模拟煤层论文（精选7篇）
模拟煤层论文 篇1
在我国不仅煤炭资源丰富而且煤层气的储量也很大, 煤层气又以瓦斯为主, 约有3035 万m3[1]。随着矿井开采深度以及地应力的增加, 煤岩层的渗透率呈非线性下降, 瓦斯积聚在煤岩层中得不到释放, 给煤矿安全生产造成严重威胁, 为了避免在瓦斯综合防治中的盲目性, 做到可靠、有效以及有预见性, 需要准确掌握煤层的瓦斯基本情况, 煤层瓦斯基本参数是掌握煤层瓦斯情况的基本途径。通过进一步对瓦斯基本参数的研究, 可以确定煤层的瓦斯压力、瓦斯含量、分形维数、渗透率等特性。对于开采煤层瓦斯涌出量预测, 瓦斯异常矿井采煤工作面瓦斯综合治理技术的制定等具有十分重要的作用。因此, 加快对煤岩层渗透率与瓦斯之间的相关研究刻不容缓[2,3]。
1 LBM的基本原理
LBM在多孔介质流、生物流体等相关领域有着广泛的应用。LBM有多种弛豫时间模型。最常用的是单弛豫时间模型 ( BGK) [4]。由Qian等人提出的单弛豫Dd Qq模型 ( n是空间维数, b是离散速度数) 最具有代表性, Dd Qq模型中的平衡态分布函数为
其中, i - 权系数, cs - 声速, - 流体密度, u - 流体流动速度。
Boltzmann的方程为
它是一个复杂的微积分方程, 其中右面代数式称为碰撞积分或碰撞向。D2Q9 模型是在二维正方形网格空间上构造的, 如图1 所示, 它的粒子速度有九个方向:
2 渗透率的数值模拟以及盒维数的计算
通过MATLAB这一强大工具, 编写二维LBGK[5]模型渗透率程序。对含瓦斯煤层进行数值模拟。过程如下
( 1) 设定灰度值, 进行图片二值化处理如图2 所示, 处理后的黑白图片中黑色为固相、白色为孔隙。并进行盒维数的计算。将 ( 1) 所处理图片的上下边界设定为固体壁面, 对左 ( 右) 或右 ( 左) 侧施加压力, 其设定为高 ( 低) 压, 一般默认左高压右低压, 压力大小等具体参数以实测或实际情况为准。
( 2) 边界用标准反弹格式处理, 如图3 所示。
( 3) 在压力差作用下经过一定步数达到平衡即左边流量约等于右边流量。
( 4) 平衡后计算得出渗流的平均速度、压力梯度, 并作图。如图4 所示
3 数据拟合及分析
3. 1 数值模拟
通过四参数法生成孔隙裂隙以及LBM[6,7]渗透率数值模拟我们得到几组数据, 如表1 所示。
对表1 数据进行拟合, 拟合曲线为: K = 166. 8D- 632. 7D + 600. 2 ( 1)
3. 2 数据分析
从表一中可以看出孔隙率n = 0. 4 时, 渗透率K随着核生长概率Pcd的增加呈下降趋势, 表明, Pcd增加模型孔裂隙复杂性增加, 相应的连通性降低, 使得渗透率K呈下降趋势。
从图5 中曲线可以看出在孔隙率n = 0. 4 的情况下, 各向同性孔隙、裂隙的渗透率随着其分形维数D增加而减小, 而且分形维数越高其渗流越困难。
4 结论
( 1) 在孔隙率n = 0. 4 的情况下, 各向同性孔隙、裂隙的渗透率随着其分形维数D增加而减小。
( 2) 四参数生成的孔隙、裂隙, 随着核Pcd的增大, 其分形维数也增大, 反映了孔隙、裂隙复杂程度也随之增加。
参考文献
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模拟煤层论文 篇2
最近十年,煤层气地面抽采技术和井下瓦斯抽采技术都进步很快。山西沁水盆地和内蒙古鄂尔多斯盆地已经成功成为我国煤层气生产基地,产出的煤层气成为常规天然气的重要补充,具有较高的经济价值。由于瓦斯抽采对瓦斯灾害防治效果明显,且成本相对较低,井下瓦斯抽采也成为瓦斯灾害防治最主要的措施[1,2]。煤层瓦斯抽采技术的快速发展不仅创造了良好社会经济效益,也不断推动着对瓦斯流动机制研究的深入。
煤是一种具有复杂孔隙结构的多孔介质,其孔隙尺度从纳米孔到可见孔,跨越非常大。煤层的裂隙网络构成了瓦斯流动的通道,而基质块体则是瓦斯吸附的主要空间。因此,瓦斯在煤层中的运移存在着吸附-解吸、扩散和渗流三种流动机制[3,4,5,6]。一般认为,随着煤层深度的增加,煤层裂隙紧闭,瓦斯流动将愈加困难,不利于瓦斯抽采。但生产实践表明,瓦斯在一些深部煤层仍然具有良好的运移能力,抽采效果也非常好,这种现象值得进一步探索。有学者对致密页岩和深部煤层瓦斯运移机制进行了研究[7,8,9],对本文的研究具有一定启发意义。
本文在考虑瓦斯吸附-解吸、扩散和渗流基础上,建立圆截面单孔瓦斯流动物理模型,研究地层条件下瓦斯流动特点,为深部煤层气抽采和瓦斯灾害防治提供理论基础。
1 瓦斯流动物理模型及机制
1.1 瓦斯流动物理模型
考虑瓦斯在孔隙中三种流动机制,瓦斯吸附-解吸流动机制遵循Langmuir等温吸附定律,扩散机制考虑Knudsen数影响,渗流机制符合Darcy定律,孔隙为圆形截面,建立圆孔瓦斯流动模型,从孔隙壁开始,依次发生吸附-解吸、扩散和渗流三种流动机制,见图1。
1.2 瓦斯流动机制
1.2.1 吸附-解吸流动机制
吸附是一种重要的气体赋存机理,煤层中吸附态瓦斯占瓦斯含量总数75%~90%。一般认为,瓦斯吸附-解吸与孔隙压力、孔隙直径、温度有关。在等温条件下,采用Langmuir吸附方程来表征瓦斯的吸附,假设吸附相密度一定,吸附层厚度可按下式表示[10]:
式中:d为瓦斯吸附层厚度,nm;dmax为压力趋于无穷大时吸附层厚度,nm;pL为Langmuir压力,Pa;p为瓦斯压力,Pa。
1.2.2 瓦斯扩散机制及模式
热力学理论认为:煤层瓦斯的扩散是瓦斯分子从高浓度区向低浓度区的运动过程,其本质是气体分子不规则热运动的结果,扩散机制可用式(2)表示:
