姚寧平，王 力，張金寶，豆旭謙，魏宏超

(1.煤炭科學(xué)研究總院，北京 100013；2.中煤科工西安研究院(集團)有限公司，陜西 西安 710077)

鉆探是煤礦地質(zhì)信息探查、瓦斯防治和水害治理的直接手段，是保證煤礦安全生產(chǎn)的根本措施[1-2]。煤礦井下每年僅用于瓦斯治理的鉆孔工作量就達到1.5 億m 以上，目前，煤礦井下鉆探采用接單根的方式加接鉆桿，輔助作業(yè)時間長、勞動強度高且存在安全隱患[3-4]，頻繁地加桿停泵(循環(huán)間斷)也易導(dǎo)致沉渣卡鉆事故。因此，亟需提高煤礦井下特殊環(huán)境下鉆探施工的自動化程度和作業(yè)安全性，以滿足煤礦安全高效生產(chǎn)的重大需求。

連續(xù)管鉆井是采用纏繞在滾筒上的柔性鋼管作為鉆柱而完成鉆井的技術(shù)。1992 年，美國 Oryx 公司采用連續(xù)油管在一口老井中完成了水平井側(cè)鉆作業(yè)，側(cè)鉆長度320 m[5]。Baker Hughes 在中東地區(qū)相繼創(chuàng)造了最長水平段1 457 m、單趟連續(xù)管柱側(cè)鉆1 607 m 的記錄[6-7]。近年來，每年連續(xù)管鉆井?dāng)?shù)都在1 000 口以上，全世界每年在用連續(xù)管鉆機超過1 500 臺[8]，連續(xù)管鉆井技術(shù)已成為發(fā)展最快的石油鉆井技術(shù)之一[9-10]，其優(yōu)勢在于不需要連接單根，可以連續(xù)鉆進和起下鉆，自動化程度高，大幅降低輔助作業(yè)時間，減少人工操作和誤操作，施工安全性高，鉆進過程中鉆井液可以連續(xù)循環(huán)，有利于減少沉渣卡鉆事故。在地質(zhì)勘探和煤礦領(lǐng)域，美國AXON 公司和澳大利亞DET CRC 都開發(fā)了地面地質(zhì)勘探用連續(xù)管鉆機[11]。

連續(xù)管鉆進技術(shù)的優(yōu)勢正中煤礦井下鉆探施工的痛點，也是煤礦井下鉆探技術(shù)未來重要的發(fā)展方向。筆者針對連續(xù)管鉆進技術(shù)在煤礦井下坑道鉆探應(yīng)用中存在的管柱配置、鉆進方法等關(guān)鍵問題，提出煤礦井下坑道連續(xù)管射流定向鉆進方法，進行近水平鉆進連續(xù)管屈曲、連續(xù)管流體摩阻、旋轉(zhuǎn)水射流參數(shù)等關(guān)鍵問題的研究，并進行射流破巖和地面噴射定向鉆進實驗，以期為開發(fā)煤礦坑道連續(xù)管鉆進技術(shù)和裝備提供了理論基礎(chǔ)。

1 煤礦坑道連續(xù)管鉆進方法

受煤礦巷道空間和連續(xù)管最小彈性彎曲半徑限制，煤礦井下無法應(yīng)用較大直徑連續(xù)管；由于鉆具級配限制，配套小直徑螺桿鉆具鉆進能力??；另外，連續(xù)管管柱柔性大，難以從孔口旋轉(zhuǎn)管柱來調(diào)整螺桿鉆具的工具面向角，無法實現(xiàn)定向鉆進，難以滿足煤礦井下定向鉆進需要。針對上述問題，結(jié)合煤礦坑道近水平鉆進特點，提出連續(xù)管鉆進采用水射流噴射鉆進的方法。高壓水通過旋轉(zhuǎn)密封結(jié)構(gòu)進入連續(xù)管，經(jīng)過液力換向器后驅(qū)動旋轉(zhuǎn)水射流鉆頭噴射破巖，連續(xù)管在滾筒和注入頭的協(xié)同驅(qū)動下，隨著破巖不斷地注入孔內(nèi)就可以實現(xiàn)連續(xù)定向鉆進。連續(xù)管鉆機設(shè)計為臥式結(jié)構(gòu)(底盤可設(shè)計為履帶平臺)，連續(xù)管注入方向和鉆進方向一致，大幅減少了起下鉆引起的疲勞應(yīng)力循環(huán)次數(shù)，提高了連續(xù)管的壽命。水平放置的注入頭提供連續(xù)管延伸所需的注入力，連續(xù)管鉆進總體技術(shù)方案如圖1 所示。

