自振脈沖噴嘴異形結構對射流沖蝕性能的影響

唐川林， 徐 旭， 王霞光， 胡 東

(1.湖南人文科技學院 能源與機電工程學院，湖南 婁底 417000； 2.湖南工業大學 水射流研究所，湖南 株洲 412007)

相對于連續射流，自振脈沖射流在沖擊破碎領域具有獨特優勢，因裝置結構簡單、密封性好等特點而受到國內外研究者廣泛關注，目前國內學者對自振脈沖射流的理論與實驗研究日趨成熟，主要成果在石油鉆井、礦產開采等領域已發揮重要作用。廖振方等[1]最早提出由流體自振產生脈沖射流，同時建立了自振脈沖射流噴嘴的理論分析模型；隨后其團隊將自振脈沖射流與連續射流的沖蝕性能做了對比分析，實驗結果表明，自振脈沖射流的壓力峰值與沖蝕體積均高于普通連續射流。李曉紅等[2]創造性地將自振脈沖射流應用于增強煤層通透性與強化瓦斯解吸能力等技術中，并由此研發出治理煤礦瓦斯災害的裝置，其團隊還計算分析了自振脈沖射流裝置頻率特性，得出噴嘴形狀與結構參數是影響系統固有頻率的主要因素。李根生等[3]將自振脈沖射流技術成功應用于石油工程領域，設計了適用于石油開采鉆頭的自振脈沖射流噴嘴，實驗研究了此種噴嘴所產生射流的壓力峰值及沖蝕性能，結果表明牙輪鉆頭上可直接使用自振脈沖射流噴嘴，隨后這種結構便應用于石油鉆井中，不僅提高了石油鉆進速度，并且降低了鉆井成本，主要成果對我國石油開采技術的發展具有重要推動意義。唐川林等[4]將流體力學與水聲學理論相結合，建立了自振脈沖射流頻率模型，分析了泵壓、射流幅值等參數對腔內射流振蕩頻率的影響規律，研究表明腔內密度變化率、模態數等是影響射流頻率的重要因素，自振脈沖射流幅值比連續射流高出約20%，泵壓與射流頻率呈正比；隨后又提出在振蕩腔上開孔吸入空氣以形成自振脈沖氣液射流的理論，實驗研究了其振蕩頻率的影響因素，分析了自振脈沖氣液射流沖擊靶件時的振動特性。劉新陽等[5]對自振脈沖裝置的結構參數和運行參數進行了研究，通過改變下噴嘴直徑得到了不同工況下振蕩腔長對射流實際打擊力的影響規律；隨后又在不同淹沒條件下對傳統連續射流與自振脈沖氣液射流的沖蝕效果做了對比試驗[6]，得到不同淹沒條件下自振脈沖氣液射流沖蝕效果優于連續射流，且隨淹沒深度的增加兩種射流沖蝕面積與沖蝕體積均減小，沖蝕效果差異也隨之減小。盧義玉等[7]對自振脈沖射流在破巖過程中的應力波效應進行分析，結果表明隨著自振脈沖射流作用距離的增大，應力波峰值迅速減小，射流速度越大，應力波強度與作用范圍越大；又根據自振脈沖射流割縫作用下礦體裂縫場的變化過程，分析了瓦斯擴散速度與煤樣堅固系數對綜合指標的影響規律，結果表明瓦斯解吸指標可準確反映自振脈沖射流割縫后煤與瓦斯危險程度。葛兆龍等[8]利用大渦模擬方法并結合PIV試驗對自振脈沖射流噴嘴結構參數作了系統分析，研究了適用于射孔增產技術的自振脈沖射流噴嘴，得到上、下噴嘴直徑比與腔徑比，為自振脈沖射流噴嘴的設計與優化提供參考，推動了射孔增產技術的發展。

自振脈沖射流噴嘴結構直接決定著射流工況同時又制約其沖蝕性能，噴嘴結構的研究與優化對整套裝置技術水平提升至關重要。目前研究多集中于系統運行參數的分析及實驗，同時國內對于自振脈沖射流研究多采用圓形結構噴嘴，缺乏噴嘴中方形結構對自振脈沖射流沖蝕性能影響的研究，本文建立了不同下噴嘴結構對射流沖蝕性能的分析模型,并以砂磚為靶件，研究沖蝕時間、振蕩腔長和靶距對射流沖蝕性能的影響規律。

