Reflection on China’s coal resource guarantee capacity and exploration work under the background of “double carbon”
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摘要:
我国以煤为主的能源消费结构短期内不会改变。目前我国煤炭能源仍然处在需求量大、资源高强度开发阶段,有必要认真审视我国煤炭资源勘查工作。通过分析我国煤炭资源分布与保存问题,基本摸清了煤炭资源状况。认为我国煤炭资源相对丰富,但分布主要受东西向、南北向“两横”和“两纵”构造带控制,在“九宫”分布不同区域资源赋存与开发程度不均衡,中东部地区开发强度大,西部资源丰富但勘查开发程度低。同时,对我国主要煤炭矿区典型矿井的煤炭资源采出情况进行了调查与计算,研究了煤炭资源采出率的计算方法,得出目前技术条件下多数矿井的煤炭资源采出率在24.3%~59.8%,直接反映了目前开采技术条件下我国查明煤炭资源、储量的实际采出情况。我国目前查明煤炭资源、储量20 a后大多将被开采和占用,保障能力不足,需要引起全社会对煤炭资源勘查工作的重视,提前谋划合理制定针对性的解决方案。从现在开始勘查工作:一是加强中东部老矿区煤炭储量增储勘查力度;二是加快煤炭勘查开发战略西移,建设煤炭基地“双子座”;三是开展深部和复杂地区的地质条件精细勘查评价,助力煤炭资源、储量的储备能力提升,实现煤炭在保障我国能源安全稳定发展中的压舱石作用。
Abstract:The structure of China’s coal-based energy consumption will not change in the short term. Coal resources are still being developed at a high intensity and with significant demand in China.It's necessary to pay close attention to China’s coal resource exploration efforts. This study essentially determines the state of coal resources by examining the distribution and preservation of coal resources in China. The distribution of China’s comparatively abundant coal resources is mostly governed by the “two horizontal” and “two vertical” tectonic bands that run east-west and north-south. The distribution of “nine palaces” resources is uneven in terms of their occurrence and development in the various regions. While there is little coal exploration and development in the western region despite its wealth of resources, there is a high level of coal development in the middle and eastern regions. The mining situation of coal resources in typical mines of main coal mining areas in China was investigated and calculated. The calculation method of coal resource recovery rate is studied. The resources mined by the majority of mines only make up 24.3% to 59.8% of the resource reserves found through exploration, which can essentially represent the actual mining situation of the coal resource reserves found in China under the current technical mining conditions. The majority of the coal resource reserves that have been identified in China’s present