切頂沿空留巷U+L型通風采場煤自燃風險判定研究

李宗翔,李宇航,胡東杰

(1. 遼寧工程技術大學 安全科學與工程學院,遼寧 阜新 123000; 2. 遼寧工程技術大學 礦山熱動力災害與防治教育部重點實驗室,遼寧 阜新 123000)

0 引言

煤礦采空區自燃嚴重制約著企業安全且高效生產工作的進行[1-3],對此國內外學者們在煤自燃機理以及氧體積分數對采空區自燃的影響等方面進行了大量的研究。ITAY等[4]研究了煤的氧化機理,提出了煤的低溫氧化反應是空氣從氧化層的擴散控制過程中的新理論,鄧軍等[5]通過結合實驗測定煤自燃特性參數,并通過現場觀測,分析判定出采空區自燃危險區域、在保障綜放面安全前提下的最小推進速度。時國慶[6]從研究三相泡沫基本流變特征入手,重點對三相泡沫在采空區的流動特性進行了較系統的研究,最終使三相泡沫的防滅火效率得到了充分發揮。陳曉坤等[7]結合煤自燃發火試驗結果和現場觀測數據,確定了自燃“三帶”的范圍及工作面最小推進速度。齊慶杰等[8]運用Comsol軟件研究工作面不同供風量時采空區自燃帶隨回采時間的動態變化得到工作面供風量與自燃帶寬度的擬合曲線。聶士斌等[9]研究了A-B/WG復合凝膠的防滅火性能,得到該復合凝膠不但能有效抑制煤的燃燒,而且能夠防止煤的復燃。

與傳統U型通風采空區流場相比,運用110工法開采形成復雜的U+L型通風采空區流場,煤的自燃危險性判定更為復雜,這種典型的U+L型通風采空區自燃模式是采空區安全理論研究的熱點問題。鑒于此,筆者以棋盤井東區11101首采工作面為工程背景開展研究。

棋盤井煤礦東區11101工作面長度240 m,總推進長度為2000 m,沿空留巷規格高為3 m、寬為4 m?；夭煞秶鷥绕骄汉窦s為3 m,采用長壁式智能綜合機械化采煤法,一次采全高采煤工藝,工作面日推進速度4 m。工作面采用U+L型通風系統,運輸順槽進風,尾部進風巷為切頂沿空留巷通風。

根據重慶研究院的《礦井瓦斯涌出量預測及瓦斯等級評價報告》和《煤自燃傾向性鑒定報告》結果:礦井最大相對瓦斯涌出量為4.01 m3/t,最大絕對瓦斯涌出量為10.31 m3/min,為低瓦斯礦井;9-1層煤自燃傾向性等級為II級,屬自燃煤層,11101工作面所在煤層最短自然發火期為66 d。

1 棋盤井煤礦東區煤樣的耗氧特征

煤炭氧化自燃理論認為漏風風流中的氧氣是煤炭自燃的決定性因素,因此,利用氧氣體積分數來劃分采空區氧化自燃“三帶”是可靠的[10-11]。實驗是在封閉的環境中進行的,氣泵連接著煤樣罐使罐內空氣與煤樣進行充分的接觸,實驗溫度為23℃。其中,工作面巷道布置如圖1所示,隨著煤氧化耗氧,氧體積分數逐漸減小,最后在15.06%趨于平緩,說明在此氧氣條件下,煤耗氧很弱(不耗氧),取15%作為棋盤井礦采空區窒熄臨界氧氣體積分數值[12],如圖2所示?；诖藢嶒灥玫狡灞P井煤樣進行封閉條件下的耗氧特性。

圖1 首采11101工作面布置及邊界Fig. 1 The first 11101 working surface layout and boundary

圖2 棋盤井礦9-1煤樣封閉耗氧實驗結果Fig. 2 Results of closed oxygen consumption experiment of 9-1 coal sample in Checkerboard Well Mine

(1)

若將實驗中氧體積分數變化按負指數函數回歸,其衰減率λc= -6.59273×10-4,回歸相關系數為0.99787。

氧氣體積分數為C0時的煤樣罐的體積耗氧速度常數,為:

γ0= -0.4464λc(C0-Cb)

(2)

式中γ0為初始(或標準條件下)煤樣罐的體積耗氧速度常數。

通過以上實驗得到窒熄臨界氧氣體積分數Cb=15.06%、煤的體積耗氧速度常數γ0= 6.59273×10-4mol/(m3·s)。以上數據作為災害評價指標值和仿真研究的基礎物理參數。

