含水层水范文（精选7篇）
含水层水 第1篇
关键词：高承压含水层,采煤,水害防治
新义煤业公司矿井2006年开始筹建, 计划2010年投产。矿井采用立井两水平上下山开拓;初期通风系统为中央并列式, 即副井进风, 中央风井回风;矿井设计生产能力为1.2 Mt/a, 主采二叠系山西组二1煤层, 综合机械化采煤。
111011工作面突水危险性分析
11011工作面为新义煤业公司首采工作面, 位于新义井田东翼西部, 西以白墙村保护煤柱为界, 东为工作面隔离煤柱, 北为新安井田边界保护煤柱, 南为东翼回风大巷保护煤柱。其井下标高-231.704～-304.58 m, 对应地面标高+390～+413 m。该工作面构造简单, 总体上呈一单斜形态, 走向北偏东40°～50°, 倾向南偏东40°～50°, 倾角4°～16°, 根据三维地震勘探报告, 区内无落差大于3 m的断层发育。该区水文地质条件简单中等, 二1煤层直接充水含水层为顶板山西组砂岩裂隙含水层和底板太原组灰岩岩溶裂隙含水层, 底板间接充水含水层为奥陶系马家沟组灰岩岩溶裂隙含水层。
回采期间工作面主要受到底板间接充水含水层奥陶系灰岩含水层威胁, 该含水层总厚为273 m, 水位标高+291.14～+375.75 m, 距二1煤层底界44.30～79.68 m, 平均58.00 m, 水压5.0～5.8 MPa, 突水系数0.063～0.131。故11011回采工作面属超高承压 (>5 MPa) 含水层上开采, 突水系数超出临界值 (>0.1) [1], 属具有底板突水威胁的工作面。
2瞬变电磁法探水
11011工作面构成后, 利用井下瞬变电磁仪探明工作面煤层底板以下80 m范围内灰岩富水性, 划分煤层底板岩层贫、富水区域及富水区导高位置, 评估工作面水患威胁性, 为设计和安排防治水工程、避免严重水害事故的发生提供依据。
2.1探测原理
瞬变电磁技术是利用不接地回线或接地线源向地下发射一次脉冲磁场, 在一次脉冲磁场间歇期间利用线圈或接地电极观测地下介质中引起的二次感应涡流场, 通过观测二次涡流场大小, 了解地下介质的电阻率分布情况, 进而判断地层岩性、富水性和构造等特征。
2.2探测结果
由探测结果可知, 对11011工作面回采存在水患影响的低阻异常区主要有3个:①位于轨道巷切眼往外13～135 m段与胶带巷切眼往外25～197 m段连线所圈贯穿工作面的最大范围低阻区;②位于轨道巷切眼往外330～360 m段与胶带巷切眼往外360～399 m段连线所圈贯穿工作面的次大范围低阻区;③位于轨道巷780～800 m段附近向工作面内部延伸的中等范围低阻区。上述3个低阻区导高相对较大, 工作面回采时若煤层底板岩层受应力破坏严重, 引起裂隙向深部发育较远, 加上高水压影响, 可能引起附近区域发生底板渗、突水, 是11011工作面底板水患预防和治理的重点目标区。
3瞬变电磁探测异常区验证
根据物探结果, 决定在11011工作面富水异常区布置钻孔进行钻探查证。根据物探异常区验证孔实际揭露情况, 仅在钻孔2-3、4-1、5-2中太原组灰岩段有少量出水 (5 m3/h) , 其他孔均未出水。说明二1煤层底板下直接充水含水层太原组灰岩段富水性较弱。二1煤层底板下间接充水含水层奥陶系灰岩段内各钻孔均有出水, 但出水量均小于20 m3/h, 水压在4.5～5.8 MPa。由此可知, 该处奥陶系岩溶裂隙发育呈面状网络型, 富水性分布不均匀, 连通性不好。其原因是在地质历史的多期构造应力作用下, 脆性灰岩层产生了不同方向的较为密集的裂隙和节理, 从而形成了现在较为发育的呈整体面状展布的裂隙网络, 多表现为砂岩裂隙水特征。
4探测异常区注浆改造
(1) 煤层底板安全隔水层厚度的确定。
根据11011工作面实际水害分析, 煤层底板安全隔水层厚度应在59.1～67.6 m, 从安全的角度考虑, 此次设计选取厚度为68 m。
(2) 注浆孔终孔间距。
根据经验可知注浆浆液扩散半径一般在20～40 m范围内[2], 从安全的角度出发, 设计取较为保守的20 m计算。考虑到各注浆孔浆液扩散的相互影响, 邻近的3个注浆孔采用三角形布置将达到更好的效果以消除“盲区”, 一般应不大于35 m的间距 (图1) 。在富水异常区、构造发育处以及向斜轴部区域钻孔布置相对较密, 正常地层块段处钻孔布置相对较稀。
(3) 钻孔布置要求。
钻孔在平面上呈放射状展布, 长短结合, 尽量揭穿富水异常区, 保证浆液尽可能把裂隙充填完全;考虑到浆液扩散影响, 钻孔辐射终点与煤层底板的垂直距离应不小于60 m。根据打钻探测的灰岩水原始导高及钻孔出水量、水压及注浆量情况, 对钻孔的方位、角度和落底深度等技术参数适当调整, 以达到既加固好底板保证工作面安全回采, 又降低防治水成本、增加经济效益的目的。
(4) 注浆布孔方案。
考虑到整个工作面回采进度及底板富水规律差异等因素的影响, 11011工作面的底板注浆改造工程总体上分2个阶段进行:第1阶段主要针对切眼附近的第一个富水异常区, 在获取底板富水性规律、施工以及注浆等经验的基础上, 对探查孔的布置、改造层位等进行调整, 然后开始进行第2阶段工作。
5注浆改造效果
在此次钻探注浆过程中, 每个钻孔出水量均小于20 m3/h, 整个工作面仅注入水泥21.15 t, 由此可判断物探异常区内没有大的裂隙导水通道;另外通过对二1煤层底板太原组灰岩段和奥陶系马家沟组灰岩段进行注浆加固改造, 增加有效隔水层厚度及煤层底板抗压强度, 切断了太灰、奥灰含水层与煤层之间的水力联系。
6结语
根据上述情况可知, 新义煤业有限公司11011首采工作面内各含水层富水性较弱, 未发现大的导水裂隙通道发育, 经过底板注浆加固改造后, 消除了底板突水威胁, 保证了矿井安全生产。
参考文献
[1]陈兆炎, 苏文智, 郑世书.煤田水文地质学[M].北京:煤炭工业出版社, 1989.
