控制卸压（共7篇）
控制卸压 篇1
随着人们对煤炭的需求量不断增加,对矿山的开采逐渐加大,据不完全统计,国外开采的矿山深度已超千米,而国内目前的开采深度也已达到900m。深度开采的开发,伴随而来的主要问题就是压力问题,采用卸压开采的方式可以降低开采区域的应力,应力降低,支护形式也能得到合理安排,从而达到维护巷道的安全性和稳定性。
1 深部回采巷道
A.回采巷道作为深矿中最主要的构成部分,它的稳定性直接决定了深矿的稳定和安全。影响回采巷道的主要因素一方面是围岩的应力,随着巷道的不断向下深入,围岩应力会随着巷道的深入而不断增加。在巷道深度达到一定程度时,除了围岩应力的增加,还有其岩体组织结构变化、岩体温度上升、地表压力对深矿巷道的影响等问题。这些问题会导致在深部开采的过程中出现不稳定的因素,包括岩爆等灾害性问题。
B.根据已有研究表明,岩爆的出现是由于岩体中有较高的地应力,这种地应力超出了岩石本身的强度,同时岩石本身还具有较高的脆性和弹性。这时如果有地下施工工程不小心破坏了岩体的平衡,就会出现强大的能量破坏岩石,并抛出。严重时可以测到4～6级的震级。
C.影响深井巷道稳定性的因素:岩石中含有膨胀性物质成分,例如伊利石、蒙托石、高岭石,它们的含量如果超过了相应指标就会产生膨胀,特别是遇到水后更为严重,从而导致巷道受到破坏、变形。
随着开采深度的不断加深,矿井中的空气以及巷道周围的岩体温度都会升高。井下温度升高会影响到工人劳动正常热交换的进行,工人长期在高温环境中工作会导致一些疾病,如热疲劳、热痉挛等。因此工作条件的恶化会导致劳动生产率降低,疾病威胁是深部开采的一个新的问题。
D.回采巷道的服务年限越长,对生产方面越重要的巷道越需要更高的工程质量,以此来保证在生产过程中能够长期使用,回采巷道的服务年限一般为1～2a,维护时间较短,对于服务年限长的瓦斯抽采巷道或服务年限更长的大巷,经历下伏煤层回采阶段性集中应力作用。根据围岩的应力情况,选择合理的断面形态。减少巷道的低效加固区,保证巷道的最小加固长度。所以,巷道维护是一个动态的控制过程。只有不断地维护、检修,才能保证其安全和稳定。
2 深部矿井与上覆煤层
深部矿井在目前开采中还存在许多问题,主要有以下几方面;
A.深部矿井中存在大量的瓦斯,因为矿井深部的低压大,瓦斯的压力也会相应增加,而且瓦斯没有外力的挤压,所以也没有逸出这在过中会造斯突出在部矿井布很广泛,一般情况下都会选择瓦斯含量小,安全隐患可控的煤层开采,但这些可控煤层也有不稳定因素出现,一般利用岩层移动引起的卸压增透效应,使吸附的瓦斯充分解吸为游离状态的瓦斯,并实施瓦斯抽采,在瓦斯充分抽采的基础上再进行煤层的开采,这也是煤矿防治瓦斯灾害非常有效的途径之一。
B.随着深部矿井的深入,其巷道的支护方面就会出现难度,深部巷道围岩和浅部巷道围岩不同,浅部巷道围岩应力相对稳定,岩层组织结构相对稳定,而深部矿井围岩应力会随矿井深度的增加而变化。其矿井内部地压也相应增加。
C.我国煤层的地质构造非常复杂,而煤层的条件则直接决定巷道的布置方式,适宜开采的首采层常常位于煤层群中间或下部煤层,这就需要在上行卸压开采采动影响范围内的特定区域中布置抽采巷道,这些巷道通常位于裂隙带或弯曲下沉带内,巷道围岩稳定性差,控制难度也很大。
D.由于矿井的巷道较长,矿井的通风阻力会受影响,这样就会导致开采工作的风量不足。
3 卸压开采
A.卸压开采是解决高应力区回采的有效手段。卸压开采主要运用了应力的转移,将巷道回采区的应力通过相应的卸压措施转移到四周,使巷道回采区的应力降低,改善岩体的应力分布,控制应力增高带的相互重叠压力,以便进行顺利开采。
B.卸压开采主要分为垂直卸压和水平卸压。其中垂直卸压是将巷道回采区的压力转移到四周,应力明显降低,便于开采。水平卸压是将矿体上的水平应力隔绝,形成水平应力,水平应力降低可以减少对采矿工程和采矿人员的危害,降低了安全隐患。
C.卸压巷道的位置选择方面尤为重要,因为它是控制回采巷道围岩变形的有效方法。所以卸压巷道应选在采空区的集中应力峰值附近最好。为了保护巷道的围岩压力,压煤柱中心应设置相应的弹性区宽度,来承担一定的围岩压力。
另外卸压巷道还可以作为排瓦斯尾巷,除了可以起到巷道卸压的作用,还可以排放瓦斯,从而降低成本。
D.卸压区的顶板对于巷道来说是关键的部分,因此围岩岩性、围岩的应力不同,卸压巷道的开采位置就会有所变化,垂直方向中,在垮落带内不可以有巷道,裂痕带内可以有回采巷道,弯曲下沉带内可有准备巷道和回采巷道。水平方向中,在采动范围内都可布置巷道。但还是要综合考虑围岩应力等问题,尽量处于有利的层面中。另外,在高应力区矿块回采时注意不要多段同时作业。因为多段作业会产生连锁破坏反应,对巷道产生危害,更会危及施工人员的安全。
摘要：在矿山地下开采深度不断增加,卸压开采的同时,会导致上覆煤层产生膨胀变形。伴随透气性明显增加,同时让压巷道作为回采工作面的排放瓦斯尾巷,有效减少了采压活动对回采作业的影响,并回收大量损失矿量。
关键词：深部回采巷道,深井,卸压巷道
参考文献
[1]王明洋,宋华,郑大亮.探部巷道围岩的分区裂痕机制及深部界定探讨[J].岩石力学与工程学报,2006,25(9):1771-1776.
气动远程控制卸压钻机的设计研究 篇2
冲击地压是矿山开采中发生的煤岩动力现象, 是威胁煤矿安全生产的严重灾害之一[1]。随着煤矿开采深度和强度的不断增加, 冲击地压越来越频繁发生, 由冲击地压造成的损失也越来越大。为此, 冲击地压已引起了各国工程技术专家关注并开展了较为广泛的研究。各国工程技术专家根据研究成果已采取不同方法来防治冲击地压, 以减少冲击地压的发生, 并使损失减到最低程度[2]。冲击地压发生时, 有突然的强大的冲击力量对井下巷道、工作面进行冲击。首先在巷道内部发出“喀嚓”等煤层崩落的声音, 然后, 伴随着强烈的冲击, 摧垮巷道内的设施, 进而造成巷道内人员伤亡, 对采区和矿井造成严重破坏[3,4]。
目前煤矿防止矿压冲击发生的主要措施有很多种, 其中钻孔卸压为诸多措施中较为常用的一种方法[5], 也就是在煤层中用钻孔来释放煤层压力或放小炮震动卸压。然而, 钻孔施工中突出现象严重, 危险性大, 直接威胁工作面钻孔作业人员安全。因此, 研究开发安全、可靠、有效的远程控制卸压钻机具有广泛的社会意义。
1 远程控制卸压钻机设计目标的确定
根据煤矿巷道防冲击卸压施工的情况, 提出气动远程控制卸压钻机的设计条件和原则以提高其实用性。
设计的目标: (1) 钻机的主机采用组合式结构, 主机的各大部件能快速分开和组合, 方便井下组装和运输。主机与控制台相对独立, 两者之间通过管子连接。 (2) 钻机采用全风动驱动, 行走机构采用滑靴结构形式。 (3) 钻机钻孔深≥15 m。 (4) 钻孔孔径为42 mm。 (5) 主机与操纵台距离≥15 m。 (6) 钻孔位置:巷帮离底板的高度约0.9~1.4 m。 (7) 装钻杆采用钻杆自动装杆装置。 (8) 采用远程监控系统, 对钻机作业进行动态监控。
2 远程控制卸压钻机的结构组成与原理
2.1 钻机的结构组成
该钻机由主机、远程操纵系统、远程监视系统组成, 采用全风动驱动。其结构如图1所示。
主机由推进器、储杆箱、垂直送杆装置、底架、辅助支撑等组成。驱动头由风动马达和减速机构组成。推进器由驱动头、推进系统以及恒速阻尼系统等组成。推进系统由推进气缸及导轨机构、气油转换增压机构、卡盘加紧机构、钢丝绳组件等组成。恒速阻尼系统由油缸、油箱以及行程增倍机构等组成, 实现钻孔时恒速。推进器、储杆箱、垂直送杆装置一起安装在底架的上平台上。底架采用滑撬式结构。主机依靠滑动移动行走。远程操纵系统由操纵阀、控制阀、仪表及管路等组成。气动控制阀采用先导式控制, 主阀设在主机的底架上, 而先导阀设置在控制台上, 可以减少主机和控制台之间的管子, 管子直径可以很小, 使得设备更加简洁, 方便钻机的移动。远程监视系统由防爆摄像头、防爆传输线以及本安型井下计算机等组成。防爆摄像头固定在主机的底架上, 本安型井下计算机固定在操纵台上。由防爆传输线将两者连接起来, 构成井下监视系统。操纵人员通过摄像头对钻进的工况进行判断, 从而对钻机进行控制。
