增透试验

增透试验（共4篇）

增透试验 篇1

煤矿井下水力压裂增透的主要原理是利用钻孔将液体以大于煤层滤失速率的流量注入煤层,由于液体流动阻力增加,进入煤层的液体会逐渐积聚,压力增大,当液体压力克服最小地应力和煤岩体抗拉强度时,会对煤层各种原生弱面两壁面产生劈裂或支撑作用,使弱面发生张裂、扩展,这些弱面的张裂一方面增大了煤体的孔隙率,另一方面,随着裂隙的延伸,裂隙之间逐步贯通形成裂隙网络,当液体排出后,裂隙网络就成为瓦斯运移的良好通道,从而增大煤层透气性,以达到改善瓦斯抽采效果的目的[1,2]。水力压裂技术作为一种强化增透措施已在我国部分高瓦斯低透气性煤层中进行研究和应用,并取得较好的效果[3,4,5,6,7]。

五阳煤矿煤层透气性低,矿井现有瓦斯抽采效率不高,回采过程中瓦斯浓度超限频繁,安全隐患严重。因此,在五阳煤矿提出采用水力压裂增透技术,拟采用现场试验的方法确定压裂施工参数和压裂增透影响半径,以期为该矿提高煤层瓦斯抽采效果提供理论指导。

1 试验地点概况

试验巷道选在75 - 5#水仓下部通道中,75 - 5#水仓下部通道从75 - 5#水仓通道停掘位置开口,与75- 5#水仓泵房通道呈100°夹角,巷道沿顶板布置,矩形断面,巷道高3 m、宽4 m。巷道附近煤层透气性低,瓦斯抽采效率低,钻孔平均瓦斯抽采浓度10% ~20% ,抽采纯流量0. 008 ~ 0. 02 m3/ min。该区域煤层赋存稳定,平均厚度6. 3 m,煤层顶板以细砂岩、砂质泥岩为主,底板以细砂岩、泥岩为主,地质构造简单,适宜水力压裂技术的实施。

2 水力压裂试验方案设计

2. 1 水力压裂工艺

煤层水力压裂系统主要由压裂泵组、水箱、压力表、流量表、高压管路等组成,如图1 所示。

2. 2 水力压裂钻孔布置

在压裂孔一侧布置1 个测试孔和6 个观测孔,通过测定含水率、抽采浓度和瓦斯纯流量,综合判断水力压裂增透影响半径。压裂钻孔布置在75 - 5#放水巷开口处460 m,孔径115 mm,孔深80 m,采用高压封孔器封孔,根据巷帮应力集中带宽度确定封孔长度为40 m。压裂前在压裂孔一侧40 m处打1 个测试孔,压裂后在同一侧按5 m间隔打抽采观测孔,孔径94 mm,孔深80 m。测试孔和观测孔均采用马丽散封孔,封孔长度12 m。钻孔布置见图2。

2. 3 水力压裂的起裂压力确定

水力压裂时注水压力和流量的确定对于压裂的效果至关重要,压力、流量过小,注入的水通过煤体滤失作用散失,只能湿润煤体; 压力过大,裂缝扩展延伸不充分,同时还有诱发突出的可能性。

孔壁起裂需要克服煤体抗拉强度和地应力,压力计算公式如下[8,9]:

式中: k为地层应力系数,k = σs/ q0; σs为实际铅垂方向应力,MPa; λ 为侧向应力系数,根据文献[10 - 11]和矿井实际地质条件,λ 取1. 5; Rt为煤体抗拉强度,MPa; q0为铅垂方向主应力,k Pa,q0= γH ; γ 为上覆岩层平均重力密度,k N/m3; H为煤层埋深,m。

压裂试验地区埋深505 m,煤层上方岩层平均重力密度25 k N/m3,铅垂方向最大主应力平均11. 6 MPa,水平方向最小主应力平均8. 6 MPa,煤体抗拉强度2 MPa,代入上式可得起裂压力为19. 5 MPa。

压裂泵组选用额定压力31. 5 MPa、额定流量500 L / min的BRW 500 /31. 5 型矿用乳化液泵,并配备1 600 L水箱。

3 煤层水力压裂增透工业试验

压裂前首先调整泵压为8 MPa,系统试运行10 min,检验压裂系统各部分是否正常工作,然后开始压裂,将泵压缓慢调升至17 MPa,运行30 min,观察并记录泵压及流量变化,如图3 所示。泵压为15 MPa时,注水管路内压力一直低于15 MPa,说明此时滤失量大于泵流量,因此缓慢加大泵压至19. 5 MPa,管路压力逐渐增大但始终远低于泵压; 继续缓慢调升泵压,当泵压调整至21 MPa时,管路压力迅速上升,达到峰值后立刻下降; 保持该泵压继续注水,先后又产生多个波峰,且其幅度逐渐减小。压裂200 min后,注水压力保持在17 MPa左右,无明显波动,同时出现若干轻微煤炮声响,为保证安全,停止压裂,判断压裂结束。

此次压裂共持续3. 5 h,最高注水压力20. 8 MPa,略高于计算压力,这主要是由于管道摩擦阻力、煤层的非均质性造成的。总注水量59. 67 m3,注水流量100 ~ 490 m3/ min。压裂至200 min时,出现若干次轻微煤炮声响,说明水力压裂已使一定范围内压力集中区域卸压,压力得到释放。压裂前后对煤层顶底板和煤壁位移进行测量,结果表明压裂过程中巷道及顶底板未发生变形。

