王 寧，邵嗣華，李作泉，權(quán)繼業(yè)，秦逢緣，王伊闊

（1.甘肅靖遠煤電股份有限公司，甘肅 白銀 730900；2.中國礦業(yè)大學（北京）能源與礦業(yè)學院，北京 100083）

瓦斯與火耦合災害是影響煤礦安全生產(chǎn)的重大制約因素[1-2]，而采空區(qū)漏風所導致的遺煤自燃，又為礦山安全生產(chǎn)埋下了隱患。針對采空區(qū)自燃危險性判定，前人學者已作了大量研究[3-4]，自燃“三帶”劃分指標主要分為以下3 類：采空區(qū)遺煤升溫速率、漏風風速、氧氣體積分數(shù)；而在實際生產(chǎn)工作中，采空區(qū)內(nèi)溫度監(jiān)測難度較高，風速劃分又存在一定局限性，所以現(xiàn)場大多通過氧氣體積分數(shù)進行劃分。

針對不同通風系統(tǒng)和配風量對采空區(qū)漏風及氧化帶區(qū)域影響，諸多學者依據(jù)現(xiàn)場試驗及數(shù)值模擬開展了大量研究。楊勝強[5]等通過現(xiàn)場觀測和數(shù)值模擬分析了采空區(qū)氧熱循環(huán)過程，依據(jù)不同風量下自燃帶范圍得出了工作面最佳供風量；時國慶[6]等應用CFD 技術模擬了采空區(qū)氧氣體積分數(shù)并與實測結(jié)果進行了對比，吻合度較高，分析了配風量與氧化帶分布的規(guī)律；劉偉[7]等對比分析了“U”型、“Y”型通風對采空區(qū)自燃發(fā)火的影響，給出了不同通風系統(tǒng)下的壓力場、速度場及氧氣體積分數(shù)變化；賈男[8]通過現(xiàn)場試驗及數(shù)值模擬，對“U＋L”型通風條件下采空區(qū)漏風規(guī)律及氣體體積分數(shù)分布進行了研究，并提出了一種新式密閉封堵措施；張睿卿[9]系統(tǒng)分析了不同通風和瓦斯抽采條件對漏風的影響；高建良[10]等研究了供風量對工作面漏風及采空區(qū)瓦斯分布影響。除此之外，景長寶[11]等基于程序升溫實驗和分布式激光檢測氣體系統(tǒng)的方法對煤自燃氧化特征、臨界氧氣體積分數(shù)及自燃三帶規(guī)律進行了分析；張春[12]等認為綜放采空區(qū)氧化帶高度及遺煤升溫時間與工作面供風量近似滿足指數(shù)函數(shù)關系。

實際生產(chǎn)過程中，常依據(jù)工作面基礎情況進行通風改善，漏風情況較為復雜。目前，復雜漏風條件下的采空區(qū)氧化帶范圍及遺煤自燃規(guī)律研究較少，尤其面對非常規(guī)通風系統(tǒng)，采空區(qū)流場復雜，漏風源增多，氧化帶影響因素繁雜。為解決上隅角瓦斯積聚問題，魏家地煤礦北1103 工作面決定采用“兩進一回”通風系統(tǒng)方案，然而，“兩進一回”通風方案所帶來的采空區(qū)漏風及遺煤自燃問題亟待解決，第2 進風巷最佳布設位置等工藝參數(shù)尚需商榷。為此，依據(jù)魏家地煤礦北1103 工作面實際工況，針對第2 進風巷不同布設位置、進風巷配風方案、工作面封堵措施等對采空區(qū)遺煤自燃區(qū)域的影響（此處僅考慮氧化帶）分別開展研究，分析不同影響因素對氧化帶寬度變化的影響，尋求最佳布設位置及通風方案，最大限度地降低采空區(qū)遺煤自燃危險，以指導現(xiàn)場生產(chǎn)。

