趙中玲

(山西煤炭運銷集團陽泉有限公司，山西 陽泉 045000)

煤與瓦斯突出是突出礦井破壞力最為嚴重的災害之一。采煤工作面發(fā)生突出后，突出瓦斯產生的風流壓力是導致風流發(fā)生變化的主要因素，并以波的形式輻射傳播。瓦斯突出源高強度氣流改變了礦井系統(tǒng)的風流運動，使回風側巷道風量產生“過流”現象，同時抑制了進風側巷道風量，嚴重時甚至出現風向逆流的現象，對礦井通風安全造成極大的危害[1]。因此，分析研究突出礦井采區(qū)通風系統(tǒng)的安全可靠性，對改善突出礦井的通風，提高礦井的防災、抗災能力有重要的現實意義[2]。

U型通風和Y型通風是突出礦井最常用的兩種通風方式[3-4]。U型后退式通風由于長距離通風困難，通常適用于瓦斯涌出量不大的煤層[5]。對于突出礦井，在原有U型通風方式下通過沿空留巷實現Y型通風，可作為解決回采工作面上隅角瓦斯的一種新技術手段，在突出礦井工作面具有廣泛的應用前景[6-7]。然而，對于Y型通風，由于工作面的推進會引起進風順槽、回風順槽、沿空留巷等通風線路長度的改變，為了保證通風時風流穩(wěn)定，通常需要在回風線路上設置調節(jié)風窗[8-9]。但是在回風順槽設置調節(jié)風窗時不符合《防治煤與瓦斯突出細則》第三十一條規(guī)定[10]：開采突出煤層時，工作面回風側不得設置調節(jié)風量的設施。該條主要是考慮到一旦發(fā)生突出事故，有毒有害氣體難以迅速排除，容易逆流侵襲進風系統(tǒng)，造成人員傷亡。因此，U型通風與Y型通風在突出礦井工作面應用的優(yōu)越性目前尚不明確。

針對上述問題，本文將對U型通風和偏Y型“一進兩回”通風下發(fā)生突出事故時風流逆轉的危險性進行探討，研究結果將為突出礦井采煤工作面通風方式的合理選擇提供理論依據。

1 回采工作面突出引發(fā)風流逆轉的危險性計算依據

本文以保安煤礦突出煤層回采工作面(圖1)為例進行分析。15108綜采工作面走向長度1 100 m，先采用U型通風方式，當工作面推進至距停采線200 m處后，開始試驗沿空留巷，對回風順槽進行了留巷。由于15108工作面采深為715～795 m，礦山壓力較大，考慮到留巷斷面較大情況下巷道難以維護，因此沿空留巷寬度較小。這使得進風順槽與回風順槽的巷道斷面面積明顯大于沿空留巷斷面面積，如果采用偏Y型“兩進一回”通風方式，沿空留巷段的風速將超限，因此，沿空留巷后選擇偏Y型“一進兩回”通風方式。

圖1 15108綜采工作面偏Y型“一進兩回”通風示意圖

假定工作面發(fā)生突出后瓦斯以恒定速率涌出巷道，以巷道斷面2為瓦斯突出位置為例，對發(fā)生突出后風流逆轉的危險性臨界條件進行分析。在實際情況中，當巷道斷面2的風流前端，即巷道1-2內發(fā)生突出，則突出臨界值減小，反之在巷道斷面2風流后端，即巷道2-3內發(fā)生突出，則突出臨界值增大。

1) 摩擦風阻計算公式見式(1)。

(1)

2) 巷道風速計算公式見式(2)。

va=Qa/Sa

(2)

3) 流體能量方程見式(3)。

(3)

4) 摩擦阻力定律見式(4)～式(6)。

不漏風巷道見式(4)。

(4)

漏風巷道見式(5)。

ha-b=Ra-bQaQb

(5)

調節(jié)阻力見式(6)。

(6)

式中：ha-b為巷道斷面a-b間的風流能量差，Pa，當風流穩(wěn)定時等于摩擦阻力；ha為巷道斷面a位置調節(jié)引起的風流能量變化，Pa；Ra-b、Rfa分別為巷道斷面a-b間、巷道斷面a位置調節(jié)的摩擦風阻，Ns2/m8；αa-b為巷道斷面a-b間摩擦阻力系數，Ns2/m4；La-b為巷道斷面a-b間長度，m；Ua-b為巷道a-b斷面周長，m；Sa-b為巷道a-b斷面面積，m2；Qa-b、Qa分別為通過巷道a-b或巷道斷面a的風量，m3/min；va為通過巷道斷面a的風速，m/min；Pa為巷道斷面a的靜壓能，Pa；Pa-b為巷道斷面a與巷道斷面b的靜壓能差，Pa；ρa為巷道斷面a的風流密度，kg/m3；g為重力加速度；Za為巷道斷面a的標高，m。計算選取參數見表1。

