凡永鵬，穆曉剛，師 超

(1. 遼寧工程技術(shù)大學(xué) 礦業(yè)學(xué)院，遼寧 阜新 123000；2. 遼寧工程技術(shù)大學(xué) 安全工程技術(shù)研究院，遼寧 阜新 123000)

0 引言

隨著我國(guó)煤礦開(kāi)采深度和強(qiáng)度的加大，工作面瓦斯治理難度也變的愈加困難[1]。在我國(guó)重點(diǎn)礦井中，具有自燃發(fā)火危險(xiǎn)礦井?dāng)?shù)目占47.29%,其中即具有高瓦斯又有自燃傾向性的礦井也有著相當(dāng)大的數(shù)量[2]。因此，在解決工作面瓦斯問(wèn)題的同時(shí)兼顧采空區(qū)遺煤自燃的研究變的非常重要。

頂板巷對(duì)采空區(qū)瓦斯治理技術(shù)目前在許多礦井廣泛使用，許多學(xué)者對(duì)其做了很多研究，褚廷湘等[3]針對(duì)頂板巷瓦斯抽采，通過(guò)理論分析的方法提出了頂板巷安全抽采量的概念。王洪勝[4]通過(guò)室內(nèi)相似模型試驗(yàn)的方法，對(duì)頂板巷作用下的采空區(qū)氣體流動(dòng)和瓦斯分布規(guī)律進(jìn)行研究，得到了適合相應(yīng)綜放工作面的合理瓦斯抽采量。楊勝?gòu)?qiáng)[5]等通過(guò)對(duì)不同尾巷負(fù)壓下采空區(qū)氧化帶寬度進(jìn)行數(shù)值模擬，初步說(shuō)明了頂板巷對(duì)采空區(qū)自然發(fā)火的影響規(guī)律；張明[6]在恩洪煤礦122908綜采工作面布置頂板巷進(jìn)行“一巷兩用”，最終達(dá)到了很好的瓦斯治理效果；張玫潤(rùn)等[7]通過(guò)理論建模的方法分析了“一面四巷”布置方式下，高抽巷對(duì)工作面、頂板巷瓦斯?jié)舛鹊挠绊?，在考慮采空區(qū)遺煤自燃的條件下，確定了高抽巷最佳抽采負(fù)壓。

通過(guò)以上分析可知，目前對(duì)頂板巷抽采泄壓瓦斯“U+I”型工作面，進(jìn)風(fēng)量與抽采負(fù)壓對(duì)工作面瓦斯和采空區(qū)氧化帶耦合關(guān)系的研究需要進(jìn)一步完善。采用CFD軟件對(duì)“U+I”型工作面不同進(jìn)風(fēng)量、不同抽采負(fù)壓下的工作面瓦斯?jié)舛群筒煽諈^(qū)氧化帶寬度進(jìn)行模擬，確定合理通風(fēng)和抽采參數(shù)，揭示頂板巷對(duì)不同位置處瓦斯?jié)舛?、氧化帶寬度的影響?guī)律。

1 采空區(qū)模擬相關(guān)數(shù)學(xué)模型

1.1 采空區(qū)氣體運(yùn)移通用方程

煤礦采空區(qū)可以看作由遺煤和冒落巖石所組成的非均勻多孔介質(zhì)，氣體在采空區(qū)內(nèi)流動(dòng)必遵守質(zhì)量、動(dòng)量和能量守恒方程，其通用控制方程為[8-9]：

(1)

式中：φ為通用變量；Г為廣義擴(kuò)散系數(shù)；S為廣義源項(xiàng)；u為速度矢量m/s；

作為采空區(qū)氣體運(yùn)移通用約束控制方程，不同約束形式對(duì)應(yīng)著不同的φ，Г，S，表1給出了此3個(gè)符號(hào)與特定方程的對(duì)應(yīng)關(guān)系。

