东庞矿21219工作面瓦斯与煤自燃复合灾害及其防治技术研究

绪论1Introduction1.1研究背景及意义（ResearchBackgroundandSignificance）1.1.1研究背景煤炭是我国的主体能源。2016年12月国家发展改革委员会和国家能源局印发的《煤炭工业发展“十三五”规划》指出，煤炭占我国化石能源资源的90%以上，是稳定、经济、自主保障程度最高的能源，煤炭在一次能源消费中的比重虽将逐步降低，但在相当长时期内，其主体能源地位不会变化[1]。我国能源的供给主要靠国内渠道，因此为了保障国家能源安全，必须保证国内能源供应渠道的安全畅通高效，这样才能牢牢掌握能源安全主动权。因此，提升我国煤炭资源的安全绿色开发和清洁高效利用水平，努力建设集约、安全、高效、绿色的现代煤炭工业体系，就显得尤为重要。近些年来随着煤矿开采深度增加，建井时间较早的许多矿井开采深度已经达到了一千米以下，煤层瓦斯涌出量毋庸置疑会逐渐变大，而且开采深度的增加会使得地应力变大从而导致顶底板、采空区遗煤、煤柱的破碎程度增加，发生煤自燃的可能性随之变大，因此，会有越来越多的矿井会面临着瓦斯、煤自燃双重灾害的威胁。据不完全统计，全国229座大型矿井中有72.1%的矿井存在煤层自燃灾害，48.0%以上的矿井属于高瓦斯矿井，而具有煤自然发火危险的高瓦斯矿井占32.3%，意味着我国有相当多且随着采深的增加会越来越多的矿井面临瓦斯与煤自燃复合灾害的威胁[2]。如果忽视对瓦斯与煤自燃复合灾害的防治，很可能会发生由煤自燃点燃瓦斯爆炸的事故，造成非常巨大的人员伤亡和经济损失。比如，2019年9月28日，徐矿集团新疆赛尔能源三矿发生瓦斯爆炸事故，造成4人死亡、1人受伤[3]。2015年江西省上饶市上饶县永吉煤矿“10·9”重大瓦斯爆炸事故，造成10人死亡[4]。2013年吉林省通化矿业集团公司八宝煤矿“3.29”特别重大和“4.1”重大瓦斯爆炸事故，共造成53人死亡20人受伤[5]。事故的教训是惨痛的，这都无不在预示着瓦斯与煤自燃复合灾害已经成为矿井重特大事故发生的根源，是保障煤矿安全生产的新挑战。1.1.2研究意义采空区内遗煤、煤壁和顶底板会解吸出大量的卸压瓦斯，倘若不能采取有效的治理办法，采空区内高浓度瓦斯会随着风流涌入工作面，容易使得工作面瓦斯超限，从而引发瓦斯燃烧或爆炸，而瓦斯抽采和风排瓦斯都会使得采空区漏风量增加，势必会增加采空区遗煤自燃的可能性，从而成为矿井安全生产的重大危险源。同时，因工作面漏风和瓦斯抽采采空区遗煤会持续暴露在较高的氧浓度之中，从而发生自燃氧化放热，当采空区某一区域存在蓄热环境时，遗煤温度会不断上升，温度升高又促进了遗煤的自燃氧化进程，当温度上升至着火点后就会发生自燃，成为点燃瓦斯爆炸的点火源，可能造成更为重大的事故发生，而目前我国煤矿应对煤自燃常用的防灭火措施，包括加快工作面推进速度、堵漏风、注惰性气体等，均不利于采空区瓦斯的抽采和排放，因此，采空区自燃防治和瓦斯治理之间存在相互影响、相互制约的特性，容易出现顾此失彼的现象，因此，研究各种瓦斯治理和防灭火措施对瓦斯与煤自燃复合灾害的影响规律，为科学高效的防治瓦斯与煤自燃复合灾害的发生提供理论依据[6,7]。东庞矿21219工作面采取顺层钻孔预抽煤体瓦斯，以消除工作面煤与瓦斯突出危险性，回采期间，施工高位钻孔抽采采空区瓦斯，通风系统配合上隅角埋管抽采治理上隅角瓦斯；在防灭火方面主要采取预测预报系统、堵漏风技术、注氮惰化系统以及灌浆灭火系统。