2 U型通風方式下巷道風流逆轉臨界條件及危險性分析

2.1 U型通風方式風流逆轉臨界條件

當采用U型通風時，風路示意圖如圖2所示，忽略局部阻力與巷道高差(位能差)的影響，根據單位體積流體的能量守恒[8-9]分析如下所述。

圖2 U型通風方式

在正常通風條件下，根據式(3)～式(6)計算可得，U型通風巷道斷面1和巷道斷面4的靜壓能差計算見式(7)。

(7)

當巷道斷面2發(fā)生瓦斯涌出量為Qw的突出時，根據式(3)～式(6)計算可得，巷道斷面2和巷道斷面4的靜壓能差計算見式(8)。

h2t-4=

R2-3(Q1-2+Qw)(Q3-4+Qw)+R3-4(Q3-4+Qw)2=

(8)

發(fā)生突出后，記巷道斷面1與巷道斷面2的位能差為ΔP=P1-P2t,則當Δp>0時，巷道斷面1的位能大于巷道斷面2，進風順槽風流方向正常；反之，當Δp<0時，進風順槽發(fā)生風流逆轉。因此，U型通風時風流逆轉臨界條件為式(9)。

ΔP=P1-P2t=(P1-P4)-(P2t-P4)≤0

(9)

根據表1計算參數，將式(1)～式(8)帶入式(9)，可對U型通風時不同工作面剩余長度l條件下的瓦斯突出時風流逆轉臨臨界條件計算。

2.2 U型通風下突出引發(fā)風流逆轉危險性分析

U型通風下突出引發(fā)風流逆轉危險性計算結果如圖3所示，在U型通風下，巷道斷面2突出后發(fā)生風流逆轉臨界突出瓦斯量隨工作面走向長度變短而降低，且降速逐漸加快。

圖3 U型通風時風流逆轉臨界瓦斯突出量曲線

這表明，在工作面回采初期，工作面剩余長度較長時，進風順槽1-2長度較長，巷道斷面1與巷道斷面2風流能量差較大，發(fā)生突出后風流逆轉的危險性較小。隨著工作面持續(xù)推進，進風順槽1-2長度變短，巷道斷面1與巷道斷面2風流能量差減小，突出后發(fā)生風流逆轉的危險性也迅速增加。

3 偏Y型“一進兩回”通風下巷道風流逆轉臨界條件及危險性分析

3.1 巷道風流逆轉臨界條件

當采用偏Y型“一進兩回”通風方式時，風路示意圖如圖4所示。忽略局部阻力與巷道高差(位能差)的影響，根據單位體積流體的能量方程分析如下所述。

當未發(fā)生煤與瓦斯突出時，根據式(3)～式(7)可得，巷道截面1和巷道截面3，巷道截面3和巷道截面4，巷道截面3和巷道截面5的風流能量關系分別為式(10)～式(12)。

(10)

(11)

(12)

式中，Rf4、Rf5分別為回風順槽3-4與沿空留巷3-5的調節(jié)風阻，即通過在回風順槽3-4或沿空留巷3-5設置調節(jié)風窗(調風設施)實現風量調節(jié)。當工作面從切巷開始進行沿空留巷時，由于沿空留巷3-5通風線路較短，相對來說通風容易，而回風順槽3-4由于通風線路較長，通風相對困難；隨著回采工作面的推進，沿空留巷3-5長度(1 100-l)逐漸增加，通風阻力增大且風量減小，而回風順槽3-4長度l逐漸變小，通風阻力減小且風量增大。

圖4 Y型通風方式

因此，為了保證工作面回回采過程中沿空留巷3-5與回風順槽3-4風量穩(wěn)定，首先需要在沿空留巷3-5設置調節(jié)風窗Rf5，且隨著回采工作面推進不斷減小Rf5至0；然后再在回風順槽3-4設置調節(jié)風窗Rf4，隨著回采工作面推進，Rf4由0不斷增大。

根據上述分析，記工作面推進距離為l0時，Rf4=0，Rf5=0,即工作面推進至調節(jié)風窗轉換點。根據式(11)和式(12)可得式(13)。

(13)

(14)

當Rf5>0，Rf4=0,即調節(jié)風阻設置在沿空留巷3-5時，根據式(9)～式(11)可得式(15)。

(15)

根據式(14)和式(15)，即可對不同l0條件下的條件風阻Rf4或Rf5進行計算。

當巷道斷面2發(fā)生瓦斯涌出量為Qw的突出后，根據式(3)和式(4)可得，巷道截面2和巷道截面3，巷道截面3和巷道截面4，巷道截面3和巷道截面5的風流能量關系分別見式(16)～式(18)。

R2-3(Q1-2+Qw)(Q3+Qw)

(16)

(17)

(R3-5+Rf5)(Q3-5+Qw5)2

(18)

