高压水射流C机械齿联合破岩数值模拟研究.pdf

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1、第24卷 第23期 岩石力学与工程学报 Vol.24 No.23 2005 年 12 月 Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering Dec.，2005 收稿日期：收稿日期：20040630；修回日期：修回日期：20041111 作者简介：作者简介：张文华(1969)，男，2001 年于中国石油大学(北京)石油工程专业获硕士学位，现为高级工程师、博士研究生，主要从事钻井工程理论与技术方面的研究工作。E-mail：。高压水射流机械齿联合破岩数值模拟研究高压水射流机械齿联合破岩数值模拟研究 张文华1，汪志明1，于军泉2，孙清德1(1.中国石油

2、大学 石油天然气工程学院，北京 102249；2.中原石油勘探局对外经济贸易总公司，河南 濮阳 457001)摘要：摘要：采用非线性动态有限元法，结合实际工况条件，建立了高压水射流机械齿联合破岩的数值模型。研究了高压水射流破碎岩石过程，并提出了 2 个临界压力的概念。计算结果表明，联合破岩的破碎效率约为高压水射流和机械齿分别破岩之和的 2 倍，射流和齿的间距在 13 mm 左右最佳。当射流压力足够高时增大转速有利于提高破岩效果；当钻压增加到一定值后，其对破岩效率影响不大；破岩效率与静水压力成反比。关键词：关键词：岩石力学；高压水射流；机械齿；机理；联合破岩；数值模拟 中图分类号：中图分类号：T

3、U 454 文献标识码：文献标识码：A 文章编号：文章编号：10006915(2005)23437310 NUMERICAL SIMULATION FOR COMBINED BREAKING ROCK WITH HIGH PRESSURE WATER JET AND MECHANICAL BIT ZHANG Wen-hua1，WANG Zhi-ming1，YU Jun-quan2，SUN Qing-de1(1.College of Oil and Gas Engineering，China University of Petroleum，Beijing 102249，China；2.Zhong

4、yuan Petroleum Exploration Bureau，Puyang 457001，China)Abstract：According to practical working situation，nonlinear dynamic finite element method is adopted to establish a numerical model of combined breaking rock with high pressure water jet and mechanical bit.Breaking process of rock with high press

5、ure water jet is studied；and two critical pressure concepts are put forward.The conclusion that rock breaking process under high pressure water jet is divided into hammer impacting break and erosion break is proven by experiment to be true.Conclusions can be drawn from calculation results that the e

6、fficiency of the combined breaking rock is about 2 times as much as the summation of high pressure water jet and mechanical bit separately breaking rock；and the best distance between water jet and bit is about 13 mm.When the pressure of jet is high enough，the efficiency of breaking rock will be incr

7、eased if rotation speed improves.Dropping down the drilling pressure properly to a certain value will not affect the efficiency of breaking rock.Hydrostatic pressure reacts on the efficiency of breaking rock.Key words：rock mechanics；high pressure jet；mechanical bit；mechanism；combined breaking rock；n

8、umerical simulation 1 引引 言言 随着射流技术的发展，高压射流机械齿联合破岩已经成为一种可能。在联合破岩技术中水射流的压力超过了岩石的门限压力1，水力机械共同 破碎岩石。试验结果表明，联合破岩技术能够大幅度提高破岩效率，但在实验室内受客观条件的限制，很难展开大规模的系统的联合破岩试验研究25，因此研究结果具有一定的片面性与不准确性。随着有限元技术的逐步成熟，采用数值方法开展联合破岩机理和规律的研究可以不受岩石材料和试 4374 岩石力学与工程学报 2005年 验设备的限制，对于深入揭示联合破岩机理，促进其发展以及完善相关基础理论具有重要的意义6。2 模型的建立模型的建立

9、一般的联合破岩过程是与时间相关的三维空间问题，其所涉及的岩石复杂多样，并含有大量宏观和微观缺陷，射流及齿的属性也有较大差别。为满足研究的普遍性要求，避免问题过于复杂，适当选择研究重点并对实际问题进行简化是必要的。本文研究将破岩过程简化为平端圆柱体撞击岩石的问题，具体模型及网格划分见图 1。模型的两边及底 (a)单股射流破岩模型 (b)水力机械联合破岩模型 图 1 破岩模型及网格划分 Fig.1 Model of breaking rock and grid generation 部单元采用无限大单元，表面相当于无限远处，各力学参数均为0。将射流冲击破岩模拟为一高速物体冲击岩石的过程，将机械齿破