分析防灭火技术措施和瓦斯抽采技术措施的相互关系发现：采空区的堵漏风、灌注粉煤灰和采空区注氮，完全改变了采空区的流场、瓦斯浓度场和氧气浓度场的分布规律，影响到高位钻孔及上隅角埋管抽采的瓦斯抽采效果。如果采空区封堵效果不好、注氮口的设计位置及注氮压力和注氮流量等参数不合适，不能与瓦斯抽采参数有效配合，则易于导致工作面部分区域瓦斯浓度超限或氮气浓度超限；反过来，高位钻孔及上隅角埋管抽采在实施过程中显然会增加采空区的漏风供氧，增大采空区的自燃发火危险性，且钻孔布置参数、抽采压力及流量参数与采空区封堵措施和采空区注氮参数如果不能有效配合，不仅会大大消弱采空区注氮防灭火的效果，也会影响整个工作面的瓦斯抽采效果。因此，针对集中能源股份有限公司东庞矿21219工作面，基于瓦斯与煤自燃复合灾害的致灾机理，以2#煤的自燃氧化特性研究为切入点，重点对不同风量、瓦斯抽采、注氮技术条件下的采空区瓦斯与煤自燃复合灾害问题展开研究，包括瓦斯抽采技术体系与防灭火技术体系的相互关系，以及瓦斯抽采与防灭火技术之间最优参数确定的实验研究和现场考察，构建21219工作面瓦斯与煤自燃复合灾害综合防治技术体系，保障工作面生产过程中的高效安全开采。1.2国内外研究现状（ResearchStatusatHomeandAbroad）1.2.1采空区瓦斯运移规律研究现状采空区瓦斯运移规律对于采空区瓦斯抽采、防治采空区瓦斯涌出和上隅角瓦斯治理等有着非常重要的作用，而由于采空区内全部由破碎的煤岩体构成，人员无法进入，想通过传统监测手段很难全面准确的掌握采空区瓦斯运移规律。随着CFD技术的发展与应用，越来越多的学者基于采空区瓦斯运移理论通过编程或使用现有仿真软件来模拟研究采空区瓦斯运移规律并验证了其可靠性，并据此研究各种回采参数、通风方式、瓦斯治理措施、防灭火措施等因素对采空区瓦斯分布的影响规律，国内外专家学者对此做了大量深入研究，并取得了卓越成果。在国外，许多专家学者对采空区的瓦斯运移理论有着深入的研究，Bachmat教授在多孔介质理论的研究基础上，通过实验推导建立了瓦斯三维渗流的运动方程[8]；J.Pawinski构建了计算瓦斯流动的数学模型[9]；英国Nottingham大学学者在基于理论研究的基础上通过实验研究构建了一种新的瓦斯流动模型，该模型主要适用于长壁工作面的瓦斯流动[10-13]；波兰学者J.Roszkowski、W.Dziurzyski等人在实验总结采空区瓦斯浓度分布规律的同时开始利用计算机编写程序来模拟瓦斯浓度分布[14,15]。国内学者对采空区的瓦斯运移规律同样进行了大量的研究。丁广骧所著的《矿井大气与瓦斯三维流动》以理论流体力学、传质学、多孔介质流体动力学等基本理论，结合矿井大气、瓦斯流动的特殊性，详细地介绍了矿井大气以及采空区瓦斯运移理论[16]。李树刚等[17]在采空区瓦斯渗流规律的研究基础上，考虑支撑压力对采场卸压瓦斯运移规律的影响，通过分析采动影响下煤岩体卸压瓦斯的流动特性，推导出卸压瓦斯与综放面支撑压力之间的关系，为煤与瓦斯共采提供理论指导。蒋曙光等[18]利用瓦斯渗流理论建立采场瓦斯分布的3D渗流场的数学方程，模拟比较了采空区与综放面瓦斯运移的分布特征。胡千庭等[19]利用软件模拟了瓦斯在采空区的运移特性，通过参数修正进行数值解算与实测比较，得出了其模拟结果具有广泛的适用性。李宗翔[20]通过建立瓦斯在非均质条件下渗流扩散的数学模型，数值模拟分析了瓦斯在采空区中的运移特点。车强[21]通过实验和理论分析建立了采空区孔隙率的空间分布拟合函数，并模拟了在多场耦合条件下采空区瓦斯的变化规律，比较分析了在温度场、浓度场及三维渗流场条件下瓦斯的积聚运移特性。