1 工作面概況及需風量

1.1 工作面概況

魏家地煤礦北1103 綜放工作面走向長834 m，傾斜長200 m，所采煤層為一煤層，黑色，半亮～半暗型，鱗片狀，內(nèi)生裂隙發(fā)育，瀝青光澤，以粉沫狀為主，屬煤與瓦斯突出煤層。煤層平均傾角10°，煤層厚度5.46～16.96 m，煤層瓦斯含量預計為9.3 m3/t，局部可能超過10 m3/t，殘余瓦斯含量2.73 m3/t，回采時瓦斯絕對涌出量為8.03 m3/t，工作面所采煤層有自然發(fā)火危險，自然發(fā)火期為4～6 個月，據(jù)現(xiàn)場測量煤層地溫35.35 ℃。實際開采過程中，一煤層下部二、三煤層瓦斯卸壓釋放，大量瓦斯涌入一煤層采空區(qū)，造成1103 工作面上隅角瓦斯超限，為治理瓦斯超限問題，現(xiàn)場不斷加大通風量，然而治理效果不佳，且隨著風量增加，采空區(qū)漏風問題更為突出，現(xiàn)場存在自然發(fā)火趨勢。為進一步解決工作面瓦斯與火耦合治理難題，決定采用“兩進一回”型通風方案，于原工作面巷道基礎上增設1 條第2 進風巷（即通防巷）輔助進風。

1.2 “兩進一回”通風系統(tǒng)應用原則

“兩進一回”通風方案解決上隅角瓦斯超限問題的同時，可能使采空區(qū)漏風加劇，一定程度上加大了自燃發(fā)火危險，針對不同地區(qū)煤層的開采條件，通風系統(tǒng)布置參數(shù)不同。為確保通風系統(tǒng)的合理性及最優(yōu)性，應從以下方面進行考慮。

1）上隅角瓦斯治理效果。采用“兩進一回”型通風系統(tǒng)根本目的在于解決工作面回風巷及上隅角瓦斯體積分數(shù)過高問題。是否滿足工作面基本風量要求、瓦斯治理效果是衡量該通風系統(tǒng)方案的最基本要求。

2）采空區(qū)自燃危險性?！皟蛇M一回”型通風系統(tǒng)在滿足通風要求的基礎上，可能誘發(fā)采空區(qū)遺煤自燃，為保證該通風系統(tǒng)的高效應用，應在解決上隅角瓦斯問題的基礎上最大限度的降低采空區(qū)自燃危險。

3）通風流場紊亂。受第二進風巷進風影響，原“U”型通風系統(tǒng)被打亂，采空區(qū)流場改變，通風管理復雜，且流場穩(wěn)定性與第2 進風巷位置及兩進風巷風量配比有關。

1.3 需風量

工作面需風量Q 為：

式中：k 為瓦斯涌出不均衡系數(shù)，取1.76；QCH4為瓦斯絕對涌出量，取8.03 m3/min。

根據(jù)《煤礦安全規(guī)程》規(guī)定，取采煤工作面最低風速vmin為0.25 m/s、最大風速vmax為4 m/s 計算采煤工作面風量范圍：

式中：S 為工作面斷面面積，取18.93 m2；Qmin為工作面最低風量，m3/min；Qmax為工作面最高風量，m3/min。

計算得出，工作面需風量1 416 m3/min，符合煤礦安全規(guī)程，因此北1103 工作面所需配風量最低為1 416 m3/min。

2 模型建立

為研究北1103 工作面采用“兩進一回”型通風系統(tǒng)后，不同第2 進風巷位置及風量配比方案對采空區(qū)氧化帶影響，采用COMSOL 數(shù)值模擬軟件進行氧化帶三維模擬研究。

2.1 幾何模型

根據(jù)北1103 工作面的實際工程條件，確定工作面長度、風阻和風量等特性參數(shù)，并對計算模型進行如下簡化：

1）不考慮北1103 綜放工作面機械設備，忽略礦井周期來壓對采空區(qū)垮落帶、斷裂帶二次發(fā)育的影響，僅考慮從工作面漏入采空區(qū)的風量、第2 進風巷不同位置以及兩進風巷不同配風方案對采空區(qū)內(nèi)氧化帶影響。

2）工作面以及巷道視為規(guī)則長方體，巷道斷面積按煤礦實際生產(chǎn)資料確立：①北1103 切眼：長度200 m，巷道斷面為凈寬6.8 m，凈高2.8 m，凈斷面18.93 m2；②北1103 運輸巷：巷道斷面為凈寬4.8 m，凈高3.8 m，凈斷面15.76 m2；③北1103 回風巷：巷道斷面為凈寬4.8 m，凈高3.8 m，凈斷面15.76 m2；④第2 進風巷：巷道斷面為凈寬2.4 m，凈高3.8 m，凈斷面9.12 m2。