10、岩模拟为一物体挤压岩石的过 程。根据工程上使用的泥浆射流的特点，将射流模拟为塑性体，泊松比取0.5，弹性模量取2.0 GPa；岩石模拟为弹塑性体7；钻头材料按硬质合金模拟8。岩石、射流和机械齿相关的物性参数见表1。射流 直径取为1 mm，齿的宽度取为5 mm，岩石尺寸设为40 mm20 mm(长宽)。2.1 岩石材料屈服准则岩石材料屈服准则 将岩石材料假设为弹塑性材料，在初始弹性范围内，应力和应变之间存在着一一对应关系，即两者关系服从广义虎克定律。进入塑性状态之后，不再存在应力和应变之间的一一对应关系，只能建立应力增量和应变增量之间的关系，将应变增量分成弹性应变增量和塑性应变增量。岩石的屈服准

11、则选择德鲁克普朗格法则，假设屈服函数是静水压力的线性函数，则有 032/121=+=JJF (1)式中：ijJ=1；ijijJ=212；和均为常数，与粘聚力c和内摩擦角有关。2.2 岩石控制方程岩石控制方程 目前工程上采用较多的是用广义宾汉姆模型描述的弹塑性体，将岩石材料假设为弹塑性材料9。在初始弹性范围内，应力和应变之间存在着一一对应关系，即广义虎克定律。进入塑性状态之后，不再存在应力和应变之间的一一对应关系，只能建立应力增量和应变增量之间的关系，将应变增量d分成弹性应变增量de和塑性应变增量dp，即 dddpe+=(2)根据广义虎克定律，弹性应变增量可表示为 表表 1 砂岩、射流和齿的相关

12、力学参数砂岩、射流和齿的相关力学参数 Table 1 Mechanical parameters of rock，jet and bit 名称 杨氏模量 E/MPa 泊松比 密度/(kgcm3)内摩擦角 /()粘聚力 c/MPa 抗压强度/MPa 抗拉强度/MPa 抗剪强度/MPa 砂岩 3.308104 0.188 0.002 31 45 26 73.5 9.2 41.35 泥浆 2.000103 0.500 0.001 05 0.0 0.0 0.00 机械齿 6.000105 0.230 0.015 63 300.0 800.0 252.00 注：为了在计算中便于进行力学分析，泥浆泊松比取

13、 0.45。第 24 卷 第 23 期 张文华等.高压水射流机械齿联合破岩数值模拟研究 4375 dd1e=D (3)式中：D为弹性矩阵。根据Mises提出的塑性位势理论与全微分法则，可得到塑性应变增量为=QQkFQDFDFTTTpdd(4)式中：F为屈服准则；Q为塑性位势函数；k为产生塑性变形过程中所作的塑性功，且有 ddpT=k (5)若采用关联流动准则，则QF。塑性行为采用分段线性描述。屈服准则采用上面提到的德鲁克普朗格准则。2.3 岩石的破碎与失效岩石的破碎与失效 岩石的破碎与失效采用Hoffman理论，它是一种联合强度准则9，在数值分析中引入无量纲破坏系数F来表示岩石破坏程度，则二维

14、Hoffman准则可写为+=2ct1ct1111YYXXF ct21212212ct22ct21XXSYYXX+(6)式中：tX，tY分别为岩石在X，Y方向上的抗拉强度；cX，cY分别为岩石在X，Y方向上的抗压强度；212S为岩石在XY平面内的剪切强度。和其他常用的强度准则相比，Hoffman准则主要有以下优点：(1)这种准则既包含了岩石的正应力也包含了岩石的剪切应力，还可以用于在同一方向抗拉强度和抗压强度不相等的情况。(2)这种准则考虑了岩石3个方向上的抗拉、抗压以及剪切强度，对岩石各个方向的强度都有所考虑。因此，Hoffman准则可以模拟岩石的各种破碎情况。2.4 MSC.Marc 动力求

15、解过程动力求解过程 对于非线性问题，动力方程可以写成下列形 式10：ffCM=+intuu&(7)式中：u 为位移；intf为内力向量，是位移的非线性函数；f 为外力向量；M 为质量矩阵；C 为阻尼矩阵，且 M 和 C 与位移或速度相关。此处仅考虑内力的非线性。将式(7)对时间微分，有 fuKuCuM&=+t (8)其中：tK为切线刚度矩阵。此方程可用迭代算式求解，常用的有3种方法：Newmark-beta法、Houbolt法和单步Houbolt法。Newmark-beta 法对非线性问题有时会出现不稳定的情况；Houbolt法是得到粗略响应的可靠方法，精度一般比Newmark-beta法差，

