瓦斯渗透特性范文

瓦斯渗透特性范文（精选4篇）

瓦斯渗透特性 第1篇

自上世纪70年代起,国内外学者对煤体三轴应力-渗透性规律开展了大量深入的研究工作。Somerton[1]发现相同应力条件下高渗透性煤体的渗透率通常降低一个数量级,而低渗透性煤层则降低两个数量级;Lingard[2]发现随着应力的增加煤样的瓦斯透气性显著降低;G.X.Wang[3]认为煤体的渗透性与其力学特征及结果密切相关,煤的渗透性受地应力的影响较大;Steve Zou[4]建立了水平渗透率与垂直应力之间的关系。许江等[5]探讨了煤样渗透率与地应力、温度等参数的关系及经验公式;孙培德[6]成功地拟合出煤样渗透率随有效应力和空隙压力之间的关系;石必明等[7]发现型煤加载过程中应力-渗透性符合指数函数规律,卸载过程符合幂函数;尹光志等[8]建立了渗流速度-轴压的全过程方程。大量的研究工作表明煤体的瓦斯渗透性与其承载应力密切相关,揭示了瓦斯渗透率受煤体应力-应变场等多种因素制约的定性及定量变化规律。然而以往研究工作中,针对构造煤承压过程,特别是卸压过程瓦斯渗透性动态变化规律的报道不多,而这一特征是实现构造煤卸压增透的关键;且实验过程采取的煤样多为型煤煤样,但型煤与原煤在结构特征上差异较大,较难准确地反映构造煤承压过程瓦斯渗透性特征。为此,笔者在成功制取构造煤原煤样试件的基础上对其加、卸载过程的瓦斯渗透性进行了深入研究。

1 瓦斯渗透性模拟实验装置设计与改装

实验装置由煤样试件密封系统、应力加载系统、气体接入系统、流量采集系统、负压加载系统、数据自动采集分析系统五部分组成,如图1。试件密封系统主要对煤样试件进行固定密闭;应力加载系统控制煤样试件应力的加卸载;气体接入系统主要供给实验用CH4气体;流量采集系统对瓦斯流量进行采集并根据预定程序计算瓦斯渗透率;负压加载系统主要是给煤样试件加载预定的负压,本实验主要是抽出试件内部裂隙残留的水,从而保证流量采集不受水的影响;自动监测与数据采集分析系统则主要在实验过程中自动采集瓦斯参数[9]。

1-阀门;2-密封胶圈;3-压力室;4-围压增压胶圈;5-试件;6-油压表;7-围压控制阀;8-轴压控制阀;9-油箱;10-计算机;11-减压阀;12-甲烷气体;13-气压表;14-气水分离器;15-流量计;16-阻尼器;17-真空泵

各部分附件主要参数如下:

①轴压:0~100 MPa,精度0.1 MPa;②围压:0~60MPa,精度0.1 MPa;③瓦斯压力:0~10 MPa,精度0.1MPa;④质量流量计:0~30 SCCM(标准毫升/分),精度±1.5%F.S;⑤三轴应力夹持器,规格:Ф50 mm×100 mm。

2 构造煤原煤样制作的二次成型法

煤样试件可分为型煤及原煤,前者通过将煤体磨碎经过压缩而成;后者则是通过取芯直接钻取或用原煤机械加工而成。原生结构煤一般可直接钻取得到,但构造煤松软破碎,直接钻取或机械加工较难成型。因此,对构造煤的研究多采用型煤试件。但型煤与原煤试件在结构特征上差异较大,瓦斯渗流实验中,型煤只能研究大致的变化规律。为了更加精确地研究构造煤的瓦斯渗透规律,使用较能真实地反映煤体特征的原煤试件作为研究对象十分必要[10]。

构造煤原煤试件的制取可采用“二次成型法”:煤矿井下采集形状规则、块度较大的煤块;地面预定规格试件的机械加工。

2.1 井下煤块的采集

用手锯在煤体上切割出一个近似规则的方体,然后用规格为200 mm×200 mm×200 mm的铁皮方框罩住,煤块及方框之间的缝隙用聚氨酯充填胶接,将煤块方体底部用手锯截断并搬运至地面蜡封,如图2。

2.2 构造煤机械加工成型

①在聚氨酯层钻孔,将钢丝锯条穿过钻孔并固定在锯弓上。沿聚氨酯层锯切一周,去除充填的聚氨酯。

②将煤块锯切成长方体(120 mm×120 mm×150mm),最后磨平两端。

③去除长方体煤块四个楞角,使之成类圆柱形,将类圆柱形试件的凸棱进行打磨使之圆滑。加工两端都开口的不锈钢圆柱体模具(内径为50 mm、高100 mm,如图3),将试件放入模具内。使用硅酮酸性玻璃胶将其补充成Φ50 mm×100 mm标准煤样试件。

④待硅酮酸性玻璃胶凝固后,去掉磨具的顶及底盖,将试件推出磨具。用纱布打磨掉试件残留胶体,标准的原煤试件制作成功,如图4。

3 应力加、卸载渗透特性模拟实验

3.1 实验煤样制取

所用煤样采自超化煤矿二1煤层,煤层埋藏深度较大,成煤过程中煤体受到严重的地质构造破坏,煤体松软破碎,为典型的构造煤。制作了两组原煤试件,编号分别为CH1、CH2。试件基本属性见表1。

