钻孔卸压

2024-07-06

钻孔卸压（共6篇）

钻孔卸压篇1

摘要：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。为此,提出基于淹没射流和非淹没射流不同破碎半径的钻孔布置新工艺。在分析两种射流速度场分布的基础上,理论计算了两种射流破碎半径,对比分析得出非淹没射流与淹没射流的破碎半径之比是1.48∶1。运用comsol数值模拟软件,建立数值模型,分析了两种射流并存情况下的瓦斯压力变化,并与不考虑淹没射流时抽放数据进行对比分析,结果表明,两种射流并存时抽采范围为不考虑淹没射流的86.5%。根据分析结果,提出应采用交叉割缝的方式,同一行中相邻两割缝终孔间距为7.5 m,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的布孔方案,并用comsol进行验证,结果表明,交叉割缝布孔具有较好的抽放效果。

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。

3) 结合该模型模拟的条件,利用交叉割缝的布孔方案,即同一行中相邻两割缝终孔间距为7. 5 m,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,用comsol模拟验证,结果表明该布孔方案合理。

钻孔卸压篇2

1 工作面概况

汪家寨煤矿斜井40103采煤工作面位于该矿的斜四采南翼, 所采煤层为上煤组的首采层 (1#煤层) , 运输巷标高+1 387 m, 回风巷标高+1 446 m, 工作面平均倾斜长度161 m, 平均走向长度650 m, 煤层平均倾角16°, 工作面最大埋深712 m, 最小埋深388 m, 受其开采影响的可采下邻近层有4#, 7#, 8#煤层。工作面煤层赋存较稳定, 平均采高1.7 m。采用走向长壁后退式采煤方法, 综合机械化采煤工艺, 全部垮落法控制顶板, “U”型通风方式。

2 工作面瓦斯涌出及原因分析

2.1 瓦斯涌出量预测

根据AQ 1018—2006《矿井瓦斯涌出量预测方法》中的相关公式计算工作面开采时的瓦斯涌出量, 结果见表1—2。

工作面生产时期, 本煤层瓦斯涌出量占33.4%, 邻近层瓦斯涌出量占51.77%, 其他瓦斯涌出量占14.83%, 因此, 瓦斯主要来源于本煤层及下邻近层。

7#煤层瓦斯涌出量占下邻近层瓦斯涌出量的42.51%, 4#煤层和8#煤层瓦斯涌出量分别占下邻近层瓦斯涌出量的28.26%和29.23%, 因此, 下邻近层瓦斯主要来源于7#煤层。

2.2 工作面开采前后瓦斯涌出量变化情况

工作面开采前, 绝对瓦斯涌出量为5.1 m3/min;开采以后, 瓦斯涌出量逐步增加, 推采20 m左右时, 回风隅角瓦斯体积分数达2%~6%, 回风流瓦斯体积分数达1.3%, 最大时达到2%, 工作面瓦斯体积分数达到1.22%, 绝对瓦斯涌出量达86 m3/min, 成为建矿以来单个采煤工作面瓦斯涌出量最大的工作面, 工作面被迫停产。

2.3 瓦斯涌出量大的原因分析

40103采煤工作面瓦斯涌出量大的原因, 可以从以下几方面进行分析:

1) 在老顶第1次垮落前, 邻近层瓦斯基本上不向采空区涌出, 这时的瓦斯涌出量可认为是开采层本身的瓦斯量。当老顶第1次垮落后, 卸压松动的邻近层瓦斯就向采空区大量涌出, 瓦斯涌出量随工作面的开采范围扩大而逐渐增大到某一峰值。

2) 随着工作面的推采, 采空区面积增加, 在采空区四周矿压逐渐增大, 采空区四周煤柱支承压力作用发生变化, 采空区内的应力重新进行分布。在采空区中心底板应力最小, 随着采空区四周应力增大, 底板岩层受到严重破坏而产生裂隙, 当裂隙深度达到底板邻近层时, 采动产生的裂隙就成为瓦斯流动的通道[1]。

4#, 7#, 8#煤层分别距40103采煤工作面底板19.25, 38.67, 48.72 m, 处于最佳卸压范围, 大量的卸压瓦斯通过裂隙通道进入40103采空区, 涌入工作面及回风流。

3) 工作面开采以后, 在强大的地应力作用下, 4#, 7#, 8#煤层即向采空区鼓起, 在层间产生大量的裂隙, 形成了下部煤层瓦斯向采空区放散的条件。当下邻近层的顶板向上移动量大于其底板岩层向上移动量, 致使邻近层膨胀, 大大提高了下邻近层的透气性系数, 促使下邻近层瓦斯向采空区运移, 并随风流进入工作面、上隅角及回风系统, 造成瓦斯涌出量增加[2]。

4) 工作面的运输巷、回风巷均有1条落差为10 m的走向断层, 处于两断层之间的采煤工作面, 瓦斯封闭条件好, 造成本煤层瓦斯压力大, 瓦斯含量高, 因而本煤层瓦斯涌出量大。

5) 40103采煤工作面作为首采工作面, 瓦斯流向单一, 其开采后形成的采空区成为邻近煤 (岩) 层的瓦斯排放唯一通道, 瓦斯涌出量较大。

3 底板岩石钻孔抽采下邻近层卸压瓦斯

3.1 底板岩石钻孔布置

地压、瓦斯等有关参数在保护层预先开采后发生明显变化, 可以沿煤层走向划分为“四带”, 即正常压力带、集中压力带、过渡压力带、充分卸压带[2]。虽然各个带的长度与煤厚、层间距、岩性有关, 但充分卸压带大致位于采空区后方的40 m以外。钻孔落点在工作面后方进入采空区40 m的充分卸压带 (见图1) , 为最佳抽采范围。

开采层所引起的上部和下部邻近层的瓦斯排放程度是随层间距的增大而减小的。在开采层的上部20 m及下部6 m范围内, 虽然属于充分排放瓦斯地带, 但处于垮落带和大裂缝地带, 此范围的邻近层卸压瓦斯直接涌向开采空间, 难以抽放[1]。钻孔落点大于6 m才是最佳抽采范围, 结合矿井煤 (岩) 层赋存情况, 最终将钻孔落点选择在距开采层底板15 m的第1个邻近层的顶板附近。