式中，Qw4、Qw5分別為突出后涌入回風順槽3-4與沿空留巷3-5的瓦斯量，即式(19)。

Qw=Qw4+Qw5

(19)

發(fā)生突出后，記巷道斷面1與巷道斷面2的位能差為ΔP=P1-P2t,則當Δp>0時，巷道斷面1與位能大于巷道斷面2，回風順槽不發(fā)生風流逆轉；反之，當Δp<0時，則發(fā)生風流逆轉。偏Y型“一進兩回”通風時風流逆轉臨界條件為式(20)。

ΔP=P1-P2t≤0

(20)

結合式(1)～式(6)及表1中計算參數，聯立式(10)～式(12)、式(14)～式(20)，即可對不同l0條件下工作面回采過程中風流逆轉臨界瓦斯瓦斯突出量Qw進行解算。

3.2 工作面突出引發(fā)風流逆轉的危險性

對l0為300 m、450 m、600 m、750 m、900 m的5種調節(jié)風阻設置方式下偏Y型“一進兩回”風流逆轉臨界瓦斯瓦斯突出量Qw計算結果如圖5所示。在Y型通風下，巷道斷面2突出后發(fā)生流逆轉臨界突出瓦斯量隨工作面剩余減短而呈近似線性降低。這表明，在回采初期，工作面剩余長度較長時，進風順槽1-2長度較長，巷道斷面1與巷道斷面2風流能量差較大；且由于沿空留巷長度較短，有利于突出瓦斯排出，因此發(fā)生突出后風流逆轉的危險性較小。隨著工作面持續(xù)推進，進風順槽1-2長度變短，沿空留巷長度增大，突出后發(fā)生風流逆轉的危險性也逐漸增加。

隨著工作面推進需要對風阻設置進行調節(jié)，風阻設置方式對風流逆轉臨界條件有一定影響。如圖6所示，通過比較Y型通風時l0=300 m與l0=450 m、l0=600 m、l0=750 m、l0=900 m風流逆轉臨界瓦斯突出量差異，可知風阻設置方式對風流逆轉臨界條件的影響規(guī)律。即在相同工作面剩余長度條件下，當l0越小時，瓦斯更易從沿空留巷排出，因此瓦斯突出后風流逆轉危險性越小。此外，在l0=300 m與l0=450 m、l0=600 m、l0=750 m、l0=900 m的風阻轉換條件下，瓦斯突出后風流逆轉危險性差異隨著工作面推進先增大后減小。這是由于工作面推進初期，沿空留巷長度較短，其在不同l0條件下瓦斯排出能力的差異較?。浑S著工作面持續(xù)推進，沿空留巷長度變長，其在不同l0條件下瓦斯排出能力的差異也增大；當工作面剩余長度較短時，由于進風順槽1-2長度變短，不同l0條件下風流逆轉危險性差異再次減小。

圖5 U型通風時風流逆轉臨界瓦斯突出量曲線

圖6 Y型通風時風流逆轉臨界瓦斯突出量差異

4 兩種通風方式下回采工作面突出引發(fā)風流逆轉的危險性對比

為了更好地對比U型與偏Y型“一進兩回”通風方式對防止工作面瓦斯突出風流逆轉的優(yōu)劣，對不同風阻轉換位置l0條件下兩種通風方式發(fā)生風流逆轉的臨界瓦斯突出量差值曲線進行分析(圖6)，二者差值隨工作面走向長度減小而降低。這表明，在回采初期工作面剩余長度較長時，由于Y型通風條件下突出瓦斯易于從沿空留巷排出，因此其風流逆轉危險性顯著低于U型通風，且l0越小，沿空留巷排出瓦斯優(yōu)勢越明顯。隨著工作面推進，沿空留巷長度增加，導流瓦斯的優(yōu)勢減弱，兩種通風方式下風流逆轉的危險性逐漸趨近。當工作面剩余長度小于50 m時，Y型通風方式下沿空留巷導流瓦斯的優(yōu)勢幾乎不存在，此時受回風順槽調節(jié)風阻的影響，風流逆轉危險性略高于U型通風。綜合對比分析，偏Y型“一進兩回”通風方式對于防止工作面瓦斯突出風流逆轉比U型更具優(yōu)勢。

圖7 偏Y型“一進兩回”通風與U型通風時風流逆轉臨界瓦斯突出量差值曲線

5 結 論

1) 在U型通風方式下，發(fā)生風流逆轉臨界突出瓦斯量隨工作面剩余減短而降低，且降低速度逐漸加快。在Y型通風方式下，發(fā)生風流逆轉臨界突出瓦斯量隨工作面剩余減短而呈近似線性降低。

2) 在工作面推進初期，與U型通風相比，偏Y型“一進兩回”通風對防止工作面瓦斯突出風流逆轉優(yōu)勢顯著，隨著工作面推進長度增加，這一優(yōu)勢逐漸減弱。