新型直旋混合射流破巖特性及機理分析

杜鵬,盧義玉,湯積仁,周哲,章文峰

(1.重慶大學煤礦災害動力學與控制國家重點實驗室,400030,重慶;2.重慶大學復雜煤氣層瓦斯抽采國家地方聯合工程實驗室,400030,重慶)

?

新型直旋混合射流破巖特性及機理分析

杜鵬1,2,盧義玉1,2,湯積仁1,2,周哲1,2,章文峰1,2

(1.重慶大學煤礦災害動力學與控制國家重點實驗室,400030,重慶;2.重慶大學復雜煤氣層瓦斯抽采國家地方聯合工程實驗室,400030,重慶)

為了揭示直旋混合射流的破巖機理,開展了直射流、旋轉射流與直旋混合射流的沖蝕實驗,并利用3DPIV測試系統獲得了3種射流的速度場,通過對比分析相同靶距下沖孔深度及射流速度沿徑向的分布規律,揭示了直旋混合射流的損傷破巖特性。結果表明,直旋混合射流可消除旋轉射流的中心低速區和沖孔的中心凸臺,該射流沿徑向的分布寬度和破巖直徑大于直射流,射流結構可分為直射流區、強旋射流區、弱旋射流區和外圍射流區。直射流區的沖擊破巖能力主要取決于射流能量;強旋射流區具有較大的徑向和切向速度,當對巖石施加徑向張力和周向剪力且在其合速度小于直射流的情況下,該區破巖深度仍可達到直射流區破巖深度;在弱旋射流區,受直射流和強旋射流的共同作用,巖石強度降低,但當三向速度均較小時亦能有效破巖;外圍射流區主要是通過返回流攜帶巖屑對孔壁起磨削作用。

徑向鉆井;直旋混合射流;破巖機理;流場

用鉆井方法開發低滲油氣藏、頁巖氣和煤層氣,是油氣資源鉆探發展的重要方向[1-3]。水力射徑向鉆井技術是首先利用磨銑鉆頭在套管和水泥環上開孔,然后利用自進式射流鉆頭帶動高壓軟管沿徑向鉆出一定長度的孔,重復該步驟可在某一層位或多個層位鉆出多個輻射狀的井眼,進而提高油氣采收率和產量[4-6]。

研究資料表明,目前用于水力破巖的射流形式主要有3種:普通直射流、旋轉射流和組合射流[7-8]。李根生等發明了一種組合射流鉆頭,即雙射流鉆頭[9],其結合了直射流和旋轉射流的特性,但該鉆頭在高速流體的連續沖擊下容易產生磨損甚至破壞,可靠性較低。

Buckman等設計了一種新型直旋混合射流鉆頭[10],能在巖石上鉆出較大直徑和深度的孔眼,符合徑向鉆井技術對鉆孔的要求。Ma等針對直旋混合射流鉆頭實驗研究了泵壓、噴距和鉆頭結構參數等因素對鉆孔特性的影響[11]。Liao等實驗研究了不同射流形式下的鉆頭鉆孔深度和直徑,但沒有具體分析沖孔孔底形狀等特性[12]。從目前的研究來看,還沒有學者結合直旋混合射流的流場特性和成孔特性得到沖擊破碎巖石的機理。

本文通過沖蝕實驗得到直旋混合射流的沖孔特性(直徑、深度和孔底形狀),并與旋轉射流、直射流進行了對比分析,然后通過3DPIV測試系統得到射流的流場特性,由此闡述射流流場與成孔特性之間的關系,最后通過分析某一噴距下射流的速度分布規律和相應靶距的射流沖孔特性,結合已有的射流破巖理論,揭示了直旋混合射流的破碎巖石機理。

1 直旋混合射流鉆頭結構與原理

圖1為自進式直旋混合射流鉆頭結構,其工作原理為:高壓流體經過高壓軟管進入鉆頭后,一部分通過葉輪中心孔形成直射流,另一部分通過具有一定傾角的葉輪槽形成旋轉射流,兩股射流在混合腔內混合,最終由前噴嘴噴出,形成直旋混合射流;后噴嘴噴出的射流提供鉆頭和軟管前進的動力。旋轉射流流動軌跡類似于螺旋線,該流體質點具有三維速度,包括與射流軸心線平行的軸向速度u,與軸向速度垂直的徑向速度v,與軸向、徑向速度相垂直且與螺旋線相切的切向速度w[7],而軸心線附近的直射流主要為軸向速度u,如圖2所示。