2.2 主机的结构组成
主机由驱动头、推进系统以及恒速阻尼系统等组成。为了实现自动装卸钻杆, 推进系统采用导轨式推进器。推进系统由推进气缸及导轨机构、气油转换增压机构、卡盘加紧机构、钢丝绳组件等组成。推进缸采用碳素玻璃钢筒, 内置钢丝绳的牵引的方式, 其推进系统结构紧凑, 重量较轻。满足该钻机的设计要求, 驱动头由风动马达和减速机构组成。该主机驱动马达采用齿轮式马达, 因为齿轮式在煤矿的气动锚杆钻机已经得到成功的应用, 性能较为可靠。但锚杆钻机气动马达都为单向马达, 为此, 为满足装卸钻杆的要求, 风马达设计成正反转马达, 从而满足钻机的使用要求。为了使得钻机在钻进中避免突然吸钻抱钻卡死, 在主机上设计了恒速阻尼系统。恒速阻尼系统由油缸、油箱以及行程增倍机构等组成, 实现钻孔时恒速。该恒速阻尼系统自形成一个回路, 在回路上设置单向节流阀, 控制回油速度, 达到控制推进速度。推进器、储杆箱、垂直送杆装置一起安装在底架的上平台上。
2.3 钻机工作原理
钻机人工移动时, 其主机和操纵台分别进行移动。主机移动频繁, 操作台移动次数较少。待主机移动到位后, 停稳主机, 接上压风, 将主机与操纵台之间气动管路和监控用电缆理顺。对主机各个部位进行检查, 确保零件完好。同时主机上设有辅助支撑系统, 通过该系统固定主机, 以防钻进时主机后移, 不能有效地进行钻孔, 发生憋钻现象。由井下照明综保装置对钻机进行供电, 安装好第一根钻头和钻杆, 通电后, 监视系统进行预热3 min再进行其性能调试。防爆摄像仪通过控制器可选择地对准主机的几个部分进行钻进实时监视, 以观察钻机在钻进时的实际情况, 并通过操作台进行控制。钻进时开孔眼要慢, 控制好推进速度。待钻具推进巷道煤体300 mm后, 可调整推进速度, 以达到额定速度, 满足钻进需要。在第一根钻杆推进钻入巷道后, 操作气动阀, 用卡盘将第一根钻杆卡住, 反转驱动头同时慢慢退钻, 将钻杆与驱动头慢慢卸开分离。待完全分离后将驱动头退回, 操纵自动送杆机构, 自动送入第二根钻杆。如此以往, 不断添加钻杆, 直至钻深满足要求为止。在钻进和换接钻杆过程中, 始终要注意钻孔部位有无异常现象发生。如有情况, 立即停止各种动作, 且暂时不要立即进入钻进区域处理故障。先观察钻进区域的情况, 判断是否有可能发生冲击地压发生的预兆。在确认钻孔区域暂无冲击地压发生, 方可进入钻孔区域现场处理故障。待钻孔深度达到要求后, 利用主机和人工撤回钻杆。
3 远控钻机的应用及推广前景
该钻机研制后, 在济宁二号煤矿93下07轨顺使用, 取得了较好的应用效果。2011年4月进行第一阶段使用, 在试验期间共钻43个孔, 累计钻深达385 m。通过对第一阶段的试验发现问题, 对钻机以及钻具进行适当改进。2011年8月进行第二阶段使用, 对其钻进性能进行了实际考核。在试验期间共钻51个孔, 累计钻深达458 m。该钻机不仅能快速定位和钻孔, 而且钻杆可以自动装卸。由于主机与操纵台可以分开放置, 操纵人员可以远离主机操作, 采用该钻机进行施工可以避免施工中发生矿压冲击所带来的伤亡事故。因此, 随着我国煤矿开采深度的增加, 冲击地压矿井将会越来越多, 该钻机的应用前景也会越来越广阔。
摘要：针对煤矿冲击地压频发及其卸压钻机的现状, 研究了用于煤矿巷道冲击地压探测以及钻孔爆破卸压的气动远控卸压钻机。该机采用主机与操作控制台可分开设计, 通过视频, 作业人员可在20 m以外操作设备完成整个钻孔的过程, 以免在施工中发生钻突而造成人员伤亡。
关键词：冲击地压,气动,远控,卸压钻机
参考文献
[1]刘中桥.煤矿冲击地压产生原因及防治措施[J].煤炭技术, 2009 (2) :104-105
[2]方焕明.煤矿冲击地压及其防治技术探讨[J].煤炭工程, 2005 (4) :60-61
[3]沈荣喜, 张敬民, 贝太伟, 等.煤矿冲击地压监测和防治技术的研究现状及进展[J].铜业工程, 2012, (2) :56-57
[4]薛晓刚, 等.防治冲击地压技术在高瓦斯矿井的应用[J].煤炭技术, 2012, (10) :70-71
控制卸压 篇3
1 爆破动力的应用
卸压爆破属于内部爆破, 主要作用是使煤层产生大量裂隙。爆破后, 冲击波首先破坏煤体, 然后爆生气体进一步使煤体破裂, 由于气压的作用, 形成切向拉应力, 产生径向拉破裂。当裂隙前端的应力强度因子小于断裂韧性时, 裂隙止裂。造成煤层物理力学性质变化的主要因素是径向裂隙。裂隙的存在导致弹性模量减小, 强度降低, 积聚的弹性能减少, 破坏了冲击地压发生的强度条件和能量条件[1]。
2 不耦合水压爆破的发展及目的
不耦合装药水压爆破是一种特殊的控制爆破, 装药时在药包和孔壁之间有一定的间隙。不耦合装药爆破技术在我国的水利工程及露天采矿业均有应用, 且取得了较好的工程效果和经济效益。水压爆破, 即水或空气作为介质向外传播能量。目前不耦合装药爆破技术在煤矿井下应用得较少, 其主要原因为煤矿井下爆破技术及施工工艺落后, 单凭经验确定爆破参数以及管道效应的影响。不耦合装药爆破的目的是爆破时减小爆破冲击波对孔壁的冲击压力, 降低或消除粉碎区, 增大爆破应力体积波的能量。
3 不耦合装药爆破的特点及作用
不耦合装药爆炸时, 爆轰波通过空气或其他介质传播到孔壁岩石中, 介质间隙犹如柔垫一样, 可将爆轰初始阶段的气体产物能量储存起来, 削弱了作用于炮孔的初始压力峰值。而后受压柔垫又将大量储存的能量释放出来做功, 延长了爆轰气体产物作用的时间, 改善爆破效果, 提高爆破能量利用率。
(1) 与耦合装药相比, 不耦合装药可降低孔壁岩面上的初始冲击压力。炮孔耦合装药爆破时, 爆轰波及爆轰产物与孔壁岩面直接碰撞, 经反射和透射将在孔壁上产生很高的冲击压力;而水不耦合装药爆破时, 爆轰波及爆轰产物首先压缩药卷周围的不耦合水介质, 再由水将爆炸作用传递到孔壁, 由于水的存在, 缓冲了爆轰波及爆轰产物初始冲击作用, 由此降低了孔壁岩面上的初始冲击压力。
(2) 与空气不耦合装药相比, 炮孔中水介质具有较高的传递能量效率。装药结构是影响爆炸能量传递的重要因素。耦合装药时, 爆轰波或爆生气体产物直接冲击孔壁折射爆炸能量;不耦合装药时, 除了不耦合装药系数外, 不耦合介质的可压缩程度也将在很大程度上影响爆炸能量的折射率。空气不耦合装药时, 可忽略空气的存在, 爆轰产物首先在炮孔中膨胀, 膨胀充满炮孔时才与孔壁发生碰撞而折射能量;而水不耦合装药时, 因水具有较高的密度、较大的流动黏度, 其可压缩性很小, 则炸药爆轰后, 先是爆生气体产物膨胀压缩水介质, 再由水将爆炸能量传递给孔壁并经其折射到岩石中去[2]。因此, 其传递能量的能力和效率要高。
4 应用实例
4.1 工程概况
选择在常村煤矿21132工作面进行水压控制爆破技术的应用。21132工作面位于21盘区煤轨下山东翼, 为自上而下第7个工作面, 上部为已回采完毕的2111工作面, 下部为未开采的2115工作面, 东侧为F16断层煤柱, 西侧为21采区3条下山煤柱。21132工作面为综放工作面, 一次采全高, 可采走向长1 009.5 m, 斜长180.2 m。该工作面所采煤层为侏罗系中统下段义马组2-3煤, 煤层走向105°~125°, 倾向SW, 倾角8°~15°。该工作面地质构造简单, 煤层结构较复杂, 含夹矸3~5层, 底板为炭质泥岩、细砂岩、泥岩, 顶板为细砂岩、泥岩, 岩石硬度中等, 工作面两巷掘进中煤炮频繁, 为冲击地压区域。