3.2 底板钻场、钻孔参数

在运输巷施工钻场, 钻场宽×高×深为4 m×2.4 m×4 m, 沿1#煤层底板掘进。钻场间距为50 m, 每个钻场布置12~20个钻孔, 钻孔的终孔间距为10 m, 钻孔终孔点在1#煤层底板以下15 m, 即第1个下邻近层的顶板附近, 进入到采空区下方的围岩中, 见图2 (图中C605为1#煤层, C603为4#煤层) 。钻孔深度80~120 m, 钻孔的开孔间距为0.4 m。采用直径为50 mm的铁管封孔, 封孔深度5 m。为保证抽采效果, 在钻孔周边施工3~4 m深的注浆孔, 然后用水泥进行注浆, 封堵钻孔周围的破碎岩石及裂缝, 杜绝抽采钻孔因漏气而出现抽空气的现象, 以利于提高瓦斯抽采效果。

3.3 底板岩石钻孔抽采下邻近层卸压瓦斯的效果

1) 单孔平均瓦斯抽采纯量为1.2 m3/min, 单个钻场最大抽采量为18.32 m3/min, 加上回风巷埋管抽采38.51 m3/min和高位钻场抽采16.64 m3/min, 合计瓦斯抽采量为73.47 m3/min, 工作面最大瓦斯抽采率达到86.4%。

2) 实施底板岩石钻孔抽采下邻近层卸压瓦斯后, 采煤工作面的风排瓦斯量降低, 工作面瓦斯体积分数降到0.5%以下, 回风流瓦斯体积分数降到0.8%以下, 上隅角瓦斯体积分数降到1.2%, 为采煤工作面的高产稳产创造了条件, 确保工作面日产2 000 t以上。

3) 底板岩石钻孔抽采的瓦斯体积分数达到40%以上, 通过抽采系统进入储气罐, 满足了矿区近3 000户居民的燃气需求。

4 存在的问题及解决方法

1) 为提高底板岩石钻孔抽采下邻近层的卸压瓦斯量, 钻孔在倾斜方向上尽量覆盖工作面长度。若工作面较长, 可以从运输巷和回风巷同时施工岩石钻孔。

2) 1#煤层底板岩石较软, 若采用水力排渣施工钻孔, 则存在塌孔现象, 返水吐渣较困难, 影响钻孔施工速度, 不利于瓦斯抽采, 应采用风力排渣工艺。

3) 钻孔距工作面20~60 m附近时瓦斯抽采效果最佳。前后钻场的重叠长度应大于20 m, 避免出现抽采“盲区”, 影响抽采效果, 造成工作面及回风流瓦斯浓度超限。

4) 受采动压力的影响, 钻场变形产生裂隙, 钻孔漏气现象严重, 影响抽采负压和瓦斯抽采浓度, 需将封孔深度提高到8~10 m, 并对钻场采取喷浆、注浆、加固等封堵措施, 尽量减少孔口漏气, 确保抽采效果。

5) 由于底板岩层含水, 瓦斯管路积水严重, 必须在钻场安装自动放水装置, 保证钻孔积水在钻场直接放出, 避免大量积水进入瓦斯抽采主管路, 影响抽采系统, 降低瓦斯抽采量。

6) 工作面推进至距钻场20 m时, 提前对钻场进行加固, 并对瓦斯抽采管路及设施采取可靠的保护措施, 避免瓦斯抽采管路被挤压、砸断, 造成漏气而影响抽采效果。

5 结语

1) 底板岩石钻孔抽采下邻近层卸压瓦斯技术的实质, 就是将受到采煤工作面采动影响而卸压的下邻近层瓦斯通过钻孔方式直接进入瓦斯抽采系统, 由于抽采的是大量的卸压瓦斯, 其抽采浓度和抽采量都比其他抽采方式高。其抽采量, 是矿井本煤层抽采或底板专用瓦斯巷抽采量的5倍左右。

2) 底板岩石钻孔抽采下邻近层卸压瓦斯后, 减少了下邻近层向采空区及工作面的瓦斯涌出量, 降低工作区域的瓦斯涌出量。该方法可利用工作面的运输巷 (或回风巷) 直接施工钻孔, 不需另掘专用瓦斯巷, 减少了专用瓦斯巷的施工和维护量, 节约了生产成本, 具有安全可行、经济环保、易于操作的特点。对于以下邻近层瓦斯来源为主的采煤工作面具有推广价值。

参考文献

[1]卢秉阁.煤矿安全讲义[G].抚顺:抚顺煤炭工业学校, 1984.

钻孔卸压篇3

本文主要针对水力压裂增透机理研究上存在的问题和不足, 采用水力压裂相似模拟试验[4], 着重研究压裂过程中水的运移轨迹, 水压对煤层顶底板的应力场的扰动规律以及瓦斯的运移轨迹等, 探讨水力压裂影响的位置区段的“渗流场、瓦斯场、应力场”的重新分布的规律, 完善水力压裂的增透机理[5]。本论文选题对水力压裂增透机理的研究以及压裂工艺的改良具有理论指导的作用[6]。

1 相似模拟实验

1.1 实验装置

实验设备为长方体箱体, 其四周壁面和底部是由10mm的Q345 钢板焊接而成, 箱体的内部空间尺寸是长500mm宽500mm高600mm, 按照1:30 的几何相似比, 该实验腔体可模拟15m×15m×18m范围的现场煤岩体。实验系统设计如图1 所示:

如图设计连接, 同时将各数据线接入YE2539 高速静态应变仪。

2 相似模拟实验的结果与分析

2.1 水压数据分析

本次分为两个类型四次实验进行, 前两次千斤顶未施加压力进行水力压裂实验以及经放水后再次进行水力压裂实验, 后两次千斤顶施加压力的同时进行水力压裂实验以及经放水后再次进行水力压裂实验。第一次实验箱体内试块水力压裂过程中的水力压裂孔水压与随时间的变化关系如图2 所示。

