模擬研究。同時(shí)，在未確定腔徑比是否為獨(dú)立影響因素的前提下，增加了對(duì)=2.4 mm的研究(表1，2)。

表1 噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)

表2 腔徑比優(yōu)選數(shù)值模擬方案

1.4 流場(chǎng)結(jié)構(gòu)對(duì)比分析

如圖2所示，在不同腔徑比條件下，合適的振蕩腔直徑調(diào)節(jié)了SC-CO在振蕩腔內(nèi)的膨脹壓縮運(yùn)動(dòng)和熱力學(xué)運(yùn)動(dòng)，所有條件下的振蕩腔兩側(cè)均形成了穩(wěn)定的環(huán)狀流場(chǎng)，產(chǎn)生了有效激勵(lì)。但同時(shí)可以看出，各噴嘴的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)存在較大的差異。其中腔徑比/為5.0，4.5，4.0和3.5的條件下，在振蕩腔內(nèi)未形成射流高速區(qū)，并且與其他條件下的進(jìn)行對(duì)比，SC-CO射流在振蕩腔內(nèi)的剪切層厚度明顯增加。剪切層厚度的增加影響了渦結(jié)構(gòu)的初生擾動(dòng)、放大以及脫落，從而影響了自激振蕩的進(jìn)程，SC-CO射流未能在振蕩腔內(nèi)形成較好的流場(chǎng)。對(duì)于腔徑比/為2.5，2.0，1.5和1.0的條件下，雖然SC-CO射流在振蕩腔內(nèi)形成了高速區(qū)，但由于腔長(zhǎng)過(guò)短，可以明顯看出高速區(qū)已延伸至下游噴嘴中，且腔長(zhǎng)的減小導(dǎo)致了振蕩腔內(nèi)體積過(guò)小，限制了SC-CO膨脹壓縮運(yùn)動(dòng)和熱力學(xué)運(yùn)動(dòng)的發(fā)展，未能較好地控制從射流能量到射流速度的轉(zhuǎn)換，導(dǎo)致SC-CO射流從下游噴嘴噴出后產(chǎn)生激波，出現(xiàn)了射流參數(shù)跳躍面。在這4種條件下，其外流域流場(chǎng)結(jié)構(gòu)較差。相比而言，/=3.0時(shí)，其振蕩腔內(nèi)流場(chǎng)和外流域流場(chǎng)較好。為了進(jìn)一步分析射流狀態(tài)，故提取軸線上的射流速度進(jìn)行分析，如圖3(a)所示。

圖2 d1=2.6 mm不同腔徑比條件下噴嘴流場(chǎng)速度云圖

圖3 d1=2.6 mm不同腔徑比條件下噴嘴中心軸線速度變化曲線

當(dāng)腔徑比/=3.0時(shí)，SC-CO在振蕩腔內(nèi)形成了一個(gè)速度峰值，最高速度達(dá)到了630 m/s。這是由于合適的振蕩腔體積調(diào)節(jié)了SC-CO進(jìn)入振蕩腔后的膨脹壓縮運(yùn)動(dòng)和熱力學(xué)運(yùn)動(dòng)，在一定程度上加速了射流本身的發(fā)展，增大了射流的速度。同時(shí)，射流發(fā)展中的膨脹壓縮過(guò)程也因此受到影響，SC-CO射流從下游噴嘴噴出后形成了較為穩(wěn)定的流場(chǎng)。腔徑比/為2.5，2.0，1.5和1.0的條件下，雖然SC-CO在振蕩腔內(nèi)存在高速區(qū)，但其最高速度均低于腔徑比/為3.0時(shí)的自激振蕩噴嘴，且在下游噴嘴出口處，出現(xiàn)了射流速度斷崖式下跌，即射流參數(shù)跳躍面，削減了射流能量，未能形成較好的流場(chǎng)。在腔徑比/為5.0，4.5，4.0和3.5的條件下，SC-CO射流流場(chǎng)中未出現(xiàn)速度峰值，其軸線速度分布與Laval噴嘴較為相似。腔長(zhǎng)的增大導(dǎo)致了射流剪切層厚度與振蕩腔體積的增大，影響了渦結(jié)構(gòu)的生成及反饋，未能實(shí)現(xiàn)自激振蕩。因此，腔徑比過(guò)大不僅會(huì)影響自激振蕩的發(fā)生，還會(huì)導(dǎo)致軸心處射流流場(chǎng)結(jié)構(gòu)變差，而腔徑比過(guò)小則限制了渦量的擾動(dòng)與反饋。故對(duì)于自激振蕩噴嘴而言，存在最優(yōu)腔徑比。=2.6 mm時(shí)，其最優(yōu)腔徑比在2.5～3.5。針對(duì)該范圍區(qū)間展開(kāi)分析，結(jié)果如圖3(b)所示。

