煤体瓦斯

煤体瓦斯（共6篇）

煤体瓦斯 篇1

在煤与瓦斯突出 (简称突出) 的发生及发展过程中, 就煤体自身而言, 有3个影响因素, 即煤体强度、煤体瓦斯放散能力、煤体吸附能力。煤体的强度越大越不容易被破坏, 突出的危险性就越小;相反, 煤体的强度越小就容易被破坏, 其阻力就越小, 破碎所需的功就越小, 突出危险性也就越大[1]。在突出的最初一段时间内煤中所含的瓦斯放散出的越多, 在突出过程中就容易形成携带煤体运动的瓦斯流[2], 其突出危险性就越大;相反, 如果煤中含有大量瓦斯, 但在短时间内放出的量较少, 那么这种煤虽含有大量的瓦斯, 但不易形成瓦斯流, 即煤层瓦斯所具有的初始释放瓦斯膨胀能较小, 其发生突出的危险性就越小, 所以煤层的初始瓦斯放散量决定了煤层突出危险性的大小[3]。煤体的吸附能力越强, 表明煤体所蕴含瓦斯能的能力越强;如果煤体的放散能力强, 但煤体的吸附性能较差, 就不能为突出提供足够的能量;相反, 如果煤体的吸附性能较强, 而放散特性较差, 在短时间内放出的量较少, 不能形成较高的瓦斯压力梯度, 也就不会形成突出。除去煤体的强度因素, 煤体的放散能力、吸附能力同时影响了该煤体的突出危险性。

通过实验室实测的方法, 研究了不同变质程度煤体的吸附性能与煤体的放散特性之间的内在联系, 这对于基于煤体自身的特性进行煤与瓦斯突出危险性预测具有更加科学的指导意义。

1 煤体的吸附性能及放散特性实验研究

1.1 实验原理

目前, 国内广泛采用瓦斯放散初速度和极限吸附量这两个指标来分别代表煤体的放散特性和吸附性能, 所以本次实验中分别采用测定瓦斯放散初速度ΔP和吸附常数a值来表征煤体的放散特性和吸附性能。

1) 瓦斯放散初速度是前苏联学者提出的[4], 其物理意义是煤在1个大气压下吸附瓦斯后, 向真空状态的特定仪器空间解吸, 将0~60 s内的瓦斯放散量与0~10 s内的瓦斯放散量的压力差值作为煤的瓦斯放散初速度, 即:

式中:p1表示前10 s内煤中涌出瓦斯的压力, Pa;p2表示前60 s内的总瓦斯压力, Pa;ΔP表示前60 s与前10 s内的瓦斯压力差值, Pa。

2) 吸附常数是基于朗格缪尔单分子层吸附理论所提出的, 其瓦斯压力与瓦斯含量符合下述关系:

式中:Q为煤体瓦斯含量, m3/t;p为煤体瓦斯压力, MPa;a为煤体极限吸附量, m3/t;b为煤体吸附量达到极限吸附量一半时的瓦斯压力倒数, MPa-1。

1.2 实验方案

选取全国不同矿区的11个煤样进行实验, 这些煤样包含了不同变质程度的煤种, 具体煤样的实验参数见表1。

在取样地点, 分别选取具有代表性的煤样, 在实验室制取粒径为0.20~0.25 mm的煤样, 每个煤样取60 g, 其中7 g用于测定瓦斯放散初速度, 50 g用于测定煤样的吸附常数。瓦斯放散初速度采用全自动瓦斯放散初速度测定仪进行测定, 吸附常数采用高压容量法进行测定。

2 实验数据分析

实验得到不同矿区、不同变质程度煤样的吸附常数a值和瓦斯放散初速度ΔP, 二者之间的关系如图1所示。

由图1可见, 不同变质程度的煤体瓦斯放散初速度ΔP与吸附常数a值呈线性关系, 且瓦斯放散初速度ΔP随吸附常数a值的增大而增大, 符合单调递增关系。对所测定的数据采用数学软件进行了拟合, 其结果如下:

为研究相同瓦斯压力条件下, 不同吸附性能煤体的突出危险性, 选取了具有代表性的煤样对其吸附性能进行作图分析, 见图2。

由图2可见, 在相同瓦斯压力条件下, 吸附性能好的煤体, 其吸附的瓦斯量会较大;在瓦斯压力下降相同的条件下, 其吸附性能好的煤体释放出的瓦斯要大于吸附性能相对较差的煤体释放出的瓦斯;同时根据煤体吸附性能与煤体瓦斯放散特性的研究成果可知, 煤体的吸附性能越好, 其瓦斯放散特性就越强。根据上述分析可知, 在相同瓦斯压力条件下, 对于吸附性能好的煤体, 能在同样的时间内释放出大量的瓦斯, 容易形成较高的瓦斯膨胀能量, 从而引发煤与瓦斯突出。所以, 在相同的瓦斯压力条件下, 煤体的吸附性能越好, 其发生突出的危险性就会越大。

3 结论

1) 不同变质程度煤体的瓦斯放散初速度ΔP与吸附常数a值之间呈一元线性关系, 且数据拟合的相关性较高。

2) 不同变质程度煤体的瓦斯放散初速度ΔP随吸附常数a值的增大而增大, 符合单调递增的关系, 说明煤体的瓦斯放散特性越强, 其吸附特性也会越强, 在相同的瓦斯压力条件下, 发生煤与瓦斯突出的危险性也就越大。

摘要：煤体的吸附性能代表了煤体储存瓦斯能的能力, 而煤体的放散特性表明了煤体释放瓦斯能的能力, 两者均是造成煤与瓦斯突出的必要条件。为了研究煤体的吸附性能与煤体的瓦斯放散特性之间的内在联系, 结合现有的实验条件, 以煤样的极限吸附量与瓦斯放散初速度的关系为切入点, 实验研究了不同吸附性能煤体的瓦斯放散特性变化规律, 结果表明, 煤体的瓦斯放散初速度ΔP随煤体的吸附常数a值的增大而增大, 且二者之间存在一定的线性关系。

关键词：煤体吸附性能,煤体放散特性,瓦斯放散初速度,吸附常数

参考文献

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煤体瓦斯 篇2

由于煤炭行业现阶段技术力量的不足,在突出预测中还难以做到将3种突出影响因素相结合以形成一个综合的指标来预测工作面突出危险性。只能通过对不同矿井、不同区域分别考察三因素在工作现场的外在表现来预测煤与瓦斯突出,其中对煤体瓦斯含量的研究又尤为重要和相对简易。重要在于瓦斯因素在煤与瓦斯突出中发挥着极其重要的作用,没有足够的瓦斯含量或压力,就没有足够的瓦斯内能,突出就很难发生;简易在于对煤体瓦斯的捕捉和测定相对于煤体物理力学性质以及地应力的捕捉与测定来说更为便捷。因此,对煤体瓦斯含量准确、快速测定是未来突出预测的主要研究方向之一。