4 水力压裂增透影响半径的确定

4. 1 瓦斯抽采浓度及流量变化规律

压裂结束后,对压裂钻孔放水3 d,然后施工抽采钻孔,测定煤层含水量,同时并网抽采。压裂前测试孔与压裂后6 个观测孔30 d的瓦斯抽采纯流量和浓度对比见图4 ~ 5。

由图4 ~ 5 可知,压裂后1#~ 4#观测孔瓦斯抽采浓度和抽采纯流量较测试孔都有较大增长,压裂前测试孔最大瓦斯抽采浓度和纯流量分别是37% 和0. 025 m3/ min; 压裂后,1#~ 4#观测孔最大瓦斯抽采浓度和纯流量分别是80% 、65% 、62% 、62% 和0. 066、0. 053、0. 055、0. 044 m3/ min,瓦斯抽采浓度和纯流量分别增加1. 7 ~ 2. 2、1. 7 ~ 2. 6 倍。15 d后测试孔瓦斯抽采浓度和纯流量基本稳定在15% 和0. 01 m3/ min,而1#~ 4#观测孔抽采浓度在第30 天时仍维持在测试孔初期抽采时的水平,5#观测孔平均瓦斯抽采浓度和纯流量较测试孔稍有降低,6#观测孔瓦斯抽采浓度和纯流量与测试孔基本一致。

6 个观测孔前30 天平均瓦斯抽采浓度和纯流量较测试孔改善情况如图6 所示,压裂后1#~ 4#观测孔平均瓦斯抽采浓度增加2. 3 倍,纯流量增加2. 6 倍,说明水力压裂增透只影响到4#孔至5#孔之间,不超过25 m。

4. 2 煤层含水率变化规律

6 个观测孔和测试孔的煤样含水率对比见表1。煤层原始含水率为1. 23% ,1#~ 5#孔压裂后含水率为1. 72% ~ 2. 96% ,平均2. 2% ,是原始含水率的1. 78 倍; 6#孔压裂后含水率1. 21% ,是原始含水率的0. 98 倍。

由表1 可知,随着压裂孔距离增大,煤层含水率增加幅度逐渐减小,距离压裂孔30 m处时,煤层含水率接近原始含水率,说明压裂后,压裂水影响范围接近30 m。但是综合抽采情况会发现距压裂孔25 m处时,抽采效果已与未压裂时较接近,说明增透范围明显小于25 m,这主要是由于压裂后期已形成很多张开裂缝,在裂缝端面和裂缝面处造成大量滤失,裂缝无法继续延伸,此时压入的水通过滤失作用润湿周围的煤体、排挤瓦斯,但是并未使煤体增透。因此,结合瓦斯抽采效果和煤层含水量变化情况判定,水力压裂卸压增透影响半径为20 ~ 25 m。

5 结论

1) 确定出适合五阳煤矿的水力压裂工艺及压裂参数。由于管道摩擦阻力以及煤层非均质性影响,五阳煤矿3#煤层水力压裂注水压力实际为20. 8 MPa,比理论计算值19. 5 MPa略大,可为五阳煤矿水力压裂工程应用提供理论指导。

2) 水力压裂后增透范围内瓦斯平均抽采浓度增加2. 3 倍,纯流量增加2. 6 倍,煤层含水率平均增加1. 78 倍,水力压裂增透效果明显。

3) 水力压裂后,1#~ 4#孔瓦斯抽采浓度和纯流量显著提高,1#~ 5#孔煤层含水量显著增大。由于水力压裂后期已形成很多张开裂缝,在裂缝端面和裂缝面处造成大量滤失,裂缝无法继续延伸,此时压入的水通过滤失作用润湿周围的煤体,但未使煤体增透。因此综合判断水力压裂增透影响半径为20 ~25 m,为五阳煤矿水力压裂钻孔布置提供一定依据,同时也可作为类似矿井确定水力压裂增透影响半径的有效参考。

摘要：在分析煤层水力压裂增透机理的基础上,根据五阳煤矿地质条件,经现场试验确定出适合五阳煤矿的水力压裂工艺及压裂参数。水力压裂后,在增透影响半径内煤层瓦斯平均抽采浓度和平均抽采纯流量较原始抽采增大2.3倍和2.6倍,煤层平均含水率增大1.78倍。通过综合测定钻孔瓦斯抽采纯流量、抽采浓度和煤层含水率得到水力压裂增透影响半径为20~25 m,压裂湿润煤体范围略大于压裂增透范围。

