高壓水射流煤層割縫深度數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究

劉德成,趙 偉,賈林林,王 濤,夏代林,劉 勇

(1.河南龍宇能源股份有限公司,河南 永城 476600; 2.武漢天宸偉業(yè)物探科技有限公司,湖北 武漢 430205; 3.河南理工大學(xué) 安全科學(xué)與工程學(xué)院,河南 焦作 454000)

我國淺部煤炭資源逐漸枯竭、開采強(qiáng)度逐漸加大,開采深度正以每年20～30 m向深部延伸[1-4]。隨著我國煤礦開采深度的增加,煤層表現(xiàn)出高地應(yīng)力、高瓦斯壓力和低滲透性特征,嚴(yán)重制約瓦斯抽采效率,導(dǎo)致工作面煤層鉆孔預(yù)抽時(shí)間長、采掘接替失衡[5-8]。如何實(shí)現(xiàn)低透氣性煤層高效瓦斯抽采是我國煤礦瓦斯治理面臨的技術(shù)性難題。

高壓水射流割縫技術(shù)是提高低透氣性煤層瓦斯抽采效率的有效措施之一,其利用高速射流為動力在煤層內(nèi)部切割形成均勻環(huán)形縫槽,縫槽周圍的煤體在一定范圍內(nèi)得到較充分卸壓,增大了煤層的透氣性[9-11]。同時(shí),由于高速射流的切割、沖擊作用,縫槽空間周圍的煤體發(fā)生位移,增加了煤體中的裂隙網(wǎng),改善了瓦斯流動條件,大大提高了煤層透氣性[12-14]。紀(jì)紹思等[15]分析了割縫鉆孔間的耦合效應(yīng),割縫鉆孔的有效影響半徑為7 m,證明鉆孔割縫工藝對提高瓦斯抽采效果具有重要意義;趙嵐等[16]對煤樣進(jìn)行割縫實(shí)驗(yàn),明確采用高壓水射流割縫能夠釋放煤體中的部分有效體積應(yīng)力,增加煤層內(nèi)裂隙的數(shù)量、長度和張開度,從而提高低滲透煤層的滲透率;唐巨鵬等[17]基于Ansys有限元分析軟件對水力割縫技術(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬研究,發(fā)現(xiàn)在縫槽末端產(chǎn)生了應(yīng)力增高區(qū),導(dǎo)致煤層裂隙擴(kuò)展,從而縮短瓦斯流動路徑、提高煤層氣產(chǎn)量。

為解決低滲透性中硬煤層順層鉆孔抽采半徑影響范圍較小、抽采效果較差等問題,張永將等[18]研究了工作面順層長鉆孔高壓水力割縫技術(shù),并進(jìn)行了現(xiàn)場實(shí)驗(yàn),割縫后鉆孔瓦斯抽采濃度同比提高了1.44倍,瓦斯抽采純流量提高了3倍,有效抽采半徑增加了2.6倍,抽采達(dá)標(biāo)時(shí)間縮短40%左右。高壓水射流割縫技術(shù)能夠有效改善煤層透氣性,達(dá)到快速卸壓增透的目的。

目前高壓水射流割縫技術(shù)研究多著眼于割縫增透原理,對于水射流割縫深度的研究較少。水射流割縫深度與射流沖擊壓力有關(guān),是決定卸壓增透效果的關(guān)鍵因素,確定水射流割縫深度是優(yōu)化鉆孔布置和射流參數(shù)的基礎(chǔ)。為此,本文以水射流割縫深度為研究對象,通過數(shù)值模擬明確旋轉(zhuǎn)條件下射流速度和沖擊壓力的變化規(guī)律,通過實(shí)驗(yàn)研究射流割縫深度與系統(tǒng)壓力、沖蝕時(shí)間之間的關(guān)系,根據(jù)數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果確定割縫深度并進(jìn)行現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)。研究結(jié)論可以為高壓水射流割縫技術(shù)的工程應(yīng)用提供理論支撐。