3）經(jīng)理論計算，北1103 工作面開采后垮落帶高度為39.13 m，垮落帶上方存在1 個關鍵層，層體完整無破壞，該關鍵層以下均發(fā)生滑落失穩(wěn)，該層以上不會發(fā)生明顯的失穩(wěn)現(xiàn)象，為斷裂帶，高度>127.85 m。由于關鍵層體的存在使得氣體運移受阻，斷裂帶范圍對采空區(qū)內(nèi)氣體運移影響可忽略不計，因而在采空區(qū)遺煤自燃過程中僅考慮垮落帶高度，采空區(qū)高度確定為垮落帶40 m、煤厚11 m，斷裂帶高度在此不作考慮。采空區(qū)深度確定為160 m。

利用COMSOL Multiphysics 軟件模型開發(fā)器中的幾何建模工具建立綜放工作面模型，采用自由劃分四面體網(wǎng)格功能劃分網(wǎng)格，整個立方體劃分為117 981 個單元網(wǎng)格。

2.2 理論基礎

在建立采空區(qū)流場數(shù)學模型時，根據(jù)不同區(qū)域流場情況不同，可將其分為2 部分，分別進行分析，一部分為采空區(qū)內(nèi)的滲流模型，符合Brinkman 方程的，另一部分為巷道和工作面處符合湍流模型。

采空區(qū)滲透率主要受碎脹系數(shù)及頂板壓力影響[13]，從采動裂隙場空間范圍來看，其變化趨勢是：沿走向方向，由工作面和開切眼向采空區(qū)深部逐漸減?。豢v向方向，采空區(qū)下部垮落帶巖石破碎，碎脹系數(shù)較小，采空區(qū)上部斷裂帶巖石總體上較為完整，碎脹系數(shù)較大。針對采空區(qū)不同位置處孔隙率沿用經(jīng)驗公式進行計算：

式中：n 為采空區(qū)孔隙率，%；x 為采空區(qū)某點距工作面距離，m；L 為工作面長度，m；y 為采空區(qū)某點距底板高度，m。

滲透率由多孔介質(zhì)Carman 公式計算：

式中：K 為采空區(qū)滲透率，10-15m2；Dm為多孔介質(zhì)平均顆粒直徑，m。

計算過程中通過Live link for MATLAB 接口建立COMSOL 模型求解與MATLAB 場值調(diào)用的聯(lián)系，通過MATLAB 函數(shù)計算采空區(qū)滲透率，實現(xiàn)采空區(qū)不同位置處滲透率隨模型計算自動調(diào)用求解。

采空區(qū)遺煤厚度依據(jù)工作面開采工藝方法、回采率等參數(shù)確定，遺煤耗氧速率W（O2）依據(jù)試驗公式[12,14]確定：

式中：W（O2）為耗氧速率，m3/（m3·h）；c 為采空區(qū)氧氣體積分數(shù)，%；c0為大氣中氧氣體積分數(shù)，%；η 為待定系數(shù)，取0.114 m3/（m3·h）；φ 為試驗常數(shù)，取0.023 5 ℃-1；T 為遺煤氧化溫度，℃。

2.3 邊界條件

依據(jù)工作面需風量計算結(jié)果確定北1103 工作面總風量為1 500 m3/min，左側(cè)進風巷及通防巷均設為入口邊界，采用速度進口條件，右側(cè)回風巷風流為出口，出口設置為壓力流出類型，初始壓力為標準大氣壓。入口邊界條件包含風流速度、氧氣體積分數(shù)和瓦斯體積分數(shù)，具體進風巷風流速度按風量除以巷道斷面積進行計算，入口風流按新鮮風流計算，瓦斯體積分數(shù)為0，氧氣體積分數(shù)按21%計算，即為9.375 mol/m3。