1 煤体瓦斯含量测定方法的不足

1) 间接法测定煤体瓦斯含量。

其关键在于准确测定井下煤层瓦斯压力,再反算煤体的瓦斯含量。也正是这一技术特点,为测定煤体瓦斯含量带来了太多的不便。其主要缺陷在于:瓦斯压力测量工艺极其复杂,其测点的选择布置、封孔工艺、各漏气环节的处理等都是极为困难的,无论哪个环节处理不慎,均可导致测压结果失效或不可靠;瓦斯压力测量周期过长,无论是主动测压法还是被动测压法,其测压时间均在半月以上,测定周期较长,并且其测量仪器在井下得不到有效的维护,影响了测量结果的可靠性;间接法测定煤体瓦斯含量还需进行实验室测试分析,工作量极大、成本较高,不能适应矿井高产高效的需要。

2) 直接法测定煤体瓦斯含量[4]。

中煤科工集团重庆研究院DGC瓦斯直接测定装置问世以来,较大程度地弥补了瓦斯含量间接测定方法的不足,为测定瓦斯含量提供了便捷的途径。但是,这种依靠钻孔取芯来测量煤体的瓦斯含量也存在一定的不足。瓦斯含量直接测定技术的工艺依然繁琐,无论是取芯还是瓦斯的解吸都在一定程度上影响了测定煤体瓦斯含量的速度,这种繁琐的操作过程不利于利用瓦斯含量来局部预测煤与瓦斯突出的危险性;损失瓦斯量的推算误差有一定的波动,损失瓦斯量Q1在计算和测量上都需要一定推导过程,推导的可信度在一定程度上影响了测量的准确性;操作人员的操作水平也会在一定程度上影响煤样的取芯速度,从而影响瓦斯含量测定的结果。

另外,上述两种瓦斯含量测定方法在技术上都主要是通过对局部瓦斯含量的测定以及推断去代表该区域的瓦斯含量,是静态的,且以一点代表区域。这不仅会遗漏某些瓦斯异常区域,更不能及时地反映煤体瓦斯含量的局部变化,较大程度地抑制了利用工作面前方煤体瓦斯含量的动态特征来预测煤与瓦斯突出技术的发展。

2 利用炮掘工作面瓦斯涌出量反演掘进工作面煤体瓦斯含量

2.1 技术原理

利用分源法来区分掘进工作面煤体瓦斯涌出来源,并根据瓦斯涌出来源分析掘进工作面瓦斯涌出的特点。瓦斯涌出来源分析方框图见图1。从炮掘工作面瓦斯涌出来源看,煤体的瓦斯大致分为3种,即两帮煤体以及围岩瓦斯涌出量Qa(包括邻近煤层通过裂隙涌入的瓦斯)、工作面煤体瓦斯涌出量Qg,以及落煤的残余瓦斯量Qc(0.1 MPa下自然吸附)[5]。

2.2 技术难题及解决方案

掘进工作面煤壁或者围岩以及卸压煤体瓦斯涌出在一段时间内是相对稳定的。井下作业班次总存在一定的无作业时间,而这时的瓦斯涌出可比较准确地反映煤壁或者围岩的瓦斯涌出,见图2。通过掘进工作面瓦斯传感器监控的瓦斯浓度并结合井下作业的主要特征,可以比较有效地分离煤壁或者围岩的瓦斯涌出量以及卸压瓦斯涌出量。

3 利用矿井环境监控系统反演煤体瓦斯含量的现场考察

将某矿N3709运输巷、N3709西回风巷以及N3709西切割巷3条巷道作为利用瓦斯涌出量反演

煤体瓦斯含量的考察对象。3条巷道均为半煤岩巷,巷道平均宽度分别为3.9,3.2,3.2 m,平均煤厚均为0.9 m,掘进工作面瓦斯探头的位置保持在4.5~5.0 m,每班平均进度1.5 m。固定煤壁的平均暴露时间为2~3个班次。

3.1 巷道煤壁或围岩瓦斯涌出特点分析

掘进工作面煤壁瓦斯涌出的衰减特性见表1(1~4 班次瓦斯涌出强度分别为煤壁暴露1~4个班次时间的瓦斯涌出量)。通过对某矿N3709运输巷以及N3709西回风巷的煤壁瓦斯涌出衰减测定来看,固定煤壁的瓦斯涌出强度与新鲜煤壁的瓦斯涌出强度之间的比值虽然有一定的波动,但基本都在1∶2 左右,即固定煤壁的瓦斯涌出强度是新鲜煤壁或煤面瓦斯涌出强度的一半。设新鲜煤壁或煤面的瓦斯涌出强度为X1,则固定煤壁的瓦斯涌出强度为0.5X1。

固定煤壁或围岩、新鲜煤壁或围岩以及新鲜煤面的暴露面积见表2。

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式中 Q鲜面,S鲜面,q鲜面——工作面煤壁瓦斯涌出量、煤壁面积以及涌出强度,单位分别为m3,m2,m3/(m2·班);

Q鲜壁,S鲜壁,q鲜壁——巷道新鲜暴露煤壁的瓦斯涌出量、煤壁面积以及涌出强度(q鲜壁=q鲜面),单位分别为m3,m2,m3/(m2·班);

Q固壁,S固壁,q固壁——巷道掘进工作面瓦斯传感器到新鲜煤壁段的煤壁瓦斯涌出量、煤壁面积以及涌出强度,单位分别为m3,m2,m3/(m2·班);

Ci——班次内第i小时煤壁瓦斯涌出的浓度均值,%;

t——班次时间,min。

根据公式(1)计算,N3709运输巷、N3709西回风巷、N3709西切割巷3条巷道在掘进班次的非落煤作业时期,两帮煤壁的瓦斯涌出分别占掘进工作面瓦斯涌出的81%、82%和82%。

3.2 工作面卸压煤体瓦斯涌出特点分析

施钻作业期间,工作面会涌出前方煤体和两帮卸压煤壁的瓦斯。试点煤矿局部防突钻孔的设计是利用钻孔直径d=0.065 m钻杆在前方12 m煤体内施钻,3条巷道两帮控制距离分别为3.65,4,4 m。N3709运输巷、N3709西回风巷以及N3709西切割巷3条巷道防突钻孔布置参数见表3。

undefined

式中 Q卸壁——施钻作业期间两帮煤壁瓦斯涌出量,m3;