含水层水 第2篇
山西汾西正晖煤业有限责任公司昌华煤矿位于山西省忻州市宁武县怀道乡怀道村,设计生产能力为年产90万t。副立井设计井筒长度320.74 m,其中井口锁口段5.62 m,井筒表土段69.7 m,基岩段244.32 m,井筒底窝1.1 m。井筒表土段掘进面积28.26 m2,净面积19.63 m2;井筒基岩段掘进面积26.416 m2,净面积19.63 m2。井筒穿过的主要含水层为孔隙含水层和微裂隙含水层。井筒永久支护采用单层钢筋混凝土分段支护。内环筋圆钢Φ18@300 mm,内纵筋Φ16@300 mm,搭接长度35 cm,混凝土厚度500 mm,混凝土标号C30。支护段长为3 m,采取从上向下的施工顺序,掘够一次支护段长及时进行永久支护[4,5]。
2 井筒主要含水层
昌华煤矿立井检查孔柱状图以及检查钻施工报告资料中提供的主要含水层有:1)基岩段280.4 m～258.3 m下奥陶系中统上马家沟组、峰峰组碳酸盐岩裂隙—岩溶含水层组,该区域岩性为灰色～深灰色石灰岩、白云质灰岩,裂隙、溶洞发育,含裂隙岩溶水。2)基岩段216.3 m～191.2 m下石炭系上统太原组石灰岩裂隙—岩溶含水层组,含水层主要为K2,K3,K4三层石灰岩,岩层发育较稳定,含裂隙—岩溶水。3)基岩段160 m～134.7 m下二叠系下统山西组及下石盒子组下段K8及上部砂岩裂隙含水层组,主要为层间裂隙水,岩性以中、细粒砂岩为主,厚度变化大。4)基岩段110 m～85.2 m下二叠系上统上石盒子组砂岩裂隙含水层组主要为层间裂隙水,岩性以中、细粒砂岩为主,厚度较大。
3 井筒防治水注浆方案的选择
井筒需要通过的含水层,层间距大,厚度大,在注浆施工过程中,必须分层探水,分段注浆。根据现场实测涌水量情况,在整个井筒施工过程中进行了四次预注浆堵水作业。
3.1 预注浆区段高度的选择
预注浆高度必须要求在含水层上部10 m处开始,深入含水层下方10 m处,分段高度按照井筒岩性柱状图与钻孔施工报告资料中给出的具体位置可以确定为:290 m～248 m,226 m～181 m,170 m～124 m,120 m～75 m。
3.2 预注浆施工方案
井筒防治水预注浆采用预埋注浆管,径向斜孔布置方式,在注浆管管口安设阀门,副井井筒净直径5.5 m,注浆管埋设超出井筒掘进轮廓线4.5 m,沿井筒周边均匀布置9个注浆管,注浆孔间距为1.722 m。
3.3 注浆施工参数的确定
3.3.1 注浆压力的确定
通常情况下,注浆终压采用地下静水压力的2倍～3倍,在现场施工过程中,为使注浆压力能够确保浆液在裂隙中流动、扩散、充塞、压实的能量,在施工中选用注浆终压为静水压力的3倍。
3.3.2 注浆施工中注浆量计算
按照《矿山井巷施工及验收规范》第3.5.9条第七款公式:Q=AπR2Hηβ/m。其中,Q为浆液注入量,m3;A为浆液消耗系数,取1.5;R为浆液有效扩散半径,取扩散到荒径外10 m,即15.34 m;H为注浆深度,m;η为含水层裂隙率,取4%;β为浆液充填系数,取0.9%;m为结石率,取0.85。由于井筒施工过程中的主要含水层为岩层孔隙水与裂隙水,结合含水层的岩石裂隙率及浆液扩散范围,经过计算需用的水泥浆液量为3 210 m3(其中水泥2 310 t)。
3.3.3 止浆垫施工参数
止浆垫选用平底型止浆垫,施工时混凝土强度等级为C55,厚度3 m,另外在止浆垫下部需铺设1 m厚滤水层。
3.3.4 注浆材料的选择
目前主要使用的注浆材料有三种,分别是单液水泥浆材料、超细水泥单液浆材料及化学浆材料。常见的单液水泥类浆液的颗粒大小在0.06 mm～0.1 mm之间,是一种悬浊液,在孔隙较小或者裂隙较细的情况下,很难注入。但它的优势在于材料来源丰富、价格低廉,而且形成的浆液结石强度高、抗渗性能好。并且现在已经在浆液结石体强度和稳定性、浆液凝胶时间以及可注性方面都有了很大程度的改善,所以在尽可能的条件下,都选择使用单液水泥浆材料。超细水泥是近年来我国和日本研制出的一种新型注浆材料,它的最大粒径为0.01 mm,平均粒径为0.004 mm,可注性比单液水泥浆材料要好,在水泥浆液材料不能注入的情况下,就需要选择超细水泥浆材料。如果超细水泥也不能注入的情况下,且仍未达到注浆效果时,就必须选择化学浆液了。化学浆液可注性好,浆液粘度低,能注入到细微裂隙中。它的缺点是价格昂贵且结石体强度比水泥浆液的结石体强度低。因此应用范围受到一定的限制[1,2,3]。
4 井筒防治水注浆施工
4.1 单液水泥浆材料注浆
单液水泥浆材料的使用是在注浆孔穿过含水层前,同时观察含水层的单孔涌出量与进浆量,当单孔涌水量小于15 m3/h,且在达到注浆终压力进浆量小于3 t时,应停止普通水泥浆液注浆。
4.2 超细水泥浆材料注浆
在普通水泥难以注入时,采用超细水泥浆材料注浆,同时观察含水层的单孔涌出量与进浆量,当单孔涌水量小于15 m3/h,且在达到注浆终压力进浆量小于3 t时,应停止超细水泥浆液注浆。
4.3 化学浆液注浆[1]
在普通水泥与超细水泥浆液都不能满足注浆效果的情况下,就必须选择化学浆液注浆。在施工中选用的是聚氨酯材料,聚氨酯材料浆液粘度低,可灌性好,在较高强度要求工程中使用较广。制浆过程采用二步法,又称预聚法,把主剂先合成聚氨酯的预聚体,然后再把预聚体和外加剂按需要配成浆液。其中预聚体为聚醚树脂,聚氨酯配方见表1,表2。根据注浆量逐渐调整配比,加快初凝时间,注浆压力达到10 MPa停止注浆。
5 注浆效果
通过对副井井筒含水层注浆封堵施工,现全井筒总漏水量实测值为12 m3/h,堵水率为99.5%,堵水效果十分明显,这为矿井基本建设的顺利按期完成奠定了基础,节省了井筒排水费用,改善了井筒施工作业条件,并为以后矿井生产期井筒的正常使用创造了极为有利的条件。
6 结语
1)通过昌华煤矿副立井注浆防治水施工的实践,对于通过含水层为孔隙水与裂隙水的地质条件,采用普通水泥浆液、超细水泥浆液与化学浆液共同作用,可以更有效地控制注浆量与注浆压力,达到理想的注浆防治水效果。2)化学浆液注浆施工,解决了井筒过孔隙水与裂隙水含水层的施工难题,防治水效果明显,为相似条件下井筒过孔隙水与裂隙水含水层的施工提供了宝贵经验。
参考文献
[1]葛家良.化学灌浆技术的发展与展望[J].岩石力学与工程学报,2006(10):3384-3388.
[2]仝洪昌.立井井筒施工中的综合防治水技术[J].建井技术,2007(10):6-7.
[3]周志利.大断面立井井筒综合治水技术研究[J].煤炭科技,2011(2):54-57.
[4]慕杨,李景涛.煤矿斜井风化破碎带堵水、围岩加固技术研究[J].煤炭技术,2011(3):8-10.