式中:J为瓦斯通过单位面积扩散速度,m3/(m2·s);D为瓦斯扩散系数,m2/s;C为瓦斯含量,m3/m3;X为法向扩散距离,m。
瓦斯在孔隙中有多种扩散模式,有晶体扩散、表面扩散、气体扩散等,根据对气体在多孔介质中扩散的研究,定义Knudsen数为[11]:
式中:dp为孔隙平均直径,nm;λ为气体分子的平均自由程,nm;k为波尔兹曼常数,1.38×10-23,J/K;T为绝对温度,K;df为分子有效直径,nm;p为气体压强,MPa。
气相扩散根据Knudsen数,细分为一般Fick扩散(Kn≥10)、Knudsen扩散(Kn≤0.1)和过渡型扩散(0.1<Kn<10),如表1所示。
1.2.3 Darcy流动机制
根据Hagen-Poiseuille定律,气体流经圆形截面孔隙的Darcy流动质量通量为[12]
式中:JDarcy为流动质量通量,kg/(m2·s);ρavg为孔隙内气体平均密度,kg/m3;μ为气体黏度,Pa·s;l为孔隙长度,m;Δp为孔隙两端的压差,Pa。
2 瓦斯流动控制因素分析
根据以上瓦斯流动机制,影响瓦斯流动的影响因素主要有孔隙直径、压力和温度等。在地层条件下,特别是在深部煤层,地温和瓦斯压力将大大增加,同时由于高地应力作用,煤体裂隙紧闭,这些变化对瓦斯流动将产生不可忽视的影响。
2.1 瓦斯压力与埋深
在煤矿井下瓦斯带的上部边界,瓦斯压力约为0.15~0.2 MPa,随着矿井开采深度增加,瓦斯压力大于地层静水压力(即)的现象并不罕见[13]。取初始瓦斯压力为0.2 MPa,瓦斯压力按照地层静水压力计算,地层下瓦斯压力可以表示为:
式中,H为煤层埋藏深度,m。
通过式(6),可用煤层埋深表示瓦斯压力。因此,在地层条件下,随埋深增加,瓦斯压力不断增高。
2.2 地温与埋深
地球常温层温度一般为(13~23)℃,取20℃。不同地点地温梯度值不同,通常为(1~3)℃/100 m,地壳的近似平均地热梯度是每千米25℃,火山活动区较高,取地温梯度为0.025℃/m。地温与埋深可用式(7)表示:
因此,在地层条件下,随埋深增加,地温会不断增高。
3 基于地层条件瓦斯流动分析
3.1 瓦斯流动机制分析
3.1.1 瓦斯平均自由行程
根据图1,当孔径为常量时,瓦斯分子自由行程越小,则dks的值越小,也就是说在距孔壁更小范围内的瓦斯有机会碰撞孔壁,越有利于瓦斯运移。
根据Knudsen数和瓦斯平均自由行程,可以确定气体扩散孔径的范围。由式(4)计算,常温常压情况下(20℃,0.1 MPa),瓦斯分子平均自由程约为53.1 nm,则发生一般Fick扩散的孔径也在531 nm以上。在地层条件下,文献[14]确定瓦斯扩散孔径范围为[1.2 nm,130 nm],在1.2 nm以下的孔径,瓦斯以吸附相存在,仅发生固溶体扩散和吸附相扩散,在130 nm以上的孔径,瓦斯主要以渗流机制运移。也就是说,瓦斯平均自由行程越小,扩散孔径的上限越小,而渗流孔径的范围则越大。
把式(6)和式(7)代入式(4),可得到瓦斯平均自由程与埋深的关系,见式(8):
根据式(8),随着埋深增加,瓦斯平均自由程则不断减小。在煤层埋深0~3 000 m时,瓦斯平均自由程为26.55~0.22 nm之间,见图2。
根据以上分析,可以推断:在某些区间的纳米孔隙,煤层浅部瓦斯流动属于扩散运移,而在煤层深部则为渗流运移。假若这些孔隙的孔容比重较大,在煤层深部仍然按照扩散运移方式计算通量,将会产生较大偏差。
3.1.2 孔径和吸附层
孔径大小是气体运移的一个关键因素。根据图1,当瓦斯自由行程为常量时,当孔径不断减小时,渗流所占的孔隙在总孔隙的比例越来越小,当孔径小于瓦斯扩散的孔径上限时,则不发生渗流流动机制,当孔径小于瓦斯扩散孔径的下限时,不发生气体扩散,则气体流动机制消失,不利于瓦斯的运移。同时,孔隙直径越小,孔隙的比表面积则越大,瓦斯吸附性能更强,也不利于瓦斯流动。因此,孔隙直径越小,发生流动机制的类型越少,且渗流越弱,越不利于瓦斯运移。
而在纳米孔隙范围内,吸附层对瓦斯的运移有明显影响,也不可忽视。
假若不考虑气体压缩,则瓦斯吸附层厚度可用气体分子直径和层数表示。由式(1)和式(6),可计算圆形孔隙内吸附层厚度占孔隙直径的比例:
式中:η为吸附层厚度占孔隙直径百分比。
当最大吸附层厚度为0.7 nm,Langmuir压力为4.15MPa时[10]。根据式(9),埋深为500、1 000、2 000、3 000m条件下,吸附层厚度占不同孔隙直径比例示意图,见图3。
根据图3和式(9),吸附层对瓦斯运移的影响随埋深增加而增加,随孔隙直径增大而减小。在3 000 m埋深条件下,吸附层对直径100 nm的孔隙瓦斯运移的影响为1.23%。因此,在煤层深部,吸附层对在100 nm以下的孔隙内的瓦斯流动影响较大。由于瓦斯在100 nm以内孔隙的流动主要为扩散,也可以认为吸附层对瓦斯扩散流动有较大影响,而对渗流的影响微乎其微。因此,在计算孔隙扩散通量时,应考虑吸附层厚度对瓦斯扩散影响,采用有效孔隙直径进行计算比较合适。
3.1.3 地温
平均自由程λ随温度的增加呈线性增加,但仅仅是缓慢增加,影响并不大[11]。根据式(7),埋深为3 000 m时,地温增加75℃。在压力一定时,根据式(4),分子自由行程仅增加10 nm左右,对气体的流动影响不是很大。但是,随着温度升高,甲烷的吸附量减少,游离甲烷量增大而使压力增大;另外,根据理想气体状态方程,温度升高,在体积不变时压力也升高,所以这两者共同作用使λ的减小比仅有温度引起的增加量更甚,使得甲烷的扩散能力加强[11]。
