金口河断层注浆扩散数值模拟研究

以沙坪一级电站左岸金口河断层为研究对象,根据实测资料,建立断层各渗流带注浆扩散数值模型,利用FLAC^(3D)内置Fish语言实现水泥浆液的粘度时变特性模拟,研究注浆参数对注浆效果的影响规律。结果表明,注浆压力对扩散半径的影响呈“阶梯型”,注浆压力越大,扩散半径越大;水灰比对注浆有效扩散半径的影响是有限的;渗透系数与有效扩散半径呈正相关;孔隙率与扩散半径均呈负相关。     

"抽注式"注浆法探讨

目前孔隙性围岩注浆参数大多是根据浅表土的渗透系数确定的，这不适合深层土注浆。本文从注浆压力对浆液扩散影响最显著的特点出发，提出用注浆孔与抽水孔同时工作的方法，这种方法可使浆液水力坡度增大，增加浆液有效扩散半径，提高深表土层注浆效果。     

砾石土层中注浆扩散参数的研究

采用注浆模拟试验与数值分析等研究方法,探讨了砾石土层中注浆的注浆量、浆液扩散半径及注浆形成的结石体抗压强度等参数预测计算模型,并设计试验对其进行了验证。试验结果表明,砾石土层中注浆的注浆量、浆液扩散半径及结石体的抗压强度等参数预测计算模型计算的注浆量、浆液扩散半径与注浆结石体抗压强度的理论值与试验实测值间虽分别有10%、5%、10%左右的差异,但均相差不大,因此,可用来预测砾石土层实际注浆工程中的注浆量、浆液扩散半径及注浆形成的结石体的抗压强度等参数。研究成果不仅可为砾石土层实际注浆工程实践提供理论支撑,还可为砾石土诱发的滑坡、泥石流等灾害的防灾减灾提供技术参考。     

幂律型浆液扩散半径研究

基于广义达西定律及球形扩散理论模型,推导出幂律型浆液在砂土中进行渗透注浆时有效扩散半径计算公式。分析了注浆压力差随浆液流变参数c和n及浆液扩散半径的变化情况。注浆压力差随流变参数c,n分别呈线性和非线性变化,浆液扩散半径增大所需的注浆压力差也相应的增加,增长的幅度受浆液流变参数的影响显著。     

深埋岩溶隧道限量排放条件下衬砌外水压力研究

针对深埋岩溶隧道衬砌外水压力展开研究,根据隧道排水量和衬砌水压力模型的理论推导,结合试验进行分析。结果表明,衬砌上水压在采取排水措施后随排水量的增加而减小;但是当注浆材料渗透系数降低到1.65×10-6 m/s、注浆厚度到55 cm后,衬砌上水压随注浆范围的增大变化已经不太明显,说明注浆半径的选取有一个合理范围。注浆圈可以起到控制排水的作用,当给定了隧道某一段的合理排放量以后,就可以确定注浆的范围和注浆水平。      

模袋袖阀管压密注浆的注浆压力理论计算方法研究

针对常规注浆施工中串浆、跑浆严重，对地层加固效果不理想的现状，模袋袖阀管注浆技术开始在隧道超前注浆施工中得到应用，但目前模袋注浆压力的确定多以经验为主。考虑模袋在注浆过程中始终保持柱形扩张，同时在周围被挤密土体中形成一个由弹性区和塑性区组成的应力影响区。基于弹塑性理论，考虑在周围土体的塑性影响区内采用非关联流动法则，推导得到了表征模袋注浆过程中浆体初始半径R0、浆体现时半径Ru和土体塑性区半径Rp之间关系的表达式，由此可以解出模袋注浆压力P的理论计算公式。参数分析结果表明：模袋注浆压力值受土体弹性模量、内摩擦角、黏聚力和初始应力的影响显著。将所得的模袋注浆压力理论计算公式应用于人民会堂站的模袋袖阀管注浆工程中，由浆体扩张半径Ru随注浆压力P的变化规律可以得出：当浆液对周围土体的挤密效果最佳时,模袋注浆压力 ，浆体最终扩张半径R' = 20 cm。注浆效果检验结果表明：模袋注浆膨胀构造的止浆岩盘成功实现了对浆液扩散的控制，达到了预期的控域注浆效果。     