exploration and appraisal will be mined and occupied in 20 years, according to the research. The inability to reliably identify resource reserves necessitates drawing society’s attention to the exploration of coal resources and enabling proactive planning and formulation of focused solutions. In order to realize the ballast role of coal in ensuring the safe and stable development of China’s energy sector, it is necessary to strengthen the exploration of coal reserves in the old mining areas in the central and eastern regions; accelerate the westward shift of coal development strategy, the construction of coal base “Gemini”; and carry out fine exploration and evaluation of geological conditions in deep and complex areas.
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0. 引 言
河下浅埋煤层采动覆岩导水裂隙分布及涌水量是决定工作面安全生产的关键因素之一,一旦导水裂隙波及地表水体且裂隙开度较大,将导致矿井排水压力增加、甚至发生淹井事故[1-3]。
数值预测采动覆岩裂隙分布及涌水量是预测上述灾害机理与水量大小的重要方法之一,其合理性的关键在于建立岩石变形−开裂−离散块体运动及岩体裂隙中流体运移理论模型及其模拟方法。众多学者结合连续介质假设,模拟研究采动覆岩破坏高度。石必明等[4]基于岩石破裂损伤理论和有限元计算方法,利用RFPA应用软件系统模拟保护层开采远距离动态发展过程,得出了随保护层工作面推进,被保护层煤体应力和变形分布特征。LIU等[5]采用FLAC3D对裂隙岩体进行数值模拟,研究了裂纹面几何参数、强度参数以及围压对岩石力学特性的影响。祝凌甫等[6]采用FALC3D模拟研究了大采高综放开采顶煤运移规律,结果表明采高加大顶煤始动点前移,位移量增加,有利于顶煤的破碎,加大支架支护强度对下位顶煤位移影响较大,有利于下位顶煤的破碎。刘红元等[7]应用岩层破断过程分析SFPA2D系统,分析了采动影响下覆岩破坏的动态发展过程。BEKYTSCHKO等[8]提出扩展有限元法(XFEM)可以很好地模拟裂纹扩展路径并且不需要重新划分网格,极大地提高了精度并减少了计算量。杨贵[9]利用ANSYS有限元分析软件,建立二维、三维模型对覆岩不同岩性组合、断层及工作面几何参数对破坏高度的影响进行研究。另有部分学者基于离散介质假设,主要通过UDEC软件,将覆岩块体简化为砌块形状,数值研究采动覆岩裂隙。张吉雄[10]利用UDEC离散元分析软件,模拟分析不同强度充填体条件下,等价采高充填综采及传统采综采覆岩运动、关键层弯曲下沉及地表变形特征,掌握充填开采岩层移动规律。李曌等[11]基于变形分析法对导水裂隙带发育高度进行了预测。周昊楠等[12]采用离散元数值模拟方法系统研究了天然均质岩石在单轴压缩破坏过程中的力学、热力学及损伤演化规律。此外,学者广泛将采动覆岩简化为“孔隙介质”,通过控制渗透系数决定水流量的快慢。刘卫群等[13]基于随机有限元理论和渗流力学原理,通过推导渗流随机有限元列式,得到随机渗流单元水导矩阵,将可靠度计算引入采动岩体随机渗流之中,并对实际渗流问题进行了数值计算,反映了保护关键层和防水层对预防矿井的顶板突水具有重要作用。吴雪峰[14]通过建立顶板突水溃砂数值模拟模型,运用PFC2D数值模拟软件分析开采中顶板变形以及采空区上覆岩层孔隙率的变化情况,分析含砂层开采顶板突水溃砂的细观机理。杨天鸿等[15]开发利用渗流与应力耦合分析系统模拟承压水底板的破裂失稳过程,分析了底板突水的机理,对底板的易突水部位进行了预测。
但是,上述文献中固体理论模型主要基于连续介质假设,通过FLAC3D、Ansys等软件固体力学模块基于“连续介质假设”,将采动覆岩裂隙简化为塑性区、损伤带等力学响应。基于离散介质假设UDEC软件,模拟得到砌体形式的采动裂隙;更重要的是,渗流模块大多基于“孔隙介质模型”,通过调整渗透系数值改变渗透速率。实测结果表明,岩体并不是理想的连续或者离散介质,并且在采动应力下覆岩往往从准连续介质转化为离散介质,在此过程中不仅出现弹塑性变形、开裂、还会有离散岩块运动。这些开度、贯通度变化的裂隙(而非孔隙介质)会深刻影响地下水运移路径与速率,是地下水运移的主要通道。而渗透系数这一概念更适合反映孔隙介质的渗透性,即便采用张量形式,也只能反映渗透各向异性,很难反应裂隙岩体渗透的非均质性。