1 自振脈沖射流沖蝕性能與下噴嘴結構的分析模型

自振脈沖射流發生裝置如圖1所示，圖中L為振蕩腔長，D為振蕩腔直徑，d1為上噴嘴直徑，d2為下噴嘴直徑(圓形噴嘴)或邊長(方形噴嘴)。

圖1 自振脈沖射流發生裝置

自振脈沖射流沖蝕效果與噴嘴結構參數密切相關，噴嘴主要結構參數包括上噴嘴直徑d1、下噴嘴直徑(圓形噴嘴)或邊長(方形噴嘴)d2、振蕩腔徑D和振蕩腔長L等，其中d1，d2與D之間關系[9]為

d2=1.2d1D=14d1

(1)

自振脈沖射流頻率f不僅受到振蕩腔長、腔徑的影響，而且與上噴嘴、下噴嘴的尺寸和形狀密切相關，假設振蕩腔內未受擾動流體密度保持不變且忽略腔內流體熱傳導作用，則射流振蕩頻率與裝置結構參數關系為

(2)

利用自振脈沖射流對靶件進行沖蝕，其沖蝕性能可根據沖蝕體積與沖蝕深度進行評價，在忽略沖蝕孔外表面損傷體積的情況下，沖蝕深度與沖蝕體積呈線性正比關系，現引入沖蝕體積衡量指標—體積沖蝕速度，其計算公式為

(3)

式中：V為沖蝕體積；t為沖蝕時間；α為體積修正系數，通過對已有實驗中各組靶件沖蝕體積估算，并對所獲取數據統計得α=1.15～1.37。

實驗中通過對沖蝕靶件觀察可知，利用同等當量面積的圓形下噴嘴與方形下噴嘴對靶件沖蝕，靶件被沖蝕部分均形成類似圓柱的不規則孔洞，因此在沖蝕體積的計算中將不規則沖蝕孔洞視為圓柱體，根據圓柱體體積計算公式，式(3)可寫為

(4)

式中：h為沖蝕孔深度；S為沖蝕孔橫截面積。

當采用圓形下噴嘴時，噴嘴橫截面積為

(5)

將式(1)、式(5)代入式(2)中得到采用圓形下噴嘴時射流振蕩頻率為

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(6)

下噴嘴面積SC與沖蝕孔橫截面積S呈線性關系：SC=k3S，假設沖蝕孔橫截面積與下噴嘴面積相等，即k3=1，則圓形噴嘴體積沖蝕速度為

(7)

式中：hC為圓形噴嘴的沖蝕深度。

由式(6)可得

(8)

將式(8)代入式(7)中并整理得到采用圓形下噴嘴時沖蝕深度hC與射流振蕩頻率fC的關系

(9)

同理可得采用同等當量面積的方形下噴嘴時射流沖蝕深度hS與射流振蕩頻率fS關系如下

(10)

對比式(9)與式(10)得相同結構參數(腔長、腔徑、上噴嘴直徑等)下方形噴嘴沖蝕深度大于圓形噴嘴，即

hS>hC

(11)

因噴嘴沖蝕深度與沖蝕體積呈正比，并結合以上分析可知在相同結構參數下方形噴嘴沖蝕性能略高于圓形噴嘴。此外，振蕩腔腔長、腔徑、上噴嘴直徑、靶距、沖蝕時間等均是影響射流沖蝕性能的重要因素，依據實際工況并合理優化裝置結構參數[10]配比將得到良好沖蝕性能。當振蕩腔內射流流速過高時，模型的分析不僅更加復雜且準確性隨之降低，加之自激振蕩射流內部機理分析難度大，且伴隨氣-液相與非定常流動之間的相變[11]，因此實驗分析了同等當量面積下圓形噴嘴與方形噴嘴的沖蝕性能，以驗證理論分析可靠性。