圖1 連續(xù)管鉆進總體技術(shù)方案Fig.1 Overall technical plan of coiled tubing drilling

液力換向器是連續(xù)管噴射定向鉆進方法的核心裝置。開泵鉆進時，流體流經(jīng)噴射鉆頭時會產(chǎn)生節(jié)流壓差，流體壓力通過噴射鉆頭、傳遞至接頭、下殼體和上殼體后整體向下移動，同時壓縮彈簧，當(dāng)減小泵入流體時，節(jié)流壓差減小，彈簧回彈推動上述機構(gòu)上行，通過棘輪機構(gòu)導(dǎo)向銷與導(dǎo)向槽的配合，驅(qū)動液力換向器前端連接的噴射鉆頭轉(zhuǎn)動一個固定角度，即完成噴射鉆頭工具面調(diào)整，此時在泵量穩(wěn)定的情況下，棘輪機構(gòu)會鎖住當(dāng)前定向方位，使水射流在穩(wěn)定方向噴射破巖，隨著連續(xù)管不斷向前鉆進延伸，便實現(xiàn)了定向鉆進，液力換向器如圖2 所示。

圖2 液力換向器Fig.2 Hydraulic orienter

確定了煤礦井下連續(xù)管射流定向鉆進方法后，連續(xù)管管柱在有限空間下許用彎曲半徑、流體摩阻、受鉆孔直徑約束下的屈曲狀態(tài)、射流破巖以及定向鉆進的效果成了研究的關(guān)鍵。

2 連續(xù)管管柱分析

連續(xù)管管柱是煤礦井下連續(xù)管鉆進技術(shù)開發(fā)的關(guān)鍵，即根據(jù)鉆進方法、鉆進深度以及鉆孔直徑進行連續(xù)管管柱分析和確定。連續(xù)管的彈性彎曲半徑、管內(nèi)流體摩阻、近水平鉆進最優(yōu)管孔比(連續(xù)管管徑與鉆孔孔徑比)是確定連續(xù)管管柱的關(guān)鍵參數(shù)。

2.1 連續(xù)管彈性彎曲半徑

由圖1 可知，連續(xù)管鉆機的尺寸取決于滾筒尺寸，而滾筒尺寸取決于連續(xù)管最小彈性彎曲半徑。連續(xù)管最小彈性彎曲半徑可根據(jù)下式[12]計算：

式中：Ry為連續(xù)管的最小彈性彎曲半徑，mm；r0為連續(xù)管外半徑，mm；E為彈性模量，Pa；σy為連續(xù)管屈服強度，Pa。常用CT100 鋼級的連續(xù)管彈性模量E取1.86×1011Pa，屈服強度σy取6.89×108Pa。

?19～?44.45 mm 連續(xù)管的最小彈性彎曲半徑可由式(1)計算得出，結(jié)果見表1。?38.1 mm 連續(xù)管的最小彈性彎曲直徑為2.572 m，加上操作空間300 mm，高度達到了2.872 m，接近一般煤礦巷道高度(3 000 mm)極限值。若再加上鉆機底盤高度(200～500 mm)，從尺寸角度看，?38.1 mm 連續(xù)管巷道普適性受限，可在較大尺寸巷道中使用，結(jié)合表1 可知，?31.75 mm 以下連續(xù)管纏繞滾筒后，在空間上可滿足一般煤礦巷道適用要求。

