我国煤层渗透率低，瓦斯压力高，常以高压射流割缝技术对煤层进行卸压增透强化瓦斯抽采[1]。目前按射流媒介划分有单介质射流，如纯水、气体射流;多介质射流有磨料水射流，空化射流，还有作用频率变化的脉冲射流，自激振荡射流等。气液两相射流作为一种两相介质掺混的有效射流在破碎岩石、石油、矿业领域在已有广泛研究。
气液两相射流由美国伊利诺伊大学的D.L.EDDINGFIELD和M.ALBRECHT[2]提出，利用气体降低水射流与环境介质的摩擦阻力来提高其有效靶距。A.W.MOMBER[3]研究发现气液两相射流中气体含气量对其冲蚀性能有影响。日本TERUO Yahiro和HIROSHI Yoshida[4]通过研究淹没状态下气液两相射流的流体性能，结合高压旋喷注浆技术将其应用于工程防渗及加固，并取得较好的效果。M.ANNONI 等[5]基于CFD数值模拟研究掺入压缩空气后的射流形态特征，表明定量压缩空气能有效增强射流的稳定性和切割能力。国内学者李记玉[6]对脉冲水气射流进行了系统研究，发现保护气体能减小射流能量损失，较单一射流形式的破岩效果更佳。胡东等[7]利用自吸渗气提出自振脉冲气液射流，发现射流含气率及腔长影响气液射流振荡频率及冲蚀效果。卢义玉等[8]以高压空化水射流破岩实验探讨其空蚀能力与水力参数及岩石力学性能相互关系。
上述学者对气液两相射流的结构特征及破岩性能进行了一些深入的研究，并提出了一些不同形式的两相射流。如利用空化效应形成的空化射流，自吸渗气原理形成的自振脉冲气液射流。两种都是通过改变射流喷嘴结构达到掺混气体形成气液两相射流，且吸入的气相源为低压或常压空气，气相体积难以达到定量控制效果。同时对于气液两相之间内在耦合破岩机理研究涉猎甚少。目前深部煤层瓦斯卸压增透措施多为高压水射流割缝作业，随着开采难度增加，用水量大且割缝卸压增透效果提升不显著。为了降低水力作业用水量，降低射流压力状态，提高射流卸压割缝效果，本文提出了一种以定量气相掺混形成的新型高压气液两相射流，通过自主研发气液两相射流破煤岩系统，对其冲击破煤岩特性及破煤岩致裂机理进行初步探讨。
1 高压气液两相射流模型建立
1.1 射流冲击结构特性
高压气液两相射流是在高压水中混入连续高压气相，经特殊管路结构混合后发展成高动能、强冲击力的混合介质射流。由于液相具有高压力，混入的气体具备高压特性的同时受液相挤压和冲击，易形成不规则分布的微小高压气泡。高压液相受气相扰动形成间断分布的液体柱，如图1所示。
图1 高压气液两相射流结构模型
Fig.1 Structure model of high-pressure gas-liquid two-phase jet
射流作用于煤岩表面时，急剧逸散的液相动能小部分以应力波的形式在煤岩体中传播，大部分以水锤压力形式直接作用于煤岩体表面。煤岩体局部受水锤压力作用发生破坏变形，流速越大作用明显[9]。射流中液相被气相分隔为间断柱状微射流，连续的微射流沿程叠加产生的冲击效应形成了局部脉冲射流[10]，产生极强的冲击波。
1.2 气液两相射流冲击动压模型
目前射流冲击动压数学模型主要有均相流和分相流两种[11-12]。分相流假定气液两相完全分开，忽视两相介质的耦合效应，其计算结果与实际情况存在差异。均相流模型将射流理想化为可压缩的各向同性的流体，考虑其两相之间扰动产生的激波效应，且模型适用条件[13]:ρl/ρg>100，D<80 mm(ρl为水的密度，ρg为气体密度;D为管径)与实际试验情况相符合。所以选用此模型对其轴心动压进行计算。
假设任意截面上气液两相分布均匀,各向同性且已达到热力学平衡，则该射流是具有平均物理性质的单相流体。基本方程简化为
连续方程:
d(ρmum)=0
(1)
动量方程:
(2)
能量方程:
d(ρmumEm)=0
(3)
状态方程:
pω=ρmfmRT
(4)
式中，ρm为两相流的平均密度;um为两相流的平均速度;Em为两相流的平均总比能;p为截面处压力;ω为容积比，ω=α/(1-α);fm为气液流量比