3.2 实验方案设计

煤矿开采从力学角度而言是煤岩体历经加卸载过程,即在采动扰动下,采煤工作面前方煤岩体静水压力不断升高,随着采煤工作面的推进,相应位置煤岩体的应力不断解除。与此对应,本实验设计的应力加卸载途径为:一定的瓦斯压力条件下,对煤样试件的轴压、围压等量加载10 MPa后,保持加载轴压恒定的情况下卸围压,实验方案如表2。

流量计自动采集通过试件的瓦斯流量并自动计算渗透率,渗透率的计算依据如下式[6]:

式中:K为渗透率,m D;Q0为渗透量,cm3/s;P0为测点大气压力,MPa;μ为动力黏性系数,取10.8×10-6Pa·s;P1为进口瓦斯压力,MPa;P2为出口气体压力,MPa;A为试样截面积,cm2;L为试件长度,cm。

3.3 实验结果

不同瓦斯压力条件下两组煤样在加卸载条件下的渗透率如表3所示。

根据表3实验结果,两组煤样加卸载过程中渗透率演化与加载围压的关系曲线如图5所示。

4 实验结果分析

由图5可以看出:

1)同样的加载应力条件下,通入构造煤试件的瓦斯压力越大对应的渗透率反而越小,而这一特征与非构造煤相反。

煤体渗透率主要受两方面的影响:①瓦斯解析会成造煤体自身的体积收缩即煤基质收缩,煤基质收缩会造成煤样瓦斯渗透性增大。②瓦斯压力降低会导致煤体内有效应力增大,进而造成其渗透性降低。

围压一定,瓦斯压力减小时,煤基质收缩和有效应力降低同时影响煤样渗透率,且两因素的影响作用相反。若前者的影响作用大于后者,则煤样的渗透率增加,反之渗透率降低。对构造煤样试件而言渗透率出现增大现象,说明前者的影响占据主导地位。而对大部分的非构造煤而言,渗透率会随着内部瓦斯压力的增加而增大。

2)应力加载阶段,两试件渗透率变化曲线较为相似,据渗透率变幅可将加载过程分为三个阶段:加载初期(0~3 MPa)、中期(3~7 MPa)及后期(7~10 MPa)。

加载初期渗透率降低幅度较为急剧,渗透率变化最大。此阶段,与应力未加载时相比,两试件的渗透率分别下降了65.79%、64.88%,下降幅度远远大于非构造煤;中期渗透率分别下降了82.68%、83.02%;后期渗透率的变化趋于平缓,应力加载至最大值10MPa时,与应力未加载时相比,渗透率分别下降了93.53%及92.99%,下降率也要比非构造煤大的多。

3)轴压恒定,围压卸载阶段,两构造煤试件的渗透率变化趋势也较为相似,整体上渗透率随着围压的减小而增大,卸载初期从10 MPa至7 MPa过程中,渗透率增幅不大,说明受压缩的构造煤试件内部裂隙在应力卸载后无法得以立即恢复。当围压小于7 MPa时,试件的渗透率随着围压的卸除而急剧增加,试件内部受压缩的裂隙得到恢复或者产生了新的裂隙。

从两个构造煤样试件的渗透率演化特性可以看出,相应的围压条件下,加载过程的煤样渗透率均要比卸载过程大,这说明围压的卸载过程并非是加载过程的简单逆过程。这是因为在围压加载过程中煤样内部的裂隙发生了永久性损伤,这些损伤在围压卸载过程中并不能完全恢复,当围压卸压至0 MPa时,两试件的渗透率只恢复到初始值的25.85%、24.98%,比非构造煤要小的多,可以判断:应力加载过程中构造煤内部裂隙的损伤多为塑性破坏,有别于非构造煤内部裂隙的弹性破坏。

由于轴压的存在,同样的卸载量条件下,围压越小,试件的渗透率恢复的速度也就越快。井下生产过程中,随着采掘的进行,煤体会发生卸压变形,进而煤体的渗透率变大,内部的瓦斯具有了较好的解吸条件,从而使构造煤瓦斯涌出量增大甚至由于瓦斯的瞬间大量解吸而导致突出发生,这充分解释了构造煤较非构造煤体更易于发生煤与瓦斯突出的原因。

5 结论

1)同样的应力(轴、围压)条件下,由于煤基质收缩对构造煤的影响作用大于有效应力增加,其渗透率随着试件内部瓦斯压力的降低呈增大趋势;而这与非构造煤的渗透特征相反,以往研究成果表明,非结构煤的渗透率随着其内部瓦斯压力的降低而降低。

2)应力加载过程中构造煤与非构造煤的渗透率均随加载应力增大而降低,加载初期变化最为急剧,后期趋于平缓,但是构造煤渗透率初期的降幅要比非构造煤大的多。

3)卸载过程中,构造煤与非构造煤的渗透率均随着加载应力的减小而增大,且增大速度比加载过程中的降低速度明显减缓,说明原生结构煤及构造煤在加载过程中其内部的裂隙均受到了不同程度的损伤,这使得卸载过程中难以恢复。但是当围压完全卸载后,构造煤的渗透率只恢复到初始值得25%,比非构造煤要小的多。据此可以判断:应力加载过程中构造煤内部裂隙的损伤多为塑性破坏,有别于非构造煤内部裂隙的弹性破坏。