從適用性的角度分析，/在3左右均可達(dá)到目標(biāo)要求。但相比而言，=2.5，2.6和2.7時(shí)射流流場(chǎng)波動(dòng)性較大，能量損失更多。而對(duì)于/=3.0，不僅形成的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)較好，且高速區(qū)內(nèi)最高速度最大，調(diào)節(jié)了SC-CO自激振蕩過(guò)程中的渦結(jié)構(gòu)的生成、擾動(dòng)及反饋，實(shí)現(xiàn)有效激勵(lì)，改善了流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，提高射流能量利用率，減少能量損失。綜合數(shù)值模擬結(jié)果，可以得出，當(dāng)=2.6 mm時(shí)，適用于SC-CO的腔徑比為3.0。

同上文分析思路一致，首先確定了=2.4 mm適用腔徑比范圍，/在2.5～3.0，噴嘴中心軸線速度變化曲線如圖4所示。腔徑比優(yōu)選范圍縮小后，/=2.9和3.0時(shí)，其流場(chǎng)結(jié)構(gòu)與Laval噴嘴相似，已經(jīng)不具備形成自激振蕩的條件。在/為2.5～2.8，其流場(chǎng)形態(tài)均符合要求，即在振蕩腔內(nèi)存在高速區(qū)，且從出口噴出后無(wú)參數(shù)跳躍面的形成。其主要差別在于外流域速度的波動(dòng)幅度，這是由于膨脹比不同導(dǎo)致的，其膨脹比與1相差越大，膨脹波與壓縮波的交替越劇烈，速度波動(dòng)就越大，同樣消耗的能量也就越多。因此，從能量的角度來(lái)看，/=2.7，2.8時(shí)，速度波動(dòng)幅度最小，即能量損失最小，故在相同入口能量的條件下，其射流具備的能量最大。/=2.7時(shí)，最高速度達(dá)到了614 m/s。/=2.8時(shí)，最高速度達(dá)到了620 m/s；故相比而言，腔徑比為2.8時(shí)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)最好。因此，對(duì)于出口直徑為2.4 mm的上游噴嘴，其最優(yōu)腔徑比為2.8。

圖4 d1=2.4 mm不同腔徑比條件下噴嘴中心軸線速度變化曲線

腔徑比的改變調(diào)節(jié)了射流的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，但對(duì)于不同的上游噴嘴結(jié)構(gòu)，腔徑比的適用范圍及最優(yōu)值同樣存在差異。因此，對(duì)自激振蕩脈沖SC-CO射流而言，腔徑比并非獨(dú)立單一的影響因素。基于流場(chǎng)結(jié)構(gòu)角度分析時(shí)不能僅分析腔徑比改變的影響，同時(shí)要結(jié)合上游噴嘴結(jié)構(gòu)的變化共同分析。

2 自激振蕩脈沖超臨界二氧化碳射流脈沖壓力測(cè)試實(shí)驗(yàn)研究

2.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

筆者基于美國(guó)Tekscan有限公司研發(fā)的I-Scan沖擊壓力測(cè)試裝置搭建了自激振蕩脈沖SC-CO射流脈沖壓力測(cè)試實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)原理如圖5所示。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要由自激振蕩脈沖SC-CO射流發(fā)生系統(tǒng)、沖擊壓力測(cè)試釜及I-Scan沖擊壓力測(cè)試裝置組成。SC-CO發(fā)生系統(tǒng)主要由二氧化碳儲(chǔ)氣瓶、冷浴箱、風(fēng)冷式壓縮機(jī)、液態(tài)二氧化碳儲(chǔ)罐、高壓柱塞泵及加熱緩沖罐組成。二氧化碳經(jīng)過(guò)降溫液化、增壓以及加熱后轉(zhuǎn)變?yōu)槌R界二氧化碳儲(chǔ)存在加熱緩沖罐中。沖擊壓力測(cè)試釜可實(shí)現(xiàn)在圍壓條件下使用I-Scan壓力薄膜感應(yīng)片測(cè)試射流沖擊壓力，其額定承壓為60 MPa。沖擊壓力測(cè)試釜內(nèi)噴管與筒體為螺紋連接，可以根據(jù)要求設(shè)置0～200 mm的靶距。其中I-Scan壓力感應(yīng)片放置于沖擊力測(cè)試釜底座上，I-Scan壓力感應(yīng)片上方放置一個(gè)保護(hù)層，釜內(nèi)筒體外側(cè)安裝O型橡膠密封圈，密封的內(nèi)部圓形區(qū)域小于保護(hù)層區(qū)域，從而可以對(duì)傳感器進(jìn)行有效的保護(hù)，保護(hù)層采用的是1 mm聚碳酸脂耐力板。同時(shí)它還能有效地將沖擊力傳遞下去。I-Scan壓力感應(yīng)片在每次使用時(shí)應(yīng)先進(jìn)行校準(zhǔn)平衡，使傳感器可以識(shí)別所測(cè)壓力精度與范圍，該裝置在校準(zhǔn)時(shí)已經(jīng)平衡掉保護(hù)層對(duì)測(cè)量數(shù)據(jù)的影響，因此使用保護(hù)層并不會(huì)對(duì)測(cè)試結(jié)果產(chǎn)生影響。