随着钻孔里面的水被迅速注满, 开始时水压力迅速升高, 在第78s时, 水压力达到最大值1.0MPa, 之后水压短暂处于高峰值, 水力压裂孔位置开始发生孔口破裂, 并且由于孔口破裂破裂导致储液空间开始突然变大, 水压力出现急剧的下降, 在短时间内降至0.7Mpa。此后, 维持在0.6MPa与0.5MPa之间来回变动, 水压裂缝的每一次的拓展都会同时伴随水压力的对应上升和下降。随着水的继续注入, 达到储液空间的压力重新平衡后, 水压不会再继续下降, 开始又一次升高, 水压裂缝进一步开始增加。水压力到达最大之后出现下降直到一稳定值, 该压力就是裂缝张开的压力, 一直到注水结束, 水压的最大值就是试块的初次破裂压力。

第二次实验箱体内试块在经过放水后, 又重新进行压裂, 水力压裂过程中的水力压裂孔水压与随时间的变化关系如图3 所示。

随着钻孔里面的水被迅速注满, 开始时水压力迅速升高, 在第62s时, 水压力达到最大值0.7MPa, 水力压裂孔位置开始发生孔口破裂, 并且由于孔口破裂导致储液空间开始突然变大, 水压力出现下降, 在短时间内降至0.6MPa, 之后维持一段时间。此后, 水压力维持在0.6MPa与0.5MPa之间来回变动, 之后在0.5MPa维持一段时间。水压裂缝的每一次的拓展都会同时伴随水压力的对应上升和下降。随着水的继续注入, 达到储液空间的压力重新平衡后, 水压不会再继续下降, 开始又一次升高, 水压裂缝进一步开始增加。水压力到达最大之后出现下降直到一稳定值, 该压力就是裂缝张开的压力, 一直到注水结束, 水压的最大值就是试块的初次破裂压力。

第三次实验箱体内试块水力压裂过程中的水力压裂孔水压与随时间的变化关系如图4 所示。

随着钻孔里面的水被迅速注满, 开始时水压力迅速升高, 在第66s时, 水压力达到最大值1.7MPa, 水力压裂孔位置开始发生孔口破裂, 并且由于孔口破裂破裂导致储液空间开始突然变大, 水压力出现急剧的下降, 在短时间内降至1.4MPa。此后, 维持在1.3MPa与1.2MPa之间来回变动, 后来在1.2MPa与1.1MPa之间来回变动。水压裂缝的每一次的拓展都会同时伴随水压力的对应上升和下降。随着水的继续注入, 达到储液空间的压力重新平衡后, 水压不会再继续下降, 开始又一次升高, 水压裂缝进一步开始增加。水压力到达最大之后出现下降直到一稳定值, 该压力就是裂缝张开的压力, 一直到注水结束, 水压的最大值就是试块的初次破裂压力。

第四次实验箱体内试块在经过放水后, 又重新进行压裂, 水力压裂过程中的水力压裂孔水压与随时间的变化关系如图5 所示。

随着钻孔里面的水被迅速注满, 开始时水压力迅速升高, 在第44s时, 水压力达到最大值1.2MPa, 之后水压维持在1.2MPa, 在第270s水压力出现下降, 降至1.1MPa, 此后在1.2MPa与1.1MPa之间来回变动, 之后在1.2MPa开始维持一段时间。水压裂缝的每一次的拓展都会同时伴随水压力的对应上升和下降。随着水的继续注入, 达到储液空间的压力重新平衡后, 水压不会再继续下降, 开始又一次升高, 水压裂缝进一步开始增加。水压力到达最大之后出现下降直到一稳定值, 该压力就是裂缝张开的压力, 一直到注水结束, 水压的最大值就是试块的初次破裂压力。

2.2 应力和应变的情况分析

第一次实验可以得出:煤层的应变数据虽波动较大, 但整体呈现上升趋势, 煤层形变逐渐变大, 顶底板的应力数据有上升也有下降, 可以看出在水力压裂过程中, 煤层顶底板出现应力的转移和应力的重新分布。

第二次实验可以得出:煤层的应变数据波动较大, 整体维持在一个范围波动, 煤层形变由于第一次压裂已达到一定程度, 并且由于前次的湿润, 煤层弹性形变能力增大。顶底板的应力数据有上升也有下降, 可以看出在水力压裂过程中, 煤层顶底板出现应力的转移和应力的重新分布。

第三次实验可以得出:煤层的应变数据虽波动较大, 但整体呈现上升趋势, 煤层形变逐渐变大, 顶底板的应力数据有上升也有下降, 但整体呈现上升趋势, 局部测点波动中又出现正态分布的峰值, 可以看出在水力压裂过程中, 煤层顶底板出现应力的集中、应力的转移和应力的重新分布。

第四次实验可以得出:煤层的应变数据波动较大, 整体维持在一个范围波动, 但水力压裂孔下方的测点在开泵与停泵时随水压剧烈变化也出现剧烈变化。顶底板的应力数据有上升也有下降, 可以看出在水力压裂过程中, 煤层顶底板出现应力的转移和应力的重新分布。

2.3 裂隙发育情况及水的运移轨迹分析

水力压裂实验结束后, 将煤层顶板去除, 并且将煤层断面剖开后, 对裂隙发育情况及水的运移轨迹进行分析。

水力压裂实验结束后, 在水力压裂孔周围可以看到明显的裂隙分布, 因为水中加有滑石粉所以水渗透到的地区会留下明显的白色痕迹。在煤层不同深度的切面, 被滑石粉染色的程度差别很大, 越靠近水力压裂孔出水孔的位置被染色的程度越深。因此可以推测出水的运移轨迹是以水力压裂孔出水孔的位置为中心, 往外不断拓展。裂隙以水力压裂孔为中心向外延伸, 因此可以推测水力压裂实验后煤层裂隙发育情况良好。