参考文献

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瓦斯渗透特性 第2篇

关键词：煤岩材料,瓦斯压力,全应力-应变过程,渗透特性

0 引言

煤岩材料是典型的多孔介质材料,通入瓦斯后将作渗流流动,其渗透率是衡量该材料瓦斯渗透特性的指标。煤岩材料属地质材料,在地质环境中要受到来自外界的地应力和内部孔隙的瓦斯压力的作用,从而影响其瓦斯渗透特性。同时,瓦斯作为一种有机气体,煤岩材料对其有较强的吸附效应,该效应也会受地应力和瓦斯压力的影响,亦会对煤岩材料的瓦斯渗透特性产生作用。有学者[1,2,3,4,5,6,7]从地应力、有效应力、吸附效应、“克林贝尔效应”等不同方面研究了煤岩材料与瓦斯的耦合作用及煤岩材料的瓦斯渗透特性。此外,煤岩材料作为一种固体材料,在三向应力的作用下将产生全应力-应变过程。该过程是固体材料的一个重要力学过程,煤岩材料的瓦斯渗透特性将随材料的变形破坏发生变化。尹光志等[8]研究了全应力-应变过程中煤岩材料的瓦斯渗透特性。

综合来看,前人的研究丰富了煤岩材料瓦斯渗透理论,但大多重点考察应力对煤岩材料瓦斯渗透特性的影响,而研究瓦斯压力对煤岩材料瓦斯渗透特性的影响则较少,特别是重点研究瓦斯压力对煤岩材料全应力-应变过程瓦斯渗透特性的影响还鲜见报道。

为此,本实验应用自行研制的煤岩材料三轴瓦斯渗透试验装置,观察在不同瓦斯压力条件下煤岩材料全应力-应变过程的瓦斯渗流情况,重点研究瓦斯压力对煤岩材料全应力-应变过程瓦斯渗透特性的影响。研究结果对预测煤岩瓦斯涌出和预防煤与瓦斯突出具有现实指导意义。

1 实验

1.1 原理和设计

应用自行研制的煤岩材料三轴瓦斯渗透试验装置模拟煤岩材料所受的地应力和内含瓦斯压力。瓦斯压力是煤岩材料受到的内部孔隙压力,煤层中不同区域的瓦斯压力是不同的,但在某一局部区域内瓦斯压力可以看作是均匀分布的。通过改变瓦斯供气压力模拟煤层中不同局部区域的瓦斯压力,研究了区域内瓦斯压力对煤岩材料全应力-应变过程瓦斯渗透特性的影响。

1.2 试件的制作

所用煤样取自重庆松藻矿务局打通一矿,将取回的原煤在粉碎机上粉碎后筛选其中40～80目的颗粒制成试验用的粉煤。在粉煤中加入适量的水,搅拌均匀,而后在成型模具上用200kN的成型压力加压,压制成Φ50mm100mm的圆柱体型煤试件。最后将制成的试件在烘箱中烘干,即得样品。

1.3 试验设备

煤岩材料三轴瓦斯渗透试验装置,自制。该渗流装置的轴向载荷由反力架式压力试验机外部加载,试验机可自动采集轴向载荷和压头行程的数据。围压由电动油泵加载。瓦斯气体由高压瓦斯气瓶通过减压阀提供,可人为设定不同的瓦斯供气压力。瓦斯流量由数字式电子气体流量计采集。煤岩材料三轴瓦斯渗流试验装置如图1所示。

1.4 试验步骤

将准备好的型煤试件侧面涂上一层厚度适当的硅橡胶,将长度为105mm左右的热收缩套套在试件的侧面。按图1所示位置将试件装入煤岩材料三轴瓦斯渗流装置,将压力油泵入渗流装置的三轴压力室内,关闭出油阀,给试件施加围压,同时打开高压气瓶减压阀给试件通入瓦斯。为了保证试件和热收缩管之间的密封,施加的围压应大于瓦斯压力。之后,可对试件进行全应力-应变试验。试验按以下方式进行:施加围压为6MPa,瓦斯压力分别为0.4MPa、0.5MPa、1MPa。

2 结果与分析

2.1 参数的确定

根据已有的研究成果可知,煤岩材料是一种多孔介质材料,瓦斯在多孔介质材料中的渗流特性取决于流动方向上的孔隙数量、孔隙大小、孔隙连通性和孔隙两端的压力。由流体通过窄缝的层流方程可推出,当所处应力场一定时试件的渗透率为[9]:

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式中:K为渗透率(m2);Q为瓦斯流量(mL/s);Pa为大气压(MPa);μ为瓦斯黏度系数;L为型煤试件长度(mm);A为型煤试件横截面积(m2);P1为试件进口瓦斯压力(MPa);P2为试件出口瓦斯压力(MPa)。

近期研究成果显示,当所处应力场一定时,峰后煤岩材料的渗透率与渗流速度的关系为[10]:

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由此可见,煤岩材料的瓦斯渗流速度与渗透率呈正线性相关。因此,可通过渗流速度与其它相关物理量的关系曲线来反映煤岩材料的渗透特性。

2.2 含瓦斯煤岩材料的全应力-应变曲线

图2为围压恒定时煤岩材料的应力-应变曲线。由图2可见,含瓦斯煤岩材料的全应力-应变过程大致可分为4个阶段,即密实阶段、弹性变形阶段、屈服阶段和破坏阶段。在密实阶段,随着轴向应力和应变的增加,煤岩材料的弹性模量也增加,应力-应变曲线微向上弯曲,这是由于煤岩材料内部的孔隙和裂隙被压密实所致;在弹性变形阶段,煤岩材料的应力-应变基本呈线性关系,弹性模量为一恒定值,服从Hoek定律;在屈服阶段,当轴向应力达到屈服强度时,煤岩材料的内部开始出现损伤而导致试件的承载能力降低,此时煤岩材料的弹性模量降低,应力-应变曲线开始偏离直线,向下弯曲,这是由于煤岩材料内部损伤不断发展、不断产生新的裂纹所致;在破坏阶段,煤岩材料的轴向应力达到强度极限,应力随应变的增加而减小,这是由于煤岩材料内部出现贯穿煤样的宏观裂纹所致。在相同的围压下,随着瓦斯压力的增加,煤岩材料的弹性模量减小,刚度变小,同时煤岩材料的抗压强度也表现出减小的趋势,这与不含瓦斯煤岩材料表现出的性质类似。