林海飞[22]在研究综放开采覆岩裂隙演化规律及特征的基础上，模拟研究了不同通风抽采方式条件下的采空区瓦斯运移规律，得到了瓦斯排放效果最好的尾巷联络巷和高抽巷布置参数。1.2.2采空区遗煤自燃灾害研究现状采空区遗煤自燃简单来说是一个煤氧化放热的过程，而这个过程受制于回采工作面诸多因素，因此随着工作面推进，遗煤自燃又是一个复杂的动态发展过程，就目前已发生的大量采空区自燃事故来说，每次事故既有共通之处又有其特殊性，这也就为采空区遗煤自燃防治带来了挑战，对此，国内外专家学者开展了大量深入研究。BanerjeeS.C.经过调查发现空气湿度越高会对煤炭自热过程起促进作用[23]。HiroshiMiyakoshi等运用活化能理论对煤的自燃氧化过程展开研究，发现煤在自燃氧化过程中的产热速率与氧化温度之间满足Arrhenius方程[24,25]。LimingYuan等利用数值模拟找出了发生遗煤自燃可能性最大的区域[26]。TarabaB等研究指出工作面推进速度越慢采空区遗煤自燃越严重[27]。我国学者刘剑等[28]对煤的活化能理论给予了详细研究，提出利用活化能理论研究煤自燃倾向性和自燃发火期的新方法。徐精彩等[29]通过测定煤体氧化过程中的耗氧率、CO和CO2产生速率，根据煤氧复合反应中化学键能的变化计算出煤氧复合放热强度。杨胜强等[30,31]提出采空区遗煤自燃过程实际是一个氧热微循环的平衡过程，并通过数值模拟研究了工作面风量与采空区自燃“三带”的关系，指出随工作面风量增加氧化自燃带会远离工作面且范围变宽。秦跃平[32]通过实验验证采空区风流流动更符合非达西渗流，建立移动坐标系下的采空区自然发火数学模型，实现了对工作面推进速度的动态模拟，验证了通过加快推进速度来降低采空区自然发火危险是可行的。李宗翔等[33]研究了工作面风量与自燃带的关系，认为自燃氧化带宽度与工作面风量近似呈负指数关系。褚廷湘[34-36]建立了顶板巷瓦斯抽采诱导遗煤自燃的致灾机制，全面系统的分析了顶板巷抽采位置和抽采量对采空区煤自燃区域等的影响特征。1.2.3瓦斯与煤自燃复合灾害研究现状近些年采空区遗煤自燃引爆瓦斯事故频频发生，引起了许多专家学者的重视，发现采空区煤自燃灾害与瓦斯灾害存在着某种关联，对此国内专家学者做了大量深入研究，并取得了卓越成果。周福宝等大量调研国内矿井的瓦斯与煤自燃复合灾害现状，提出了复合灾害的内在联系和致灾机理，认为采空区裂隙场、瓦斯浓度场、氧气浓度场和温度场4场交汇是致灾充要条件，并指出了复合灾害防控机理和技术方法的新思路，即通过固相颗粒输运改变裂隙场和低温液氮惰气改变气体浓度场与温度场，经现场实践验证了防治技术的先进性[2,37]。宋万新等[38-40]认为采空区漏风流实际上是含瓦斯风流，用空气来预测高瓦斯采空区的煤自燃状态时容易造成错判误判，因此开展了含瓦斯风流对煤自燃氧化特性影响的研究，结果表明，瓦斯可以在一定程度上延缓煤自燃氧化进程，并根据实验结果确定了采空区自然发火不同阶段所对应的CO体积分数和CO指数，提出了基于氧气体积分数的高瓦斯采空区自燃“三带”的划分标准。李宗翔等[41]建立了采空区瓦斯和自燃耦合数学模型，模拟研究考虑瓦斯涌出和遗煤耗氧条件下的采空区瓦斯、氧气及温度的分布规律，认为采空区内高强度的瓦斯涌出能够通过稀释氧气来削弱了煤的自燃氧化进程。邓军等[42,43]通过现场实测和理论推导，根据采空区浮煤厚度、漏风强度和氧浓度三个指标，对潘一矿2322（3）综放采空区进行自燃危险区域划分，发现随抽放管道进入采空区深部，采空区中部自燃带有向回风侧增大的趋势，回风侧采空区自燃带范围变宽向采空区深部移动。