表1 不同控制方程中各符號(hào)的具體形式

其中，ui為氣體在i方向的速度分量m/s；μ為采空區(qū)氣體動(dòng)力粘性系數(shù)，MPa·s；p為采空區(qū)氣體微元體上的壓力，MPa；xi為氣體微元體在i方向上的尺寸，m；Si為氣體在采空區(qū)運(yùn)移過(guò)程中在i方向上由粘性損失和慣性損失引起的動(dòng)量損失源項(xiàng)，N/m3；k為采空區(qū)氣體的傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；T為采空區(qū)氣體溫度，K；c為采空區(qū)氣體比熱容，J/(kg·K)；ST為流體粘性耗散項(xiàng)，J/kg；Cn為n組分的體積濃度；Dn為n組分的擴(kuò)散系數(shù)，m/s；Sn為采空區(qū)單位時(shí)間單位體積產(chǎn)生n組分的質(zhì)量，kg/(m3·s)。

1.2 采空區(qū)孔隙率方程

隨著工作面向前推進(jìn)，受煤柱和工作面支架影響，采空區(qū)在開(kāi)切眼、兩巷和近工作面位置形成“O”形裂隙發(fā)育區(qū)[10]。而實(shí)際對(duì)采空區(qū)氣體運(yùn)移研究過(guò)程中，雖然采空區(qū)開(kāi)采線位置裂隙較為發(fā)育，由于其距采空區(qū)漏風(fēng)源/匯距離遠(yuǎn)，對(duì)采空區(qū)氣體運(yùn)移幾乎沒(méi)有影響，為了減少網(wǎng)格數(shù)目、加快模擬收斂速度，將原有的“O”形裂隙發(fā)育區(qū)調(diào)整為“U”形裂隙發(fā)育區(qū)[11]，引用文獻(xiàn)[13]中的孔隙率公式來(lái)對(duì)采空區(qū)壓實(shí)狀態(tài)進(jìn)行描述：

(2)

τ= -m1d1(1-e-ξ1 m0 d0)

式中：n(x,y)為采空區(qū)空間任一點(diǎn)處的孔隙率；Kmax，Kmin分別為采空區(qū)初始巖體碎脹系數(shù)和壓實(shí)后巖體碎脹系數(shù)；d0，d1分別為空間上的點(diǎn)到巷道壁和工作面邊界的距離，m；m0，m1分別為采空去巖體碎脹系數(shù)在工作面傾向和走向的衰減速度；ξ1為控制模型形態(tài)調(diào)整系數(shù)。取m0=0.036 8，m1=0.268，ξ1=0.233 3時(shí)采空區(qū)孔隙率分布如圖1。

圖1 采空區(qū)“U”型裂隙發(fā)育孔隙率分布Fig.1 The distribution of porosity in the "U" fissure of mined out area

1.3 滲透率與粘性及慣性阻力系數(shù)方程

采空區(qū)瓦斯在多孔介質(zhì)內(nèi)滲流，在原有動(dòng)量方程中增加動(dòng)量損失源項(xiàng)進(jìn)行模擬，其中動(dòng)量損失包括粘性損失和慣性損失。采用Blake-Kozeny公式對(duì)采空區(qū)滲透率、粘性阻力系數(shù)和慣性阻力系數(shù)進(jìn)行描述：

(3)

(4)

(5)

式中：e為采空區(qū)多孔介質(zhì)滲透率；C1為粘性阻力系數(shù)；C2為慣性阻力系數(shù)；bm為采空區(qū)平均粒子直徑，取0.014～0.016 m。

2 采空區(qū)模型的建立

2.1 工作面概況

2306綜放工作面平均煤層厚度為6 m，工作面長(zhǎng)度為160 m，采高3 m。進(jìn)風(fēng)巷風(fēng)量為1 900 m3/min，頂板巷抽采流量為760 m3/min。煤自然發(fā)火期為33 d，瓦斯涌出量為10 m3/min。