2.3 煤岩材料全应力-应变过程中的瓦斯渗流规律

图3为围压恒定时煤岩材料的轴向应力-轴向应变曲线和渗流速度-轴向应变曲线。通过对比渗流速度-应变曲线和应力-应变曲线发现,与应力-应变曲线的各个阶段相对应,渗流速度-应变曲线也表现出阶段性特征。在应力-应变曲线的密实阶段,渗流速度缓慢降低;在应力-应变曲线的弹性变形阶段,渗流速度也呈现降低的趋势,且降低的速度大于密实阶段,主要原因是在密实阶段煤岩材料的孔隙度较高,而在弹性变形阶段开始时煤岩材料的原始孔隙已被压密。在弹性变形阶段和屈服阶段的分界点附近,渗流速度降到最小值,此时煤岩材料的原生裂隙被最大程度压实,新的裂隙还未产生。在应力-应变曲线的屈服阶段,渗流速度开始增加,原因是煤岩材料的内部开始出现损伤,产生微裂纹,孔隙性有所增加。在应力-应变曲线的峰后破坏阶段,随着煤岩材料内部出现贯穿煤样的宏观裂纹,渗流速度继续增加,其增加的趋势还会持续,并随着煤岩材料在峰后向塑性流动发展而持续增大,由于其塑性流动属于不稳定蠕变,所以在煤岩材料完全破坏后渗流速度会趋于稳定。

2.4 不同瓦斯压力下煤岩材料全应力-应变过程中瓦斯渗流的对比

图4为围压恒定时煤岩材料的渗流速度-轴向应变曲线。由图4可见,在相同的围压下,改变瓦斯压力,每种瓦斯压力条件下煤岩材料的应力-应变曲线各阶段与渗流速度-应变曲线各阶段仍然保持较好的对应关系。随着瓦斯压力的增大,曲线基本形态保持相同,渗流速度整体增大。

3 理论分析

假设煤岩材料为刚性材料,在其外界应力和内部孔隙压力的作用下不发生变形,煤岩材料与流经的气体不会发生物理化学作用,则煤岩材料的渗透率是一个恒定值。根据式(1)可知,在渗透率不变的情况下,瓦斯流量由煤岩材料两端的瓦斯压力差即气压作用确定。本实验用相对压力计算,由于瓦斯渗流的出气端通大气,相对压力为0Pa,在施加瓦斯压力0.4MPa的条件下,进气端相对压力为0.3MPa,根据式(1)可得该情况下的瓦斯渗流速度(设为ka),由此还可以计算出在假设煤岩材料为刚性材料的情况下当施加瓦斯压力分别为0.5MPa、1MPa时的瓦斯渗流速度,计算结果见表1。

由图4所示,在相同的围压下,随着瓦斯压力的增大,煤岩材料全应力-应变过程的瓦斯渗透特性的变化规律与表1描述的倍数关系有所不同,表明煤岩材料在瓦斯压力的作用下会发生变形并导致其渗透率发生变化。具体来看,对于煤岩材料,瓦斯对材料有2种作用:(1)力学作用,该作用与围压对煤岩材料的作用相反,导致煤岩材料的孔隙增加,从而增大其渗透率;(2)吸附作用,该作用导致煤岩材料的孔隙减少,从而减小其渗透率。本实验中,由于施加的瓦斯压力比围压小得多,瓦斯压力增加所导致的煤岩材料孔隙的扩张要小于煤岩材料吸附瓦斯导致孔隙的收缩,从而导致煤岩材料渗透孔隙的减少,引起渗流速度减小,但减小程度小于假设煤岩材料为刚性材料时由气压作用导致的渗流速度的增加程度,所以从整体效果看煤岩材料的渗透率增大,瓦斯流量增加。

4 结论

(1)通过煤岩材料的全应力-应变瓦斯渗流试验可知,煤岩材料的全应力-应变曲线与渗流速度-应变曲线具有很好的对应关系,在围压恒定、改变瓦斯压力时,其全应力-应变过程曲线的各阶段都对应相同的渗流速度随应变而变化的规律,渗流速度随瓦斯压力的增大而增大。

(2)当施加瓦斯压力比围压小得多时,在某一瓦斯压力范围内,恒定围压、改变瓦斯压力的煤岩材料的全应力-应变瓦斯渗流试验表明,瓦斯压力有部分抵消围压作用的效应,其力学和吸附作用以及气压作用的综合效应可提高煤岩材料的渗透率。研究结果对预测煤岩瓦斯涌出和预防煤与瓦斯突出具有现实指导意义。

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瓦斯渗透特性 第3篇

开采保护层是《防治煤与瓦斯突出规定》中区域防突措施优先考虑的措施。我国有较早开展保护层开采的历史, 长期以来取得了较多的成绩[1,2,3,4,5,6,7,8]。国内近期保护层开采以淮南煤业集团为成功代表。程远平教授文献[9]中对保护层开采进行了分类, 下保护层开采中相对层间距在20m