秦波涛等[44,45]分析了煤自燃引爆瓦斯的作用机理，指出煤自燃主要气体产物CO会大大增加瓦斯的爆炸极限范围，对此在付村矿“W”型通风方式工作面建立了立体瓦斯抽放体系，提出注堵结合的防灭火关键技术，应用效果显著。1.3主要研究内容（MainResearchContents）针对东庞矿21219工作面开采煤层2#煤高瓦斯且自燃的特性，基于瓦斯与煤自燃复合灾害的致灾机理，以2#煤的自燃氧化特性研究为切入点，重点对不同风量、瓦斯抽采、注氮技术条件下的采空区瓦斯与煤自燃复合灾害问题展开研究，包括瓦斯抽采技术体系与防灭火技术体系的相互关系，以及瓦斯抽采与防灭火技术之间最优参数确定的实验研究和现场考察，构建21219工作面瓦斯与煤自燃复合灾害综合防治技术体系，保障工作面生产过程中的高效安全开采。本文的研究内容包括：（1）开展2#煤的自燃氧化特性实验，确定21219工作面自然发火预测预报体系的指标气体，从微观层面探究21219工作面采空区遗煤自燃的过程和特点，为工作面自燃防治提供理论依据。（2）建立东庞矿21219工作面采空区气体的取样系统，观测分析采空区瓦斯、氧气和一氧化碳随工作面推进的变化规律，确定采空区氧化带范围，并为数值模拟提供参考依据。（3）建立采空区气体运移理论模型，包括采空区碎胀系数空间分布规律、采空区漏风阻力模型和采空区风流流动模型，并以东庞矿21219工作面为研究对象，根据现场实际布置条件，确定模拟参数及模拟方案。（4）通过数值模拟分别研究了工作面风量、抽采参数、注氮参数对采空区瓦斯、氧气、复合灾害危险区域分布的影响规律，并基于瓦斯与煤自燃复合灾害综合防治角度确定最优的工作面通风回采、抽采注氮参数。（5）构建21219工作面采空区瓦斯与煤自燃复合灾害综合防治技术体系，包括遗煤自然防治体系和瓦斯治理措施，并在应用后对工作面高位钻孔抽采管路、上隅角瓦斯浓度、支架后部及回风流一氧化碳浓度进行为期1个月的监测，考察分析该体系的应用效果。1.4本文技术路线（TheTechnologyRoadmap）本文通过理论分析、实验研究、现场观测、数值模拟相结合的方法，对东庞矿21219工作面瓦斯与煤自燃复合灾害进行研究，技术路线如图1-1所示。图1-1技术路线图Figure1-1Technologyroadmap2工作面概况及煤层自燃氧化特性研究2东庞矿2#煤层自燃氧化特性研究2StudyonSpontaneousCombustionandOxidationCharacteristicsof2#CoalSeaminDongpangMine2.1工作面概况（GeneralSituationofWorkingFace）21219工作面采用走向长壁一次采全高采煤方法，自然垮落法管理顶板，采用U型通风方式，设计配风量1200m3/min左右，预计21219工作面回采期间的最大瓦斯绝对涌出量为14m³/min，通过单元法测定工作面绝对瓦斯涌出量[46]为6.152m3/min，则可以确定遗煤瓦斯涌出量为7.848m3/min。2.1.1工作面位置及井上下关系21219工作面位置及井上下关系如表2-1所示。表2-1工作面位置及井上下关系Table2-1Workingfacepositionandrelationshipofmineupanddown2.1.2巷道布置（1）采区巷道布置：21219工作面位于-480水平深部十二采区左翼，东北到12采区轨道巷，西南到2600辅助皮带巷，东南到-480北翼通风巷，两巷采用平行布置。