4.2 炮孔布置方式及爆破参数
炮孔采用单排眼布置, 21132运输巷上帮 (靠工作面煤墙侧) 中部 (距底板1.5 m) 布置1排, 间距5m, 并以8°~15° (沿煤层倾角布置) 倾角向上倾斜, 采用ZQS-65/2.5型钻具, 42 mm螺纹式联结麻花钻杆, 每节长1.0 m, 采用42 mm钻头, 孔深25 m, 孔径43 mm;采用二级煤矿许用乳化炸药, 药卷直径32 mm, 长度200 mm, 每卷炸药质量200 g, 每孔装药量10 kg。
4.2.1 装药结构
(1) 在爆破动荷载作用下, 岩石中的径向裂隙区是岩石破坏的主要形式, 裂隙区的扩展范围对松动爆破有着重要的意义。对于中深孔松动爆破, 若采用不耦合连续装药或将炸药集中在炮眼底部, 一方面, 松动爆破裂隙很难到达岩体自由面范围;另一方面, 炸药爆炸爆轰波波阵面前方有一个等离子层, 对未反应的药卷表层产生压缩作用, 妨碍该层炸药的安全反应, 等离子波越强烈, 这个表层被穿透的厚度就越大, 能量衰减就越大, 造成药包爆轰熄灭。所以, 为了提高爆破效果, 减少盲炮的发生, 提高炮孔利用率, 采用孔内分段间隔装药, 使更多的能量用于岩石裂隙扩展上。分段装药又可以延长爆压作用时间, 同时还应注意, 炮孔底部的阻力最大, 底部的装药量应适当大于外部的装药量。不耦合装药结构与耦合装药结构爆破相比, 可以降低对孔壁的冲击效应, 减少粉碎区, 激起的应力波在岩体内的作用时间更长, 充分利用炸药能量。水轴向不耦合装药结构下, 炮孔中的高温高压爆生气体产物和爆轰波冲击压缩水袋层, 产生的冲击波沿炮孔轴向传播, 水垫层被轴向压缩, 产生侧向的扩张, 对孔壁产生径向扩张压力, 随后在孔壁围岩中形成准静态的压力场, 为裂缝开展创造充分条件, 裂隙的发展也就更均匀、范围更广。
(2) 根据理论分析和试验, 在煤矿中深孔松动爆破应用中, 较理想的不耦合材料是水袋, 水袋可预防装药爆破引燃瓦斯, 水垫层也能起到均匀爆破的作用, 减少对孔壁围岩的破坏, 故采用孔内水压不耦合分段间隔装药。在炮眼底部先装2节水袋, 水袋每节长200 mm, 接着装20节炸药 (4 kg) 、装5节水袋, 再装17节炸药 (3.4 kg) 、装5节水袋, 然后再装13节炸药 (2.6 kg) 、5节水袋, 最后采用水泥封孔剂封实 (图1) 。
4.2.2 炮孔的堵塞
炮孔必须堵塞, 并保证堵塞质量, 堵塞层因受到冲击波轴向压缩, 对侧岩产生压力作用, 应力波相互迭加, 裂隙发育较充分。否则, 会造成爆破气体向外逸出, 影响爆破效果, 达不到爆破预期要求, 深孔卸压爆破, 要求爆破后炮孔口不受损坏, 对封堵的材质及长度提出了更高的要求。封堵材料采用专用的水泥混合封堵剂或用含水率15%的普通黏土 (含沙率在10%左右) 配制, 堵塞长度取孔径的150倍以上。
4.2.3 起爆方法
采用数孔一响齐发起爆的方法, 从孔底向外第20节炸药为第1个炮头, 中间的一节炸药为第2个炮头, 最外的一节炸药为第3个炮头, 同一个卸压炮孔内3个雷管之间采用同段位并联方式, 雷管角线两两扭结在一起, 2个卸压炮孔的雷管之间采用同段串联方式, 一次最多起爆4个炮孔, 发爆器型号为FMB-100;采用煤矿许用毫秒延期电雷管, 正向起爆。
4.3 爆破安全距离的控制
(1) 爆破地震波。炸药爆炸后会有一小部分能量转换成地震波向周围传播, 并引起介质质点的振动, 产生地震效应。若不能有效控制地震效应, 将会造成巷道内设施受影响甚至被破坏, 根据爆破振动安全允许距离公式计算[3]。
其中, R为爆破安全允许距离;Q为药量, 齐发爆破为总药量, 延时爆破取最大一段药量, 40 kg;V为保护对象所在地允许的质点振动速度峰值, 1.3cm/s;K、α为爆破点至计算保护对象间的地形、地质条件有关的系数和衰减指数, K、α按试验结果或经验选取, 其范围一般是:K取50~350, α取1.3~2.0。经计算, R=251.6 m。
(2) 爆破冲击波。该工程为深孔卸压爆破, 药包均处于深部煤层中, 绝大部分能量为破煤能, 只有一小部分能量逸出成为冲击波, 但该冲击波不足以造成对巷道设施的破坏和警戒范围以外的人员的影响, 因此, 爆破冲击波可以忽略不计。但是在煤层裂隙处装药时, 要控制装药量;堵塞炮孔时, 一定要提高堵塞质量, 否则也会出现明显的冲击波。
(3) 爆破个别飞石的控制。该工程爆破采用深孔爆破, 严格控制各个爆破参数, 即孔深、孔距, 装药量和装药结构, 确保炮孔的堵塞长度和堵塞质量, 保证飞石控制在10 m以内。
综上所述, 该工程安全警戒撤人距离确定为400 m以外的进风侧风门以外的全风压新鲜风流中或400 m以外的避难硐室中。
4.4 爆破母线及连接线
母线的选择, 可知安全控制距离达400 m以外, 系安全控制远距离爆破, 普通的爆破母线及电缆不符合标准要求, 应选用双股专用铜芯母线, 铜芯横截面积达到1.3 mm2, 母线阻值应符合国家标准规定 (≤20Ω) , 母线绝缘电压应符合国家标准 (≥1 500V) , 同时还用符合国家标准规定抗阻燃、抗静电、结实耐用抗拉强度大等要求。
本工程采用的是一种电雷管专用爆破母线, 获国家实用新型专利, 专利号ZL201120492652.3。
炮孔内若采用普通的连接线, 在装炮过程中容易损坏, 所以选用材质与母线相同, 同时还要求爆破母线、连接线远距离连接端为零电阻, 方能保证其最大有效安全距离, 防止拒爆、哑炮、丢炮等事故的发生。
4.5 试验结果
(1) 现场试验爆破效果较为理想, 爆破后破碎区域明显减少, 与以往相比下降了50%以上, 工作面顶板没有破坏, 工作面煤墙没有超前片帮, 综采支架不再出现倒架现象, 同时裂隙区扩展和发育也较为理想, 整个煤墙都有裂隙, 更有利于综采割煤机的顺利割煤。
(2) 冲击地压卸压效果的对比:河南大有能源股份有限公司常村煤矿2113工作面运输巷, 根据SOS微震检测系统记录可知, 2012年4月2—17日, 按照常规连续装药正向起爆, 震动频次升高, 震源集中程度及震源能量较大 (图2) 。由此可知, 在此段区域时间内煤体应力较大, 煤体应力活动较强, 有较大冲击地压来临的前兆。
在2012年4月17日—5月17日, 采用深孔水压间隔装药反向爆破, 震动频次明显降低, 震源集中程度及震源能量较前明显下降。由此可知, 在此段区域时间内, 煤体应力变小, 煤体应力活动降低, 冲击地压来临的前兆较小。因此, 该区域发生较大冲击地压事件的可能性较小。
5 结语
采用水压爆破技术工艺和方法以及相应的安全措施, 卸压爆破效果明显提高, 同时又能保护好工作面的煤墙, 确保顶板的完整性, 对工作面的正常推进创造了良好的条件。在实际工作中, 还应根据岩性及煤质的不同, 不断总结和完善水压爆破技术和工艺。建议将药包加工成一种定向控制的爆破药包进行卸压爆破, 还能缓解采场底板炸坏等问题;同时还应增大装药不耦合系数, 将不耦合系数n调整到1.6~2.5为最佳。该工艺的成功运用将为矿井的安全生产创造良好条件, 并产生巨大的经济和社会效益。
参考文献
[1]潘立友, 张立俊, 刘先贵.冲击地压预测与防冲实用技术 (第一版) [M].徐州:中国矿业大学出版社, 2006.
[2]中国工程爆破协会.爆破设计与施工[M].北京:冶金工业出版社, 2011.