圖5 自激振蕩脈沖SC-CO2射流脈沖壓力測(cè)試實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

2.2 實(shí)驗(yàn)方案

本文依據(jù)數(shù)值模擬中構(gòu)建的不同尺寸參數(shù)自激振蕩噴嘴結(jié)構(gòu)模型，制作加工了噴嘴，如圖6所示。分別開(kāi)展不同上游噴嘴結(jié)構(gòu)和不同腔徑比條件下的自激振蕩脈沖SC-CO射流脈沖壓力測(cè)試實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)條件同數(shù)值模擬條件一致，實(shí)驗(yàn)方案見(jiàn)表3。

圖6 自激振蕩噴嘴實(shí)物

表3 不同腔徑比脈沖壓力測(cè)試實(shí)驗(yàn)方案

設(shè)置同等面積的射流沖擊中心區(qū)域?yàn)椴蓸訁^(qū)，提取采樣區(qū)的平均壓力，得到SC-CO射流沖擊應(yīng)力時(shí)域變化規(guī)律。

2.3 射流沖擊壓力脈動(dòng)規(guī)律

不同腔徑比的自激振蕩噴嘴其脈沖SC-CO射流沖擊應(yīng)力脈動(dòng)規(guī)律存在差異，沖擊應(yīng)力時(shí)域變化如圖7(a)所示。隨著腔徑比由2.0增加到4.0，SC-CO射流脈動(dòng)狀態(tài)無(wú)明顯的影響趨勢(shì)，呈現(xiàn)為隨機(jī)影響狀態(tài)，在一定程度上表明腔徑比不是脈沖性能的獨(dú)立影響因素。流場(chǎng)結(jié)構(gòu)分析中表明=2.6 mm的自激振蕩噴嘴其最優(yōu)腔徑比為3.0，即=2.6 mm與/=3.0的匹配度較高。因此/=3.0時(shí)(噴嘴L)，自激振蕩噴嘴平均沖擊應(yīng)力較大。另外，在/=3.5時(shí)(噴嘴L)，其平均沖擊應(yīng)力同樣較大，與/=3.0差異較小，甚至最大值更大。該現(xiàn)象表明實(shí)驗(yàn)同數(shù)值模擬存在一定的理論誤差，但整體表現(xiàn)趨勢(shì)是一致的。綜合對(duì)比各噴嘴產(chǎn)生平均沖擊應(yīng)力的大小，不同自激振蕩噴嘴的脈沖壓力性能排序?yàn)椋篖>L>L>L>L。

圖7 不同腔徑比沖擊應(yīng)力脈動(dòng)規(guī)律

同樣的，增加了對(duì)=2.4 mm自激振蕩噴嘴的沖擊應(yīng)力測(cè)試，結(jié)果如圖7(b)所示。上游噴嘴結(jié)構(gòu)與腔徑比的匹配度越高，自激振蕩噴嘴的平均沖擊應(yīng)力越大，射流能量轉(zhuǎn)化效率越高。這與=2.6 mm條件下的實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致，并且腔徑比并不能作為影響脈沖壓力的獨(dú)立因素。由于=2.4 mm與/=3.0的匹配度較高，/=3.0的自激振蕩噴嘴(噴嘴L)能量轉(zhuǎn)化率較高，將SC-CO射流的壓力勢(shì)能高效的轉(zhuǎn)化為沖擊動(dòng)能，平均沖擊應(yīng)力較大。相反的，當(dāng)/=2.5時(shí)(噴嘴L)，其上游噴嘴結(jié)構(gòu)與腔徑比的匹配度不足，導(dǎo)致噴嘴能量轉(zhuǎn)化率較低，自激振蕩脈沖SC-CO射流產(chǎn)生的沖擊動(dòng)能最小。綜合對(duì)比各噴嘴產(chǎn)生平均沖擊應(yīng)力的大小，不同自激振蕩噴嘴的脈沖壓力性能排序?yàn)椋篖>L>L>L>L。