以采动覆岩裂隙−裂隙渗流力学理论为研究主线,对固体部分依次建立完整岩石的弹塑性变形、非贯通裂隙的混合型断裂、贯通型裂隙的压剪摩擦本构关系;对流体部分依次建立质量守恒方程、动量守恒方程、状态方程。编制裂隙岩体有限离散元−流体动力学耦合的FDEM-CFD数值流程,自然形成反映采动裂隙岩体渗透非均质性、各向异性数值模型。模拟研究河下浅埋厚煤层采动覆岩裂隙−涌水量时空演化规律。该研究成果对水体下安全采煤、保水采煤设计具有重要意义。
1. 岩体破坏−裂隙流体耦合理论
1.1 岩体破坏本构关系
钻孔原位测试结果表明,采动覆岩往往存在三类型破坏:完整岩块弹塑性变形、非贯通裂隙开裂、贯通裂隙两侧岩块的法向与切向作用。采用基于摩尔−库仑屈服准则的应变软化本构模型[16]描述完整岩块的弹塑性变形。进一步在有效应力空间中建立后二者的本构关系。
1.1.1 非贯通裂隙开裂
拉、压剪应力下非贯通裂隙的力学响应包括2个方面:裂尖的开裂、裂尖后方裂隙表面的压剪摩擦。本部分只讨论前者,而后者在下文中予以说明。
裂尖的潜在断裂面由黏聚力单元表示,通过有限元FEM方法计算。实验表明,拉、剪及混合型断裂模式下的断裂过程分为弹性变形和韧性断裂两个阶段。弹性段本构关系可由下式表示[17]:
$$ {\boldsymbol{\sigma}}_{\mathrm{c}}={\boldsymbol{D}}_{\mathrm{c}} {\boldsymbol{\varepsilon}}_{\mathrm{c}}=\left[\begin{array}{ccc} D_{\mathrm{c}, \mathrm{n}} & 0 & 0 \\ 0 & D_{\mathrm{c}, \mathrm{S}} & 0 \\ 0 & 0 & D_{\mathrm{c}, \mathrm{t}} \end{array}\right]\left[\begin{array}{l} \varepsilon_{\mathrm{c}, \mathrm{n}} \\ \varepsilon_{\mathrm{c}, \mathrm{S}} \\ \varepsilon_{\mathrm{c}, \mathrm{t}} \end{array}\right] $$ (1) 当应力达到如下条件,进入韧性断裂过程:
$$ \left(\frac{\left\langle\sigma_{\mathrm{c}, \mathrm{n}}\right\rangle}{\sigma_{\mathrm{c}, \mathrm{n}}^{\text {peak }}}\right)^2+\left(\frac{\sigma_{\mathrm{c}, \mathrm{s}}}{\sigma_{\mathrm{c}, \mathrm{S}}^{\text {peak }}}\right)^2+\left(\frac{\sigma_{\mathrm{c}, \mathrm{t}}}{\sigma_{\mathrm{c}, \mathrm{t}}^{\text {peak }}}\right)^2=1 $$ (2) 式中,σc为应力矢量;Dc为黏聚力单元的弹性刚度矩阵;εc为应变矢量,其与分离位移量S的关系为$ \varepsilon_{\mathrm{c}}=\boldsymbol{S} / T_0$,当模型采用国际单位制时有T0 =1,为单元的本构厚度;Dc, n,Dc, S,Dc, t为法向和二个切向方向上的弹性模量;εc, n,εc, S,εc, t为εc各个方向上的分量;σc, n,σc, S,σc, t ($ \sigma_{\mathrm{c}, \mathrm{n}}^{\text {peak }}, \sigma_{\mathrm{c}, \mathrm{S}}^{\text {peak }}, \sigma_{\mathrm{c}, \mathrm{t}}^{\text {peak }}$) 是法向和二个切向方向的(最大)应力;< >为Macaulay 符号。
满足式(2)后材料进入韧性断裂阶段。考虑到剪切应力下该阶段易出现塑性剪切位移、剪切模量降低现象,故在本构关系中引入塑性和损伤。记拉、剪损伤变量为dc, n, dc, S,剪切塑性位移为$ S_{\mathrm{c}, \mathrm{S}}^{\mathrm{plactic}}$,拉总位移为Sc, n,剪总位移为Sc, S,那么应力和拉、剪总位移之间的关系:
$$ \sigma_{\mathrm{c}, \mathrm{n}}=\left(1-d_{\mathrm{c}, \mathrm{n}}\right) D_{\mathrm{c}, \mathrm{n}} S_{\mathrm{c}, \mathrm{n}} $$ (3) $$ S_{\mathrm{c}, \mathrm{S}}^{\text {plastic }}=S_{\mathrm{c}, \mathrm{S}}^{\mathrm{in}}-d_{\mathrm{c}, \mathrm{S}} \sigma_{\mathrm{c}, \mathrm{S}} /\left[\left(1-d_{\mathrm{c}, \mathrm{S}}\right) D_{\mathrm{c}, \mathrm{S}}\right] $$ (4) 其中,$ S_{\mathrm{c}, \mathrm{S}}^{\mathrm{in}}=S_{\mathrm{c}, \mathrm{S}}-\sigma_{\mathrm{c}, \mathrm{S}} / D_{\mathrm{c}, \mathrm{S}}$。
采用Benzeggagh-Kenane断裂准则[18]作为岩石完全断裂的判据:
$$ G_{\mathrm{c}}^{\mathrm{F}}=G_{\mathrm{c}, \mathrm{n}}^{\mathrm{F}}+\left(G_{\mathrm{c}, \mathrm{S}}^{\mathrm{F}}-G_{\mathrm{c}, \mathrm{n}}^{\mathrm{F}}\right) \xi^\chi $$ (5) 式中,$ G_{\mathrm{c}}^{\mathrm{F}}, G_{\mathrm{c}, \mathrm{S}}^{\mathrm{F}}, \chi$分别为完全断裂时的张拉型断裂能、剪切型断裂能、材料参数。在拉、剪及混合模式下的断裂能Gc,n, Gc,S, Gc,m表达式为:
$$ G_{\mathrm{c}, j}=\int_0^{S_{\mathrm{c} j}} t_{\mathrm{c}, j}\left(S_{\mathrm{c}, j}\right) \mathrm{d} S_{\mathrm{c}, j} $$ (6) 其中,j 为变量,表示n, S, m(即张拉型、剪切型、混合型)断裂模式。断裂能混合比ξ表达式为:
$$ \xi=G_{\mathrm{c}, \mathrm{S}} /\left(G_{\mathrm{c}, \mathrm{n}}+G_{\mathrm{c}, \mathrm{S}}\right) $$ (7) 由上述(1)—(7)式确定拉、剪荷载下裂尖断裂过程。裂尖后方裂隙表面,以及贯通裂隙的压剪摩擦力学响应,通过下文确定。
1.1.2 贯通裂隙的法向与切向作用
黏聚力单元完全断裂后(即式(5)成立)赋予状态变量state=0,删除黏聚力单元并激活该位置处的接触对。遍历搜索整个数值模型中state=0的黏聚力单元与初始接触对,其围合而成的最小区域内部采用FEM计算,采用离散元DEM计算区域Ω1与区域Ω2之间的法向与切向作用。
若区域Ω1与Ω2之间任意相邻实体单元节点间距>0,则二个区域不存在相互作用。以体积力与水压力为外力计算其力学响应。
若区域Ω1与Ω2之间任意相邻实体单元节点间距≤0,则在去除水压力的有效应力空间中对节点力矢量在法向、切向方向的分解,若有法向力σn≠0,且切向力σS=0,则有压缩本构关系为:
$$ \sigma_{\mathrm{n}}=\frac{D_{\mathrm{n}} N_{\max } n}{N_{\max }-n} $$ (8) 式中,σn为压缩应力;Nmax为结构面最大闭合量,常数,根据三维形貌扫描实验确定;n为结构面闭合量,变量;Dn为结构面法向模量,本文取值为其相邻岩块参数。
若相邻实体单元节点间距为0,且有相邻节点力切向力差值σS≠0,则二者之间存在剪切摩擦,结合SARGIN等[19]的研究成果并拟合实验曲线,得到剪切本构关系:
$$ \sigma_{\mathrm{S}}=\frac{D_{\mathrm{s}} S+\sigma_{\mathrm{S}, \mathrm{p}}(p-1)\left(S / s_{\mathrm{p}}\right)^2}{1+\left(D_{\mathrm{S}} s_{\mathrm{p}} / \sigma_{\mathrm{S}, \mathrm{p}}-2\right)\left(S / s_{\mathrm{p}}\right)+D_{\mathrm{S}}\left(S / s_{\mathrm{p}}\right)^2} $$ (9) 式中,DS为剪切模量;S(sp)为剪切(峰值)位移;p为材料参数;σS(σS,p)为(峰值)剪应力。
本文将粗糙裂隙简化为平直裂隙,在降低计算成本的同时,也会对带来相应的问题:由于采用罚函数计算贯通裂隙的法向作用,易导致区域Ω1与Ω2之间任意接触的实体单元之间的裂隙开度小于0。此假设条件对流体在张拉型裂隙内运移影响很小;但对剪切渗流影响较大。为便于开展后者的CFD计算,以直剪实验结果为基础,结合LADANYI[20]的研究成果,确定剪胀方程为:
$$ \Delta n=S^{0.65}\left(1-\sigma_{\mathrm{n}} / \sigma_{\mathrm{U}}\right)^{0.001} \tan \;\psi_0 $$ (10) 其中,Δn为剪胀引起的法向位移增量;σn为法向应力;σU为相邻岩块的单轴抗压强度;ψ0为初始剪胀角。由此,在FDEM裂隙开度模拟结果的基础上,根据剪切位移修正剪切裂隙开度。
基于1.1节各式,以初始定义的接触对、采动应力下新生成的state=0的黏聚力单元(式(5))为激活有限元或离散元的判据。由此编制相应的有限元−离散元FDEM数值程序,模拟采动覆岩从准连续介质转化为离散块体全过程。
1.2 裂隙岩体多相流动力学基本方程
在建立裂隙岩体多相流动力学基本方程前,简要说明河下采煤突水过程。工作面采动导致覆岩内出现自下而上的裂隙,并随即在其中充满空气。若裂隙波及地表水体,则地下水自上而下逐渐占据裂隙内空气的空间,并进入工作面。上述过程可简化为气−水二相流在贯通裂隙内的运移模型。在此基础上,结合流体体积法(VOF)实现气−水二相边界追踪。二相流质量守恒方程为
$$ \frac{\partial \rho}{\partial t}+\frac{\partial \rho u_x}{\partial x}+\frac{\partial \rho u_y}{\partial y}+\frac{\partial \rho u_{\textit{z}}}{\partial {\textit{z}}}=0 $$ (11) 式中,t为时间;ux、uy、uz为流体分别在x、y、z三个方向上的速度;ρ为密度,且有:
$$ \rho=\rho_{\mathrm{w}} V_{\mathrm{p}}+\rho_{\mathrm{a}}\left(1-V_{\mathrm{p}}\right) $$ (12) 式中,ρw为流体密度;ρa为空气密度;Vp为计算网格中水的体积分数,且有0≤Vp≤1,为待求解变量。
动量守恒方程为:
$$ \frac{\partial(\rho \boldsymbol{u})}{\partial t}+\nabla \cdot(\rho \boldsymbol{u} \boldsymbol{u})=-\nabla p+\nabla \cdot \boldsymbol{\tau}+\rho \boldsymbol{g}+F_{\mathrm{st}} $$ (13) 式中,ρ为流体密度;u为流体速度矢量;p为流体压力;g为重力加速度; Fst为水的表面张力;τ为黏滞力引起的应力张量,且有:
$$ \boldsymbol{\tau}=\mu\left[(\nabla \cdot \boldsymbol{u})+(\nabla \cdot \boldsymbol{u})^{\mathrm{T}}\right] $$ (14) 其中μ为动力黏度,且有:
$$ \mu=\mu_{\mathrm{w}} V_{\mathrm{p}}+\mu_{\mathrm{a}}\left(1-V_{\mathrm{p}}\right) $$ (15) 式中:μw为壁面动力黏度;μa为空气的动力黏度。另外,为使上述方程组封闭,补充Mie-Gruneisen状态方程[21]:
$$ p=\rho c_0^2 \eta $$ (16) 其中,c0为材料常数,取值为
1500 m/s;η为名义体积压缩应变,η=1−ρ0/ρ。其中ρ0为参考密度,取值为1000 kg/m3。为了将气水二相流限制在岩体裂隙内,在流体所有可能流经的位置布置欧拉网格。而后采用增强的浸没边界算法识别水−岩界面,从而使得气水只能在欧拉网格与裂隙相交的区域流动。在此基础上,将未与裂隙相交的欧拉网格删除,从而大大提高计算效率。再结合流体体积VOF方法,在每个时间增量步内计算每个欧拉单元中水的体积分数,实现裂隙内流体自由面的追踪和重构。将式(11)~(15)赋予欧拉网格。
基于以上各式及方法,形成FDEM-CFD数值计算流程如图1所示。
2. 参数识别与理论模型验证
第一节中的岩体破坏本构关系参数可通过三轴压缩实验、I/II型断裂实验、直剪试验获取,得到岩石力学参数见表1。且其合理性已经被笔者验证[22]。尚需验证贯通裂隙内流体动力学方程及相应的CFD程序。
表 1 材料参数Table 1. Material parameters岩性 Dc,n/
(106N·m−1)Dc,t/