关键词：煤层,水力压裂,瓦斯抽采,增透影响半径

增透试验 篇2

我国煤层赋存条件复杂且瓦斯含量高,导致瓦斯灾害事故频发。瓦斯抽采是解决矿井瓦斯灾害的有效途径,但是由于煤层的低渗透率,导致我国煤层气抽采利用率低下,煤层增透一直以来都是我国煤矿安全生产和瓦斯抽采的重大难题[1,2]。随着开采深度的不断增加,高地应力造成的高含量、低透气性问题日益突出,井下工作面瓦斯超限、煤与瓦斯突出等问题日趋严重。为了提高煤层增透效果,我国煤炭科技工作者近几十年来提出了深孔预裂爆破、开采保护层、水力压裂、水力冲孔、水力割缝等多种增透方法[3,4,5,6],但是由于部分措施的技术条件和工艺的不完善,效果并不理想。早在20世纪50年代,许多国家开始使用CO2作为混相剂驱油,作为提高油气井采收率的有效途径[7,8]。上世纪末,众多专家学者将超临界CO2引入煤炭行业,在煤层增渗方面取得良好效果[9]。近年来,液态CO2爆破成为煤炭行业热门话题,作为物理爆破的方法,液态CO2爆破投入低廉、操作简单、过程安全,同时爆破后环境友好,为煤矿井下掘进、放顶和煤层增透提供了新的思路[10,11]。但是,国内外液态CO2爆破技术的研究停留在基本原理上,具体爆破过程、爆破裂隙产生原理等方面并未得到深入研究,这项技术的理论研究落后于实践。笔者监测爆破器主管内高压CO2气体P - T变化曲线,研究液态CO2爆破裂纹扩展规律,计算液态CO2的TNT当量,选取合适地点进行工业试验,对比研究爆破前后煤层瓦斯抽采效果, 为液态CO2爆破增透技术推广提供参考。

1液态CO2爆破技术

1.1液态CO2爆破装置

1.1.1液态CO2爆破器及爆破原理

二氧化碳爆破器实物及组成结构见图1。

爆破器由主管、充气头( 起爆头) 、排气头、加热棒、爆破片、泄能片、止飞器等组成。爆破器主管充装液态CO2,使用发爆器激发加热装置,主管内液态CO2迅速汽化,体积膨胀600余倍,主管内气体压力迅速升高,达到泄能片极限压力后,泄能片在0. 1 ~ 0. 5s内破断[12],高压气体由泄能头两侧的出气孔急速冲出,形成冲击波冲击煤体,达到爆破增透的目的。

1.1.2液态CO2爆破装置

液态CO2爆破装置示意图见图2。无损组装系统解决了现有组装设备夹紧力不易控制,容易损伤被组装工件的问题,具有夹紧方便、可靠,可实现对被组装工件无损、快速、稳定组装的优点。自动化快速充装系统包括液化气体供应装置、充装泵、充装感应平台和主控系统,实现安全高效的自动充装、自动计重、自动停止、自动控制压力、自动控温、自动冷却等功能。

1.1.3二氧化碳爆破器特点

1) CO2气体具有抑爆、抑燃特点。

2) 1. 0 kg液态CO2气化过程需要吸收60 k J热量,40ms内迅速气化,整个过程CO2温度在0℃ 左右,大量的高压CO2气体营造惰性气体环境,杜绝瓦斯爆炸。

3) 物理爆破过程不产生扬尘以及CO等有毒有害物质及气体,且不会产生任何明火或火花,爆破过程本质安全,环境友好。

4) CO2爆破器气化过程完全密闭,震动、撞击均无法激活内置发热管,液态CO2充装、运输、使用过程安全性高。

1.2液态CO2爆破过程

煤层液态CO2爆破过程中,首先由冲击波在爆破孔周围产生粉碎区和爆破孔法向的初始导向裂隙,为裂隙近区; 随着冲击波转变为应力波继续传播,后续大量高压气体在初始导向裂隙中尖劈扩展, 形成二次裂隙发育,为爆破裂隙中远区。采用示波器监测型号为MZL200 - 1180 /50的爆破器爆破过程中,主管内高压CO2气体P - T曲线如图3所示。

其中: OA阶段: 启动发热装置,主管内液态CO2迅速汽化至泄能片极限压力200MPa。

AB阶段: 泄能片在0. 1 ~ 0. 5s内破断,大于液态CO2汽化时间,气体压力继续升高至最大压力, 直到泄能片破断。

BC阶段: 泄能片破断后,爆破器内高压气体高速喷射而出,压缩空气介质,形成冲击波,冲击煤体, 在出气孔方向形成两个导向型爆破空腔。由于爆破孔与爆破器之间波的不断反射叠加,在出气孔附近爆破孔不断扩孔,与爆破空腔一起形成粉碎区,气体压力和冲击波速度急剧下降。

CD阶段: 随着冲击波速度下降,冲击波转化为应力波,裂隙失稳扩展,煤体径向受到压应力,切向受到拉伸应力,产生径向裂隙和切向裂隙。随着应力波的衰减,煤体压缩变形区域变形能释放,形成卸载波,向粉碎区方向传播,在环向上受到拉伸作用, 当拉伸应力大于煤体抗拉强度时,煤体产生环向裂隙。之后,CO2气体楔入各裂隙,和瓦斯压力以准静压力的形式共同作用于裂隙面,在气体的膨胀、挤压及气楔作用下裂隙继续扩展延伸,形成最终爆破裂隙区。同时,由于煤体破碎和CO2气体的分压比, 造成煤体内CH4大量解吸。

1.3液态CO2的TNT当量

液态CO2储存于爆破器主管内,经加热后迅速由液态转化为气态,以压缩气体形式存在,直到冲破定压泄能片产生爆破效果,符合压缩气体与水蒸气容器爆破的定义。故采用压缩气体与水蒸气容器爆破能量计算方法计算型号为MZL200 - 1180 /50的爆破器TNT当量,爆破器长1. 5m,主管长度1. 415m,外径50mm,内径28mm,泄能片极限压力为200MPa,爆破器主管中充装液态CO2质量为1kg左右,液态CO2爆破释放能量用下式计算[13]:

式中: Eg为气体爆破能量,k J; P1为主管内气体压力,MPa; P2为标准大气压力,取0. 101MPa; V为主管体积,m3; K为CO2绝热指数,取1 . 295。

将数据代入式( 1) ,可得出液态CO2爆破器启动后释放的能量为764k J。液态CO2爆破装置的近似TNT当量WTNT采用式( 2) 计算:

式中: QTNT为1kg TNT爆炸能,取4250k J/kg。

经过计算,型号为MZL200 - 1180 /50的液态CO2爆破器的当量为180 g TNT。

2液态CO2爆破对煤层瓦斯抽采的影响

某煤矿204工作面为大采高工作面,工作面长200m,推采长度2150m,全部垮落法管理顶板。瓦斯含量6. 77 ~ 6. 84 m3/ t,瓦斯压力0. 58 ~ 0. 64MPa,瓦斯放散 初速度0. 785,透气性系 数0. 041 m2/ ( MPa2· d) ,钻孔流量衰减系数0. 023 d- 1。工作面推进速度快,工作面瓦斯涌出量为31. 3 m3/ min,风排瓦斯为8. 54m3/ min,瓦斯治理压力大。在204工作面运输运漕进行液态CO2爆破前后瓦斯 抽采试验,工作面煤 层地应力 大约为10MPa,采用分段式连续爆破,在煤层水平方向上, CO2爆破有效影响半径分别为出气孔方向6m、出气孔法向为4m左右[14],炸药深孔预裂爆破时,爆破孔间距与单孔爆破有效影响半径R的关系[15]:

鉴于液态CO2爆破与炸药爆破的区别,计算得知,爆破器间距应为5m,爆破孔间距7. 5m,控制孔间距7. 5m,控制孔前期作为爆破控制孔增加自由面,爆破结束作为抽采孔继续使用,爆破孔与抽采孔间隔布置,钻孔布置见图4,爆破前后各测点钻孔平均瓦斯抽采浓度变化见图5,平均瓦斯抽采混量变化见图6。

由图5、图6知,液态CO2爆破前后瓦斯抽采浓度平均提高3. 16倍,瓦斯抽采混量提高约1. 71倍。 爆破前瓦斯抽采浓度较低,爆破后,爆破孔周围产生大量裂隙,破坏原始煤层瓦斯吸附解吸平衡状态,大量吸附态瓦斯解吸为游离态,瓦斯抽采浓度急剧升高; 同时,爆破后产生大量CO2气体充斥在煤层孔隙中,根据竞争吸附理论,煤基质对CO2吸附能力远大于CH4,煤层CH4大量解吸,维持了瓦斯抽采的高浓度,随着CO2不断被煤体吸附,孔隙中CO2浓度持续降低,减缓了CH4的解吸速度,直至趋于稳定。瓦斯抽采混量提高的原因是: 爆破后煤层透气性系数得到大大的提高,煤层中瓦斯流动阻力减小,瓦斯流动速度加快,随着瓦斯抽采的进行,瓦斯能够得到源源不断的补给,持续提高瓦斯抽采混量, 直至趋于稳定。

3液态CO2爆破井下试验

进行液态CO2爆破井下试验,可以深入研究液态CO2爆破煤层增透规律,并选定合理爆破器和参数,为此低成本高效煤层增透技术的实施推广提供参考。

3.1试验区选取

由于试验设计需要在不同地应力煤层进行液态CO2爆破,试验区选取一定要遵循以下原则:

1) 煤层瓦斯地质参数较为相近的同一矿区;

2) 矿井为多水平开采,以不同埋深来表征不同地应力;

3) 煤层渗透率较低,需要进行煤层增透。

黑龙江省龙煤集团七台河分公司,位于黑龙江省东部盆地群的勃利盆地,七台河矿区为我国薄煤层开采示范基地,含煤地层约100多层,区内有新建矿、新兴矿、桃山矿、新立矿等11对生产矿井,各矿井皆为分水平开采,一水平为标高 - 25 ~ - 100m, 二水平标高约 - 100 ~ - 400m,三水平标高约 - 400 ~ - 800m,四水平为 - 800m以下,煤层透气性系数为0. 1416 ~ 1. 2534m2/ ( MPa2·d) ,为低透气性煤层,满足试验要求,故选取七台河矿区为本次工业试验的地点。

3.2爆破有效影响半径的考察

在七台河矿区,选取不同埋深煤层,并设置不同爆破压力,分别进行液态CO2爆破工业试验。不同型号的爆破器具有不同的装液量和泄能片极限压力,试验中应根据不同需求选取不同型号的爆破器。 为了避免钻孔的截流效果,在每一个爆破试验地点, 按照不同距离分组布置瓦斯抽采孔,见图7。抽采孔与爆破孔距离设定为2m、2. 5m、…、8m。监测爆破前后每一个抽采孔的瓦斯抽采混量与浓度,若某一抽采孔爆破前后瓦斯抽采混量与浓度明显提高, 则认为该抽采孔与爆破孔的距离在爆破有效影响范围内,最终确定爆破有效影响半径。

4井下爆破试验结果

选取不同埋深的地点进行液态CO2爆破试验, 根据测试地点埋深和上覆各煤岩层容重,换算为等效地应力,并采用上述方法监测各实验地点爆破有效影响半径。不同地应力下液态CO2爆破有效影响半径变化如图8所示。由于垂直应力对裂隙的闭合作用,煤层地应力对爆破有效影响半径起到抑制的效果,随着地应力的增加,爆破裂隙区域逐渐减小,主要原因在于煤层地应力的增加会导致应力场作用下煤体裂隙尖端应力强度因子降低,不利于煤体裂隙的产生和扩展。而且,在爆破中远区,裂隙的产生和扩展方向在一定程度上受煤层主应力方向的控制和影响。

