煤層割縫噴嘴結構優化與試驗

沈華建

（1.重慶大學 資源與安全學院，重慶 400030；2.中建三局工程設計有限公司，湖北 武漢 430072）

高壓水射流煤層割縫技術是利用高壓水射流動態損傷特性，對煤體進行割縫，引起煤體的應力場和裂隙場的變化，進而改變低透氣性煤層的瓦斯運移規律，促進吸附瓦斯轉變為游離瓦斯，增加煤層裂隙率和透氣性，最終達到提高瓦斯抽采率的目的[1-2]。

割縫器割縫噴嘴的性能好壞直接影響到煤體切槽的深度和煤體瓦斯暴露面積，從而影響煤層瓦斯抽采率。以往的噴嘴設計主要以經驗值為主，對于錐直型噴嘴，收縮角常取為13 °，直線段長度取為2～4 倍噴嘴直徑[3-4]。然而由于該割縫噴嘴與常規噴嘴流道結構有所不同（主要表現在受割縫器結構尺寸的影響，噴嘴總長受限、流動方向、流道截面積發生突變），在噴嘴內部形成強烈的紊流區域，產生大量的渦旋和回流，噴嘴出流較為發散，大大影響了射流的切割性能。這就導致按照常規經驗值設計的割縫噴嘴射流打擊力大大降低，使割縫深度遠小于設計值，影響高壓水射流煤層鉆進割縫系統設備的工作效率，降低了煤層瓦斯抽采率，已成為該技術進一步發展的瓶頸[5]。為此以工程應用為出發點，通過對割縫器噴嘴流場進行CFD 模擬，研究了高壓水在總長受限、流動方向以及流道截面突變特殊條件下的流動特性，采用正交設計的方法優化了噴嘴結構參數，得出具有最佳切割能力的噴嘴結構形式，并與原噴嘴切割能力進行對比，為提高高壓水射流煤層割縫能力提供依據。

1 噴嘴結構

煤層割縫器噴嘴采用的是目前最常用的錐直型噴嘴，煤層割縫噴嘴結構圖如圖1。由于其特殊的工作環境，其在總長度上受到限制，加上特殊的流道結構均使得割縫噴嘴的結構參數的選取與常規噴嘴會有不同，按照煤礦打瓦斯孔常用的75 mm 三翼鉆頭計算，噴嘴段總長度最大長度取為26 mm。

圖1 煤層割縫噴嘴結構圖Fig.1 Nozzle structure for coal seam slotting

影響噴嘴性能的噴嘴結構參數有以下3 個：進入到噴嘴收斂段之前的穩定段l、收斂段的收縮角θ、直線段的長度L，且在噴嘴總長受限的條件下，該3 個因素互相影響。除噴嘴結構因素外，噴嘴內壁面的粗糙程度也是影響噴嘴性能的重要參數，本研究中的噴嘴采用自行加工，加工后的噴嘴內壁采用人工精磨，盡量減小內壁粗糙度對噴嘴性能的影響。

2 噴嘴結構數值模擬優化

1）控制方程。噴嘴內外部流體流動為高速湍流流動，其基本方程除了要滿足一般流體流動的守恒方程以外，還要添加湍流方程[6]。

2）幾何模型及網格劃分。采用CAD 和GAMBIT聯合建立二維計算模型[7]，由于計算模型相對較小，因此采用四邊形網格單元，網格間距 0.5 mm。

3）邊界條件。采用有限體積法[8-9]模擬淹沒狀態下噴嘴內外部流場，邊界條件設置見表1，采用SIMPLE 壓力場修正算法對壓力和速度進行耦合計算。

4）模擬參數。噴嘴出口直徑d 取決于射流的流量和壓力，是設計噴嘴的依據。研究的煤層割縫噴嘴的額定流量為 200 L/min，驅動壓力 31.5 MPa，最終噴嘴直徑定為 3 mm。噴嘴的切割性能主要與穩定段長度l、收縮角θ、直線段長度L 3 個因素有關。針對以上 3 個因素，每個因素在合適的范圍內取4個水平（穩定段長度取 0、3、6、9 mm,收縮角取 10°、20°、30°、40°，直線段長度取 3、6、9、12 mm）。按照所選取的3 因素4 水平的模型，選取正交表L16（43）安排數值試驗，共進行16 次數值試驗。

表1 邊界條件設置Table 1 Boundary conditions setting

5）優化指標。優化指標是衡量正交設計實驗效果的質量指標?，F場應用表明，噴嘴結構參數對煤層割縫器工作效率有較大影響。適合煤層割縫工況條件下的割縫噴嘴不僅要求產生是射流會聚性好，而且要求射流在同等靶距下具有較大速度，具備更大的打擊力，而射流對靶件的打擊力與射流的動壓力有直接對應關系。射流的動壓力與射流速度成正比例關系，相比射流速度，考察射流動壓力更能夠區分噴嘴性能的優劣。噴嘴優化的指標設為射流動壓力，通過考察不同型號的噴嘴在相同工作壓力下的射流動壓力來對比噴嘴性能?？疾炀唧w內容為：在距噴嘴出口150 mm 處噴嘴軸線上的射流動壓力值。射流的動壓力pk與射流速度v 有以下對應關系：