上游噴嘴結(jié)構(gòu)與腔徑比的匹配度影響了射流的壓力脈動(dòng)，對(duì)于不同的上游噴嘴結(jié)構(gòu)，不同腔徑比對(duì)于射流脈沖壓力性能的影響程度不同，當(dāng)匹配度最高時(shí)，其平均脈動(dòng)壓力最大。因此，對(duì)于自激振蕩脈沖SC-CO射流脈沖性能的影響，腔徑比并不是單一的影響因素，需同時(shí)考慮上游噴嘴結(jié)構(gòu)。

3 自激振蕩脈沖超臨界二氧化碳射流破煤實(shí)驗(yàn)研究

3.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)采用自行研制的自激振蕩脈沖SC-CO射流破煤巖實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)。如圖8所示，該系統(tǒng)主要由SC-CO制備儲(chǔ)存系統(tǒng)和破煤釜組成。超臨界二氧化碳的壓力可通過(guò)柱塞泵進(jìn)行調(diào)節(jié)，柱塞泵的最高輸出壓力可達(dá)100 MPa，滿足實(shí)驗(yàn)要求。破煤釜最高承受100 MPa的壓力，可以確保實(shí)驗(yàn)的安全進(jìn)行。在破煤釜的下端出口設(shè)有濾網(wǎng)，防止煤樣在破壞后產(chǎn)生的煤渣堵塞管道；破煤實(shí)驗(yàn)完成后，二氧化碳沿著管道進(jìn)入過(guò)濾凈化系統(tǒng)，最后回到冷浴箱中，完成回收利用。

圖8 自激振蕩脈沖SC-CO2射流破煤巖實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

3.2 實(shí)驗(yàn)方案

實(shí)驗(yàn)煤樣采用焦煤集團(tuán)九里山礦的無(wú)煙煤，加工成標(biāo)準(zhǔn)試樣(50 mm×100 mm)。分別使用上游噴嘴出口直徑為2.6，2.4 mm，腔徑比為2.0，2.5，3.0，3.5，4.0的噴嘴結(jié)構(gòu)開(kāi)展SC-CO脈沖射流破煤對(duì)比實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)入口壓力為45 MPa，環(huán)境壓力為10 MPa，靶距為10 mm，沖擊時(shí)間為5 s。該實(shí)驗(yàn)條件與數(shù)值模擬設(shè)置條件一致，實(shí)驗(yàn)方案見(jiàn)表4。

表4 不同腔徑比條件下破煤實(shí)驗(yàn)方案

3.3 腔徑比對(duì)自激振蕩脈沖超臨界二氧化碳射流破煤影響

上游噴嘴出口直徑為2.6 mm時(shí)，不同腔徑比條件下脈沖SC-CO射流破煤實(shí)驗(yàn)的粒徑分布如圖9所示，累積質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化曲線如圖10(a)所示。

圖9 d1=2.6 mm不同腔徑比煤樣粒徑分布

在該組條件下，腔徑比為2.5的噴嘴結(jié)構(gòu)即噴嘴L仍為最低匹配度噴嘴。其形成自激振蕩脈沖SC-CO射流破壞煤體的過(guò)程中，產(chǎn)生粒徑不大于20 mm的破碎煤樣占樣品總質(zhì)量的40.97%。該質(zhì)量占比為同組條件下各噴嘴形成脈沖射流破煤的最低小粒徑煤樣質(zhì)量占比。=2.6 mm的上游噴嘴結(jié)構(gòu)與腔徑比/=3.5的振蕩腔噴嘴結(jié)構(gòu)匹配度最高。噴嘴L破壞煤體產(chǎn)生的小粒徑煤樣質(zhì)量占比為97.2%，為同組最高。該結(jié)果表明噴嘴L產(chǎn)生的脈沖SC-CO射流破煤效率最高。而腔徑比為/=3.0相較于/=3.5與上游噴嘴結(jié)構(gòu)的匹配度差異較小，甚至其射流破煤粒徑不大于10 mm的質(zhì)量占比略高。該結(jié)果與模擬結(jié)論存在一定的誤差，但整體表現(xiàn)形式一致。綜合對(duì)比各噴嘴產(chǎn)生脈沖SC-CO射流的破煤程度，不同自激振蕩噴嘴的破煤效率排序?yàn)椋篖>L>L>L>L。