(106N·m−1)$ \sigma_{\mathrm{c}, \mathrm{n}}^{\text {peak }}$/N $ \sigma_{\mathrm{c,S}}^{\text {peak }} $/N χ E/GPa μ c/MPa φ/(°) Nmax/mm Dn/GPa DS/GPa σS,p/MPa sp/mm ψ0/(° ) 黄土 0.45 2.56 30.86 2 16.224 2.03 11.85 0.25 7.36 23 0.20 11.85 0.94 0.271 2.87 2.1 细砂岩 1.10 19.27 790.29 5 695.38 2.77 20.11 0.21 15.22 35 0.36 20.11 9.75 7.31 0.75 3.4 砂质泥岩 0.71 2.71 452.95 3 226.76 2.19 15.33 0.25 9.88 28 0.29 15.33 4.10 4.72 1.15 2.7 泥岩 0.45 2.56 308.60 2 162.24 2.03 11.85 0.25 7.36 23 0.20 11.85 0.94 2.71 2.87 2.1 煤 0.43 1.98 215.78 1 420.50 1.78 10.21 0.28 4.77 22 0.41 10.21 3.06 3.43 1.12 2.0 中砂岩 1.52 23.76 731.15 6 861.82 2.73 25.73 0.19 17.03 41 0.41 25.73 11.55 10.75 0.66 4.2 灰岩 3.66 37.28 1023.10 10435.72 2.25 41.56 0.19 22.70 42 0.34 41.56 16.31 19.66 0.70 3.1 注:E为弹性模量;c为材料黏聚力;φ为材料的摩擦角。 对比实验与模拟结果验证理论模型的合理性。由巴西劈裂法制备棱长100 mm、单一粗糙结构面的立方体砂岩试件,三维形貌扫描并计算JRC值,选取JRC值接近的试件开展剪切渗流实验。夹具固定试件下盘,在试件上盘逐级施加法向力直至10 MPa,剪切加载速率为0.02 mm/min。当剪切位移达到4 mm时停止剪切加载,并在裂隙进水口施加0.5,1.5,2.5 MPa水压力,出口处设置水压力0 MPa,监测出口水流量。建立与单裂隙剪切渗流试验试样尺寸、边界条件一致的数值模型。在固定试件下盘的同时,通过与试样紧贴的刚性平板,对试样上盘施加vx=0.02 mm/min的剪切荷载,同时对上盘顶面施加10 MPa法向荷载。模型的裂隙位于y方向中部,简化为平直裂隙,由接触对表示,并赋予式(8)—(9)力学属性;上下盘采用实体单元。设置同样的流体边界条件。初始时刻裂隙内充满空气。待切向位移为4 mm时,在欧拉域左、右边界施加水压力边界,其余欧拉边界处施加法向速度约束。通过实验和计算程序(图1)得到实验与模拟结果如图2所示。
由图2可知,当入口水压力分别为0.5、1.5、2.5 MPa,实验(模拟)水流量分别为8.7×10−6(1.09×10−5)、1.66×10−5(2.05×10−5)、2.18×10−5(2.83×10−5) m3/s,模拟与试验结果偏差为23%~29%。模拟结果相较试验偏高,主要原因在于真实裂隙是粗糙的,而在数值模型中被简化为平直裂隙,导致后者水力开度较大;而且在粗糙裂隙中局部流体流速很快,有较高的惯性力而阻碍水流运移。上述CFD结果表明,增强的浸没边界算法可有效将气水二相流限制在裂隙内流动。相比较大井法等传统涌水量预测方法动辄70%以上的误差[22],CFD方法总体满足工程所需,且涌水量结果偏于安全。
3. 河下工作面采动突水数值模拟
3.1 工作面矿井地质和水文地质概况
山西盂县路家村煤矿位于太行山西侧,盂县盆地东南部边缘。区域地层总体为走向近东西向,向南倾的单斜地层,大型断裂较少,宽缓次级褶曲较发育。分布的地层主要有奥陶系中统峰峰组,石炭系中统本溪组、上统太原组,二叠系下统山西组、下石盒子组、上统上石盒子组,第四系上更新统及全新统。工作面基本上正南北向布置,自北向南开采推进,全部垮落法管理顶板。主采15号煤直接顶为泥岩,老顶主要为灰岩、砂质泥岩,各岩层分布及其厚度如图3所示,其中15404与15405工作面覆岩地层中泥质岩层(包括泥岩、砂质泥岩)总厚度一般占煤层覆岩总厚度的50%以上,煤层厚度为7.7 m,最小采深为63 m。
路家村煤矿地区降水量多集中在每年的七、八、九月,占全年总降水量的74%~ 98%。15404工作面顶板的二叠系砂岩裂隙含水层富水性差,地表招山河是其主要涌水水源。招山河河流宽度为1.98 ~ 5.80 m,河流深度为0.15 ~ 0.28 m,最大河水流速为0.64 m/s。需要强调的是,招山河是季节性河流,按照采煤计划,15404工作面旱季开采,待推进至170 m后进入雨季并停采。雨季招山河洪水流量将达
2300 m3/h。一旦采动裂隙波及地表、河水大量下泄至工作面,将导致严重突水灾害。3.2 建立工程数值模型