（2）工作面皮带巷：21219工作面利用已施工完成的辅助通风巷作为皮带巷，巷道断面宽5.5m，高4m，主要用于回风、运煤、行人。（3）工作面轨道巷：轨道巷作为工作面运架通道，以21217工作面轨道巷为基准，预留6m煤柱。轨道巷巷道断面宽4.5m，高4m，主要用于进风、材料运送及行人。如图2-1所示。图2-1东庞矿21219工作面巷道布置图Figure2-1Roadwaylayoutofworkingface21219inDongpangmine2.1.3煤层及顶底板21219工作面开采煤层为2#煤，煤层及顶底板具体情况见表2-2、表2-3。表2-2煤层情况表Table2-4Tableofcoalseamsituation表2-3煤层顶底板情况表Table2-3Tableofcoalseamroofandfloor顶地板以细砂岩、粉砂岩、炭质泥岩为主，属中硬类型，煤层厚度平均4.9m，依据《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规程》中的统计公式来确定采空区冒落带及导气带的最大高度[47]。（2-1）（2-2）式中，Hc为冒落带高度，m；m为煤层厚度，m；Hf为导气带高度，m。2.2自燃倾向性鉴定（IdentificationofSpontaneousCombustionTendency）2.2.1自燃倾向性分类根据煤自燃倾向性色谱吸氧鉴定法[48]，测定煤在一定条件下吸附流态氧的量值，配以工业性分析等参数，将煤的吸氧量值与工业分析结果综合评判，评判标准见表2-4，确定东庞矿2#煤自燃倾向性等级。表2-4自燃倾向性分类Table2-4Classificationofthetendencyofspontaneouscombustion2.2.2实验结果实验煤样工业分析及自燃倾向鉴定结果见表2-5。表2-5自燃倾向性实验结果Table2-5Experimentalresultsofthetendencyofspontaneouscombustion结合《东庞矿生产地质报告》和《东庞矿2#煤层煤自燃倾向性鉴定报告》可得知，东庞矿21219工作面开采煤层属于Ⅱ类自燃煤层。2.3自然发火指标气体测定（DeterminationofIndexGasofSpontaneousCombustion）2.3.1实验系统利用自主搭建的低温氧化模拟实验系统测定东庞矿21219工作面煤样的自然发火指标气体，该系统主要由程序升温系统、供气系统、气体分析系统组成，如图2-2所示。图2-2低温氧化模拟实验系统示Figure2-2Sketchmapoflowtemperatureoxidationsimulationexperimentsystem程序升温系统包括煤样罐、加热模块、控制模块、气体管路、保温层等，升温区间为20~500℃，升温速率最小分度值为0.1℃/min，具备液晶数显功能，可实时显示煤样温度、升温时间、升温速率等，支持长时间稳定工作。供气系统使用气泵对稳压罐进行加压，稳压罐内置气囊（充当供气气源，可充入不同气体），通过调节稳压罐内压力来控制供气流量，保证气体以所需要的流量稳定通过流量阀、流量计进入升温系统中的煤样罐中。气体分析系统主要使用GC-4100型气相色谱仪，通过管路连接煤样罐出气口，可将煤体低温氧化气体产物直接输送至气相色谱仪进行气体组分分析。2.3.2实验过程实验煤样取自21219工作面煤壁，密封包装后送至实验室。