含水层水 第3篇
透水事故是煤矿五大灾害之一,在我国煤矿重特大事故中,水害事故在死亡人数上仅次于瓦斯事故,居第二位,在发生次数上也紧随瓦斯和顶板事故之后,居第三位[1,4]。工作面底板突水事故是发生矿井透水事故的主要地点,一旦发生可能会造成大量的井下人员伤亡和巨大的经济损失,矿井底板突水事故的防治研究对煤矿安全生产具有重要的价值和意义。
采用直流电法等先进物探技术手段,并按照回采进度测取工作面不同时期煤层底板电场变化特征,对煤层底板受采动影响的破坏规律进行研究,能比较准确探测工作面煤层底板下部的隐伏含( 导) 水构造和积水区分布情况,实践表明其探测结果与现场揭露情况基本吻合,在水文地质勘探和矿井防治水害方面,成本低、效率高,有着良好 的应用前景[2,3]。
1工程概况
河南地区某煤矿24采区深部采用上下分层开采,布置有24121、24122两个工作面,西为山后一断层,东为F24 - 1断层,北部紧邻2410工作面,南为 - 300m大巷,标高 - 266. 9 ~ - 298. 2m。工作面走向平均长度为350m,倾斜平均长度为86m,面积约30100m2。煤层构造简单,为单斜构造,煤层倾角9° ~ 11°,煤层平均厚度6. 5m,局部存在夹矸现象。
24121、24122工作面处在F24 - 1断层与山后一断层之间的地堑地段,走向128°,倾向38°,倾角70°,落差0 ~ 40m,断层已按规定留设防隔水煤柱。 工作面上、下巷道掘进期间,遇到F24 - 1断层( 正断层) ,该断层走向316°,倾向226°,倾角35° ~ 69°, 落差5. 3 ~ 6. 8m。巷道通过断层时已进行注浆加固,并按规定留设防隔水煤柱。24121工作面布置情况见图1,24122工作面与24121工作面上下分层开采,工作面布置基本相同。
24121、24122工作面主要含水层是L8灰岩、L2灰岩及O2灰岩,直接含水层L8灰岩水位为 - 172. 5m,水压1. 2 ~ 1. 5MPa,厚度约7m,上距二1煤层底板22 ~ 23m。L2灰岩及O2灰岩含水层水位70 ~ 80m,水压3. 7 ~ 3. 8MPa,L2灰岩厚度13m,距二1煤层底板90m; O2灰岩厚度350m,距二1煤层底板110m。
2 24121和24122工作面底板出水情况
2. 1 24121工作面出水情况
为探测煤层厚度,24121工作面布置有多个钻孔,钻孔穿煤层时均发生出水现象,水量总计约6m3/ h。随着采煤工作面向停采线方向不断推进, 底板出现多个出水点,且出水点数量逐渐增多,伴随着采场活动的影响,从采空区后尾涌出的水量逐渐增大,具体涌水情况见表1。
工作面发生涌水现象后,3号孔L8水位大幅下降了18. 3m,表明钻孔沟通的主要水源为L8灰岩。 随着涌水量增大,L8水位突然上升12. 3m,而引起钻孔水位上升的原因是钻孔导通了深部水源。堵水成功后,3号孔L8水位开始 下降并恢 复到正常 水平。
2. 2 24122工作面出水情况
24122工作面距设计的250 m停采线64 m处 ( 已回采186 m) ,切眼上、下风道口有水从采空区涌出,上风道涌水量为34. 2m3/ h,下风道水量45 m3/ h。为了防止再次发生突水现象,工作面停止回采,工作面水量未出现明显变化,上风道水量31. 2 ~ 34. 2m3/ h,下风道水量45 ~ 50. 4m3/ h。
3工作面物探结果分析
3.1直流电法探测
注浆前对24121下风道进行直流电法探测,物探结果显示0 ~ 160m及330m ~ 切眼段存在两处低阻异常区。经底板注浆改造后,对24121工作面进行了两次直流电法探测( 具体见图2) ,两次物探结果重复性好、吻合度高,显示原0 ~ 160m、330m ~ 切眼段低阻异常区已得到改善,工作面回采时的底板突水点 均位于物 探低阻区 内,证明物探 预报准确[5,7]。
对24121工作面顶层出水点注浆加固,进行第三次直流电法探测,物探结果重复性好、主要低阻区具有吻合性,但24122下风道距离切眼在180 ~ 280m范围仍然存在低阻异常区,工作面回采时的底板突水点均位于物探低阻区内,表明物探预报准确。 通过对24121和24122工作面的回采突水情况进行对比分析,可以得出如下结论: 采动破坏会引起煤层底板岩层赋水性重新变化与分布[10,11]。24122突水点位于低阻异常区内,此区域在24121探测时是高阻区,说明工作面回采会引起煤层底板岩层的矿压破坏、裂隙发育与重新压实整合,引起岩层赋水性的变化与重新调整。
3.2井下坑透探测
24121工作面物探坑透结果显示,工作面内无褶曲、陷落柱及断层构造。该工作面有两处异常区, 异常区段煤厚2. 1 ~ 4. 8m,工作面煤厚平均6. 5m, 分析异常区原因为煤层变薄所致。
4工作面出水原因分析
4.1工作面底板出水理论分析
随着工作面的推进,煤层底板前方在超前支撑压力的作用下受到压缩。工作面推过后,应力释放, 底板处于膨胀状态。在关键层垮落前,支撑压力近似为零,关键层破断垮落后,采空区被重新充填和压实,采空区底板的支撑压力又有所回升,在该过程中,回采工作面推进和老顶岩梁超前断裂等应力场的急剧变化对底板岩层应力场也有扰动破坏。底板岩层在矿山压力作用下所产生的移动变形,在工作面走向剖面上表现为压缩 - 膨胀 - 再压缩规律,形成压缩区 - 膨胀区 - 压缩区[8],如图3所示。通过物探或钻探技术,对底板导水破坏带厚度进行确定是底板突水研究工作的重点[9,10]。“底板采动导水破坏带”是由于采矿活动影响使底板岩层遭受连续性破坏、导水性发生明显改变的层带,该带是由于采矿活动导致原岩应力变化、造成矿压显现而产生并发育的,主要与煤层采深、工作面采宽、顶板岩石组合特征、采煤方法和工艺、底板岩石组合特征、底板含水层水压作用方式及水压力有关。
4. 2 24121工作面出水原因分析
工作面加固后,物探资料显示停采线以西0 ~ 90m范围仍存在低阻异常区,且有深部补给。回采前我们已对低阻区施工两个验证孔,验证孔显示,物探低阻异常区底板含水层的富水性不强。顶层工作面出水范围为停产线以内0 ~ 84m范围,位于低阻区之内。以水压分析,O2石灰岩水压为4. 2 MPa,L2灰岩水压3. 71MPa,L8灰岩水压1. 41MPa,工作面堵水期间水压3. 2 MPa,大于L8灰岩水压但小于L2灰岩水压。经水质化验分析,既有L8灰岩水,又有O2灰岩水和L2灰岩水,表明有O2、L2灰岩水对L8灰岩水进行了补给,但通道并不十分畅通。工作面处于地堑地段,水文地质条件相对复杂是造成出水的主要因素; F24 - 1断层附近裂隙相对发育,造成底板破碎,导通深部含水层造成突水。矿压破坏带导致有效隔水层变薄,有效隔水层抗压不足也是出水的因素之一。
4. 3 24122工作面出水原因分析
物探资料显示,工作面在距切眼180 ~ 280m范围仍然存在低阻异常区; 工作面底板受采动应力变化及断层拉伸牵引影响,底板隔水层产生裂隙,导致原来顶层工作面的高阻区变成了低阻区造成突水; 上层高阻区底板注浆加固布孔较少,造成底板注浆加固的不均匀,特别是工作面顶层出水后对外段进行补充注浆改造,水流方向发生改变,一旦受到采动应力影响,极易通过破碎带在低阻区出水,也是工作面出水的主要原因。