Q卸面——施钻作业期间工作面煤壁瓦斯涌出量,m3;

L卸壁——施钻作业期间局部防突设计中的两帮钻孔长度,m;

L卸面——施钻作业期间局部防突设计中的工作面钻孔长度,m;

q卸壁——施钻作业期间两帮钻孔瓦斯涌出强度,m3/(m2·班);

q卸面——施钻作业期间工作面钻孔瓦斯涌出强度,m3/(m2·班);

a——井巷系数。

根据公式(2)计算,发现施钻时Q卸壁与Q卸面瓦斯涌出来源的比例会有一定的差异,但是,由于矿井的防突设计在巷道掘进期间的变化不大,因此可以大致地计算出因施钻造成的前方卸压煤体的瓦斯涌出比例。通过计算N3709运输巷、N3709西回风巷以及N3709西切割巷的防突钻孔施工中分别约有46%、53%、53%的瓦斯涌出来源于前方卸压煤体。

3.3 炮掘工作面瓦斯涌出量反演煤体瓦斯含量效果

落煤实际瓦斯涌出量Q是由掘进工作面监控瓦斯量Q1减去两帮及围岩的瓦斯涌出量Qa,再除以落煤量W,即:

undefinedb(Q卸壁+Q卸面)-a(Q固壁+Q鲜壁+Q鲜面)]}/Wj=undefined(3)

式中 Qj,k——掘进工作面第j循环第k班次瓦斯涌出量,m3;

Qj,k,a——掘进工作面第j循环第k班次煤壁及围岩瓦斯涌出量,m3;

Wj——掘进工作面第j循环落煤量,t;

Cj,k,i——掘进工作面第j循环第k班次第i小时瓦斯浓度均值,%;

Q风量——掘进工作面风量,m3/min;

b——井巷系数。

利用公式(3),将瓦斯涌出量与工作面前方煤体的瓦斯可解吸量进行实测对比,结果见表4。

从表4的测定效果来看,在某矿利用炮掘工作面的瓦斯涌出量反演掘进工作面前方煤体瓦斯含量是比较有效的,基本可以达到对测定煤体瓦斯含量的要求。

4 结论

利用某矿炮掘工作面巷道壁煤岩体与采落煤岩体瓦斯涌出的特点,将两者进行了有效的分离,从而较为准确地反演出掘进工作面煤体的瓦斯含量,弥补了传统瓦斯含量测定技术的不足,并为利用瓦斯涌出动态连续预测煤与瓦斯突出危险性提供了新的思路。利用巷道掘进瓦斯涌出数据反演煤体瓦斯含量,可以为工作面瓦斯地质图的绘制提供技术支持。

1) 掘进工作面巷道风量监测不力会在一定程度上影响利用瓦斯涌出量反演煤体瓦斯含量的准确性。掘进工作面风速传感器的应用可以有效地解决这一技术难题。

2) 掘进工作面传感器的频繁移动(放炮落煤期间,掘进工作面瓦斯传感器位置会有一定的后移,即增加了煤壁的瓦斯涌出量),使反演结果偏大。增加瓦斯传感器数量(距离工作面30 m左右)可以十分有效地避免这一结果的发生。

3) 掘进工作面放炮瞬间造成邻近含瓦斯围岩或煤体的震动,这在一定程度上增加了围岩的瓦斯涌出量,造成反演结果偏大。这一部分瓦斯随围岩或煤体与工作面距离的不同会有一定的差异,但是对于单一煤层或层间距较远的煤层,这种影响可以忽略。对于厚煤层开采、分层开采或层间距较近的煤层还有待进一步完善。

4) 掘进工作面风筒处理、停风停电时,都会在一定程度上影响监控数据的可靠性。独立瓦斯传感器的应用或者瓦斯涌出数据的智能识别工艺有待进一步的探讨与研究。

参考文献

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煤体瓦斯 篇3

关键词：瓦斯压力,瓦斯含量,抽采,有效半径

0 引言

瓦斯事故是煤矿的重大灾害和安全隐患之一。在煤矿重、特大事故中, 瓦斯事故占到80%以上, 瓦斯已成为制约矿井安全生产的主要因素[1]。淮南矿业集团潘三煤矿瓦斯灾害危害严重, 随着矿井开采深度的增加, 危害越来越大。为了避免瓦斯综合防治工作的盲目性, 做到有预见性和针对性, 使所采取的防治措施有效、可靠, 需要对深部区域煤层的瓦斯基本情况有一个准确的测定。煤层瓦斯基本参数测定是掌握煤层瓦斯情况的基本途径, 通过瓦斯基本参数测定, 可以确定煤层瓦斯压力、煤层瓦斯含量、钻孔瓦斯有效抽放半径, 对于进行煤与瓦斯突出危险性预测[2,3], 瓦斯抽采设计等具有十分重要的意义。

1 瓦斯压力测定

煤层瓦斯压力是预测煤与瓦斯突出危险性的一个重要指标。区域块段煤体的瓦斯压力采用直接测定法[4]进行测定。测压孔施工先用直径94mm钻头施工钻孔, 钻孔钻进至待测煤层5m位置停钻立即撤出钻杆, 进行全孔注浆封堵周边岩层裂隙。采用多次加压方式注浆, 第一次注浆注浆压力2MPa, 间隔2小时左右, 加注第二次, 依次加压注浆, 待泵压稳定在6MPa以上注浆结束。待注浆孔水泥浆凝固24小时后, 用直径50~80mm钻头沿原孔中心钻进至测压孔设计孔深, 在终孔向外1m位置区间取芯进行DGC瓦斯含量直接测定。测压钻孔注浆封孔结束凝固24小时后安装测压装置。测压钻孔布置示意图如图1所示, 3#钻孔为瓦斯抽采孔, 钻孔直径为113mm。1#、2#、4#、5#均为测压孔, 测压钻孔施工参数如表1所示。等到所有测压孔压力读数全部稳定之后才能在预留位置施工抽瓦斯抽采孔。

根据测压钻孔瓦斯压力测定记录表上数据绘制成曲线图, 如图2所示, 压力测定时间为2012年11月17日至2012年12月9日, 共观测23天, 压力表读数趋于稳定, 1#测压钻孔读数为1.2MPa, 2#测压钻孔读数为1.1MPa, 4#测压钻孔读数为1.4MPa, 5#测压钻孔读数为1.35MPa。按照AQ/T1047-2007标准对表压值进行大气压力修正, 最后得出17181 (1) 区域块段的11-2煤瓦斯压力1.5Mpa。