总之,在煤层深部,受较大地应力作用,煤体裂隙紧闭,渗流较困难。然而,由于深部瓦斯分子自由行程也大大减小,瓦斯在部分纳米孔隙由浅部的扩散运移转为深部渗流运移,促进瓦斯流动,这部分孔隙孔容比重越大,对瓦斯运移影响越明显。吸附层随埋深增加对瓦斯运移越不利,但也仅仅影响100 nm以下孔隙,对100 nm以上孔隙瓦斯流动影响比较小。随埋深增加,地温对瓦斯运移是有利因素。
3.2 滑脱效应分析
在低压渗流中,气体在管壁发生滑脱对流动有一定的影响,称为滑脱效应,也就是Klinkenberg效应。滑脱效应可用式(10)表达[15]:
式中:kg为Klinkenberg渗透率,m D;kliq为水渗透率,m D;θ为比例因子。
把式(8)代入式(10),则:
根据式(11),滑脱效应与多孔介质的孔隙直径和煤层埋深有关,图4描述了埋深为500、1 000、2 000、3 000m条件下不同孔隙直径的滑脱效应。
图4和式(11)显示:滑脱效应随孔隙直径增大和埋深增加而减小。孔隙直径为100 nm时,埋深为1 000 m的滑脱效应仅为2%,因此,在煤层浅部和较小孔隙条件下,滑脱效应较为明显,而在煤层深部和较大孔隙条件下,滑脱效应明显弱化,对瓦斯流动影响不大。
4 结论
随着开采深度的增加,煤层裂隙紧闭,孔隙压力增大,纳米级孔隙瓦斯流动对瓦斯运移贡献的比重将越来越大。在上述分析的基础上,可以形成以下几个方面的结论。
1)随煤层埋深增加,煤层部分纳米级孔隙内瓦斯流动由扩散转变为渗流。埋深越大,孔隙直径越大,则瓦斯流动机制越倾向于渗流,有利于瓦斯运移。
2)吸附层对瓦斯运移的影响随埋深增加而增加,随孔隙直径增大而减小。在3 000 m埋深条件下,吸附层对直径100 nm的孔隙瓦斯运移的影响仅为1.23%。因此,可以认为在100 nm以上的孔隙,吸附层对气体的运移影响不大。
3)滑脱效应随孔隙直径增大和埋深增加而弱化。孔隙直径为100 nm时,埋深为1 000 m的滑脱效应仅为2%。因此,在煤层深部,滑脱效应弱化明显,对孔隙的瓦斯流动影响不大。
低浓度煤层气脱碳工艺模拟研究 篇3
煤层气中的CO2杂质在后续的低温液化部分会固化, 影响生产的正常进行, 所以必须除去。CO2的脱除方法主要有醇胺法、分子筛吸附法、改良热钾法、砜胺法等[4,5,6]。其中醇胺法具有脱除效果好、技术成熟等特点, 是脱碳的主要方法。醇胺脱碳工艺以甲基二乙醇胺 (MDEA) 为代表, MDEA性质稳定, 对碳钢不腐蚀。同时, 由于其弱碱性, 被吸收的CO2容易解吸, 可以采用减压闪蒸的方法再生, 从而节约大量热能。
近年来国内外发表的文献, 对于MDEA工艺的描述较多, 而对于模拟方法报道却很少。为了提高MDEA脱碳系统的设计和生产水平, 研究其模拟方法很有必要。笔者采用AMSIM模拟软件[7,8]对处理量为30万m3/d (标准状态下, 下同) 的煤层气脱碳装置工艺流程进行模拟, 考察各工艺参数对气体净化度的影响, 为装置的设计及运行提供理论依据。
1 流程简述
以MDEA溶液为吸收剂, 采用一段吸收、一段再生流程脱除煤层气中CO2。煤层气从吸收塔下部进入, 自下而上通过吸收塔;再生后的MDEA贫液从脱碳塔上部进入, 自上而下通过吸收塔, 逆向流动的胺溶液和煤层气在吸收塔内充分接触, 气体中的CO2被吸收而进入液相, 未被吸收的组分从吸收塔顶部引出。
吸收了CO2的胺溶液称为富液, 与再生塔底部流出的贫液换热, 升温后进入再生塔上部, 在再生塔内进行汽提再生, 直至达到贫液的控制指标。出再生塔的贫液经过贫富液换热器和贫液冷却器, 冷却后从吸收塔上部进入。再生塔顶部的气体经脱碳再生塔冷凝器后进入再生气分离器, 分离的气体排空。利用AMSIM软件建立的胺法脱碳装置流程见图1。
2 模拟结果与讨论
模拟过程工艺参数:进吸收塔气体温度30 ℃, 压力0.4 MPa (绝对压力) , 流量30万m3/d。入口气体组成:CH4 30%, N2 55%, O2 14%, CO2 1%。
2.1 吸收塔填料高度影响
吸收塔填料高度对净化气中CO2含量的影响见图2。由图2可知, 随吸收塔填料高度的增加, 净化气中CO2含量逐渐减小, 因为增加吸收塔填料高度, 提高了气液接触时间, 利于酸性气体的脱除。但吸收塔填料高度决定了吸收塔的塔高, 从而影响装置总投资。应综合考虑装置投资、CO2净化度等因素的影响, 选择较合理的吸收塔填料高度。
2.2 胺液循环量影响
胺液循环量是煤层气脱碳过程中的一个重要指标, 其对净化气中CO2含量的影响见图3。由图3可知, 净化气中CO2含量随胺液循环量的增加而降低, 因为增加胺液循环量会使其对CO2的吸收总量增大, 利于酸气的吸收, 但胺液循环量超过35 m3/h后, CO2含量降低的幅度很小, 表明35 m3/h是合适的胺液循环量。
2.3 胺液浓度影响
胺液浓度对净化气中CO2含量的影响见图4。从图4中可以看出, 净化气中CO2含量随MDEA浓度的增加而增加, 但MDEA浓度接近40%以后, 增加的幅度很小, 同时随着MDEA浓度提高, 其对设备及管道的腐蚀加剧, 溶剂损耗量也增加。综合考虑, 40%是较佳的MDEA浓度。
2.4 贫液入塔温度影响
贫液入塔温度对净化气中CO2含量的影响见图5。由图5可知, 随贫液入塔温度的升高, 净化气中CO2含量先降低后升高, 这是因为液相中的CO2吸收速率随温度的上升而变快, 但是温度过高, MDEA溶液的碱性变弱, 不利于吸收。设计时可以选择合
适的贫液入塔温度, 既提高气体净化度, 又减少贫液冷却器的换热量。
2.5 吸收塔操作压力影响
吸收塔操作压力对净化气中CO2含量的影响见图6。由图6可知, CO2的吸收量随压力的升高而增加。随着吸收塔压力的增加, 净化气中CO2含量不断减小, 其原因是物质的溶解度与气相分压成正比, 增大分压, 可以加快传质速率, 有利于吸收过程的进行, 但随着压力的不断增大, 下降的幅度变小, 同时压力太高, 会增加操作费用, 对设备的要求也相应提高, 应根据净化度的要求选择适当的吸收塔压力。