相同入射能量條件下，不同腔徑比結(jié)構(gòu)決定了振蕩腔內(nèi)的SC-CO的擾動(dòng)與反饋，同時(shí)上游噴嘴結(jié)構(gòu)與腔徑比的匹配度決定了因產(chǎn)生有效脈沖導(dǎo)致的能量損失量，甚至不匹配的腔徑比會(huì)產(chǎn)生阻尼作用，造成額外的能量損失。因此，上游噴嘴結(jié)構(gòu)與腔徑比的匹配度是決定自激振蕩噴嘴能量轉(zhuǎn)化效率的關(guān)鍵因素。上游噴嘴出口直徑為2.4 mm時(shí)，不同腔徑比條件下脈沖SC-CO射流破煤粒徑分布如圖11所示，累積質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化曲線如圖10(b)所示。噴嘴L在上述破煤結(jié)果對(duì)比中為最低匹配度噴嘴。更改了腔徑比條件后，上游噴嘴結(jié)構(gòu)與腔徑比匹配度最低的噴嘴仍是L。噴嘴L產(chǎn)生的自激振蕩脈沖SC-CO射流破壞煤體產(chǎn)生的不大于20 mm的破碎煤樣占樣品總質(zhì)量的29.44%。該質(zhì)量占比為同組條件下各個(gè)噴嘴的最低小粒徑煤樣質(zhì)量占比。并且，與上文模擬中匹配度結(jié)論一致的是，=2.4 mm的上游噴嘴結(jié)構(gòu)與該組中腔徑比/=3的匹配度最高。噴嘴L破壞煤體產(chǎn)生的小粒徑煤樣質(zhì)量占比為98.6%，為同組最高。

圖10 d1=2.6,2.4 mm不同腔徑比煤樣累積質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化曲線

圖11 d1=2.4 mm不同腔徑比煤樣粒徑分布

該結(jié)果表明噴嘴L的能量轉(zhuǎn)化率較高，即噴嘴L產(chǎn)生的脈沖SC-CO射流破煤效率最高。綜合對(duì)比各噴嘴產(chǎn)生脈沖SC-CO射流的破煤程度，不同自激振蕩噴嘴的破煤效率排序?yàn)椋篖>L>L>L>L。

上游噴嘴結(jié)構(gòu)與腔徑比的匹配度最高時(shí)，自激振蕩脈沖SC-CO射流的破煤效率最高。

同時(shí)，腔徑比并非獨(dú)立影響因素，其與上游噴嘴結(jié)構(gòu)相關(guān)，共同影響自激振蕩脈沖SC-CO射流的破煤效率。

4 結(jié) 論

(1)多項(xiàng)研究表明，腔徑比在自激振蕩脈沖水射流中可作為單一獨(dú)立的影響因素，并對(duì)水射流脈沖性能起到了重要影響作用。然而，對(duì)于自激振蕩脈沖SC-CO射流，腔徑比的改變同樣可以調(diào)節(jié)射流脈沖性能，但腔徑比并非孤立的影響因素，同時(shí)與上游噴嘴直徑相關(guān)。

(2)腔徑比的改變能夠影響自激振蕩脈沖SC-CO射流的脈沖性能，且自激振蕩脈沖SC-CO射流噴嘴存在最優(yōu)腔徑比，但不同上游噴嘴直徑條件下的自激振蕩噴嘴其最優(yōu)腔徑比不同。上游噴嘴結(jié)構(gòu)與腔徑比的匹配度越高，自激振蕩脈沖SC-CO射流噴嘴的脈沖壓力越大，射流能量利用率越高。

(3)上游噴嘴直徑為2.6 mm時(shí)，與腔徑比/=3.5的匹配度最高，射流平均脈沖壓力最大。噴嘴L破煤產(chǎn)生的不大于20 mm的破碎煤樣占比為97.2%，為同組最高。當(dāng)上游噴嘴直徑為2.4 mm時(shí)，與腔徑比為/=3.0的匹配度最高，其形成的射流脈沖壓力最大。噴嘴L產(chǎn)生的自激振蕩脈沖SC-CO射流破煤效果最好。