在七台河矿区各矿选取地应力约为10MPa的试验区域,在不同爆破压力下进行煤体液态CO2爆破试验,同时采用上述方法对爆破有效影响半径进行考察,得出爆破影响半径与爆破压力的关系如图9所示。爆破压力与爆破有效影响半径呈正相关的关系,当爆破压力较小时爆破有效影响半径较小,但是当爆破压力增大到280MPa时,爆破有效影响半径增加趋于平缓,增长幅度有限,所以爆破压力应该选择一个合适的范围,在达到理想的爆破效果的前提下,使经济成本降到最低。根据工业试验结果,爆破压力选择在160 ~ 280MPa之间最为合理。

煤层透气性系数是衡量煤体中瓦斯流动难易程度的一项重要指标,是评价煤层瓦斯抽放难易程度和瓦斯突出防治的重要技术参数。采用径向流量法测定爆破地点爆破前后透气性系数,并采用径向流量法测定各爆破地点爆破前后透气性系数,由于钻孔是径向不稳定流,用传统的流量计法测钻孔瓦斯流量不太可能,所以采用排水法测瓦斯流量。考察结果见表1,爆破后煤体松动,孔裂隙增加,煤层透气性得到大幅度提升。随着抽采时间的增加,由于爆破裂隙逐渐闭合,造成爆破孔周围煤体透气性系数逐渐降低,一个月后透气性系数趋于稳定,爆破前后对比,趋于稳定时,煤层透气性系数提升17. 49 ~ 22. 76倍,见图10。

5结论

监测液态CO2爆破过程中主管内高压气体压力时程曲线和裂隙发展规律,计算试验用爆破装置液态CO2的TNT当量,在七台河矿区以不同爆破压力和地应力下进行液态CO2爆破试验并进行瓦斯抽采,得出以下结论:

1) 采用压缩气体与水蒸气容器爆破方法,确定型号为MZL200 - 1180 /50的液态CO2爆破器的当量为180 g TNT。

2) 与为爆破煤层瓦斯抽采相比,进行液态CO2爆破后瓦斯抽采浓度提高3. 16倍,瓦斯抽采混量提高约1. 71倍。

3) 随着地应力的增加,液态CO2爆破有效影响半径逐渐减小,两者呈近线性关系。

4) 爆破压力与爆破有效影响半径呈正相关的关系,且爆破压 力在160 ~ 280MPa范围内最 为合理。

增透试验 篇3

1 聚能爆破增透机理

聚能爆破采用不耦合装药, 炸药爆炸产生的爆轰波首先压缩间隙内的空气形成空气冲击波, 而后空气冲击波作用于炮孔壁并在煤体内产生爆炸应力波。爆炸冲击波、应力波、爆生气体综合作用改变了煤体的原始应力状态, 在煤体内的初始裂隙尖端产生应力集中。由于煤体抗拉强度远小于其抗压强度, 在拉应力作用下初始裂隙尖端产生新裂隙或者使原有裂隙进一步扩展, 从而增加煤层的透气性。

2 聚能爆破增透试验

2.1 试验工作面概况

平煤六矿为煤与瓦斯突出矿井, 聚能爆破试验选在二叠系下石盒子组戊8-22310工作面, 工作面走向长1796m, 宽180m, 埋深为783m~882m, 煤厚1.5m~3.0m, 倾角1.8°~9.7°, 局部断层发育, 平均瓦斯含量7.18m3/t, 瓦斯压力0.71MPa, 且随着埋深增加瓦斯参数有增大趋势, 工作面突出危险性较大。

2.2 聚能爆破参数设计

(1) 炮孔直径。聚能爆破时, 既要使爆破后煤体裂隙充分发育, 又要尽量弱化煤体的粉碎性破坏, 因此必须采用径向不耦合装药结构, 即装药直径与炮孔直径不相等, 二者间得留出一部分孔隙。不耦合系数过小, 作用在煤体上的应力波较大, 会导致粉碎区较大;不耦合系数过大则裂隙在煤体中发育程度较小, 不利于增透。试验选取装药直径45 mm, 爆破钻孔为89 mm。

(2) 爆破孔与邻近抽放孔间距。在聚能爆破区域, 通常会布置一些抽采钻孔先进行煤层瓦斯预抽, 等聚能爆破增透之后再继续进行瓦斯抽采;抽采钻孔能起到导向孔的作用, 有利于聚能定向爆破。但是, 如果二者距离太近, 在爆破作用下会引起抽采孔孔壁破碎, 影响瓦斯抽采效果。因此, 瓦斯抽采孔应布置在爆破作用后的应力波不会造成抽采钻孔发生压破坏或拉破坏的位置。即:

式中:σmax为瓦斯抽采钻孔径向应力峰值, MPa;

σcd、σtd为爆破过程中煤体动态抗压、抗拉强度, MPa。

其距离可以通过下式计算:

式中:l为聚能爆破孔与瓦斯抽采孔之间的距离, m;

P为爆破钻孔孔壁的冲击力, MPa;

r1为炮孔的半径, m;