2.2 物理模型的建立

根據(jù)工作面實(shí)際建立物理模型(如圖2)：采空區(qū)走向長(zhǎng)度為100 m，高40 m。進(jìn)回風(fēng)巷長(zhǎng)15 m，寬5 m，高 3m。工作面長(zhǎng)160 m，寬5 m，高3 m。頂板巷距離煤層頂板和回風(fēng)巷的距離分別是1，15 m，橫截面長(zhǎng)4 m，高3 m，進(jìn)入采空區(qū)深度為5 m。

圖2 采空區(qū)物理模型三維結(jié)構(gòu)示意Fig.2 Schematic diagram of three dimensional physical model of mined out area

2.3 采空區(qū)數(shù)值模擬求解參數(shù)

根據(jù)2306綜放工作面實(shí)際情況、多孔介質(zhì)流體力學(xué)理論及Fluent有限元分析理論，對(duì)采空區(qū)數(shù)值模擬求解參數(shù)進(jìn)行設(shè)定(如表2所示)。

表2 采空區(qū)數(shù)值模型求解參數(shù)

2.4 自燃三帶的劃分指標(biāo)分析

在采空區(qū)數(shù)值模擬研究過(guò)程中，自燃三帶的劃分指標(biāo)主要有采空區(qū)漏風(fēng)速度、采空區(qū)氧濃度和采空區(qū)升溫率3類。其中由于煤為熱的不良導(dǎo)體，破碎煤體傳熱和各區(qū)域的升溫過(guò)程十分復(fù)雜，所以，采空區(qū)升溫率僅作為三帶劃分的輔助指標(biāo)[12]。

以2306綜放面采空區(qū)物理模型為基礎(chǔ)，對(duì)不同風(fēng)量下采空區(qū)自燃三帶進(jìn)行模擬研究。分別采用漏風(fēng)速度和氧濃度作為采空區(qū)氧化帶的劃分指標(biāo)，得出氧化帶寬度的變化規(guī)律(如圖3所示)，由于2種劃分指標(biāo)分別側(cè)重于對(duì)煤自燃過(guò)程中的蓄熱條件和供氧條件的評(píng)價(jià)，所以得出的氧化帶寬度也有所不同。當(dāng)進(jìn)風(fēng)量較小時(shí)2種劃分指標(biāo)得出的氧化帶寬度大體相同，當(dāng)風(fēng)量較大時(shí)漏風(fēng)速度指標(biāo)所劃分的氧化帶范圍遠(yuǎn)大于氧濃度指標(biāo)所得出的值。為了保證工作面回采過(guò)程中的安全，以漏風(fēng)速度為指標(biāo)對(duì)采空區(qū)氧化帶進(jìn)行劃分。

圖3 不同劃分指標(biāo)下采空區(qū)氧化帶寬度Fig.3 The width of oxidation zone under different indexes

3 風(fēng)量對(duì)瓦斯和氧化帶的影響

為了研究工作面風(fēng)量對(duì)工作面瓦斯體積分?jǐn)?shù)和氧化帶寬度的影響，以100 m3/min為間隔，將進(jìn)風(fēng)巷風(fēng)量從1 300 m3/min增至2 300 m3/min進(jìn)行模擬研究。根據(jù)2306綜放工作面實(shí)際情況回風(fēng)巷與頂板巷氣體流量約為6∶4，故在模擬過(guò)程中將回風(fēng)巷與頂板巷的流量權(quán)重分別設(shè)為0.6，0.4。

3.1 風(fēng)量對(duì)采空區(qū)瓦斯的影響

如圖4所示，隨著工作面風(fēng)量的增加，回風(fēng)巷瓦斯體積分?jǐn)?shù)和上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)不斷減少，但幅度不斷降低。當(dāng)達(dá)到1 900 m3/min以后，瓦斯體積分?jǐn)?shù)減少量幾乎可以忽略不計(jì)。這是由于風(fēng)量不僅可以稀釋工作面瓦斯，還可以增大采空區(qū)瓦斯涌出量。隨著工作面風(fēng)量基礎(chǔ)值的加大，每增加100 m3/min風(fēng)量對(duì)瓦斯的稀釋作用變小，卻引起了更多的采空區(qū)瓦斯向工作面涌出，工作面瓦斯體積分?jǐn)?shù)減幅逐漸變小。因此從工作面瓦斯治理的角度，在實(shí)際工程中盲目的增加風(fēng)量以獲取更安全的工作面瓦斯體積分?jǐn)?shù)是不經(jīng)濟(jì)合理的。

