煤體相似材料高壓氣射流參數優化及沖蝕特性分析

馬 恒 ，宮 正 ，高 科 ，宋 鑫

（1.遼寧工程技術大學 安全科學與工程學院，遼寧 葫蘆島 125105；2.礦山熱動力災害與防治教育部重點實驗室，遼寧 葫蘆島 125105；3.煤炭科學技術研究院有限公司 安全分院，北京 100083）

由于煤礦開采的深度逐漸增加，我國的煤與瓦斯突出災害日漸嚴重，現階段應用廣泛的水力沖孔增透消突技術，一定程度上可以有效提升煤層的透氣性，降低突出發生的危險性，便于后續的瓦斯抽采[1-2]。但在工程應用中表明，向煤層中注入帶壓水后，煤層的水飽和度增加，毛細現象及破碎的煤粉會將瓦斯運移的通道堵塞，同時伴隨著注水后的煤層孔隙之間壓力的上升，游離態的瓦斯向吸附態瓦斯進行轉化，進一步對瓦斯的解吸造成困難，加大了后續瓦斯抽采的難度[3-4]。因此，提出高壓水射流沖孔技術，為煤層局部卸壓增透消突，可以很有效地避免在水力射流沖孔技術之中存在的水封抑制瓦斯解吸，以及減少煤層滲透率的缺陷[5-9]。

現階段研究結果表明，高壓氣射流沖孔致裂煤巖體時，存在沖擊動壓和準靜態壓力2 種作用形式。高壓氣體爆破沖孔破煤技術最早可追溯到美國的LONG AIR-DOX 公司，后續該項技術逐漸拓展延伸至巖石、混凝土等其他材料的爆破方面[10-11]。2005 年，西安科技大學陳莉靜等[12]采用線性壓力分布模型，對爆生氣體促使裂紋發育的過程進行了研究，研究結果表明，氣體準靜態作用在促使裂紋擴展發育過程中起主導作用；2017 年，趙旭[13]通過開展高壓氮氣沖孔致裂試驗，認為煤體在氣射流的沖孔作用下形成初始裂縫，在準靜態應力場作用下促使裂紋得到進一步擴展。為此，基于已有的氣射流研究，在實驗室中通過高壓氣射流沖孔破煤實驗裝置，驗證高壓氣射流沖孔破煤的能力及射流參數的選擇，通過數據擬合進一步分析煤體被沖擊后的沖蝕特性并對高壓氣射流參數進行優化，以期為今后氣射流沖孔破煤工程提供參考。

1 相似材料的制備

高壓氣射流沖孔實驗若想取得很好的實驗結果，原煤是最好的受沖擊材料。但由于實際的煤體形成過程中會受到賦存條件、風化等一些方面因素的影響，各方面的差異性很大，即使是對同一煤體，其節理裂隙發育的隨機性也很大，力學結構復雜，對考察射流參數組合下沖孔實驗效果的影響存在干擾，同時取樣制樣過程中煤樣極易破碎，想要得到規整的或者力學參數相似的煤塊較為困難，且實驗需要的試塊數量較多，因此實驗考慮使用水泥、石膏和河沙等相似材料加工替代原煤進行實驗[14-16]。試塊制作參考原煤的力學參數進行材料間的配比。

1.1 試塊原材料選擇

相似材料主要由骨料和膠結料組成，實驗研究中選取河沙作為骨料，其中將水泥和石膏作為膠結料來進行不同含量的配比，以此制作相似材料。

1）水泥。水泥是粉狀水硬性無機膠凝的材料，實驗選用市面較常見的P.O 42.5 硅酸鹽水泥。

2）石膏。較水泥不同的是，石膏是一種氣硬性膠凝材料，同時也可作為水泥的速凝劑，石膏穩定強度隨著時間的增加保持不變或有小幅度的下降，實驗選用高強石膏粉。

3）河沙。河沙是在自然中經過水的作用力長時間反復沖撞、摩擦而形成的，實驗選用的河沙為普通工業用河沙，用篩孔尺寸為1.18 mm 的篩子篩選成粒徑為1 mm 的沙粒。

1.2 相似材料配比及制備

實驗所需的相似材料試塊采用模具成型制備，模具選用單聯塑料模具和三聯鑄鐵模具，模具內鋪填錫紙以便于脫模。將脫模之后的試塊放入恒溫恒濕的養護室內進行養護，養護的時間為28 d，確保試塊達到一定的強度。為保證相似材料試件盡可能接近原煤，必須保證相似材料的部分物理性質和原煤接近，此次實驗試件的制取主要考慮抗拉強度和泊松比與原煤達到相似。因此，實驗通過配比選用1 號試塊進行射流沖孔正交試驗，試塊材料配比及力學參數見表1。