采空區(qū)內(nèi)部初始條件分別按氧氣體積分數(shù)0、溫度35.35 ℃設置，其余固體邊界設置為壁面。

3 模擬結(jié)果分析

3.1 不同通防巷位置對采空區(qū)氧化帶影響

為探究不同通防巷位置對采空區(qū)氧化帶影響，尋求最優(yōu)化設計，在前期理論分析的基礎上選取了4 種通防巷布置方案，分別為距離進風巷煤壁1/4D（D 為工作面傾向長度）、1/2D、0.618D、3/4D 的距離，依據(jù)4 種位置方案分別進行模擬研究，風量按進風巷600 m3/min、通防巷900 m3/min 計算，通防巷不同布置方案如圖1。

圖1 通防巷不同布置方案（單位：m）Fig.1 Different layout schemes for ventilation and prevention roadway

觀察通防巷距進風巷1/4D、1/2D、0.618D 距離、3/4D 距離情況下的采空區(qū)氧氣體積分數(shù)可知，整個采空區(qū)氧氣體積分數(shù)隨著通防巷與進風巷距離的增大而減小，尤其表現(xiàn)在進風巷一側(cè)，當進風巷、通防巷距離由1/4D 增大至3/4D 的過程中，進風巷一側(cè)氧氣影響范圍由原采空區(qū)深度85 m 銳減至采空區(qū)深度45 m。原因在于進風巷與通防巷相距較近時，兩者相互影響，形成兩源一匯局面，2 個氧氣源點擴散出氧氣疊加；隨著距離不斷拉遠，氧氣經(jīng)通防巷漏風進入采空區(qū)的影響區(qū)域有限，二者無法形成正相宜關系，且隨著距回風巷距離拉近，大部分氧氣隨回風巷排出，沿工作面走向氧氣體積分數(shù)截面如圖2。

圖2 沿工作面走向氧氣體積分數(shù)截面Fig.2 Oxygen volume fraction section along the working face

利用氧氣體積分數(shù)8%～18%的劃分標準對采空區(qū)自燃“三帶”進行劃分，通過COMSOL 后處理對通防巷不同布設位置下的采空區(qū)高度2 m 處氧化自燃帶進行表征，通防巷不同位置氧化帶范圍如圖3。

圖3 通防巷不同位置氧化帶范圍Fig.3 Scope of oxidation zone at different positions of Tongfang roadway

由圖3 可知，隨著通防巷與進風巷距離的增加，保持進風量不變，采空區(qū)內(nèi)氧化升溫帶逐漸向工作面一側(cè)移動，且氧化帶寬度隨之改變。當通防巷位于進風巷右側(cè)1/4D 位置時，進風巷一側(cè)在采空區(qū)深部73 m 處進入氧化升溫帶，且采用該布置方案時氧化升溫帶向采空區(qū)深部移動最遠，氧化帶最遠邊界可至采空區(qū)深部110 m 處，最大氧化帶寬度為30 m并且靠近采空區(qū)中部。當通防巷位于進風巷右側(cè)1/2D 位置時，進風巷一側(cè)在采空區(qū)深部60 m 處進入氧化升溫帶，氧化升溫帶最遠邊界可至采空區(qū)深部90 m 處，最大氧化帶寬度為25 m 位于靠近進風巷一側(cè)。當通防巷位于進風巷右側(cè)0.618D 位置時，進風巷一側(cè)在采空區(qū)深部40 m 處進入氧化升溫帶，氧化升溫帶最遠邊界可至采空區(qū)深部66 m 處，最大氧化帶寬度為23 m，位于采空區(qū)中部。當通防巷位于進風巷右側(cè)3/4D 位置時，進風巷一側(cè)同樣在采空區(qū)深部40 m 處進入氧化升溫帶，氧化升溫帶最遠邊界可至采空區(qū)深部65 m 處，最大氧化帶寬度為21 m，位于靠近進風巷一側(cè)。

通防巷位置改變對采空區(qū)氧化帶寬度影響巨大，隨著通防巷距進風巷距離的增加，氧化帶范圍逐漸減小，當通防巷位于進風巷右側(cè)0.618D、3/4D 距離時兩者差別不大，但考慮到該巷道主要功能是用于通風及排出工作面瓦斯，同時緩解采空區(qū)遺煤自燃的問題。若位置距離回風巷一側(cè)過近，則通風流場紊亂、排出工作面瓦斯的作用被進一步削弱，而通防巷位于進風巷右側(cè)0.618D 距離時通風流場最為穩(wěn)定，因而建議通防巷位置布置于0.618D 位置，以達到通風系統(tǒng)效用最大化。