控制卸压 篇4
关键词：内燃机,轿车柴油机,轨压控制,喷油器卸压,控制策略
0概述
喷油压力(轨压)与柴油机的排放关系密切,柔性控制喷油压力是改善柴油机排放的有效措施之一[1]。然而,柴油机在不同工况下最佳喷油压力不同,电控高压共轨喷射系统应随着工况的变化而实时控制喷油压力[2]。此外,对于高压共轨燃油系统,只有精确控制共轨管内的燃油压力,并尽可能地减少共轨管内的压力波动,柴油机的循环喷油量才能得到精确控制,从而改善整车的驾驶性[3,4,5]。
国内轿车柴油机的发展起步较晚,到目前为止还没有取得实质性进展[6]。与商用车相比,轿车柴油机的排量小,需求喷油量小,对油量更敏感,即使对于商用车而言很小的油量,都会引轿车较大的性能变化;同时,轿车柴油机绝大部分时间运行于拥挤的市区,运行工况更为多变,对驾驶性和舒适性的要求更高,这些因素使得轿车柴油机的轨压控制更为复杂;此外,随着国-Ⅳ以上排放法规的进一步严格,要求燃油的喷射精度与喷射压力进一步提高,这加大了轨压控制的难度[7,8]。为此,本文中提出一套全新的轨压控制策略,从多角度提高轨压的控制精度,以满足轿车柴油机更高精度的控制要求。
1 GD高压共轨喷油系统分析
GD(green diesel)高压共轨燃油系统如图1所示。该系统由 电子控制 单元 (electronic control unit,ECU)、高压泵、油量控制阀、共轨管、喷油器和压力传感器等主要零部件组成。
1.1 高压泵
高压泵利用压力 调节电磁 阀精确计 量低压燃油,并将燃油压缩后泵入高压共轨中,以实现ECU根据工况计算所得的轨压与喷油量。高压泵的内部结构和液压循环如图2所示。
1.2 共轨管
该油泵内部集成有一个叶片式输油泵,用于产生低压燃油,同时还巧妙布置了包括一个内凸轮环和一对径向对置柱塞的高压油泵。高压泵的凸轮环由凸轮轴带动旋转,两个对置的柱塞位于静止不动的泵头内部。凸轮环内部有四个凸起,当凸轮轴旋转一圈时,高压油泵可以实现四次泵油。而高压油泵每次泵出的高压燃油的数量由输油泵提供,通过一个低压的油量控制阀来控制。油量控制阀根据实际轨压与目标轨压之间的差异,自动调整阀体开度以允许适量的燃油被压缩并进入共轨管。
共轨管用于存储、分配高压燃油。在共轨管本体上布置有一个高压油泵进油接头、轨压传感器及四个向喷油器供油的装有限流器的接头,如图3所示。轨压传感 器用于监 测轨压,将信号发 送给ECU,ECU根据此信号控制轨压。
1.3 喷油器
喷油器的工作原理如图4所示。
电磁铁未通电时,与电磁衔铁相连的控制阀处于关闭状态,高压燃油通过进油节流孔作用在液压活塞顶面,由于液压活塞顶面面积大于喷油嘴承压面积,加上喷油嘴弹簧的作用力,使得喷油嘴针阀不能抬起。当电磁铁通电后,在电磁力的作用下衔铁带动控制阀迅速开启,使控制室内的压力下降,针阀打开喷油。电磁铁断电后,在弹簧力的作用下,平衡控制阀关闭,作用于液压活塞顶面的压力增大,使针阀落座,停止喷油。由此可知,喷油器通过控制电磁铁的通电时刻来控制喷油始点和通电时间长短(对应控制脉宽的大小)控制喷油量的大小。
在柴油机的一些特殊工况,为了提高轨压控制的稳定性和响应性,利用喷油器回油特性,对轨压进行卸压辅助控制。卸压时,喷油器被施以足够小的驱动脉宽(<200μs),此脉宽恰好能打开喷油器的控制阀,而不足以提起喷油器的针阀,这样可以实现不喷油的同时共轨管的部分高压燃油从喷油器的回油管返回油箱,达到卸压的效果,此功能为喷油器卸压控制。
2 轨压控制策略
轨压控制的基本原理是根据实际轨压与目标轨压之间的差异,使流入共轨管的燃油和流出共轨管的燃油达到动态平衡,实现轨压的稳定。轨压控制的关键是均衡流入共轨管和流出共轨管的两部分燃油。
2.1 油量控制阀的闭环控制
高压油泵每次泵出的高压燃油的数量由油量控制阀(inlet metering unit,IMU)控制,因此轨压控制的关键是油量控制阀驱动的控制。IMU驱动控制的基本原理为根据实际轨压与目标轨压之间的差异,通过改变IMU的驱动占空比来调节阀体开度,以允许适量的燃油被压缩并进入共轨管,实现轨压的稳定。油量控制阀的闭环控制模型如图5所示。
计算机控制是一种采样控制,只能根据采样时刻的偏差值来计算控制量,需要对闭环控制中积分项和微分项进行离散化处理。离散PID的表达式为
式中,n为采样序号,n=0,1,2,…;x(n)为第n次采样时刻的计算机输出值;e(n)为第n次采样时刻的输入偏差值;e(n-1)为第(n-1)次采样时刻的输入偏差值;Kp为比例常数;Ki为积分常数;Kd为微分常数。
2.2 喷油器卸压控制
油量控制阀是基于轨压的实际反馈信号进行控制,只有轨压产生变化,油量控制阀才会相应动作以消除变化,由此在一些特殊的瞬态工况(如急减速工况)具有一定的滞后性。本节利用喷油器的回油特性,从控制流出共轨管燃油的角度辅助轨压控制,以消除油量控制阀控制在特殊工况的滞后性,提高轨压的控制精度。
喷油器卸压控制是指在特定的工况下,对喷油器施加一定频率的驱动信号,该驱动信号的强度不足以将喷油器的针阀打开,而恰好能打开喷油器的控制阀实现回油,在不影响喷油器正常喷油的情况下,通过增加喷油器的回油量实现对轨压的辅助控制。卸压驱动信号的实际效果如图6所示。其中,主喷射之间的高频脉冲信号即为卸压驱动信号。
2.2.1 卸压的使能控制
是否采用喷油器卸压辅助控制是由轨压的状态和柴油机运行工况决定。针对轿车柴油机的运行工况特点,将卸压控制划分为联合、卸压、停供和瞬变四种状态,各状态的工况特点及卸压作用效果阐述如下:(1)联合状态。在柴油机的小油量或停喷工况(如最高空车和减速断油工况),喷油器的卸压可以使IMU工作于理想工作段,有利于提高轨压的控制精度和稳定性。(2)卸压状态。在目标轨压急剧减小的工况,由于IMU闭环控制的滞后性,实际轨压会滞后于目标轨压变化;此时,可以引入喷油器卸压辅助控制,利用卸压增加回油燃油量来提高实际轨压的跟随性。(3)停供状态。应用于轨压超高或有停机请求的工况,系统在停止向共轨管供应燃油同时进行喷 油器卸压 控制,使轨压迅 速下降。(4)瞬变状态。在喷油量急剧减小的工况,卸压控制可以抵消突然减小的喷油量,避免轨压出现超调,提高轨压的瞬态控制精度。
2.2.2 卸压驱动频率控制
要实现最佳的卸压效果,需要根据不同的卸压需求,拟定喷油器的最佳卸压驱动频率。各状态下卸压频率计算如图7所示。
最终的卸压频率为基本频率加上修正频率,具体计算如下:(1)停供状态。基本频率为标定常量,修正频率=轨压最高限值与实际轨压的偏差×超压权重系数K3。(2)卸压状态。基本频率为标定常量,修正频率=目标轨压与实际轨压的偏差×轨压差权重系数K1。(3)联合和瞬变状态。基本频率是基于柴油机转速与指令喷油量的函数,反映了柴油机各个工况下的卸压控制需求,修正频率为目标轨压与实际轨压的偏差与权重系数K2的乘积。
2.2.3 卸压脉宽的自适应
根据卸压原理,卸压时的驱动脉宽要恰到好处,既不能太大也不能太小,太大会将喷油器针阀打开产生喷油,太小又不足以打开喷油器的控制阀实现回油。由此可知,卸压驱动脉宽是卸压控制的关键,不仅关系到轨压的实际控制效果,而且会影响柴油机的性能和排放。然而,随着喷油器使用时间的加长,电磁阀会出现老化,且喷油器精密偶件会产生一定程度的磨损,这些均会导致喷油器实际的执行效果发生变化,从而影响喷油器的最小喷油脉宽。为此,喷油器的卸压脉宽需要进行自适应控制,即应随着喷油器的状态变化而变化。
本文中设计了基 于工况的 卸压脉宽 自适应控制,通过在减速断油工况检测喷油器的最小喷油脉宽来获得卸压脉宽,控制流程如图8所示。柴油机进入减速断油工况,卸压驱动脉宽的自适应开始,驱动脉宽以一定初始加电时间输出,延时等待获取脉宽递增步长,并检测转速变化率;如果变化率处于正常的减速变化区间,驱动脉宽自动递增一个步长后重复上述检测;当检测到转速变化率趋向等于零,系统认为喷油器在此脉宽下产生了喷油,保存上一脉宽作为卸压脉宽,自适应控制结束,驱动脉宽清零。驱动脉宽的自适应可以有效提高卸压的准确性和可靠性。
3 试验验证
在匹配GD高压共轨燃油系统YC4W110-40柴油机上对设计的控制策略进行了试验验证。
图9为各工况轨压的控制过程。柴油机最初以(750±5)r/min的怠速转速稳定运行,进入加速后期的转速调速段,喷油量急剧下降,喷油器卸压即刻作用,以避免轨压出现的超调。随后,柴油机稳定工作于2800r/min,喷油量小于10mg/str.,为了提高轨压控制的稳定性,喷油器卸压使能。在柴油机的减速工况,当系统检测到实际轨压滞后于目标值超过一定量时,喷油器卸压使能,提高轨压的跟随性。
图10为卸压驱动脉宽的自适应控制过程。从图10可以看出,柴油机第3s时进入减速断油工况,卸压驱动脉宽的自适应开始,驱动脉宽以初始100μs加电时间输出。延时等待获取脉宽递增步长后检测转速变化率,变化率处于正常的减速变化区间,驱动脉宽自动递增一步长。当卸压脉宽递增为200μs,转速变化率趋向等于零,系统认为喷油器在此脉宽下产生了喷油,保存上一脉宽190μs作为卸压脉宽,自适应控制结束,驱动脉宽清零。驱动脉宽的自适应确保了卸压的准确性和可靠性。