2 實驗裝置

2.1 實驗系統

實驗系統主要由水箱、水泵、自振脈沖射流噴嘴和沖蝕靶件組成，為降低來流紊流成分的影響，在脈沖射流發生器前端設置儲能器降紊。靶件由夾具固定于工作臺前端，對主要管道包裹減震墊片以降低沖擊過程中振動造成的誤差。首先啟動水泵供水，待水泵工作穩定后啟動主電機，利用閘閥使流體達到所需的工作壓力，高壓水經儲能器降紊后，將其輸送至自激振蕩裝置中，裝置下噴嘴產生的射流垂直沖擊測試靶件，自振脈沖射流沖蝕實驗系統如圖2所示。

圖2 自振脈沖射流實驗系統

2.2 噴嘴的物理模型

自振脈沖噴嘴物理模型如圖4所示，主要由上噴嘴、振蕩腔、下噴嘴組成。當降紊后的流體由上噴嘴向下噴嘴運動時，在振蕩腔室與碰撞壁共同作用下，下噴嘴出口端產生大量間斷態渦環流和強烈壓力振蕩，提升了脈沖射流的瞬時打擊力。分別對圓形噴嘴和方形噴嘴的沖蝕效果進行測試。

圖3 自振脈沖噴嘴物理模型

2.3 砂磚試塊的制備

實驗所用的沖蝕靶件由實驗室自制完成，主要成分為水泥和直徑0.5～2 mm的石英砂。按7.5 MPa的抗壓強度制備試樣，方法如下：

將石英砂、水泥和水按照標準配比混合，然后用攪拌機進行攪拌，攪拌均勻后將水泥砂漿裝入尺寸70.7×70.7×70.7 mm3的標準模具中并用細鐵棒將其搗實。待模塊干硬后進行拆模并放入養護室進行養護,養護室內保持一定的溫度并定時給試塊噴灑一定量水霧。為保證試塊硬度完全增長，對其進行15天的養護,待養護期結束，分別隨機選擇兩種抗壓強度的沖蝕試塊進行抗壓強度測試，測試結果如表1所示。根據測試結果可計算出砂磚試塊的平均抗壓強度是7.5 MPa。

表1 7.5MPa抗壓強度測試結果

1.4 實驗方法

實驗在非淹沒射流條件下進行,泵壓M=6.5 MPa。首先將噴嘴安裝在帶有水箱的工作臺上，砂磚試塊通過夾具緊固，依靠工作臺上平移板調整噴嘴和砂磚試塊至實驗距離，即可進行沖蝕。為了能較好反映沖蝕效果，對多個沖蝕后的試塊數據進行采集對比。在一定條件下，分別用方形結構和圓形結構噴嘴對砂磚試塊進行沖蝕，分析沖蝕時間、振蕩腔長和靶距對射流沖蝕性能的影響，實驗參數如表2所示。實驗通過沖蝕體積和沖蝕深度對沖蝕效果進行評價，沖蝕體積根據填鹽法測量，沖蝕深度(即試塊的最大坑深)由游標卡尺測量，測量誤差控制在4%內。

表2 實驗參數表

3 實驗結果與分析

3.1 沖蝕時間對射流沖蝕效果的影響

在泵壓M=6.5 MPa，腔長L=4.5 mm，靶距d=20 mm的條件下，同等當量面積的圓形和方形結構噴嘴的沖蝕深度h與沖蝕體積V隨時間t變化規律，如圖4與圖5所示。