1 旋轉(zhuǎn)水射流流場特征分析

1.1 模型建立及邊界條件

利用Fluent軟件研究旋轉(zhuǎn)水射流流場特征,研究區(qū)域?yàn)樯淞鲊娮焱獾淖杂缮淞鲄^(qū)域,幾何模型選擇基于壓力求解器求解的三維計(jì)算模型。Fluent軟件計(jì)算過程中,網(wǎng)格數(shù)量和質(zhì)量決定了數(shù)值計(jì)算的效率和準(zhǔn)確度。本文所用水射流噴嘴結(jié)構(gòu)簡單,采用Fluent meshing進(jìn)行網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格數(shù)量約為40萬個(gè)。

物理模型及邊界條件如圖1所示。計(jì)算區(qū)域?yàn)槿S幾何模型,包括旋轉(zhuǎn)噴管、射流噴嘴和柱狀自由射流區(qū);射流噴嘴采用收縮型噴嘴。根據(jù)研究需要,自由射流區(qū)沿流向長度根據(jù)參數(shù)設(shè)置而改變。計(jì)算時(shí),噴管入口處設(shè)為壓力入口條件,壁面采用無滑移邊界條件,溫度采用絕熱壁邊界條件,壓力采用零梯度條件。自由射流區(qū)出口的速度、溫度和壓力均采用壓力出口邊界條件。

圖1 物理模型及邊界條件Fig.1 Physical model and boundary conditions

1.2 控制方程及計(jì)算方法

一般流體流動的控制方程有質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程(Navier-Stokes方程)、能量守恒方程。本文研究不考慮傳熱問題,能量守恒方程不再說明。

不可壓縮流體連續(xù)方程表達(dá)式[19]為:

(1)

對于不可壓縮黏性流體Navier-Stokes方程,在空間直角坐標(biāo)系中的表達(dá)式為:

(2)

(3)

(4)

由于噴嘴內(nèi)外部的流動為復(fù)雜的湍流流動,RNGk-ε模型提供了一個(gè)分析推導(dǎo)的有效粘度微分公式,用來說明低雷諾數(shù)效應(yīng),提高了流體近壁面流動的計(jì)算精度,因此本文選擇RNGk-ε模型。

1.3 旋轉(zhuǎn)水射流流場特征影響因素分析

1.3.1 入口壓力對旋轉(zhuǎn)水射流流場特征影響

為了充分反映入口壓力對旋轉(zhuǎn)水射流流場特征影響,設(shè)置入口壓力分別為10、15、20、25 MPa,模擬噴管繞中心軸逆時(shí)針旋轉(zhuǎn),旋轉(zhuǎn)速度為60 r/min,靶體距噴嘴出口50 mm。射流軸心速度變化如圖2所示。由圖2可知,水射流軸線速度隨入口壓力增大而逐漸增大,淹沒條件下水射流從噴嘴噴出瞬間速度最大,沖擊過程中與周圍流體發(fā)生動量交換,射流軸心速度逐漸降低。水射流速度決定射流有效沖擊破煤距離。在噴管和噴嘴結(jié)構(gòu)固定的條件下,水射流的核心區(qū)長度基本一致,但有效沖擊距離隨入口壓力的增大而逐漸增大。

圖2 不同入口壓力射流速度變化Fig.2 Variation of jet velocity at different inlet pressures

不同入口壓力射流速度如圖3所示。

由圖3可知,入口壓力10 MPa時(shí),射流軸心最高速度為141.8 m/s;當(dāng)入口壓力增加至25 MPa時(shí),射流軸心最高速度為224.2 m/s。水射流攜帶的動能是射流沖蝕破碎煤體的關(guān)鍵因素,水射流動能隨著靶距增加而發(fā)生衰減,靶距較大時(shí),高壓力條件下水射流動能仍可沖蝕破碎煤體。因此,增大入口壓力有利于水射流對煤體的沖蝕破壞作用,提升卸壓增透效果。