本文针对平顶山矿区的煤层进行保护层开采技术研究, 以平顶山矿区某矿戊组和丁组为研究对象, 丁组煤层为被保护层, 戊组煤层为保护层, 构成远距离保护开采条件, 丁戊组层间距平均90m, 相对层间距为28~35m。

远距离保护层开采重点研究被保护层的煤岩物理力学性质、被保护层卸压后的煤层瓦斯参数的变化特征, 以及在保护层开采过程中如何实现煤与瓦斯的共采技术。

1 试验区概况

保护层开采试验地点在某矿的丁21102工作面 (被保护层) 和戊31103工作面 (保护层) 进行。试验工作面巷道布置如图1所示, 虚线表示戊组煤层巷道, 实线表示丁组煤层巷道。在现场考察时丁21102工作面处于采准阶段, 戊31103工作面已经回采结束。丁21102工作面切眼长180m, 回采长度为700m, 丁煤层平均厚为2.0m, 丁组煤包括丁5、丁6煤层;戊31103工作面位于丁21102工作面下方, 距地表埋深615~795m, 戊31103工作面切眼斜长250m, 回采长度为621m, 戊煤层平均厚4.3m, 戊组煤包括戊9、戊10煤层。

因丁21102工作面相邻浅部的丁21101工作面回采时曾多次发生煤与瓦斯突出事故, 根据煤层瓦斯赋存的特征及瓦斯梯度规律, 推断丁21102工作面具有煤与瓦斯突出危险性。根据数值模拟计算结果文献[10]所示, 丁21102工作面和戊31103工作面巷道上下存在重叠关系, 应力存在叠加, 丁21102工作面的回风巷处于卸压范围内, 运输巷处于非卸压区内, 停采线以内的煤层处于非卸压状态, 丁21102工作面倾向卸压范围长度为124m。在丁21102工作面回采巷道内不同区域进行现场考察试验。

2 丁组煤应力-渗透性特征分析

2.1 丁组煤煤样渗透性试验

为掌握丁组煤的物理力学及渗透性特征, 考察丁组煤层在不同应力阶段的渗透性。进行自行设计研制煤-气耦合渗透试验系统[11], 煤-气耦合渗透试验系统主要由煤-气耦合加载试验装置、轴向加载及控制系统、供气系统、煤样破裂声发射监测系统四个部分组成 (自主研发, 专利号:ZL2007201772283) 。试验系统示意图如图2所示。

试验装置可以满足加载、加气、声发射参数的同步监测等功能。其特点是能够实现在垂直方向由试验机主动轴向加载, 模拟煤样受垂直应力;在水平侧向上设计两块大刚度侧限板, 由四根粗螺栓连接, 实现被动约束, 保证侧限刚度;在水平方向的一侧确保侧限约束, 并提供一定压力 (0.2~0.4MPa) 的气源, 用于模拟煤层瓦斯压力, 且沿煤层平行层理加气;另一侧为模拟煤壁的自由面, 使气体自由散出, 并在自由面与侧向钢板上安装声发射传感器。轴向加载及控制系统、供气系统、煤岩破裂声发射监测系统的组成和调试方法详见文献[12]。

该系统对应力应变、流量、声发射参数、气压参数进行实时同步监测。该系统采用试验煤样是正方形的150mm150mm150mm的大尺寸煤样, 图3为煤样及煤-气耦合加载试验装置。

试验分析丁组煤层在不同应力阶段煤样的渗透特性, 重点考察煤样应力峰值后的渗透性的变化趋势。根据对应力应变、流量、声发射参数、气压参数的数据监测、整理, 四者之间的关系曲线图如图4所示, 依据对大尺寸煤样试验过程将煤层样加载及裂隙发展分四阶段:原生微孔隙压密阶段;煤样的弹性变形阶段;膨胀破坏阶段;峰后的破坏阶段, 即煤样滑移破裂。对煤样加载过程中四阶段分析, 将煤样的渗透率变化分为两部分, 即煤样中原生孔隙、裂纹的渗透率;原生孔隙、裂纹扩展或破坏呈现的渗透率, 使煤样在四个不同的应力应变阶段表现出的渗透特性有较大差异。

试验结果如图4所示, 应力 (应变) -声发射 (煤岩破裂) 二者变化具有较高的一致性, 当应力-应变曲线出现跌落, 应力降低时, 煤样声发射计数和强度同步增加;加载应力峰值点时, 渗气性系数 (气体流速) 会突然急剧增大, 渗透性变化有一定的短暂滞后。渗透系数变化率最大发生在应力峰值后、试样内部产生大量破裂的阶段;峰值后再进行小幅度加载卸载, 声发射活动一直较为频繁, 在峰后煤样内裂隙仍在发生, 煤样的渗透率有少量降低, 但煤样透气性能够保持高位运行。试验表明煤样内部裂隙对瓦斯流动具有明显的控制作用, 煤体破坏、裂纹的扩展过程是影响气体渗流演化的关键因素, 解释保护层开采后, 煤层应力降低后新生裂隙不会闭合, 煤层的渗透依然较好, 有利于煤层瓦斯抽采。

2.2 被保护层现场考察验证

依据丁组和戊组煤层的相互对应关系, 在丁组煤层内划分卸压区和非卸压区, 在不同的区域布置考察测点, 对煤层的巷道变形、瓦斯动力现象、瓦斯参数等进行考察验证, 考察特征表如表1所示。