表1 試塊配比及力學參數Table 1 Material ratio and mechanical parameters

2 高壓氣射流沖孔實驗

2.1 實驗系統

高壓氣射流沖孔實驗平臺是在原有實驗設備的基礎上進行改進，加裝了圍壓加載系統，由于圍壓加載系統加載周期過長，考慮到實驗時間有限，加載系統在此次實驗過程中只起到固定試塊，防止沖擊過程中試塊移動的作用。高壓氣射流沖孔實驗系統由高壓氣射流形成與控制裝置、圍壓加載（試塊固定）裝置和噴嘴系統共3 部分組成。

實驗系統的3 部分結構上相互獨立，便于組裝和拆卸，彼此間通過高壓膠管和高壓鋼管連接。氣體在不同部分的能量形式不完全相同，常溫常壓氣體經空氣壓縮機反復壓縮后，以靜壓能儲存在3 個串聯的高壓儲氣罐內；在打開手動調壓閥后，高壓氣體流經管路和噴嘴向外噴出，靜壓能轉變為動能；當射流持續沖擊作用于煤巖體壁面時，以動靜載荷共存的形式對煤巖體壁面造成沖蝕破壞。

2.2 高壓氣射流形成和控制裝置

為驗證高壓氣射流沖孔的能力，并進一步分析射流沖擊后煤體破斷情況，在實驗室中通過高壓氣射流沖孔的實驗裝置，借助相似模擬實驗對氣射流沖孔進行考察。

系統中的氣射流形成以及控制裝置是由高壓儲氣罐、高壓膠管、活塞式空氣壓縮機、壓力表和調壓閥組成。常溫常壓的空氣先經空壓機反復加壓后存儲于3 個串聯的高壓儲氣罐中，通過安裝在進氣管路上的壓力表進行壓力的讀取和空氣壓縮機啟停的控制，當達到指定的壓力后，通過調壓閥手動調節到所需的氣體壓力。高壓氣射流沖孔通過瞬間釋放的高壓氣射流，在動靜載荷共同作用下實現對煤巖體的沖蝕破壞。

氣體若要實現超聲速流動，必須借助拉瓦爾噴嘴實現。實驗中，在調壓閥出口端加裝高壓膠管和高壓鋼管，在高壓鋼管末端加工絲扣連接拉瓦爾噴嘴。噴嘴規格包括1、2、2.25、2.5、2.75、3、3.5 7 種馬赫數，噴嘴入口直徑統一為7 mm，后部直徑統一為2 mm，出口直徑各不相同，馬赫數越大，對應噴嘴出口端截面直徑越大。

2.3 高壓氣射流正交試驗

通過正交設計試驗選出各影響因素的實驗范圍內最優水平，之后開展最優水平條件下的單因素變量實驗研究。在進行正交試驗設計中，選取對應的正交試驗設計表，借助現有的正交表進行實驗。

進行正交試驗設計時，首先需要確定考察的實驗指標，即實驗結束后用于反映實驗結果特性的指標。實驗選取沖蝕坑深度、沖蝕坑直徑、沖蝕損失質量作為考察沖孔破壞效果的實驗指標。其次是影響實驗指標的因素，即實驗過程中可能對實驗結果造成影響的自變量，綜合前面章節的分析，選用射流壓力、沖擊靶距、噴嘴規格作為實驗因素。依據氣射流破煤巖判識準則，選取射流壓力與沖擊靶距的參數變量選擇范圍，為保證結果準確可信，同時實驗過程不過分繁瑣，實驗各因素考慮3 個水平。最后還需考慮各因素間可能存在的交互作用的影響，根據需求選擇合適的正交試驗設計表進行實驗。實驗因素水平見表2。

表2 實驗因素水平表Table 2 Experimental factor level table

極差分析法又叫做直觀分析法，可以對各種因素主次的順序進行直觀明了的判斷，進行極差分析的時候，需要先明確幾個指標的數值，包括Kjm、kjm和Rj。其中：Kjm為正交表中第j列因素和第m水平所對應的實驗指標之和；kjm為Kjm的均值，正交設計實驗可以通過Kjm、kjm的大小來選取在正交表中第j列因素的最優水平和實驗范圍之內各因素的最優水平的組合；Rj為第j列因素的極差。