α为应力衰减系数。

试验选取间距为1.5m以上。

(3) 爆破孔与顶底板间距。聚能爆破主要是通过致裂煤体, 增加煤体的透气性, 但当爆破孔与顶底板相距较近时, 可能在爆破作用下使煤层顶底板产生破坏, 给后期支护等过程造成安全隐患。尤其是煤层上部有含水层的情况更应留出更大的安全距离, 通常该距离在0.6m以上。

(4) 爆破孔间距。聚能爆破后, 在爆破孔周围可分为粉碎区、裂隙区及震动区。其中前两者范围内煤层透气性显著提高, 而震动区内的部分区域的透气性有所增加, 因此要合理确定震动区的范围, 保证整个区域充分增透, 通常可按下式进行估算:

式中:R为震动区半径, m;

Q为装药量, kg。

根据震动区半径即可设计出炮孔间距, 通常炮孔间距为10m~20m, 试验中选择15 m。

(5) 轴向装药长度。爆破孔的装药长度通常设计为30m, 装药长度越大, 爆炸所产生的冲击效应越大。在径向装药不耦合系数一定的条件下, 通过调整装药的长度可实现预期的爆破效果。

2.3 聚能爆破钻孔布置

根据戊8-22310工作面实际条件, 以及设计的爆破参数, 在工作面进行了15次聚能爆破试验, 其中14次在机巷, 1次在风巷, 具体钻孔布置图如下所示。

2.4 聚能爆破增透效果

为检验聚能爆破增透效果, 对聚能爆破前后爆破影响区及非爆破影响区的平均瓦斯抽采浓度和平均瓦斯抽采纯量进行了对比。爆破前的瓦斯抽采浓度为23.7%, 瓦斯抽采纯量为0.004 m3/min;爆破后瓦斯抽采浓度为30.2%, 瓦斯抽采纯量为0.015 m3/min, 增量分别为6.5%、0.011 m3/min。非爆破影响区的瓦斯抽采浓度为18.3%, 瓦斯抽采纯量为0.008 m3/min;爆破影响区瓦斯抽采浓度为29.3%, 瓦斯抽采纯量为0.016 m3/min, 分别是非爆破影响区的1.6倍、2.2倍。爆破作用使煤体裂隙大量增加, 煤层透气性显著增加, 瓦斯抽采效果显著提高。

3 结论

(1) 煤层深孔聚能爆破利用爆破过程中所产生的冲击波破坏煤体, 促使煤体内裂隙的发育, 从而增加煤层的透气性, 促进煤层瓦斯抽采效率的提高。

(2) 深孔聚能爆破的主要参数包括炮孔直径、爆破孔与邻近抽放孔间距、爆破孔与顶底板间距、爆破孔间距、轴向装药长度等, 爆破的效果可通过匹配参数获得。

(3) 通过平煤六矿戊8-22310工作面进行聚能爆破工业性试验表明, 聚能爆破能够很好地增加煤层的透气性, 瓦斯抽采效率明显提高, 是一种很好的增透技术。

摘要：针对低透气性煤层瓦斯抽采困难的问题, 采用聚能爆破的方法促使煤体裂隙发育, 从而增加煤体的透气性;同时分析了聚能爆破的钻孔参数与爆破参数。通过在平煤六矿戊8-22310工作面进行聚能爆破工业性试验表明, 聚能爆破能够很好地增加煤层的透气性, 提高瓦斯抽采效果。

红外增透薄膜的研究进展 篇4

增透膜具有增加光学器件透过率的性能,因此在光学设备[1]、太阳能电池[2]以及激光系统[3]等涉及航天、军事、通信的众多领域有着十分广泛的应用。特别是近些年来红外光学系统的快速发展,为了提高入射光的透过率,并进一步提升成像系统的成像质量,在透镜或者是窗口材料的表面镀制红外增透膜是十分必要的。换言之,高性能的红外增透膜是红外光学系统的一个关键部分[4,5]

红外增透膜的制备方法主要有: 浸渍法( Dip -solution)[6]、真空蒸发法( Vacuum Evaporation)[7]、电子束蒸发法( Electron Beam Evaporation)[8]、溅射法( Sputtering Method)[9]和化学气相沉积法( Chemical Vapor Deposition)[10]。理想的制备路径为: 在适当的条件下,首先将不溶物的单分子膜通过简单的方法转移到固体的基质上,其后通过多次的转移得到分子排列相对规整、高度各向异性的层状结构,且薄膜厚度人为可控。

本文将重点对红外增透膜的制备方法进行介绍,并且按照单层红外增透膜、多层红外增透膜系、新型红外增透膜的分类讨论红外增透膜制备的研究进展。

1 单层增透膜

红外增透膜材料需要具有较高的红外透过率,常见的镀膜材料有氟化物( Pb F2,THF4,Ba F2) 、硫化物( Sb2S3,Zn S,Zn Se) 、氧化物( Ti O2,Zr O2,Y2O3)等。其中,硫化锌( Zn S) 是宽禁带的Ⅱ - Ⅵ族化合物半导体材料,有 α 和 β 两种结构,其优良的电光特性和广泛的应用前景,是目前备受重视的化合物半导体材料。在8 ~ 12 μm波长范围内,Zn S薄膜具有良好的红外透过率,并有高的熔点,可用来作红外窗口材料,已被广泛应用于制作光激发二极管、抗反射镀层、大功率红外激光器窗口和红外吊舱窗口以及导弹光罩等[11]。