为含气率; T为截面平均温度。
由上述公式可知
ρm=ρl-α(ρl-ρg)
(5)
由于两相扰动作用产生的扰动波使声速较单相介质的声速小很多[14]。气液两相射流的声速为
(6)
式中，cg为空气声速,
为空气绝热指数。
根据空气动力学原理，当射流上游声速接近于当地声速时，由压缩波叠加而成的激波为正激波，其波阵面是一个与流动方向相垂直的压力阶跃面[14]。当初始压力p0和射流流量保持恒定时，高压气液两相射流的运动是一种定常流动。若将其视为可压缩流体，则基本特性与气相射流性质相似，由气相射流轴心速度关系式:
(7)
V0为喷嘴处初始速度，则均相流在正激波前的轴心速度为
(8)
式中,φ为速度系数;a′为两相射流湍流系数;S为距离喷嘴的轴向距离;D0为喷嘴出口直径。
根据马赫数的定义及普朗特激波关系式
(9)
式中,p1为两相射流在激波前的冲击动压;p2为两相射流在激波后的冲击动压;K为均相流绝热指数;Ma1=Vm/cm,β为激波相对于波前气流方向的夹角(正激波为90°)。
将式(6),(8)代入式(9)可得激波前后气液两相射流冲击动压的关系:
(10)
由上式可知，高压气液两相射流冲击动压是关于含气率α，喷嘴直径D0的参数体系，即p2∝f(α,p0,S,D0)。
2 高压气液两相射流冲击破岩性能研究
第1节对两相射流脉动冲击结构进行分析，根据推导的冲击动压方程确定影响其破岩性能的关键变量。为深入分析各参数的影响规律，研发了高压气液两相射流冲击破岩试验系统，并讨论其脉动冲击破岩效应及破岩性能规律。
2.1 实验系统
高压气液两相射流试验系统包括高压水供给系统、高压空气供给系统、气液混合装置、试验测试平台、试验监测系统组成。空气供给系统提供稳定的高压气体源，通过阀门实现气体流量的控制。高压水泵提供高压水，在气液混合器中与高压气体混合制备成一定含气率的两相均匀混合射流。试验系统如图2所示。
图2 高压气液两相射流割缝技术试验系统
Fig.2 Diagram of high-pressure gas-liquid two-phase jet slotting technology test system
其中实验系统核心是气液混合系统，所设计的气液混合器[15](图3)由高压射流喷嘴、吸入室以及混合管3部分组成。混合器将液相静压能转化为动能，并挟带高压气体进入混合管内混合。
2.2 试验准备
试样采用煤粉、水泥等相似材料配比加工成型煤[16]来模拟实际的煤岩体，参考河南能化焦煤集团古汉山矿1063工作面原煤的力学参数，煤岩体及相似材料力学参数值见表1。
2.3 射流关键参数破岩影响规律
图3 气液混合器
Fig.3 Gas-liquid mixer
参照冲击动压的影响参数，设计如下试验:① D0=3 mm，S=300 mm，α=30%或α=0%时，水压对破岩性能的影响规律;② p=15 MPa，S=300 mm，D0=3 mm时，含气率变化对破岩规律的影响;③ p=10 MPa，α=30%，D0=3 mm时，靶距对破岩性能影响规律;④ p=10 MPa，S=300 mm，α=30%时，喷嘴直径对破岩性能影响规律。以岩体破坏程度(破碎孔深度、冲孔直径)做定量表征，试验结果如图4所示,P1，ρ1,Q1为纯水入射压力、水密度、纯水流量；Pg,ρg,Qg为气体压力、密度、流量；Pm,ρm,Qm为混合后两相射流压力、密度、流量。
(1)试样破碎孔深度随水压呈正相关变化，破碎孔直径在12 MPa左右时最大。当水压p≥15 MPa时岩体破碎，较纯水射流20 MPa时降低约50%。与纯水射流相比，高平均破碎深度深约25%，冲孔平均直径最大是纯水射流的近2倍。
(2)以冲击180 s为限，破碎孔深度随含气率的增加先增后减，破碎时间则相反。当含气率在30%～35%时，破碎时间缩短45%;当含气率α≥40%后，射流已无法破碎试样。这与M.ANNONI等的研究结果一致[5]，适量高压空气的掺混有效增强射流的切割性能。高含气率的气相会因扰动削弱了射流主体段液相的脉动冲击特性[13]，因此存在一个最优值域使气液两相射流脉动冲击破坏能力最强。