2.6 煤层气中CO2浓度影响
进口煤层气中CO2浓度对净化气中CO2含量的影响见图7。由图7可知, 煤层气中CO2浓度对气体净化度有较大影响, 随着煤层气中所含CO2量增加, 净化气中CO2含量随之增加, 所以为了保证气体净化度达到要求, 净化气中CO2含量的设计值应远小于后续工艺要求。
2.7 不同配比的混合胺吸收效果比较
不同配比的混合胺对CO2净化度的影响见图8。由图8可知, 在MDEA溶液中添加少量的一乙醇胺 (MEA) 可提高CO2净化度, 这是因为MEA与MDEA存在交互作用, 故能增大胺溶液对CO2的吸收量。但是随着MEA添加量的增大, 会造成胺溶液的黏度增大, 影响CO2在混合胺溶液中的传质, 不利于吸收过程的进行。模拟结果表明, 可在MDEA溶液中添加适量活化剂, 减少MDEA用量, 提高脱碳性能。
3 结论
采用AMSIM模拟软件, 分别考察了吸收塔填料高度、胺液循环量、胺液浓度、贫液温度、吸收塔压力等工艺参数对气体净化度的影响, 结果表明:在胺液循环量为35 m3/h, MDEA浓度为40%, 贫液温度为57.5 ℃, 吸收塔压力为0.4 MPa条件下, 吸收效果较佳, 同时表明该流程模拟软件适用于在不同条件下的MDEA流程模拟计算。模拟指标参数与实际情况也许有一定出入, 脱碳过程比较复杂, 可以根据实际情况进行适当调整。
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模拟煤层论文 篇4
关键词：浅埋,准备巷道,围岩特征,围岩控制,数字模拟
锚杆不仅用于矿山, 也用于工程技术中, 对边坡、隧道、坝体等进行主动加固。锚杆的组合梁理论原理, 通过锚杆杆体的纵向拉力作用, 克服岩土体抗拉能力远远低于抗压能力的缺点。贵州省某地砂岩是在没有稳固岩层提供悬吊支点的薄层状岩层中, 可利用锚杆的拉力将层状地层组合起来, 形成组合梁结构进行支护。并借助锚杆本身提供一定的抗剪能力, 阻止其层间错动, 是防止分层在压力作用下发生整体弯曲变形, 呈现出组合状态, 从而提高顶板的抗弯刚度及强度。
1 锚杆支护的基本原理和地质条件
充分发挥锚杆的支护作用, 必须保证锚杆有足够的锚固力, 而且锚杆的工作阻力能够有效地扩散到围岩中[1]。锚杆支护使围岩由载荷体转换为承载体.在巷道周边围岩内部对围岩加固, 形成围岩承载体, 有利于围岩的稳定[2]。通常隧道围岩的支护设计是根据勘察结果确定, 但勘察往往具有很大局限性, 这就必须在施工过程中根据实际揭露的围岩地质条件, 调整支护方案。这就必须对已支护的部分进行监测, 观察其合理性。同时, 还需要用理论方法来进行对比分析, 以便为下一步优化支护设计作指导。
某煤矿位于贵州省内, 准备巷道所在层位地质特征:厚20.5~30.6m, 平均25.5m, 由深灰色粉砂岩、泥岩、泥质粉砂岩组成。煤层结构简单, 煤层平均厚1.58, 近水平煤层。巷道成拱形。围岩巷道锚杆参数表:型号:HND25, 外径/壁厚=25/3 (mm) , 极限抗拉力150= (k N) , 锚杆直径=40~42 (mm) 。
2 FLAC3D及数字建模
2.1 软件FLAC3D
FLAC分析软件是二维的有限差分程序, 能够进行土质、岩石和其他材料的结构受力特性模拟和塑性流动分析。可以用来模拟岩土和其他材料的结构力学特性和响应。它具有计算速度快、命令直观简单、用户界面友好等显著特点, 是岩石力学数值分析的有力工具。
2.2 模型建立
该结构模型参数:体积模量 (bulk) =7400MPa, 切变模量 (shear) =6900MPa, 内摩擦角 (friction) =35°, 内聚力 (cohension) =1.6Mpa。模型是在自重的作用下建立的 (重力加速度g=9.81m/s2) 。模型结构关系三是莫尔-库仑模型, 大变形模式, 模型见图2-1。
3 巷道稳定性分析
3.1 巷道围岩最大非平衡力分析
在图3-1无支护最大非平衡力中可见, 在步数0~0.22×104 (下面带有×104单位都是步数) 这一阶段最大非平衡力总体比较小, 平均在0.575×105MPa, 在图3-2巷道围岩在有锚杆支护时, 在0~0.22×104这一阶段, 平均最大非平衡力是0.57×105MPa, 可见, 在巷道开挖初期围岩所受最大非平衡力比较小, 锚杆支支护作用不明显。
在图3-2中, 1.0~2.0×104这一阶段最大平衡力随着步数摆动成锯齿状, 以0.72×105MPa为水平线上下波动, 最大非平衡力总体有增加的趋势, 同时比起巷道围岩无锚杆支护更早开始达到平衡, 更有利于巷道围岩的稳定。
3.2 巷道围岩位移等值线云图分析
从无支护位移等值线云图 (图3-3) 可知, 在巷道围岩无支护情况下, 巷道顶部大部分位移达到6.12~6.79mm, 位移等值线形成拱形状, 基本上是以巷道断面中轴线对称;巷道底部位移梯度变化明显, 同时在巷道壁与巷道底板交会处位移变化明显。
从有支护位移等值线云图 (图3-4) 可知, 在有锚杆支护情况下, 巷道顶部大部分位移达到4.76~5.44mm, 显然比没有支护的情况下位移量减少了很多, 位移等值线形成不规则拱形状, 可见锚杆起加固巷道围岩岩层承载作用, 减弱了顶板向巷道的位移量, 锚杆对于巷道围岩垂直位移下移量有减少作用, 柔性地阻止顶板的下沉, 围岩变形比较均匀且变形较小。
3.3 巷道围岩最大主应力 (σ1) 等值阴影图分析