表1为急减速工况下有无喷油器卸压的轨压控制效果对比。试验结果表明:加入喷油器卸压辅助控制,通过加大回油量,急减速工况的轨压超调量由7MPa缩小到2MPa以内,轨压的稳定时间由3.9s缩短到2.3s。卸压控制有效降低了瞬态轨压的超调量,并能进一步改善轨压的稳定性。
图11为不同负荷和转速工况下轨压控制的试验结果。试验结果 表明:在整个柴 油机工作 范围内,轨压实际值与目标值的偏差很小,稳态偏差为±0.5MPa以内,瞬态偏差为±1.8MPa。这表明采用设计的轨压控制策略时,柴油机在全工况下轨压都具有理想的控制效果,可满足轿车柴油机更高轨压控制精度的要求。
4 结论
(1)在控制流出共轨管部分的燃油量上,建立了基于自适应的喷油器卸压控制模型,在不增加任何辅助设备的情况下,通过软件方法解决了油量控制阀控制的滞后性问题,提高了轨压的瞬态响应,驱动脉宽的自适应控制确保了卸压控制的准确和可靠性。
卸压放炮与传压介质 篇5
1 传压介质所需叶蜡石标准
1.1 传压介质用叶蜡石组成
北京门头沟赵家台叶蜡石自20世纪70年代末由早期的金刚石行业专家选定为金刚石合成用传压介质以来,关于赵家台叶蜡石的具体分析报告在70年代乃至2006年的文献中都能详细查阅到:化学组成以化学成分分析检测为主。而表1,是目前行业内正在使用的各家传压介质(叶蜡石块)制造商的材料分析, 从化学成分分析检测报告上看与北京门头沟赵家台叶蜡石均具有可比性,特别是在烧失、氧化铝、氧化硅以及钙、镁、钾、钠等方面差距不大。
从大量的叶蜡石化学成分分析检测报告来看,用作传压介质的叶蜡石烧失应控制在5.5%～7.5%之间,氧化铝应控制在27%～35%之间,氧化硅应控制在47%～65%之间,其它氧化物尽量不超过3%。但总的来说化学成分并不代表叶蜡石能不能用作传压介质,叶蜡石的矿物学组成相对叶蜡石化学成分来说尤为重要,表2是目前行业内正在使用的传压介质(叶蜡石块)的矿物学组成分析,从中可以看出用作传压介质的叶蜡石的相对优劣(主要指标)。结合高压合成实验以及文献资料综合分析,相对优良的适合大腔体高压合成的叶蜡石原矿石的矿物学组成标准拟定为表3。用作传压介质的叶蜡石原矿石的矿物学组成范围标准,其中最最重要的是叶蜡石矿物相本身占比范围为45%～80%,低于45%或者高于80%均不适合用作大腔体高压合成的传压介质;其次是原矿石的石英含量范围以及非晶相物质含量占比。当上述三项矿物相均符合表3拟定的矿物学范围标准时,叶蜡石原矿石才可作为大腔体高压合成传压介质的备选材料。当然,能否最终用作大腔体高压合成的传压介质,叶蜡石原矿石的热学性能仍需满足传压介质对叶蜡石原矿的热学性能要求。
1.2 传压介质热学性能指标
当用白云石衬管加叶蜡石外壳作为高压合成的传压介质时,叶蜡石原矿石的作用主要是传压及密封,当然也有隔热绝缘作用。白云石衬的主要作用是隔热及部分分解后形成内增压,当然也有传压。在高压合成的各个阶段,内外压需达到平衡,一旦失衡高压放炮就不可避免。叶蜡石原矿石的传压及密封力取决于叶蜡石原矿石的矿物学组成及其物理性能。高压合成是一个内增压从无到有再逐渐减小的过程,突然的内增压激增或密封力迅速下降都会造成高压放炮,内增压从无到有再逐渐减小但回不到起点,原因是分解的白云石不可能逆转,大量的二氧化碳压缩气体形成内增压,压缩气体的能量虽然随温度的降低而减小但外爆能量一直存在,升压、保压、缷压无论哪个阶段只要内外压不平衡都会放炮。叶蜡石原矿石在作为传压介质时形成的密封边的密封力不但要大到足以抵消高压合成时内增压的从无到有,而且当缷压时传压介质所形成的密封边还必须要有足够的弹力用于抵消外力减小。用作传压介质的叶蜡石原矿石如果没有足够的“压缩弹性”, 卸压放炮就会经常发生。那么叶蜡石原矿石的哪些物理性能与足够的“压缩弹性”有关?首先是叶蜡石原矿石的压缩回弹变量,大的压缩回弹变量是足够的“压缩弹性”的前提条件,此乃“压缩弹性”之根;其次是相变起始点,太低的矿石相变起始点肯定没有足够的高温合成所需的“压缩弹性”, 叶蜡石原矿石的相变起始点必须高于560℃,原因是高压合成时用作传压介质的叶蜡石局部受热已达500℃以上,特别是大腔体,叶蜡石局部受热及高于500℃以上的区域加大而且顶锤温度明显高于相对小腔体;再次是叶蜡石原矿石的热膨胀情况,用作传压介质的叶蜡石原矿石应该具有热胀快冷缩慢的特殊性能。
在寻找大腔体高压合成用传压介质所需的叶蜡石矿石的过程中,对多种叶蜡石矿石进行了压缩回弹变量、相变情况及热膨胀情况分析,也试图分析叶蜡石矿石的“压缩弹性”,力图寻找到具有足够压缩回弹变量、较高相变起始点、热胀快冷缩慢的特殊性能的叶蜡石原矿石,从而找到大腔体高压合成传压介质所需的叶蜡石原矿石。在此过程中也做了多次临界卸压放炮试验,以测定大腔体高压卸压放炮之叶蜡石原矿石所需的“压缩弹性”极限值。表4是我们近期做的部分叶蜡石材料原矿石及不同厂家叶蜡石块的热学性能测试,温度范围是从室温到1000℃,线热膨胀系数(×10-6)。
检验设备:综合热分析仪;设备型号:DIL402EP;
设备厂家:德国耐驰仪器设备有限公司
检测条件:升温速度,10℃∕分钟。
线热膨胀系数(×10-6/℃)太低时,用作大腔体传压介质的叶蜡石块进入不稳定状态,极限值在(0℃～500℃)5.50×10-6/℃;具有太高的线热膨胀系数的叶蜡石原矿石也不适合作为传压介质的主材料,极限值应该在(0℃～500℃)7.50×10-6/℃;上限的确定仍需更多的高压合成实验数据。
1.3 制造工艺
满足传压介质基本要求的叶蜡石原矿石经表面清洗后晾干,经鄂式破碎至20mm;锤破至7～8mm;对辊破碎至2mm以细。筛分成粗、中、细三种粒度;粗粒1～2 mm;中粒0.5～1mm;细粒0.5mm以细;粗、中粒按1∶1混合均匀,加水玻璃;加水玻璃应均匀慢速,再次混合半小时后加30%细粒度叶蜡石原矿石粉,再次混合一小时;取出混合均匀的物料过筛后放置到适当容器内存放12小时以上;压制前再次混合一小时(用不同的混料机),过筛后凉置2～3小时使用。水玻璃比例6%～7%较适宜。
压制好的复合叶蜡石快经整形至合适尺寸后进炉第一次焙烧,第一次焙烧的目的是分解水玻璃及脱水,分解水玻璃及脱水如同粉末冶金技术中的脱胶,粉末冶金技术中的脱胶有以下三个要素:
(1)风道设计,风道必须均匀,针对每一件产品尽量做到均匀风;此乃第一要素。
(2)脱胶时间,足够的脱胶时间才能保证产品从内到外一次脱胶干净,此乃第二要素。
(3)脱胶温度,脱胶温度与脱胶时间关系密切,温度高时间短,但过高温度有可能外熟里生,不利于完全分解水玻璃及脱水,此乃第三要素。
传压介质上压机前要进行二次焙烧,二次焙烧的目的是调整复合叶蜡石快的硬度及传压性,厂家不同工艺各异。
1.4 传压介质的技术标准
综合以上分析数据及大量的实验结果,韶关赛普超硬材料科技有限公司就有关大腔体金刚石合成用传压介质的技术标准概括如下:
用作传压介质的叶蜡石原矿石需满足如下技术条件:
(A) 化学组成;
烧失5.5%～7.5%之间,氧化铝27%～35%之间,氧化硅47%～65%之间,其它氧化物均不超过3%。
(B)矿物组成;
见表5
(C)线热膨胀系数(×10-6/℃)
下限:极限值(0℃～500℃)5.50××10-6/℃;上限:极限值(0℃～500℃)7.50×10-6/℃;
(D)叶蜡石原矿石的压缩回弹变量(线性,加压15MPa)回弹变量大于1.5%;
(E)叶蜡石原矿石的相变起始点高于560℃
用作传压介质的叶蜡石复合块需满足如下技术条件:
(A)尺寸偏差
用作传压介质的叶蜡石复合块的外形尺寸及内孔尺寸都十分重要,同一规格同一批次的复合块的外形尺寸及内孔尺寸需保持一致,要求:同一规格同一批次各尺寸控制在0.1mm之内;同一规格不同批次各尺寸控制在0.3mm之内;叶蜡石复合块的外形尺寸对压机的调整对中精度有较大影响,内孔尺寸对工艺控制精度有影响。
(B)重量偏差
同一规格同一批次的复合块的重量应控制在1.0%之内,例如总重400克的叶蜡石复合块重量偏差应控制在4克之内;同一规格不同批次的复合块的重量应控制在2.0%之内,例如总重400克的叶蜡石复合块重量偏差应控制在8克之内。
(C)0℃～500℃弹性变形量
用作传压介质的叶蜡石复合块0℃～500℃弹性变形量大小对高压合成的稳定性有很大影响,如果500℃叶蜡石复合块失去“温度弹性变形”, 传压介质就失去加热后的高压密封性,卸压放炮就不可避免,如果叶蜡石复合块0℃～500℃弹性变形量太大或者太小,传压介质的高压密封性能就不好确定,理想的0℃～500℃线弹性变形量大小范围是0.85%～1.25%。
(D)1050℃失重