表1 連續(xù)管最小彈性彎曲直徑Table 1 Minimum elastic bending diameter of coiled tubing

2.2 連續(xù)管流體摩阻分析

連續(xù)管內(nèi)流體摩阻可由壓力損失Δpf表示[13]：

式中：L和d分別為管長和管徑，m；ρ為流體密度，kg/m3；v為管內(nèi)流體的平均速度，m/s；f為摩阻系數(shù)，與流體的雷諾數(shù)和管壁的表面粗糙度等因素有關(guān)，通過下面公式來計算流體的雷諾數(shù)：

式中：μ為流體黏度，Pa·s。

連續(xù)管鉆進作業(yè)時，管內(nèi)流體液態(tài)為紊流[14]，處于混合摩擦區(qū)，此時根據(jù)Colebrook-White 公式，直管段摩阻系數(shù)fSL為[15]：

由于式(4)為隱函數(shù)，不易求解，采用文獻[15]研究結(jié)果，可得fSL的高度近似解為：

式中：ε為相對粗糙度；φ為絕對粗糙度，連續(xù)管取φ=47.25×10?6m[16]。

根據(jù)Sas-Jaworsky 經(jīng)驗公式，滾筒上盤管段摩阻系數(shù)fCL為[17]：

式中：Rb為連續(xù)管纏繞在滾筒上時的彎曲半徑，m。

將式(5)、式(6) 分別代入式(2) 相加，即可得到鉆進時流體在連續(xù)管內(nèi)的總摩阻為：

流體在連續(xù)管內(nèi)的總摩阻即為流體流經(jīng)連續(xù)管時的總壓降。按照煤礦坑道連續(xù)管鉆進工藝條件，連續(xù)管分別為?19、?25.4、?31.75、?38.1 mm，鉆進深度200 m，最大流量為200 L/min，流體密度1 000 kg/m3，黏度0.978 4 mPa·s 時計算不同管徑、不同彎曲比(r0/Rb)情況下的摩阻如圖3 所示。

圖3 不同直徑連續(xù)管在不同彎曲比條件下流體摩阻Fig.3 Fluid friction of coiled tubing with different diameters and bending ratios

對于?19 mm 和?25.4 mm 連續(xù)管在流量200 L/min以內(nèi)流體摩阻與流量近似指數(shù)關(guān)系，連續(xù)管管徑越小，流阻隨流量增加而急劇升高。對于?31.75、?38.1 mm連續(xù)管，在流量200 L/min 以內(nèi)流體摩阻與流量近似于線性關(guān)系。?31.75、?38.1 mm 連續(xù)管摩阻分別為2.08、0.88 MPa，而?19、?25.4 mm 連續(xù)管摩阻分別達到了26、7 MPa 以上。在管徑和流量一定的情況下，流體摩阻隨彎曲比的減小而減小，因此，影響流體摩阻的主要因素為連續(xù)管管徑和流量，彎曲比在一定程度上影響流體摩阻，但不是主導(dǎo)因素。

結(jié)合2.1 節(jié)尺寸適用性的分析結(jié)果和煤礦井下鉆探泥漿泵可提供的壓力31.5 MPa、流量200 L/min 的條件，除去?31.75 mm 連續(xù)管流體摩阻2.08 MPa，滿足煤層射流鉆進壓力要求，以及一般巷道普適性的因素，優(yōu)選?31.75 mm 連續(xù)管作為進一步研究對象。

2.3 近水平鉆進管柱屈曲分析

采用有限元分析管柱屈曲，孔底、孔壁采用剛體材料，限制所有自由度，結(jié)合煤礦井下常用鉆孔級配標準[18]，模擬孔徑分別為50、70、90、110 mm。連續(xù)管采用彈塑性材料，彈性模量213 GPa、屈服強度960 MPa、泊松比0.28，外徑31.75 mm、管壁厚度2.4 mm、長度10 m，連續(xù)管設(shè)置軸向位移速度0.017 m/s，并施加重力加速度?？椎住⒖妆谝约斑B續(xù)管均采用六面體網(wǎng)格。