3 结论

通过煤层的水力压裂卸压增透相似模拟实验, 对相关参数的研究和分析得出以下结论:

(1) 水力压裂实验结束后, 水渗透到的地区会留下明显的白色痕迹。在煤层不同深度的切面, 被滑石粉染色的程度差别很大, 越靠近水力压裂孔出水孔的位置被染色的程度越深。因此可以推测出水的运移轨迹是以水力压裂孔出水孔的位置为中心, 往外不断拓展。在水力压裂孔周围可以看到明显的裂隙分布, 裂隙以水力压裂孔为中心向外延伸, 同时结合电阻率测试系统的数据分析可以推测出水力压裂实验后煤层内部裂隙发育情况良好。

(2) 随着钻孔里面的水被迅速注满, 水压力迅速升高, 水压力达到最大值后短暂处于高峰值, 随后水力压裂孔位置开始发生孔口破裂, 水压力出现下降, 之后水压力开始维持一段时间稳定并开始呈现周期性的上升与下降, 水压裂缝的每一次的拓展都会同时伴随水压力的对应上升和下降。第一个水压力的最大值即为试块的初次破裂压力, 周期性的上升与下降的水压力值即为裂缝的张开压力。

(3) 结合电阻应变砖和微型土压力盒测得的数据, 总结出煤体应变在初次压裂时呈现整体增加的趋势, 之后煤体被湿润后煤体的弹性形变能力增大。同时总结出在水力压裂过程中, 煤层顶底板出现应力的集中、应力的转移和应力的重新分布。

参考文献

[1]陈东科, 王璐, 金龙哲等.煤矿防治瓦斯技术的发展特征[J].煤矿安全, 2005, 36 (09) :61-62.

[2]赵磐.凤凰山矿15号煤层“U”型综采工作面瓦斯治理研究与应用[D].太原:太原理工大学, 2013:6-8.

[3]俞启香.矿井瓦斯防治[M].徐州, 中国矿业大学出版社, 1992:148-149.

[4]连志龙, 张劲, 吴恒安等.水力压裂扩展的流固耦合数值模拟研究[J].岩土力学, 2008, 29 (11) :3021-3026.

[5]闫金鹏, 刘泽功, 姜秀雷等.高瓦斯低透气性煤层水力压裂数值模拟研究[J].中国安全科学生产技术, 2013, 9 (08) :27-32.

钻孔卸压篇4

米村煤矿所开采的二1煤层厚0～24.5 m, 平均厚6.45 m, 煤层变异系数为70.1%, 可采性指数为0.96, 属典型的豫西三软不稳定煤层, 多是粉末状无烟煤, 吸附瓦斯的能力较强, 属于瓦斯含量高、有突出危险的煤层。但由于区内二1煤层赋存较浅, 断裂构造又多属张扭性开放式断层, 排放瓦斯的性能较好, 因此矿井整体瓦斯涌出量不高, 仅存在7个小面积的高瓦斯区带。而260061工作面位于7个高瓦斯带之首的Ⅰ#高瓦斯带东部, 该面高瓦斯区域具有面积大、含量高、压力大等特点, 对矿井的安全生产构成了严重威胁。

2工作面瓦斯状况

早在260061工作面形成全负压通风系统安装准备阶段, 米村煤矿就根据矿井瓦斯地质图和胶带运输巷、回风巷掘进实揭瓦斯地质等资料分析预测, 260061工作面回采时绝对瓦斯涌出量将高达16 m3/min。于是在掘进时期就施工了近5.5万m的本煤层顺层密集深孔实施预抽, 但由于三软煤层透气性极差, 抽放衰减速度快, 钻孔抽放半径仅1.5 m, 属难抽煤层, 经本煤层钻孔预抽至回采时, 回采期间瓦斯涌出量仍高达13.4 m3/min, 本煤层内仍赋存大量富集瓦斯。工作面投产后, 落煤过程中瓦斯涌出量时常超限, 尤其是在集中落煤、煤墙片帮及割煤作业时, 在工作面增风至1 300 m3/min的极限下, 瓦斯浓度一直处于1%临界状态, 时常超限。据统计, 每班因瓦斯原因影响生产达2.2 h, 而且频繁的瓦斯超限严重制约并威胁着矿井的安全生产。

3瓦斯治理思路

通过现场观测发现, 工作面煤墙在片帮、割煤等大量落煤、集中运煤时, 工作面风流和回风流瓦斯时常超限。这从侧面说明了煤体内部仍富含高含量瓦斯, 在煤体受到破坏时, 瓦斯迅速从煤体中解吸、释放出来, 导致工作面风流和回风流瓦斯时常超限。因此, 对本煤层煤体内部高含量瓦斯进行分流, 减少其向回采空间的涌出, 是解决工作面风流和回风流瓦斯超限的最主要措施。

根据瓦斯在煤层中采动前后的赋存、运移、释放规律分析, 煤层中的瓦斯以游离和吸附2种主要方式存在, 在一定的瓦斯压力下游离和吸附瓦斯保持动态平衡。在非采动影响区, 煤层内瓦斯在原始地应力作用下保持着原始瓦斯压力, 吸附量占85%～90%。煤层结构遭到破坏的同时, 煤层瓦斯压力开始下降, 大量吸附瓦斯解吸成为游离瓦斯, 与原游离瓦斯混合, 在煤体的保护下, 煤层内部仍保持相对较高的瓦斯压力。随着回采工作面的不断推进, 采动压力场及其影响范围内在垂直方向形成3个带:冒落带、裂隙带和弯曲下沉带;在水平方向形成3个区:煤壁支撑影响区、离层区和重新压实区。煤层上方的岩层一般在回采工作面煤壁前方30～40 m处已开始变形。其特点是水平移动较为剧烈, 但垂直移动甚微。当工作面推过此区域, 才引起垂直位移急剧增加, 但各层位位移速度不尽相同, 其特点是越向上越缓慢, 此时将在某层位出现层间离层。当已断裂的岩层重新被冒落矸石支撑时, 邻近煤层的岩层运动速度要缓于其上覆岩层, 各岩层又进入互相压合的过程。