Rj值可通過式（1）求得。

Rj為實驗指標伴隨著正交表中第j列因素水平變動而產生的幅度大小，Rj的數值越大，表示其對實驗指標的影響就越大，也就越重要。通過對Rj值大小的比較，可得出不同因素對結果指標影響的主次順序。實驗選用配比號為1#試塊進行射流沖孔正交試驗，將正交試驗的結果以及極差分析統一進行匯總，實驗因素及結果指標見表3。

表3 實驗因素及結果指標Table 3 Experimental factors and outcome indicators

為更直觀的體現實驗因素及因素對應水平對實驗結果指標的影響，借助數據分析軟件Origin 繪制主效應圖。主效應圖是以實驗因素及對應水平為橫坐標，以kjm為縱坐標，主效應圖曲線的波動代表實驗因素對射流沖蝕效果影響的大小，曲線的增減趨勢一定程度上也反映實驗因素及水平對實驗結果指標的影響趨勢。沖蝕坑深度的主效應圖如圖1，沖蝕坑直徑的主效應圖如圖2，沖蝕損失質量的主效應圖如圖3。

圖1 沖蝕坑深度的主效應圖Fig.1 The main effect diagrams of erosion pit depth

圖2 沖蝕坑直徑的主效應圖Fig.2 Main effect diagrams of erosion pit diameter

圖3 沖蝕損失質量的主效應圖Fig.3 Main effect diagrams of erosion loss mass

由表3 和圖1 可知，3 個實驗因素中對沖蝕坑深度這個指標的影響，射流壓力影響最大，沖擊靶距次之，噴嘴規格影響最小；射流壓力的最優水平對應的指標值高于沖擊靶距和噴嘴規格最優水平對應的指標值，即針對沖蝕坑深度指標而言，同等沖擊靶距和噴嘴規格條件下，射流壓力越大，實驗指標值越大，沖蝕坑越深。

由表3 和圖2 可知，實驗因素對沖蝕坑直徑指標的影響規律為：射流壓力影響最大，沖擊靶距次之，噴嘴規格影響最小，噴嘴規格和沖擊靶距對實驗結果指標的影響差別不大。

由表3 和圖3 可知，實驗因素對沖蝕損失質量指標的影響規律為：射流壓力影響最大，噴嘴規格次之，沖擊靶距影響最小。噴嘴規格和沖擊靶距兩者最優水平對應的實驗指標值差距很小，即兩者對實驗沖蝕損失質量的影響差距不大，且均小于射流壓力對應最優水平對指標值的影響。

射流沖擊沖蝕坑深度指標均值隨射流壓力的增加而增大，射流壓力達到12 MPa 時，沖蝕坑深度指標均值達到最大值。進一步觀察可發現，隨著射流壓力的增加，沖蝕坑深度指標增長的趨勢有所減緩，這是由于氣體壓力增加時，氣流在噴嘴中的流動產生波動效應，一定程度上對射流能量造成衰減。此時射流壓力的最優水平為12 MPa。

射流沖孔沖蝕坑深度指標均值隨著沖擊靶距的增加逐漸減小，沖擊靶距為30 mm 時，射流沖孔沖蝕坑深度指標值達到最大值。當沖擊靶距不斷增加時，射流自噴嘴向試塊沖擊的行程加大，高壓氣體和空氣介質間的能量交換加劇，射流能量不斷降低，體現在射流對試塊沖蝕破壞指標沖蝕坑深度的減小。此時沖擊靶距的最優水平為30 mm。

射流沖孔沖蝕坑深度指標均值隨著噴嘴規格即噴嘴出口直徑的增加呈現不斷增加的趨勢，當噴嘴出口馬赫數為3.5 時，沖蝕實驗指標沖蝕坑深度均值達到最大值。需要注意的是，隨著噴嘴規格即噴嘴出口直徑的增加，實驗指標增加的趨勢減緩，可通過噴嘴規格和射流壓力間的最優匹配關系得到解釋，并不是噴嘴規格即噴嘴出口直徑越大，沖蝕效果越明顯，這一現象和水射流沖孔存在差別。此時噴嘴出口馬赫數最優水平為3.5。

結合表3 和圖1～圖3，將極差分析中各Rj值從大到小依次排列，得出影響實驗指標因素的主次順序，同時選擇各列因素所對應的最優水平，最終確定最優的組合。實驗因素及水平最優組合見表4。

表4 實驗因素及水平最優組合Table 4 Experimental factors and horizontal optimal combination

由表4 可知，對射流沖蝕實驗沖蝕坑深度而言，射流壓力的影響最大，沖擊靶距次之，噴嘴規格的影響最小。考慮到射流沖孔卸壓增透技術中，沖蝕孔洞的深度即射流影響半徑和沖蝕暴露自由空間大小是影響增透的關鍵因素，故而確定實驗范圍內射流關鍵參數的最優水平組合為：射流壓力12 MPa，沖擊靶距30 mm，噴嘴出口馬赫數為3.5。