近水平鉆進時，連續(xù)管管徑(dc)與鉆孔直徑(db)匹配關(guān)系管孔比(rc=dc/db)對鉆柱安全性和連續(xù)管延伸深度產(chǎn)生影響。在施加相同軸向運動速度和邊界條件情況下，對?31.75 mm 連續(xù)管在孔徑50、70、90、110 mm時，即rc=0.636、rc=0.454、rc=0.353、rc=0.289 進行了屈曲分析，不同時刻rc應(yīng)力如圖4—圖6 所示。

圖4 不同rc 下軸向加載t=0.2 s 時應(yīng)力分布Fig.4 Stress distribution under different rc at axial loading time t=0.2 s

圖5 不同rc 下軸向加載t=0.3 s 時應(yīng)力分布Fig.5 Stress distribution under different rc at axial loading time t=0.3 s

圖6 不同rc 下軸向加載t=0.5 s 時應(yīng)力分布Fig.6 Stress distribution under different rc at axial loading time t=0.5 s

rc=0.636，在t=0.3 s 時連續(xù)管在孔內(nèi)由連續(xù)接觸變成了多點接觸出現(xiàn)了正弦屈曲，隨著繼續(xù)軸向給進，當(dāng)t=0.5 s 時呈現(xiàn)螺旋屈曲狀態(tài)。rc=0.454，在t=0.2 s時連續(xù)管在孔內(nèi)由連續(xù)接觸變成了多點接觸出現(xiàn)了正弦屈曲，隨著繼續(xù)軸向給進，當(dāng)t=0.5 s 時已進入螺旋屈曲狀態(tài)。rc=0.353、rc=0.289，在t=0.2 s 時連續(xù)管在孔內(nèi)由連續(xù)接觸變成了多點接觸出現(xiàn)了正弦屈曲，隨著繼續(xù)軸向給進，當(dāng)t=0.3 s 時已完全呈現(xiàn)螺旋屈曲狀態(tài)，t=0.5 s 時，拉應(yīng)力水平提高了一個量級。

如圖7a 所示，rc=0.636 時，在連續(xù)管與孔壁接觸時接觸應(yīng)力劇烈振蕩，隨后趨于穩(wěn)定；當(dāng)連續(xù)管由正弦屈曲向螺旋屈曲轉(zhuǎn)化時接觸力再次劇烈震蕩。如圖7b所示，rc=0.454 時，在連續(xù)管與孔壁接觸時接觸應(yīng)力劇烈振蕩，發(fā)生正弦屈曲之后一直趨于穩(wěn)定。如圖7c 所示，rc=0.353 時，在連續(xù)管與孔壁接觸時接觸應(yīng)力劇烈振蕩，發(fā)生正弦屈曲之后直趨于高頻小幅振蕩穩(wěn)定狀態(tài)。如圖7d 所示，rc=0.289 時，在連續(xù)管與孔壁接觸時接觸應(yīng)力劇烈振蕩，發(fā)生正弦屈曲之后直趨于高頻小幅振蕩狀態(tài)，振幅比rc=0.353 時大。

圖7 不同rc 不同時刻孔壁接觸應(yīng)力Fig.7 Contact stress of hole wall at different time under different rc

從連續(xù)管屈曲分析看，當(dāng)rc=0.454 時，管柱正弦屈曲和螺旋屈曲發(fā)生較晚，臨界載荷相對較大；當(dāng)rc=0.353、rc=0.289 時，正弦屈曲和螺旋屈曲發(fā)生時間相當(dāng)，但拉應(yīng)力水平高出一個量級。從連續(xù)管與孔壁接觸應(yīng)力分析看，不同rc時，隨著軸向位移增大，連續(xù)管軸向最大應(yīng)力都趨向于增大，但當(dāng)rc=0.454 時，連續(xù)管最大壓應(yīng)力呈近似線性變化，且處于相對較低水平，如圖8 所示。

圖8 連續(xù)管不同rc 時壓應(yīng)力變化Fig.8 Variation of compressive stress of coiled tubing at different rc

因此，經(jīng)過綜合分析不同rc時屈曲行為、接觸應(yīng)力以及最大壓應(yīng)力等因素，管徑為31.75 mm、孔徑為70 mm 時，連續(xù)管在孔內(nèi)的力學(xué)條件較好。