5底板加固注浆及效果评价
基于24121工作面突水分析,对24121工作面三个低阻区重点进行了底板注浆改造,合计施工31个钻孔,实际孔深钻探到L2灰岩,合计进尺3168. 3m,共注浆1830. 65 t,具体见表2。其中高阻区仅四个孔,出水量在6 ~ 23 m3/ h,注浆量仅250t,表明含水层富水性相对较弱,且钻孔涌水量小,注浆量也相对较少。工作面切眼和外段两端低阻区内钻孔涌水量较大,达到70m3/ h,从而造成注浆量较大,其中最大注浆量为480t,注浆量表明含水层富水性强,且连通性较好[6]。
24122工作面实施注浆堵水工程,共计施工钻孔三个,累计进尺220m,注浆2457. 1t,钻孔均在顶层停采位置附近揭露L8灰岩,具体见表3。施工2号孔,钻孔进至36m时开始出水,钻孔进至48m时水量增大至20m3/ h,水压1. 0MPa,开始注浆,共注88. 05t。施工3号孔,钻孔进至58m时开始出水,水量10 m3/ h,但水压高达3. 0MPa ( 明显为深部含水层补给) ,开始注浆。透孔后钻进至66m时,水量增大至25 m3/ h,水压3. 2MPa,继续钻进至70m时水量增大至90 m3/ h,水压高达3. 5MPa,注浆压力达到5. 2MPa停止注浆,3号孔共计注水泥2367. 55 t。 5号钻孔在F24 - 1断层破碎带附近打穿L8灰岩, 钻孔出水量小,水压1. 2MPa,注浆量1. 5t。
24121、24122工作面底板注浆工程改造后,含水层水压稳定,水压普遍在0. 8 ~ 1. 3MPa,工作面出水量减小至工作面回采初期时的18m3/ h,封堵率达到98% ,注浆期间西大巷虽无跑浆、漏浆,但出现水色略变黄现象。注浆堵水达到了预期的效果,能够满足工作面安全回采需要。
6结论
含水层水 第4篇
含断层底板的突水是在采动条件下, 围岩岩性和渗流场共同作用的结果, 因此, 笔者从渗流场、应力场共同作用的角度出发, 建立了弹塑性多孔介质的渗流应力耦合模型, 并基于CM分析软件, 结合徐州某矿的突水实例, 分析了承压含水层水压的变化对含断层底板的突水危险性的影响, 研究结果可为承压水上采煤底板断层突水的防治提供参考。
1 煤层底板突水的多物理场耦合模型
1.1 平衡方程
在受力的初始阶段, 多孔介质处于弹性阶段时, 有关研究人员推导出多孔介质渗流应力耦合方程的应力场控制方程[13,14,15]:
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式中:G为切变模量;ν为介质的排水泊松比;α为Biot系数, 其值取决于材料的压缩性能。
Biot系数α可由下式计算:
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式中:K′为排水体积模量;Ks为材料骨架的有效体积模量;B为Skempton系数;νu为不排水泊松比。
当岩石介质的应力状态达到弹性极限, 满足屈服准则时, 岩石介质开始产生塑性剪切破坏。由于Mohr-Coulomb准则的屈服面为角锥面, 其角点在数值计算中常引起不便, 为此, 采用Drucker-Prager准则代替:
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式中I1为应力第一不变量, J2为应力偏量第二不变量, 且有:
I1=σ1+σ2+σ3 (5)
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适当选取常数α1和k1, 可以使Drucker-Prager准则的屈服面接近于Mohr-Coulomb准则的屈服面, 在平面应变状态下, 取:
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式中:φ为岩石的内摩擦角;C为岩石的黏聚力。
岩石屈服后, 即进入塑性流动阶段。在计算中采用相关联的理想弹塑性流动法则, 得到应力增量和应变增量的关系式:
dσij= (Dijkl-Dundefined) dεkl=Dundefineddεkl (8)
式 (8) 为岩石介质的塑性本构方程, 其中:
Dundefined=Dijkl-Dundefined (9)
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式中:Dijkl为岩土的弹性刚度矩阵;Dundefined为岩土的塑性刚度矩阵。
1.2 渗流方程
根据流体的质量守恒方程和达西定律, 推导出饱和多孔介质渗流应力耦合方程的渗流方程:
undefinedundefined (u) (11)
式中:k为岩石的渗透系数;γw为水的重度;z是垂直坐标;Qs为体积源项;Sα为储水系数, 可由下式计算:
undefined
式中ϕ为岩体介质的孔隙率。
在计算中, 参考文献[15]的饱和多孔介质渗流模型, 用岩体介质的孔隙率ϕ代替Biot系数α, 即:
α=ϕ (13)
1.3 渗透系数的变化规律
岩体的渗透系数与孔隙率之间满足如下三次方关系[13]:
undefined
式中:k0为零应力状态时的渗透系数;ϕ0为零应力状态时的孔隙率。
岩层的孔隙率和应力状态有关, 可以表示为
undefined
式中:ϕr为高压应力状态下的孔隙率的极限值, ϕr=0;αϕ为应力影响系数, 其值可取5.010-8 Pa-1[13];undefinedν是有效应力的平均值, 可由下式计算:
undefined
当岩体产生破坏时, 其渗透系数变化规律比较复杂, 仿照F-RFPA软件[7]假定岩石产生塑性破坏后, 渗透系数产生突跳, 岩石的塑性破坏对渗透系数的影响为
undefined
式中:εp为等效塑性应变;ξ为渗透系数的突跳系数, 参照文献[7], 取ξ=50。
以上方程为采动影响条件下弹塑性多孔介质渗流应力耦合数学模型。由于耦合方程的高度非线性, 只能通过有限元的数值解法进行求解。COMSOL Multiphysics (CM) 是基于偏微分方程求解的有限元数值分析软件, 与其他有限元程序的本质区别是其专门针对多物理场耦合问题求解而设计的, 并给用户提供了基于MATLAB 语言的强大编程功能, 易于实现耦合方程的建立和有限元求解, 进行多物理场耦合的工程问题研究。
2 孔隙水压对断层突水影响的数值模拟
2.1 数值计算模型
徐州矿区某矿756工作面位于F16逆断层 (走向角度近50°) 上盘的山西组7煤, 煤层近水平赋存, 平均厚度为4 m, 埋深-450 m以下 (地面高程+26 m) 。煤层底板与奥陶系顶界面的正常层间距为60 m, 断层落差为10 m。奥陶系岩溶水直接从浅部隐伏露头获得补给, 水量充沛, 渗透性好。断层为导水性断层, 从奥陶系岩溶水中获得直接补给。