圖1 直旋混合射流鉆頭結構

圖2 射流速度分布

2 射流破巖對比實驗

2.1 實驗設備

本實驗是在重慶大學煤礦災害動力學與控制國家重點實驗室完成。實驗中:高壓柴油泵(美國生產)的額定壓力為138 MPa,額定流量為102 L/min;高壓軟管的工作壓力為50 MPa;射流噴嘴(自行研發)如圖3所示。由于本實驗僅研究前噴嘴的射流破巖特性,故將鉆頭的后噴嘴去除。直旋混合射流噴嘴所用葉輪的中心孔直徑dm為1.2 mm,旋轉射流噴嘴的葉輪無中心孔,2種噴嘴的葉輪槽傾角θc均為45°。作為直射流噴嘴時將葉輪移除。3種射流噴嘴的出口直徑df均為1.8 mm。沖蝕對象為致密砂巖,巖石的物理力學參數見表1。

(a)結構尺寸

(b)實物圖3 直旋混合射流噴嘴

巖石類型單軸抗壓強度/MPa抗拉強度/MPa孔隙率/%砂巖62.974.549.53

(a)直旋混合射流 (b)旋轉射流 (c)直射流圖6 沖孔形態示意圖

2.2 實驗方法及步驟

為保證實驗數據的準確性,在噴嘴和巖石之間放置隔板,待實驗的泵壓穩定后撤掉隔板,同時開始計時,計時完成后插入隔板。為了消除測量帶來的誤差,對同一沖蝕孔、同一中心距下的不同位置的沖蝕深度進行測量,得到某一徑向半徑處的平均深度,并對同一沖蝕孔的不同周向位置處的直徑進行測量,得到平均直徑。為使數據具有對比性,每組實驗采用相同的壓力、靶距和沖蝕時間沖蝕同一類型的巖石,并對同一工況進行多組實驗。泵壓、靶距和沖蝕時間的選取應根據前期實驗而定,本實驗采用的泵壓為34.5 MPa,靶距為10 mm,沖蝕時間為30 s。

射流破巖實驗步驟包括:①安裝射流噴嘴,檢查流路的密封性;②調節靶距到設定值,在噴嘴和巖石之間放置隔板;③調節泵壓到設定值,待壓力穩定后撤掉隔板,同時開始計時;④沖蝕時間達到設定值之后,插入隔板;⑤卸壓并關泵;⑥更換射流噴嘴,檢查流路的密封性,重復步驟②～⑤,直至實驗結束;⑦測量各沖孔的直徑和不同徑向半徑處的深度。

2.3 實驗結果及分析

3種射流的沖孔形狀如圖4所示。

圖4 不同射流的沖孔形態

圖5 不同射流的沖孔深度沿徑向的分布規律

測量3種射流在不同徑向半徑處的深度,得到不同的射流沖蝕深度在徑向上的分布規律,如圖5所示,并繪制不同結構下沖孔的孔底形狀,如圖6所示。可以看出,3種射流的沖孔特性有很大差別,3種射流沖孔體積從大到小依次為:直射流—直旋混合射流—旋轉射流,直射流獲得較大破巖體積的同時孔徑較小。理論上,由于葉輪的引入,采用直旋混合射流和旋轉射流會增大流動損失,所以相比之下直射流能獲得更大的破巖體積,但這并不表示直射流用于徑向鉆井技術是較優的。對于徑向鉆井技術來說,獲得較大的破巖直徑、滿足鉆頭持續鉆進是首要的。

從沖孔深度來看,直射流的沖孔深度最大,旋轉射流的孔周較大且孔中心的深度接近于0,直旋混合射流的孔中心和孔周都較大;從沖孔直徑來看,混合射流和旋轉射流的沖孔直徑比較大,直射流形成的孔直徑遠小于前2種射流;從沖孔孔底形狀來看,旋轉射流在中心存在凸臺,直旋混合射流的孔底總體較為平整,僅存在微小的凹凸不平現象。直旋混合射流這種復雜的孔底形狀說明了其在不同位置的流體質點對巖石的作用形式是不同的。