煤层上方的岩层采动变形为瓦斯流动提供了形式各异的渠道。在煤壁前方30～40 m 处已开始的变形因水平移动较为剧烈, 使原始垂直裂隙张开, 并增加了新的垂直裂隙, 提供了垂直瓦斯流动通道。在离层区, 某层位出现层间离层, 为瓦斯水平流动提供了通道。重新压实区岩石的破碎造成了透气性大幅度增加。

由以上分析可知, 如充分利用工作面采动后煤体结构变化而导致的透气性大大增强这一特性, 在工作面煤壁前方20 m卸压带范围内布置抽放钻孔, 对本煤层高含量富集瓦斯予以分流, 则可高效地减少割煤和煤炭外运过程中瓦斯瞬间集中涌出量, 杜绝瓦斯超限事故的发生, 达到分源分抽的治理目的。因此, 260061工作面可采用该种卸压区抽放技术, 对本煤层高含量瓦斯超前分流, 减少回采时风排瓦斯压力。

4卸压区钻孔抽放技术原理

井下煤层在未受采动影响的情况下, 处于相对的稳定状态。随着采掘活动的进行, 煤体中的应力平衡被打破, 工作面前方煤体中应力重新分布, 一定范围内煤体应力降低、孔裂隙沟通、透气性增加, 形成采动影响卸压带;同时, 其深部一定范围内的煤体则出现应力升高、孔裂隙闭合, 形成采动集中应力带, 再往深部, 则为未受采动影响的原始应力带。

据试验考察, 回采工作面前方采动卸压带宽度可达20 m, 卸压带抽放即将抽放钻孔布置在采动卸压影响范围内, 在一定的抽放负压作用下, 裂隙带内解吸出的瓦斯加快运动, 抽出量和浓度会显著提高, 从而减少煤壁瓦斯向工作面涌出, 保障安全生产。

5方案实施

(1) 抽放系统。

沿用本煤层原钻孔预抽抽放系统, 关闭所有预抽钻孔, 并延长抽放管至工作面超前支护区, 在工作面卸压区 (工作面切眼外20 m段) 每5 m 各安装1个钻孔联孔集流器, 用于连接卸压区巷帮抽放钻孔。

(2) 卸压区钻孔抽放分流方案实施。

选用全液压钻机施工巷帮卸压区抽放深孔。在回风巷巷帮自切眼外3 m处向下20 m段每棚 (0.5 m) 垂直巷帮施工2个抽放深孔, 总孔数不少于30个, 单孔孔深75～110 m, 上排孔终孔于煤层顶板, 下排孔终孔于煤层中部, 孔径75 mm, 钻孔每施工完毕一个, 立即使用聚氨酯封孔工艺封孔, 封孔深度6 m, 然后通过Ø50 mm埋线高压软管连接至抽放钻孔联孔集流器实施抽放。

全液压钻机可固定在转载机上, 随着采面推进时转载机的前移随时移动打孔, 保证钻孔间距0.5 m;同时, 去掉距切巷距离小于3 m的钻孔, 确保巷帮联孔总孔数不少于30个。

6应用效果

巷帮抽放深孔多排布置, 控制了本煤层卸压区中、上部的煤体, 在本煤层卸压区内构成了1个交叉、全方位、密集的抽放钻孔网, 在采动、超前压力等影响下的裂隙发育带和破碎煤体中, 高效地分流了本煤层的瓦斯, 大大降低了切巷前方煤体瓦斯含量, 最终使工作面在割煤、放煤和煤炭外运过程中瓦斯集中涌出量降低约35%, 杜绝了因煤墙作业造成的瓦斯超限事故。

据统计, 在实施工作面卸压区深孔抽放技术时, 抽放瓦斯浓度在6.5%～16.7%, 混合抽放流量38 m3/min, 抽放纯量平均4.5 m3/min, 抽放效果极为明显, 是煤层未受破坏时本煤层预抽效果的2.2倍。

7结语

在本煤层瓦斯抽放效果不好的情况下, 可采用卸压区抽放技术对本煤层高含量瓦斯超前分流, 减少回采时风排瓦斯压力。实践应用表明, 该技术的实施极大地提升了矿井瓦斯防治技术水平和管理能力, 保证了矿井的安全生产, 为矿井的瓦斯防治技术和管理工作积累了宝贵的经验。

摘要：为了保证米村煤矿260061工作面安全高效回采, 通过分析瓦斯在煤层中采动前后的赋存、运移、释放规律, 提出采用卸压区抽放技术对本煤层高含量瓦斯超前分流。实践应用表明, 卸压区钻孔抽放技术充分利用了工作面煤体在采动过程中应力平衡被破坏后, 煤体中应力充分分布, 煤体应力降低, 孔裂隙沟通, 透气性增加, 形成采动影响卸压带, 较好地分流本煤层内高含量瓦斯, 是本煤层内高含量瓦斯治理的最有效手段之一。

钻孔卸压篇5

关键词：巷道,钻孔卸压,让压锚杆,耦合支护设计,数值分析

1 概述

本文采用在一定的支护控制力作用下有调节的卸压让压技术, 结合由让压管开始变形吸收围岩释放的变形能的新型预应力让压锚杆的让压管作用, 研究结果表明钻孔卸压与让压锚杆耦合支护很好地对巷道围岩进行加固, 控制巷道围岩的变形, 达到了预期的效果, 对解决高低应软岩巷道稳定性控制具有重大的现实意义。

2 矿井概况

2.1 工程概况

原支护设计方案将导致巷道产生非常大的变形, 锚杆、锚索将被拉断, 支护非常困难。在5218回风巷的两侧煤帮钻取一排卸压孔, 采用卸压让压技术与新型预应力让压锚杆进行耦合支护, 提高巷道围岩强度的目的。

所掘煤层为沁水煤田3#煤层, 为陆相湖泊型沉积, 赋存于二叠系山西组中下部地层中, 平均厚度7.44m左右, 煤层厚度稳定。直接顶为泥岩, 平均厚度7.47m;基本顶为细砂岩, 平均厚度5.2 m;直接底为4.23m厚的泥岩;基本底为6.66m的中砂岩。巷道埋深约320m。表1为煤层顶、底板力学参数。