根据现场的工程地质条件, 建立如图1所示的平面应变数值计算模型。模型中各岩层的岩石物理力学特性如表1所示。模型的边界条件设置:模型底部约束垂直方向的位移, 左右两边约束水平方向的位移。模型上覆岩层以均布载荷形式加在模型上边界, q=8 MPa。底部承压含水层内的孔隙水压为p0, 模型的左右边界和上边界为对称、隔水边界;采空区为排水边界, 由于采空区直接与大气相连, 因此采空区边界取孔隙水压为0。笔者不研究采动对底板断层突水的影响, 只研究给定工作面推进到与断煤交线的距离条件下, 通过不断升高含水层水压p0来考察围岩塑性区的发展规律, 研究含水层水压对断层突水的危险性影响, 从而确定突水的临界水压力。建立756工作面推进到与断煤交线20 m处, 含水层水压p0为0.5, 1, 2, 3, 4, 5 MPa时的模型, 进行比较分析。
2.2 孔隙水压对断层突水影响的模拟结果
不同含水层水压下, 断层带内垂直应力σy随距煤层底板不同垂直距离h的变化曲线见图2。由图2可知, 含水层水压p0不同时, σy的变化趋势基本一致, 距采场底板垂直距离大于20 m的断层内的σy值变化幅度不大;但由于受采动引起的应力集中的影响, 在距煤层底板20 m范围内, σy急剧增大, 并在断层与煤层底板交界处达到最大。当p0=0.5 MPa时, 断层带内的应力值最大为10.35 MPa, 比距煤层底板30 m处的应力值5.63 MPa增大了83.8%。
含水层水压p0越大, σy越小, 当p0=0.5 MPa时, σy的最大值为10.35 MPa, 比p0=5 MPa时的最大应力值9.27 MPa增大了11.7%。由有效应力原理知, 外力引起的岩体内的总应力是由岩体介质内骨架的有效应力和孔隙水压力两部分组成, 岩体介质中的孔隙水压越大, 则岩体介质的有效应力就越小。当含水层水压p0变大, 岩体介质中的孔隙水压也随之变大, 所以有效应力减小, 即σy减小。由岩体介质的屈服准则知, 有效应力的减小使岩体的强度随之降低, 岩体更容易产生屈服破坏。
不同承压水水压p0作用下, 采场围岩塑性区分布见图3, 底板塑性区深度H随p0的变化曲线见图4, 底板塑性破坏区距断层最小距离L随p0的变化曲线见图5。
当孔隙水压p0=0.5 MPa时, 底板的塑性破坏区最大深度为8.9 m, 塑性破坏区距断层的距离为8.5 m, 塑性破坏区和导水断层没有相连, 没有产生导水通道, 很难发生突水事故。当孔隙水压p0不断变大时, 底板的塑性区范围不断变大, 底板的阻水能力不断减弱;当p0=3 MPa时, 底板的最大破坏深度为12.2 m, 比p0=0.5 MPa时的最大破坏深度增加了37.1%;塑性破坏区距断层距离为3.8 m。同时, 随着孔隙水压的增大, 底板靠近断层附近处出现塑性破坏区, 极大地削弱底板的阻水能力, 但还未形成导水通道, 也不易发生突水事故。
当p0增加到4 MPa时, 底板的塑性破坏区面积急剧增加, 表现出底板的失稳特性。这时底板塑性破坏区深度增加到19.8 m, 比p0=0.5 MPa时的最大破坏深度增加了122%;塑性破坏区距断层距离减小到0.8 m。这时底板很可能产生失稳破裂, 底板的塑性破坏区和断层相连, 形成导水通道, 有可能发生突水事故。当p0=5 MPa时, 底板的塑性破坏区和F16断层充分相连, 产生导水通道, 这时必然引起突水事故的发生。
孔隙水压的增大, 造成有效应力的减小, 由岩体介质的屈服准则知, 岩体的强度随之降低, 岩体更容易产生屈服破坏;同时, 含水层水压越大, 承压水则更容易在塑性破坏的裂隙中流动, 使得裂隙表面受到冲刷, 形成更多不同程度的裂隙。所以, 含水层的水压越大, 含断层底板塑性破坏范围越大, 采场附近的塑性破坏区越容易和导水断层相连, 产生导水通道, 发生突水事故。即含水层水压越大, 含断层底板的突水危险性越大。
3 结论
1) 在弹塑性本构模型、渗流力学理论、渗流与应力的流固耦合理论的基础上, 建立了弹塑性多孔介质的渗流应力耦合模型。用CM软件进行弹塑性多孔介质的渗流应力耦合模型的数值模拟, 为底板突水危险性等多物理场耦合问题的模拟分析提供了有效手段。
含水层水 第5篇
含水层的孔隙水压力监测是获取地基、地下工程稳定性及地质灾害有关信息的重要途径之一[3]。张之颖等[4]借助模拟试验考察了黏性土覆盖层下砂土和粉土在模拟地震中的超静孔隙水压力增长规律; 魏丽敏等[5]研究了地基处理施工中土体内超静孔隙水压力产生及消散的规律; 张均锋等[6]对弱透水饱和砂土在冲击荷载下的孔隙水压力变化过程进行了研究; 隋旺华、董青红等[7,8]从近松散层开采水砂突涌机制及裂隙溃砂条件下承压含水层孔隙水压力和应力变化等方面进行了研究,认为可以通过捕捉近松散层开采突水溃砂的前兆信息来判别开采安全性。但对开采破坏程度等因素和底含水压力波动的相关性,还没有做规律性的分析。
以刘河井田薄覆岩区域工作面为原型,研究开采过程中松散层底部承压含水层孔隙水压力变化及与采动破坏等因素的相关性。通过条件概化,依据相似理论,建立采动水压力监测模型。由模拟试验深入分析了开采过程中覆岩变形破坏与水压力波动特征,重点研究了监测水压力变化规律与覆岩移动之间的相关性,为水砂突涌信息判别监测及矿山安全开采提供相关依据。
1 地质条件概况
永城煤田是河南省重要的产煤基地,为第四系、新近系松散层下隐伏型煤田。井田位于黄淮冲积平原中部,地势平坦,海拔+ 32 ~ + 36 m,松散层厚度190 ~ 270 m。长期以来,二2煤的开采受到新近系下组砂岩承压含水层的影响,严重制约着安全开采。
矿区地层由老到新依次为奥陶系中统、石炭系、二叠系、新近系和第四系。通过钻孔取芯资料,结合新生界岩层测井曲线,经过分析对比,可以将松散层划分为6 个含水段,由于各段之间均有良好的黏土隔水层分布,彼此无水力联系,对矿井具有直接威胁的为底部含水段,底含与覆岩之间有一层厚2 ~ 5 m的亚黏土分布,但局部存在天窗,在开采后期,原岩应力状态遭受破坏后,仍可与下伏基岩含水组发生水力联系,对矿井安全开采造成严重危害。
2 相似模型的建立
2. 1 工程地质模型
以刘河煤矿13021 工作面走向剖面作为研究对象,通过条件概化,建立如图1 所示的工程地质模型。模型高90 m,长300 m,回采长度150 m,底部砂土层模拟厚度6 m,亚黏土层厚度3 m,补偿荷载4 MPa,煤层采高6 m。
①—黏土层;②—砂土层;③—亚黏土层;④—炭质泥岩层;⑤—砂质泥岩层;⑥—细砂岩层;⑦—煤层。
2. 2 相似材料及配比
本次模拟试验基于工程地质力学相似理论,相关研究中以量纲分析法为基础,认为对于孔隙水流动性弱的采动水压力监测模型可以按照Goodings提出的层流条件下,不考虑岩土蠕变,原型与模型在时间、颗粒尺寸、应力和孔隙水压力等方面是相似的[9]。
覆岩模拟材料选用重晶石粉、河沙、石膏和水,由于成型后的试块强度极低,难以精确测定其弹性模量,所以选用重力密度和抗压强度作为主要控制因素。试验确定的不同岩土层材料配比见表1,通过实际测试可知,配置后试验模块的重力密度和抗压强度基本符合相似性要求,可满足本试验需求。
2. 3 模型设计
2. 3. 1 相似性设计
模型的几何相似比Cl= 150 ∶ 1,整台模型的尺寸长 × 宽 × 高为2. 0 m × 0. 2 m × 0. 45 m。模型直接铺设在试验台上,每2 cm铺设1 层,对于单层厚度较薄的地层划分到相近层组,为了防止干燥过程中地层粘连而影响模拟覆岩的整体强度,在层面之间选用细粒纯石英砂进行分隔,同时起到层位标识作用。由相似理论的应力相似可知Cp= CγCl,材料配比中控制容重比Cγ= 1. 5,因此得到Cp= 1. 5Cl。设计的模型如图2 所示。