1.3.2 靶距對旋轉(zhuǎn)水射流流場特征影響分析

為研究高壓水射流不同靶距處射流沖擊壓力變化規(guī)律,進(jìn)行不同靶距條件下數(shù)值模擬。沖擊壓力隨沖擊距離變化情況如圖4所示。在靶距20 mm處射流軸線上最大沖擊壓力為24.85MPa,靶距為50 mm時(shí)衰減為0.68 MPa,衰減幅度為97.2%。靶距為20、30、40、50 mm時(shí)射流速度和沖擊壓力云圖如圖5所示。靶距為20 mm時(shí),射流核心區(qū)沖擊壁面,壁面沖擊壓力較大;隨著靶距增大,射流與周圍流體發(fā)生動量交換,射流速度逐漸降低,沖擊壓力隨之降低[20]。由圖5可知,在水射流沖擊過程中,射流截面積逐漸增大,導(dǎo)致不同位置沖擊壓力集中區(qū)域的范圍逐漸擴(kuò)展。水射流沖擊壁面后流體向兩側(cè)發(fā)生偏轉(zhuǎn),中心區(qū)域(圖5區(qū)域A)短時(shí)間內(nèi)難以得到有效擴(kuò)散,從而發(fā)生積聚,積聚區(qū)域內(nèi)流體速度較低,但未影響流體沖擊力的傳遞。

圖4 不同靶距高壓水射流沖擊壓力Fig.4 Impact pressure of high pressure water jets at different target distances

圖5 不同靶距水射流速度及沖擊壓力分布云圖Fig.5 Cloud map of water jet velocity and impact pressure distribution at different target distances

1.3.3 旋轉(zhuǎn)速度對旋轉(zhuǎn)水射流流場特征影響

在高壓水射流割縫作業(yè)過程中,鉆桿需要具有一定的旋轉(zhuǎn)速度,一方面形成均勻環(huán)形縫槽,另一方面保證煤渣順利排出。水射流旋轉(zhuǎn)割縫過程中,不同旋轉(zhuǎn)速度條件下射流軸心速度變化情況如圖6所示,隨著旋轉(zhuǎn)速度增大,射流軸心速度衰減程度加劇。淹沒條件下,射流的旋轉(zhuǎn)會強(qiáng)化射流與周圍流體的摻混作用,加速射流能量的消耗和速度的衰減。不同轉(zhuǎn)速條件下靶體表面切應(yīng)力變化如圖7所示。由于射流的旋轉(zhuǎn),在旋轉(zhuǎn)方向側(cè)的應(yīng)力大于另一側(cè),相較于普通水射流易使煤體發(fā)生剪切破壞。由圖7可知,旋轉(zhuǎn)速度為30 r/min時(shí),靶體表面最大切應(yīng)力為41.65 kPa;旋轉(zhuǎn)速度為60 r/min時(shí),靶體表面最大切應(yīng)力為41.88 kPa;旋轉(zhuǎn)速度為90 r/min時(shí),靶體表面最大切應(yīng)力為42.31 kPa;旋轉(zhuǎn)速度增加至120 r/min時(shí),靶體表面最大切應(yīng)力為42.53 kPa。旋轉(zhuǎn)速度增加,導(dǎo)致靶體表面最大切應(yīng)力增大,有利于煤體破壞,但過高的轉(zhuǎn)速會加劇射流速度衰減。因此,進(jìn)行高壓水射流割縫作業(yè)時(shí),應(yīng)考慮轉(zhuǎn)速對破煤效果的影響。

圖6 不同轉(zhuǎn)速下射流速度變化Fig.6 Variation of jet velocity at different rotational speeds

2 高壓水射流破煤實(shí)驗(yàn)

2.1 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)裝置主要由柱塞泵、高壓軟管、沖擊釜、硬質(zhì)合金噴嘴、數(shù)字式高壓流量計(jì)、游標(biāo)卡尺等組成,如圖8所示。柱塞泵額定流量為100 L/min,噴嘴出口直徑為1 mm。高壓水射流在鉆孔內(nèi)割縫,鉆孔上部無積水時(shí),為非淹沒環(huán)境;鉆孔下部有積水,為淹沒環(huán)境。針對上述2種環(huán)境,設(shè)計(jì)了2種實(shí)驗(yàn)條件。

