凡永鵬，穆曉剛，師 超

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

0 引言

隨著我國煤礦開采深度和強度的加大，工作面瓦斯治理難度也變的愈加困難[1]。在我國重點礦井中，具有自燃發(fā)火危險礦井數(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大的數(shù)量[2]。因此，在解決工作面瓦斯問題的同時兼顧采空區(qū)遺煤自燃的研究變的非常重要。

頂板巷對采空區(qū)瓦斯治理技術(shù)目前在許多礦井廣泛使用，許多學者對其做了很多研究，褚廷湘等[3]針對頂板巷瓦斯抽采，通過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]通過室內(nèi)相似模型試驗的方法，對頂板巷作用下的采空區(qū)氣體流動和瓦斯分布規(guī)律進行研究，得到了適合相應(yīng)綜放工作面的合理瓦斯抽采量。楊勝強[5]等通過對不同尾巷負壓下采空區(qū)氧化帶寬度進行數(shù)值模擬，初步說明了頂板巷對采空區(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行“一巷兩用”，最終達到了很好的瓦斯治理效果；張玫潤等[7]通過理論建模的方法分析了“一面四巷”布置方式下，高抽巷對工作面、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壓。

通過以上分析可知，目前對頂板巷抽采泄壓瓦斯“U+I”型工作面，進風量與抽采負壓對工作面瓦斯和采空區(qū)氧化帶耦合關(guān)系的研究需要進一步完善。采用CFD軟件對“U+I”型工作面不同進風量、不同抽采負壓下的工作面瓦斯?jié)舛群筒煽諈^(qū)氧化帶寬度進行模擬，確定合理通風和抽采參數(shù)，揭示頂板巷對不同位置處瓦斯?jié)舛?、氧化帶寬度的影響?guī)律。

1 采空區(qū)模擬相關(guān)數(shù)學模型

1.1 采空區(qū)氣體運移通用方程

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)流動必遵守質(zhì)量、動量和能量守恒方程，其通用控制方程為[8-9]：

(1)

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

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

表1 不同控制方程中各符號的具體形式

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)運移過程中在i方向上由粘性損失和慣性損失引起的動量損失源項，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，J/kg；Cn為n組分的體積濃度；Dn為n組分的擴散系數(shù)，m/s；Sn為采空區(qū)單位時間單位體積產(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，受煤柱和工作面支架影響，采空區(qū)在開切眼、兩巷和近工作面位置形成“O”形裂隙發(fā)育區(qū)[10]。而實際對采空區(qū)氣體運移研究過程中，雖然采空區(qū)開采線位置裂隙較為發(fā)育，由于其距采空區(qū)漏風源/匯距離遠，對采空區(qū)氣體運移幾乎沒有影響，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[13]中的孔隙率公式來對采空區(qū)壓實狀態(tài)進行描述：

(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)和壓實后巖體碎脹系數(shù)；d0，d1分別為空間上的點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，在原有動量方程中增加動量損失源項進行模擬，其中動量損失包括粘性損失和慣性損失。采用Blake-Kozeny公式對采空區(qū)滲透率、粘性阻力系數(shù)和慣性阻力系數(shù)進行描述：

(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，工作面長度為160 m，采高3 m。進風巷風量為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)工作面實際建立物理模型(如圖2)：采空區(qū)走向長度為100 m，高40 m。進回風巷長15 m，寬5 m，高 3m。工作面長160 m，寬5 m，高3 m。頂板巷距離煤層頂板和回風巷的距離分別是1，15 m，橫截面長4 m，高3 m，進入采空區(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綜放工作面實際情況、多孔介質(zhì)流體力學理論及Fluent有限元分析理論，對采空區(qū)數(shù)值模擬求解參數(shù)進行設(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分析

在采空區(qū)數(shù)值模擬研究過程中，自燃三帶的劃分指標主要有采空區(qū)漏風速度、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體，破碎煤體傳熱和各區(qū)域的升溫過程十分復雜，所以，采空區(qū)升溫率僅作為三帶劃分的輔助指標[12]。

以2306綜放面采空區(qū)物理模型為基礎(chǔ)，對不同風量下采空區(qū)自燃三帶進行模擬研究。分別采用漏風速度和氧濃度作為采空區(qū)氧化帶的劃分指標，得出氧化帶寬度的變化規(guī)律(如圖3所示)，由于2種劃分指標分別側(cè)重于對煤自燃過程中的蓄熱條件和供氧條件的評價，所以得出的氧化帶寬度也有所不同。當進風量較小時2種劃分指標得出的氧化帶寬度大體相同，當風量較大時漏風速度指標所劃分的氧化帶范圍遠大于氧濃度指標所得出的值。為了保證工作面回采過程中的安全，以漏風速度為指標對采空區(qū)氧化帶進行劃分。

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

3 風量對瓦斯和氧化帶的影響

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

3.1 風量對采空區(qū)瓦斯的影響

如圖4所示，隨著工作面風量的增加，回風巷瓦斯體積分數(shù)和上隅角瓦斯體積分數(shù)不斷減少，但幅度不斷降低。當達到1 900 m3/min以后，瓦斯體積分數(shù)減少量幾乎可以忽略不計。這是由于風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。隨著工作面風量基礎(chǔ)值的加大，每增加100 m3/min風量對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，工作面瓦斯體積分數(shù)減幅逐漸變小。因此從工作面瓦斯治理的角度，在實際工程中盲目的增加風量以獲取更安全的工作面瓦斯體積分數(shù)是不經(jīng)濟合理的。