2. 3. 2 补偿荷载计算
补偿荷载计算公式如下:
式中: H为地表到煤层上覆岩土层厚度,m; Hm为煤层上方模拟岩土层的厚度,m; γ 为上覆松散层的平均重力密度,k N/m3; l为模型长度,m; b为模型宽度,m。
通过式⑴可以算出本次试验需要补偿荷载的质量为711 kg,砝码的下部铺设一层厚约0. 1 m的细砂,既模拟一定地层厚度又可使荷载垂直均匀地向下传递。
2. 3. 3 底含砂层模拟
由于试验涉及监测采动过程中水动力的变化情况,考虑到水易渗漏,所以采用密封高压透明软水带,通过向其中装入一定颗粒级配的砂土( 本试验中选用渗透系数约为1. 6 m/d的细砂) 来模拟底部含水层。采动水压力监测模型装配实物如图3 所示,试验中将水带的一端密封,另一端与稳定水头提供装置连接,以模拟稳定的水头压力。模型中施加的水头高度约为0. 8 m,相当于地质原型中水压1. 2 MPa。另外,在水带中即工作面上方( 两侧煤柱的正上方和砂层的中间位置) 设置3 个孔隙水压力监测点,利用孔隙水压力传感器和R70B采集记录仪监测采动水压力,图2 中P1、P2、P3为孔隙水压力传感器。
①—稳定水头;②—铸铁砝码;③—测压管;④—含水层;⑤—覆岩;⑥—煤层。
2. 3. 4 开采方案
试验分别进行2 个分层的开采,采高均为3 m,先开采上部第一分层,后开采下部第二分层,每2 小时推进5 cm,相当于原型中每24 小时推进7. 5 m。
3 试验结果与分析
3. 1 覆岩移动变形特征
覆岩移动变形控制着上部含水层及黏土保护层的变形,底含水压力响应也是由此造成的。随着开采的进行,覆岩会产生周期性的垮落、沉降及裂隙发育,具体“三带”形态及垮落周期均和覆岩工程地质性质、开采条件及顶板控制方式等因素相关[1,2]。
1) 一分层开采。在模型一分层开采时,自开切眼形成后的前期采动过程中,只出现了直接顶板的裂隙发育及垮落现象,由于覆岩完整性较好,整体强度较大,采动对底含水压力影响较小,超前影响区不明显。当推进距离达到80 m左右时,覆岩突然发生急剧下沉情况。
在后期的开采过程中,分别在推进距离为110 m和130 m时,推进前方的覆岩又发生了2 次明显的急剧下沉情况,新开采一侧煤柱上方发育新生裂隙,采空区上部位于急剧下沉区和缓慢下沉区的裂隙逐渐变小,有完全闭合的趋势。
2) 二分层开采。受到一分层开采的影响,由于拉裂隙和层间裂隙发育,覆岩完整性和强度都有显著下降,在二分层开采的过程中,当推进距离达到65 m左右时,观测到覆岩整体沉降现象,开切眼一侧煤柱上方采空区内侧岩层裂隙变宽,采空区上部覆岩离层发育明显。
在随后的开采过程中,急剧下沉区的发育呈现规律性,基本在采空区每推进17 m左右时产生一次,裂隙的发育与闭合规律同一分层采动相似。覆岩破坏特征见图4。
①—超前影响区;②—急剧下沉区;③—缓慢下沉区和基本稳定区。
3. 2 采动监测水压力变化特征
在一分层开采过程中,3 个监测点的水压力变化曲线见图5。
模型开采所用时间144 000 s,从开切眼形成至49 215 s时,P1和P2监测点分别出现水压力明显下降,随后迅速回升的现象,分析是由于覆岩微弱变形引起的,但并未观测到明显下沉,而P3点远离开切眼,受采动影响较小,其水压力变化略滞后于P1、P2点,在49 428 s时才监测到此次水压力波动,但幅度明显较弱。在随后的开采中,3 个位置又分别监测到2 次水压的微小波动,直到77 698 s时,即开采推进至80 m处,覆岩产生第一次明显整体沉降且速度较快,水压力下降后迅速回升,P1点水压力最小降至5. 4 k Pa,P2点水压力5. 7 k Pa,P3点水压力7. 4 k Pa且略有滞后。在后面的监测中,局部出现水压力明显增加且可以维持一定时间,分析原因是覆岩与松散层的下沉速度不协调,覆岩沉降稳定而含水层上部土层和补偿荷载后续下沉加压致使水压力出现升高,且过程可以持续一段时间。至一分层采动结束,各点又分别监测到2 次水压力的下降回升和升高回降的波动现象,分析原因同上所述。
二分层的开采时间与一分层开采相同,由图6可以看出,此次监测到的水压力变化特征更具规律性。由于前期的采动致使覆岩完整性和强度降低,其垮落和急剧下沉周期都明显缩短。此次采动过程中,水压力第一次明显变化发生在65 989 s,即开采推进至65 m处,P3点发生在66 032 s。各监测点最小水压力降至: P1点5. 9 k Pa、P2点6. 3 k Pa、P3点7. 4 k Pa,前两点的水压变化幅度均小于一分层采动中的最大变化值。后期的采动过程中,基本为每间隔15 000 s,即工作面每推进17 m,就会监测到1 次明显的水压力变化,但以P2点最为明显,水压力同一分层采动类似,表现出下降回升和升高回降的波动现象。由于P3传感器的量程较大,对于较小的水头变化监测不明显,故水压监测曲线效果不及P1点和P2点明显。
3. 3 采动水压力监测对涌水溃砂预警作用分析
通过上述试验可知,由于采动对覆岩和上部含水层的扰动,造成采掘过程底含水压力产生相应变化,通过捕捉水压力波动信号,并进行滤噪处理和对比分析,可以对松散含水层下伏矿井安全生产起到涌水溃砂预警作用。
董青红通过突砂模型试验表明[9],一旦底含产生抽冒或形成水砂突涌后,含水层内孔隙水压力表现为剧烈下降并形成瞬时负压,水压下降后随突涌过程发展保持在某稳定水平上,突砂口附近呈现相应的水力坡降。上述变化过程与本试验中采动水压力的波动特征存在明显的区别,且易区分,是监测和判别底含是否发生采掘溃砂灾害的重要依据。但根据相关文献可知,采动水压力波动应和非采动原因造成的含水层水位变化加以区分[10],同时应结合开采方法和顶板控制方式等进行综合研究[11]。
4 结语
1) 覆岩移动变形特征控制着上覆土层的变形,而岩体强度对覆岩初次整体沉降的开采距离及急剧下沉带形成的周期有显著影响,即覆岩完整性越差、强度越低,则沉降至稳定所需的时间越少,监测到的水压力变化越频繁。各监测点水压力变化特征类似,在不同时刻表现为短期的下降回升和随后的升高回降特征。
2) 底含水压力变化是土体本身应力变化和周围土体结构变化共同作用产生的,而后者影响更为明显。监测水压力波动情况反映了覆岩变形破坏的剧烈程度,即水压力变化幅值越大,则覆岩的下沉量越大,下沉速度越快,所以采动过程中的水压力监测同样可以指示开采顶板控制方法是否合理,可为确定适当的采高、回采速率等参数提供依据。
3) 通过在煤层上覆含水层不同区带[12]进行含水层孔隙水压力监测,并对采动水压力信号进行区分判别,可有效监控水砂突涌灾害,对松散含水层下伏矿井安全生产具有重要指导作用。
由于试验在二维平面应变条件下完成,边界条件的约束对开采过程中含水层孔隙水压力的变化存在一定程度的影响; 含水层的结构和边界也与实际存在一定的差别,这些将是今后研究和改进的重点。
参考文献
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[4]张之颖,吕西林,陈跃庆,等.黏性土覆盖层下土中超孔隙水压力的动力试验研究[J].岩石力学与工程学报,2003,22(1):131-136.