巷道埋深约320m。表1为煤层顶、底板力学参数。

2.2 卸压孔与让压锚杆参数设计

根据该矿地质条件、现场装备及技术条件, 将5312工作面回风巷卸压孔孔径定为80mm, 间距为800mm, 孔深6000mm。钻孔布置在5312回风巷的两侧。巷道顶板交替施加让压锚杆和锚索进行支护, 长度为2.5m和9.3m, 横向间距为1m;两帮施加让压锚杆长度为2m, 横向间距为0.8m。让压锚杆的让压点为22.3t, 弹性让压距离为23mm。卸压孔与让压锚杆的纵向间排距均为0.9m。

3 支护性能数值模拟

分别对巷道采用钻孔卸压技术、让压锚杆支护技术、钻孔卸压和让压锚杆耦合支护技术进行对比模拟分析。在巷道混凝土支护结构的顶部、左帮取中点分别分析位移及应力情况。模拟结果表明在时间步0~30中应力值为0, 混凝土支护结构在时间步为40时生成。水平方向与X轴方向一致, 竖直方向与Z轴方向一致。分析在三种不同支护状态下巷道顶部和帮部的位移、应力的变化规律如图2~图5所示。

图2和图3表明, 在三种支护方式下顶板及帮部的位移变化规律大体一致;采用巷道钻孔卸压与让压锚杆耦合支护条件下的顶板位移最小, 为95.17mm, 左帮位移量随时间步的变化量较大, 稳定时的变形量最大为100.51mm;单独采用让压锚杆进行支护时, 巷道顶板位移量最大达到125mm, 左帮收敛值为1376.99mm;巷道达到稳定顶板位移量最大值与最小值之差为29.82mm, 左帮最值之差达到37.48mm。

图4和图5表明, 与钻孔卸压技术和让压锚杆支护技术相比, 采用钻孔卸压与让压锚杆耦合支护技术的巷道顶板围岩水平及竖向应力最小;钻孔卸压与让压锚杆耦合支护最终产生的水平应力为2MPa, 竖直应力为1.67MPa;图4中围岩水平方向应力最大值与最小值之差为1.05MPa;在图5中钻竖直方向应力值最大降低了0.61MPa。

4 巷道变形量分析

为了便于测量将螺纹钢一头焊制成弯钩状, 使用收敛计测量巷道表面位移测点的变形值, 模拟结果与实际观测结果分别如图6和图7所示。

未采用卸压让压技术段的巷道, 前8 d顶板的总位移量为65mm, 28 d稳定时的位移量为83.5mm, 模拟结果在28 d时为79mm;采用卸压让压技术的巷道, 由观测值来看, 前8 d顶板的位移量几乎为0, 28 d稳定时的位移量为38.5mm, 模拟结果在28 d时的稳定值为35mm。巷道未采用卸压让压技术进行支护时, 28 d时的帮部位移量为97mm, 模拟结果在28 d时为91.2mm;采用卸压让压技术的巷道帮部的位移量缓慢增长, 28 d稳定时的位移量为35mm;模拟结果在28 d时的稳定值为31.5mm。ADINA数值模拟结果较接近真实观测值, 未采用卸压让压技术段巷道顶板的最终位移量约是采用钻孔卸压与让压锚杆耦合支护技术的2~2.5倍。

5 结论

5.1 高应力深埋巷道 (3#煤层) 采用钻孔卸压和让压锚杆联合支护技术, 即在5218回风巷的两侧煤帮钻取一排卸压孔, 采用卸压让压技术与新型预应力让压锚杆进行耦合支护, 具有释放围岩高应力、顺应围岩变形特点, 提高巷道围岩的强度。

5.2 巷道顶板水平方向卸压让压效果比较明显。让压锚杆有效的抵制了巷道顶板及帮部的位移。

5.3 工业性试验现场监测与ADINA数值计算的结果进行对比分析, 钻孔卸压与让压锚杆耦合支护对巷道围岩加固效果明显, 控制巷道围岩的变形, 达到了预期的效果。前期的数值模拟与实际监测的结果比较吻合, 验证本文的分析是合理可靠的。

参考文献

[1]张向东, 李永靖, 张树光, 霍宝荣.软岩蠕变理论及其工程应用[J].岩石力学与工程学报, 2004, 23 (10) :1635-1639.

[2]吕祥锋, 王振伟, 王爱文.深部煤岩体保护层开采上覆岩层应力释放与转移特征的实验研究[J].实验力学, 2013, 28 (3) :340-346.

[3]周声才, 李栋, 张凤舞等.煤层瓦斯抽采爆破卸压的钻孔布置优化分析及应用[J].岩石力学与工程学报, 2013, 32 (4) :807-813.

[4]刘红岗, 贺永年, 徐金海等.深井煤巷钻孔卸压技术的数值模拟与工业试验[J].煤炭学报, 2007, 32 (1) :33-37.

[5]李树彬.三软煤层回采巷道支护中钻孔卸压技术[J].煤炭科学技术, 2012, 40 (6) :29-32.

[6]赵旭峰, 王春苗, 孔祥利.深部软沿隧道施工性态时空效应分析[J].岩石力学与工程学报, 2007, 26 (2) :404-409.