表1 古汉山矿1603工作面的煤样力学参数
Table 1 Mechanical property of coal samples from 1603 working face in Guhanshan Coal Mine
图4 不同射流参数破岩性能影响规律
Fig.4 Influence curves of different jet parameters on rock breaking performance
(3)破碎孔深度随靶距增加先增大后减小，在200～250 mm靶距时到达最值。此时平均破碎深度是纯水射流的4～5倍，破坏的门限靶距比纯水远。由此可知射流在空气环境下的能量逸散因气相的掺入而减小，且低靶距下射流破坏能力及范围比纯水大。
(4)喷嘴直径增大，破碎孔深度呈先增后减的特点。这是因为射流流量越大，水垫效应越明显，射流冲击作用受阻碍，破碎孔深度反而变小。即存在一个最优的喷嘴直径，使两相射流冲击破碎孔深度最大，射流的冲蚀性能最佳。
3 高压气液两相射流多级脉动破煤岩机理
3.1 高压气液两相射流破岩模式分析
对圆柱形原煤试样(φ100 mm×50 mm)进行冲击实验，以不同射流压力及含气率下破裂模式分析其致裂机理。试样选自古汉山矿1063工作面，表面涂有丙烯涂料以便实验观察。射流喷嘴直径3.0 mm，靶距设置为150 mm，冲击时间为30 s。
由图5可知，射流压力在6～10 MPa时，煤样破坏形式表现为冲击中心环形破碎，p=12 MPa时，煤样破坏形式是纵向劈裂。p>12 MPa时，裂纹倾角变小且接近于垂直劈裂。以破碎临界压力12 MPa为入射水压，低含气率下煤样均发生纵向劈裂，裂纹倾角逐渐减小;当含气率为35%时，煤样体积破碎并出现多条横向环切裂纹，高含气率下煤样破坏程度变小，这与前面对破碎岩石最优含气率的描述相符合。综上分析:低压作用下冲击中心受初始载荷表现为剪切破坏，宏观表现为冲蚀破坏。射流压力和含气率增大时，水锤压力作用增强，破碎坑向煤岩内部扩展，宏观破碎模式为纵向劈裂，劈裂方向接近水锤压力作用方向。当含气率为35%时，煤岩出现横向环切破裂及纵向劈裂。
图5 不同射流压力和含气率条件下(α=30%,p=12 MPa)煤样破碎模式
Fig.5 Fragmenting images of coal samples at various jet pressures
3.2 高压气液两相射流多级脉动破岩原理
前面建立射流冲击动压模型获得了影响射流破煤岩性能的参数体系，由于气液两相之间的激波效应，具备脉动射流的特点。利用高速摄像机对射流结构特征进行记录，如图6所示。
图6 射流结构沿程脉动变化高速摄影
Fig.6 Structural changes of high-pressure gas-liquid two-phase jet in speed camera photos
由图6可知，因高压空气的掺混，射流主体段的有效区域及雾化程度呈周期性变化;液相射流与气相交替出现使射流具备脉动特性，脉动周期为20 ms，射流边界锥角度变化周期与射流脉动频率相同。根据王瑞和[17]研究，高压水射流会对物体表面产生冲击应力波。为分析两相射流脉冲冲击特性，以冲击铝箔片靶板试验，对铝箔片靶面单位面积和时间内微小凹坑数目进行定量分析，如图7所示。
在相同条件下高压气液两相射流的冲击频率大于纯水射流，水压越高冲击频率越大。这是因为高速率的气相与液相掺混，加速了液相裂解，加剧了射流的紊乱程度;而在横向上脉冲频率呈先增后减的特点，气相占比越大频率越高，当含气率在30%时脉冲频率最大，其脉冲冲击作用最明显。即气相的掺入既改变射流冲击特性也影响其射流结构[18]。
(1)高压液相多级脉动冲击