用作传压介质的叶蜡石原石烧失应控制在5.5%～7.5%之间(1250℃),叶蜡石复合块1050℃失重大小与复合块中白云石的用量有关,传压介质中的纯叶蜡石层的1050℃失重控制技术指标为:5.5%～6.5%为安全范围;6.5%～7.2%为临界范围;大于7.3%不安全。
(E)标准化制造工艺流程
用作传压介质的叶蜡石复合块的制作工艺流程虽然简单但十分关键,有关标准化制造工艺流程本文已详述,其中包括:选矿;洗矿;破碎;过筛;混料;压制;整形;焙烧共八个环节,其中需要强调的是混料标准化操作及焙烧的三个要素,只有经过标准化制造工艺流程生产的叶蜡石复合块才能用作传压介质。
2 卸压放炮分类
总结25年来的高压合成工作,有关卸压放炮的发生情形大至可分为如下十种类型,其中的大部分卸压放炮是我们一线高压合成时直接碰到的,少部分来源于行业技术交流。
(1)实心块不加热,加压高于50MPa后卸压放气炮;
(2)预热块加热后停热24小时后卸压放气炮;
(3)冷锤、热块正常高压合成后卸压放气炮;
(4)热锤、冷块正常高压合成后卸压放气炮;
(5)Φ60腔体加热合成完工后,停热10秒没有缷压直接放气炮;
(6)Φ60腔体加热合成完工后,停热15分钟后卸压仍然放气炮;
(7)正常工作状态的压机,用新料块实验,前两班正常,第三班开始卸压放气炮;
(8)正常工作状态的压机,用冷块实验,前十快正常,后开始卸压放气炮;
(9)高转化率时容易卸压放气炮;
(10)大腔体比小腔体容易卸压放气炮。
3 卸压放炮内因
针对上述十种类型的卸压放炮,我们逐一进行技术分析,目的是找出其内在原因及规律,卸压放炮不同于超压阶段及保压阶段高压放炮,高压放炮除去特殊原因后均与叶蜡石密封不佳有关系,而卸压放炮原因特殊,毕竟已完成超压阶段及保压阶段的艰巨密封任务,找出共性即可找到解决方案。十种类型的卸压放炮内因剖析如下:
(1)所用的实心块弹性变形量小,回弹能力差,缷压时密封力迅速下降,当原有加载力减弱(缷压)时,密封力下降速度大于加载力减弱,失衡后放炮。
(2)预热块加热后,经24小时已彻底冷却,由叶蜡石所形成的密封边回弹能力下降,当原有加载力减弱(缷压)时,密封力下降速度大于加载力减弱,失衡后放炮。若没有经24小时彻底冷却,密封边回弹能力仍可与加载力减弱相抗衡,不会卸压放炮,可见叶蜡石所形成的密封边回弹能力与顶锤表面温度有关。
(3)合成后顶锤温度低,导致叶蜡石表面温度低,密封边回弹能力下降,当原有加载力减弱(缷压)后,密封边回弹量不足,密封边回弹能力与温度成正比。
(4)低温的叶蜡石吸走顶锤表面热能,密封边温度降低,回弹能力下降,当原有加载力减弱(缷压)时,密封力下降速度大于加载力减弱,失衡后放炮。同样,密封边回弹能力与温度成正比。
(5)停热导致合成快整体温度下降,叶蜡石块收缩,快速失去回弹能力,密封边回弹能力与温度关系密切,已接近临界状态,此时,只有有效增加密封边回弹能力才有可能减压,提高密封边回弹能力的方法是要么换叶蜡石原矿石;要么提高减压时密封边的温度。
(6)叶蜡石表面温度低,回弹能力弱,不利于原有加载力减弱(缷压),停热导致合成快整体温度下降,腔体内压缩气体压力降低冲力减弱,同时密封边回弹能力减弱导致密封力减弱,其速率大于压缩气体压力降低冲力减弱速率,当原有加载力减弱(缷压)时,失衡后放炮。
(7)合成后顶锤温度逐渐降低,由叶蜡石所形成的密封边温度下降,回弹能力减弱,逐渐降到失衡后放炮。
(8)条件相对7更极端,由叶蜡石所形成的密封边温度下降,回弹能力减弱更快,缷压放气炮来得更早。
(9)从原理上讲,只有大幅度增加合成压力才能提高转化率,大幅度增加合成压力就提高了对用作传压介质的叶蜡石复合块的回弹能力的要求,低转化率时能用的叶蜡石逐渐转化为不可用,解决方法要么是换叶蜡石原矿石,要么是提高减压时密封边的温度。
(10)相对于Φ40以下的小腔体,大腔体金刚石合成时,六只顶锤及12条密封边所形成的高压高温区域加大,理论上说高压高温区域加大后,外围条件变数加大,提高了对用作传压介质的叶蜡石复合块的质量要求,等同于提高转化率,回到问题9。
综上所述,用作传压介质的叶蜡石复合块的回弹能力是缷压时密封力大小的内在决定因素,回弹能力不足足以造成卸压放炮。另外,叶蜡石复合块的回弹能力与密封边温度高低关系密切,解决卸压放炮的方法是要么更换叶蜡石原矿石,提高叶蜡石复合块的回弹能力;要么提高减压时密封边的温度,尽量不降低叶蜡石复合块原有的回弹能力。
4 结论
逐段卸压打钻施工技术研究 篇6
1 打钻过程中遇到的问题及原因分析
在突出煤层复杂构造区域(特别是松软突出煤层)打钻经常会遇到喷孔、垮孔、堵孔、顶钻、卡钻,甚至诱导突出等动力现象[1,2]。
(1)喷孔。
当钻孔进入软煤层时,钻头的切削旋转对煤层产生一种冲击和破碎力,这种力使煤体破裂、粉碎。破裂和粉碎了的煤体很快出现瓦斯解吸,钻孔周边煤体瓦斯的快速解吸使流入钻孔中的瓦斯急剧增加,有的增加到正常瓦斯涌出量的几倍到几十倍。此时钻孔前方与后方出现了较大的瓦斯梯度,因而出现了明显的瓦斯激流,承压的瓦斯激流对破碎的煤颗粒起着边运送边粉化的作用,同时还继续向钻孔周边扩大影响范围。由于钻孔孔径小或钻孔出现堵孔,粉化了的煤颗粒难以顺利地向孔外排出,进一步增加了钻孔内外的瓦斯压力梯度,致使这种瓦斯涌出变成了爆发性的外流,形成了喷孔。打钻过程产生的喷孔现象主要是高压瓦斯、应力集中和软煤层这3个因素综合作用的结果。
(2)垮孔。
垮孔是钻孔壁发生垮塌的现象,形成垮孔的原因主要有:①煤层软并且孔壁受震动后随钻进而崩塌;②随钻孔深度增加,在重力作用下钻头向下偏斜,导致孔型不直、发生弯曲,钻进时钻杆发生摆动,破坏孔壁;③喷孔时瓦斯流对孔壁造成破坏。
(3)堵孔。
堵孔是钻进中钻孔被煤粉煤渣充实造成无法排渣的现象。形成堵孔的原因主要有:①孔内排渣不顺畅并不断积存,造成钻孔前方的煤渣、煤粉无法外排,形成堵孔;②垮孔未能停止,边排边垮,造成无法正常清理孔内残渣;③喷孔的结果。
(4)顶钻。
顶钻是钻进时钻头打滑、无法前进的现象,往往是喷孔前的一种状态,瓦斯喷出的压力大,超过或接近给进压力,暂时出现钻头打滑。
(5)卡钻。
卡钻是钻头既不能前进也不能后退的一种状况,它主要是由于喷孔时未能及时退出钻杆,破碎的煤体将钻杆和钻头箍紧,以及排渣不力、孔内积尘增多,此时仍然钻进,使堵孔、垮孔的范围不断扩大,从而造成卡钻,钻杆无法进退[3]。
2 理论分析与试验研究
在突出掘进工作面复杂构造区域中打深钻孔的主要难点是,如何防止和减少喷孔、垮孔、堵孔和卡钻等动力问题的出现,并且杜绝打钻过程发生煤与瓦斯突出;即使这些动力现象发生了,也应能有效地控制和减少这些动力现象对钻孔施工过程的影响。为此,笔者分析了掘进工作面附近煤体的“三区”分布规律、煤体的应力应变全程曲线和扩容膨胀情况,以及钻孔释放和转移应力情况,提出了逐段卸压打钻施工技术,并进行了试验。
2.1 理论基础
(1)掘进工作面附近煤体的“三区”分布规律分析。
煤矿井下开采破坏了原始地层中的应力平衡状态,使煤体中的应力重新分布。一般情况下,在较短时间内就会在采掘空间临界面附近形成较高的集中应力。当采掘空间附近煤体集中应力值达到其极限强度后,就会发生屈服变形,并且向煤体深部进行集中应力转移[4]。经过一定时间,形成如图1所示的“三区”状态,即卸压区、集中应力区和原始应力区。在这“三区”中,煤体所受应力和变形性质各有差异。图1中X为距工作面的距离。
通常紧靠采掘空间的煤体(即卸压区中的煤体)所承受的应力达不到原岩应力,因此卸压区和集中应力区的塑性变形区中的煤体所受的应力通常处于极限平衡状态。林柏泉教授从卸压区煤体稳定性条件出发,对“三区”进行理论分析[5],得出卸压区的安全宽度为
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从式(1)可以看出,掘进面附近卸压区范围的大小和煤与瓦斯突出有直接关系。当钻孔在卸压区和塑性变形区钻进时,由于该区域的瓦斯得到充分释放,煤岩体应力也得到释放,通常不会产生喷孔、卡钻、垮孔、堵孔,从而诱发突出;但是当钻孔进入弹性变形区和原始应力区时,瓦斯压力较大,地应力较大,就可能会产生喷孔、卡钻、垮孔、堵孔,并诱导突出。
(2)煤样的应力应变全程曲线分析。
煤样的应力应变全程曲线如图2所示[6]。煤样的应力应变全过程曲线可以分为5个阶段:原始空隙压密阶段(OA段)、线弹性阶段(AB段)、弹塑性变形阶段(BC段)、破坏阶段(CD段)和破坏发展阶段(DE段)。在OA段中,煤样形成新裂隙。B点为弹性极限,从B点起,当应力在0.6σmax以上时,煤样开始产生新的裂隙,并呈现弹性变形,但BC段中破裂的传播比较缓慢但稳定。从C点起,当应力在0.95σmax以上时,新裂隙急剧增加并相互贯穿,破裂开始快速传播,应变速度明显增大,同时声发射激增。在CD段,贯穿裂隙继续发展,声发射继续变化。当载荷达到应力峰值时(图2中D点,即强度极限Rc),煤样发生破坏并且出现明显的扩容膨胀现象。