钻孔卸压篇6

1 试验区概况

试验地点为祁东煤矿二采区7122工作面及下伏82、9煤层区域,以及三采区6136工作面、下伏71煤层区域,两上保护层工作面上下区段均未开采。71、82和9煤层为二采区主采煤层,81煤层为局部可采煤层;61、71、82煤层为三采区主采煤层,63、72、9煤层为局部可采煤层。71煤层为突出煤层,7122工作面为无突出危险区;82、9煤层为严重突出煤层,平均煤厚2.30、2.65 m,平均倾角12°、16°;61煤层为非突出煤层。7122工作面采用综合机械化走向长壁后退式回采,全部垮落法控制顶板,U型通风方式。二、三采区试验工作面基本情况见表1,煤层间距见表2~3,煤层空间位置见图1~2。

2 上保护层开采采动影响分区规律

上保护层底部围岩应力场、裂隙场及瓦斯流动场的演化分布规律是高瓦斯突出煤层群煤与瓦斯协调开采的重要基础理论,应力场演化、分布规律是裂隙场及瓦斯流动场演化分布的前提条件与决定因素。根据有关理论研究[2,3,4,5],长壁式倾斜及缓倾斜煤层开采影响范围内应力变化分区、分带情况见图3。

1—地表下沉曲线;2—支承压力曲线;3—沿层面法向岩石变形曲线;4—垮落带;Ⅰ—充分采动应力降低区;Ⅱ、Ⅱ'—支承应力降低区;Ⅲ、Ⅲ'—支承应力增高区;Ⅳ、Ⅳ'—底板压缩区;Ⅴ、Ⅴ'—底板不均匀隆起区;Ⅵ—底板均匀隆起区;IJCKL—采动影响区;EFGH—充分应力降低区;ABCD—应力降低区。

由图3可知,上保护层开采时围岩应力场、裂隙场及瓦斯流动场演化分布特征及一般规律如下:

1)缓倾斜及倾斜上保护层开采底部煤岩层倾斜方向呈凹形、走向平面呈“O”形[6,7]的卸压球壳[8],以及开采围岩影响区内空间应力场、裂隙场和瓦斯流动场分区、分带特征;保护层采面开采范围上、下卸压球壳非对称,上覆卸压空间大,下伏卸压范围小。中远距离被保护层卸压与瓦斯流动滞后上保护层采煤工作面一定距离。

2)随着保护层与被保护层之间的距离增大,卸压效果及范围呈逐渐减小的趋势。底部被保护范围煤层在倾斜中部卸压效果比倾斜上、下山两侧附近的卸压效果佳。

3 保护层开采数值模拟分析

3.1 上保护层7122工作面开采底板煤岩层应力、位移演化规律

3.1.1 走向应力、位移变化规律

针对上保护层7122工作面及其底板煤岩层的实际赋存条件,建立三维数值计算模型。考察7122工作面作为82、9煤层上保护层开采时,上覆61煤层已经回采完毕,为了模拟71煤层开采时下伏被保护82、9煤层的空间卸压规律更符合实际情况,本次模拟中距离上保护7122工作面时,考虑了上覆61煤层工作面的采动卸压影响。使用ANSYS三维数值模拟研究上保护层开采被保护层卸压分布规律,取上保护层71煤层计算模型走向长度100 m,7122工作面开采后,其底板煤岩层的应力、位移变化见图4。

从图4可以看出,82、9煤层原岩压应力为-9.48~-5.85 MPa,平均为-7.67 MPa,保护层61、71煤层开采后,由于受到61、71煤层共同卸压保护作用,走向上82煤层由原来的压应力卸压为拉应力,其值为1.41 MPa,9煤层的压应力变为-2.22 MPa,故下伏被保护82、9煤层有明显的卸压作用,82煤层卸压效果更为明显。

7122工作面开采后,底板卸压应力、位移等值线在立面上沿切眼与终采线呈负指数规律(但曲率变大)往里收缩,即立面上卸压等值线呈凹形卸压圈,平面上呈“O”形卸压圈,与理论上收缩规律一致;其顶板卸压应力、位移等值线与底板分布规律相似。

3.1.2 倾向应力、位移变化规律

取上保护层71煤层计算模型倾向长度180 m,7122工作面开采后,其底板煤岩层的应力、位移变化如图5所示。

从图5可以看出,82、9煤层原岩压应力为-11.30~-6.89 MPa,平均为-9.10 MPa,保护层71煤层开采后,由于受到61、71煤层的共同卸压保护作用,倾向上82煤层由原来的压应力卸压为拉应力,其值为2.0 MPa,9煤层的压应力变为-2.45 MPa,故下伏被保护82煤层比9煤层卸压更为明显。

上保护层工作面开采在走向、倾向上的底板卸压应力场、位移分布特征为在立面上卸压等值线呈凹形卸压圈,在平面上卸压等值线呈“O”形卸压圈。这可为被保护层的保护效果考察以及瓦斯抽采钻孔布置的合理化参数提供理论支撑。

3.2 中远距离上保护层开采卸压空间数值模拟分析

3.2.1 7122上保护层开采卸压范围

根据祁东矿二采区上保护层7122工作面开采空间应力分布特征及规律,按地应力降低10%划定卸压角,在理论上提供了被保护层卸压瓦斯抽采的范围,其剖面走向、倾向如图6~7所示。

从图6~7可以看出,“O”形圈在靠近保护层工作面平面上达到了最大值,而随着层间距的增大,逐渐呈现减小的趋势,不论是在工作面上方还是在工作面下方,都呈现了相同的规律。这和保护层的卸压角演化规律密切相关。在距离保护层工作面较近处,“O”形圈比较完整,但比较狭窄;随着距离的增大,“O”形圈卸压效果逐渐减弱,而其宽度却增大。

以地应力降低10%的等值线为基准,从数值模拟计算结果(图6)中得出被保护层走向卸压滞后保护层采煤工作面的距离y与层间距x的关系:

3.2.2 7122上保护层开采底板空间卸压规律

底板岩层因应力解除泊松效应,附近底板岩层卸压、形成层面及铅垂方向裂隙;采空区上方垮落岩石逐渐压实,采空区四周仍存在空间,形成“O”形卸压圈,保护层开采卸压角在切眼或终采线附近隅角处最小。