由圖4和圖5可知，同等當量面積的圓形和方形結構噴嘴的沖蝕深度和沖蝕體積隨時間變化趨勢相似，相同時間內方形噴嘴沖蝕效果優于圓形噴嘴。在20～40 s兩噴嘴沖蝕深度及沖蝕體積增幅較大，40 s后兩者增長率逐漸趨于平緩，并且40 s后方形噴嘴沖蝕深度增幅小于圓形噴嘴，由此可知在固定工況下，存在最佳沖蝕時間，使得沖蝕效率最高。原因在于：在射流沖蝕初期，即動態靶距迅速發展階段，射流接觸靶件表面瞬間流線迅速偏轉并產生很大壓力梯度[12]，此時沖蝕深度在短時間內迅速增加，大量靶料被帶出；隨著沖蝕時間的增加，動態靶距呈緩慢發展階段，因沖蝕深度的增加，射流在沖蝕孔與沖蝕面分界處分為兩部分，一部分進入沖蝕孔內，在強沖擊力的作用使得孔深進一步增加[13]，但射流由于受到孔壁面摩擦阻力及回流的影響致使其增幅放緩，另一部分射流流線迅速向四周偏轉，對坑口表面形成沖蝕，擴大了坑口的損傷面積。在相同條件下，方形結構噴嘴的沖蝕深度和體積均大于圓形結構噴嘴，這是由于方形結構噴嘴的過流斷面與到達此處的自由射流邊界吻合更好，增強了射流的自激振蕩效果，射流速度大于圓形結構噴嘴，使得射流在動態靶距迅速發展階段產生更好的沖蝕效果；在動態靶距緩慢發展階段兩噴嘴由于受到回流、旋流的干擾及孔壁面阻力的影響，沖蝕深度與沖蝕體積增長均放緩，差異逐漸減小。

圖4 沖蝕深度隨時間的變化

圖5 沖蝕體積隨時間的變化

3.2 腔長對射流沖蝕效果的影響

在泵壓M=6.5 MPa，沖蝕時間t=40 s，靶距d=20 mm的條件下，同等當量面積的方形和圓形結構噴嘴的沖蝕深度h和沖蝕體積V隨腔長L變化規律如圖6與圖7所示。

由圖6和圖7可知，隨振蕩腔長的增加，射流沖蝕深度及沖蝕體積先增大后減小，即存在最佳腔長使得沖蝕效果最好。在腔長L=2.6～4.5 mm段，沖蝕深度與沖蝕體積持續增長，方形噴嘴沖蝕效果明顯優于圓形噴嘴。腔長L=4.5～5.6 mm段，沖蝕深度及沖蝕體積呈斷崖式變化，隨后沖蝕效果降低明顯。因此選擇合理的振蕩腔長對沖蝕效果至關重要。自激振蕩腔內擾動與反饋之間的相位關系直接影響脈沖射流的形成，腔長太長或太短均不能保證有一定的相位關系使得腔內射流產生自激振蕩，且抑制了擾動波有效反饋的形成[14]。當腔長過小時，核心區的射流直接從下噴嘴射出，不能產生新的渦量擾動，影響了射流的沖蝕性能。當腔長過大時，沖蝕深度和體積減小，①反饋擾動頻率成分過多，不能有效激勵分離區產生新的渦量脈動；②射流本身的紊流擾動和沿程能量損失加劇；③噴嘴的脈動能量主要集中在高頻段，隨著腔長的增大，噴嘴的固有頻率減小，諧振向低頻發展，使得脈動輸出能量減小，因此自激振蕩腔長是決定射流沖蝕效果好壞的主要因素之一。在相同條件下，隨著腔長的增加，方形結構噴嘴的沖蝕深度和體積均大于圓形結構噴嘴，主要是因為前者的形狀帶有銳邊的平面，減小了空氣卷裹射流的能力，增強了射流內部的湍流波動，減慢了速度的衰減趨勢，射流的沖擊力相對較大。此外，當振蕩腔長較大時，方形噴嘴的沖蝕效率緩慢降低，且對沖蝕口表面的損傷面積持續增加(增幅較小)，原因不明，作者將對此做后續研究。

圖6 沖蝕深度隨腔長的變化

圖7 沖蝕體積隨腔長的變化

3.3 靶距對射流沖蝕效果的影響

在泵壓M=6.5 MPa，腔長L=4.5 mm，沖蝕時間t=40 s條件下，同等當量面積的方形和圓形結構噴嘴的沖蝕深度h和沖蝕體積V隨靶距d變化規律如圖8與圖9所示。