破巖特性與射流結構有關,下面通過3DPIV測試系統對3種射流的流場進行了研究。

3 流場測試對比實驗

3.1 實驗裝置

1:水箱;2:過濾網;3:柱塞泵;4:溢流閥;5:流量計;6:壓力傳感器;7:噴嘴;8:激光;9:激光發生器;10:CCD相機;11:計算機圖7 實驗裝置示意圖

圖7為實驗裝置示意圖。實驗中:BRW200/31.5型乳化泵的額定流量為200 L/min,工作壓力為31.5 MPa;四維水射流測試平臺是自行研發、設計的,用于承載3DPIV測試系統、控制噴嘴在任意方向的移動;直旋混合射流的噴嘴是自行研發、設計、加工的。3DPIV測試系統包括:激光器,輸出能量為每一脈沖2×120 mJ,脈沖頻率為15 Hz;CCD相機,分辨率為1 600 像素×1 200 像素,幀率為32幀/s,最短跨幀時間為200 ns;同步器,提供一對閃光燈和Q-開關信號,延時精度為15 ns;數據采集和處理軟件,型號為INSIGHT3G-SEC,速度測試精度為±1.0%;射流噴嘴,其出口倒角為30°,便于側后方相機拍攝。實驗時,一臺相機置于鉆頭的側后方。

3.2 實驗方法及步驟

實驗開始之前,對2個相機的安置角度及位置反復進行調節、標定,再經測試誤差分析得到最優相機的安置角度及位置。對不同工況進行了測試,即每種工況下的噴嘴出口流場連續拍攝200張圖片。測試中速度場具有一定的偶然性,為保證數據的準確性,在分析射流軸向、徑向和切向速度分布時取同一工況下10張清晰圖片進行分析。

對于不同泵壓下的射流流場特性,本作者已做過詳細研究,結果表明,泵壓的改變只會影響射流總體速度的大小,并不改變射流的速度分布規律。為了表征射流結構,將射流速度V進行相對化處理,即為任一流體質點速度與最大軸向速度umax的比值,包括相對軸向速度Vu、相對徑向速度Vv和相對切向速度Vw,本文統一取umax為直旋混合射流的出口最大軸向速度。另外,相對徑向半徑為徑向半徑R與噴嘴直徑df的比值。

流場測試實驗步驟:①安裝射流噴嘴;②將2個CCD相機與射流同側,開啟激光,調節激光頭的位置,使激光片光源恰好位于射流軸心處;③打開Insight3G軟件,設定硬件參數,運用三維標定靶盤標定CCD相機;④調節泵壓到設定值,待壓力穩定后,通過Insight3G軟件調節實驗參數,獲取清晰圖像;⑤卸壓并關泵;⑥更換噴嘴,重復步驟④～⑤,直至測試結束;⑦利用Tecplot后處理軟件對原始圖像進行處理和計算。圖8為流場測試中部分實驗設備及實驗過程。

圖8 流場測試中部分設備及實驗過程

3.3 實驗結果及分析

圖9為直旋混合射流的照片,圖10為直旋混合射流的三維速度場。

(a)左相機 (b)右相機圖9 直旋流混合射流照片

圖10 直旋混合射流三維速度場

3.3.1 軸向速度場 3種射流軸向速度云圖和噴距10 mm截面上速度沿徑向的分布規律分別如圖11和圖12所示。可以看出:旋轉射流最大軸向速度位于某一徑向半徑處,射流中心附近速度較低;直旋混合射流最大軸向速度位于射流軸線處,呈現中心最大且隨著徑向半徑的增大逐漸減小;直射流的軸向速度和直旋混合射流相似,也呈現中心大的特性,但在徑向的分布寬度上比直旋混合射流和旋轉射流小得多,即直射流的速度最為集中,這與破巖實驗結果相吻合。由于旋轉射流中心低速區的存在,使得沖孔的中心位置出現凸臺,而直旋混合射流又因中心直射流的存在,使得軸心處的速度為最大,進而鉆孔的中心不會出現凸臺;直射流速度集中于射流軸心處,其對巖石在徑向的打擊范圍較小,所以鉆孔深度深,但直徑較小。

(a)直旋混合射流

(b)旋轉射流

(c)直射流圖11 3種射流軸向速度場

圖12 3種射流軸向速度沿徑向的分布規律

3.3.2 徑向速度場 根據已有射流理論,直射流的徑向速度很小,可以忽略不計,此處不作分析。直旋混合射流和旋轉射流的徑向速度云圖和噴距10 mm截面上速度沿徑向的分布規律分別如圖13和圖14所示。可以看出:直旋混合射流和旋轉射流的徑向速度最大值在一定的徑向半徑處,射流軸線附近的徑向速度約為0,射流在離開噴嘴后,噴距越大,徑向速度在徑向的分布范圍越大,徑向速度的作用是使射流產生擴散,擴散大小決定了射流在徑向的分布范圍;旋轉射流的徑向速度最大值略大于直旋混合射流,最大值位于R/df=4.4處,而直旋混合射流最大徑向速度位于R/df=5.7處,這說明在同一葉輪槽傾角下,旋轉射流的擴散能力略大于直旋混合射流。