3 射流參數對沖孔影響規律

以正交分析為基礎，分析對影響實驗指標因素的主次順序，得到了實驗范圍內射流參數的最優水平組合。但考慮到正交試驗次數相對較少，可能存在實驗誤差等情況，因此將結合具體實驗，開展射流關鍵參數對射流沖孔破煤影響規律的分析，即通過控制變量法，進行單因素變量的實驗分析。

用1#試塊在相同沖擊靶距（30 mm），相同噴嘴規格（3.5 出口馬赫數），不同射流壓力下進行實驗。實驗共進行6 組，射流壓力分別為2、4、6、8、10、12 MPa，同時以沖蝕坑深度、直徑和沖蝕損失質量為量化指標對實驗數據進行擬合，射流壓力和沖蝕坑特性擬合曲線如圖4。

圖4 射流壓力和沖蝕坑特性擬合曲線Fig.4 Fitting curves of jet pressure and erosion pit characteristics

由圖4 可以看出：在保持其他變量不變的情況下，隨著射流壓力的提高，沖蝕坑深度呈現不斷上升的趨勢。對射流沖孔沖蝕坑深度和射流壓力間數據進行擬合，得到兩者間近似符合指數函數的關系，即沖蝕坑深度增加率不斷上升；在射流壓力達到12 MPa 時，試塊被貫穿，試塊尺寸即為沖蝕坑深度值。進一步對射流壓力和沖蝕坑直徑間關系進行擬合，觀察發現沖蝕坑直徑隨著射流壓力的提高呈現正比例增加的趨勢。射流沖孔沖蝕損失質量和沖蝕坑形態密切相關，對實驗數據進行擬合處理后，可以看出隨著射流壓力的提升，射流沖孔沖蝕剝離的區域不斷增加，沖蝕損失的質量增加率不斷上升；當壓力達到10 MPa 時，沖蝕剝離范圍明顯增加，試塊發生破裂，直至壓力上升至12 MPa 時，出現如圖4 的沖蝕結果。從射流動力學角度出發，當射流壓力提升時，射流集束性加強，射流斷面減小、能量增加，射流軸向沖蝕破壞效果明顯，體現在沖蝕坑深度的增長幅度變大；射流徑向剪切拉伸作用也增加，但幅度不大，體現在沖蝕坑直徑的增長率較為平緩；在射流軸向和徑向雙重維度的作用下，射流沖孔呈現整體不斷增加的趨勢，反映到實驗結果指標上即為沖蝕損失質量的不斷增加。

用1#試塊在相同射流壓力（4 MPa）、相同噴嘴規格（3.5 出口馬赫數），不同沖擊靶距（10～70 mm）下進行實驗。實驗過程中發現，當射流壓力過高時，試塊受沖蝕破壞嚴重，沖蝕坑形態難以量化考慮，因此本次實驗選定的射流壓力為4 MPa。實驗考察的沖擊靶距選值為10～70 mm，同時以沖蝕坑深度、直徑和沖蝕損失質量為量化指標對實驗數據進行擬合，沖擊靶距和沖蝕坑特性擬合曲線如圖5。

圖5 沖擊靶距和沖蝕坑特性擬合曲線Fig.5 Fit curves of impact target distance and characteristics of erosion pit

從圖5 可以看出：沖蝕坑深度在沖擊靶距為30 mm 時達到最大值，沖蝕坑深度總體呈現先增大后減小的趨勢。對實驗數據進行擬合，可以得出，當沖擊靶距在一定范圍內不斷增加時，沖蝕坑深度趨于穩定值；當超過這一范圍后，射流能量不足以對試塊造成破壞。在對沖蝕坑直徑進行擬合處理時，當沖擊靶距取10 mm，試塊被剝離范圍較大，為使擬合曲線更符合射流沖蝕特性規律，將該組數據剔除并取靶距20 mm 的沖蝕坑直徑作為起始點。依據擬合曲線可以得出：沖蝕坑直徑在沖擊靶距為30 mm 時可以得到最大值，并且伴隨靶距的增加，沖蝕坑直徑逐漸減小，直至由于射流能量衰減至不足以對試塊造成破壞；沖蝕損失質量總體呈現隨沖擊靶距增加先增加后減小的趨勢，同樣的，沖蝕損失質量最終也會隨著沖擊靶距的增加直至為0。依據射流力學和空氣動力學相關知識，高壓氣體自噴嘴向外噴出后，一定范圍內存在能量近似保持不變射流核心區，之后由于和空氣介質間發生物質和能量的交換，射流能量逐漸衰竭，體現在沖蝕實驗結果上為沖蝕坑深度、直徑和沖蝕損失質量的先增加后減小，最終為0。