圖4 不同風(fēng)量時(shí)工作面瓦斯體積分?jǐn)?shù)Fig.4 Gas volume fraction at different air volume

與回風(fēng)巷、上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)變化趨勢(shì)不同，由于頂板延伸至采空區(qū)內(nèi)一段距離，所抽采氣體來(lái)源于采空區(qū)，回風(fēng)巷風(fēng)量增加，采空區(qū)漏風(fēng)量加大，采空區(qū)瓦斯得以稀釋，頂板巷瓦斯體積分?jǐn)?shù)隨著進(jìn)風(fēng)巷風(fēng)量的增加而持續(xù)減小且幅度幾乎保持不變(如圖5)。根據(jù)煤礦安全規(guī)程，頂板巷瓦斯體積分?jǐn)?shù)必須小于2.5%，為了保證頂板巷在煤炭生產(chǎn)過(guò)程中的安全可靠，增加進(jìn)風(fēng)巷風(fēng)量具有非常好的效果。

圖5 不同風(fēng)量時(shí)頂板巷瓦斯體積分?jǐn)?shù)Fig.5 Gas volume fraction of roof roadway with different air volume

3.2 風(fēng)量對(duì)氧化帶寬度的影響

在對(duì)工作面進(jìn)風(fēng)量與氧化帶寬度之間的關(guān)系研究過(guò)程中，選取風(fēng)速在0.001 67～0.004 00 m/s范圍內(nèi)作為氧化帶的判別標(biāo)準(zhǔn)[12]。圖6為不同風(fēng)量下采空區(qū)氧化帶寬度變化曲線。

圖6 不同風(fēng)量時(shí)采空區(qū)氧化帶寬度Fig.6 The width of oxidation zone in goaf with different air flow rate

圖7 不同風(fēng)量時(shí)采空區(qū)漏風(fēng)速度分布Fig.7 Different air velocity distribution of air leakage in goaf

可知：當(dāng)工作面進(jìn)風(fēng)量相對(duì)較小時(shí)，采空區(qū)回風(fēng)側(cè)氧化帶寬度大于進(jìn)風(fēng)側(cè)和采空區(qū)中部氧化帶寬度；隨著進(jìn)風(fēng)量的增加采空區(qū)中部氧化帶寬度迅速增加，增速遠(yuǎn)大于進(jìn)風(fēng)側(cè)和回風(fēng)側(cè)氧化帶增加速度。這是由于：當(dāng)進(jìn)風(fēng)巷風(fēng)量較小時(shí)，采空區(qū)進(jìn)風(fēng)、回風(fēng)側(cè)分別受到慣性和流動(dòng)負(fù)壓影響氧化帶下限風(fēng)速向內(nèi)延伸，受頂板巷負(fù)壓對(duì)回風(fēng)側(cè)采空區(qū)氣體“拖拽”作用的影響，回風(fēng)側(cè)氧化帶上限風(fēng)速明顯向外分布(如圖7a)，所以回風(fēng)側(cè)氧化帶寬度最寬，而中間位置氧化帶寬度最窄；隨著工作面風(fēng)量加大，采空區(qū)總體漏風(fēng)量增加，氧化帶上下限風(fēng)速的位置都向采空區(qū)深部推移，而在采空區(qū)中部漏風(fēng)量相對(duì)較少，風(fēng)速下限分布位置向內(nèi)推進(jìn)慢(如圖7b)，氧化帶寬度增加迅速。