16、同时Houbolt 法不能 改变时间步长，因而对冲击问题用处不大；单步Houbolt法具有二阶精确和渐进消失的特点，特别适用于动力接触分析。此处的时间积分和时间步长控制采用单步Houbolt法5。最一般的单步 Houbolt 法可以写成以下形式：+=+=+=+1111212111111111nnnnnnnnnnfnfnkncnmnkncnmtttttuuuuuuuuuFFKuuCuMKuuCuM&(9)将速度和加速度代入平衡方程解出每个单元的位移向量，并以此为基础，利用插值函数、几何方程以及上面提出的应力向量增量和应变向量增量之间的关系，计算出单元的应力向量。3 高压射流破岩的数值模拟高压射流

17、破岩的数值模拟 3.1 高压射流破岩机理分析高压射流破岩机理分析 数值模拟结果表明，岩石的破碎面积随着射流压力的变化存在2个比较明显的转折点，分别对应 射流压力P1和P2，如图2所示。当射流压力增大到P1时，岩石开始破碎。射流压力继续增大到P2时，岩石发生跃进式破碎。因此称P1为第一门限压力，P2为第二门限压力。由表2中可以看出，第二门限压力略高于2倍的第一门限压力。根据上述方法以及材料性质对高压水射流破岩过程进行了模拟。岩石受射流冲击导致冲击区中心的变形，从而在岩石内部形成应力集中区，如图3所示。射流冲击岩石时，在岩石的受冲击表面形成了裂纹，液体迅速渗透入裂纹内部形成水楔，对岩石进行冲蚀破碎

18、，如图4(a)所示。4376 岩石力学与工程学报 2005年 图2 岩石破碎面积和射流压力的关系曲线 Fig.2 Curve of the broken area of rock related with pressure of jet 表表2 不同岩芯的试验门限压力表不同岩芯的试验门限压力表 Table 2 Experimental threshold pressures for different cores 岩芯类别 取芯井深/m 第一门限压力/MPa 第二门限压力/MPa 红色泥岩 1 989.94 23 49 泥岩 4 565.97 31 65 砂岩 3 471.93 28 60 砂

19、岩 5 078.73 22 45 砂泥岩 3 024.27 19 42 图 3 高压射流冲击下岩石内部初始应力图 Fig.3 Initial stress distribution in rock impacted by high pressure jet 同时射流冲击区的边缘产生较大的拉应力，这些拉应力为径向作用且朝向冲击中心。当射流的冲击速度足够大时，在岩石表面产生大量的表面微裂纹，并朝岩石内部扩展。最大拉应力出现在距射流冲击中心一定距离处，随着距冲击中心距离的增 大，这一区域外的拉应力逐渐减小，而在冲击区内，拉应力迅速减至0并成为压应力。中国石油大学(北京)高压水射流实验室进行了射流冲蚀

20、破碎岩石的试验研究。如图4(b)所示，射 (a)射流冲蚀岩石破碎坑模拟图 (b)射流冲蚀破碎岩石试验效果图 图4 射流冲蚀破碎计算与试验效果对比 Fig.4 Comparison of the simulation effect with experimental effect of broken hole in rock by jet erosion 流冲蚀破碎岩石时，没有产生大块岩屑，岩石破碎坑的形状为比较规则的圆孔状。当射流达到第二门限压力时，这些裂纹闭合，岩石产生块状破碎，其破碎体积迅速增大，发生跃进式破碎。图5(a)给出了射流锤冲破岩时，岩石破碎的数值模拟图；图5(b)为高压水射流锤

21、冲破岩的试验效果图。从图5中可以看出，射流锤冲破碎岩石时，除中心有一个比较规则的圆孔外，还有一个体积比较大的圆块，由于岩石属性的不均质性，岩石破碎块呈不规则形状。3.2 高压射流破岩的动态过程高压射流破岩的动态过程 笔者通过数值模拟方法得出了不同增量步下岩石内部破碎坑的形状，如图6所示。计算中应用了前面提到的岩石破坏的Hoffman准则。第10步时，在射流正下方，岩石中开始形成一些裂隙源，并逐渐扩展形成破碎。从中反映出水射流破碎岩石具有明显的局部效应，这是因为应力 P1 P2 第 24 卷 第 23 期 张文华等.高压水射流机械齿联合破岩数值模拟研究 4377 (a)数值模拟中射流冲击岩石的破