从最大主应力 (σ1) 等值阴影图 (图3-5) 可见, 巷道没有锚杆支护情况下, 离巷道较近的围岩最大主应力σ1=-374~-327MPa, 在较远主要是-109~0MPa, 这部分围岩受到压应力.基本在巷道断面中轴线上, 离底板较近的地方, 出现应力集中的情况, 主要是巷道两帮和底板向巷道挤压造成。
从有支护最大主应力 (σ1) 等值阴影图 (图3-6) 可见, 巷道有锚杆支护情况下, 离巷道顶部较近的围岩最大主应力σ1=-324~-218MPa, 在较远主要是-218~-109MPa, 这部分围岩受到压应力, 作用范围比没有锚杆支护的情况要宽。
4 结论
(1) 从巷道围岩最大非平衡力图可知, 在开始阶段最大非平衡力分布状态基本相似, 但有锚杆支护的最大非平衡力的最值在前阶段达到1.106×105MPa, 有锚杆支护的巷道更快呈现出锯齿状的波动, 即更快到平衡, 围岩更快稳定下来, 并能保持较长时间的稳定。
(2) 从位移等值线云图可知, 在锚杆支护情况下, 巷道顶部大部分位移达到4.75~5.44mm, 位移变量明显减少, 围岩移动减弱, 有利于围岩稳定。通过锚杆杆体的纵向拉力作用, 克服岩土体抗拉能力远远低于抗压能力, 同时锚杆起加固巷道围岩岩层承载作用, 减弱了顶板向巷道的位移量。
(3) 从最大主应力 (σ1) 等值阴影图, 离巷道较近的围岩最大主应力σ1=-324~-218MPa, 这部分围岩受到压应力, 作用范围比没有锚杆支护的作用范围要宽, 总体可见最大主应力的大小和应力集中范围都明显减小和减弱, 锚杆起到承载一定巷道两帮围岩的作用。
参考文献
[1]康红普, 等.煤矿巷道锚杆支护应用实例分析[J].岩石力学与工程学报, 2010, 29 (04) :650-651.
模拟煤层论文 篇5
中国放顶煤开采取得了很大成功, 成为开采厚煤层最有效的手段, 但研究成果主要体现于综合机械化放顶煤开采的装备配套[1,2], 对于厚度变化极大的急倾斜煤层, 采用悬移支架放顶煤开采的矿压及顶煤冒放规律涉及较少[3,4,5]。本文以昊华能源公司木城涧煤矿石炭纪煤层悬移支架放顶煤开采的工程应用为基础, 应用相似模拟实验研究了不同的放煤方式、放煤步距对顶煤破坏及放出率的影响。
1 地质概况
大台井田3#煤层位于太原组上部, 煤厚0 m~25.70 m, 平均煤厚6.56 m, 顶板以含炭或不含炭的泥岩、粉砂岩为主, 底板以含炭或不含炭的粉砂岩、泥岩为主;5#煤层位于太原组顶部, 在井田中部与3#煤层合并, 井田东部及西部则独立 (与3#煤层分叉) 赋存。与3#煤层间距为0 m~17 m, 煤厚1.19 m~17.8 m, 平均煤厚6.81 m, 为不稳定局部可采煤层。煤层顶板以含炭或不含炭的粉砂岩、泥岩为主, 煤层底板以炭质泥岩及含炭或不含炭的粗、细粉砂岩及其互层为主, 局部为砾岩、中粒砂岩及细晶岩。
2 放煤方式的选择
采用的放煤方式主要有三种:单轮顺序全量放煤 (简称单轮顺序) 、单轮间隔全量放煤 (简称单轮间隔) 、多轮均匀顺序等量放煤 (简称多轮顺序) 。采用相似模拟实验, 相似几何比1∶40, 放煤间距3 cm, 相当于实际的1.2 m, 依次设置7个放煤口, 图1表示平均单口回收率η和放煤高度h的关系, 表1为不同放煤方式放煤量。
从图1和表1分析, 可以表明:
a) 采用单轮顺序放煤方式, 相邻放煤口的影响较大, 除No.1放出量正常外, 其它放煤口的放出量均受上一放煤的影响, 放出量呈“两小一大”的规律。煤岩分界面形状也发生变化, 除No.1放煤是放煤口中心见矸外, 其它均在靠近上一放煤口侧的放煤口边缘见矸。且随着放出高度的增加, 放出率呈上升趋势, 放出高度大于10 cm (实际4 m) 后, 脊煤损失变化小 (减少9%) 。因此, 随着放出高度的增加, 上部煤体充分放出, 放出总煤量增大, 下部绝对脊煤损失量基本保持不变, 相对脊煤损失量下降, 回收率上升;
克
注:Q1到Q7为1号到7号放煤口放出煤量, g;q为脊背损失, g;h为放煤高度, cm
b) 采用单轮间隔放煤方式, 由于放煤口间距较大, 所以前、后放煤口影响较小, 因此, 第一轮单数放煤口放煤时, 每个放煤口均可认为不受其它放出体的影响;当双数放煤口放煤时, 放出高度已不再是顶煤厚度, 而且放煤时受两侧放出体的对称影响, 放出量也比较均匀, 在放煤口中心见矸, 脊煤损失较小。从放出量来看, 在单数放煤口放煤时由于放出体之间的相互影响较小, 放出量比较接近 (除NO.1外) ;双数放煤口放煤时由于各放出体所处的边界条件相近, 放出体参数相近, 放出量亦相近;
c) 采用多轮顺序放煤方式, 在放煤过程中, 煤岩分界面保持平稳下降。但在煤岩分界面附近有煤矸混杂现象。如果采用两轮放煤, 煤矸混杂比较少, 采用三轮放煤时, 混矸现象严重。尤其在h=40 cm条件下三轮放煤时, 前两轮放出高度共30 cm, 占放出总高度的64%, 平均单口放出纯煤量956 g, 占单口放出总量的87%, 虽然放出时没有矸石, 但此时的煤岩分界面已开始有混矸;当放第三轮时, 只放出少量煤体即有矸石窜出, 当窜出矸石有明显增多趋势时关闭放煤口, 每个放煤口放出矸石约有30 g~50 g不等。由此可见, 随着放出高度的增加, 上部煤体基本能够全部放出, 不能放出的煤体主要集中在顶煤的下部。
从三种放煤方式的平均单口放出率来看, 在不考虑窜矸的情况下, 放煤效果最理想的是多轮均匀顺序放煤, 但是如果考虑窜矸, 则情况有所不同。如果放煤次数少 (2轮) , 放出率提高不显著;如果放煤次数多 (3轮或更多) , 虽然能够提高顶煤放出率, 但对煤岩分界面的扰动次数增加, 煤岩分界面附近煤矸混杂区的厚度增加, 矸石放出量亦增大;从工作面的工作组织来看, 单轮放煤工序简单, 多轮放煤工序复杂, 而且每次放煤的放出高度不易掌握, 很难做到均匀放煤, 从而直接影响放出率。单轮间隔放煤较单轮顺序放煤, 顶煤的回收率高, 而且从放煤的结果看, 煤矸分界面的混矸层厚度较小, 放煤的含矸率低。因此, 单轮间隔放煤方式比较优越。