2 瓦斯含量测定

煤层原始瓦斯含量的获取是瓦斯防治措施的基础。瓦斯含量值的准确性不但决定矿井瓦斯危险程度预测的可靠性, 而且将影响以此为依据而制定的瓦斯防治措施的有效性与经济性[5]。17181 (1) 区域块段的11-2煤原始瓦斯含量采用间接法及直接法进行测定。

2.1 间接计算法

根据朗格缪尔方程[6]计算吸附瓦斯量和游离瓦斯量之和即为煤层的瓦斯含量。将原始瓦斯压力1.5MPa及煤的工业分析及吸附常数等参数代入朗格缪尔方程, 11-2煤质工业分析与吸附常数测定结果如表2所示。经计算, 区域块段煤体的瓦斯含量为6.7m3/t。

2.2 DGC直接测定法

DGC型瓦斯含量直接测定装置是一套以地勘钻孔瓦斯解吸法为基础的实验室结合井下使用的装置。[7,8]1#、2#、4#、5#测压孔分别取煤样进行测定, 测定结果如表3所示。

通过比较, 取两种测定方法的最大值为17181 (1) 区域块段的11-2煤体的瓦斯含量, 因此所测区域块段煤体的瓦斯含量为6.7m3/t。

3 有效抽采半径测定

瓦斯抽采是一种有效的防治瓦斯灾害的措施。[9-10]在制定合理的抽采措施前需要确定煤层的瓦斯有效抽采半径。瓦斯压力测定结束后进行瓦斯抽采半径测定, 3#抽采钻孔直径为113mm, 抽采负压为25KPa。根据《煤矿安全规程》、《煤矿瓦斯抽采基本指标》等要求, 煤层瓦斯预抽率一般大于30%, 即煤层抽放后的残余瓦斯含量Xc应小于抽放前瓦斯含量X的70%, 即

根据煤层瓦斯含量X和煤层瓦斯压力p工业应用公式[11],

式中, 为煤层瓦斯含量系数, m3/ (t·MPa0.5)

根据公式 (1) , (2) 可得出:

即抽放后的残余瓦斯压力pc应小于原始瓦斯压力的49%, 也就是说, 瓦斯压力下降量应大于原始瓦斯压力的51%, 约为一半。把在一定的抽放时间内瓦斯压力下降一半对应的观测孔与抽放孔的距离作为煤层瓦斯抽放有效半径, 这样可以得到具体的抽放时间对应的煤层瓦斯抽放的有效半径[12]。各测压钻孔所测瓦斯压力随抽采时间的变化规律如图3所示。

从图3可看出, 随着抽采时间的增加, 距离3#抽采孔最近的4#钻孔瓦斯压力首先开始并迅速下降, 抽采14天后, 4#孔瓦斯压力由1.5MPa降低到0.7MPa, 瓦斯压力下降了约53%, 说明抽采14天后钻孔有效抽采半径可以达到2.5m。抽采18天后, 2#孔瓦斯压力由1.2MPa降低到0.6MPa, 瓦斯压力下降了50%;抽采28天后, 5#孔瓦斯压力由1.45MPa降低到0.7MPa, 瓦斯压力下降了约52%;抽采33天, 1#孔瓦斯压力由1.3MPa降低到0.6MPa, 瓦斯压力下降了约54%。

4 结论

4.1

采用直接法准确测定了深部区域块段煤体的瓦斯压力为1.5MPa;瓦斯含量为6.7m3/t, 预测该区域块段煤体具有煤与瓦斯突出危险性, 采掘作业前必须采取防突措施。

4.2

基于瓦斯含量的相对压力测定有效半径技术, 利用瓦斯压力相对变化情况来确定煤层瓦斯抽放的有效半径, 不受瓦斯压力测定精确性的影响, 提高了有效半径测定的准确性。

4.3

分析得出所测区域块段煤体在抽采负压25KPa, 抽采钻孔直径113mm的抽采条件下, 抽采半径随抽采时间的变化规律, 为区域防突抽采瓦斯钻孔设计提供了指导。在该抽采条件下, 抽采33天后有效抽采半径可达到5m。

参考文献

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煤体瓦斯 篇4

所谓半无限大煤体, 是指采煤以工作面 (设为y-z平面, 即x=0平面) 为唯一界面, 在x方向 (或正或负) 上无限延伸。在一定时间限度以内, 边界面处的温度扰动只来得及传播到有限深度。在这个深度以外, 物体仍保持原有状态 (即初始状态) 。在这个时间限度以内把有限厚度煤体视为半无限大煤体。

大量井下煤与瓦斯突出事例表明, 煤层在突出前煤体急剧发凉, 从钻孔、煤壁裂缝或者从底 (顶) 板煤层中, 排放出冰凉的瓦斯, 同时在打钻的钻杆上发生水凝结现象。这些现象说明捕捉煤层突出前的传质和传热的特征对研究煤与瓦斯突出发生的机理、预测煤与瓦斯突出均具有重要的意义。煤层是具有丰富多孔的介质, 在其孔隙和裂隙中存在着大量的吸附和游离瓦斯。煤层开采, 破坏了煤-瓦斯多孔介质的固有热力平衡, 导致煤层瓦斯压力降低, 瓦斯急剧涌人巷道[1]。由于瓦斯解吸过程是吸热过程。因而瓦斯涌出, 在煤层内部伴随着瓦斯流体温度的变化, 温度的变化又反过来影响煤层瓦斯的解吸, 迸而影响瓦斯的涌出, 因而煤层瓦斯涌出的过程实际是一个典型的传热传质隅合过程。

1 煤层瓦斯渗流的传质过程

根据参考文献[2]～文献[8], 在建立煤层瓦斯渗流的物理数学模型时所做的假设可归纳为 (1) 式— (4) 式、 (7) 式。

1.1 瓦斯渗流质量连续方程

煤体被暴露后, 破坏了煤层原有的应力、瓦斯压力以及热力平衡状态, 赋存在煤层的游离和吸附瓦斯由于压力梯度的变化, 向井巷空间进行快速解吸, 根据质量守恒定律, 考虑一维条件得:

$\frac{\partial (\rho {}_{b}V{}_x)}{\partial x}=-\frac{\partial {\rm M}}{\partial t}$ (1)