2 現場實測工作及漏風規律煙霧實驗

2.1 邊界風量和兩端壓差(通風阻力)實測

為了獲得工作面兩端壓差,2021年10月11日同時進行了工作面和沿空留巷的風量及通風阻力測試。測算得到11101工作面2-3(圖1中標示點2,3間)兩端壓差為52 Pa,實測600 m切頂沿空留巷1-2段的通風阻力為70 Pa。測得 11101工作面進風巷風量為1504.8 m3/min,尾部進風巷的風量為680.36 m3/min。

為獲得采場邊界漏風,現場實測了工作面和沿空留巷風量變化。根據實測得到的數據,繪制如圖3所示的沿程風量變化曲線圖。

圖3 采空區邊界沿程風量變化曲線Fig. 3 Goaf boundary variation curves along the path

圖3中觀測數據是實測值,波動大的原因為:受液壓支架變化和采煤機及其他設備、煤堆積等占居空間,使得工作面有效斷面變化很大,風速測定值不穩定、變化大,風量是按平均斷面乘以風速計算的,但變化趨勢符合實際一般規律。

2.2 采場漏風邊界條件現場測定分析

圖3(a)中橫軸坐標從0～240 m表示工作面2-3邊界從進風端口到回風端口,紅線是對各測點風量的擬合曲線?？梢钥闯?1101工作面風量從進風端到回風端是不斷增加的,原因是沿空留巷漏風流經過采空區都回流到工作面,使風量越來越大。風量的變化趨勢符合實際沿空留巷漏風的規律。

同樣地,在沿空留巷內測量該巷道內沿程的風量,圖3(b)中橫軸表示沿空留巷邊界1-2從工作面位置到開切眼的位置。從圖3(b)中可以看出,沿空留巷的漏風主要集中在開切眼附近和靠近工作面的200 m左右的范圍內,符合實際情況,可以作為CFD仿真的漏風分布使用。

根據圖3工作面和沿空留巷實測的沿程風量的變化趨勢繪制了沿空留巷首采面采空區的漏風風流軌跡圖,如圖4所示。

2.3 U+L型通風采空區流場規律的煙霧實驗

為了直觀了解沿空留巷采空區的風流移動規律,搭建了110工法沿空留巷采空區風流移動的煙霧實驗平臺。根據現場測定的巷道尺寸,以1∶400的比例建立實驗模型,圖5是首采11101工作面采空區風流移動的煙霧實驗的照片,對應工作面推進900 m的位置,在實驗煙霧的初始階段,白色的煙霧越白,煙霧越濃,說明流場風流的流動強度越大。相似模擬實驗對采空區漏風流場進行了定性分析,為了對采空區漏風流場進行定量分析,即進行了CFD仿真。

2.4 首采11101采空區氣體現場觀測與數據整理

根據束管實測,首采11101工作面采空區氧體積分數降低至18%以下,高于10%時,對氧體積分數與采樣頭埋深進行曲線擬合。將氧體積分數呈下降趨勢的部分數據進行線性擬合,求出氧體積分數為15%時回風側采樣頭距工作面的距離,求出回風側氧體積分數為10%時距工作面的距離。

假設氧體積分數下降趨勢近似呈線性關系,那么通過線性回歸分析,得到采空區束管實測氧體積分數值與距離工作面位置的關系,

Li= 756-36.8Ci

(3)

式中:Ci為采空區氧體積分數值(%);Li為距離工作面位置(m)?；貧w相關系數為0.9278,比較顯著。

從圖6中得到,回風側氧體積分數為15%時的地點與工作面的距離Li=204 m。由此推算,回風側的氧體積分數為10%時的地點與工作面的距離Li=388 m。CFD仿真中的氧體積分數分布場要與圖6中實測的氧體積分數分布場吻合。

圖6 首采11101工作面回風側采空區氣體現場觀測結果Fig. 6 Observations of gas in the goaf area on the return air side of the first mining 11101 working surface

3 切頂沿空留巷采空區流場煤自燃規律仿真

3.1 采空區CFD計算的仿真剖分模型

CFD仿真采空區漏風流場的第一步是建立采場仿真數值模型,9-1煤層11101首采工作面采空區CFD計算模型,如圖7所示。運用Fuent軟件求解。

圖7 棋盤井11101采空區模型圖Fig. 7 Checkerboard Well 11101 goaf model

3.2 切頂沿空留巷采場風流移動規律仿真

為了考察11101工作面在不同推進位置上采空區內風流的變化,根據礦井實測的巷道尺寸建立了工作面推進位置分別為400、800、1200 m的3組仿真模型。在各組模擬結果中取流場高度為0.5 m的層面做顯示切片,得到如圖8所示的實際觀測的采空區氧氣體積分數大于15%的分布結果圖。圖8中的空白區為自燃氧化窒熄區。從圖8中看出,U+L型采空區內存在自燃的危險地點可分為開切眼附近、靠近沿空留巷的5～10 m內和工作面后方等3個重點區。