圖4 不同風量時工作面瓦斯體積分數(shù)Fig.4 Gas volume fraction at different air volume

與回風巷、上隅角瓦斯體積分數(shù)變化趨勢不同，由于頂板延伸至采空區(qū)內(nèi)一段距離，所抽采氣體來源于采空區(qū)，回風巷風量增加，采空區(qū)漏風量加大，采空區(qū)瓦斯得以稀釋，頂板巷瓦斯體積分數(shù)隨著進風巷風量的增加而持續(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，頂板巷瓦斯體積分數(shù)必須小于2.5%，為了保證頂板巷在煤炭生產(chǎn)過程中的安全可靠，增加進風巷風量具有非常好的效果。

圖5 不同風量時頂板巷瓦斯體積分數(shù)Fig.5 Gas volume fraction of roof roadway with different air volume

3.2 風量對氧化帶寬度的影響

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

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

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

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

3.3 工作面進風風量合理性驗證

從工作面瓦斯防治角度，由以上數(shù)值模擬可知當進風巷風量達到1 400 m3/min以上時，工作面、上隅角和頂板巷瓦斯?jié)舛榷寄苓_到煤礦安全規(guī)程的標準，而實際礦井進風巷風量為1 900 m3/min，能對工作面瓦斯進行有效治理。

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，當進風巷風量為1 900 m3/min時，氧化帶寬度為34 m，小于可接受最大氧化帶寬度。綜上，2306綜放面進風巷風量設(shè)置為1 900 m3/min安全合理。

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

4 負壓對瓦斯和氧化帶的影響

4.1 頂板巷負壓對采空區(qū)瓦斯的影響

在模擬過程中，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，回風巷和上隅角瓦斯體積分數(shù)逐漸降低，特別是在抽采流量從600 m3/min增加到800 m3/min時，回風巷瓦斯體積分數(shù)由原來的0.69%減小到0.43%，上隅角瓦斯體積分數(shù)由0.92%減小到0.79%。當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，回風巷和上隅角瓦斯體積分數(shù)減小幅度逐漸變小。這說明雖然頂板巷對治理工作面瓦斯?jié)舛瘸蘧哂蟹浅４蟮淖饔?，但結(jié)合對經(jīng)濟成本的考慮，頂板巷抽采負壓應(yīng)該根據(jù)工作面實際情況合理選取，能保證工作面安全即可，不宜過大。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，頂板巷瓦斯體積分數(shù)隨抽采量的增加呈現(xiàn)先增加再降低趨勢。這是由于：在工作面進風量不變的情況下，將頂板巷抽采流量由600 m3/min增至800 m3/min時，加大采空區(qū)深部瓦斯向頂板巷處的運移量，瓦斯?jié)舛壬?；當頂板巷抽采流量?00 m3/min調(diào)至1 200 m3/min時，在頂板巷的負壓作用下采空區(qū)漏風量加大，漏風對采空區(qū)瓦斯的稀釋作用變的更加明顯，采空區(qū)瓦斯分布勢態(tài)向后平移，頂板巷瓦斯?jié)舛染徛陆怠?/p>

4.2 頂板巷負壓對氧化帶寬度的影響

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

通過對不同頂板巷抽采流量下的采空區(qū)氧化帶寬度進行研究(如圖9，10)可知，在頂板巷抽采流量由600 m3/min增至800 m3/min時，由于頂板巷距離進風和采空區(qū)中部位置較遠，頂板巷抽采負壓對該位置表現(xiàn)的“拖拽”力不明顯，采空區(qū)中部和進風側(cè)氧化帶寬度幾乎保持不變；當抽采流量從800 m3/min增至1 200 m3/min時，雖然采空區(qū)進風側(cè)漏風量增加，但由于頂板巷“拖拽”力作用使得進風巷氧化帶風速下限向工作面方向移動，氧化帶寬度由原來的23 m減小到20 m，而采空區(qū)中部受抽采負壓的影響，氧化帶風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過程中，由于距離頂板巷近，受頂板巷抽采負壓影響大，回風側(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，對采空區(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)浮煤自燃的危險性。

圖10 不同抽采流量時采空區(qū)漏風速度分布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，當進風巷風速為1 900 m3/min時，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能夠到達工作面瓦斯有效治理且不會引起采空區(qū)浮煤自燃的要求。

5 結(jié)論

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

2)當工作面風量較小時，由于受到頂板巷負壓“拖拽”的影響，采空區(qū)回風側(cè)氧化帶寬度最大，進風側(cè)次之，中部區(qū)域最小，但隨著工作面進風量的增加，回風和進風側(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，變?yōu)樽畲蟆?/p>

3)提高頂板巷抽采負壓，對減少工作面瓦斯體積分數(shù)效果明顯，頂板巷自身瓦斯體積分數(shù)則先增加再減小，采空區(qū)進風側(cè)氧化帶寬度變窄，回風側(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)浮煤自燃的危險性，但影響程度有限。

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