式 (1) 中:ρb—瓦斯流体密度kg/m3;Vx—X轴方向瓦斯渗流速度m/s;M—单位多孔介质体积煤体瓦斯质量kg/m3。

1.2 瓦斯渗流的运动方程

井下大量的瓦斯突出事例表明, 煤体在揭露后其温差变化在10℃范围内, 在这样的范围内, 暂不考虑温度对主方程中物性参数 (渗透率、黏度、导热系数、孔隙率极限瓦斯含量和瓦斯解吸热等) 的影响, 因而可认为瓦斯渗流过程中遵守达西定律, 则:

$V{}_x=-\frac{k}{\mu }\frac{\partial {\rm P}}{\partial x}$ (2)

式 (2) 中:k—煤层渗透率m2;μ—瓦斯动力黏度Pa·s对甲烷气体μ=0.010 8 Pa·s;P—煤层瓦斯压力Pa。

又根据煤层瓦斯渗流的微分方程式:

$\frac{\partial {\rm P}{}^2}{\partial t}=\alpha {}_p\nabla {}^2{\rm P}{}^2$ (3)

式 (3) 中:t=0, (在整个流内) ;t>0, (在暴露面X上) ; (在封闭面X法线方向上) 。

t—时间s;

φ—煤层的孔隙率即单位体积煤中在实际状态下游离瓦斯体积的比率;

Pn—煤体原始瓦斯压力, 通常取9.81×104 Pa;

P0—煤层内瓦斯初始压力Pa;

Pa—暴露面上的大气压力Pa;

a—每吨可燃物极限吸附量m3/t;

b—吸附常数m3/N;

c—每1 m3煤中含可燃物的吨数t/m3;

∇—$i\frac{\partial }{\partial x}+j\frac{\partial }{\partial y}+k\frac{\partial }{\partial z}$拉普拉斯算子。

1.3 瓦斯渗流状态方程

在目前矿井1 000 m开采范围条件内, 煤层中瓦斯压力一般不超过8.0 MPa, 绝对温度小于40℃, 认为瓦斯渗流状态遵守理想气体方程, 则为:$\rho {}_b=\rho {}_0\frac{p}{p{}_0}\frac{{\rm T}{}_0}{{\rm T}}$ (4)

考虑煤层渗透率保持不变的理想条件, 根据拉普拉斯方程, 得一维条件下的稳态瓦斯渗流的传质方程为[9]:

$\frac{\partial {}^2{\rm P}}{\partial x{}^2}=0$ (5)

煤体单位时间内单位体积放出的热量:

$\begin{array}{l}q{}_{*}=q{}_0-q{}_v=q{}_0-\frac{\partial {\rm M}}{\partial t}\frac{1}{{\rm M}{}_0}\epsilon {}_a=\\ q{}_0-\frac{\epsilon {}_a}{{\rm M}{}_0}\frac{Q}{FR{}_0}(6)\end{array}$

式 (6) 中:q*—煤体发热率W/m3;q0—煤体摩擦热W/m3;qv—瓦斯解吸后煤体的吸热W/m3;ρ0—标准大气压力下的瓦斯密度kg/m3;M0—甲烷的摩尔质量kg/mol;Q—煤壁瓦斯质量流量kg/s;R0—瓦斯排放半径m;F—瓦斯通过煤壁的有效面积m2;εa—瓦斯解析热J/mol。

2 瓦斯渗流的传热过程

当井下采掘工作面揭露煤体后, 采掘工作面前方应力集中, 煤体发生破碎, 发生煤体摩擦产热。揭露煤体后, 主要以煤体骨架导热为主, 考虑一维条件下, 煤体骨架稳态导热微分方程为:

$\frac{\partial {}^2{\rm T}}{\partial x{}^2}+\frac{q{}_{*}}{(1-\phi )\lambda {}_s}=0$ (7)

式 (7) 中:φ—煤体孔隙率;λs—煤体骨架的导热系数W/ (m·k) ;T—煤体温度K。

针对相对为半无限大煤体, 煤体温度测定点, 如图1所示物理模型。

假设 (1) 内部传热传质为一维;

(2) 煤体骨架为刚性结构;

(3) 煤体瓦斯和煤体骨架始终处于热力学平衡状态。

根据 (3) 式, 瓦斯传质的边界条件:

对 (5) 式进行二次积分, 并根据条件式 (8) , 得到煤体内的瓦斯压力分布:

$\frac{{\rm P}{}^2-{\rm P}{}_a^2}{{\rm P}{}_n^2-{\rm P}{}_a^2}=\frac{x}{R{}_0}$ (9)

从式 (9) 看出, 压力沿X轴的变化呈非线性关系, 根据公式 (2) 、式 (4) 及式 (9) , 可得到瓦斯通过煤壁有效面积F的瓦斯渗流质量流量为:

$\begin{array}{l}Q=F\rho {}_{b}V{}_x=F\frac{\rho {}_0{\rm P}{\rm T}{}_0}{{\rm P}{}_0{\rm T}}\left(-\frac{k}{\mu }\frac{\partial {\rm P}}{\partial x}\right)=\\ -\frac{Fk}{\mu }\frac{\rho {}_0}{p{}_0}\frac{{\rm T}{}_0}{{\rm T}}\frac{p{}_n^2-p{}_a^2}{2R{}_0}(10)\end{array}$

与 (8) 式相对应, 煤体导热的边界条件:

x=0, T=Ta;x=L, T=Tn (11)

式 (11) 中:L—表示煤体温度恒温带m;Ta—煤壁初始温度K;Tn—煤体原始温始温度K。

对 (7) 式进行二次积分, 并根据边界条件式 (11) 得到煤壁内部温度分布。

$\begin{array}{l}{\rm T}={\rm T}{}_a+({\rm T}{}_n-{\rm T}{}_a)\frac{x}{L}+\\ \frac{q{}_{*}L{}^2}{2(1-\phi )\lambda {}_s}\left[\frac{x}{L}-\left(\frac{x}{L}\right){}^2\right](12)\end{array}$

将式 (6) 和式 (10) 代入式 (12) 可得到:

$\begin{array}{l}\frac{{\rm T}-{\rm T}{}_a}{{\rm T}{}_n-{\rm T}{}_a}=\frac{x}{L}\\ \left\{1+\left[\frac{\left(q{}_0-\frac{\epsilon {}_a\rho {}_0}{{\rm M}{}_0}\frac{k}{\mu {\rm P}{}_0}\frac{{\rm T}{}_0}{{\rm T}}\frac{{\rm P}{}_a^2-{\rm P}{}_n^2}{2R{}_0^2}\right)\left(1-\frac{x}{L}\right)L{}^2}{2(1-\phi )\lambda {}_S({\rm T}{}_n-{\rm T}{}_a)}\right]\right\}(13)\end{array}$