非对称荷载作用下土体劈裂注浆压力分析

为研究在非对称荷载作用下土体劈裂注浆压力,基于扩孔理论和统一强度准则并考虑非对称荷载的作用,建立基于扩孔理论的劈裂注浆启劈压力分析模型,推导出浆泡周围塑性区土体的应力场、位移场、塑性区半径以及启劈注浆压力的理论解答,并以工程算例进行论证。结果表明,考虑对称荷载作用下的启劈注浆启劈压力较考虑非对称荷载作用下的值要大,对称荷载作用下的分析方法低估了塑性区半径;无论是柱形劈裂还是球形劈裂,当 1时,启劈压力会随着 的增大而增大,塑性半径会随着 的增大而明显减小;当 1时,启劈压力会随着 的增大而减小,而塑性半径的变化是有限的。预先了解土体的初始应力条件对正确的确定劈裂注浆启劈压力至关重要,可为劈裂注浆的设计和施工会提供更加完善的理论依据。     

水平旋喷桩施工引起周围土体变形分析

水平旋喷桩施工期间,大量高压流体注入土层,引起土层内部产生较大的膨胀作用,致使周围一定区域的土体发生变形。水平旋喷桩施工引起土体变形可以归结为压力膨胀和体积膨胀共同作用的问题。依托单根水平旋喷桩施工的现场实例,建立了水平旋喷桩施工引起土体变形的数值模型。将水平旋喷桩施工引起的土体变形问题简化为圆孔的膨胀问题,可以统筹考虑注浆压力和注浆流量的影响。首先需要确定注浆压力的影响半径和注浆流量引起的体积膨胀比,然后可以通过数值模型计算膨胀引起的土体变形。数值分析结果与现场实测值的对比表明,当注浆压力影响半径为成桩半径的6倍时,数值计算结果与现场实测值吻合较好。     

盾构隧道壁后注浆扩散模式及对管片的压力分析

在假定注浆浆液为牛顿流体,并在盾尾间隙影响厚度范围内均匀柱面扩散的前提下,通过引入等效孔隙率替代土体本身的孔隙率来考虑建筑间隙的影响,对盾尾注浆和管片注浆2种情况下的浆液渗透范围及因注浆而对管片造成的压力进行了理论推导,得到了浆液扩散半径及对管片产生的压力计算式。结果表明,盾构隧道壁后注浆浆液的扩散半径及对管片产生的压力与注浆压力、注浆时间、土体特性及浆液性质等众多因素有关,盾尾注浆对管片产生的注浆压力小于管片注浆对管片产生的压力。在假定其他参数已知的条件下,通过一具体实例,讨论了盾尾注浆时浆液扩散半径及注浆对管片产生的压力与注浆压力及注浆时间的关系。结果显示,虽然增大注浆压力、延长注浆时间均能增大浆液的扩散半径及对管片产生的压力,但增长速度不尽相同。     

单一裂隙动水注浆扩散模型

通过理论推导建立了单一裂隙动水注浆扩散模型,用计算机对单一裂隙动水注浆扩散模型进行编程和分析,试验验证该注浆扩散模型是合理的。研究结果表明,单一裂隙动水注浆在注浆前期浆液扩散面积呈圆形而在注浆后期浆液扩散面积呈椭圆形;浆液扩散半径与浆液黏度成反比,与裂隙开度和注浆压力成正比;水流流动有利于浆液沿顺水流方向扩散而抑制浆液沿逆水流方向扩散;水流流速增大或减小到一定程度时浆液扩散半径受水流流速的影响程度将逐渐减小;水流流动对逆水流方向扩散半径的影响程度大于顺水流方向扩散半径的影响程度;浆液扩散半径受水流流速影响最大,受裂隙开度影响次之,受注浆压力和浆液黏度的影响相对较小     