将原始煤样剥去表面氧化层后，破碎并筛分出粒径为40~80目的颗粒，置于干燥箱中在氮气保护下于70℃干燥1小时，然后将处理后的煤样置于样品瓶中用石蜡密封待测。将50g待测煤样放入铜质煤样罐内，将煤样罐置于程序升温箱内，同时连接好各进气口、出气口及温度传感器（包括箱体温度和煤体温度）；打开气泵，带待稳压罐内压力稳定后调节流量阀，使得气体流量为50ml/min；设置程序升温速率为1℃/min，温度范围从室温至330℃，当温度达到330℃时停止实验；煤体温度每升高10℃，使用气相色谱仪分析一次煤体氧化气体产物的组分。2.3.3实验结果经实验测得21219工作面煤样氧化产物的组分及浓度如表2-6所示，可以发现，在测试温度范围内经过氧化升温后的气体产物有一氧化碳（CO）、二氧化碳（CO2）、甲烷（CH4）、乙烷（C2H6）、丙烷（C3H8）、乙烯（C2H4）。根据下表可以得到2#煤低温氧化气体产物浓度变化趋势，如图2-3所示，可以看出，在实验之初就开始出现CO，从130℃起CO浓度快速增加，整体上随氧化温度上升呈现单一指数递增的趋势，因此，CO可以作为预测预报煤自然发火的指标气体之一。当采空区出现CO则表明遗煤已经开始被氧化，当CO浓度快速上升时说明采空区遗煤温度达到130℃以上已进入深度氧化阶段，但是由于CO在整个升温过程中都存在，为准确判断采空区遗煤所处的氧化阶段，还需要配合其他指标气体进行综合分析。由图2-3可以知道，在煤样氧化升温过程中，乙烯在130℃左右开始出现，乙烯相比于CO有更精确的时间和温度特征。当采空区出现了乙烯气体就说明采空区遗煤已经进入了深度氧化阶段，使用乙烯配合CO作为指标气体预测预报采空区自然发火状态的时效性和精确程度都有所提升。乙烷气体从30℃就开始出现，80℃左右开始快速上升，但是由于乙烷属于吸附气体，在实际产生中无法判断所检测出的乙烷气体是因为煤体解吸产生还是因为煤体自燃氧化产生，因此，乙烷不适合作为煤自然发火预测预报的指标气体。丙烷气体比乙烯气体出现时间稍晚，在150℃左右出现，因此，如果在井下采空区检测到了丙烷气体，则表明采空区遗煤温度至少已经达到150℃。在整个实验过程中，都没有检测到乙炔气体出现，而目前乙炔又普遍被认为是煤进入激烈氧化阶段的重要指标气体，一旦采空区出现乙炔气体则说明采空区遗煤温度已经超过330℃，因此，在21219工作面煤自然发火预测预报过程中，应当重点关注乙炔气体，一旦发现必须快速采取有效的灭火手段，以免造成更大的灾害。表2-6自然发火指标气体实验数据Table2-6Experimentaldataofindexgasofspontaneouscombustion图2-32#煤低温氧化气体产物浓度变化曲线Figure2-3Curveofgasproductofoxidationinlowtemperatureof2#coal2.4低温氧化过程中自由基变化研究（StudyontheChangeofFreeRadicalsintheProcessofLowTemperatureOxidation）煤分子结构的共价键断裂存在孤电子形成自由基，煤在成煤和开采过程中形成了大量的自由基，这些自由基反应活性很大，极易与空气中的氧气反应放热，在良好的蓄热环境下热量积聚最终引发煤自燃。电子自旋共振波谱仪可直接测定煤的ESR波谱，证实煤中存在大量的自由基[49-51]。