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含水层水 第6篇
枯期径流是流域水资源重要组成部分,也是维持河流生态环境健康的重要因素。以饱和含水层地下水出流为主要成分的枯季径流特征受流域特征和含水层水文地质特性影响。利用流域出口断面枯季径流衰退过程可以推求流域水文地质参数。
Brutsaert和Nieber[1]通过对流域概化,根据枯季径流衰退特征和Boussinesq方程的解析解,将流域水文地质参数与退水过程建立了关系,成功地推求了6个流域的水文地质参数。Szilagyi等人[2](1998)运用数值模型验证了Brutsaert-Nieber方法确定水文地质参数的有效性。Brutsaert和Nieber提出的退水分析方法克服了实验室实验(如Darcy实验)与野外试验(如抽水试验)仅能研究厘米至几十米尺度上土壤及含水层特性的不足,将样本尺度的水文地质特性与流域、区域等较大尺度的特征建立了关系。该方法得到广泛应用,如Brutsaert和Lopez[3](1998)推求了Washita流域的22个子流域的渗透系数和给水度,并讨论了流域渗透系数与给水度的尺度效应。Zhang等人[4](2009)将Brutsaert-Nieber方法应用到我国东江的13个子流域,估算渗透系数和给水度。张艳芳[5]等结合Mendoza等人[6](2003)提出的方法,将BrutsaertNieber方法用于推求喀斯特区域的水文地质参数。
许多学者对Brutsaert-Nieber方法进行了改进和发展。针对Brutsaert-Nieber方法中流量下包线确定缺乏客观标准问题,Troch和De Troch[7](1993)提出了采用去除5%和10%数据点方法来确定下包线。针对流域坡度的影响,Brutsaert[8](1994)提出了考虑山坡坡度时的解析解,并分析了其对流域水文地质参数的影响。针对蒸散发对退水过程的影响,Szilagyi[9](2007)、Wang和Cai[10,11]等分别提出了根据退水特征估算流域蒸散发的计算方法。一些学者还将Brutsaert-Nieber方法用于分割基流[12]、评价人类活动对径流影响[10,11]。
上述方法均建立在饱和渗透系数垂向一致的均质含水层上。对于天然流域,由于土壤成土特征、含水层荷载变化、植被根系等因素的影响,饱和渗透系数常呈现随深度递减的特征[13]。饱和渗透系数垂向变化对地下水出流过程有着重要的影响。当考虑饱和渗透系数垂向幂函数变化时,Rupp和Selker[14](2005)给出了含水层快速退水和慢速退水过程的解析解(以下简称Rupp-Selker方程),并用数值方法验证了解析解的精确性。
本文利用Brutsaert-Nieber方法和Rupp-Selker方程,对东江星丰流域逐日退水过程进行分析,推求其水文地质参数,并重点讨论饱和渗透系数垂向幂函数变化时对水文地质参数推求结果的影响。
1 研究方法
1.1 退水方程
对于具有水平不透水底板的含水层(如图1),潜水水流运动可由Boussinesq方程描述:
式中,h=h(x,t)是地下水水位,t是时间,K是饱和渗透系数,f是给水度,x为横坐标,表示在含水层剖面的位置。
在含水层垂向为均质或等效均质时(K垂向不变),当初始含水层饱和,地下水出流过程未影响到分水岭处(图1中x=B处,B为含水层宽度)地下水水位(等同于式(1)中x→∞),Polubarinova-Kochina(1962)给出了含水层的出流公式:
式中,q为含水层单宽流量,D为含水层厚度。式(2)就是快速退水公式。
当分水岭x=B处潜水水位开始下降时(如图1),式(2)不再适用。Boussinsq(1904)用不完全Beta函数的逆函数描述初始潜水水位,给出了解析解:
这就是慢速退水方程。
当饱和渗透系数在垂向上呈幂函数变化时,即:
式中,z为相对于含水层底板的高度,KD为含水层表层饱和渗透系数。图2描述了不同n值时K的垂向变化。当含水层饱和带厚度为h时,饱和带平均饱和渗透系数为:
当h=D时,可求得含水层平均饱和渗透系数Kave:
Rupp和Selker[14](2005)给出了饱和渗透系数在垂向上呈幂函数变化时快速退水和慢速退水过程的解析解。对于快速退水:
式中:
式中:Beta(n+2,m+1)表示由n+2和m+1确定的Beta函数。m为无量纲参数,可使用K为常数时的q值校正m,Rupp和Selker[14](2005)建议m取值为1。
对于慢速退水:
其中BN是Beta函数:
当n=0,式(7)、(10)即为式(2)、(3)。
1.2 退水斜率曲线分析
天然河流径流消退过程中,流量Q是时间的函数,其变化率与流域调蓄特性有关:
当时间间隔为Δt,连续观测的流量数据为Qi和Qi+1,式(12)可近似写成:
式中,f()是反映流域调蓄特征的函数。相对于由降雨引起的其他径流成分,如河道直接径流、地表径流、大孔隙流等,地下径流的衰减速率|dQ/dt|是最小的。这就意味着在利用实测数据绘制图形时,可以采用取下包线的方法代表地下水退水过程。上述分析过程可称为退水斜率分析,其下包线称为退水斜率曲线。
退水斜率曲线f()呈现幂函数形式时,式(12)可写成:
式中,a和b是常数。
当流域概化成河道位于中间的矩形等效山坡时:
流域有效含水层宽度可表达为:
式中,A为流域面积,L为流域有效河长。
对于快速退水公式(7),对应式(14),a和b分别为:
式中:
a1与b1表示快速退水时的a、b值。对于慢速退水的式(10),a、b分别为:
式中:
a2与b2表示慢速退水时的a、b值。
1.3 水文地质参数反演
求得快速、慢速退水时的a、b值后,式(17)和(20)可联立方程组以推求水文地质参数。若已知流域基本特征,如面积A、有效河长L及平均含水层厚度D,即可反演流域饱和渗透系数KD和给水度f,计算公式为:
其中:
2 研究区域概况及退水过程分析
2.1 研究区域概况
星丰流域位于东江上游,流域面积42.6km2,流域平均宽度4.3km,平均比降3.14%,河流密度为13.62km/km2。流域气候属于湿润多雨的海洋性季风气候,多年平均降水量1720mm左右,年内降水主要集中于4~9月,降水年际、年内分配不均匀。星丰流域的土壤主要为麻赤红壤、页赤红壤和潴育水稻土,土壤类型概化为砂壤土、壤土和粘土3种类型,其中,砂壤土占71.17%,壤土占20.44%,粘土占8.39%。土壤厚度多在1.5~2.5m之间。
2.2 退水过程分析
本文使用星丰水文站1969~2008年40年逐日流量资料分析退水过程。退水过程选择应满足以下条件:(1)选择雨后尽可能短的时刻作为地下水退水的起始点[3],本文选择雨后第2日作为退水分析的起点;(2)在退水过程中,地下径流量和其变化速率(-dQ/dt)连续递减,应去除当日径流大于前日径流、当日退水速率大于前日退水速率的径流资料。经条件(1)、(2)处理后,在双对数坐标轴上绘制Q与-dQ/dt关系图,如图3(a)。可以看出在-dQ/dt较小时,数据点成水平层状分布,且非常分散,难以识别出慢速退水的下包线(图3(a)),下包线确定存在不唯一性。为此,Rupp和Selker[15](2006)通过把Δt作为一个变量实现了对流量数据低值部分的修正,计算方法如下:
同时,可使时间间隔ti-ti-j所对应的流量差值|Qi-Qi-j|大于某一阈值(本文阈值为0.05m3/s)。修正后Q与-dQ/dt关系图如图3(b)。
由于-dQ/dt有一定的误差,分散的数据点难以确定下包线的位置。Troch和De Troch[7](1993)提出以去除5%的数据点的方法确定下包线的位置,为检验这个位置所得结果的敏感性,同时考虑去除10%数据点确定的下包线位置。
经上述过程处理后,n=0(K垂向均质)、n=4(K垂向非均质性显著)时,去除5%和10%的数据点Q~-dQ/dt下包线如图4。
3 水文地质参数推求
