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在水利水电等地下工程的常规压水试验中,一般以1Lu（吕荣值）作为防渗灌浆结束的标准。近年来,随着科学技术水平的不断提高,我国的高水头抽水蓄能电站得到了迅速发展,也进行了相应的高压压水试验。对于高水头的水电工程,现场高压压水试验结果和常规压水试验结果对比发现,对于同一试验段,高压压水试验计算的岩体透水率反而比常规压水试验计算的透水率小,由此计算的岩体渗透系数也偏小,但在高压水作用下岩体渗透性会不同程度地增加。如果岩体透水率还用《水利水电工程钻孔压水试验规程》（SL31-2003）中的公式计算,则由于压力的增加计算的Lu变小,防渗的标准会相应提高。针对规范中岩体透水率的适用性问题,提出了基于高压压水试验的高压单位吸水量的概念,即在直径75mm、试段长度约5m的孔内高压压水试验中,围岩在设计水头（2MPa）作用下,单位长度上的压入流量,用DK表示,单位为Lmin-1m-1。基于这一概念,应用数值模型计算了岩体试段的压入量,通过与某抽水蓄能电站高压压水试验的实际岩体试段的压入量进行的对比,获得了最大压力为4MPa时,岩体注浆结束标准为2DK（0.5Lu）。因此,对于不同的高水头水电工程,隧洞注浆结束标准（高压单位吸水量）要根据设计水头进行调整,而不能以常水头那样始终以1Lu作为防渗结束标准。 相似文献
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《地壳构造与地壳应力文集》2016,(0)
常规的岩体裂隙渗透性测试方法无法满足抽水蓄能电站工程设计的需要,为研究在高水头压力下岩体裂隙的透水特性,针对某抽水蓄能电站不同工程利用部位的岩体承载特性,进行了不同方法的高压压水测试,分别为变压力长时程高压压水、四循环高压压水、多阶段高压压水及逐级加压至岩体裂隙张开试验。这些试验方法的应用,不仅真实反映了该电站裂隙岩体在不同加压载荷下的渗透特性,而且可以评价岩体的各类结构面抵御水头压力的能力,为工程设计提供合理的依据。 相似文献
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《地壳构造与地壳应力文集》2016,(1)
常规的岩体裂隙渗透性测试方法无法满足抽水蓄能电站工程设计的需要,为研究在高水头压力下岩体裂隙的透水特性,针对某抽水蓄能电站不同工程利用部位的岩体承载特性,进行了不同方法的高压压水测试,分别为变压力长时程高压压水、四循环高压压水、多阶段高压压水及逐级加压至岩体裂隙张开试验。这些试验方法的应用,不仅真实反映了该电站裂隙岩体在不同加压载荷下的渗透特性,而且可以评价岩体的各类结构面抵御水头压力的能力,为工程设计提供合理的依据。 相似文献
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水压式双栓塞止水压水技术的研究与实践 总被引：2，自引：0，他引：2
王海忠 《水文地质工程地质》2005,32(5):116-120
国内工程钻孔压水多结合造孔采用单栓塞止水,按0.3、0.6和1.0MPa3个压力点5个压力阶段进行试验,我们称其为常规压水试验。目前,进行勘测设计和施工的高坝高水头电站、抽水蓄能电站已有多座,查明岩体在实际水头作用下的透水率和渗透特性是工程设计的一项重要工作。因为一些低压力下不渗透的岩层在高压下可能渗透甚至会产生水力劈裂,常规压水试验结果已不能完全满足工程设计的需要。为此,我们研制了水压式双栓塞止水压水技术。实践证明,该技术具有止水效果好、操作简单、可在终孔后连续进行试验等优点。本文给出了使用该技术进行的常规压水、高压压水和水力劈裂三个方面的试验资料,简单分析了这些试验资料在工程设计中的作用和意义。 相似文献
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某水工隧洞裂隙岩体高水头作用下的渗透性试验研究 总被引：1，自引：0，他引：1