2.2 實(shí)驗(yàn)方案

受煤樣體積限制,無法進(jìn)行沖蝕時(shí)間和累計(jì)沖蝕深度的實(shí)驗(yàn)。為明確沖擊壓力的最大沖蝕深度,將煤樣置于噴嘴一定距離處進(jìn)行沖擊。若在某一靶距處,水射流能夠?qū)⒚后w進(jìn)行有效破壞,說明在某一壓力下水射流沖蝕深度可以達(dá)到該值。非淹沒條件下實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖8所示。

為明確返水和淹沒環(huán)境對沖蝕深度的影響,模擬鉆孔下部沖蝕條件,將煤樣用水泥進(jìn)行澆筑,并預(yù)先埋設(shè)中空管道(圖9)。煤樣在水泥的約束下,能夠保證在沖蝕過程中的完整性。射流從中空管道上部進(jìn)入,進(jìn)行煤體沖蝕,中空管道的深度則為預(yù)設(shè)的沖蝕深度,此條件能夠模擬一定沖蝕深度以后的淹沒環(huán)境。在此條件下的沖蝕破壞情況,能夠得到淹沒環(huán)境下的最大沖蝕深度。淹沒條件下實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖10所示。

圖9 模擬淹沒環(huán)境條件下煤樣Fig.9 Simulated coal samples under submerged environmental conditions

圖10 淹沒條件下高壓水射流破煤實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.10 Experimental system for breaking coal by high pressure water jets under submerged conditions

2.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

此次實(shí)驗(yàn)過程中,使用純水射流開展淹沒條件和非淹沒條件沖蝕煤樣實(shí)驗(yàn)研究,實(shí)驗(yàn)所用噴嘴直徑為1 mm。由表1、圖11可以看出,非淹沒條件下,入口壓力分別為20、40 MPa時(shí),在任一靶距條件下,煤樣均發(fā)生破碎,試樣的破壞形式以體積破壞為主。在模擬淹沒射流時(shí),由表2、圖12可知,靶距為53 cm時(shí),入口壓力由20 MPa增加至50 MPa,沖蝕坑深度由7.97 cm增加至9.50 cm,直徑由0.77 cm增加至2.40 cm。

表1 非淹沒環(huán)境下高壓水射流破煤實(shí)驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Experimental results of high pressure water jet coal breaking in non-submerged environment

表2 淹沒條件下高壓水射流實(shí)驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Experimental results of high pressure water jet under submerged conditions

當(dāng)入口壓力增大時(shí),水射流速度增加,因而沖擊到試樣的沖擊能量較大,故只改變?nèi)肟趬毫r(shí),試樣的沖蝕深度會隨著入口壓力的增加而增大;隨著沖蝕時(shí)間的增加,水射流對試樣的沖蝕體積不斷累積,因而沖蝕深度不斷增加,沖蝕深度的增加速率是一個(gè)從大到小、逐步到0的一個(gè)衰減過程。淹沒條件下,水射流從噴嘴噴出瞬間能量最大,然后會與周圍水域發(fā)生動量交換,速度逐漸降低,破煤能力逐漸減弱。隨著沖蝕深度的增加,射流靶距也逐漸延長,從噴嘴噴出的水射流與水域中的水體動量交換時(shí)間延長,射流速度會有一定程度衰減,削弱破煤效率。由實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知,噴嘴直徑為1 mm、壓力為30 MPa時(shí),水射流割縫直徑可以達(dá)到1.2 m。

圖11 煤樣沖蝕坑Fig.11 Coal sample erosion pits

圖12 不同壓力條件下沖蝕效果Fig.12 Effect of erosion under different pressure conditions

3 工程應(yīng)用

3.1 瓦斯地質(zhì)條件及鉆孔布置

21210工作面位于十二采區(qū)瓦斯富集區(qū)內(nèi),受構(gòu)造運(yùn)動影響,瓦斯地質(zhì)條件較復(fù)雜,瓦斯分布具有不均一性和分區(qū)分帶特征,工作面外部瓦斯含量較高,形成瓦斯富集條帶,內(nèi)部靠近張性斷層處瓦斯含量較小。在工作面外部施工過程中,預(yù)計(jì)瓦斯涌出量較大,特別是在褶曲發(fā)育處、斷層發(fā)育處、煤層變厚處、構(gòu)造煤發(fā)育處或其他有利的構(gòu)造圈閉處瓦斯含量較大,形成局部的瓦斯涌出異常區(qū)帶。

