加氣混凝土置換泥漿下管技術(shù)研究*

夏紅兵,張義俊,余大有,張 雷,陳征征

(1.安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院， 安徽 淮南 232001； 2.安徽省煤田地質(zhì)局第一勘探隊，安徽 淮南 232035)

近年來，隨著煤炭行業(yè)實行先抽后采的瓦斯防治方法，越來越多的煤礦使用大口徑鋼管抽排瓦斯。隨著開采深度的增加，瓦斯抽排管下放的深度也越來越深，下放的瓦斯抽排管重量大大超過了目前鉆井機(jī)械的起吊能力[1-3]，人們提出了許多減輕鉆塔吊重的方法，常用的有鋼管內(nèi)設(shè)置空氣柱的浮力法下管技術(shù)，分單塞空氣柱自平衡下管技術(shù)[4]與雙塞空氣柱下管技術(shù)[5]。隨著下管深度的增大，單塞中空氣柱內(nèi)的空氣受到的壓力也隨著增加，空氣柱被壓縮，浮力相應(yīng)減小，減輕鉆塔負(fù)載效果不明顯[6]；雙塞下管時，兩塞間的空氣柱體積不變，但下管結(jié)束后，上塞排出壓縮空氣的速度難以控制，造成泥漿井噴[7]現(xiàn)象；并且當(dāng)鋼管上段未充入泥漿的空管段高度達(dá)到一定值時，管內(nèi)外壓差較大，發(fā)生癟管事故[8-9]。基于以上原因，急需尋找一種既安全又經(jīng)濟(jì)的下管方法，為此作者提出了一套以加氣混凝土置換泥漿減輕鉆塔載重的下管方法(已申請發(fā)明專利)，現(xiàn)場應(yīng)用證明該方法可行。

1 癟管原因分析

淮南礦業(yè)集團(tuán)某煤礦，采用雙塞法下瓦斯抽排管，總下管深度680 m，當(dāng)下管深度達(dá)到640 m時，發(fā)生癟管事故。所用管材規(guī)格為φ628 mm×14 mm，上部未注泥漿的空管高度為140 m 。

140 m空管的浮力，方向向上：

F=ρ泥漿gv排,v排=πD2l/4

(1)

式中，D為鋼管外徑。代入計算參數(shù)可得：F=520 114 N。

140 m空管的重量，方向向下：

G=πDtlρ鋼

(2)

式中，t為鋼管壁厚，代入計算參數(shù)可得：G=301467N。

此時鉆機(jī)吊鉤顯示拉力為T，方向向上，T=600 000 N。按力的平衡，得到：

F+T=L+G

(3)

代入計算參數(shù)，得到140 m截面處的拉力L=818 647 N。

對應(yīng)截面拉應(yīng)力為

σ1=L/πDt

(4)

代入計算參數(shù)，得140 m截面處σ1=29 653 731 N/m2，取σ1為最大主應(yīng)力。

取泥漿的密度為1 200 kg/m3，140 m處管內(nèi)外壓差為

p=ρ泥漿gh

(5)

計算得到140 m處的壓差p=1 680 000 N/m2，對應(yīng)的環(huán)向壓應(yīng)力為

σ3=pD/2t

(6)

得σ3=-75 360 000 N/m2，σ3取為最小主應(yīng)力。

按第三強(qiáng)度理論

σ1-σ3≤[σ],[σ]=σs/n

(7)

式中，n為安全系數(shù)，對于長圓筒一般取1.25，σs=235 MPa。

可以得到：σ1-σ3=105 MPa， [σ]=188 MPa。因此，可見σ1-σs<[σ]，管材受到的應(yīng)力小于屈服強(qiáng)度，此時管材未屈服，因此不屬于壓力作用下的屈服破壞[10]。

將管材按外壓作用下長管失穩(wěn)來計算[11-12]：

p≤[p]=pcr/m

(8)

式中p環(huán)向外壓，m為長圓筒穩(wěn)定性安全系數(shù)，對于明管一般取3；[p]為管材徑向均布外載標(biāo)準(zhǔn)值；Pcr為臨界壓力。

(9)

式中μ=0.3，t為管材厚度，D為管材外徑，E為彈模，將t、D、E、μ代入上式，計算得到：

Pcr=4.8 MPa, [p]=pcr/m=1.6 MPa

對于140 m空管段的內(nèi)外壓差為1.68 MPa，大于臨界應(yīng)力1.6 MPa，從而發(fā)生癟管事故。

2 加氣混凝土單軸抗壓強(qiáng)度實驗

加氣混凝土是以硅質(zhì)材料和鈣質(zhì)材料為主要原料，摻加發(fā)氣劑(鋁粉)，加工制成的輕質(zhì)多孔硅酸鹽制品。一般密度為500～700 kg/m3；對于密度為500 kg/m3的優(yōu)質(zhì)砌塊，單軸抗壓強(qiáng)度達(dá)到3.5 MPa?；诩託饣炷恋馁|(zhì)輕、高強(qiáng)、成型易、價廉特性，選其作為下管浮力材料。為此，實驗了解加氣混凝土的抗壓性能以及壓縮變形性能[13-14]。