高压液相受气相扰动形成间断分布的液体柱，液体柱连续作用岩体产生脉动应力波。岩体在交变应力波或重复水锤压力载荷下，出现疲劳损伤，经接触面反射后的应力波在岩体内部相互干涉，岩体内部受剪切及拉伸应力，岩体强度弱面产生裂隙。当脉动压力增加时，裂隙开始扩展，与原始裂隙形成起裂裂纹。起裂裂纹方向与射流脉动压力有关，压力越高越接近水锤压力方向。随后液相迅速进入起裂处，此时裂纹强度弱面两壁在高压水脉动冲击作用下被撑开，将射流中微小气泡携带至弱面两壁。依此规律一级一级反复作用下，形成多级脉动冲击，高压液相起到诱导内部岩体损伤，起裂初始裂纹的作用。
图7 不同射流条件下的高压气液两相射流的冲击频率分布曲线
Fig.7 Distributions of the impact frequency of high-pressure gas-liquid two-phase jet at various conditions
(2)高压气相多级溃灭作用
为了清晰地表现气相对岩体表面的破坏作用，选用冲击后相似型煤冲蚀坑周围表观特征为研究对象(由于煤岩表观特征复杂不易观察)，如图8所示，结果发现:
两相射流破碎坑表面凹凸不平，密布细小冲蚀坑，纵向断裂纹处坑洞发育，破坏程度大于纯水介质射流。这说明气相的状态变化造成这种冲击特征。微小的气泡受液相挤压溃灭，周围液相迅速涌入形成微射流，对煤岩体进行二次破坏，类似“钻地效应”的微气泡不断溃灭，形成周期性微射流对岩体进行多次破坏。
图8 破碎坑洞表观特征对比
Fig.8 Apparent contrast features of broken holes
高压气泡随着射流进入煤岩强度弱面，钻入并附着在两壁裂隙处，受液相的挤压气泡内部压力急剧升高至溃灭，周围液相在压力剧变下形成微射流。具备一定冲击动压的微射流对起裂裂隙进行冲击，气泡连续溃灭形成次级裂隙;液相与气液进入次级裂隙，使其发生与上级裂隙弱面相同的过程，形成新的次级弱面;高压气相反复楔入次级裂隙，使煤岩裂纹向内部拓展和延伸，与高压液相的脉动冲击联合作用下，煤岩体逐级破坏并最终破碎。
综上研究:高压气液两相射流破岩，是由高压液相脉动冲击、高压气泡溃灭作用和煤岩体原始裂隙，气-液-固三相耦合作用的结果。气相与液相的多级脉动作用是岩石破碎的主要原因，如图9所示。
图9 高压气液两相射流多级脉动响应破岩机理示意
Fig.9 Diagram of rock-breaking mechanism of high-pressure gas-liquid two-phase jet
液相脉动冲击作用产生应力波，诱导岩体内部在剪切拉伸的破坏下产生起裂裂纹;高压微小气泡受液相挤压，进入并附着于裂隙处，压力剧变下气泡溃灭产生微射流，形成次级裂纹;气相溃灭与液相脉动冲击作用多级交替，最终使裂隙贯通，岩体发生破碎。其中脉动应力波作用主导起裂裂隙萌生及破碎坑的形成，气相与液相的多级破坏延展裂隙，气-液-固三相耦合使煤岩体最终破碎。从而达到煤层卸压增透的效果。
4 结 论
(1)基于均相流理论建立了高压气液两相射流轴心冲击动压的模型，获得影响两相射流冲击性能的参数体系。高压气液两相射流呈现脉动特性，在冲击时产生局部激波效应。
(2)射流脉动冲击破岩试验中:射压越高和喷嘴直径越大，射流脉动效应明显，平均破碎深度较纯水射流提高25%，冲孔直径是纯水射流的近2倍，破岩门限压力降低约50%。含气率和靶距都存在一个最优区间，当靶距在200～250 mm，含气率在30%～35%时，岩体破碎时间缩短45%。
(3)高压气液两相射流破碎岩体是气-液-固三相耦合作用的结果。高压液相脉动冲击作用产生起裂裂纹;高压气相溃灭形成次级裂纹;气相多级溃灭与液相脉动冲击多级交替作用，最终使裂隙贯通，岩体发生破碎。
参考文献(References):
[1] 沈春明,林柏泉,吴海进.高压水射流割缝及其对煤体透气性的影响[J].煤炭学报,2011,36(12):2058-2063.