(a)直旋混合射流

(b)旋轉射流圖13 2種射流徑向速度場

圖14 2種射流徑向速度沿徑向的分布規律

3.3.3 切向速度場 根據已有的理論,直射流不存在切向速度,故此處不作分析。圖15為旋轉射流和直旋混合射流切向速度云圖,切向速度垂直于平面,以垂直平面向外的速度方向為正值,垂直平面向內的速度方向為負值。圖16為噴距10 mm截面上速度沿徑向的分布規律。可以看出,射流切向速度分布規律和徑向速度類似,但同一質點的切向速度遠大于徑向速度,噴距10 mm截面上旋轉射流的最大切向速度略大于混合射流。

(a)直旋混合射流

(b)旋轉射流圖15 2種射流切向速度場

圖16 2種射流切向速度沿徑向的分布規律

以上3種射流的軸向、徑向和切向速度分析結果與破巖實驗結果相吻合。由于旋轉射流軸線附近速度較低,使得該處射流的正向沖擊能力較弱,沖孔的中心位置出現凸臺;由于直旋混合射流中心存在直射流,使得射流軸線附近的速度較大,其消除了中心低速區,進而鉆孔的中心不會出現凸臺。旋轉射流的徑向和切向速度在徑向上的分布范圍都略大于直旋混合射流,這決定了旋轉射流的鉆孔直徑略大于直旋混合射流;直射流以軸向速度為主,具有很小的徑向速度,不存在切向速度,射流的能量密集區集中于射流軸心附近,其對巖石徑向打擊范圍較小。

4 直旋混合射流破巖特性及機理分析

4.1 流場與破巖特性的關系

圖17為靶距在10、15、20 mm下巖石的沖孔形態。可以看出,不同靶距下的孔底形態均呈現中心和孔周較大的特點。圖18為噴距在10、15、20 mm處的射流速度分布。可以看出,沖孔形態與射流特性有密不可分的關系。對于不同靶距下的沖孔中心,其對應位置射流的合速度U和軸向速度都是最大的;對于不同靶距下沖孔的孔周,其對應位置射流合速度和軸向速度不為最大,但徑向速度和切向速度都是最大的。這說明射流破巖能力不僅與射流能量有關,還與射流的方向有很大關系。

圖17 不同靶距下鉆孔形態

以靶距10 mm下巖石的沖孔形狀和相應噴距下的射流速度沿徑向的分布為例進行了分析。根據3DPIV的流場測試結果可以看出,直旋混合射流的軸向速度明顯大于徑向速度和切向速度,3個方向的速度在徑向上的分布半徑大致相同。分析該靶距下的沖孔形狀,在射流的徑向半徑0處,即射流中心,射流形態主要為直射流,根據射流理論和3DPIV的分析,該射流僅具有軸向速度,徑向和切向速度接近于0,但中心直射流的軸向速度和合速度都為最大,進而射流的能量最大,這樣便消除了單純旋轉射流的中心低速區且沖孔深度較大的問題。隨著徑向半徑的增大,射流的徑向和切向速度逐漸增大,軸向速度逐漸減小,與軸向速度相比徑向和切向速度仍然較小,所以該處的軸向速度起主導作用,但合速度逐漸下降,相應的射流能量下降,對應位置的破巖深度減小;隨著徑向半徑的繼續增大,在徑向半徑8.0 mm處徑向和切向速度都達到最大,軸向速度和合速度繼續下降,所以該處的射流能量減小,但根據沖孔形狀來看,該處的破巖深度最深,可以判斷破巖能力除了與射流能量有關,還與射流的作用方式有關;在長向半徑8.5 mm處徑向和切向速度仍較大,軸向速度下降較快,使得合速度下降較快,進而沖孔的深度減小,當徑向半徑進一步增大使得合速度過小時,射流能量不足以破碎巖石。