7122保护层工作面开采之后,煤岩体压实越来越明显,而采空区周围煤岩体由于受到拉伸作用,产生大量裂隙,没有被压实,平面上形成了“O”形圈,如图8所示。

7122保护层工作面进风巷、回风巷、切眼或终采线附近隅角处应力梯度最大,工作面中部的应力梯度相对较小,其对应的上、下岩层卸压范围相对较小。因此,保护层开采后被保护层的卸压保护角在平面上不是处处相等的,靠近保护层工作面中部区域相对较大,而靠近保护层工作面切眼及终采线附近略小。生产实际中被保护层工作面进、回风巷必须直线布置,因此,从安全角度考虑被保护层卸压角的确定应以保护层工作面在切眼或终采线附近隅角处的最小卸压角为基准。

4 试验考察

4.1 被保护层瓦斯抽采量考察

在9煤层底抽巷10#钻场施工穿层钻孔抽采试验区9煤层倾斜上方卸压瓦斯,对卸压前后瓦斯抽采量进行了考察。在10#考察钻场超前保护层工作面40~60 m,钻场瓦斯抽采量减少,抽采量为0.01~0.02 m3/min,主要受到超前支承压力影响,被保护9煤层透气性降低。上保护层7122工作面推过10#考察钻场时,被保护层逐步得到充分卸压,瓦斯抽采量逐渐增大,推过距10#考察钻场30 m附近,瓦斯抽采最大量达到0.28 m3/min,之后逐步衰减;7122工作面继续推进至160 m时,被保护9煤层底抽巷瓦斯抽采量基本稳定在0.02 m3/min。考察结果见图9。

根据试验区域被保护9煤层底板穿层钻孔瓦斯抽采量与保护层7122工作面位置关系,发现钻孔瓦斯抽采量大幅变化时,被保护9煤层沿走向滞后保护层工作面平面位置20~25 m,并且在这段卸压过渡带内抽采钻孔施工顺利,打钻效率高且不再喷孔夹钻,施工完毕后及时合茬进行抽采,卸压瓦斯抽采效果好。实际考察结果与上述理论分析一致。

因此,在中、远距离被保护层底板岩巷滞后上保护层采煤工作面一定距离施工穿层钻孔及时抽采瓦斯,解决了传统被保护层底板岩巷穿层钻孔抽采瓦斯存在的钻孔喷孔、夹钻、突出,以及开采动压破坏引起的钻孔漏气、煤孔段塌孔等重大安全隐患问题。

4.2 被保护层倾向不同位置瓦斯压力考察

被保护层71煤层倾向不同位置瓦斯压力随6136工作面位置变化关系的考察结果见表4、图10;71煤层被保护区倾向不同位置的钻孔压力变化不同,见表5。

倾斜方向不同位置瓦斯压力超前保护层工作面不同位置发生了变化,3#钻孔瓦斯压力上升幅度最大,其值为0.3 MPa,在压力下降之前都有不同程度的上升,这是由保护层工作面超前集中应力造成的。3#钻孔距保护层工作面8~10 m开始受到影响,而1#、2#钻孔分别距保护层工作面3~5、5~8 m开始受到影响。随着工作面推进,集中应力向工作面前方转移,钻孔位置煤层得到卸压,瓦斯压力下降,3#钻孔瓦斯压力降幅最大,降幅为0.9 MPa。

以上考察结果符合保护层开采后卸压球壳的空间应力场规律,表明被保护层倾向不同位置的卸压效果存在差异,中部卸压效果比倾斜上下部两端附近的卸压效果佳,与理论研究结果相符。

4.3 被保护层倾向不同位置抽采半径考察

选择在保护层61煤层6136采煤工作面上风巷距切眼560 m位置施工1#、2#下向钻孔作为被保护范围倾斜上部瓦斯抽采半径考察钻孔,并且钻孔位于采煤工作面倾斜上方边界水平距离17、33 m位置。在采煤工作面倾斜上方边界水平距离55 m位置,即被保护范围倾斜中部施工3#上向钻孔作为被保护范围倾斜中部瓦斯抽采半径考察钻孔。

钻孔于保护层工作面前方60 m位置施工完毕后,在负压17 k Pa抽采条件下采用专用煤气表每天单孔计量抽采量,直到保护层工作面采后90 m为止。

根据1#钻孔充分卸压后,即日抽采流量最大时起,钻孔日抽采量呈负指数规律递减,因此,通过负指数拟合,其结果如图11所示。

由图11可知,其拟合曲线相关系数R=0.989 8,数据相关性强,其衰减负指数曲线能有效代表1#钻孔单孔抽采瓦斯规律,可根据该抽采衰减负指数曲线公式积分计算1#钻孔拟合抽采半径。

1#钻孔抽采30、60 d、极限抽采量分别为930.8、931.0、931.0 m3。可见,钻孔抽采30 d时的拟合量已接近于极限抽采量。

因此,选择1#钻孔卸压极限抽采量的85%作为有效抽采量,即为791.4 m3,钻孔未充分卸压前的瓦斯抽采量为329.7 m3,则单孔有效流量Q单为1 121.1 m3。控制L·L区域内所需的钻孔数:

1#钻孔有效流量抽采半径:

采用相同考察方法计算得:2#、3#钻孔抽采半径为12.2、15.1m。

由倾斜上部、中部抽采半径计算结果可知,被保护范围煤层倾斜中部抽采半径比倾斜上部大。实际抽采半径考察结果与理论分析相符。

传统的被保护层穿层等距离钻孔网格式布置方法虽能解决瓦斯抽采问题,但是从瓦斯治理方面考虑,传统方法不具有优势。根据抽采半径考察结果,在保护范围内煤层倾斜上下部抽采钻孔间距应较小,倾斜中部抽采钻孔间距应稍大(根据实际考察确定)。

5 结论

1)理论与实践研究表明,上保护层长壁开采底部煤岩层倾斜方向呈凹形、走向平面呈“O”形的卸压球壳,保护层与被保护层层间距越大,保护效果越差,保护范围越小。中、远距离被保护层卸压与瓦斯流动滞后上保护层采煤工作面一定距离。

2)保护层长壁开采的卸压角在其切眼或终采线附近隅角处最小,底部被保护范围煤层的中部卸压效果比两侧的卸压效果佳,即被保护范围煤层倾斜中部抽采半径比两侧的要大,其抽采钻孔不宜等距离网格式布置。