水射流瓦斯增透技術試驗及應用*

張小軍，李 兵，康 晨

(1.陜西省煤炭科學研究所，陜西 西安 710001；2.府谷縣老高川區域煤炭安全生產服務站，陜西 榆林 719400；3.西安市公路局，陜西 西安 710003)

0 引言

煤層的透氣性直接影響著未卸壓煤層的瓦斯預抽效率，透氣性越差，其抽采難度越大。隨著開采深度的增加，煤層的滲透率將會逐漸減小，導致瓦斯抽采效率的降低，如何提高瓦斯抽取率成為了一個亟需解決的重要課題。崔俊奎等[1]采用數值模擬得到固液兩相射流噴嘴外流場。代志旭[2]運用水力壓裂技術預防煤礦井下瓦斯突出的發生。王佰順等[3]以北辰煤礦煤層條件為研究背景，對水力沖孔技術中噴嘴位置進行了優化。閆發志等[4]針對王行莊煤礦煤層松軟低透氣特性，選取鉆切割一體技術進行了瓦斯消突。孫小明等[5]采用過穿層鉆孔水射流擴孔技術，解決了九里山煤礦預抽有效消突的問題。王耀鋒[6]對現有煤礦瓦斯抽采技術進行了系統分類整理，綜述6種典型瓦斯抽采技術的研究進展與應用情況后，認為我國瓦斯開采技術還需要進一步發展。

國內外科研工作者及企業通過水壓致裂[7-10]、鉆孔擴孔[11-14]等方法增加煤層透氣性，并取得了一些成果，但依然存在施工條件復雜、工程器械成本高等問題，且設計操作的不合理使得局部卸壓不充分，有可能會造成更大的隱患[15]。而水射流技術增加煤層透氣性施工相對簡單，通過增加煤體有效貫通裂隙的數量，可以提高低滲透煤層透氣性，以此解決瓦斯抽采效率低的問題。綜上，開展水射流瓦斯增透技術關鍵參數研究對低透氣煤層開采具有重要的實用價值和現實意義。

1 水射流破壞煤體力學分析

當射流壓力大于50 MPa時，射流水柱作用于煤體表面可近似認為是一個沖擊過程所引起煤體的變形與破壞，進而造成煤體結構破裂。隨著裂隙的不斷發育，煤層的透氣性不斷增大，為煤層瓦斯溢出與抽取提供了基礎條件。高壓水柱沖擊煤體表面后，水流作用力迅速增加至煤體破壞臨界水平，當作用力超過其臨界水平發生脆變破壞時，煤體屈服極限大于斷裂強度，見式(1)

(1)

式中，ε為煤體最大應變，μE；t為水流作用時間,s；σ為煤體破壞強度,Pa；ξ為煤體結合系數。

以高壓射流中微元體為研究對象，當其高速沖擊煤體表面時，在煤體某一點上產生最大剪切應力，并產生微觀裂縫，多次沖擊導致內部微觀裂縫擴展至表面，水流沖擊擠入煤體迫使煤體結構發生變形破壞，從而增加了煤體透氣性。其動能表達式為

(2)

式中，m為水體質量，kg；v為射流水速,m/s；ρ為水體密度,kg/m3；d為水柱直徑,mm。

煤體內的平均應力大小為

(3)

式中，p為射流水壓,Pa；Lm為水流沖擊煤體深度,m。

對式(3)進行求解可得

(4)

式中，Lm為水流沖擊煤體深度，m；v為射流水速，m/s；ρ為水體密度，kg/m3；d為水柱直徑，mm；σave為煤體內的平均應力，Pa。

(5)

式中，Ek為動能，J；p為射流水壓，Pa；v為射流水速，m/s；ρ為水體密度，kg/m3；d為水柱直徑，mm；σave為煤體內的平均應力，Pa。

射流水微元體對煤體的沖擊過程，如圖1所示。

圖1 射流水微元沖擊作用下煤體受力示意Fig.1 Schematic diagram of the force of coal body under the blast of jet water micro-element