(a)噴距10 mm

(b)噴距15 mm

(c)噴距20 mm圖18 不同噴距下射流速度分布規律

圖17中A、B為破巖最深的位置,分別為4.9、5.1 mm,A位于鉆孔的中心,B位于徑向半徑8 mm處,從合速度來看,A的速度要大于B,但B的破巖深度略大于A。A對應的射流具有最大的軸向速度,徑向和切向速度接近于0,而B的徑向和切向速度為最大,對巖石不僅具有正向沖擊作用,還施加了徑向張力和周向剪力。巖石的抗拉和抗剪強度相比抗壓強度低得多[13],巖石內容易產生微裂隙,在射流的準靜態壓力作用下微孔隙、微裂紋會產生二次擴展,使得最終破巖成功。此外,由于切向和徑向速度的存在,流體質點的速度方向不垂直于巖石表面,所以流體不會沿原路返回,而是沿射流的外圍返回[14],這樣不會產生水墊效應,進而不會阻礙后續射流對巖石的沖擊作用。

4.2 直旋混合射流破巖機理分析

本文將直旋混合射流劃分為4個區域:直射流區、強旋射流區、弱旋射流區和外圍射流區,如圖19所示。

圖19 直旋混合射流破巖示意圖

根據眾多學者的研究和論證,水射流作用下巖石的主要破壞形式可分為3種,即沖擊動載荷和水錘壓力等作用下的初始破碎,沖擊作用下周邊巖石的微裂隙損傷積累,宏觀裂隙擴展下的階躍式體積破碎[15-19]。

對于直旋混合射流,破巖在時序上也可以分為以下3個階段。

(1)射流沖擊巖石形成初始破碎坑。直射流區具有較高的射流能量,且能量較為集中,射流與巖石垂直作用為正向的射流沖擊。強旋射流區的射流與巖石之間有一定的沖擊角度,具有較大的徑向和切向速度,對巖石不僅具有正向沖擊作用,還施加了徑向張力和周向剪力。這2個區域對應的沖孔最深,但強旋射流區的破巖效率更高。弱旋射流區軸向速度小于直射流區,徑向和切向速度又小于強旋射流區,所以該區的射流沖蝕能力相對較弱。外圍射流區射流能量和旋流強度都較小,破碎能力較弱,在該區形成了一個沿徑向深度不均的初始破碎坑。

(2)在破碎坑周圍產生諸多微孔隙、微裂紋。旋轉射流存在拉伸和剪切效應,比直射流更容易導致巖石產生裂隙和裂紋,弱旋射流區介于強旋射流區和直射流區之間,在弱旋射流區直射流和旋轉射流會使得巖石周圍產生微孔隙、微裂紋。

(3)射流在準靜態壓力作用下引起宏觀體積性破碎。直旋混合射流各個區域的流體通過滲透、楔入使得巖石內部流體與外部高壓射流流體相互連通而形成壓力體,射流壓力能夠傳遞到巖石內部的微裂紋和微孔隙,轉化為流體的準靜態壓力,而流體進入巖石固有的空隙或新形成的裂隙、裂紋之中,對巖石產生水楔效應,使裂紋在張力作用下形成二次擴展,擴展的微裂紋不斷匯聚、連通,最終形成宏觀的巖石破碎。直射流和旋轉射流對弱旋射流區的巖石周圍產生損傷,由此降低了巖石的強度,使得在較小的射流能量和較弱的旋度亦能有效破碎巖石。

經過以上3個階段后,破巖區域產生新的自由面,重復以上的破巖過程,射流與巖石間的距離逐漸增大,作用于巖石表面的射流能量也逐漸衰減,鉆孔形態逐漸趨于穩定。

綜上所述,直旋混合射流的破巖機理為:直射流區具有最大的射流能量,射流與巖石表面垂直,破巖主要靠射流的正向沖擊作用;強旋射流區具有最大的徑向、切向速度和旋流強度,對巖石產生拉伸和剪切破壞,加上正向的沖擊作用,且不存在水墊效應,從而保證了該區域具有很高的破巖效率;弱旋射流區介于直射流區和強旋射流區之間,該區域對應的巖石周圍受到直射流和強旋射流的聯合作用,由此降低了該區域巖石的強度,從而使弱旋射流亦能有效破碎巖石;外圍射流區的破巖特性為射流攜帶巖屑對孔壁起磨削作用,使鉆孔直徑進一步擴大。