为了从微观层面研究东庞矿2#煤的自燃氧化特性，开展了低温氧化过程中煤体氧化活性变化研究，主要通过测定煤体在低温氧化至不同温度时的自由基含量和种类的变化趋势，从而揭示在自然发火过程中煤体氧化活性的变化规律，进而探寻了温度在煤自燃过程中的作用机理，为防治瓦斯与煤自燃复合灾害的发生提供理论基础。2.4.1实验仪器使用德国Magnettech公司生产的MS-5000型电子自旋共振波谱仪测定煤样的自由基含量，该仪器经厂家改造增加升温模块，具备即时升温即时测量的功能，如图2-4所示，工作频率：X-band，灵敏度：8x109spins/0.1mT，信噪比：600:1，微波频率：9.2－9.6GHz，微波功率：1μW-100mW，浓度灵敏度：10nM，最大磁场强度：625mT(7000G)，磁场均匀性：±5μT覆盖样品区域，磁场稳定性：1.0μT/h，扫场分辨率≥250000个点，磁场范围：25-650mT。该仪器具备紧凑的尺寸，应用领域灵活，具有高场稳定性和优异的灵敏度，可满足科学研究需求。图2-4电子自旋共振波谱仪Figure2-4ESRspectrometer2.4.2实验过程（1）煤样制备实验煤样取自21219工作面煤壁，密封包装后送至实验室。将原始煤样剥去表面氧化层后，破碎并筛分出粒径为<200目的颗粒，置于干燥箱中在氮气保护下于70℃干燥1小时，然后将处理后的煤样置于样品瓶中用石蜡密封待测。（2）测定过程ESR测定参数按表2-7进行设置，用天平（精度十万分之一）称取5mg煤样立即放入样品管中，设置升温区间为30~230℃，升温速率为1℃/min，使用电子流量计控制干空气流量为5ml/min，在温度分别为30℃、80℃、130℃、180℃、230℃时启动自由基测定程序，得到ESR波谱。表2-7ESR实验参数Table2-7ESRexperimentalparameters（3）数据处理ESR波谱中朗德因子g是表征样品分子内部结构特征的量，可以通过仪器配套软件可以直接计算出g因子的值。样品自由基浓度无法由ESR谱图直接读出，需在相同的实验参数下测定已知自由基浓度的标准样品Tempol的ESR波谱，来标定煤样中的自由基浓度。ESR谱图呈现对称性，波峰面积与波谷面积之和即为谱图面积，待测煤样与标准样品的自旋数之比等于谱图面积之比，即Nx/Ns=Ax/As（s代表标准样品，x代表待测煤样），由ESR谱图面积即可得出煤样的自旋数，再根据煤样的用量可得到自由基浓度Ng。2.4.3实验结果根据低温氧化至不同温度时煤样的ESR实验结果，可以得到东庞矿2#煤分别氧化至30℃（原始煤样）、80℃、130℃、180℃、230℃时的ESR谱图，如图2-5所示，据此可以分析其自由基浓度的变化规律。样品的自由基浓度是根据其ESR谱图的面积确定的，而线高和线宽是决定谱图面积的2个参数，使用Origin软件可以计算ESR谱图的面积（Area）、线高（Lineheight）、线宽（Linewidth）。图2-5低温氧化过程中2#煤ESR谱图Figure2-5ESRspectrumof2#coalduringlowtemperatureoxidation图2-6自由基浓度和g因子变化曲线Figure2-6Changecurvesoffreeradicalconcentrationsandg-values将煤样低温氧化至不同温度时所测得的ESR谱图进行对比，可以清楚的发现，随着氧化温度的升高，煤样ESR谱图的面积和线高变化规律基本一致，都呈现出随温度升高逐渐增大且增速有慢-快-慢的规律，在氧化温度约100℃时增加速度最大；而线宽主要反映样品分子结构中电子分布由不平衡状态恢复到平衡状态（弛豫过程）的快慢[52]，弛豫作用过程很复杂，由下图可以发现，线宽随温度升高的呈小幅度分散式变化。