圖8 工作面不同推進位置時采空區自燃危險區劃分及氧體積分數分布Fig. 8 Division of the goaf spontaneous combustion hazard zone and oxygen concentration distribution when the working surface is differently propelled

對比圖4和圖5,圖8中400、800、1200 m仿真模型模擬得出的氧氣流場分布與實測的漏風規律、煙霧模擬的流場分布規律一致,三者相互驗證,由此確定棋盤井礦沿空留巷首采空區漏風規律。

3.3 沿空留巷U+L采空區注氮氣流場惰化仿真

沿空留巷進風端漏風會持續影響首采面開切眼附近的采空區,極容易導致該區域煤自燃。模擬注氮氣后,去除沿空留巷進風端(靠近開切眼的一端)的氧分布,既能消除安全隱患,筆者也可以參照U型通風使用氧體積分數法確定切頂沿空留巷采場自燃三帶的劃分,因此,提出了在沿空留巷進風端注氮氣的防滅火措施,并用CFD流體仿真軟件對其效果進行了驗證。根據U+L型通風流場特征,注氮口位置設在尾巷漏入風口處,如圖7所示,對提出的注氮措施的仿真只是用來驗證其在降低沿空留巷首采面采空區自燃危險區域分布的可行性,故對注氮的工藝不做介紹,為了探究自燃危險區域的動態變化和防止開切眼附近遺煤自燃,故注氮口不隨工作面的推進而發生變化。根據MT/T701—1997《煤礦用氮氣防滅火技術規范》中的相關公式計算得出注氮流量21 m3/min,如圖9所示,給出注氮后采空區0.5 m高度上的自燃危險區域分布的切片云圖。

圖9 采取注氮措施后采空區危險區域分布Fig. 9 Distribution of hazard areas in goaf after nitrogen injection measures

4 U+L型通風采空區的自燃危險性判定

對比圖8～圖9,開切眼附近高氧體積分數區在尾巷注氮的防滅火措施后消失,但靠近沿空留巷一小部分區域氧氣體積分數依舊很高,所在區域不寬,可采取加大噴灑阻化劑、注漿注凝膠堵漏等措施得以有效控制,因此遺煤自燃分析可不考慮該區域。在這個前提下采空區自燃分析可按U型通風采空區自燃三帶劃分方法來解釋。從圖9可以看出,不同推進位置的自燃三帶寬度變化不大,因此,選取工作面推進800 m時進行自燃危險性分析。

從圖8的CFD仿真結果看,沿空留巷U+L型通風工作面后方采空區仍然符合采空區耗氧非均勻性原理,進風側氧體積分數分布大于回風側。

如圖10所示,從仿真圖中看出,在工作面后方進風側15%氧體積分數距離工作面為101 m,從重慶研究院得到工作面后方冷卻帶的寬度為21 m,這里沿空巷冷卻帶寬度按15 m計算。則工作面后方自燃氧化帶最大寬度Lm=101-21 =80 m。由此得到采空區自燃危險性的判別條件,

圖10 工作面后方自燃氧化帶及尺度的確定Fig. 10 Determination of the spontaneous combustion oxidation zone and scale behind the working surface

(4)

當滿足式(4)判別條件時,采空區是安全的。否則,存在危險性,即自燃風險性大。

由此進一步得到9-1煤工作面的最低安全推進度,即自燃危險臨界推進度為:

(5)

顯然,按目前的工作面日推進度3.6～4.0 m/d,采空區不會自燃。當工作面遇到斷層等地質構造破碎帶時,采空區煤層的遺留量大大增加,存在自燃風險。該值為自燃防控提供科學指導。

5 結論

1)運用封閉耗氧實驗得到棋盤井煤礦9-1#層的煤樣的氧化特性、煤樣體積耗氧速度,確定出窒息的臨界氧體積分數為15%,為評價采空區自燃危險提供依據。

2)通過11101工作面和沿空留巷中的沿程風量的實測、采空區風流移動的煙霧實驗、采空區流場CFD仿真,得到了采空區漏風規律。通過11101工作面采空區氣體成分的束管現場實測。測沿空留巷采空區回風側15%氧體積分數距離工作面204 m。

3)提出在尾巷注氮沿空留巷注漿措施,將U+L型通風采空區自燃模式轉化為U型通風采空區自燃模式的危險性判定。指出切頂沿空留巷采場自燃危險區任然在工作面后方自然氧化帶內。根據采空區自燃三帶理論,得到最低安全推進度1.2 m/d,在工作面推進度3.6～4.0 m/d,采空區內不會發生自燃。