“兩進一回”通風系統氧化帶寬度影響因素分析

王 寧，邵嗣華，李作泉，權繼業，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.中國礦業大學（北京）能源與礦業學院，北京 100083）

瓦斯與火耦合災害是影響煤礦安全生產的重大制約因素[1-2]，而采空區漏風所導致的遺煤自燃，又為礦山安全生產埋下了隱患。針對采空區自燃危險性判定，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：采空區遺煤升溫速率、漏風風速、氧氣體積分數；而在實際生產工作中，采空區內溫度監測難度較高，風速劃分又存在一定局限性，所以現場大多通過氧氣體積分數進行劃分。

針對不同通風系統和配風量對采空區漏風及氧化帶區域影響，諸多學者依據現場試驗及數值模擬開展了大量研究。楊勝強[5]等通過現場觀測和數值模擬分析了采空區氧熱循環過程，依據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 技術模擬了采空區氧氣體積分數并與實測結果進行了對比，吻合度較高，分析了配風量與氧化帶分布的規律；劉偉[7]等對比分析了“U”型、“Y”型通風對采空區自燃發火的影響，給出了不同通風系統下的壓力場、速度場及氧氣體積分數變化；賈男[8]通過現場試驗及數值模擬，對“U＋L”型通風條件下采空區漏風規律及氣體體積分數分布進行了研究，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的方法對煤自燃氧化特征、臨界氧氣體積分數及自燃三帶規律進行了分析；張春[12]等認為綜放采空區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函數關系。

實際生產過程中，常依據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氧化帶范圍及遺煤自燃規律研究較少，尤其面對非常規通風系統，采空區流場復雜，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”通風系統方案，然而，“兩進一回”通風方案所帶來的采空區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尚需商榷。為此，依據魏家地煤礦北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遺煤自燃區域的影響（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遺煤自燃危險，以指導現場生產。

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，內生裂隙發育，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火危險，自然發火期為4～6 個月，據現場測量煤層地溫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，造成1103 工作面上隅角瓦斯超限，為治理瓦斯超限問題，現場不斷加大通風量，然而治理效果不佳，且隨著風量增加，采空區漏風問題更為突出，現場存在自然發火趨勢。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，可能使采空區漏風加劇，一定程度上加大了自燃發火危險，針對不同地區煤層的開采條件，通風系統布置參數不同。為確保通風系統的合理性及最優性，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”型通風系統根本目的在于解決工作面回風巷及上隅角瓦斯體積分數過高問題。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方案的最基本要求。

2）采空區自燃危險性。“兩進一回”型通風系統在滿足通風要求的基礎上，可能誘發采空區遺煤自燃，為保證該通風系統的高效應用，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”型通風系統被打亂，采空區流場改變，通風管理復雜，且流場穩定性與第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，取1.76；QCH4為瓦斯絕對涌出量，取8.03 m3/min。

根據《煤礦安全規程》規定，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”型通風系統后，不同第2 進風巷位置及風量配比方案對采空區氧化帶影響，采用COMSOL 數值模擬軟件進行氧化帶三維模擬研究。

2.1 幾何模型

根據北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，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垮落帶、斷裂帶二次發育的影響，僅考慮從工作面漏入采空區的風量、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內氧化帶影響。

2）工作面以及巷道視為規則長方體，巷道斷面積按煤礦實際生產資料確立：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，該關鍵層以下均發生滑落失穩，該層以上不會發生明顯的失穩現象，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內氣體運移影響可忽略不計，因而在采空區遺煤自燃過程中僅考慮垮落帶高度，采空區高度確定為垮落帶40 m、煤厚11 m，斷裂帶高度在此不作考慮。采空區深度確定為160 m。

利用COMSOL Multiphysics 軟件模型開發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格功能劃分網格，整個立方體劃分為117 981 個單元網格。

2.2 理論基礎

在建立采空區流場數學模型時，根據不同區域流場情況不同，可將其分為2 部分，分別進行分析，一部分為采空區內的滲流模型，符合Brinkman 方程的，另一部分為巷道和工作面處符合湍流模型。

采空區滲透率主要受碎脹系數及頂板壓力影響[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深部逐漸減小；縱向方向，采空區下部垮落帶巖石破碎，碎脹系數較小，采空區上部斷裂帶巖石總體上較為完整，碎脹系數較大。針對采空區不同位置處孔隙率沿用經驗公式進行計算：

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

滲透率由多孔介質Carman 公式計算：

式中：K 為采空區滲透率，10-15m2；Dm為多孔介質平均顆粒直徑，m。

計算過程中通過Live link for MATLAB 接口建立COMSOL 模型求解與MATLAB 場值調用的聯系，通過MATLAB 函數計算采空區滲透率，實現采空區不同位置處滲透率隨模型計算自動調用求解。

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

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

2.3 邊界條件

依據工作面需風量計算結果確定北1103 工作面總風量為1 500 m3/min，左側進風巷及通防巷均設為入口邊界，采用速度進口條件，右側回風巷風流為出口，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、氧氣體積分數和瓦斯體積分數，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，瓦斯體積分數為0，氧氣體積分數按21%計算，即為9.375 mol/m3。

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

3 模擬結果分析

3.1 不同通防巷位置對采空區氧化帶影響

為探究不同通防巷位置對采空區氧化帶影響，尋求最優化設計，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氧氣體積分數可知，整個采空區氧氣體積分數隨著通防巷與進風巷距離的增大而減小，尤其表現在進風巷一側，當進風巷、通防巷距離由1/4D 增大至3/4D 的過程中，進風巷一側氧氣影響范圍由原采空區深度85 m 銳減至采空區深度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，氧氣經通防巷漏風進入采空區的影響區域有限，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截面如圖2。