结合某抽水蓄能电站高压引水隧洞裂隙岩体的高压压水试验、常规压水试验和室内试验,分析了裂隙岩体在高水头条件下渗透流量与压力关系所反映的岩体渗透特性变化规律;在定量计算基础上探讨了裂隙岩体渗透系数与压力的相互关系。通过对比高压压水试验、常规压水试验和室内试验得到的渗透系数,分析了环境应力状态和压力变化对渗透系数取值影响的原因。研究结果表明,高水头作用下裂隙岩体的渗透系数明显大于低水压条件下的渗透系数,室内试验渗透系数因应力解除影响而大于原位压水试验渗透系数值。 相似文献
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高坝大库建设过程中,往往需要确定工程区附近岩土体在高水头作用下的渗透参数,钻孔高压压水试验是其中最常用的方法之一。与其他试验相比,高压压水试验具有很高的水头和渗流速度,很容易出现非线性渗流,这种情况下达西流公式不再适用,因此,亟需一种基于钻孔高压压水试验确定非线性参数的求解方法。本文建立了钻孔高压压水试验的非线性流数学模型,采用有限差分的方法,得到了阶梯水头变化情况下非线性流数学模型的数值解,并验证了该数值解的准确性。在此基础上讨论了非线性参数对水头和流速的影响,结合白鹤滩水电站玄武岩错动带现场高压压水试验,进一步验证了该方法的可靠性。结果表明,当非线性参数k和径向距离r保持不变时,非线性参数β越大则试验过程中的水头h和流速v都越小;当非线性参数β和径向距离r保持不变时,非线性参数k越大则试验过程中的水头h越小、流速v越大;且较大的β和k均会使得高压压水试验能更快地趋于稳定状态。如果仍按照达西流公式进行计算,将会高估透水介质中的水头,进而高估玄武岩错动带结构面抵抗渗透破坏的能力,最终对工程稳定性产生不利影响。在白鹤滩水电站进行的钻孔高压压水试验过程中地下水发生了非线性运动,求得C2错动带的非线性参数β=1.62 min ·m-1,k=9.60×10-3m ·min-1,该方法对于现场确定错动带非线性参数有较好的适用性。 相似文献
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渗透系数是表征裂隙岩体透水性能的一个重要参数,当水压力较小时,岩体的渗透系数变化不明显,但在高水压力条件下,岩体的渗透系数会发生明显变化,这给我们在进行渗流分析时带来了一定的困难,因为多数情况下是将渗透系数当作定值来计算的。在高压水条件下,基于非达西流方程,推导了裂隙岩体的渗透系数与水压力之间的表达式,并给出了常规压水或低水压力、高压压水时水力劈裂前后渗透系数的计算公式。现场压水试验结果表明,当岩体发生水力劈裂后,渗透系数增加明显,此时可以通过压水量和水压力的变化量来计算裂隙岩体的渗透系数。通过几个抽水蓄能电站的高压压水试验结果验证了裂隙岩体水力劈裂前后渗透系数的变化规律,并与实际裂隙岩体的渗透系数进行了比较,其误差在10%左右,表明本文给出的渗透系数表达式的合理性和准确性,为水利水电工程的渗流分析及渗漏量的计算提供了渗透系数选择的依据。 相似文献
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深部泥岩渗透率测试方法及数据适用性分析 总被引：2，自引：0，他引：2
针对深部地层同一种泥岩,先后采用常规渗透测试、变围压渗透测试和三轴压缩下瞬态法3种方法开展渗透率的测试研究。试验发现,3种方法下泥岩的渗透率差别极大,其中常规渗透测试所得的渗透率高出后两种方法3~5个数量级;变围压法在围压大于5 MPa后与三轴压缩下的瞬态法所测得的渗透率值较为接近;瞬态法下泥岩渗透率随偏应力增加而缓慢 降低,偏应力高达30 MPa时仍未出现扩容现象。测试显示泥岩的渗透率具有强烈的压力敏感性,其内在原因是较高围压下裂隙闭合、孔隙压紧、孔喉连通性减小,进而导致渗透率下降,而制样、烘干处理等对渗透率也有一定影响。基于试验结果与泥岩所处实际地层应力状态,提出可采用变围压法开展油气储集层的盖层的渗透率及其演化规律研究,而三轴压缩下瞬态法则更适用于能源储库盖层及核废料处置室围岩的渗透规律研究;常规渗透方法所得数据的应用则须商榷。研究结论对研究深部泥岩的渗透特性和密封性能有一定参考价值。 相似文献