Zn S薄膜最简便的制备方法为真空镀膜法,即将清洁干燥后的基底放置于蒸发室,将高纯Zn S粉体置于蒸发舟中。抽真空至10- 4Pa或者更高的真空度,此时加热,使得原料蒸发成蒸汽并且最终均匀的沉淀在基底上。然而,常规的真空镀膜法镀制的膜层为柱状结构,容易在膜层内部产生空隙,影响了红外增透膜的稳定性和使用寿命。黄[12]等用离子束辅助蒸发工艺在锗基底上镀制Zn S红外增透薄膜,在基底温度为150℃,离子束能量小于200e V,离子束流密度大于5m A/cm2的工艺条件下镀膜,不会使得Zn S红外增透膜的光学性能发生改变; 以常规真空镀膜法制备的Zn S薄膜作为对照组,经过附着力、抗磨强度、温度循环、交变湿热、水溶性试验,离子束辅助蒸发制备的Zn S薄膜性能更为优异,主要得益于该工艺对薄膜结构的改变。

二氧化硅( Si O2) 薄膜为另一种常见的增透膜,主要工作区域为近红外波段。尽管其增透范围仅为为0. 8 ~ 1. 1μm,但是由于Si O2薄膜制备简易且机械强度较好,因此应用较广。晏[13]等以正硅酸乙酯作为硅源,以氨水作为碱源,制得Si O2溶胶,用提拉法在K9 玻璃上镀膜。Si O2薄膜表面的硅羟基主要有三种,分别为孤立硅羟基、孪式硅羟基和氢键硅羟基。孤立硅羟基化学性质十分活泼,极易与周围环境的水分子结合使得膜层极性增强,并导致透过率下降。晏等使用全氟辛基癸烷三甲氧基硅烷( FAS)对Si O2薄膜进行改性,在其表面枝接烷氧基基团,干燥后即可得FAS改性Si O2近红外增透膜。测试FAS改性Si O2红外增透膜透过率曲线,在1. 05μm处的透过率为99. 8% ,基底的透过率为92. 5% 。如图1、图2 所示分别为增透膜改性FAS前后对水、二甲基硅油的接触角图,改性前Si O2红外增透膜对水的接触角为28. 5°,改性后对水的接触角为108°,说明增透膜由亲水变为疏水; 改性前Si O2红外增透膜对二甲基硅油的接触角为13°,改性后对水的接触角为74. 5°,说明增透膜由亲油变为疏油。即最终得到疏水疏油的Si O2红外增透膜,其双疏性能超过了聚四氟乙烯。同时对Si O2红外增透膜进行抗油污染能力测试,普通Si O2膜在1. 05μm处的透过率下降4% ,FAS改性Si O2膜透过率仅下降0. 2% ,说明FAS改性使得膜层的抗油污染能力提高。

2 多层红外增透膜系

尽管Zn S,Zn Se等红外增透膜具有良好的光学透过率,但是其工作波段往往较窄,且多数材料在长红外波段接近于不透明,因此仅仅寻找单层增透膜的适宜材料具有局限性。李[14]等分别选择Ge,Zn S和YF3作为高、中、低三种折射率的材料进行膜系设计,理论依据为多层增透膜的特征矩阵[4],如公式( 1) 所示

式中δ———λ波长的光在膜材料中单向行进的位相厚度;

N———薄膜的复折射率;

d———薄膜厚度;

θ———光在膜层中传播方向与法向的夹角;

ηi———为有效导纳。

其中

李等设计的初始膜系结构为空气| N L N H N |基底| N H N L N | 空气,其中H对应Ge,N对应Zn S,L对应YF3,设计 λ = 1. 2 μm,变量为各膜层的厚度。采用光学薄膜设计软件Filmwizard进行处理,确定最优组合。采用真空蒸发法进行薄膜镀制,测试透过率曲线发现,在12 μm以前理论设计和实测最优组合透过率基本一致; 12 μm之后实测最优组合透过率下降比较明显,推测可能是由于膜层的组成材料在该波段的吸收增加所致。用该方法最终得到了适用于6. 4 ~ 15 μm的宽带红外增透膜。孙[15]亦选择Ge,Zn S和YF3作为镀膜材料,系统的研究了基底表面质量、蒸发速率、真空度、基底温度、镀制时间等对于红外增透膜系性能的影响,最终通过优化膜系设计以及工艺参数,制备了适用于8 ~12 μm的红外增透膜系,峰值透过率可达99. 2% ,平均透过率为98% 以上。

潘[16]等以Ge,Zn Se和YF3作为高、中、低三种折射率的材料进行膜系设计,采用离子束辅助法镀制增透膜,最终得到3 ~ 5 μm和8 ~ 12 μm双波段兼容的红外增透膜。对其进行透过率测试,最高可达98% ,平均透过率为94% 以上。为了提高膜系的机械强度,首先在增透膜外镀制极薄的Ge层,然后采用脉冲真空电弧离子镀膜技术加镀类金刚石保护膜( DLC) ,测试其透过率最高可达96% ,平均透过率为92. 5% 以上。对该增透膜进行高低温实验、机械强度实验、附着性实验、湿度实验和盐雾实验,膜层未见起皱、脱落,光学性能依然满足要求,表明其机械性能有明显的提高。