式中:pk為射流動壓力,MPa；ρ 為水的密度，kg/m3；v 為射流速度，m/s。

3 模擬結果分析

3.1 射流動壓數值計算和優化指標分析

根據以上數值解法和邊界條件，分別模擬了16種不同結構噴嘴內外部流場，淹沒狀態下錐直型噴嘴速度分布云圖如圖2。

根據數值計算，提取各組不同型號的噴嘴射流在150 mm 處的射流軸向動壓力值并進行對比分析，數值計算結果見表2，其中，pk為離出口150 mm處噴嘴軸線上的射流動壓力值。優化結果表明，結構參數為 0-30-9 的噴嘴具有最佳的噴射性能。

3.2 影響因素顯著性分析

圖2 淹沒狀態下噴嘴內外部流場速度分布圖Fig.2 Distribution of velocity field inside and outside the nozzle in submerged environment

表2 數值計算結果Table 2 Numerical results

割縫噴嘴性能與噴嘴穩定段長度、收縮角、直線段長度3 個因素有關。通過對割縫噴嘴的各個結構參數進行顯著性分析，可以判斷出各個參數對噴嘴性能的影響大小。

在Xij進行實驗得到因素j 第i 水平的實驗結果指標Yij，Yij是服從正態分布的隨機變量。在Xij下做了n 次試驗得到n 個實驗結果，分別為Yijk（k=1,2,…,n）。有計算參數如下：

式中:Kij為第j 因素在第i 水平的統計參數;n 為第j 因素在第i 水平下的實驗次數;Yijk為第j 因素在第i 水平下第k 個實驗結果指標值。

評價因素顯著性的參數極差Rj[10]為：

式中:Rj為評價因素顯著性的參數。

極差越大說明該因素的水平改變對實驗結果影響也越大。從表2 可以看出，噴嘴收縮角的極差最大，為0.758，說明噴嘴收縮角對噴嘴性能的影響最大，而穩定段長度及直線段長度的影響較小。按極差的大小，影響噴嘴性能的參數的主次順序為：噴嘴收縮角＞穩定段長度＞直線段長度，根據該結果，在進行噴嘴加工時，割縫噴嘴各個結構參數的加工精度要求依次從高到低依次為：噴嘴收縮角＞穩定段長度＞直線段長度。

3.3 擬合曲線

以影響因素的水平作為橫坐標，以噴嘴射流在距出口處150 mm 的射流動壓力值作為縱坐標，繪制噴嘴結構參數與噴嘴性能的趨勢，各因素對噴嘴性能的影響如圖3。

圖3 各因素對噴嘴性能的影響Fig.3 Effect of factors on nozzle performance

在噴嘴總長一定的情況下，射流在距出口150 mm 處的射流軸線動壓力值與穩定段長度的關系呈近似直線的關系，隨著穩定段長度的增加，射流在距出口 150 mm 處的射流軸線動壓力值呈直線遞減；距出口 150 mm 處的射流軸線動壓力與噴嘴收縮角的關系呈二次多項式關系，隨著噴嘴收縮角的增加，距噴嘴出口 150 mm 處的射流動壓力值先增加，后有減少趨勢；距出口 150 mm 處的射流軸線動壓力與直線段長度的關系呈二次多項式關系，隨著直線段長度的增加，距出口150 mm 的射流軸線動壓力值加速遞減，這主要是因為隨直線段長度的增加，直線段內壁對流動的摩擦阻力的增加。

4 割縫試驗驗證

1）試驗噴嘴。由于數值模擬在計算過程中對實際問題進行了大量的簡化，為了驗證優化結果的正確性，將優化噴嘴與原噴嘴的性能進行試驗對比，優化噴嘴與原噴嘴的結構參數見表3。

2）試驗設備及試驗材料。試驗設備連接如圖4。高壓泵使用流量為 200 L/min，額定壓力為31.5 MPa 的柱塞泵；流量計采用電子顯示的高壓渦輪流量計，在切割試驗中鉆機轉速為 30 r/min，采用純水切割。在割縫試驗中，切割材料使用混凝土填充?；炷林兴唷⒑由?、石子配比：水泥∶河沙∶石子=1∶4∶4，單軸試驗測試得其平均單軸抗壓強度為6.13 MPa，試樣強度高于松軟低透氣性煤層。

3）試驗結果。噴嘴結構優化后，噴嘴射流結構的變化必然引起切割深度的變化，切割深度直接反映射流的切割能力，優化噴嘴和原噴嘴的切割深度隨切割時間的變化值如圖5。試驗結果表明：與原噴嘴相比，優化噴嘴具有更高的切割能力，切割深度為原有噴嘴的1.5 倍以上。

5 結 語

1）正交設計結果表明：對于煤層割縫噴嘴，噴嘴穩定段長度為0 mm，收縮角為30°，直線段長度為9 mm 時，噴嘴具有最佳切割能力。

2）對3 種影響因素的顯著性分析可知，影響噴嘴性能的參數的主次順序依次為：噴嘴收縮角＞穩定段長度＞直線段長度。

3）原噴嘴與優化噴嘴進行割縫能力對比試驗結果表明：優化的噴嘴結構類型具有優良的切割性能。

圖5 噴嘴切割深度隨時間的變化Fig.5 Change of nozzle cutting depth with time