本文首先分析n=0、n=4时,去除5%和10%数据点下包线位置以及含水层厚度变化对饱和渗透系数与给水度的影响。星丰流域土壤厚度在1.5~2.5m之间,取流域含水层平均厚度为1.5m、2m、2.5m时,所求KD、Kave与f值见表1。从表1可以看出:(1)随着D增加,KD、Kave和f均减小,当D从1.5m增加到2.5m,KD、Kave和f分别减小约64%、64%和40%;(2)表1中去除10%数据点所求KD、f值均小于去除5%数据点所求值;数据去除比例由5%变为10%时a1、n=0时的a2、n=4时的a2,分别增加45%、27%与24%,变幅较大,但KD、Kave值变化相对较小,约减小10%,f约减小为20%。
(线1、3、5和线2、4、6分别为去除5%和10%数据点所定的下包线)
注:表中括号内、外分别为去除10%、5%数据点确定下包线所反演得到的值。
如果流域含水层厚度取2m,下包线位置以去除10%数据点确定,以此分析考虑饱和渗透系数垂向变化对推求KD、Kave与f的影响。如表2,随着n的增加(饱和渗透系数垂向变化增大),KD、Kave与f均增大。n从0增大到4时,推求的表层渗透系数KD增大了15倍,含水层平均渗透系数Kave增大了2.2倍,给水度f增大了1.4倍,饱和渗透系数较给水度敏感的多。由表2和式(21)还可以看到,随着n的增加,含水层底部渗透性减弱,b2值增大,慢速退水曲线斜率增大。
n值变化情况下的水文地质参数变化
当D的变化范围在1.5~2.5m,以去除10%数据点确定下包线,KD与f随n的变化如图5。对KD值取对数后,对不同的n值,KD的变化幅度大体相等。f的变幅随着n的增加而增大,由n=0时的0.06增大到n=4时的0.15。随着n的增加,KD和f的上下限值也均增大。
星丰流域土壤类型主要为砂壤土(占71.17%),砂壤土的饱和渗透系数大约为1.411×10-5~4.234×10-5m/s[16]。当流域含水层厚度为2m,本文所推求的含水层平均饱和渗透系数(Kave)在此范围内(n<1)或略大于此范围(n≥1)。推求的给水度与Zhang等人[4](2009)在东江流域应用Brutsaert-Nieber方法所得结果相符,与Szilagyi[17](2004)、Hilberts等人[18](2005)的结果也较接近。
4 结论
本文通过对星丰流域地下水退水过程的分析,系统阐释了退水过程下包线确定方法及其对水文地质参数(饱和渗透系数和给水度)的影响。利用Rupp-Selker方程,揭示了饱和渗透系数垂向幂函数变化对Brutsaert-Nieber方法反演的水文地质参数的影响。研究表明:
(1)通过改变退水时段间隔Δt,可以减少确定Q~-dQ/dt下包线的不确定性。
(2)采用去除5%和10%数据点确定下包线位置来计算水文地质参数所产生的不确定性小于含水层厚度和垂向非均质性变化产生的不确定性。
(3)随着饱和渗透系数垂向非均质性的增加,慢速退水斜率增大,推求的给水度和饱和渗透系数均增大。
高含水期稳油控水效果浅析 第7篇
1 基本概况
某区发育多套油层, 2-4个油层组, 50-70个小层, 60-80个沉积单元, 其含油面积约10平方公里, 地质储量约2000万吨, 共有油水井500余口, 年产液约200万吨, 年均综合含水93%, 采出程度42%。
2 油藏潜力
根据151口井产液剖面资料统计, 有效级别大于1.0的油层大多动用差或未动用, 动用层数比例为43.1%、砂岩厚度比例为42.85%、有效厚度比例为41.8%, 也就是说在这类储层中还有接近一半的油层处于未动用状态。
根据151口井吸水剖面的分析和统计, 有效级别在小于0.5的油层很多都是吸水量差甚至是不吸水的, 吸水层所占的比例约为81.15%左右、砂岩厚度约为83.12%左右、有效厚度约为81.96%左右, 这就表明目前吸水情况不太理想的主要是在薄差油层, 吸水情况比较不错的油层大多分布在有效级别大于1.0的油层。
3 稳油控水技术措施
根据对某区块的具体分析, 运用转注方式、更新方式、补孔措施、欠注井的治理等不同的手段, 对注采关系进行强化和完善;运用对注水井的细分措施、调剖措施、层段间注等不同的措施, 对注水的结构进行调整;运用对采油井进行压裂、补孔以及堵水等措施的实施, 对油层的潜力进行挖掘, 减少不必要的水循环, 结构产液调整。
3.1 提高油层动用程度
对于油层动用情况不好的砂体, 尤其是在油层储量还比较富集的区块, 主要采取增产的措施进行油层潜力的挖掘, 进而提高剩余层油层的整体的油层动用程度。针对初期时吸水情况较好, 开发的过程中逐渐发现吸水情况变差的一些欠注井, 可以采用酸化、压裂等一些增注的措施, 来提高剩余油油层的注水量。
3.2 调整注水结构
针对非均质油层注水开发的不均匀性, 将注水井各层按动用程度及含水级别的差异, 合理地组合划分, 通过增加或调整注水层段, 限制高压、高含水层的注水, 加强低压、低含水层的注水, 达到调整不同类型油层注水结构的目的。对于夹层厚度较大 (一般大于1.0m) 的层段, 采取常规细分, 而对于夹层厚度较小 (一般小于1.0m) 的层段, 利用新技术, 在封堵高含水厚油层下部部分油层的情况下, 分卡出薄差油层, 提高其吸水能力。
根据不同油层的不同特点, 分别对其采取针对性较强的调剖措施, 对于砂体特别发育、厚度非常大的高含水主河道砂体, 实施注水深部调剖, 挖掘后油层顶部剩余油, 并可在注水井调剖的同时, 对应油井油层也相应采取调剖措施, 进一步挖掘厚油层剩余油潜力, 施行对应调剖。针对层间的矛盾比较突出, 没有办法进行细分的注水井个别层段, 为了提高对应油层的吸水效果, 可以进行浅调剖措施.
3.3 调整产液结构
对于一些层间的矛盾比较突出, 进行平面调整的余地比较富余的高含水油层可以采取堵水的措施。油井在堵水之后, 不仅减少了层间的干扰, 也增加了平面的注水体积, 同时调整了平面的矛盾。
根据油井注水见效情况, 及时进行压裂, 改善薄差油层动用状况。对于一些渗透率较低、物性较差的油层, 可以采取针对全井的压裂措施;而部分产液量较高, 含水较高的油井, 采取压裂或压堵结合。
该区块补孔层为二次加密井中的非主力油层, 这部分油层动用程度较低, 补空后将与三次井形成一套井网, 缩短注采井距, 提高油层的动用程度。在数值模拟剩余油分布的基础上, 结合动静态资料综合分析, 确定油井补孔30口井, 平均单井补开砂岩厚度10.7m, 有效厚度2.9m;水井补孔25口井, 平均单井补开砂岩厚度7.37m, 有效厚度2.0m。
改善该区块开发效果的主要潜力集中在低压中低含水层。统计各油层组的总地质储量约2000万吨。对这些油层根据区块油层动用情况制定各类措施和调整的界限初步确定各类措施选井选层数, 确定了该区块目前所具有的挖潜潜力, 油井端措施调整潜力58口井, 水井端措施调整潜力89口井, 方案调整潜力107井次。
3.4 措施实施效果
根据措施实施前后产液剖面对比分析, 平均日注水下降70m3, 含水下降0.57%, 油层动用层数增加了2.7%, 厚度小于0.5m的薄差油层动用厚度比例增加2.9个百分点, 产液状况得到明显改善, 全区自然递减下降12.82%。全区的地层压力有所升高, 产量的递减和汗水的上升也得到了有效的控制。
4 结论
当前处于水驱油藏的高含水的开发时期, 就必须从正确地认识剩余油的分布规律着手进行开发效果的改善。增加压堵结合、堵调结合以及补堵结合等措施的组合实施力度, 进而有效地控制好产量的递减趋势、含水率上升的速度。而通过对井网的综合调整, 以及结合注水的产液结构进行调整, 两者相结合为核心手段的稳油控水技术是目前水驱油藏在高含水的开发时期进行开发效果的改善的行之有效的途径。
参考文献
[1]徐梅.生育有研究在中后期有藏开发中的应用[M].北京:石油工业出版社, 2004
[2]刘吉余, 马志欣, 吕靖.高含水期剩余油分布研究现状[J].石油地质与工程, 2007, 21 (3) :61-63