在相同监测时间内, 非卸压区巷道顶板下沉比卸压区下沉速度快, 非卸压区的巷道变形量大于卸压区变形量。卸压区巷道较为稳定;非卸压区钻孔瓦斯涌出初速度 (q) 比卸压区内高出11.4%, 非卸压钻孔瓦斯流量初速度比卸压区钻孔瓦斯流量初速度大, 非卸压区钻孔瓦斯衰减。

在相同揭露时间煤壁, 卸压区钻孔瓦斯累计流量比非卸压钻孔瓦斯累计流量高, 因煤层的卸压后裂隙的发展, 使煤层渗透性较大, 瓦斯运移的范围较大, 钻孔周围的排放半径较大;非卸压区比卸压区的钻屑量大30%;在卸压区煤层渗透性明显增大, 卸压区煤层渗透系数是非卸压区的720~1550倍, 充分表征煤层“卸压增透增流”特性。

3 卸压煤层煤与瓦斯协调共采

3.1 丁组煤层裂隙场形成过程分析

戊煤层开采在上覆岩层中形成两类裂隙, 即离层裂隙和竖向破断裂隙[12,13,14,15]。在戊工作面推进距离较近时, 丁煤层因卸压而形成离层裂隙, 戊工作面继续回采, 在丁煤层内形成竖向的破断裂隙, 这两类裂隙均是丁煤层裂隙场的一部分。如图5为运用UDEC软件数值计算[14]的戊组煤回采150m、240m时丁组煤应力分布特征, 而虚线圈内为丁组煤及戊组煤覆岩裂隙分布区。

模拟结果表明, 随工作面推进离层裂隙分布呈现两阶段特征:第一阶段从切眼到回采240m, 戊煤层上覆岩层及丁煤层的离层裂隙和竖向裂隙范围不断增大, 采空区中部离层裂隙最发育, 此时对应丁煤层范围内瓦斯解吸扩散运移程度增强, 对应的卸压区应预先布置瓦斯抽采系统并开始有效抽采;第二阶段是戊工作面推进240m以后, 采空区应力回升, 采空区中部离层率开始下降, 采空区中部离层裂隙趋于压实, 煤层渗透性回落较小。工作面两侧因煤壁的支撑作用, 采空区两侧离层裂隙仍能保持较好的张开状态, 煤层渗透率仍然较高, 在走向上形成裂隙率呈“驼峰”状分布, 掌握横向及竖向裂隙发展规律为瓦斯抽采提供了良好的抽采时机。

3.2 丁组煤与瓦斯协调共采分析

戊组煤工作面由开切眼开始依次回采, 老顶周期性破断致使覆岩规律性下沉, 上部煤岩层随着下沉, 呈现被保护层卸压。由保护层开采是动态过程, 被保护层的卸压范围及程度也是随着开采距离的不同而发生变化, 所以卸压瓦斯抽采应在时间、空间上与保护层开采相结合。而戊煤开采过程中, 丁煤层的瓦斯抽采时间段应布置在煤层卸压膨胀较大时, 达到提高瓦斯抽采率的目的。

因保护层开采在上覆煤岩层内形成卸压拱, 丁组煤的卸压范围滞后于戊组煤工作面回采, 图6表示不同开采距离下丁煤层卸压范围。当戊工作面从开切眼回采100m时, 丁组煤层的沿走向卸压范围是18m, 依次推进卸压范围逐渐增大, 经数值模拟计算工作面推进位置超前于卸压范围边界42m。对于丁煤层的卸压瓦斯抽采的最好时机应是工作面推过50m处, 丁组煤瓦斯抽采点以开切眼垂直距离120m的位置为例, 该点瓦斯抽采的最佳时段应为戊工作面距开切眼165~175m内, 然后根据丁戊煤层卸压的错距依次延续进行瓦斯抽采。

因丁21102工作面布置完成, 仅采用本煤层顺层钻孔预抽消突, 实现了安全回采。当选用底板巷穿层钻孔抽采时, 瓦斯抽采钻场应在戊工作面推过40~50m的范围内进行抽采, 此时抽采点的卸压效果最好, 煤层膨胀最大, 丁煤层瓦斯抽采随戊工作面的协调同步进行。

如运用地面钻井抽采卸压瓦斯时, 钻井抽采的最佳时机应在下组煤推过后, 上组煤膨胀稳定区域内进行, 此时横向、竖向裂隙发育较多, 同时地面钻井可以做到一井多用, 即可以进行抽采保护层采空区及顶板裂隙积聚的瓦斯, 同时又可以进行被保护层煤层瓦斯预抽, 因采空区和预抽瓦斯的需要的高低负压不同, 抽采的顺序及时间衔接尤其重要。对类似平顶山矿区戊组和丁组煤层空间关系煤层可以采用煤与瓦斯协调共采, 煤层相对层间距为25~35m。

4 结论

1) 利用自制的气固耦合加载系统, 对大尺寸煤样进行煤样的加载渗透性试验, 将煤样加载及裂隙发展分原生微孔隙压密阶段、煤样的弹性变形阶段、膨胀破坏阶段、峰后的破坏阶段四阶段。应力 (应变) 声发射 (煤岩破裂) 渗透性三者变化具有较高的一致性, 煤样卸压后透气性仍能保持高位运行。

2) 现场试验表明, 远距离保护层开采煤层卸压及消突明显, 卸压区煤层渗透系数增加720~1550倍。根据煤层卸压增透增流效应, 采用本煤层顺层钻孔预抽, 可以使处在卸压范围内的本具有煤与瓦斯突出危险性煤层消除突出危险。