3 射流鉆進工藝研究

3.1 旋轉(zhuǎn)水射流參數(shù)

由于旋轉(zhuǎn)射流具有徑向、切向和軸向的空間三維速度，破巖時有正面壓碎、拉伸破碎和剪切破碎的作用，破巖效率高，同時還具備自動擴孔的能力[19-23]，在煤層瓦斯抽采孔鉆進中具有優(yōu)勢。

1)射流速度

噴嘴內(nèi)外2 個截面間的伯努利方程，可得出下列關(guān)系式：

式中：p1為 噴嘴內(nèi)靜壓力，MPa；p2為噴嘴外靜壓力，MPa；v1為噴嘴內(nèi)流體平均流速，m/s；v2為噴嘴外流體平均流速，m/s；ρ1=ρ2為噴嘴前后流體密度，kg/m3。由內(nèi)外2 個截面的連續(xù)性方程得：

由于噴嘴內(nèi)外壓差非常大，即p1遠大于遠小于1，同時將清水ρ=1 000 kg/m3代入式(11)，得出噴嘴出口射流流速簡化為：

2)射流流量

由式(12)可以計算出噴嘴出口流速，射流流量可由出口速度乘以截面積得出，即：

式中：dj為噴嘴直徑，mm。

3)射流破巖力[24]

根據(jù)作用力與反作用力原理，前噴孔的反沖力即為射流的破巖力：

式中：Ff為射流反沖力，N。將式(13)代入式(14)得射流反沖力另一種表達式：

對于多噴嘴射流鉆頭的破巖力可表示為：

式中：Fp為 噴頭射流總破巖力，N；n為噴嘴數(shù)量，個；θ為噴嘴的噴射角度，(°)。

根據(jù)前人關(guān)于煤層射流鉆進所需射流壓力、流量的研究成果[25]，計算不同壓力下，符合煤礦井下泥漿泵能力的不同直徑噴嘴的流量與破巖力關(guān)系如圖9 所示，3 種噴嘴中，d=1.5 mm 時，隨著射流壓力增大，破巖力增加更快，且絕對值也最大，但是在流量一定的情況下，它的射流壓力最小、射流速度最低；d=0.8、1.0 mm 時，破巖力增加較慢，在流量一定的情況下，它們的射流壓力大、射流速度也高。然而，在鉆孔施工時不是僅僅只考慮破巖效果，要綜合考慮射流壓力、破巖力和流量，它們關(guān)系到破巖能力、鉆進速度和排渣效率等綜合影響下的鉆進效果。

圖9 射流壓力、流量與破巖力關(guān)系Fig.9 Relationship between jet pressure,flow rate and rock-breaking force

綜合考慮煤礦井下鉆探用泵能力(壓力：31.5 MPa，排量：200 L/min)，大部分煤層單軸抗壓強度在15 MPa[26]左右等因素，設(shè)計了自旋轉(zhuǎn)水射流噴射鉆頭，噴頭上布置5 個噴嘴，第一個噴嘴布置在噴頭錐尖處，與軸線夾角10°，其余噴嘴交錯且等間距布置于錐面兩側(cè)，與軸線夾角分別為20°、30°、45°、60°，且沿圓周順時針偏斜10°，以產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)矩，噴射鉆頭結(jié)構(gòu)如圖10 所示，根據(jù)鉆頭參數(shù)計算的理論破巖力見表2。

圖10 旋轉(zhuǎn)射流鉆頭結(jié)構(gòu)Fig.10 Structure of rotating jet bit

表2 不同噴嘴不同流量時破巖力Table 2 Rock-breaking force at different flow rates of nozzles

3.2 噴射破巖實驗

依據(jù)相似材料原理，采用普通硅酸鹽水泥32.5、ZT303 石膏和煤粉(粒徑小于3 mm)制備了的煤層相似材料試樣，并對試樣進行了單軸抗壓實驗，測得平均單軸抗壓強度12.1 MPa，接近煤層強度。試樣配方按水泥、石膏、煤粉(1.5∶1.5∶1)的比例配比，試樣單軸抗壓強度測試結(jié)果見表3。