22、碎块 (b)高压水射流锤冲破岩效果 图 5 高压水射流锤冲破岩计算和试验效果对比图 Fig.5 Comparison of simulation effect with experimental effect of rock broken hole by jet hammer impacting 波在岩石中传播产生的瞬态应力场虽可分解为径向压应力和环向拉应力，且岩石的抗拉强度较抗压强度小的多，但由于应力波在岩石中的传播随距离的增加衰减极为迅速，在距离射流冲击点较远处，岩石中的能量密度已经达不到导致岩石破坏的临界值，而且岩石内部裂纹也形成不了密闭区域，所以射流只能以水楔作用冲蚀岩石。根据上述岩石

23、破碎过程的分析，笔者采集了岩石破碎坑形成的宽度和深度的数据作成曲线，如 图7所示。从图中可以看出，随着冲蚀时间的扩展，破碎坑的宽度和深度都不断增大。分析认为，在这种情况下，在破碎坑内部形成了一个高压的流场，在此压力下液体不断地使岩石内部裂纹扩展，并剥蚀岩石，射流的冲击作用对岩石的破碎影响不大。(a)第10步 (b)第15步 (c)第20步 (d)第30步 (e)第60步 (f)第120步 图 6 高压射流冲击破岩的动态过程 Fig.6 Rock breaking process by high pressure jet 图 7 岩石破碎尺寸随时间的变化曲线 Fig.7 Curves of ro

24、ck broken size related with time 3.3 不同岩石破碎准则的对比不同岩石破碎准则的对比 分别用不同的岩石破碎准则对岩石破碎的区域进行数值模拟分析。数值模拟的参数为：水射流直径1 mm，速度400 m/s，速度均匀分布，喷距5 mm。岩石是半无限大砂岩，作为弹塑性体考虑。屈服强02468100200 400 600数值分析时间/(105 s)岩石破碎尺寸/mm 岩石破碎宽度 岩石破碎深度 4378 岩石力学与工程学报 2005年 度为44.05 MPa，杨氏模量4.308104 MPa，抗拉强度9.2 MPa，抗压强度74.5 MPa，抗剪强度41.35 MPa，

25、失效应变为：压缩应变1.735104，拉伸应变1.386103，剪切应变7.8104。图8显示了同一时刻，应用不同破碎准则模拟得到的岩石破碎情况。从各种破碎准则计算结果可以看出，岩石破碎主要是拉伸破碎，其主要原因是 (a)最大正应力理论 (b)最大应变理论 (c)最大剪应力理论 (d)Hoffman 理论 图 8 数值模拟的岩石破碎区域 Fig.8 Broken areas of rock by numerical simulation 岩石的抗拉强度远小于岩石的抗压强度和抗剪强度。通过对比可看出，应用最大正应力理论和最大应变理论得到的岩石破碎形状基本相同(见图8(a)，(b)。因为应力、应变

26、通过本构方程相互联系，所以最大应力理论和最大应变理论本质上是一样的。几种破碎准则得出的结果基本都是漏斗形，但是最大剪应力理论和Hoffman理论计算结果与试验结果比较符合。其中，Hoffman理论得出的岩石破碎区域更大些，与同等条件试验得到的破碎结果更吻合。这主要是因为最大剪应力准则对岩石受拉区域研究不充分，在岩石拉伸破坏时，表现出一定的局限性。4 水力机械齿联合破岩数值模拟水力机械齿联合破岩数值模拟 4.1 3 种破岩作用方式的对比种破岩作用方式的对比 图9 给出了不同破岩作用方式下岩石内部应力 (a)联合破岩 (b)射流 (c)机械齿 图 9 岩石内部破碎区域图 Fig.9 Broken

27、areas within the rock 拉碎区域 压碎区域 压碎区域 拉碎区域 压碎区域 拉碎区域 第 24 卷 第 23 期 张文华等.高压水射流机械齿联合破岩数值模拟研究 4379 分布图，深色部位为压碎区域，浅色部位为拉碎区域。图10 给出了3 种情况下岩石破碎坑尺寸的对比情况，图11给出了数值模拟得到的联合破岩区域破碎情况。通过对比可以看出，联合作用下岩石破碎坑的尺寸明显比射流和齿单独破岩时的尺寸大。如果运用于钻井工程中，在相同钻头转速下，联合破岩的效果是射流单独作用的4.79倍，是机械齿单独作用的3倍，是射流和齿分别作用之和的1.84倍，因此，联合破岩技术的应用将显著提高钻井速度