射流水沖擊煤體的初始階段破壞力最大。煤體表面中心部位因射流水柱沖擊而產生的高應力是煤體表面失效破裂的主要原因，如圖2所示。圖中區域Ⅰ為受壓破裂區域，區域Ⅱ為未破壞區域。

圖2 水射流沖擊下煤體表面破裂示意Fig.2 Schematic diagram of coal body surface fracture under water jet blast

射流水柱沖擊煤體表面時，其局部最大壓力為

(6)

式中，c為水下聲音傳播速度，取1 400 m/s；Ew為水體彈性模量，取2 000 MPa。

假定射流水作用于煤體表面反射后速度恒定，根據動量定理可得射流水對煤體表面的沖擊力

F=ρqv(1-cosβ)

(7)

式中，F為水柱沖擊煤體表面的沖擊力，N；q為射流水流量，m3/s；β為射流水柱與煤體表面的夾角。

顯然，當cosβ=-1時，總打擊力達到最大值

F=πd2p

(8)

式中，F為射流水最大打擊力,N；d為噴嘴直徑,mm；p為射流壓力,Pa。

2 射流噴嘴設計優化

2.1 噴嘴設計理論

假定噴嘴核心區域內的液體流動為軸對稱平面勢流。則噴嘴核心區域內流體的軸向速度ux及徑向速度ur的流函數表達式為

(9)

(10)

由于連續性方程滿足拉普拉斯方程，結合式(9)及(10)，可得

(11)

射流噴嘴內部的邊界層控制方程組為

(12)

式中，H為形狀因子；R為噴嘴半徑，Pa，R=R(x)；其中R′=dR/dx；Cf為壁面摩擦系數；v0為噴嘴核心區的軸向速度,m/s；η為軸對稱平均形狀因子；θ為邊界層動量厚度；φ為輸運參量。

當確定其幾何參數及初始條件后可得

H=-0.823 242×10-4η3+0.006 360 19η2-

0.131 286η+2.042 29

(13)

φ=0.009 050 7H3-0.041 917H2+

0.068 871 3H-0.037 957 9

(14)

根據Ludwig-Tillman關系式有

(15)

式中，Rθ為邊界層動量厚度雷諾數。

由于噴嘴收縮作用，在層流化準則數K達到一定值時，噴嘴內流動阻力會下降，其一般表達式為

(16)

式中，γ為水的運動黏度，cP；U0為噴嘴內水體的流動速度,m/s。

根據實驗測定，可知在K<0.5×10-6時為紊流，紊流的發生對于射流的密集性及穩定性而言是一種不利條件。因此，要求邊界層的層流底層厚度S應該大于其粗糙度Δ，噴嘴內壁面要盡量光滑，以弱化紊流現象。層流底層厚度表達式為

(17)

為了判別噴嘴內流的分離現象，按照下式進行驗算

(18)

對于出口段為圓柱體的噴嘴，流量系數μ1為

(19)

式中，δ為邊界層位移厚度，mm。

對于出口段為圓錐體的噴嘴，流量系數μ2為

(20)

式中，D為噴嘴入口處連管直徑,mm；ε為噴嘴斷面收縮系數。

2.2 噴嘴結構設計

噴嘴的主要技術參數見表1。

表1 噴嘴設計技術參數Table 1 Technical parameters of nozzle design

噴嘴孔徑表達式為

(21)

式中，d為噴嘴直徑,mm；Q為射流流量,m3/s；μ2為流量系數，對于圓錐收斂性噴嘴流量系數取0.95；p為射流壓力,MPa。

由上式可知，當噴射流量不發生變化時，則噴射壓力的強弱取決于射流噴嘴孔的直徑大小，噴嘴孔直徑越大，壓力越弱；反之噴嘴孔直徑越小，壓力越強。將表1中工作壓力范圍的相關參數代入上式中可得，噴嘴直徑d取值范圍為2.8～4 mm。

根據文獻[16]中的數值模擬結果，擬采用收縮角α=13°，L/d=2.5，收縮段與入口和出口圓柱段采取平滑過渡(不倒角)，如圖3所示。水射流噴嘴幾何參數示意圖，如圖4所示。