表3 煤試樣配方及強度實驗結(jié)果Table 3 Coal sample formula and strength test results

采用排量200 L/min、最大壓力35 MPa 泥漿泵，用上述3 種噴嘴的噴射鉆頭鉆進同一種強度試樣，分析 破巖效果，實驗過程如圖11 所示。

圖11 室內(nèi)旋轉(zhuǎn)水射流噴射破巖實驗Fig.11 Laboratory experiment on rock breaking by rotating water jet

采用d=1.5 mm 鉆頭實驗時，噴射壓力達到約15 MPa時，實驗?zāi)酀{泵達到排量最大值，無法繼續(xù)加載，未產(chǎn)生明顯破巖作用。根據(jù)前面分析，d=1.5 mm 噴嘴在泵壓達到25 MPa 后需要流量達到200 L/min 以上，在泥漿泵能力受限時，其射流速度、噴射壓力不足以破巖，且對于煤層鉆探性質(zhì)和排渣需求，更大的沖洗流量會沖刷孔壁，反而不利于孔壁穩(wěn)定。采用d=0.8、1.0 mm噴嘴鉆頭，將泵壓升高到20 MPa 以上開始破巖實驗，鉆孔直徑隨著泵量的增加而增大，隨著給進速度的增加而減小。d=0.8 mm 時，流量106～126 L/min，鉆孔直徑56～62 mm；給進速度1.9～2.5 cm/s 時，鉆孔直徑62～56 mm；d=1.0 mm 時，流量122～163 L/min，鉆孔直徑60～72 mm；給進速度3.0～3.5 cm/s 時，鉆孔直徑76～60 mm，鉆進速度、射流流量與破巖直徑的關(guān)系如圖12 所示。

圖12 鉆進速度、射流流量與破巖直徑關(guān)系Fig.12 Relationship between drilling speed,jet flow rate and rock-breaking diameter

在一定泵壓、流量下，d=1.0 mm 射流鉆頭破巖效率和鉆孔直徑優(yōu)于d=0.8 mm 射流鉆頭，且射流流量大，實際鉆進時也有利于返水排渣。

3.3 射流定向鉆進實驗

采用上述研究確定的?34.5 mm/ 5×1.0 mm 噴射鉆頭+?40 mm 液力換向器+?31.75 mm 連續(xù)管鉆具組合，配套ZDY650 全液壓坑道鉆機，排量200 L/min、最大壓力31.5 MPa 泥漿泵等設(shè)備在黃土地層中進行了射流定向鉆進實驗，該黃土層層主要為第四系堆積物，硬塑為主，厚約 3 m，含零星姜石，成孔性較好。采用0°、180°、270°等典型工具面施工實驗鉆孔10 個，鉆孔深度均設(shè)計為50 m，每6 m 進行一次鉆孔測斜。鉆進現(xiàn)場如圖13 所示，采用的實驗設(shè)備與材料見表4，實驗鉆孔情況見表5。

表4 采用的實驗設(shè)備和材料Table 4 Test equipment and material adopted

表5 實驗鉆孔Table 5 Test boreholes

圖13 地面模擬鉆進實驗Fig.13 Simulated surface drilling test

3.4 鉆進效果分析

(1)鉆進工具面向角0°時，施工1 號—4 號鉆孔，孔深均為50 m，如圖14a 所示，增傾角鉆進時，平均增斜率為0.67(°)/6 m。如圖14b 所示，工具面向角180°時，施工5 號、6 號、7 號鉆孔，平均降斜率為0.61(°)/6 m。如圖14c 所示，工具面為270°時，施工8 號、9 號、10號鉆孔，平均降方位率0.49(°)/6 m，由圖中造斜率線性擬合曲線可知，在工具面向角一定的情況下造斜鉆進趨勢穩(wěn)定，驗證了連續(xù)管射流定向鉆進的可靠性。由圖14 分析可知，射流定向鉆進還可實現(xiàn)直接向上造斜鉆進(螺桿鉆具鉆進造斜時一般需要先向下造斜鉆進開出分支孔后，再逐步向上造斜，有一個調(diào)整過程)，另外，工具面向角0°向上鉆進時平均造斜率高于工具面向角180°向下鉆進造斜率，是因為向上鉆進時鉆屑落到下孔壁被排出孔外前，會短暫停留在下孔壁墊高鉆具，使得向上造斜率提高，而向下造斜時，定向射流始終要浸入鉆屑中，并重復(fù)破碎鉆屑，減緩了射流鉆進效率，就造成了造斜率較低。