式 (12) 即为考虑瓦斯掺流和煤体破碎摩擦产热时煤体温度分布规律。

3 结论

(1) 建立的煤体导热物理数学模型, 揭示了瓦斯涌出过程对煤体产生热效应的内部物理过程及煤体温度变化的影响。

(2) 提示了煤与瓦斯突出前表现出的瓦斯渗流、摩擦产热及煤体导热能量不均衡等热现象。

(3) 煤体温度分布规律的建立, 揭示了煤与瓦斯突出前由于大量瓦斯解吸和摩擦产热引起煤体内部的热流方向颠倒现象。为进一步讨论瓦斯解吸和煤体摩擦产热引起煤体内部热流的变化打下基础。

参考文献

[1]周世宁, 孙辑正.煤层瓦斯流动理论及应用.煤炭学报, 1985 (1) ;

[2]周世宁.电子计算机在研究煤层瓦斯流动理论中的应用.煤炭学报, 1983; (2) :29—35

[3]郭勇义, 周世宁.煤层瓦斯流动的完全解.中国矿业学院学报, 1984; (2) ;19—28

[4]魏晓林.有钻孔煤层瓦斯流动方程式及应用.煤炭学报, 1988; (1) :85—95

[5]王克全, 于不凡.钻孔瓦斯涌出初速度影响因素分析.煤炭工程师, 1989; (2) :32—36

[6]孙培德.煤层瓦斯动力学及其应用研究.山西矿业学院学报, 1989; (2) :126—184

[7]孙培德.煤层瓦斯流动规律的研究.煤炭学报, 1987; (4) :74—81

[8]俞启香.矿井灾害防治理论与技术.北京:中国矿业大学出版社, 2008:23—31

煤体瓦斯 篇5

1 煤体瓦斯吸附模型及分析

为了便于分析煤体中瓦斯赋存及流动规律,前人建立了许多煤体几何模型,以Warren-Root模型最为典型[4],如图1所示。该模型将煤体理想地切割成若干个立方体基质块,85% 左右的瓦斯以吸附状态赋存于基质块中,受到煤层开采及瓦斯抽采等环境因素的影响,吸附状态的瓦斯会从基质块解吸、扩散流动至“裂隙”系统,并按达西定律运移产出。

因此,瓦斯解吸是瓦斯产出的第一步,而瓦斯解吸和瓦斯吸附过程一般认为是可逆的,瓦斯吸附可以用Langmuir吸附模型来描述,即:

式中: Ca为单位体积煤体的吸附瓦斯量,kg /m3; a为瓦斯极限吸附量,m3/ kg; b为煤的Langmuir压力参数,MPa-1; p为瓦斯压 力,MPa; ρc为煤体密 度,kg / m3; ρn为标准大气压力下瓦斯密度,kg /m3; A为煤体灰分,% ; M为煤体水分,% 。

由式( 1) 可知: 煤体瓦斯吸附量的大小受煤体水分、瓦斯压力等因素的影响。在煤层注热条件下,煤体温度会不断发生变化,煤体中瓦斯吸附量也会随煤体温度的变化而发生改变。因此,注热条件下煤体瓦斯吸附模型还需要考虑温度变化的影响。一般认为,煤体温度升高,瓦斯吸附量会减小( 前人对此问题进行了大量的实验验证) 。基于Langmuir吸附模型,通过实验室实验可以得出温度对煤体瓦斯吸附量的影响效应,具有代表性的理论模型为[5]:

式中: Tar为自由应力状态时煤体绝对温度,取300 K;T为煤体温度,K; Tt为瓦斯解吸、吸附的实验室温度,取300 K; c1为压力系数,取0. 07 MPa-1; c2为温度系数,取0. 02 K-1。

利用式( 2) 可以推导出在煤体基础参数一定的情况下,温度、水分的变化对煤体瓦斯吸附量的影响趋势,如图2所示,煤的基础参数如表1所示。

从图2可见,在煤体基础参数一定的情况下,瓦斯吸附量受温度、水分影响的变化趋势: 1随着温度升高,瓦斯吸附量呈负指数递减。这是由于瓦斯吸附为放热过程,随着煤体温度升高,瓦斯吸附—解吸平衡被打破,被吸附的瓦斯气体分子动能增加,平衡向有利于解吸过程进行,从而造成瓦斯吸附量减小[6]。2随着水分增加,瓦斯吸附量逐渐减小。这是由于煤中水分增加时,孔隙中的水和瓦斯存在竞争吸附问题,煤体部分孔隙被水分所占据,促使瓦斯吸附量减小[7]。可见,温度升高和水分增加可促进煤体瓦斯的解吸,有利于煤体瓦斯的产出。

2 煤体渗透率模型及分析

煤体渗透率的大小决定了瓦斯渗流的难易程度,是决定抽采效果的一个重要因素。煤孔隙决定了瓦斯气体的储存空间,裂隙决定了瓦斯气体的运移通道,煤体孔隙—裂隙系统则决定了煤体的渗透率大小。在煤体注热过程中,煤体的渗透率是动态变化的,影响其变化的因素也十分复杂。煤孔隙率和渗透率研究成 果也比较多,如Seidle - Huitt模型[8],该模型描述了基于单孔介质假设,在各因素影响下煤的孔隙率和渗透率的变化情况,但忽略了煤的裂隙率。

煤体裂隙是瓦斯渗流的主要通道,所以在注热条件下,煤体渗透率的研究需要综合考虑煤体孔隙率和裂隙率。基于Warren-Root模型,以煤基质块作为研究对象,如图3所示。

图3中间固体为煤基质块,实线为变形前状态,虚线为变形后的状态。根据弹性力学、渗流力学等理论,从微观角度分析了煤体注热条件下煤基质块的影响,经过一系列推导得到煤层孔隙—裂隙系统渗透率数学模型:

孔隙渗透率:

裂隙渗透率:

式中: km为煤孔隙渗透率,m2; km0为煤孔隙初始渗透率,m2; kf为煤裂隙渗透率,m2; kf0为煤裂隙初始渗透率,m2; αs为热膨胀系数,K-1; α为Biot系数; K为基质块的体积模量,Pa; Kf为裂隙的等效体积模量,Pa;φ0为煤初始孔隙率; εL为Langmuir体积应变; pL为Langmuir压力常数; pm为煤基质块中的实际孔隙压力,Pa; pm0为孔隙的初始压力,Pa; χ为湿度效应系数; M为煤中水分,% ; η表示煤层存在的水分占据部分孔隙、裂隙的体积而对煤体渗透率的影响系数,取值和煤体水分有关; γ表示煤体受热后,煤体内易挥发物质逸散等热效应而对煤体渗透率的影响系数,取值和煤体温度有关; ΔT为煤体温度增量,K。