3.2 不同配風方案對采空區(qū)氧化帶影響

保持兩進風巷風量總量為1 500 m3/min，改變兩進風巷風量配比，探究不同風量方案對采空區(qū)氧化帶影響，運輸巷、通防巷風量配比方案見表1。

表1 運輸巷、通防巷風量配比方案Table 1 Proportioning scheme of air volume in transportation roadway and ventilation and prevention roadway

為進一步觀察采空區(qū)氧化帶，按照氧氣體積分數(shù)8%～18%的標準劃分采空區(qū)氧化帶。采空區(qū)氧化帶立體區(qū)域如圖4。

圖4 采空區(qū)氧化帶立體區(qū)域（單位：m）Fig.4 Three-dimensional area of oxidation zone in goaf

由圖4 可知，滿足煤層自燃的氧氣體積分數(shù)范圍為不規(guī)則圖形，且不同配風方案氧化帶區(qū)域大體相同。隨進風巷風量的不斷增加，該氧化帶區(qū)域向采空區(qū)深部轉(zhuǎn)移，同時，氧化帶區(qū)域?qū)挾扰c采空區(qū)高度有關，具體表現(xiàn)為風量改變時，采空區(qū)上部氧化帶寬度隨進風巷風量增加而減小。當進風巷進風量為1 000 m3/min 時，采空區(qū)上部氧化帶區(qū)域最小，表現(xiàn)為立體區(qū)域上部缺失。

采空區(qū)氧化帶區(qū)域為立體不規(guī)則圖形，采空區(qū)不同高度、距進風巷距離、采空區(qū)縱深等因素均會導致采空區(qū)氧化帶區(qū)域變化。不同風量配比條件下采空區(qū)自燃“三帶”分布見表2。

表2 不同風量配比條件下采空區(qū)自燃“三帶”分布Table 2 Three zones distribution of spontaneous combustion in goaf under different air volume ratio conditions

采空區(qū)整體漏風受進出口端通風壓差影響，而進出口端壓差受風量和風阻影響，因此進風巷風量越大采空區(qū)漏風越嚴重。

綜合工作面通風流場，瓦斯流場考慮，當進風巷風量為700 m3/min、通防巷風量為800 m3/min 時為最佳配比方案。

3.3 不同端頭封堵方案對采空區(qū)氧化帶范圍影響

礦井實際生產(chǎn)工作中，常采取向采空區(qū)注漿的方式充填穩(wěn)固采空區(qū)內(nèi)部，充填后采空區(qū)內(nèi)裂隙率降低，在一定程度上可緩解采空區(qū)遺煤自燃問題。綜上，進風巷一側(cè)漏風量對于采空區(qū)內(nèi)自燃“三帶”分布具有重要影響作用，為此，針對進風巷風量為700 m3/min、通防巷風量為800 m3/min 的通風方案條件下采空區(qū)進風巷一側(cè)增設封堵墻進行分析，探究封堵墻封堵區(qū)域?qū)Σ煽諈^(qū)自燃“三帶”分布影響（此處假設封堵率可達90%）。進風巷一側(cè)封堵后氧化帶區(qū)域如圖5。

圖5 進風巷一側(cè)封堵后氧化帶區(qū)域Fig.5 Oxidation zone area after sealing on one side of air inlet roadway

進風巷一側(cè)封堵墻的存在，會在一定程度上對采空區(qū)漏風起到阻礙作用，增加封堵墻后進風巷一側(cè)氧化帶區(qū)域向工作面靠近，原因是封堵墻的存在避免了進風巷風流直接漏入采空區(qū)，減少了直流壓力，使得風流進入拐角區(qū)域時得到一定緩沖。同時隨著封堵墻距離的增加，氧化帶最寬區(qū)域位置發(fā)生改變，逐漸向采空區(qū)中部轉(zhuǎn)移，當封堵墻范圍增至9.6 m 時，氧化帶最寬區(qū)域逐漸接近采空區(qū)中部，位于距進風巷90 m 位置。觀察不同封堵距離下最大氧化帶寬度發(fā)現(xiàn)，封堵距離9.6 m 時，該寬度不減反增，由封堵墻7.2 m 時的20 m 增加為22 m，說明封堵墻的存在導致進風巷氧氣源點向中部轉(zhuǎn)移，隨著進風巷、通防巷氧氣源點不斷靠近，在兩源點中部存在一共同影響匯集區(qū)，最大氧化帶寬度位于該區(qū)域，當距離減小至一定程度時，影響區(qū)域范圍加大，最大氧化帶寬度隨之增加。