为研究河下浅埋厚煤层采动覆岩裂隙−涌水量时空演化规律,根据路家村15404工作面工程地质条件,采用图1所示的FDEM-CFD耦合数值计算流程,建立如图3所示的FDEM-CFD数值模型,模拟研究河下浅埋厚煤层采动覆岩裂隙−涌水量时空演化规律。其中FDEM模型主要反映固体变形、开裂、运动过程。模型长×高=300 m×80 m,工作面推进长度160 m,两侧各预留70 m边界煤柱。其顶部为自由边界,其余5面采用位移约束方式固定其法向位移,在高度方向设置重力荷载。FDEM模型由实体单元、黏聚力单元、接触对组成,分别赋予弹塑性、断裂、压缩−剪切力学属性(1.1节)。因15404工作面在推进至170 m后进入雨季停采,故在所得FDEM模型计算结果基础上建立CFD模型以模拟招山河水沿采动裂隙进入工作面情况。CFD模型(即流体部分)由欧拉单元组成,赋予流体动力学属性(1.2节)。考虑到招山河河道流向被工作面所覆盖,通过煤层开采形成的导水裂隙带下渗进入采掘工作面,模拟其流体只在欧拉单元与FDEM相交的裂隙中流动,因此仅在采动覆岩裂隙较为发育的采空区附近布置欧拉域以模拟招山河河水,其长×高=230 m×60 m,欧拉域底界与煤层底板重合。欧拉单元尺寸为10−3 m。对整个欧拉域施加重力荷载,在其表面设置为法向速度为0的边界,同时在水−岩接触边界处采用浸没边界算法,将水流控制在采动覆岩裂隙内。各岩层及流体力学参数见表1,其中黄土不能承受拉力,压剪强度设置为泥岩的1/10,其他参数与泥岩一致。在此基础上,通过FDEM-CFD数值程序(图1)计算河下浅埋厚煤层采动覆岩裂隙−涌水量时空演化规律。
3.3 FDEM-CFD模拟结果
通过以上数值模型得到河下浅埋厚煤层采动覆岩裂隙数值结果如图4所示。
如图4所示,当工作面从0 m推进至20 m过程中,顶板泥岩随煤层开采而垮塌。当工作面推进至20 m时,灰岩基本顶断裂,并导致其上部的砂质泥岩层同步断裂,导水裂隙发育至距煤层23 m位置处的中砂岩底界,其最大位移约为1.07 m。
当工作面推进至50 m,煤层顶板灰岩将形成大面积悬顶,同时在工作面后方约30 m位置处顶板中砂岩断裂,导致其上方砂质泥岩同步断裂。但由于表层黄土塑性变形能力较强,使得导水裂隙发育至黄土层底界,此时黄土层的最大下沉位移约1.8 m。
当工作面推进至80 m,煤层顶板灰岩将形成大面积悬顶。而在工作面后方约15 m位置处灰岩断裂,并形成向采空区倾斜、倾角约72°且贯通地表与工作面的导水裂隙。由于表层黄土塑性变形能力较强,使得其内导水裂隙开度远小于岩层内的采动裂隙,此时黄土层的最大下沉位移约3.7 m。
与以上类似,当工作面推进至120 m、170 m时,在工作面后方8~11 m位置处灰岩断裂,并形成向采空区倾斜、倾角65°~68°且贯通地表与工作面的导水裂隙。黄土层的最大下沉位移约4 m。
综上所述,工作面在推进过程中顶板覆岩不断产生裂隙并向上扩展,当工作面推进至 80~120 m左右时,导水裂隙带发育高度已发育至地表。主要导水裂隙带通常位于工作面后方8~20 m位置处,向采空区倾斜、倾角65°~72°。
通过以上数值模型得到河下浅埋厚煤层工作面涌水量数值结果如图5所示。
如图5所示,当工作面推进至170 m后进入雨季,招山河水上涨,河水沿着采动裂隙进入工作面。经过40.9 h后水流进入顶板中砂岩层,87.8 h后水流进入灰岩层,128.7 h后水流进入工作面并形成大量积水。根据水流速度云图(图5)及图4e可知,水流的主要下泄路径为工作面后方8~20 m位置处的导水裂隙。这是因为其他位置处的采动裂隙被重新压实,导致裂隙开度较小、水流量较小。经过175.62 h后,采空区内积水体积达到
3298.4 m3,即涌水量为18.78 m3/h。3.4 导水裂隙带发育高度验证与涌水量理论计算
3.4.1 导水裂隙带发育高度
在相邻工作面开展地面钻孔,通过冲洗液消耗量判断导水裂隙带发育高度。钻孔距离开切眼190 m,距离回风巷30 m。钻孔处煤层厚度为7.4 m,煤层顶板与地表间距161 m。
钻孔钻进过程中冲洗液消耗情况如图6a所示,在深度0~39.8 m范围内,冲洗液消耗量总体上低于0.5 m3/m;在钻进至39.8 m时,消耗量突然增大至2.5~4.2 m3/m;在60 m以深消耗量渐增呈波状变化,多处短时漏水,在89.78 m,112.20 m处尤为明显,并在128.93 m起中止循环。
通过钻孔冲洗液消耗量观测,可得出覆岩导水裂隙带已波及至顶板121.2 m高度处(即地表以下39.8 m)。该数值远大于15404工作面煤层顶板覆岩高度63 m。由此可知,路家村15404工作面导水裂隙带发育高度已延伸至地表(图6b)。
3.4.2 涌水量
15404工作面涌水量主要受其直接顶板上方的招山河水流影响。招山河河流平均宽度为3.9 m,河流平均深度0.21 m,河水流速为0.16~0.64 m/s,平均速度为0.31 m/s。在煤层开采条件下,使用大井法理论预计工作面涌水量。计算公式采用潜水完整井稳定流裘布依公式:
$$ {{Q}} = 1.366{{K}}\frac{{(2H - S)S}}{{\lg {R_0} - \lg {r_0}}} $$ (17) 式中:Q为预测矿井正常涌水量,m3/h;K为渗透系数;H为潜水含水层厚度;S为水位降深值;R0为引用影响半径;r0为引用半径。
矿坑天然水位近似水平,因此引用影响半径R0和r0引用半径可采用如下式计算:
$$ {R_0} = {r_0} + R,R = 10S\sqrt K ,{r_0} = \sqrt {F/\pi } $$ (18) 式中,F为开采区面积,m2。