王[17]等以Zn S作为基底,以Ti O2及Al2O3作为镀膜材料,采用离子辅助蒸发法制备基于氧化物的红外增透膜。在0. 8 ~ 1. 7 μm,双面镀制薄膜后平均透过率达到95% 以上; 在3. 7 ~ 4. 8 μm,双面镀制薄膜后平均透过率达到96% 以上。相比于Zn S基底材料,增透20% 左右。同时,Al2O3为自然界仅次于金刚石的第二硬材料,尽管Al2O3膜材料硬度低于块状材料,但依然对基底起到很好的保护作用,提高了增透膜的机械强度。

3 新型红外增透膜

3. 1 金刚石红外增透膜

常见的红外窗口材料机械性能普遍较差,难以承受光学器件使用环境中高速飞行的粒子以及水滴的冲击,将会出现膜层的潮解吸湿甚至脱落。为此,急需找到高透过率、低摩擦系数及较高机械强度的新材料。

金刚石为自然界已知的硬度最高的物质,并且在紫外、可见、红外波段均具有良好的透过性,化学性质稳定,很早便引起了研究人员的关注,但是起初主要是作为Ge,Zn S等的保护层。Zhang[18]等用离子溅射法在基底上直接镀制金刚石薄膜( DLC) ,通过优化确定最佳工艺参数,并测试透过率。在红外波段2. 5 ~ 12 μm内,在Ge基底上双面镀制DLC膜,平均透过率为85% 以上,最高透过率为97% ; 在Zn S基底上双面镀制DLC膜,平均透过率为73% 以上,最高透过率为95. 8% ,已接近理论值。胡[19]等采用CVD法在区熔硅抛光片的表面镀制金刚石薄膜,系统的研究了热丝排布、气体组分、反应腔压力,基体温度对薄膜镀制的影响。在较优工艺条件下进行镀膜,并对样品进行透过率测试,单面镀膜的红外透过率最高可达65% ,双面镀膜红外透过率最高可达84% ,接近理论值。对该金刚石薄膜进行SEM表征,其晶体尺寸约为2 μm,为典型的微米级薄膜。对其进行机械性能测试,显示该薄膜具有一定的抗热震性能。

Lin[20]等以5 ~ 10 nm量级的金刚石纳米颗粒为原料,采用旋涂的方法于光学玻璃上镀制纳米金刚石增透膜,并系统的研究了不同浓度、不同压力下所得增透膜的微观结构及光学性能。该制备方法的优势在于廉价、环境友好、可操作性强。

3. 2 碳化锗( Ge1 - xCx) 红外增透膜

Ge1 - xCx薄膜是一种新型的红外增透膜材料,相比于传统材料具有低吸收、低应力、高稳定性和与基底的附着力好等优点。Wu[21]等采用离子束辅助化学气相沉积法制备Ge1 - xCx薄膜,并研究了沉积速率、反应物配比、离子束功率对薄膜结构的影响。该法制备的Ge1 - xCx薄膜随着工艺条件的不同,会得到不同折射率的膜层材料,有利于多层膜系的设计。Wu等最终确定镀制三层不同折射率的Ge1 - xCx红外增透膜,最外层镀制DLC保护膜。对多层增透膜系测试红外透过率,其在4 ~ 5 μm和8 ~ 14 μm具有较好的红外增透性能,如Zn S /Ge1 - xCx红外透过率为88% ,高出Zn S材料14% 。同时由于最外层金刚石薄膜的镀制,该红外增透膜具有较高的机械性能。

3. 3 纳米多孔增透膜

最近,有研究者制备一定厚度的纳米多孔薄膜作为红外增透窗口材料亦取得不错的效果。Joo[22]等以苯乙烯- 甲基丙烯酸甲酯嵌段共聚物( PS -b - PMMA) 作为前驱体,通过控制容积率( fPMMA) 控制膜材料的折射率。脱除磨板机后得到海绵状的多孔增透膜,该单层膜在特别的波段接近于零反射( 小于0. 1% ) ,但该单层膜的主要工作区域为可见光区。

为拓宽该增透膜的工作区域,Joo[23]等在前述研究基础上研究多层膜系的制备( 如图3 所示) 。首先将fPMMA= 0. 3 的PS - b - PMMA旋涂在玻璃基底上,然后对第一层膜进行臭氧化处理使得PS发生交联,防止在下一步镀膜时发生已镀膜层的溶解。然后旋涂fPMMA= 0. 46 的PS - b - PMMA,继续臭氧化处理; 最后,旋涂fPMMA= 0. 69 的PS - b - PMMA,在紫外条件下溶剂萃取除去PMMA片段,最终得到海绵状的三层红外增透膜系。该红外增透膜系作为一种新兴的红外窗口材料在近红外( 0. 8 ~ 2 μm) 波段表现出优于常规材料的透过率,并且通过容积率的控制可以得到不同折射率的薄膜材料,有利于多层增透膜系的设计。该镀膜工艺制备简便,膜层分布均匀且与基底的结合紧密,在高转化率太阳能电池制备方面有潜在的应用价值。

另外,纳米贵金属薄膜为红外增透领域的新宠。Gompf[24]采用电子束蒸发法在硅抛光片表面镀制金纳米薄膜,并研究了不同膜层厚度的透过性能。最终发现,通过控制金纳米薄膜厚度( 1 ~ 3 nm) 的方法,可以在红外区获得较好的透过率,与有效介质理论相符。然而由于原材料价格昂贵,该制备仅仅停留在实验室理论研究阶段。

4 结语