3 放煤步距的选择
在相似模拟实验中发现:放煤前煤体上方和后方均为矸石, 上方煤岩分界线为圆弧面 (线) , 前方为顶煤的破断面, 放煤时上方和后方的矸石按一定规律向放煤口运动。放煤步距较小时, 后方矸石先到达放煤口, 将造成上部大量煤体的丢失;放煤步距较大, 上部矸石先到达放煤口, 会造成后部煤体的损失。因此, 从放出率来考虑, 合理的放煤步距应能保证上部和后部煤岩分界线上的矸石同时到达放煤口。为了掌握放煤步距与顶煤损失的关系, 进行了连续推进放煤实验, 如图2所示, 不同放煤步距顶煤回收率如表2所示。
实验结果表明:一刀一放和二刀一放的含矸率基本相同, 后者的煤炭损失更为严重, 前者的含矸率较后者增加1.6%, 但顶煤回收率却提高了5.98%。因此, 一刀一放的放煤步距更合适。
4 结语
通过研究, 得出以下结论:
a) 从劳动组织、含矸率、煤矸分界面的混矸层厚度等综合分析, 单轮间隔放煤方式为最优放煤方式;
b) 综合分析含矸率、顶煤回收率等因素, 确定一刀一放的放煤步距为最优放煤步距。
摘要：通过进行急倾斜煤层综放开采的相似模拟实验, 对综放开采的合理放煤方式及放煤步距进行了研究。研究结果表明:综合考虑劳动组织、含矸率、煤矸分界面的混矸层厚度等影响因素, 确定单轮间隔放煤方式为最优放煤方式, 最优放煤步距为一刀一放。
关键词：放煤方式,放煤步距,放煤工艺优化
参考文献
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[4]高召宁, 石平五.急倾斜水平分段放顶煤开采岩移规律[J].西安科技学院学报, 2001, 21 (4) :316-318.
模拟煤层论文 篇6
如果将低浓度煤层气浓缩,提取其中的CH4,并将其液化,制成LNG产品,液化后体积将小于原体积的1 /600[1],既方便运输,又能使资源充分利用。 目前美国、澳大利亚、加拿大、香港都有煤层气液化方面的研究和应用[2,3,4],但采取的技术路线都是先脱除煤层气中的O2,再在低温环境下精馏脱氮,提取CH4[5]。该方法需增加一套脱氧系统,且脱氧时会消耗CH4,消耗CH4的绝对气体量约为O2绝对量的一半,对于利润率普遍较低的低浓度煤层气利用企业,这是无法接受的。此外,脱氧还会增加原料气中CO2的含量,例如,对于甲烷体积分数 φ( CH4) = 35% 的低浓度煤层气,脱氧后,CO2含量约为7. 5% , 如此高的酸气含量对净化装置极其不利。
“十二五”期间,中煤科工集团重庆研究院有限公司承担的“低浓度煤层气深冷液化工业化提纯技术及装备”是“大型油气田及煤层气开发”国家重大专项批准实施的重点任务之一,主要任务是建立低浓度煤层气深冷液化示范工程。该装备采用直接含氧液化技术,解决了上述脱氧环节带来的CH4收率降低和酸气脱除负荷较大的问题。该技术的核心装置是精馏塔,精馏塔为煤层气的分离提供了场所,并最终在塔底形成LNG产品。因原料气至少含有3个组分,精馏塔的设计涉及多元物系计算,程序较一般的二元物系( 如空分) 复杂得多。多组分精馏的基础仍是物料平衡、热量平衡和相平衡等基本方程,但由于组分较多, 特别是O2和CH4混合,在物性方面会产生一些特殊问题,而国内高校、科研院所缺乏低浓度煤层气混合气体各组分之间的物性参数,如二元交互系数、相平衡常数等,使本技术的精馏比一般空分装置复杂,采用电子计算数值模拟技术不可避免[6]。
理论塔板数、回流比是精馏塔的两个重要参数, 不同的取值影响着精馏塔热负荷的大小和分布,以及整个冷箱系统所需冷量品质的高低。例如,塔顶冷凝器的冷量品质最高,能效比最低,相同的冷量下,压缩机功耗最大。如何降低热负荷,特别是塔顶冷凝器的负荷,是降低精馏塔运行费用的关键。笔者采用数值模拟的方法,研究理论塔板数、回流比等参数的变化对低浓度煤层气深冷分离装置精馏塔运行工况的影响,以指导精馏塔及整个冷箱系统的设计。
1模型的建立
1) 原料气条件。煤层气进入精馏塔前已经过压缩与净化,并在冷箱的板翅式换热器中被冷却[5],冷却后压力0. 24 MPa,流量557. 7 kmol/h。原料煤层气的摩尔分数如下: xCH4= 35% ,xO2= 11. 61% ,xN2=53.17%,xC2H6=0.2%,xC3H8=0.02%。
2) 进料温度。进料温度的选择与原料气组分有较大关系。以上原料气的露点为- 134 ℃,随着温度的降低,当温度达- 134 ℃ 时,开始出现液相,且气相中CH4由于沸点较高,含量开始减小,一旦减小到15% 时,就进入CH4的爆炸界限,这样会给塔前的板翅式换热器带来风险,因此进塔的原料气温度不宜过低。但如果以- 134 ℃ 的全气相状态进入,低品质的冷量( 即板翅式换热器需要的冷量) 减小,但高品质的冷量( 即精馏塔需要的冷量) 增加较多,最终使总能耗大幅增加。综上所述,选进塔温度为- 160 ℃ 。此时,气相分率为0. 912,气相中CH4、O2、N2的摩尔分数分别为30. 39% 、12. 09% 、57. 52% ,液相中CH4、O2、N2的摩尔分数分别为82. 88% 、6. 60% 、8. 04% ,均远离爆炸三角形,可确保板翅式换热器安全运行。
3) 分离要求。对精馏塔进行数值模拟,需要规定分离要求。规定精馏塔底得到的液体CH4( LNG产品) 的摩尔分数为99. 37% ,塔顶尾气中CH4的摩尔分数为0. 01% 。