根据路家村煤矿地质材料并结合采矿参数,计算参数确定为:渗透系数为2.443 m/d,潜水含水层厚度为12 m,水位降深值为23 m,开采区面积为
10400 m2,计算得到工作面涌水量为20.85 m3/h。以上模拟与理论计算最大涌水量数据有较好的一致性,表明数值理论与模型具有较好的可靠性。
4. 结 论
1)建立采动岩体破坏−裂隙流体耦合理论及相应的FDEM-CFD程序,可数值实现河下浅埋厚煤层采动覆岩裂隙形成,以及裂隙内流体运移过程。
2)FDEM模拟结果表明,当工作面推进至80~120 m时,形成贯通地表的导水裂隙。主要导水裂隙带位于工作面后方8~20 m位置处,向采空区倾斜、倾角65°~72°。
3)CFD预测地表招山河水的主要下泄路径为工作面后方8~20 m位置处的导水裂隙。采空区内涌水量为18.78 m3/h。
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表 1 生产煤矿煤炭资源采出率计算方法验证分析
Table 1 Validation analysis of calculation method for recovery rate of production coal mine
煤矿 工业资源
储量/万t设计资源
储量/万t累计动用
量/万t实际损失煤炭
资源量/万t累计采出
量/万t剩余可采
量/万t永久煤柱摊销
损失量/万t煤炭资源
采出率/%矿一 7 664.7 7 146.7 4 055.1 1 542.7 2 512.4 1258.2 588.3 56.5 矿二 12 027.7 10 435.5 7 967.0 2 588.2 5 378.8 2019.0 1112.7 58.2 矿三 23 109.3 10 500.8 6 858.1 1 043.3 5 814.8 1627.1 9234.4 34.1 表 2 资源枯竭型关闭煤矿资源储量与煤矿资源回采率统计
Table 2 Statistical of resource reserves and mine recovery rate of resource-exhausted closed coal mines
煤矿编号 累计采出
量/万t累计动用量/万t 保有资源量/万t 煤矿资源
采出率/%BJ01 3932.6 5429.2 4487.5 39.7 BJ02 95.0 120.0 188.0 30.8 GZ01 206.4 274.2 222.8 41.5 GZ02 1302.9 1668.0 861.0 51.5 GZ03 636.1 1242.9 68.4 48.5 HB01 1438.5 2761.2 2577.6 26.9 HB02 819.12 1395.98 2841.7 19.3 HB03 3550.5 5807.5 5823.8 30.5 HB04 9027.3 5107.4 9522.1 61.7 HB05 1495.3 2418.9 8708.3 13.4 HB06 2892.1 4424.3 9120.8 21.4 HB07 781.0 1038.0 5040.8 12.9 SHD01 49.5 55.6 21.0 64.6 SHD02 532.8 683.4 194.0 60.7 SHD03 2722.4 3536.3 5537.1 30.0 SHD04 50.4 58.0 42.0 50.4 SHD05 806.6 1231.3 161.6 57.9 SHD06 1193.7 2343.0 526.0 41.6 SX01 10483.9 17909.0 10424.0 37.0 SX02 10570.9 16246.0 8177.0 43.3 SX03 9278.5 14965.0 8185.0 40.1 SX04 2202.8 4905.5 3755.1 25.4 SX05 132.4 250.0 492.0 17.8 SX06 3577.3 6175.8 9863.7 22.3 SX07 5135.0 7073.0 21941.6 17.7 表 3 我国煤炭剩余可采资源量及情景分析
Table 3 China’s remaining recoverable coal resources and scenario analysis
全国煤炭资源“井”字形构造
“九宫”分区剩余可采
资源量/亿t年产
量/亿t开采年
限/a东北宫 75.42 1.6 <19 黄淮海宫 202.98 4.5 <18 东南宫 3.92 0.3 <5 蒙东宫 313.09 3 <42 晋陕蒙(西)宁宫 1618.83 25.4 <25 西南宫 150.07 2.9 <21 北疆宫 702.02 3 <94 甘青南疆宫 64.23 0.6 <43 西藏宫 — — — -
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