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随着矿井开采深度的加大,矿井的透气性越来越小,煤与瓦斯突出事故频发,揭煤难度也越来越大。孟津煤矿开采山西组二。煤层,属于构造煤,煤层松软,透气性低,矿井一水平开采深度为760m,瓦斯压力高。副井清理斜巷需穿过二,煤层,为了尽快揭开煤层,采用液压钻机配乳化液泵以提高钻探水压的冲煤措施,使高应力低透气松软煤层在揭煤时的不利因素转化为可利用因素。从施工的55个揭煤孔来看,单孔冲出煤量最大为2.3t,最小为0．4t,平均为1．06t,总计冲出煤量为58．5t。通过对控制区域6个点瓦斯含量的测定,结果表明,瓦斯含量降到了8m3／t以下．清除了突出危险。采用瓦斯解析指标进行了三次效果检验,Ah：最大值为190MPa;在岩柱1．5m布置爆破孔,采用震动爆破揭开煤层,瞬时最大瓦斯涌出量为2．4m3／min,说明达到了快速揭煤的目的。 相似文献
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大量现场实践和室内实验表明,煤层气藏为典型的应力敏感性气藏,随着煤层气的开采,储层孔隙压力降低,渗透率大幅度降低,引起产量下降。为了研究煤层应力敏感性与渗透率的关系,进行了应力敏感性实验,结果表明:煤层渗透率对于应力变化非常敏感,当有效围压从1MPa增加到12MPa时,其渗透率最大值只有初始的10%,即使围压恢复至1MPa,岩心渗透率损失率在54.98%~79.09%。由于煤层这种应力敏感性,其渗透率不再是常数,而是压力的函数,利用实验得到的动态渗透率与有效围压的关系,建立了考虑渗透率变化、带人工裂缝的预测煤层气产量的二维气、水两相数值模型,现场应用表明预测的产量与和实际产量吻合。 相似文献
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针对碎软煤层渗透率低、瓦斯抽采衰减快、压裂不均匀、裂缝易闭合、瓦斯抽采效果差、无法实现区域瓦斯超前预抽的问题,提出了煤层顶板定向长钻孔水力加砂分段压裂强化瓦斯抽采的技术思路,研发适合煤矿井下煤层顶板定向长钻孔水力加砂分段压裂煤层增透技术,研制了成套的煤矿井下水力加砂压裂泵组装备、定向喷砂射孔装置及工具组合、防砂封隔器及工具组合。水力压裂泵组装备最大排量90 m3/h,最大泵注压力70 MPa,最大携砂能力20%,支撑剂粒径小于等于1 mm;定向喷砂射孔装置通过水压驱动喷射器定向,最大旋转角度180°;防砂封隔器最大承压70 MPa,最大膨胀系数为2。研发的定向长钻孔连续定向喷砂射孔工艺技术和定向长钻孔拖动式水力加砂分段压裂工艺技术,在山西阳泉新景煤矿井下开展工程试验,完成2个压裂钻孔(孔深均为609 m)共计16段水力加砂分段压裂施工,累计实施80次定向喷砂射孔作业,石英砂的体积分数2%~3%,定向喷砂射孔压力22.6~28.6 MPa,共计使用石英砂19.8 t;水力加砂分段压裂单段注入压裂液153.8~235.1 m3、核桃壳砂的体积分数2.02%~2.56%,累计注入压裂液2 808.57 m3,注入核桃壳砂36.47 t;综合评价本次水力加砂分段压裂影响半径为20~38 m,统计分析压裂后2个钻场100 d瓦斯抽采数据,1号钻场、2号钻场日均瓦斯抽采纯量分别为1 025、2 811m3。试验结果表明:压裂装备加砂量大,施工排量大,能够实现连续作业,压裂后煤层透气性显著增加,极大地提高瓦斯抽采浓度和瓦斯抽采纯量。研究成果对碎软煤层区域瓦斯增透提供新思路,为我国类似矿区区域瓦斯超前治理提供技术借鉴。 相似文献
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洪水地区位于沁水盆地东缘中部,15号煤层是该区主要的可采煤层之一,根据区内煤层气参数井测试数据、试井资料及煤炭地质勘查资料,对15号煤层储层特征进行了研究。结果显示：研究区15号煤层为高变质程度的贫煤,煤储层渗透率在0．047～0．1lmD,属低渗透率煤层,储层压力梯度为0．402～0．965MPa／lOOm,平均为0．672MPa／100m,属于欠压地层,煤层含气量为9．02—20．67m3／t,平均16．18m。／t,含气量较高。整体来看,研究区属于低渗透、低储层压力梯度和临储比,高含气量的煤层气富集区。 相似文献