21210工作面底抽巷設(shè)計(jì)鉆孔89組。其中,D1組布置4個(gè);D2—D81組每組布置鉆孔19個(gè),共布置1 520個(gè);D82—D89組為扇形孔,共計(jì)84個(gè)。按照水力沖孔影響半徑8 m,鉆孔設(shè)計(jì)時(shí)加密布置,防止出現(xiàn)空白帶。D2—D81組鉆孔每組分2排施工,開孔高度距底板1.2～3.6 m;D82—D86組間距1.5 m,開孔高度距底板2.1～3.6 m,鉆孔孔徑94～113 mm;D87—D89組布置在掘進(jìn)面墻上,開孔高度距底板1.8～2.8 m,鉆孔孔徑94～113 mm。

3.2 瓦斯抽采效果對比分析

進(jìn)行高壓水射流割縫后,對割縫鉆孔和普通鉆孔瓦斯抽采流量和抽采濃度進(jìn)行對比分析(圖13、圖14)。

圖13 割縫鉆孔與普通鉆孔抽采流量對比Fig.13 Comparison of extraction flow rate between slotting boreholes and ordinary boreholes

圖13中瓦斯抽采流量數(shù)據(jù)表明,高壓水射流割縫技術(shù)能夠有效提高瓦斯抽采流量,實(shí)驗(yàn)期間,隨著抽采時(shí)間增加,鉆孔瓦斯抽采流量衰減幅度較小,割縫鉆孔平均瓦斯抽采流量在0.20～0.29 m3/min,為普通鉆孔平均瓦斯抽采流量的1.56～2.52倍。由圖14可知,普通鉆孔的平均瓦斯抽采濃度低于29%;割縫鉆孔的平均瓦斯抽采濃度初期在68%以上,瓦斯抽采濃度整體變化趨勢為隨抽采時(shí)間的增加而逐漸衰減,抽采16 d后,瓦斯?jié)舛染S持在30%以上。

圖14 割縫鉆孔與普通鉆孔瓦斯抽采濃度對比Fig.14 Comparison of gas extraction concentrations between slotting boreholes and ordinary boreholes

4 結(jié)論

(1)由于噴嘴結(jié)構(gòu)確定,水射流能量的轉(zhuǎn)化一定,入口壓力越大,水射流速度越大。淹沒條件下,入口壓力一定時(shí),沖擊壓力隨沖擊距離增大而發(fā)生衰減,同時(shí)射流截面積逐漸增大,致使沖擊壓力集中區(qū)域的范圍隨靶距的增大而逐漸擴(kuò)展。

(2)水射流割縫過程中,由于噴管的旋轉(zhuǎn),旋轉(zhuǎn)方向一側(cè)的應(yīng)力大于另一側(cè),旋轉(zhuǎn)速度增加導(dǎo)致靶體表面最大切應(yīng)力增大,相較于普通水射流更易破壞煤體。

(3)試樣的沖蝕深度隨著入口壓力的增加而增大。隨著沖蝕時(shí)間的增加,水射流對試樣的沖蝕體積不斷累積,沖蝕深度不斷增加,但存在最大沖蝕深度。根據(jù)高壓水射流破煤深度實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知,噴嘴直徑為1 mm、壓力為30 MPa時(shí),水射流割縫直徑可以達(dá)到1.2 m。

(4)21210工作面應(yīng)用高壓水射流割縫技術(shù)后,割縫鉆孔平均瓦斯抽采流量為普通鉆孔的1.56～2.52倍;抽采瓦斯16 d后,瓦斯抽采濃度維持在30%以上。