3.3 工作面進(jìn)風(fēng)風(fēng)量合理性驗(yàn)證

從工作面瓦斯防治角度，由以上數(shù)值模擬可知當(dāng)進(jìn)風(fēng)巷風(fēng)量達(dá)到1 400 m3/min以上時(shí)，工作面、上隅角和頂板巷瓦斯?jié)舛榷寄苓_(dá)到煤礦安全規(guī)程的標(biāo)準(zhǔn)，而實(shí)際礦井進(jìn)風(fēng)巷風(fēng)量為1 900 m3/min，能對(duì)工作面瓦斯進(jìn)行有效治理。

從預(yù)防采空區(qū)浮煤自燃角度，采空區(qū)可接受氧化帶寬度應(yīng)滿足[14]：L=v*t，其中2306工作面最低推進(jìn)速度v*為1.5 m/s，自然發(fā)火期t為33 d，所以采空區(qū)可接受最大氧化帶寬度為49.5 m。根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，當(dāng)進(jìn)風(fēng)巷風(fēng)量為1 900 m3/min時(shí)，氧化帶寬度為34 m，小于可接受最大氧化帶寬度。綜上，2306綜放面進(jìn)風(fēng)巷風(fēng)量設(shè)置為1 900 m3/min安全合理。

圖8 不同抽采流量時(shí)瓦斯體積分?jǐn)?shù)變化曲線Fig.8 Variation curves of gas volume fraction during discharge

4 負(fù)壓對(duì)瓦斯和氧化帶的影響

4.1 頂板巷負(fù)壓對(duì)采空區(qū)瓦斯的影響

在模擬過(guò)程中，將頂板巷抽采量以100 m3/min為間隔，從600 m3/min增至1 200 m3/min。如圖8所示隨著頂板巷混合氣體抽采流量的增加，回風(fēng)巷和上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)逐漸降低，特別是在抽采流量從600 m3/min增加到800 m3/min時(shí)，回風(fēng)巷瓦斯體積分?jǐn)?shù)由原來(lái)的0.69%減小到0.43%，上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)由0.92%減小到0.79%。當(dāng)頂板巷混合氣體流量大于800 m3/min以后，繼續(xù)增加頂板巷抽采流量，回風(fēng)巷和上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)減小幅度逐漸變小。這說(shuō)明雖然頂板巷對(duì)治理工作面瓦斯?jié)舛瘸蘧哂蟹浅４蟮淖饔?，但結(jié)合對(duì)經(jīng)濟(jì)成本的考慮，頂板巷抽采負(fù)壓應(yīng)該根據(jù)工作面實(shí)際情況合理選取，能保證工作面安全即可，不宜過(guò)大。根據(jù)所模擬的工作面瓦斯治理效果，頂板巷抽采流量應(yīng)取600～800 m3/min。

由圖8知，頂板巷瓦斯體積分?jǐn)?shù)隨抽采量的增加呈現(xiàn)先增加再降低趨勢(shì)。這是由于：在工作面進(jìn)風(fēng)量不變的情況下，將頂板巷抽采流量由600 m3/min增至800 m3/min時(shí)，加大采空區(qū)深部瓦斯向頂板巷處的運(yùn)移量，瓦斯?jié)舛壬撸划?dāng)頂板巷抽采流量由800 m3/min調(diào)至1 200 m3/min時(shí)，在頂板巷的負(fù)壓作用下采空區(qū)漏風(fēng)量加大，漏風(fēng)對(duì)采空區(qū)瓦斯的稀釋作用變的更加明顯，采空區(qū)瓦斯分布勢(shì)態(tài)向后平移，頂板巷瓦斯?jié)舛染徛陆怠?/p>

4.2 頂板巷負(fù)壓對(duì)氧化帶寬度的影響

圖9 不同抽采流量時(shí)采空區(qū)氧化帶寬度Fig.9 The width of the oxidation zone in goaf with different drainage flow