瓦斯渗透特性 第4篇

我国是一个产煤大国,煤炭占我国一次能源的比例约70%。在相当长时期内,煤炭作为我国主导能源和基础能源的地位无法替代[1]。煤矿开采时,矿井瓦斯是煤矿安全生产的最大隐患[2,3],为此,国家把瓦斯抽采工作作为治理瓦斯的根本措施。随着瓦斯抽采工作的深入,瓦斯抽采量逐年增加,然而其中低浓度瓦斯占了超过70%[4,5]。利用低浓度瓦斯不仅能减少环境污染,而且是促进经济可持续发展的新举措。

多孔惰性介质(porous inert medium,PIM)中的预混燃烧技术是近几十年发展起来的一项新兴燃烧技术,它与传统燃烧技术相比具有稳定性好、燃烧效率高、燃烧强度高、污染物排放低、负荷调节范围广、贫燃极限宽等优点[6,7,8,9]。关于多孔介质利用低热值气体的研究已有很多,其中,浙江大学学者们提出了渐变型多孔介质燃烧器[10]。相比均匀型燃烧器,它在火焰速度、稳燃极限范围、污染物排放等方面有很大提高。本文利用Fluent6.3软件[11]进行渐变型多孔介质中燃烧低浓度瓦斯的二维数值模拟。文中建立了渐变型多孔介质燃烧的数学模型,进行了一系列假设,同时,根据实际条件设置Fluent软件的初始条件等。研究了均匀型和渐变型多孔介质的温度分布和NOx生成情况,不同组合渐变型多孔介质的温度分布和NOx生成情况。由此,分析了渐变型多孔介质的燃烧特点和对渐变型多孔介质的组合方式进行优选。该模拟为渐变型多孔介质燃烧器的设计提供了一定的理论依据,促进新一代高效低污染燃烧技术的研发,对开发煤矿瓦斯新能源、促进环境保护、减轻环境污染,具有重要的现实意义。

1 数学物理模型

本文模拟了圆柱形燃烧器中的燃烧问题,该形状的燃烧器,可简化为沿着轴向各截面的物理量分布只与截面半径有关,而与截面的周向角度无关[12]。由此,可将三维圆柱问题简化为二维来处理。

1.1 模型假定

渐变型多孔介质中的燃烧是传热、流动以及各种化学反应过程相互作用的结果。为此,利用Fluent软件中的模型进行适当简化。所作的模型简化假设如下[12]:

(1)不考虑重力作用,且忽略动能、压力功;

(2)燃烧器为圆柱体的,因而,气体传热、流动及火焰传播视为二维,即同一圆柱横截面上参数相等;

(3)忽略Dufour效应和弥散效应;

(4)多孔介质是光学厚介质,因而可作为灰体介质设置;

(5)燃烧器中只有气相反应,对潜在的高温催化作用忽略不计,且忽略气体辐射作用;

(6)多孔介质区域,气体与固体之间的对流换热系数足够大,使气固保持温度相等;

(7)多孔介质是一种均匀的弥散结构,它的每个单元也都是均一的、同性的。

1.2 几何模型及多孔介质特性参数

本文选用的燃烧器是圆柱体,圆形截面的半径为5cm。它的两端分别是燃烧器的入口和出口,尺寸分别为10cm和20cm。中间长为40cm的是多孔介质部分。采用了四种组合形式进行研究,各种组合几何模型如图1所示,图中的一、二、三、四分别代表表1中的介质一、介质二、介质三、介质四。

四种组合中各介质的主要特性参数如表1所示。

1.3 控制方程

利用Fluent对多孔介质进行二维数值模拟时,由模型假定可以将控制方程简化为如下方程[13]:

undefined (1)

undefined (2)

undefined (3)

undefined

ᐁ(kundefinedᐁTs)+hv(Tg-Ts)=0 (5)

式中,ρg表示气体密度,undefined为速度,ϕ表多孔介质的孔隙率,R表示由于多孔介质引起的流体阻力项。undefined,Yi分别表第i种组分的扩散速度,体积生成率,分子量和质量分数。h表示气体的焓,Ts和Tg分别表示气体和固体的温度。undefined表示气体反应的释热率。多孔介质内的气、固间的体积对流换热系数为hv=Nuvkg/dundefined,Nuv = 2 + 1.1Pr1/3Re0.6,Re=ρguϕdp/μ[14]。固体多孔介质的有效传热系数为kundefined=kundefined+kundefined,kundefined表多孔介质骨架的有效热传导系数,kundefined表有辐射引起的等效热传导系数。

瓦斯在多孔介质中燃烧的主要化学反应为甲烷燃烧,本文模拟引入甲烷-空气的两步反应机理。

2 数值模拟结果及分析

2.1 均匀型与渐变型燃烧器中温度分布情况对比

模拟时,采用均匀型多孔介质的模型为图1中组合4,渐变型多孔介质的模型为组合1。设置入口瓦斯流速为0.55m/s,分别模拟两种组合在当量比为0.55、0.65、0.75、0.85时的温度分布情况,模拟结果如图2、3所示。

从图2和图3可知,均匀型和渐变型燃烧器在每个当量比下都有一个稳定的火焰面。由图中轴向温度变化趋势可知,温度梯度骤变的位置即燃烧发生位置,并随即达到最高温度。火焰到达的位置即可由最高温度位置确定。由两图可知,随着当量比的增加,两燃烧器火焰面位置移向燃烧器上游,且最高温度值越大。两图对比可知,均匀型在四种当量比下达到最高温度的位置分别为0.15m、0.16m、0.25m、0.45m,而渐变型对应的位置为0.14m、0.15m、0.22m、0.36m。说明随当量比变化,渐变型燃烧器相比均匀型更有助于阻止火焰面移动,进而有利于燃烧的稳定。