SHEN Chunming,LIN Baiquan,WU Haijin.High-pressure water jet slotting and influence on permeability of coal seams[J].Journal of China Coal Society,2011,36(12):2058-2063.
[2] EDDINGFIELD D L,ALBRECHT M.Effect of an air-injected shroud on the breakup length of a high-velocity water jet[J].Astm Special Technical Publication,1979.
[3] MOMBER A W.Concrete failure due to air-water jet impingement[J].Journal of Materials Science,2000,35(11):2785-2789.
[4] TERUO Yahiro,HIROSHI Yoshida.High-velocity jet digging method[P].US:4047580.1977-09-13.
[5] ANNONI M,ARLEO F,MALMASSARI C.CFD aided design and experimental validation of an innovative Air Assisted Pure Water Jet cutting system[J].Journal of Materials Processing Technology,2014,214(8):1647-1657.
[6] 李记玉.气体保护射流特性及破岩实验研究[D].青岛:中国石油大学，2008.
LI Jiyu.Study on characteristics of gas shrouded water jet and rock-erosion experiment[D].Qingdao:China University of Petroleum,2008.
[7] 胡东,王晓川,康勇,等.自振脉冲气液射流振荡及其冲蚀煤岩效应[J].中国矿业大学学报,2015,44(6):983-989.
HU Dong,WANG Xiaochuan,KANG Yong,et al.Oscillating characteristics of the self-excited pulsed air-water jet and its erosion performance of coal-rock[J].Journal of China University of Mining & Technology,2015,44(6):983-989.
[8] 卢义玉,葛兆龙,李晓红,等.高压空化水射流破岩主要影响因素的研究[J].四川大学学报(工程科学版),2009,41(6):1-5.
LU Yiyu,GE Zhaolong,LI Xiaohong,et al.Study on main factors of rock breakage with high-pressure cavitating water jets[J].Journal of Sichuan University(Engineering Science Edition),2009,41(6):1-5.
[9] FIELD J E,LESSER M B,DEAR J P.Studies of two-dimensional liquid-wedge impact and their relevance to liquid-drop impact problems[J].Proceedings of the Royal Society of London,1985,41(1821):225-249.
[10] 胡东,唐川林,张凤华.脉冲气液射流冲蚀特性实验分析[J].振动与冲击,2013,32(11):141-144.
HU Dong,TANG Chuanlin,ZHANG Fenghua.Erosion characteristic of a pulsed air-water jet[J].Journal of Vibration and Shock,2013,32(11):141-144.
[11] JIANG X,SIAMAS G A,JAGUS K,et al.Physical modelling and advanced simulations of gas-liquid two-phase jet flows in atomization and sprays[J].Progress in Energy & Combustion Science,2010,36(2):131-167.
[12] LIU Y,LEE D Y,ROY T,et al.The development of two-phase flow structures in air-water planar bubble jets[J].International Journal of Multiphase Flow,2013,56(10):25-39.
[13] 阎昌琪.气液两相流[M].哈尔滨:哈尔滨工程大学出版社,2010.
[14] 孙家骏.水射流切割技术[M].徐州:中国矿业大学出版社,1992:26-27.
[15] 乔时和,林柏泉,段永生,等.基于CFD的气液两相射流引射器设计模拟研究[J].煤炭工程,2014,46(6):115-117.
QIAO Shihe,LIN Baiquan,DUAN Yongsheng,et al.Simulation study on design of gas and liquid two phase jet ejector based on CFD[J].Coal Engineering,2014,46(6):115-117.
[16] 黄炳香.煤岩体水力致裂弱化的理论与应用研究[D].徐州:中国矿业大学,2009.
HUANG Bingxiang.Research on theory and application of hydraulic fracture weakening for coal-rock mass[D].Xuzhou:China University of Mining and Technology,2009.
[17] 王瑞和,倪红坚.高压水射流破岩机理研究[J].石油大学学报(自然科学版),2002,26(4):118-122.
WANG Ruihe,NI Hongjian.Study on rock breaking mechanism under high pressure water jet[J].Journal of China University of Petroleum (Edition of Natural Sciences),2002,26(4):118-122.
[18] CHILLMAN A,RAMULU M,HASHISH M.Waterjet and water-air jet surface processing of a Titanium alloy:A parametric evaluation[J].Journal of Manufacturing Science & Engineering,2010,132(1):165-174.>