碎软煤层顶板梳状长钻孔水力压裂区域瓦斯高效抽采模式

瓦斯区域超前治理是实现煤矿安全、高效及智能化开采的重要保障,针对碎软煤层区域瓦斯高效抽采难题,以陕西韩城矿区3号煤层为研究对象,提出井下煤层顶板梳状长钻孔水力压裂区域瓦斯抽采模式。采用理论分析、数值模拟和现场试验等多手段相结合的方法,验证模式适用性,阐明紧邻煤层顶板梳状钻孔压裂裂缝延展规律、抽采机理和压裂曲线特征,进而建立适用于500 m孔深的集地质条件动态分析、分段水力压裂、封隔器遇阻解卡和压裂范围连续探查于一体的顶板梳状长钻孔裸眼分段水力压裂关键技术体系,实现煤层顶板梳状钻孔主孔轨迹距离煤层5 m左右、多段均匀压裂、压裂范围全孔监测和孔内事故高效处理。以此为基础,在韩城桑树坪二号井开展2孔次的工程实践:压裂主孔深度588 m、距3号煤层2 m左右,单孔压裂6段,压裂范围探查深度381 m、压裂影响半径20 m以上;压裂后,钻孔抽采瓦斯平均体积分数40%以上、瓦斯抽采量1 m3/min以上,抽采效果是常规钻孔的4倍,120 d瓦斯抽采有效半径可达9 m,实现了碎软煤层瓦斯区域高效抽采。并提出了适用于碎软煤层大区域瓦斯抽采以及高瓦斯压力碎软强突煤层远程区域抽采卸压等规模化应用技术思路。      

基于板壳和断裂力学理论的上覆采空区积水危险性判定技术

为避免山西临汾胜利煤矿10号煤层采动过程中受上覆6号煤层采空区透水的威胁,利用板壳理论、断裂力学理论分别建立导水裂隙带高度和底板破裂深度的力学模型,计算10号煤层Ⅰ—Ⅵ区开采过程中导水裂隙带高度分别为46.77 m、48.86 m、56.05 m、56.14 m、56.33 m和55.20 m,6号煤层Ⅰ—Ⅳ区的破裂带影响深度分别为1.57 m、1.14 m、1.85 m和1.26 m。通过构建上覆煤层采空区积水危险性类型的划分准则,对10号煤层采动过程中受到上覆6号煤层采空区积水的危险性进行判定分析,结果表明:6号煤层Ⅰ—Ⅳ区对10号煤层的积水危险性类型均为突水型,会对10号煤开采过程产生安全威胁;6号煤层的不可采区域对10号煤层Ⅴ区和Ⅵ区的影响类型为原岩渗透型,对10号煤层Ⅴ区和Ⅵ区的回采不会构成危险性。      

碎软突出煤层空气动力造穴工程主控因素

为揭示空气动力造穴技术在碎软突出煤层中造穴效果的主要工程影响因素及其机制,加大该技术在碎软突出煤层瓦斯治理中的应用力度,通过空气动力造穴机理分析认为,影响造穴效果的工程主控因素为注气压力和返排气体排量;同时采用数值模拟、现场实验和公式推算相结合的方法,对注气压力与返排气体排量的影响机制进行了研究。结果认为:距离井壁越近,储层内的气体压力越大、煤储层结构越容易被空气压力“激动”作用破坏,注气压力在安徽淮南谢一矿实验点的碎软煤层中的有效传导半径为7 m,煤层洞穴半径单次扩大量为0.1 m左右,掏出煤体体积在一定范围内与注气压力、返排气体排量呈正相关关系。      

河北兴隆煤田巨厚煤层的地层归属

限据海水进退规程、植物化石、火山碎屑岩分布及煤层发育等情况进行对比,华北地台北部晚古生代普遍存在的巨厚煤层应归属太原组。     

含水煤层水害形成机理及防治技术

在煤炭开采过程中,煤层常被视作隔水或弱透水地层。然而,孟加拉国巴拉普库利亚煤矿（简称孟巴煤矿）主采的Ⅵ号煤层平均厚度为33 m,富水性较强,开采过程中多次突水,表现出煤层成为含水层的特殊水文地质现象,与我国东北、西北侏罗纪煤田局部地区出现的煤层含水现象类似。综合分析了煤层空隙特征、储水结构及地下水补给条件这3项含水层形成的必备要素,揭示了孟巴煤矿特厚煤体含水层的形成机制。从煤体的微观结构、物理力学性质及区域构造发育特征着手,对煤体是否具有储存地下水的空间进行了研究;结合室内岩石渗透性测试及现场大型抽水试验,分析了煤层顶、底板岩层的透水/阻水特性,对煤层是否具备含水层的储水结构进行了研究;采用水力连通试验等手段,查明了特厚煤体含水的主要补给水源。研究表明,有机质的煤化作用和后期地层应力作用,使得煤体自身结构存在大量的含、导水裂隙,在具备较好的补给条件并满足含水层储水结构的情况下,煤体可成为含水地层。针对煤体含水层的水害特点,提出特厚含水煤层"疏"、"排"结合的水害防治技术,为煤体含水地区煤矿安全开采提供技术支撑。      