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针对硬煤层瓦斯抽采衰减快,抽采周期长、效率低等问题,提出了中硬煤层顺层长钻孔分段压裂增加煤层透气性瓦斯强化抽采技术。以陕西彬长矿区4号煤层为研究对象,在实验室采用SEM高分辨率电子显微镜对比分析了水力压裂前后煤体微观孔隙结构变化特征;利用Abaqus软件模拟了封隔器受力特征及钻孔的稳定性;在彬长矿区大佛寺煤矿井下4号煤层进行水力压裂工业性试验。结果表明:煤层在加载压力15 MPa,保压48 h,煤体的孔隙、裂隙数量增多,孔径尺寸增大,且连通性增强,裂隙间的连通性明显提升。压裂过程中,封隔器同时受到内压和外压载荷产生膨胀变形,内压15 MPa、外压10 MPa时,可保持硬煤钻孔结构完整同时,产生最大的封隔摩擦力。工程试验完成3个顺煤层定向长钻孔分段压裂施工,孔深540~568 m,每孔分8 段压裂,单孔注液量910~1 154 m3,累计注液量3 011 m3;压裂后,利用孔内瞬变电磁测试确定压裂影响半径34~46 m。压裂钻孔平均瓦斯抽采纯量0.72~1.73 m3/min,平均抽采瓦斯体积分数42.60%~67.48%;对比试验区常规钻孔,瓦斯抽采体积分数提高1.20~2.49 倍,百米钻孔瓦斯抽采纯量是3.93~10.03 倍,实现了试验区域瓦斯超前增透和预抽,该工艺技术为类似地质条件大区域瓦斯超前治理提供技术借鉴。 相似文献
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利用自主研发的含瓦斯煤热-流-固耦合三轴伺服渗流装置,对不同温度条件下型煤试件在气体压力升降过程的渗流特性进行了试验研究,以模拟随采深增加引起的地温升高条件下煤的渗透特性。同时,为探讨低渗储层的滑脱效应进行了相同条件下氦气的平行试验。研究结果表明：（1）升压阶段,轴向应变增大,径向应变减小,近似呈线性变化;降压阶段,随气体压力降低,应变呈现出与升压阶段相同的变化趋势。随温度升高,应变随气体压力变化的斜率增大。（2）升压阶段,随气体压力升高,渗透率呈二次抛物线型变化,约在气体压力为3.0 MPa左右到达最小;降压阶段,随气体压力减小,渗透率先略有减小后增大,升压阶段渗透率大于降压阶段渗透率。（3）升压阶段滑脱效应引起的渗透率变化量大于降压阶段的变化量,且滑脱效应所引起的渗透率变化量随气体压力增加呈幂指数函数降低。 相似文献
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As is known, the permeability coefficient of saturated and unsaturated rock masses can be found using the Bureau of Reclamation Method, which uses single and double packer water-pressure test results obtained from drillholes. The Bureau of Reclamation Method is, however, a time-consuming processes.
In this study, a new graphical method that does not necessitate the procedures mentioned above is proposed for the determination of the coefficient of permeability. This graphical method has been prepared with the idea that the amount of water injected into the testing section increases as the permeability of the rock mass increases. If the amount of average water loss in a 2-m test section is known, the average permeability coefficient of this section can be found using the proposed graphical method. 相似文献