由于采掘工作的影响,在掘进工作面前方形成了“三区”结构分布,在应力集中区内产生煤体塑性破坏,并且形成塑性极限应力带,其值一般在8～20 m之间。从以上分析可知,在CD段煤样内部新裂隙急剧增加并且相互贯穿,因此当应力处于CD段时,煤体具有良好的瓦斯流动通道。由于工作面前方煤体的应力分布与煤样的应力应变全程曲线很相似,所以在塑性极限应力带,煤体发生破坏并且出现明显的扩容膨胀现象,这为掘进工作面抽放瓦斯创造了有利条件。
(3)利用钻孔释放和转移地应力。
在地应力的作用下,煤层积蓄了相当大的储存能,而地应力在打钻过程产生的突出等动力现象中所起的作用有[7]:①地应力的作用使煤体产生流变,并且使其从稳定流变进入到失稳流变,从而使突出延时;②围岩或煤层的弹性变形潜能做功,使煤体破坏;③地应力场控制瓦斯压力场,促进瓦斯破坏煤体;④高地应力决定了煤层的低透气性,以致瓦斯泄漏减慢,造成瓦斯梯度增高,煤体一旦破坏对突出有利。因此,地应力是打钻过程中动力现象产生的主要原因,由前述钻孔动力现象原因分析也证实了地应力在打钻过程中所起的作用。包括我国在内的许多国家都确认超前钻孔能有效释放和转移煤层地应力,特别是在我国,许多高突矿井都是通过钻孔来释放地应力和瓦斯压力的,并且试验中通过大直径钻孔的方法进行应力释放所取得的效果已被确认。所以在卸压区和塑性变形区打钻,再通过这些卸压钻孔释放弹性变形区和原始应力区的瓦斯压力和地应力,使弹性变形区和原始应力区后移,经检测确认充分卸压并且达到安全要求后,再进行第2阶段打钻,可以避免上述动力现象的发生。
2.2 试验研究
根据上述打钻过程的动力现象产生的原因及掘进工作面“三区”分布规律、煤样的应力应变全程曲线和扩容膨胀情况、钻孔释放地应力等分析结果可知,要实现突出煤层复杂构造区域打深钻孔的目的,最简单和最有效的措施就是逐段卸压打钻施工。经过现场试验,获得了较合理的钻孔布置参数和抽放参数。钻孔布置参数和抽放参数包括钻孔深度、抽放影响半径、抽放时间、钻孔直径、钻孔抽放负压、钻孔布置方式、钻孔施工顺序、钻孔流量变化规律等[8]。
(1)钻孔深度。
抽放钻孔要穿过卸压区和塑性变形区进入弹性变形区。根据对义马煤业集团公司所属5对突出矿井掘进面现场实测结果,采掘工作面前方卸压区宽度一般为4～5 m,塑性极限应力区宽度一般为8～10 m,工作面最佳抽放范围为工作面前方5～20 m处,所以采掘工作面抽放的钻孔深度应为8～20 m。
(2)抽放影响半径。
此次采用负压法测定工作面钻孔抽放影响半径。根据研究结果,钻孔抽放影响半径由煤层动力性质系数确定,通过实测值可以计算出在不同抽放时间的抽放影响半径。钻孔抽放影响半径r可用式(2)表示
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式中,t为钻孔抽放时间,min;β为反映煤层瓦斯动力性质的系数,m·min-1/2,其大小根据现场测试确定。
(3)抽放时间。
钻孔流量衰减情况决定钻孔的抽放时间,所以根据实际测定的钻孔流量衰减指标,可确定钻孔的抽放时间。此次主要是通过测定钻孔流量衰减情况来确定抽放时间。
(4)钻孔直径。
增大钻孔直径可以提高钻孔抽放量,但钻孔直径越大,越不利于钻孔施工,并且使发生突出的危险性增加。由于工作面动压抽放钻孔要穿过工作面前方的卸压区进入塑性极限应力区,钻孔深度一般为8～20 m,所以钻孔直径不宜超过100 mm,钻孔直径为75～100 mm比较合适。
(5)钻孔抽放负压。
抽放负压对动压抽放效果有重要影响,抽放负压越大,越有利于抽放。由于在卸压区附近抽放瓦斯,负压过高容易导致钻孔周围漏气,达不到抽放效果。根据工作面超前抽放的经验,抽放负压不低于2 500 Pa即可。
(6)钻孔布置方式。
根据钻孔抽放时间、抽放半径、抽放钻孔间距来设计钻孔布置方式,在打8～20 m的短钻孔后,进行封孔抽放,经检测确认充分卸压并且达到安全要求后,再进行第2阶段打长钻孔;直到钻进过程出现困难时,停止打钻,再封孔进行抽放,经检测确认充分卸压并且达到安全要求后,再进行第3阶段打长钻孔。通过前3阶段的打钻,钻孔释放了大量的瓦斯和应力,使卸压区和应力集中区大大向前推移。这样,掘进工作面就可以通过钻孔抽放来防止煤与瓦斯突出。
(7)钻孔施工顺序。
为了施工安全和充分发挥动压抽放的作用,在施工抽放钻孔时,应由采面中部施工向采面周边逐步打钻,保证打钻和抽放效果。特别是在经过软煤层时,应根据软煤层的具体情况,确定好开孔位置、钻孔方位和角度。
(8)钻孔流量变化规律。
钻孔瓦斯流量是检验矿井抽放设计和抽放效果的重要依据。实际上,它是一个综合性指标,反映了煤层破坏程度、瓦斯压力和瓦斯含量、煤体应力状态及透气性等参数。由于各钻孔之间不是孤立的,随时间推移,各钻孔的各项参数对其相邻的钻孔都会产生一定影响。因此,应该把钻场中各钻孔看成一个系统,来考察钻孔流量规律。考察钻孔流量变化规律,可以确定工作面前方瓦斯释放程度、释放过程、煤层应力、煤体裂隙等状态。钻孔流量变化规律也是下一阶段打钻施工的重要依据。
2.3 应注意的问题
由分析可知,要实现打深孔的目的,除了掌握逐段打钻施工技术外,还应该注意打钻工艺。
(1)给进压力。
给进压力是钻孔施工过程的重要技术参数,不同层段应控制不同的给进压力极限值。有文献表明,软煤层给进压力极限值为10 MPa,硬煤层给进压力一般为6～7 MPa。在钻进过程中,给进压力要根据具体情况确定。
(2)钻进速度。
钻进时必须保持适当的速度,通过煤层结构异常带时应减速,减速可充分排渣、减少沉渣,同时也能起到降低给进压力的作用。
(3)钻孔排渣。
钻孔排渣好坏直接关系到钻孔的成败。排渣效果不好会造成堵孔、卡孔,甚至摩擦发热产生高温,带来安全隐患。只有压风和排渣通畅才能继续钻进,严禁强打、硬拔和蛮进等操作。
3 效果分析
(1)在具有突出危险的掘进工作面实施逐段卸压打钻施工后,减少了喷孔、卡钻、垮孔、堵孔等动力现象,提高了打钻速度和施工效率。
(2)在具有突出危险的掘进工作面实施逐段卸压打钻施工后,杜绝了打钻过程中的煤与瓦斯突出事故发生,实现了安全生产。
(3)实施卸压区动压抽放后,有效地解决了打钻过程的瓦斯超限问题,实现了正常循环作业,提高了生产效率。
4 结语
(1)根据掘进工作面附近煤体的“三区”分布规律、煤体的应力应变全程曲线及扩容膨胀情况、钻孔能释放地应力等分析结果可知,逐段卸压打钻能释放瓦斯压力和地应力,并且扩大掘进工作面附近煤体的卸压区和转移应力集中区,能防止和减少垮孔、堵孔、喷孔和卡钻等动力现象。
(2)在突出掘进工作面复杂构造带进行逐段卸压打钻施工技术可行,施工方便,效果明显。
(3)试验结果表明,逐段卸压打钻施工技术能显著降低煤与瓦斯突出危险性,较好地消除打钻和生产过程中的动力现象,同时能有效地解决瓦斯超限问题,所以逐段卸压打钻施工技术是解决突出掘进工作面打钻困难问题的最简单也是有效的方法。
(4)要实现打深孔,除了掌握逐段打钻施工技术外,还应该注意打钻过程的给进压力、钻进速度、钻孔排渣等打钻工艺。
摘要：针对突出掘进工作面复杂构造区打钻非常危险和困难等情况,考察了现场打钻过程中遇到的喷孔、卡钻、垮孔、堵孔、甚至诱导突出等动力现象并分析了其成因。根据打钻过程中的动力现象产生的原因及掘进工作面“三区”分布规律、煤样的应力应变全程曲线和扩容膨胀情况、钻孔能释放地应力等分析结果,提出了逐段卸压打钻施工技术。经过现场试验,得出较合理的钻孔布置参数和抽排参数。试验结果表明,逐段卸压打钻施工技术能显著降低煤与瓦斯突出危险性,较好地避免打钻和生产过程中的动力现象,同时能有效地解决瓦斯超限问题。
关键词：打钻,动力现象,“三区”分布,逐段卸压
参考文献
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水射流卸压增透钻孔布置优化分析 篇7
关键词：水射流,淹没射流,钻孔布置,瓦斯抽采,瓦斯压力
0 引言
随着煤矿开采深度的增大,瓦斯抽采难度增加,应力更加集中,煤与瓦斯突出的危险性也越来越大。水射流因其打击破碎效率高、安全性好等优点,被学者运用到了防治煤与瓦斯突出中[1]。学者们提出了“水力化”卸压增透防突技术,如水力冲孔,水力压裂,水射流割缝等[2,3,4,5],并且有效提高了煤层透气性和卸压范围[6,7]。但由于水射流割缝卸压增透时存在淹没射流和非淹没射流两种情况,导致煤体上下割缝半径不同,若仅根据一种半径进行钻孔布置,则易出现抽采空白带或增大工程量等问题。针对上述问题,葛兆龙等[8]研究了高压水射流割缝缝槽圆盘尺寸,得出割缝钻孔抽采影响半径与缝槽圆盘、渗透率等因素之间的幂函数关系; 时亚军等[9]研究了高压水破煤岩冲孔机理,结合首山一矿的具体情况,实现了石门安全高效揭煤; 卢义玉等[10]从理论上分析了射流割缝影响半径,然后提出基于高压脉冲水射流割缝技术的钻孔布置的新工艺; 但仍没有将实际情况中两种射流并存同时考虑。