所以,直旋混合射流有效解決了直射流破巖孔徑小、旋轉射流破巖容易出現孔底中心凸臺的問題。直旋混合射流在4個分區的大小及形狀等特性受到噴嘴結構的影響,在噴嘴結構確定的條件下,水力能量越高,鉆孔深度和直徑越大,這有利于提高鉆進速度。

5 結 論

本文通過沖蝕實驗和3DPIV測試系統揭示了沖孔形態與射流流場特性的關系,得到了直旋混合射流的破巖機理,具體的結論如下。

(1)直旋混合射流結合了直射流和旋轉射流的優勢,能夠鉆出直徑較大和深度較深的孔,孔底形狀稍有凹凸不平現象,但整體較為平整。

(2)直旋混合射流流場沿徑向分布寬度較大,射流中心不存在低速區,其與直射流、旋轉射流相比,具有更優的鉆孔能力,符合水力噴射徑向鉆井技術對鉆孔的要求。

(3)直旋混合射流在4個分區的破巖特性各不相同。直射流區具有最大的射流軸向速度及合速度;強旋射流區具有最大的徑向速度和切向速度;弱旋射流區破巖特性在于受到直射流和強旋射流的共同作用,巖石強度降低;外圍射流區的破巖特性具有磨料射流效應,可使鉆孔直徑進一步擴大。

[1] 宋巖, 張新民, 柳少波. 中國煤層氣基礎研究和勘探開發技術新進展 [J]. 天然氣工業, 2005, 25(1): 1-7, 204. SONG Yan, ZHANG Xinmin, LIU Shaobo. Progress in the basic studies and exploration & development techniques of coalbed methane in China [J]. Natural Gas Industry, 2005, 25(1): 1-7, 204.

[2] 董大忠, 鄒才能, 李建忠, 等. 頁巖氣資源潛力與勘探開發前景 [J]. 地質通報, 2011, 30(2/3): 324-336. DONG Dazhong, ZOU Caineng, LI Jianzhong, et al. Resource potential, exploration and development prospect of shale gas in the whole world [J]. Geological Bulletin of China, 2011, 30(2/3): 324-336.

[3] OURSEGOV S, PETROV N. Design and initial performance of pilot cyclic steam stimulations of vertical wells with radial horizontal bores in low-permeable heavy oil carbonates, SPE 115125 [R]. Richardson, Texas, USA: SPE, 2008.

[4] SALEM P D, KAMEL A M. Radial drilling technique for improving well productivity in petrobel-Egypt [C]∥North Africa Technical Conference and Exhibition. Richardson, Texas, USA: SPE, 2013: 164773

[5] DICKINSON W, ANDERSON R R, DICKINSON R W. The ultrashort-radius radial system [J]. SPE Drilling Engineering, 1989, 4(3): 247-254.

[6] BRUNI M A, BIASOTTI J H, SALOMONE G D. Radial drilling in Argentina [C]∥Latin American & Caribbean Petroleum Engineering Conference. Richardson, Texas, USA: SPE, 2007: 107382.

[7] 沈忠厚. 水射流理論與技術 [M]. 山東東營: 石油大學出版社, 1998.

[8] 周定偉, 馬重芳, 任玉濤. 圓形浸沒射流沖擊下有關壓力梯度的理論分析 [J]. 西安交通大學學報, 1999, 33(7): 56-58, 85. ZHOU Dingwei, MA Chongfang, REN Yutao. Theoretical analysis of pressure gradient under impinging submerged round jets [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 1999, 33(7): 56-58, 85.

[9] 李根生, 宋劍, 牛繼磊, 等. 高壓旋轉雙射流鉆孔方法及其高壓旋轉雙射流噴嘴: 中國, CN1959058 [P]. 2007-05-09.

[10]BUCKMAN W G, DOTSON T L, MCDANIELS M D, et al. Nozzle for jet drilling and associated method: USA, 6668948 [P]. 2003-12-30.

[11]MA D J, LI G S, ZHANG X, et al. Experimental study on rock breaking by a combined round straight jet with a swirling jet nozzle [J]. Atomization & Sprays, 2011, 21(8): 645-653.

[12]LIAO H L, WU D S, WANG L, et al. Comparisons of spraying structure and rock breakage characteristics of round straight, swirling, and straight-swirling integrated jets [J]. Atomization & Sprays, 2013, 23(4): 363-377.