圖8 沖蝕深度隨靶距的變化

圖9 沖蝕體積隨靶距的變化

由圖8和圖9可知,隨靶距的增大，圓形噴嘴與方形噴嘴的沖蝕效果均緩慢降低，其中圓形噴嘴降幅較明顯。在此實驗條件下，靶距h=20 mm處沖蝕深度和沖蝕體積達到最大。因此通過對上述運行參數的分析，合理的匹配靶距可得到較好的沖蝕效果[15]。在靶距較小時，射流主要處于紊流狀態，作用在砂磚試塊上時，射流的沖蝕效果相對較好；當靶距較大時，射流在黏性力的作用下不斷卷吸空氣，空氣與射流進行質量和能量的交換，加劇了射流能量的損耗，導致平均速度不斷下降，從而降低射流的沖蝕效果。由圖可知方形結構噴嘴的沖蝕深度和體積均大于圓形結構噴嘴，隨著靶距增大，方形噴嘴的銳變效應凸顯，減小了空氣對脈沖射流的卷積能力，射流對靶件損傷面積較大且效果明顯，同時由于射流內部湍流波動增強，速度的衰減趨勢減緩，對靶件的沖擊力相對較大。圓形噴嘴的射流擴散面積較大，但射流截面速度衰減很快，到達臨界值后，射流邊界的壓力已無法有效沖蝕靶件。

在前期工作中，課題組實驗研究了不同結構參數下同等當量面積圓形噴嘴與方形噴嘴腔內壓力峰值的變化規律[16]，研究表明同等當量面積的方形噴嘴腔內壓力峰值大于圓形噴嘴，并且方形噴嘴的射流脈沖效果優于圓形噴嘴，這與本文分析結果相吻合。

3.4 圓形噴嘴與方形噴嘴沖蝕表面損傷對比

在泵壓M=6.5 MPa，腔長L=4.5 mm，沖蝕時間t=40 s，靶距h=20 mm條件下，同等當量面積的方形噴嘴和圓形結構噴嘴沖蝕效果分別如圖10所示。

(a) 方形(b) 圓形

圖10 圓形噴嘴與方形噴嘴的沖蝕效果對比

Fig.10 The comparison of erosion effect between

square and circular nozzle

由圖10可知，相同條件下，利用方形結構噴嘴沖蝕靶件，其沖蝕孔口面積與沖蝕深度均大于圓形結構噴嘴，后者沖蝕孔的外貌形狀相對前者較規則。這是由于方形噴嘴的形狀帶有銳邊的平面，減小了空氣卷裹射流的能力，增強了射流內部的湍流波動，減慢了射流速度的衰減趨勢，射流沖擊力相對較大，沖擊載荷能更有效的與目標本身缺陷發生相互作用[17]。圓形噴嘴的射流擴散范圍較大，但是射流截面速度衰減較快，制約射流的沖蝕效果。同時，噴嘴截面形狀直接決定著射流的斷面形狀，相對于圓形噴嘴，方形噴嘴截面慣性矩和抗彎模量均較小，因此出口射流剛性小、偏斜系數較大，在射流沖擊載荷與偏斜共同作用下，方形噴口沖蝕范圍明顯增大。在實際工程應用中，對于大面積損傷沖蝕，可優先考慮采用方形噴嘴。

4 結 論

(1) 相同條件下方形噴嘴沖蝕效果優于圓形噴嘴，且相同靶距下前者對靶件沖蝕表面損傷面積大于后者，對于大范圍損傷沖蝕，方形噴嘴具有獨特優勢。

(2) 圓形噴嘴與方形噴嘴的沖蝕深度與體積隨時間變化趨勢相似，在超過最佳沖蝕時間段后，方形噴嘴沖蝕深度的增幅小于圓形噴嘴，因此在泵壓一定的情況下，對長時間沖蝕可優先考慮圓形噴嘴。

(3) 振蕩腔腔長的變化對射流沖蝕深度影響顯著，達到最佳腔長后，射流沖蝕深度隨腔長增加降幅明顯，圓形噴嘴所對應最佳腔長略小于方形噴嘴。相同腔長下，隨靶距增加方形噴嘴與圓形噴嘴沖蝕性能均降低，前者降幅小于后者。