现有钻孔布置工艺均基于非淹没射流的割缝半径,在实际应用中不能达到钻孔布置最优化。为此,本文从理论上推导出淹没射流与非淹没射流破煤半径,运用comsol软件建立非淹没情况下的射流破碎模型和两种射流并存情况下的射流破碎模型,研究两种模型中抽采效果的优劣,提出新的布孔方案,并通过comsol模拟软件模拟检验,以达到水力割缝抽采过程中减少空白带的目的。
1 射流结构
高压水射流在对煤体进行割缝时,射流压力大于25MPa,其出口流速大于223 m / s,雷诺系数大于2. 23 ×108,射流结构为紊动射流。紊动射流以冲击形态垂直作用于煤体时,冲击射流可分为三个明显的流动区域,如图1 所示,即自由射流区,冲击区和壁面射流区。从图中可知,发在冲击区,射流速度方向、速度大小都发生了显著变化,其能量的剧烈交换,必然是因为与煤体发生了相互作用,即煤体发生破坏是在冲击区; 在自由射流区和壁面射流区射流速度和方向变化不大,所以认为煤体发生破坏的区域是在冲击区,且射流的有效作用区域为射流的半宽值以内[11]。
1. 1 淹没射流速度分布
射流在x轴方向没有压差,根据射流动量守恒原理可知射流任意断面的动量为:
式中: u为射流轴向速度; r为射流断面半径; ρ 为水的密度,A为射流作用面面积。
J0为喷嘴处动量通量J0= ρu02πr02,式中,u0为喷嘴出口射流速度; r0为喷嘴出口半径。
由动量守恒原理可知:
射流断面采用高斯分布形式可得:
式中: b为射流特征半厚,取be为特征半厚度,um为距离射流出口处x远轴心速度,当r = be时,u = um/ e,代入式( 2) 中积分得:
式中,d为喷嘴出口直径。
设射流厚度线性扩展,即:
代入式( 4) 得:
其中,c1= 0. 114 0,则式( 6) 变为:
1. 2 淹没射流速度分布
根据文献[12]可知,在淹没射流情况下,同一速度断面上,射流轴心线上的速度最大,且轴心线上的速度与射流出口之间存在着如下关系:
其中,a为实验常数,取0. 114 5,R0= d /2。
2 射流对煤体表面的压力分布
淹没射流与非淹没射流射的运动具有相似性也具有差异性,现将二者的相似部分一起阐述,差异部分分别描述计算。两种射流结构都是轴对称的,射流柱垂直打击靶体时,靶体表面的冲蚀区域近似为圆盘,其打击中心处,压力为射流的轴心动压pm; 打击范围内其他各点的压力随着距中心径向距离的增大而减小,直至与周围环境里压力相等,通常认为环境压力为零。
根据伯努力能量守恒定律可以得到射流断面轴心处的动压分布:
式中: ux,max、pm为被研究断面上射流轴心处的流速和动压。
将式( 7) 带入式( 9) 中得到:
也即,在非淹没射流情况下,轴心动压与射流断面到初始口处的x的关系。
将式( 8) 带入式( 9) 中可得:
3 射流破碎半径计算
3. 1 煤体破坏的临界值
在水射流作用下,岩石的破坏可以分为若干阶段,在每个阶段由于压缩剪切作用形成破碎核,在破碎核侧面形成拉应力区产生拉伸裂纹。水射流破煤岩时存在一个极限压力,其大小与岩体的抗压强度有关,当水射流的冲击压力小于该极限压力时,煤岩体不能被破碎[13]。水力冲孔时作用于煤面上的射流动压,使冲击区中的煤体内部形成内应力,当这种内应力的最大剪应力超过煤的极限抗剪强度时,煤就受剪破坏。因此,水力冲孔时,若要使水射流破煤,只需射流压力大于煤体极限抗压强度则可,即煤体破碎时存在着一个极限值。
流冲击煤体时认为是单轴受力状态,根据库伦准则有:
式中: τ 为剪切强度; c为黏结力; σ 作用于煤体的正应力; φ 为内摩擦角。
因此,认为煤体发生损伤破坏的极限值为:
3. 2 煤体割缝影响半径
当射流作用于煤体时,射流轴线上的速度是其对应速度剖面上的最大速度,且轴线速度逐渐衰减,故认为轴线上距离射流出口x远处所对应的轴线速度产生的压强为该射流剖面上的最大压强,当该速度剖面最大压强刚好等于煤体剪切破坏时所对应的压强时,即定义此时的压强为临界破煤压强,而x则为破煤的有效半径,即式( 10) 和式( 11) 分别与式( 13) 相等:
根据式( 14) 和式( 15) 得:
x1、x2即为非淹没情况和淹没情况下的最大有效破煤半径x。研究表明钻孔抽放半径为钻孔直径的2. 5倍[10],淹没情况下和非淹没情况下钻孔的抽采半径分别为:
由式( 18) 和( 19) 可以得到R1/ R2等于1. 48,即非淹没射流的破碎半径为淹没射流的1. 48 倍。在实际情况中,喷嘴竖直向上喷射为非淹没射流,竖直向下时由于射流流体的积聚形成淹没射流,故破碎孔为两个不同半径的圆形破碎孔。
4 淹没射流与非淹没射流的数值模拟
为了能够更好的比较非淹没情况和淹没与非淹没并存情况下破碎半径不同导致瓦斯抽采的差异,运用comsol数值模拟软件,建立非淹没情况下,以及淹没与非淹没同时存在情况下的瓦斯抽采模型,通过对瓦斯抽采结果的比较得出二者的差异。
4. 1 建立物理模型
淹没射流与非淹没射流仅为破碎半径不同,其他参数一致,利用comsol建立破碎后的二维单孔抽采模型,根据非淹没破碎情况,建立模型一,参数为: 实体,宽20m,高16 m,抽采孔为半径为1. 48 m的抽采孔; 根据实际破碎情况,建立模型二,参数为: 实体,宽20 m,高16m,抽采孔为两个不同半径的同心半圆,上半圆半径为1. 48 m,下半圆破碎半径为1 m。建立淹没射流与非淹没射流并存时的瓦斯抽采物理模型,如图2 所示。
4. 2 边界条件及参数
钻孔的抽采负压为30 k Pa,边界应力7 MPa,煤层瓦斯压力为1. 2 MPa,抽采6 个月,模型其他主要参数如表1 所示。
4. 3 模拟结果
非淹没情况破碎半径时抽采6 个月的煤层瓦斯压力图如图3 所示。
淹没与非淹没破碎半径并存情况下抽采6 个月的煤层瓦斯压力图如图4 所示。
图3 中瓦斯压力以同心圆的形式向外变化,随着距抽采孔中心距离的增加,瓦斯压力逐渐增高,这是由于离抽放中心越远,煤层形变越小,卸压影响越弱,抽采时压降越低,抽采影响越小; 图4 中,由于是模拟实际中淹没射流和非淹没射流破碎半径同时存在的情况,而淹没射流和非淹没射流作用于相同的煤体时,非淹没射流的速度衰减要小于淹没情况下的速度衰减,非淹没射流作用于煤体的作用力大于淹没射流情况下的,故非淹没射流的破碎半径大于淹没射流的破碎半径,导致非淹没情况下的射流煤层卸压范围大于淹没射流情况下的卸压范围,因此,图4 中出现了上下两个不同的抽放半径,上半圆是非淹没射流产生的,大于淹没情况下的。结合图3、图4 可知,模拟实际情况下抽采6 个月的抽采效果没有非淹没情况下的好。
将以上模型得到的数据整理到同一个坐标系中,得出相应的瓦斯压力变化曲线如图5 所示。
从图5 可知,模型一中,从- 2. 4 ~ 2. 4 m的范围内瓦斯压力降到0. 74 MPa以下; 模型二中,从- 1. 9 ~ 2. 4m范围内瓦斯含量降到0. 74 MPa以下; 由此可知,实际情况下的瓦斯抽放比非淹没情况下的瓦斯抽放压力下降范围小。结合图3 ~ 5 可知,模型一的瓦斯压力在0.74 MPa以下的面积为11. 21 m2,而模型二的则为9. 70m2,比模型一低13. 5% ,即实际情况下两种射流并存时抽采范围为不考虑淹没射流的86. 5% 。这是因为实际情况中,存在淹没射流和非淹没射流,导致抽采影响面积比仅考虑非淹没情况下的小,即在相同的条件下实际情况下的抽采比仅考虑非淹没情况下的瓦斯抽放效果差。
综上所述: 在相同的抽采时间内,实际情况下的瓦斯卸压范围小于没有考虑淹没射流时的卸压范围。这表明,如果要提高淹没情况下的抽采效果,需要延长抽采时间,否则容易出现抽采空白带。
5 布孔方案
根据以上模拟结果,式( 18) 和式( 19) 研究钻孔布置,利用comsol建立模型,具体参数为: 实体,宽60 m,高40 m,抽采孔为上半圆为破碎半径为1. 48 m,下半圆破碎半径为1m,同一行中相邻两割缝终孔间距为7. 5m,相邻两行中,垂直间距相隔5. 8 m,且两端割缝中心相错3. 75 m,其他参数如表1。
运用comsol模拟软件检验以上布孔方案,其抽采图如图6 所示。
由于相邻钻孔之间相互影响,抽采卸压范围增大,抽采6 个月后,由图6 可知,钻孔布置区域的抽采范围内,煤层抽采范围内最高瓦斯压力为0. 74 MPa,没有出现抽采空白带,故这种布孔方案合理。
6 结论
1) 当淹没射流与非淹没射流作用于同一煤体上时,二者破碎半径不同,非淹没射流的破碎半径要比淹没射流的破碎半径大,其比值约为1. 48∶1。
2) 模拟结果表明,实际情况下的瓦斯抽采效率要比不考虑淹没射流的抽采效率低13. 5% ,证明了在实际情况下,不考虑淹没射流进行布孔设计时,容易存在空白带。