參照正交試驗分析結果，噴嘴規格是對射流破煤實驗影響最小的實驗因素，但需要注意到的是，它與沖擊靶距對實驗影響大小差距不大。在考慮噴嘴規格對射流破煤的影響規律時，保持射流壓力8 MPa、沖擊靶距30 mm 不變，噴嘴出口馬赫數取2、2.25、2.5、2.75、3、3.5，共進行6組實驗，同時以沖蝕坑深度、直徑和沖蝕損失質量為量化指標對實驗數據進行擬合，噴嘴規格和沖蝕坑特性擬合曲線如圖6。

圖6 噴嘴規格和沖蝕坑特性擬合曲線Fig.6 Fitting curves of nozzle specification and erosion pit characteristics

由圖6 可知：沖蝕坑深度隨著噴嘴出口馬赫數的增加，在噴嘴出口馬赫數取3 之前近似成線性增長；當噴嘴出口馬赫數繼續增加時，沖蝕坑深度值開始減小；在實驗范圍內，沖蝕坑深度對應的最優噴嘴出口馬赫數在3～3.5 之間；沖蝕坑直徑隨著噴嘴出口馬赫數的增加呈現先增加后減小的趨勢，噴嘴出口馬赫數取2.75 時，沖蝕坑直徑達到最大值。從實驗結果指標值可以看出，沖蝕坑直徑的差值不大，最大值與最小值之間僅差4 mm。綜合沖蝕坑深度和直徑的變化規律、沖蝕損失質量的擬合曲線可以看出，當噴嘴出口馬赫數增加至某一數值后，沖蝕損失質量近似保持恒定。從空氣動力學角度出發，超聲速氣流在加速時會產生膨脹波，減速時出現激波，當高壓氣體流經不同規格的噴嘴時，會受到不同程度的波動影響，出現幾種不同的狀態，如完全膨脹狀態和未完全膨脹狀態，這在一定程度上會影響射流的動能，進而影響沖蝕破碎效果。

4 結 語

1）以L9（34）正交表為依據進行正交試驗，采用極差分析法和借助Origin 軟件繪制主效應圖對實驗結果指標進行分析。對沖蝕坑深度指標均值而言，影響因素的顯著性排序為：射流壓力>沖擊靶距>噴嘴出口馬赫數，對應的優水平組合為射流壓力12 MPa、沖擊靶距30 mm、噴嘴出口馬赫數3.5；對沖蝕坑直徑指標均值而言，影響因素的顯著性排序為：射流壓力>沖擊靶距>噴嘴出口馬赫數，對應的優水平組合為射流壓力12 MPa、沖擊靶距50 mm、噴嘴出口馬赫數2.75；對沖蝕損失質量指標均值而言，影響因素的顯著性排序為：射流壓力>噴嘴出口馬赫數>沖擊靶距，對應的優水平組合為射流壓力12 MPa、噴嘴出口馬赫數3.5、沖擊靶距30 mm。考慮到射流沖蝕孔洞深度和沖蝕暴露自由空間大小是影響增透的關鍵因素，最終確定實驗范圍內射流關鍵參數的最優水平組合為：射流壓力12 MPa、沖擊靶距30 mm、噴嘴出口馬赫數為3.5。

2）在正交設計實驗得出實驗范圍內射流關鍵參數最優水平組合的基礎上，開展射流關鍵參數對沖孔破煤影響規律分析研究。隨著射流壓力的增加，沖蝕坑深度、直徑和沖蝕損失質量均不斷增加，當射流壓力達到10 MPa 及以上時，相似材料試塊發生破碎。高壓氣射流沖孔破煤存在最優的沖擊靶距，當沖孔距離大于臨界靶距時，沖蝕坑直徑、深度和沖蝕損失質量均不斷減小。

3）在保持其余2 個射流參數不變的情況下，沖蝕實驗效果指標與射流壓力間成正相關關系；射流沖蝕效果指標隨著沖擊靶距的增加呈現先增加后減小的趨勢；噴嘴出口馬赫數是實驗選定范圍內對結果指標影響最小的因素。

4）相似材料試件沒有原煤發育的層理和節理結構，無法完全代替原煤，且實驗室條件無法模擬井下煤體實際的應力場和裂隙滲流場，有待后續研究。