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

利用氧氣體積分數8%～18%的劃分標準對采空區自燃“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，采空區內氧化升溫帶逐漸向工作面一側移動，且氧化帶寬度隨之改變。當通防巷位于進風巷右側1/4D 位置時，進風巷一側在采空區深部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深部移動最遠，氧化帶最遠邊界可至采空區深部110 m 處，最大氧化帶寬度為30 m并且靠近采空區中部。當通防巷位于進風巷右側1/2D 位置時，進風巷一側在采空區深部60 m 處進入氧化升溫帶，氧化升溫帶最遠邊界可至采空區深部90 m 處，最大氧化帶寬度為25 m 位于靠近進風巷一側。當通防巷位于進風巷右側0.618D 位置時，進風巷一側在采空區深部40 m 處進入氧化升溫帶，氧化升溫帶最遠邊界可至采空區深部66 m 處，最大氧化帶寬度為23 m，位于采空區中部。當通防巷位于進風巷右側3/4D 位置時，進風巷一側同樣在采空區深部40 m 處進入氧化升溫帶，氧化升溫帶最遠邊界可至采空區深部65 m 處，最大氧化帶寬度為21 m，位于靠近進風巷一側。

通防巷位置改變對采空區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，同時緩解采空區遺煤自燃的問題。若位置距離回風巷一側過近，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0.618D 距離時通風流場最為穩定，因而建議通防巷位置布置于0.618D 位置，以達到通風系統效用最大化。

3.2 不同配風方案對采空區氧化帶影響

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氧化帶，按照氧氣體積分數8%～18%的標準劃分采空區氧化帶。采空區氧化帶立體區域如圖4。

圖4 采空區氧化帶立體區域（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范圍為不規則圖形，且不同配風方案氧化帶區域大體相同。隨進風巷風量的不斷增加，該氧化帶區域向采空區深部轉移，同時，氧化帶區域寬度與采空區高度有關，具體表現為風量改變時，采空區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，采空區上部氧化帶區域最小，表現為立體區域上部缺失。

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

表2 不同風量配比條件下采空區自燃“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氧化帶范圍影響

礦井實際生產工作中，常采取向采空區注漿的方式充填穩固采空區內部，充填后采空區內裂隙率降低，在一定程度上可緩解采空區遺煤自燃問題。綜上，進風巷一側漏風量對于采空區內自燃“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進風巷一側增設封堵墻進行分析，探究封堵墻封堵區域對采空區自燃“三帶”分布影響（此處假設封堵率可達90%）。進風巷一側封堵后氧化帶區域如圖5。

圖5 進風巷一側封堵后氧化帶區域Fig.5 Oxidation zone area after sealing on one side of air inlet roadway

進風巷一側封堵墻的存在，會在一定程度上對采空區漏風起到阻礙作用，增加封堵墻后進風巷一側氧化帶區域向工作面靠近，原因是封堵墻的存在避免了進風巷風流直接漏入采空區，減少了直流壓力，使得風流進入拐角區域時得到一定緩沖。同時隨著封堵墻距離的增加，氧化帶最寬區域位置發生改變，逐漸向采空區中部轉移，當封堵墻范圍增至9.6 m 時，氧化帶最寬區域逐漸接近采空區中部，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現，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，最大氧化帶寬度位于該區域，當距離減小至一定程度時，影響區域范圍加大，最大氧化帶寬度隨之增加。

綜上所述，在進風巷一側增設封堵墻可一定程度抑制采空區漏風，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氧化帶影響

工作面推進過程中，采空區邊界的移動不僅使采空區實體的幾何尺寸發生了連續的動態變化，同時也影響了采空區內部的漏風供氧條件、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氧氣體積分數如圖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氧化帶分布如圖7。

圖6 工作面不同推進距離下采空區氧氣體積分數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氧化帶分布Fig.7 Distribution of oxidation zone in goaf with different advancing distances in working face

動態采空區演變初期，由于采空區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，采空區整體范圍內漏風流速較高，特別是進風巷一側的氧氣滲流速度較大，采空區氧氣體積分數的變化梯度較快，因此進風巷側的氧化帶寬度較窄，氧化帶最大寬度僅為9 m。隨著采空區范圍擴大，采空區中部及深部區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的能力要大于回風側。

此外，在工作面推進初期，不同推進距離下采空區內氧氣體積分數變化明顯。隨著推進距離的增加，采空區氧氣體積分數分布趨于穩定，當工作面推進距離120 m 時，采空區氧化帶趨于穩定，進風側散熱帶寬度以及氧化帶最大寬度基本保持不變。

4 結 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移動，建議通防巷位于進風巷右側0.618D 位置時，為最優通防巷位置，最大氧化帶寬度為23 m，位于采空區中部。

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，進風巷一側采空區漏風加劇，氧化帶向采空區深部轉移，且氧化帶最寬區域位置由進風巷一側向采空區中部轉移。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）進風巷一側封堵墻的存在可一定程度抑制采空區漏風，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，采空區漏風阻力增大，進風側的氧化帶寬度逐漸增加，氧化深度向采空區深部延展。然而當工作面推進距離120 m 時，采空區氧化帶趨于穩定，進風側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生變化，最終形成采空區氧化帶具有明顯非對稱性。