圖14 不同工具面向角鉆進造斜情況Fig.14 Build-up rate of borehole with different tool faces angle

(2)旋轉(zhuǎn)射流鉆進時，鉆孔直徑跟流量成正相關(guān)關(guān)系，流量越大、泵壓就越大，射流速度就越高，鉆孔孔徑越大；鉆孔直徑與鉆進速度負相關(guān)，當(dāng)鉆進速度較快時射流對孔壁的噴射破巖時間短，限制了鉆孔孔徑向更大擴展。反之，當(dāng)鉆進速度較小時，在同一孔段射流破巖較長時間，鉆孔孔壁將會逐漸擴大，直到噴射距離增大，破巖能量衰減至不能有效切割地層為止，流量和鉆進速度與孔徑統(tǒng)計數(shù)據(jù)見表6，關(guān)系如圖15 所示。

圖15 不同射流流量、鉆進速度與鉆孔直徑關(guān)系Fig.15 Relationship between different flow rate,drilling speed and borehole diameter

表6 不同射流流量、鉆進速度下鉆孔孔徑Table 6 Borehole diameter under different jet flow rates and drilling speed

原地噴射時，流量為200 L/min 時，孔徑可達130 mm，流量90 L/min 時，孔徑減小至80 mm；射流流量80 L/min情況下，鉆進速度為5 m/min 時，孔徑為131 mm，鉆進速度20 m/min 時，孔徑為78 mm。同樣的鉆進速度下，射流流量越大，鉆孔徑越大；同樣流量下，鉆進速度越快，鉆孔孔徑越小。對于煤層瓦斯抽采孔鉆進來說，可利用這種鉆進特點，在鉆孔完成后通過增大流量或者降低鉆進速度，進行鉆擴一體化施工，鉆孔直徑與噴射流量、鉆進速度的對比如圖16 所示。

圖16 鉆孔直徑與噴射流量和鉆進速度對比Fig.16 Comparison between borehole diameter,jet flow rate and drilling speed

4 結(jié)論

a.根據(jù)煤礦井下連續(xù)管鉆進總體技術(shù)方案，通過對連續(xù)管彈性彎曲半徑、不同彎曲比r0/Rb流體摩阻、不同管孔比rc連續(xù)管屈曲分析，得出了最佳連續(xù)管管柱。射流破與鉆進實驗表明，煤礦井下近水平連續(xù)管噴射定向鉆進方法是可行的。

b.在管孔比rc=0.454(即?31.75 mm 連續(xù)管、鉆孔直徑70 mm)時，在連續(xù)管與孔壁接觸應(yīng)力在發(fā)生正弦屈曲之后一直趨于穩(wěn)定；鉆進時最大壓應(yīng)力呈近似線性變化。

c.實驗表明，采用?34.5 mm/5×1.0 mm 噴 射鉆頭+1.25°彎管+?40 mm 液力換向器+?31.75 mm 連續(xù)管，配套流量200 L/min、壓力31.5 MPa 泥漿泵鉆進時，增傾角平均造斜率為0.67(°)/6 m，減傾角平均造斜率為0.61(°)/6 m，增/減方位平均造斜率0.49(°)/6 m，在工具面向角一定的情況下造斜鉆進趨勢穩(wěn)定。鉆孔直徑跟射流流量成正相關(guān)、與鉆進速度負相關(guān)，通過控制射流流量和鉆進速度可控制鉆孔直徑。

d.在煤相似材料、黃土層中分別進行了破巖實驗和定向鉆進實驗，驗證了連續(xù)管旋轉(zhuǎn)射流鉆進能力和鉆進工藝的可行性，下一步計劃進行實際煤層鉆進工藝參數(shù)的研究。