通過(guò)對(duì)不同頂板巷抽采流量下的采空區(qū)氧化帶寬度進(jìn)行研究(如圖9，10)可知，在頂板巷抽采流量由600 m3/min增至800 m3/min時(shí)，由于頂板巷距離進(jìn)風(fēng)和采空區(qū)中部位置較遠(yuǎn)，頂板巷抽采負(fù)壓對(duì)該位置表現(xiàn)的“拖拽”力不明顯，采空區(qū)中部和進(jìn)風(fēng)側(cè)氧化帶寬度幾乎保持不變；當(dāng)抽采流量從800 m3/min增至1 200 m3/min時(shí)，雖然采空區(qū)進(jìn)風(fēng)側(cè)漏風(fēng)量增加，但由于頂板巷“拖拽”力作用使得進(jìn)風(fēng)巷氧化帶風(fēng)速下限向工作面方向移動(dòng)，氧化帶寬度由原來(lái)的23 m減小到20 m，而采空區(qū)中部受抽采負(fù)壓的影響，氧化帶風(fēng)速下限分布位置向采空區(qū)內(nèi)部推移，氧化帶寬度由34 m增至37 m；在頂板巷抽采流量增加的整個(gè)過(guò)程中，由于距離頂板巷近，受頂板巷抽采負(fù)壓影響大，回風(fēng)側(cè)采空區(qū)氧化帶寬度持續(xù)增加。綜上，頂板巷抽采流量由600 m3/min增至1 200 m3/min時(shí)，對(duì)采空區(qū)不同位置氧化帶寬度影響效果不同，但總體上將采空區(qū)最大氧化帶寬度增加了4 m，雖然作用不明顯，但依舊增加了采空區(qū)浮煤自燃的危險(xiǎn)性。

圖10 不同抽采流量時(shí)采空區(qū)漏風(fēng)速度分布Fig.10 Different extraction flow velocity distribution of air leakage in goaf

4.3 頂板巷抽采流量合理性驗(yàn)證

從預(yù)防采空區(qū)浮煤自燃與工作面瓦斯治理角度，根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果可得，當(dāng)進(jìn)風(fēng)巷風(fēng)速為1 900 m3/min時(shí)，頂板巷抽采流量在600 m3/min到1 200 m3/min變化，工作面瓦斯?jié)舛?、采空區(qū)氧化帶寬度均小于規(guī)范設(shè)定值，所以2306工作面頂板巷抽采流量所設(shè)的760 m3/min能夠到達(dá)工作面瓦斯有效治理且不會(huì)引起采空區(qū)浮煤自燃的要求。

5 結(jié)論

1)增大工作面風(fēng)量，回風(fēng)巷、上隅角、頂板巷瓦斯體積分?jǐn)?shù)降低，由于氣體來(lái)源不同，回風(fēng)巷和上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)降低幅度逐漸減少，頂板巷瓦斯體積分?jǐn)?shù)減少幅度幾乎保持不變。

2)當(dāng)工作面風(fēng)量較小時(shí)，由于受到頂板巷負(fù)壓“拖拽”的影響，采空區(qū)回風(fēng)側(cè)氧化帶寬度最大，進(jìn)風(fēng)側(cè)次之，中部區(qū)域最小，但隨著工作面進(jìn)風(fēng)量的增加，回風(fēng)和進(jìn)風(fēng)側(cè)氧化帶寬度增加緩慢而采空區(qū)中部氧化帶寬度迅速增長(zhǎng)，變?yōu)樽畲蟆?/p>

3)提高頂板巷抽采負(fù)壓，對(duì)減少工作面瓦斯體積分?jǐn)?shù)效果明顯，頂板巷自身瓦斯體積分?jǐn)?shù)則先增加再減小，采空區(qū)進(jìn)風(fēng)側(cè)氧化帶寬度變窄，回風(fēng)側(cè)和采空區(qū)中部氧化帶寬度增加，總體上增加了采空區(qū)浮煤自燃的危險(xiǎn)性，但影響程度有限。

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