4) 简化计算。由于原料气中乙烷和丙烷的含量极少,且低浓度煤层气深冷液化装置对CH4的回收率有要求,分离要求中对CH4的含量比较看重,因此可以规定CH4为重关键组分,O2为轻关键组分。只要对O2的分离达到要求,N2自然也达标,因为N2比O2还轻。
对于一个精馏塔,理想情况下假定每块塔板上接触的气液相可达到完全平衡,从塔板液层离开的蒸气温度应与该塔板上液体的温度相同,但实际上这两个温度是有差别的,这种偏差造成的结果是需要附加塔板,以便得到相同的分离要求。在计算时, 假定每块理论板上已达到气液相平衡,在最终确定实际塔板数时将会考虑塔的总效率。在计算中,需要用到各组分的焓、熵、平衡常数、相对挥发度、密度等物性参数,因此状态方程的正确选取极其重要。 由于涉及的各种气体均为非极性物质,因此选用PENG - ROB方程计算物性。
2最小塔板数计算
2. 1经验公式计算
塔板数的选择应先确定最小塔板数,即回流比为无穷大时的塔板数。参考文献[7],推荐最小塔板数的计算采用芬斯克( Fenske) 经验公式:
目前,国内大部分商业软件将塔顶冷凝器和塔底再沸器各作为一块塔板考虑,这是式( 1) 与文献[7]的区别。式( 1) 中: Nmin为最小理论塔板数; x表示液相中对应组分的摩尔分数; 下标D、B分别表示塔顶和塔底; avg表示塔顶和塔底的平均值; K表示对应组分的平衡常数,按下式计算:
式中y表示气相中对应组分的摩尔分数。
由于塔顶气相CH4摩尔分数为0. 01% ,O2摩尔分数为17. 97% ,与此平衡的液相中,O2和CH4的摩尔分数分别为38. 59% 、0. 108% ,即塔顶( D) 的yO2= 0. 179 7,yCH4= 0. 000 1,xO2= 0. 385 9,xCH4= 0. 001 08,代入式( 2) 得KO2= 0. 464 1,KCH4= 0. 092 46。
塔底液相CH4摩尔分数为99. 37% ,O2摩尔分数为0. 004 989% ,与此平衡的气相中,O2、CH4的摩尔分数分别为0.019 9%、99.98%,即塔底( B) 的xO2= 4.989×10-5,xCH4=0.993 7,yO2=0.000 199,yCH4=0.0009,代入式(2)得KO2=3.989,KCH4=1.006 1。
于是:
将式( 5) 计算的结果与塔顶、塔底液相中CH4、 O2的摩尔分数分别代入式( 1) ,计算出Nmin= 11. 5,即采用经验公式计算的最小理论塔板数为12。
2. 2计算机模拟计算
采用计算机计算精馏塔,一般用“三对角矩阵法”。精馏塔在稳定工况下,对每一个平衡级来说,必须同时满足以下4个方程组[6]: 物料平衡方程( M) 、 气液相平衡方程( E) 、摩尔分数平衡方程( S) 、能量平衡方程( H) ,这4个方程组组成MESH矩阵方程组。计算机的任务就是通过迭代的方法使MESH方程组收敛,并求解。
笔者将上述原料气条件和分离要求输入到计算机中,并作回流比—理论塔板数的灵敏度分析,结果如图1所示。
从图1可以看出: 回流比越大,理论塔板数越少,主要原因在于回流比越大,塔板的分离能力增加。当回流比为无穷大( 即全回流) 时,理论塔板数最小。实际中,不可能出现全回流。在模拟计算中, 一般认为回流比很大时的理论塔板数为最小理论塔板数。图1中当回流比增加到60后,理论塔板数基本不再增加,可认为回流比为95时对应的理论塔板数12为最小理论塔板数。通过进一步模拟可以发现,当把理论塔板数定为11时,不论采用任何迭代算法,MESH矩阵方程组均不收敛。
综上所述,通过数值模拟计算,精馏塔的最小理论塔板数为12,与采用Fenske经验公式计算的结果一致。
3精馏塔能耗
精馏塔要正常运行,需要给塔底施加热量,将塔底液相中存在的微量轻组分蒸发出去,以提高塔底产品的纯度。同理,需要给塔顶施加冷量,使塔顶冷却,将塔顶存在的微量重组分冷凝下来,以提高塔底产品的收率。精馏塔能耗主要包括上述塔底再沸器的加热负荷( 吸热、正值) 与塔顶冷凝器的冷却负荷( 放热、负值) 。
图2和图3分别给出了通过数值模拟计算得到的塔板数和进料位置对再沸器热负荷和冷凝器冷负荷的影响。
从图2 ~ 3中可以发现: 塔板数增加,再沸器热负荷和冷凝器冷负荷( 绝对值) 均减小。主要原因如下: 塔板数增加,塔顶、塔底分离更好,塔底采出的液相变重,液相中需要被蒸发的微量轻组分变少,所需要施加的热量减少; 塔顶采出的气相变轻,气相中需要被冷凝的微量重组分变少,所需要施加的冷量亦减少。
精馏塔的进料位置对能耗的影响也比较大。进料位置不当会造成塔的总组合曲线发生畸变,需要额外的回流来弥补不当的进料位置,即增加回流比, 必然也会增加精馏塔能耗。如果进料位置太靠上, 在总组合曲线上冷凝器一侧,进料点的焓值会发生急剧变化; 如果进料位置太靠下,则曲线上再沸器一侧,进料点的焓值会发生急剧变化。恰当的进料位置可以消除这种畸变,从而减小能耗。图2 ~ 3显示,对于每一种塔板数,再沸器热负荷和冷凝器冷负荷均有一个峰值,此时的精馏塔能耗最小。当塔板数在27 ~ 32内变化时,最佳进料位置为从第9块塔板上进料。
4精馏塔回流比
回流比是精馏塔的一个重要参数,选取适当的回流比,对精馏塔的设计和能耗降低具有重要意义。 回流比除与原料气状态( 温度、压力、各组分摩尔分数) 和分离要求( 产品纯度、收率) 有关外,还与理论塔板数的选取亦有较大关系。图4给出了理论塔板数改变时,通过数值模拟计算出的回流比。
由图4可以看出,理论塔板数增加,回流比减小。当理论塔板数增加到60时,回流比基本不再变化,此时的回流比即为精馏塔的最小回流比。图4显示该精馏塔的最小摩尔回流比为0. 945 5。