綜上所述，在進風巷一側(cè)增設封堵墻可一定程度抑制采空區(qū)漏風，減小氧化帶寬度，但該增益效果存在1 個臨界值，超過臨界值后，最大氧化帶寬度開始增加。

3.4 工作面不同推進距離對采空區(qū)氧化帶影響

工作面推進過程中，采空區(qū)邊界的移動不僅使采空區(qū)實體的幾何尺寸發(fā)生了連續(xù)的動態(tài)變化，同時也影響了采空區(qū)內(nèi)部的漏風供氧條件、多組分氣體傳輸和遺煤氧化升溫過程。工作面不同推進距離下采空區(qū)氧氣體積分數(shù)如圖6。選取推進距離為40、60、80、100、120、140 m 的氧化帶分布云圖為例，工作面不同推進距離采空區(qū)氧化帶分布如圖7。

圖6 工作面不同推進距離下采空區(qū)氧氣體積分數(shù)Fig.6 Oxygen volume fraction in goaf under different advancing distances of working face

圖7 工作面不同推進距離采空區(qū)氧化帶分布Fig.7 Distribution of oxidation zone in goaf with different advancing distances in working face

動態(tài)采空區(qū)演變初期，由于采空區(qū)的走向長度相對較短，且近工作面端的滲透率較大，故當工作面推進距離為40 m 時，采空區(qū)整體范圍內(nèi)漏風流速較高，特別是進風巷一側(cè)的氧氣滲流速度較大，采空區(qū)氧氣體積分數(shù)的變化梯度較快，因此進風巷側(cè)的氧化帶寬度較窄，氧化帶最大寬度僅為9 m。隨著采空區(qū)范圍擴大，采空區(qū)中部及深部區(qū)域固相煤體逐漸被壓實，漏風阻力增大，故漏風風流攜帶氧氣進入進風側(cè)的能力要大于回風側(cè)。

此外，在工作面推進初期，不同推進距離下采空區(qū)內(nèi)氧氣體積分數(shù)變化明顯。隨著推進距離的增加，采空區(qū)氧氣體積分數(shù)分布趨于穩(wěn)定，當工作面推進距離120 m 時，采空區(qū)氧化帶趨于穩(wěn)定，進風側(cè)散熱帶寬度以及氧化帶最大寬度基本保持不變。

4 結(jié) 語

1）隨著通防巷與進風巷距離的增加，氧化升溫帶的范圍逐漸減小且向工作面一側(cè)移動，建議通防巷位于進風巷右側(cè)0.618D 位置時，為最優(yōu)通防巷位置，最大氧化帶寬度為23 m，位于采空區(qū)中部。

2）總風量一定情況下，隨著進風巷風量不斷增加，工作面兩端壓差增大，進風巷一側(cè)采空區(qū)漏風加劇，氧化帶向采空區(qū)深部轉(zhuǎn)移，且氧化帶最寬區(qū)域位置由進風巷一側(cè)向采空區(qū)中部轉(zhuǎn)移。綜合考量，建議進風巷700 m3/min、通防巷800 m3/min 配風方案時可取得最佳效果。

3）進風巷一側(cè)封堵墻的存在可一定程度抑制采空區(qū)漏風，減小氧化帶寬度，但該增益效果有限，超過臨界值后，最大氧化帶寬度開始增加。

4）隨工作面推進距離的增加，采空區(qū)漏風阻力增大，進風側(cè)的氧化帶寬度逐漸增加，氧化深度向采空區(qū)深部延展。然而當工作面推進距離120 m 時，采空區(qū)氧化帶趨于穩(wěn)定，進風側(cè)散熱帶寬度氧以及氧化帶最大寬度保持不變，不再隨工作面推進產(chǎn)生變化，最終形成采空區(qū)氧化帶具有明顯非對稱性。