取四塊加氣混凝土標(biāo)準(zhǔn)試塊(100 mm×100 mm×100 mm)，按《加氣混凝土力學(xué)性能試驗方法》，編號，進(jìn)行單軸抗壓試驗，如圖1所示。剔除抗壓值離散較大者，得到各試塊單軸抗壓值如表1所示。

圖1 加氣混凝土單軸抗壓強(qiáng)度實驗Fig.1 Uniaxial compressive strength tests of AAC

試塊編號試塊1試塊2試塊3抗壓值/MPa447427442

得到該組試塊平均單軸抗壓強(qiáng)度為4.29 MPa。

3 加氣混凝土圍壓強(qiáng)度實驗

3.1 試驗設(shè)備

圍壓實驗壓力罐，內(nèi)腔直徑300 mm、高500 mm，手動加壓油泵、壓力表，如圖2所示。

圖2 圍壓試驗壓力罐和手動油泵Fig.2 Manual pump and pressure tank of surrounding pressure test

3.2 實驗步驟

將規(guī)格100 mm×100 mm×100 mm試塊加氣混凝土試塊外包塑料封皮，防止油壓作用下，液壓油滲漏到試塊中。將包有封皮的試塊放入壓力罐中，蓋上法蘭盤，擰緊所有螺栓；安裝壓力表，把手動油泵的輸油管連接到油泵與壓力罐；使用手動油泵加壓，記錄壓力表讀數(shù)，過程見圖3。

圖3 加氣混凝土圍壓實驗Fig.3 Surrounding pressure test of the AAC

3.3 實驗數(shù)據(jù)及結(jié)果

3.3.1 實驗數(shù)據(jù) 加壓式，壓力罐內(nèi)試塊處于靜水壓力狀態(tài)，試塊所受圍壓即是外加油壓。油壓逐漸升高，直至加氣混凝土塊被壓縮、油壓表壓力不再上升為止。加氣混凝土塊圍壓下的抗壓強(qiáng)度就是外加油壓的最高值，如表2。試驗完畢后，卸載，拆除加氣混凝土試塊的防油層封皮，試塊外觀無明顯變化，塊體依然保持完整，如圖4。

圖4 加氣混凝土試塊實驗結(jié)束后的形態(tài)Fig.4 State of AAC blocks after tests

試塊編號試塊1試塊2試塊3壓力表最大讀數(shù)/MPa626658650

3.3.2 實驗結(jié)果 得到該組試塊圍壓下的抗壓強(qiáng)度為6.5 MPa。對比表1與表2可知，加氣混凝土標(biāo)準(zhǔn)試塊圍壓下的強(qiáng)度明顯大于單軸抗壓強(qiáng)度。

加氣混凝土在0至6 MPa圍壓下的應(yīng)力應(yīng)變過程，可以劃分為2個階段，擠密階段與彈性變形階段。第1階段在開始油壓壓力時，試塊體積應(yīng)變增加，體積縮小，試塊被擠密，部分空隙閉合。第2階段體應(yīng)變繼續(xù)增加，表現(xiàn)出明顯的線彈性。在這2個階段中，試塊的體積應(yīng)變一直增長，試塊的彈性模量一直在增加，并且試塊沒有進(jìn)入塑性變形階段和破壞階段，試塊抗壓強(qiáng)度得到提升。相對于單軸抗壓試驗而言，圍壓試驗時，試塊具有橫向約束，這都有利于試塊的壓密、空隙變小和黏聚力增加，因此加氣混凝土強(qiáng)度大于單軸抗壓強(qiáng)度。

4 加氣混凝土在圍壓作用下的體積收縮率實驗

4.1 實驗步驟

1)取一根透明塑料軟管，量得其長度為600 cm。先將軟管灌液壓油，并將管中油倒入量筒內(nèi)，測出總?cè)莘e；計算出每厘米長度軟管的容積為0.364 4 cm3/cm。

2)將軟管與手動油泵加油孔相連，將軟管充滿液壓油。將軟管立起，捆綁在帶有標(biāo)尺的直桿上，便于讀取軟管內(nèi)液面高度值，如圖5所示。

3)測定壓力罐在壓力作用下體積膨脹值。將壓力罐灌滿液壓油，不加入試塊，加壓，每0.2 MPa記錄一次液面下降刻度，直至壓力達(dá)到6 MPa。

4)將包有封皮的加氣混凝土試塊(100 mm×100 mm×100 mm)放入壓力罐中，加壓，重復(fù)3)所述步驟。

4.2 實驗驗數(shù)據(jù)及結(jié)果

記錄加壓后，不同壓力液面下降值，如表3。

表3 不同壓力下軟管液面下降值
Table 3 Liquid level decrease of tube under different pressure cm