28、，节约大量的成本。图10 射流、齿、联合破岩效果对比 Fig.10 Contrast of the rock broken effect of jet，bit with combined jet and bit 图11 数值模拟联合破岩形成的破碎区域图 Fig.11 Broken area within rock by numerical simulation 4.2 射流和齿间距对破碎效率的影响射流和齿间距对破碎效率的影响 模型中水射流的参数为：水射流直径1 mm，速度400 m/s，速度均匀分布，喷距5 mm。机械齿截面简化为一个方形，齿的直径为5 mm，岩石宽54 mm，左右边界和底部使

29、用半无限大单元模拟为半 无限大体。应力在岩石内部以波的形式传播，应力的叠加是矢量叠加，当射流和齿的距离较小时，岩石内部应力的变化幅度较大，导致岩石更容易破碎。随着射流和齿的距离的增加，射流和齿在岩石内部产生的应力的相互影响逐渐减小。当射流和齿的能量足够大时，射流和齿的能量都能单独破碎岩石，射流和齿间距离的适当增加会增加岩石的破碎体积，如图12所示。图12 射流和齿间距与岩石破碎的关系曲线图 Fig.12 Curve of rock broken area related with distance between jet and bit 从图12可以看出当射流和齿间距达到13 mm时，在联合作

30、用下岩石的破碎截面积最大。这表明射流和齿的配合存在一个最优间距，在设计联合破岩钻头时，需要根据具体的工况条件确定这一间 距，从而达到最佳的破岩效率。4.3 钻压对破碎效率的影响钻压对破碎效率的影响 钻压是影响联合破岩效果的主要因素之一。图13是数值模拟得到的钻压与破岩深度的关系曲线。从图中可以看出，随着钻压的增大，破岩深度也近似呈线形增大。图 13 钻压与破岩深度的关系曲线图 Fig.13 Curve of broken rock depth related with weight on bit 05101520250510 15 20射流和齿间距/mm 岩石破碎槽截面积/mm2 0.0 0.

31、5 1.0 1.5 2.0 2.5 岩石破碎尺寸/mm 1.44 0.60 0.94 1.46 1.91 2.16 破碎深度 破碎宽度 射流 机械齿联合破岩 01234567890100200 300 400钻压/(N齿1)破岩深度/mm 钻齿 射流 破碎区域 4380 岩石力学与工程学报 2005年 图14给出了齿破碎岩石的深度与钻压的比值随钻压变化的曲线。由于在数值模拟中齿的尺寸不变，破碎坑的宽度基本不变，齿破碎岩石的深度与钻压的比值能反映出钻压的破碎效率。在联合破岩过程中，以水力破岩为主，机械刮削破岩为辅，水射流切割岩石之后，岩石的形状和内部应力都产生了变化，使机械齿破碎岩石所需钻压变低

32、，此时可以适当调低钻压，以实现联合破岩的最优破碎功。从图14中还可以看出，当钻压增大到一定值后，再增大钻压对其破碎效率的影响不大。图 14 齿破碎岩石的深度与钻压的比值随钻压变化的 曲线 Fig.14 Curve of the ratio of rock broken depth to the weight on bit related with the weight on bit 4.4 钻头转速对破碎效率的影响钻头转速对破碎效率的影响 由于钻头转速决定了射流和齿作用于岩石的时间长短，所以钻头转速也是影响岩石破碎体积的一个重要参数。图15 给出了射流和齿移动时岩石内部的应力分布图。图16 给

33、出了射流冲击速度为400 m/s，钻压为100 N/齿条件下岩石破碎坑尺寸随转速的变化情况。破岩截面是指钻头在移动过程中的切槽横截面积，在低转速条件下，射流对岩石表面有效冲击的时间长，岩石破碎截面积较大。随着转速的提高，破岩截面变小，当转速为80120 r/min时，岩石破碎截面趋于平稳。岩石的当量体积是指岩石的破碎截面乘以钻头转速系数，用以表示转速对破岩效率的影响。破岩的当量体积随着转速的增加而逐渐增加，在转速为120 r/min时，破岩的当量体积达到最大。最大当量体积的存在，也为破岩过程中工况参数的优化选择提供了参考标准。图 15 射流和齿移动时岩石内部应力分布图 Fig.15 Stres