从式( 3) ~ ( 4) 可知,注热条件下,煤孔隙—裂隙系统的渗透率和煤体温度、孔隙压力、煤体水分、煤体力学性质等因素相关。同样,利用式( 3) ~ ( 4)可以得出在煤体基础参数一定的情况下,温度和水分的变化对煤体渗透率的影响趋势,如图4所示,煤体基础参数如表2所示。

从图4可以看出,在煤体基础参数一定的情况下,煤体渗透率受温度、水分影响后的变化趋势:1随着温度升高,煤体渗透率先逐渐减小,然后逐渐增大,最后趋于稳定。这是由于受热后的煤基质开始在热应力的影响下发生膨胀,使煤体裂隙压缩减小,当煤体温度继续升高,煤体内易挥发物质的逸散及热解气体的产生使煤体内部裂纹发育,形成微小裂缝降低了煤体的致密程度,从而增大了煤体的渗透率[9]。当温度增量达到200 K左右时,煤体渗透率比值出现转折,煤体渗透率变化的转折点并不是固定不变的,其与煤阶相关,不同煤阶煤体渗透率变化的转折点也有所不同[10]。2随着水分增加,煤体渗透率小幅降低,这是由于水分的存在使煤体吸附变形程度减弱,部分裂隙被水分占据而发生阻塞,尽管如此,这种影响是微小的,随着瓦斯抽采的进行,煤体内积累的水分会逐渐被排出,为瓦斯渗流提供通道,还可以通过提高注热蒸汽的干度来减弱煤体中水分的累积速度,进而减弱水分对煤体渗透率的影响。

3 结语

基于Warren-Root几何模型和Langmuir瓦斯吸附模型,利用弹性力学等理论从微观角度建立了煤体瓦斯吸附及渗透率变化模型,结合模型及煤体基本参数总结得到煤体吸附量和渗透率随煤体温度和水分的变化趋势: 随着温度的升高,瓦斯吸附量逐渐减小,煤体渗透率先减小后增大最后趋于稳定; 随着水分的增加,瓦斯吸附量逐渐减小,渗透率小幅降低。需要说明的是,这种变化规律是基于一定的假设而得出的理论分析结果,今后还需进行相关的实验室实验进行佐证。

煤体瓦斯 篇6

放顶煤开采以大大减少巷道工程量,缩短采煤准备工期,采煤工效高等显著特点,在我国已经得到广泛的应用。另一方面,放顶煤开采过程中又存在瓦斯涌出量大幅度增加,瓦斯涌出不均衡,上隅角瓦斯超限几率大等问题。尤其在回采过程中由于顶煤厚度较大,与一般综采相比,整个采场顶板活动范围较大,随之对煤体瓦斯流动产生明显影响,采场附近瓦斯活动剧烈。因此,必须掌握综放工作面采场煤体瓦斯活动规律,进而采取有效的瓦斯防治措施,实现综放工作面的安全高效开采。笔者利用ANSYS10.0的瞬态分析模块对综放工作面煤体瓦斯压力分布规律进行了模拟分析。

1 煤层中瓦斯流动的基本方程

瓦斯在煤层中的赋存和运移情况极其复杂,为了建立煤层瓦斯流动的连续方程,作如下基本假设[1]:

1) 瓦斯在煤层中渗流符合达西定律

$\begin{array}{l}q{}_x=-{\rm K}{}_x\frac{\partial \text{ϕ}}{\partial x}\\ q{}_y=-{\rm K}{}_y\frac{\partial \text{ϕ}}{\partial y}\\ q{}_z=-{\rm K}{}_z\frac{\partial \text{ϕ}}{\partial z}\end{array}\}(1)$

式中:qx,qy,qz分别为瓦斯渗流速度分量;Kx,Ky,Kz分别为煤层瓦斯渗透系数分量;ϕ为势,计算公式为

$\text{ϕ}=z+\frac{p}{\rho g}(2)$

其中:p为瓦斯压力;ρ为瓦斯密度;z为位置势,即由于瓦斯重力而引起的势。

对于煤层中瓦斯而言,密度ρ很小,重力产生的势可以忽略不计,因此式(2)可写为

$\text{ϕ}=\frac{p}{\rho g}(3)$

所以

$\begin{array}{l}q{}_x=-\frac{{\rm K}{}_x}{\rho g}\frac{\partial p}{\partial x}\\ q{}_y=-\frac{{\rm K}{}_y}{\rho g}\frac{\partial p}{\partial y}\\ q{}_z=-\frac{{\rm K}{}_z}{\rho g}\frac{\partial p}{\partial z}\end{array}\}(4)$

2) 煤层中吸附瓦斯量满足朗格缪尔方程

煤层中瓦斯由两部分组成,一部分是处在吸附状态下,而另一部分是以游离形式赋存的。结合朗格缪尔公式,单位体积煤中吸附瓦斯质量为

$W{}_{\text{C}}=\frac{abp}{1+bp}\rho (5)$

式中:WC为单位体积煤中吸附瓦斯质量,kg/m3;a为煤的最大吸附瓦斯含量,m3/m3;b为煤的吸附常数,MPa-1;p为煤层瓦斯压力,MPa;ρ为单位体积所含瓦斯质量,kg/m3。

煤中游离瓦斯由以下公式给出:

$W{}_{\text{C}\text{B}}=n\frac{p}{p{}_0}\rho (6)$

式中:WCB为单位体积煤中游离瓦斯质量,kg/m3;p0为标准大气压,p0=0.101 3 MPa;n为孔隙率,%。

单位体积煤层中瓦斯总质量W为

$W=W{}_{\text{C}\text{B}}+W{}_{\text{C}}=n\frac{p}{p{}_0}\rho +\frac{abp}{1+bp}\rho (7)$

通常吸附瓦斯占80%～90%,而游离瓦斯仅占10%～20%。

3) 瓦斯为理想气体,流动过程为等温过程

有如下瓦斯状态方程:

$\rho =\frac{p}{R{\rm T}}(8)$

式中:T为温度,K;R为瓦斯气体常数。

在以上假设基础上,可建立煤层瓦斯流动的连续方程:

$\frac{\partial }{\partial x}\left({\rm K}{}_x\frac{\partial p{}^2}{\partial x}\right)+\frac{\partial }{\partial y}\left({\rm K}{}_y\frac{\partial p{}^2}{\partial y}\right)+\frac{\partial }{\partial z}\left({\rm K}{}_z\frac{\partial p{}^2}{\partial z}\right)=\left(\frac{2n}{p{}_0}-\frac{ab{}^2\rho p}{(1+bp){}^2}+\frac{ab\rho }{1+bp}\right)\frac{\partial p{}^2}{\partial t}(9)$

$\begin{array}{l}\text{令}p{}^2={\rm P}‚\\ S(p)=\frac{2n}{p{}_0}-\frac{ab{}^2\rho p}{(1+bp){}^2}+\frac{ab\rho }{1+bp}(10)\end{array}$

因此

$\frac{\partial }{\partial x}\left({\rm K}{}_x\frac{\partial {\rm P}}{\partial x}\right)+\frac{\partial }{\partial y}\left({\rm K}{}_y\frac{\partial {\rm P}}{\partial y}\right)+\frac{\partial }{\partial z}\left({\rm K}{}_z\frac{\partial {\rm P}}{\partial z}\right)=S(p)\frac{\partial {\rm P}}{\partial t}(11)$

式(11)即为瓦斯渗流的基本方程。

热传导方程为

$\frac{\partial }{\partial x}\left({\rm K}{}_x\frac{\partial {\rm T}}{\partial x}\right)+\frac{\partial }{\partial y}\left({\rm K}{}_y\frac{\partial {\rm T}}{\partial y}\right)+\frac{\partial }{\partial z}\left({\rm K}{}_z\frac{\partial {\rm T}}{\partial z}\right)=\rho c\frac{\partial {\rm T}}{\partial t}(12)$

式(12)在形式上与瓦斯渗流的基本方程完全一样。因此可以用分析热传导的方法或程序分析瓦斯渗流。

2 瓦斯渗流参数

根据文献[1,2],计算中取p1=2 MPa,p0为标准大气压,取p0=0.1 MPa。瓦斯含量参数:ρ=1.4 t/m3,a=31.48 m3/t,b=0.101 4 MPa-1,n=0.1。

周世宁院士在计算瓦斯在实际煤层中的流动时,煤层透气性系数随时间和空间的变化采用下式表示[3]:

λ=λ0(1-ρe-n′t)xm′ (13)

式中:ρ,n′为待定常数;m′为指数,取决于矿山压力和煤质结构。

采用式(13)计算煤与瓦斯突出时应力降低区煤体的透气性系数,取m′=-1,由于时间较短,所以忽略时间效应,即取ρ=0,则有:

$\lambda =\{\begin{array}{l}\lambda {}_0\left(\frac{x{}_0}{x}\right)x\text{位}\text{于}\text{应}\text{力}\text{降}\text{低}\text{区}\\ \lambda {}_{0}x\text{位}\text{于}\text{弹}\text{性}\text{区}\end{array}(14)$

式中:x0为煤体应力降低区的特征尺寸;x为煤壁到应力降低区的距离;λ0为煤层原始透气性系数,取λ0=0.39 m2/(MPa2·d)。

3 计算模型及参数

考虑在顶煤初放期进行计算。采用平面应变模型,单元大小为2 m×1.25 m,模型走向长50 m,倾向长150 m,煤层高度为10 m。模型在下伏岩层施加y方向的位移约束,在两侧施加x方向的位移约束,埋深400 m,在模型上部施加10 MPa的应力。模型内施加2 MPa的瓦斯压力,采空区及巷道内瓦斯压力为0.1 MPa。模拟综放工作面采高2.5 m,采放比1∶3。模型中模拟开挖利用单元生死来实现,支架使用杆单元实现,模拟直接顶随放随垮落。模拟采用的岩石参数及尺寸见表1。

4 数值计算结果分析

巷道开挖后,出现了自由面,引起局部区域的应力松弛,使煤层内的瓦斯向自由面侧流动。提取了距底板5 m,距工作面25 m位置处的瓦斯压力数据,其变化情况见图1。

由图1可以看出,巷道开挖后引起瓦斯流动,使瓦斯压力降低,其影响范围为距进风巷8 m左右,距离进风巷大于8 m的地方瓦斯压力恢复为原始状态下的2 MPa。

顶煤垮落后也产生了自由面,大量瓦斯向采空区侧流动,提取了顶煤第1循环垮落和顶煤第2循环垮落后的瓦斯压力数据变化情况。2次数据取距底板5 m距进风巷72 m位置处,瓦斯压力变化见图2—3。

由图2可以看出,顶煤第1次垮落后,在工作面前方2 m范围,煤体瓦斯压力值较低,约为0.1 MPa,然后瓦斯压力梯度陡增,压力增高。在距离工作面2～5 m的煤体,存在明显的瓦斯压力梯度,超过5 m的范围,瓦斯压力梯度变化趋于平缓。由图3可以看出,顶煤第2次垮落后,近工作面瓦斯压力低值区域变宽,在距离工作面4.5 m范围,瓦斯压力值为0.1 MPa,之后瓦斯压力梯度陡增,压力增高,与顶煤第1次垮落过程相比,瓦斯压力梯度的范围明显变窄,仅为1 m左右。

由顶煤两次垮落过程瓦斯压力分布图可以得知:工作面前方卸压区瓦斯压力变化梯度大,在应力增高区瓦斯压力较高,但是压力梯度变化小;初放期在工作面前方附近首轮循环放顶煤形成的瓦斯压力梯度比第2轮循环形成的瓦斯压力梯度大。

5 结论

探索了采高2.5 m、采放比1∶3时,原始煤体瓦斯压力2 MPa条件下,综放工作面顶煤初次垮落过程煤体瓦斯渗流演化和发展规律,经过理论及数值分析,得出如下结论:

1) 顶煤垮落后产生了自由面,距煤壁5 m范围内瓦斯压力急剧下降,近煤壁范围出现瓦斯压力等值特性,且数值较低。

2) 工作面前方应力降低区瓦斯压力变化梯度大,在应力增高区瓦斯压力较高,但是压力梯度变化小;初放期在工作面前方附近首轮循环放顶煤形成的瓦斯压力梯度比第2轮循环形成的瓦斯压力梯度大。

3) 在顶煤放落之前,应加强工作面前方煤体瓦斯抽排工作,使应力增高区往煤体深部转移,防止近工作面区域煤体产生较大瓦斯压力梯度,有利于工作面安全回采放顶。

参考文献

[1]胡千庭.煤与瓦斯突出的力学作用机理及应用研究[D].北京:中国矿业大学,2007.

[2]李树刚.综放开采围岩活动及瓦斯运移[M].徐州:中国矿业大学出版社,2000.