[13]步玉環, 王瑞和, 周衛東, 等. 旋轉射流破巖成孔規律研究 [J]. 巖石力學與工程學報, 2003, 22(4): 664-668. BU Yuhuan, WANG Ruihe, ZHOU Weidong, et al. Study on rock drilling by swirling jet [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2003, 22(4): 664-668.

[14]王瑞和, 周衛東, 沈忠厚, 等. 旋轉射流破巖鉆孔機理研究 [J]. 中國安全科學學報, 1999, 9(z1): 1-5. WANG Ruihe, ZHOU Weidong, SHEN Zhonghou, et al. Study on mechanism of rock-breaking by swirling water jet [J]. China Safety Science Journal, 1999, 9(z1): 1-5.

[15]BIENIAWSKI Z T. Mechanism of brittle fracture of rock: part I Theory of the fracture process [J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics Abstracts, 1967, 4(4): 395-406.

[16]FORMAN S E, SECOR G A. The mechanics of rock failure due to water jet impingement [J]. Society of Petroleum Engineers Journal, 1974, 14(1): 10-18.

[17]王瑞和, 倪紅堅. 高壓水射流破巖機理研究 [J]. 石油大學學報: 自然科學版, 2002, 26(4): 118-122. WANG Ruihe, NI Hongjian. Research of rock fragmentation mechanism with high-pressure water jet [J]. Journal of The University of Petroleum: Edition of Natural Sciences, 2002, 26(4): 118-122.

[18]倪紅堅, 王瑞和, 張延慶. 高壓水射流作用下巖石破碎機理及過程的數值模擬研究 [J]. 應用數學和力學, 2005, 26(12): 1445-1452. NI Hongjian, WANG Ruihe, ZHANG Yanqing. Numerical simulation study on rock breaking mechanism and process under high pressure water jet [J]. Applied Mathematics and Mechanics, 2005, 26(12): 1445-1452.

[19]倪紅堅, 王瑞和. 脈沖水射流破巖的數值模擬研究 [J]. 石油鉆探技術, 2001, 29(5): 12-14. NI Hongjian, WANG Ruihe. Numerical simulation study on pulse water jet crashing rock [J]. Petroleum Drilling Techniques, 2001, 29(5): 12-14.

(編輯 苗凌)

Characteristics and Mechanism of Rock Breaking for New Type Straight-Swirling Integrated Jet

DU Peng1,2,LU Yiyu1,2,TANG Jiren1,2,ZHOU Zhe1,2,ZHANG Wenfeng1,2

(1. State Key Laboratory of Coal Mine Disaster Dynamics and Control, Chongqing University, Chongqing 400030, China;2. National & Local Joint Engineering Laboratory of Gas Drainage in Complex Coal Seam,Chongqing University, Chongqing 400030, China)

To reveal the rock breaking mechanism of straight-swirling integrated jet, the erosion experiments of straight jet, swirling jet and straight-swirling integrated jet were carried out, and the velocity fields of the three jets were obtained by 3DPIV. The damage characteristics of straight-swirling integrated jet were revealed via comparative analyses for distribution laws of hole depth and jet velocity along radial direction at the same target distance. The results show that the straight-swirling integrated jet eliminates the low velocity area and the hole center boss of swirling jet, and both the jet distribution width and hole diameter are bigger than those of straight jet. The jet structure can be divided into straight jet area, high swirl strength jet area, low swirl strength jet area and periphery jet area; the jet energy of straight jet area decides the capacity of rock breaking; high swirl strength jet area has high radial and tangential velocity, thus long depth hole near that by straight jet can be drilled by radial tension and circumferential shearing force under the condition of resultant velocity lower than straight jet; rocks in low swirl strength jet area are damaged by both straight and swirling jets, which decrease the rock strength, and the broken rocks can be transported effectively in this lower velocity area, where rock breaking of periphery jet area results from the wearing of returning jet with rock debris.

radial drilling; straight-swirling integrated jet; rock breaking mechanism; flow field

10.7652/xjtuxb201603013

2015-10-13。 作者簡介:杜鵬(1987—),男,博士生;盧義玉(通信作者),男,教授,博士生導師。 基金項目:國家重點基礎研究發展計劃資助項目(2014CB239206);國家自然科學基金資助項目(51404045,51374258);長江學者和創新團隊發展計劃資助項目(IRT13043);中央高校基本科研業務費專項資金資助項目(CDJZR12248801)。

時間:2015-12-10

http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20151210.1133.012.html

TE21

:A

:0253-987X(2016)03-0081-09