34、s distribution within the rock while jet and bit are moving 图16 岩石破碎随转速的变化曲线 Fig.16 Curves of rock broken size related with bit rotation 4.5 静水压力对破碎效率的影响静水压力对破碎效率的影响 为了研究静水压力对破岩效率的影响，对前面所用的联合破岩模型做如下修改：在岩石表面施加一均匀分布载荷，不同的载荷值，可对应不同的静水压力值。岩石模型中左右面和下面都是半无限 大单元，可以理解为围压为0。其模型如图17所 示。由图18可以看出，静水压力作为一个外部力，随着

35、它的增加，岩石受力不断增加。由图19，20可以看出，岩石内部的应力变化趋势和最大破碎系数的变化趋势相近。从绝对值大小可以看出，静水压力对岩石的破碎影响不大。0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 0 50 100 150 200 250 300 350 单个齿钻压/N 齿破碎深度与钻压的比值/(mmN1)机械齿作用位置 射流作用位置 Inc：30 Time：3.0001055.875102 5.077102 4.279102 3.481102 2.683102 1.885102 1.087102 5.0871010102030405060当量体积/mm3 0204

36、06080 100 120 140160钻头转速/(rmin1)当量体积(mm3)破岩截面积(mm2)0102030405060破岩截面积/mm2 第 24 卷 第 23 期 张文华等.高压水射流机械齿联合破岩数值模拟研究 4381 图 17 不同静水压力下的联合破岩模型 Fig.17 Combined breaking rock model on the condition of different hydrostatic pressures 图 18 静水压力与岩石受力的关系曲线 Fig.18 Curve of rock force related with hydrostatic pre

37、ssure 图 19 静水压力与岩石最大应力的关系曲线 Fig.19 Curve of the maximum stress of rock related with hydraulic pressure 图 21是施加静水压力后岩石在某一步的破碎区域图，与图11未施加静水压力时岩石的破碎区 域图相比要小一些。静水压力值增加，破碎区域面积变小，这与前人试验结果相符合。图 20 静水压力与岩石最大破碎系数的关系曲线 Fig.20 Curve of the maximum failure index of rock related with hydrostatic pressure 图 21 静水

38、压力为 40 MPa 时岩石在某一步的破碎 区域图 Fig.21 Rock broken area with a hydrostatic pressure of 40 MPa 5 结结 论论(1)水射流冲击破碎岩石存在两种不同的机理。在低压力的情况下，主要表现为以水楔作用为主的冲蚀破碎；当射流压力超过一定值后，主要表现为以水锤作用为主的锤冲破碎。(2)第二门限压力略高于2倍的第一门限压力。(3)超高压水射流冲击破岩存在2个破碎区域：中心区域为剪切破坏，外侧为拉伸破坏，环状部分成块状剥落。(4)高压射流和机械齿在联合破岩过程中互相促进，联合破岩效率接近高压射流和机械齿分别破4.030 4.035

39、 4.040 4.045 4.050 4.055 4.060 4.065 4.070 4.075 0 10 20 30 40 50静水压力/MPa 岩石受力/(102 N)13.705 13.710 13.715 13.720 13.725 13.730 13.735 13.740 13.745 0 10 2030 40 50静水压力/MPa 某增量步的最大应力/MPa 6.346.356.366.376.386.396.406.4101020 30 40 50静水压力/MPa 破碎系数 岩石射 流 机械齿 机械齿 作用位置 射流作用位置 压碎区域 拉碎区域 Inc：30 Time：3.000

40、1055.556101 3.333101 1.111101 1.111101 3.333101 5.555101 7.778101 1.000101 4382 岩石力学与工程学报 2005年 岩之和的2倍。(5)计算结果表明，高压水射流与机械齿联合破岩存在一个最佳射流和齿的间距，在本文计算条件下，射流和齿的间距最佳值为13 mm。(6)在联合破岩过程中，以高压水射流冲击破岩为主，机械齿刮削破岩为辅。当射流压力足够高时增大转速能够提高破岩效果，当钻压增大到一定值后，钻压对破岩效率影响不大，破碎效率与静水压力成反比关系。参考文献参考文献(References)：1 张作龙，梁忠民.高压淹没水射流破

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