基于物化特性的煤层注水难易程度模型

增强煤层注水能力是目前需要亟待解决的问题,而煤层注水难易程度缺乏准确的判别标准。通过考虑煤体孔裂隙渗流分形结构特征和毛细作用下化学润湿特性,建立了煤层注水渗流量模型;基于概率论与数理统计方法基础,构建了集对联系度区间评价体系,划分了煤层注水的难易程度。结果显示：（1）注水效果受孔隙率、孔隙半径、接触角、液体的密度、表面张力、黏滞性系数、重力加速度等渗流结构参数和化学润湿特性等最简参数的影响,体系模型表征了煤体渗流结构和化学润湿特性与渗流量的关系。（2）在组合赋权下,孔隙率权重为0.32,对注水效果贡献较大,最大孔喉半径和接触角的贡献度次之;最小孔喉半径权重为0.17,对注水效果影响最小。（3）煤样X1、X2、X5评价指标值介于（0,0.25）,属于难注水煤层;煤样X3、X4评价指标值介于（0.25,0.50）,属于较难注水煤层。     

鄂尔多斯盆地东缘MG区块煤层裂缝发育多尺度预测

查明煤层裂缝的发育特征,对于煤层气开采及井下煤矿安全生产都具有重要意义.测井及地震是煤层裂缝的地球物理识别的有效手段,针对鄂尔多斯盆地东缘MG区块,利用电成像、电阻率、密度、声波时差、自然伽马、中子孔隙度和阵列声波等测井曲线对8+9号的煤层小尺度裂缝的地球物理响应进行了描述;利用OVT(Offset Vector Ti...     

陕西澄合矿区中深部4号煤层厚度变化原因

陕西渭北石炭-二叠纪煤田澄合矿区4号煤层是区内主要可采煤层之一。通过对区内煤层厚度与其上覆煤系厚度、煤中灰分、硫分及煤层顶板岩性-岩相等因素的相关性分析,结合4号煤层成煤期与聚煤期后环境分析,探讨了研究区及其周缘地区4号煤层厚度变化原因。结果显示:4号煤层厚度与上覆煤系厚度、煤中灰分及硫分均呈正相关关系,相关系数分别为0.810 1、0.430 9、0.813 6;该煤层发育于浅水型三角洲沉积体系的三角洲平原地带;煤层厚度变化受控于聚煤期同沉积构造和聚煤期后河流冲蚀作用的双重影响,前者使煤层厚度变化较小,后者对煤层厚度影响较大,甚至出现无煤带。      

沁水盆地柿庄北深部煤层煤体结构发育特征

煤层结构疏松,易于垮塌,对煤层气的开采影响较大。针对沁水盆地柿庄地区的深部煤层,选择人工伽马、声波时差、自然伽马和井径等测井曲线,并结合煤层顶底板的破碎程度,判识了柿庄北3号和15号煤层的煤体结构。结果显示: 3号煤的粉煤平均厚1 m,所占比例平均为17.85%,发育在煤层顶部或底部;15号煤的粉煤厚度平均为0.89 m,所占比例平均为20.81%,粉煤分层较多,粉煤相对较发育,且多位于煤层的顶底和夹层附近。本区断层对煤层煤体结构影响并不大,粉煤发育可能主要受褶皱的影响。粉煤厚度随埋深加大呈现先减小后增大的趋势,拐点在1 200~1 300 m。由此可见,柿庄北区块煤体结构复杂,在开采煤层气过程中,应注意粉煤的发育分布。      

宁夏王洼煤矿补充勘探区8号煤组特征及对比研究

宁夏王洼煤矿补充勘探区延安组第二含煤段中8号煤组厚度大、结构复杂,在详细叙述8煤组各分煤层特征基础上．根据标志层特征、层间距特征及地球物理特征对各分煤层进行了对比,对比结果显示,8煤层为煤组主体煤层,厚度变化小,属稳定煤层;8—2煤层为局部可采不稳定煤层;8—3煤层为有可采见煤点但不连成片的不可采煤层;勘探区西部边界外由于地处鄂尔盆地盆地边缘存在无煤区。