扣除壓力罐的膨脹，得到該試塊受壓時真實的液面下降值，結(jié)果于表4。

表4 扣除壓力罐膨脹后的液面下降值
Table 4 Liquid level decrease after the value of tank’s expansion deducted cm

將表4中的值，乘以0.364 4 cm3/ cm，得出各試塊在不同壓力下的體積收縮值，如表5。

表5 不同壓力下各試塊的體積收縮量
Table 5 Volume shrinkage value of each block under different pressure cm3

由表5可以看出，圍壓從0 MPa加大到1 MPa時，體積收縮量較大，主要由于包裹材料內(nèi)有空隙，受壓后空隙壓實，因此要扣除這部分空隙體積。圍壓從1 MPa加大到2 MPa時，體積收縮量較小，幅度在0.77～1.43 cm3；隨著圍壓增大，引起的體積收縮逐漸增大，特別是圍壓從5 MPa加大到6 MPa時，體積收縮量較大，幅度在2.96～5.14 cm3；粗略認(rèn)為，圍壓從0 MPa加大到1 MPa時，體積收縮量較小，忽略不計。將表5中各試塊收縮量減除包裹材料內(nèi)空隙占有的體積，結(jié)果如表6。

表6 扣除包裹空隙后各試塊的體積收縮量
Table 6 Volume shrinkage value of each block after void volume deducted cm3

試塊編號1MPa2MPa3MPa4MPa5MPa6MPa1號試塊01394151035137018842號試塊0153405660112616403號試塊007735084710891385

試塊體積按100 mm×100 mm×100 mm計算，由表6，得到各試塊的收縮率，如表7。

表7 各試塊的體積收縮率
Table 7 Volume shrinkage rate of each block %

試塊編號1MPa2MPa3MPa4MPa5MPa6MPa1號試塊0013904151035137018842號試塊0015304050660112616403號試塊000770350084710891385

由表7，得到各試塊壓力與收縮率關(guān)系曲線，如圖6。

5 現(xiàn)場應(yīng)用

山西某煤礦下瓦斯抽排管，孔深為708 m，鉆孔直徑1 180 mm，泥漿護(hù)壁，泥漿密度取1 200 kg/m3。工作管外徑824 mm、壁厚12 mm，工作管重2 342 N/m，在泥漿中工作管浮重約為2 000 N/m。工作管總浮重為1 416 kN ，但鉆塔最大提重不超過800 kN，超出負(fù)荷616 kN。采用加氣混凝土置換泥漿浮管技術(shù)下管。

考慮到下管過程中工作管與孔壁之間的摩阻力，為安全起見，將鉆塔起吊最大負(fù)荷設(shè)定為500 kN，置換帶來的916 kN浮力。下管至250 m時，鉆塔總負(fù)載約為500 kN，余下457 m范圍內(nèi)，放置加氣混凝土砌塊。

為確保加氣混凝土砌塊與泥漿隔離，將加氣混凝土砌塊裝入塑料袋內(nèi)，扎緊口；為防止損傷塑料袋，再外套一層塑料袋，再扎口；下放加氣混凝土塊，為阻止加氣混凝土塊在工作管中上浮，在鋼管內(nèi)設(shè)置三角形阻攔索，如圖7所示。

圖7 某煤礦瓦斯抽排井下管現(xiàn)場Fig.7 Sinking pipes of a coal mine’s gas pumping well

加氣混凝土塊體總浮力為916 kN，按每立方米砌塊提供5 kN浮力計算，共需塊體183 m3。對于外徑824 mm、壁厚12 mm的工作管，每米長度的容積約為0.5 m3，457 m深鋼管總?cè)莘e229 m3，其內(nèi)充填183 m3加氣混凝土塊?，F(xiàn)場所用加氣混凝土塊為直徑760 mm、高200 mm的圓柱體，由工廠定制，每塊重600 N，便于人工搬運(yùn)。

下管結(jié)束，用Φ780 mm鉆頭將工作管內(nèi)防砌塊漂浮鐵絲清除，取出漂浮上來的加氣混凝土塊。

6 結(jié) 論

1)雙塞下管，管材按長管失穩(wěn)計算，安全系數(shù)取3，計算出的失穩(wěn)載荷與現(xiàn)場癟管載荷一致。

2)加氣混凝土試塊壓力罐加壓實驗，當(dāng)加氣混凝土密度為660 kg/m3，測得加氣混凝土抗圍壓強(qiáng)度為6 MPa，對應(yīng)泥漿中下放深度為500 m；6 MPa圍壓時平均體積收縮率為1.68%，收縮率較小，下管中可不考慮加氣混凝土的體積收縮。

3)加氣混凝土塊置換泥漿下管技術(shù)，根除癟管現(xiàn)象；與原有加塞浮力下管技術(shù)相比，直徑836 mm的鋼管，厚度由18 mm減為12 mm，節(jié)約材料且下管安全。

4)現(xiàn)場應(yīng)用表明，加氣混凝土塊置換泥漿下管技術(shù)，減輕鉆塔負(fù)載。

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