从图2、3还可知,渐变型燃烧器中温度分布比均匀型燃烧器的要均匀得多,且渐变型燃烧器中的温度整体大小比均匀型要低。比如,当量比为0.55、0.85时,均匀型燃烧器中的出口温度分别为1827K、2168K,随当量比变化相差341K,而渐变型燃烧器中出口温度分别为1895K、2069K,相差174K。这说明渐变型燃烧器在稳定温度分布上有很大优势,多孔介质参数的渐变将改变其预热效果,由阿累尼乌斯定律知预热温度的不同将改变化学反应速率,而化学反应放热又决定温度的高低和气流速度,进而有助于温度分布均匀,削弱当量比波动的影响。

2.2 均匀型与渐变型多孔介质燃烧器中NOx生成情况对比

模拟软件中关于NOx生成机理的模型主要有三种:燃料型、热力型、快速型。在煤矿抽采的瓦斯中,基本很少含有能产生NOx的氮化物。因而,选用NOx生产机理的模块时,主要考虑热力型和快速型两种。模拟中,研究了瓦斯流速为0.55m/s、当量比为0.65时,NOx的生成情况,结果如图4所示。

从图4可知,同一当量比和流速下,渐变型多孔介质燃烧器的NOx产生量明显的比均匀型燃烧器少。均匀型的NOx产生量最大值为210ppm,渐变型的为85ppm,相差三倍多。从热力型生成机理分析,渐变型燃烧器的整体温度水平都比均匀型燃烧器的低很多,而热力型NOx的生成主要是受温度影响,使得渐变型更有优势。从快速型生成机理分析,该机理产生的NOx量主要与空气消耗系数有关,当控制瓦斯气体当量比和流速一致时,其空气系数相差不大,因而,该机理产生NOx 的量差别不大,可忽略该影响。总之,渐变型燃烧器在减少NOx排放上有着独特优势。

2.3 几种不同渐变型多孔介质组合的温度分布和NOx排放情况

从上述结果可知,渐变型多孔介质组合在温度分布和NOx排放上相比于均匀型都有很大优势。然而,渐变型多孔介质的组合形式又是多种多样的,关于组合形式的选择依据显得尤为重要。为探索不同组合形式在燃烧特性和热结构上的不同特点,模拟对比了三种组合形式,并分析出它们的不同特点,为渐变型燃烧器的优选提供依据。模拟时,入口瓦斯流速均为0.55m/s,当量比为0.65,模拟结果如图5所示。

已从上文的几何模型可知三种组合方式的区别为:组合2相比组合1,在燃烧器出口处由孔隙率大的介质四变为孔隙率稍小的介质三,可探索出口处多孔介质参数对燃烧的影响;组合3相比组合2,在燃烧器入口处由孔隙率稍大的介质二替换为介质一,变为二段燃烧,可探索入口处多孔介质参数对燃烧的影响。

从图5(a)可知,组合一的整体温度水平高于组合3,而组合3的又高于组合2。组合1和组合2对比可知在燃烧器出口处放置介质三使出口热量散失增加,进而使组合2的温度低于组合2。原因是介质三的导热系数和体表面积均大于介质四,使得通过导热作用和辐射作用向燃烧室外散发的热量增多,进而使整体温度降低了。

相比组合2和组合3的温度知,在燃烧器入口处放置孔隙率较大的介质二有助于整体温度的升高。这是因为孔隙率大,对流换热加强,有利于与刚进入燃烧器的瓦斯换热,使对新鲜燃气的预热加强了。同时,体表面的增大,使辐射作用明显,更有利于初期预热。

从图5(a)还可看出,不同渐变型组合,火焰面的位置不同,组合2的火焰面位置最靠近瓦斯入口,其次是组合3,最后是组合1。这是由各种组合形式的参数决定的,在实际渐变型燃烧器设计时,可根据火焰面位置情况选择不同的组合。

从图5(b)可知,组合2的NOx生成量最低,其次是组合1,最高的是组合3。说明组合3这样的二段燃烧模式,相比于组合2,虽说温度提高了,但大大增加污染物排放,不利于环保。同比组合2和组合1,组合2在NOx排放上仍是远低于组合1,但其缺点是其温度低于组合1近224K。由此知,在确保燃烧效率和NOx排放上二者不可兼得,在NOx排放可接受的范围内,选择最高燃烧效率的无疑为最佳。因此,组合1相比于另两个组合是最佳组合。

3 结论

基于商业软件Fluent6.3,对低浓度瓦斯在不同组合多孔介质燃烧器中的稳态燃烧进行了二维数值研究。通过模拟结果的分析比较,得出如下结论:

(1)多孔介质中的燃烧,随着当量比的增加,火焰面位置移向燃烧器上游,且最高温度值越大。

(2)渐变型多孔介质燃烧器的温度分布比均匀型燃烧器更加均匀,且渐变型燃烧器中的温度整体水平比均匀型要低。

(3)同一瓦斯当量比和流速下,渐变型多孔介质燃烧器的NOx产生量比均匀型燃烧器少。均匀型的NOx产生量最大值为210ppm,渐变型的为85ppm,相差三倍多。因而,渐变型燃烧器在减少NOx排放上有独特优势。