实际操作时的回流比按经验,一般取最小回流比的1. 3 ~ 2. 0倍[8]。本装置精馏塔回流比取1. 513 ( 最小回流比0. 945 5的1. 6倍) ,根据图1,所需要的理论塔板数为22。实际塔板数等于理论塔板数除以塔板效率,一般多元物系的分离,平均塔板效率取0. 6 ~ 0. 8[6],本装置效率取0. 7,实际塔板数为32。
当塔顶氮氧尾气中因含有较多的比目标组分沸点高的重组分( 如CH4) 影响产品纯度时,增加回流比可以减少CH4的含量,从而提高CH4的回收率。 当含有轻组分时,增加回流比对产品质量没有什么作用,反而会因为轻组分聚积导致塔顶压力升高,操作波动剧烈。此时要加大塔顶排出,减少轻组分,增加产品纯度。对前一种情况,是因为当回流比增加, 塔盘持液量增加,可以增加气液相接触时间,减少雾沫夹带,从而提高产品纯度。但回流量的调整要在可接受的范围内,太大了会造成气相负荷太小而出现偏流漏液,回流罐液面持续下降情况。
5结论
1) 数值模拟得出的最小理论塔板数与文献推荐采用Fenske经验公式计算的结果一致,用计算的精馏塔设计数据设计的精馏塔在中试装置运行情况良好。
2) 回流比增加,塔板数减少,但能耗增加。即增加回流比,可减小精馏塔投资,但会增加操作费用, 应综合考虑整体经济性,选择适当的回流比。
3) 进料位置对精馏塔的能耗也有影响,进料位置的选取应以进料口上、下两侧焓值不发生急剧变化为原则,此时的能耗最小。焓值是否急剧变化可通过总组合曲线进行观察。
模拟煤层论文 篇7
1工程概况
郭屯煤矿一采区3下煤层已开采较长时间。3上煤层可采范围内煤层厚度0.71m-3.85m, 平均1.59m, 距3下煤层0.78m-27.29m, 平均13.27m, 煤层顶板以中、细砂岩为主, 厚2.77m-19.02m;底板以粉砂岩为主, 厚0.78m-10.90m;3下煤层厚度0.73m-5.31m, 平均3.47m, 平均倾角12°, 煤层顶板以中、细砂岩为主, 厚1.44m-17.79m, 底板主要为泥岩、炭质泥岩, 厚0.72m-6.19m。
2模拟结果分析
2.1模型的建立
本文以郭屯煤矿一采区 (3上、3下) 煤层赋存环境与开采条件为背景, 构建了三维数值模型, 模型尺寸为长×宽×高=200×80×100m, 网格单元为9280个, 节点数为11070。模型四周边界为单约束边界, 下部边界为全约束边界, 即水平和垂直方向均固定, 上部边界为自由边界。在模型顶部以外荷载的形式施加上覆岩层自重应力15MPa, 采用莫尔—库仑模型, 模型效果如图1。
2.2模拟结果分析
3下煤层工作面回采后, 围岩垂直应力分布情况如图2所示, 采空区两侧50m范围内的煤层应力升高至30MPa-94MPa, 应力峰值出现在距煤壁4m-5m的范围内, 3上煤层工作面受到影响小, 3上煤层工作面上方垂直应力为10MPa左右。
从应力分布的角度考虑, 3下煤层工作面回采后, 3上煤层工作面整体处于卸压区, 从图中我们可以清楚看到整个3上煤层工作面处在应力降低区, 小于10MPa, 应力集中出现在煤柱两侧。
3下煤层工作面回采后, 工作面围岩垂直位移如图3所示, 采空区上方岩层垂直位移为0.25 m-2.0 m, 3上煤层工作面垂直位移在2.0m左右。采空区两侧煤柱上方岩层垂直位移量为0.25m-1m。
图4为图2中运输巷和回风巷位置的局部放大。3下煤层运输巷应力集中区主要分布在外侧, 而回风巷应力集中区域主要分布在内侧。运输巷和回风巷垂直应力在35~65 MPa的范围内。回风巷一侧应力集中影响范围略小于运输巷。
3下煤层开采后, 3上煤层及顶底板位移变化曲线如图5。由图知3上煤层及其顶底板岩层下沉趋势基本保持一致, 为出现离层现象。最大下沉值为2m左右, 位于两侧煤柱, 最小下沉值为0.2m左右, 位于煤层中部。整体下沉趋势随距离左边界的距离增大逐渐上升, 至采空区中部达到最大, 而后逐渐减小, 煤壁处下沉值接近于零。由此说明3下煤层开采后, 对3上煤层及其顶底板的影响不大, 从而在适当条件下可以对3上煤层进行上行开采。
3下煤层开采后整体的应力变化曲线如图6所示。顶板应力变化范围为-33Mpa~-55Mpa;3上煤层应力变化范围为-34Mpa~-70Mpa;底板应力变化范围为-34Mpa~-56MPa。整体的应力变化趋势基本保持一致, 多数情况下属于压应力。随着与左边界距离的增大, 3上煤层及其顶底板压应力值逐渐减小变成拉应力, 之后拉应力值先是增大而后逐渐减小到零, 之后变成压应力并呈变大趋势。压应力最大值出现在两侧煤壁处, 拉应力最大值出现在采空区以上中部位置。从总体上看, 3上煤层及其顶底板应力变化幅度不大, 说明3下煤层的开采对其影响较小, 对3上煤层的上行开采影响不大。
3结论
(1) 3下煤层回采后, 3上煤层整体处于卸压区, 有利于巷道的维护。
(2) 由3上煤层及其顶底板下沉曲线得知3下煤层开采后3上煤层及其顶底板下沉量较小, 3上煤层及其顶底板应力变化范围小, 3下煤层的开采对上覆岩层的影响较小, 3上煤层上行开采可行。
(3) 由3上煤层及其顶底板应力变化曲线得知3下煤层开采后, 3上煤层及其顶底板应力变化范围小, 不影响3上煤层的开采。
(4) 当下部煤层开采后, 上部煤层在对应于采空区及煤柱上方形成了应力集中, 因此在对3上煤层进行上行开采过程中, 要避免将巷道布置于此区域。
(5) 综合模拟结果和位移及应力曲线的分析得出, 3下煤层开采后, 3上煤层具有上行开采可行性。
参考文献
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