1-殼體；2-柱形噴口；3-錐形孔；4-柱形進水孔圖3 射流噴嘴結構示意Fig.3 Schematic diagram of jet nozzle structure

α-孔口張開角度；L-噴嘴總長；l-噴嘴口長度；d-噴嘴直徑圖4 噴嘴收縮段與圓柱端幾何參數Fig.4 Geometric parameters of nozzle constriction and cylindrical end

3 水射流試驗

3.1 室內試驗結果及分析

基于上述水射流增透理論，為了研究上文中設計的噴嘴合理直徑，分別對噴嘴不同直徑變化影響下的噴射效果進行了測試。當直徑為3～4 mm時，水射流基本保持穩定，水柱沖擊可以保持落在同一點位上；而直徑增加至5～6 mm時，水柱呈圓錐狀噴射，水柱霧化現象明顯增大，導致水柱沖擊煤體有效面積增大，最終煤體切割效率顯著降低。

在測試了不同直徑下噴嘴的噴射效果后，以神華寧夏煤業集團汝箕溝煤礦的煤樣為試驗對象進行了水射流切割試驗，結合現場實踐條件，水泵水壓取60 MPa。煤體切割試驗結果見表2，當射流水壓達到60 MPa時，噴嘴直徑取3.0 mm較為合理，其切割寬度及縱深能達到理想切割效果。考慮地面切割與井下煤層應力狀態的不同，每次需要4～6 min的切割時間，切割半徑達到600～800 mm或以上(受切割對象強度的限制)，切縫寬度在30～50 mm，才能達到理想的瓦斯抽取效果。

表2 不同直徑下噴嘴噴射切割效果Table 2 Nozzle jet cutting effect under different diameters

3.2 現場試驗結果及分析

在神華寧夏煤業集團汝箕溝煤礦1930東翼大巷3號鉆場進行了為期36 d的現場試驗。分別將4號與12號鉆孔、7號與15鉆孔、8號與16號鉆孔為3組對照試驗，其中4、7、8號為水射流切割鉆孔，12、15、16號為未切割鉆孔。試驗結果如圖5所示。

圖5 水射流切割前后瓦斯抽采量變化Fig.5 Changes of gas extraction volume before and after water jet cutting

由圖5可知，4、7、8號水射流切割后鉆孔平均瓦斯抽采量分別為146.20 m3/d、228.03 m3/d、145.45 m3/d；12、15、16號未切割鉆孔平均抽采量分別為47.59 m3/d、124.60 m3/d、47.07 m3/d。4號較12號鉆孔的平均抽采量提高了98.61 m3/d，增加幅度為207.21%；7號較15號鉆孔的平均抽采量提高了103.43 m3/d，增加幅度為83.01%；8號較16號鉆孔的平均抽采量提高了98.38 m3/d，增加幅度為209.01%。結果表明，經水射流切割后鉆孔瓦斯抽采量得到大幅度提升。

4 結論

(1)通過理論推導反映了水射流破煤主要影響參數包括射流速度、噴嘴直徑和射流壓力。其中射流速度可以通過流體力學伯努利方程與射流壓力、噴嘴直徑建立聯系，則水射流破煤的主要影響參數包括射流壓力和噴嘴直徑。

(2)基于水射流破煤實際影響因素研究結果，對噴嘴設計理論進行了討論，優化了水射流技術的噴嘴結構，并將其分別加工為3 mm、4 mm、5 mm和6 mm共4種不同直徑的噴嘴。

(3)通過室內試驗對不同直徑下噴嘴的噴射效果進行分析，發現隨著其直徑增加，水柱霧化范圍隨之增大，切割能力隨之降低，對煤體的切割縱深呈下降趨勢；由室內測試結果可知，水射流噴嘴結構直徑應保持在3 mm較為合理，可以達到最佳切割效果。

(4)現場試驗表明，水射流瓦斯增透技術通過切割煤體，可增大煤體內部破裂裂隙，使得煤體內部瓦斯更加容易析出，從而較大幅度提高瓦斯抽采濃度。因此，采用水射流瓦斯增透技術可有效解決煤礦低滲透煤層瓦斯抽采效率低的問題。