通过与标准样品进行标定，得出2#煤在低温氧化至不同温度时的自由基浓度和g因子值，如图2-6所示。由于不同的自由基的g因子值不同，含氧、含氮自由基的g因子值较大，实验中测得为煤中各种自由基的综合。可以发现，随着氧化温度的升高，g因子值在30℃至130℃之间逐渐变大，可能是由于此温度阶段煤样中的原生自由基比较稳定未参与反应，主要是煤体大分子与氧气反应从而产生较多的新生含氧自由基，使得g因子值变大；而在130℃至180℃之间由于煤体中的原生自由基开始参与反应，使得g因子值快速下降，同时由指标气体实验可以发现130℃之后CO浓度快速上升和C2H4开始出现；当氧化温度大于180℃时，g因子又快速增加，可能是由于煤样中的稳定大分子基团出现裂解氧化，生成较多含氧自由基。分析2#煤自由基浓度的变化趋势，可以发现，自由基浓度随氧化温度的升高逐渐增加，但在不同的温度阶段，自由基浓度的增加速度有所不同。在小于80℃时，自由基浓度逐渐增大，这一阶段处于煤样低温氧化蓄热阶段，煤样中的活性基团被缓慢氧化，产生自由基，而煤样中原生自由基比较稳定，使得煤样自由基浓度上升；当温度达到80℃到130℃之间时，煤样处于氧化自热阶段，此时大量原生稳态自由基和新生活泼自由基的氧化放热反应，煤温的升高使得自由基链反应和链的激发开始加剧产生更多的自由基，自由基浓度进入快速增长阶段；当温度超过130℃之后，煤样处于深度氧化阶段，此时CO浓度快速上升和C2H4开始出现，自由基浓度随氧化温度升高的增大速度变缓，这可能时由于温度升高氧原子易与未成对电子结合形成碳氧键或氢氧键，使自由电子减少，从而生成更多的CO、CO2、C2H4等气体。因此，在东庞矿21219工作面进行自然发火防治时，应特别注意当煤体温度低于80℃时是最佳的防治时机，当温度大于80℃时，自由基浓度快速增加，煤体自燃氧化进程加快，防治难度较大。2.5本章小结（BriefSummary）（1）对东庞矿21219工作面煤样进行自燃倾向性鉴定，得出2#煤挥发分含量为31.91%，吸氧量为0.6cm3/g干煤，根据煤自燃倾向性色谱吸氧鉴定标准，确定东庞矿2#煤属于Ⅱ类自燃煤层。（2）利用自主搭建的低温氧化模拟实验系统测定东庞矿2#煤的自然发火指标气体，实验结果表明，CO从30℃就开始出现，从130℃开始快速增加；C2H4开始出现在120℃~130℃之间，从180℃开始快速增加；C3H8出现于140℃~150℃之间。根据实验结果，确定21219工作面预测预报自然发火的指标气体为CO、C2H4、C3H8和C2H2。（3）为了从微观层面研究东庞矿2#煤的自燃氧化特性，开展了低温氧化过程中煤体氧化活性变化研究，研究表明，煤体自由基浓度受氧化温度的影响较大，整体来说随氧化温度升高煤体自由基浓度增加，当温度大于80℃时，自由基浓度快速增加，因此，在东庞矿21219工作面进行自然发火防治时，应特别注意当煤体温度低于80℃时是最佳的防治时机。3“U+高位钻孔”工作面不同风量条件下瓦斯与煤自燃复合灾害研究3不同风量条件下瓦斯与煤自燃复合灾害研究3StudyontheCompoundDisasterofGasandCoalSpontaneousCombustionwithDifferentAirVolume3.1瓦斯与煤自燃复合灾害概述（SummaryoftheCompoundDisasterofGasandCoalSpontaneousCombustion）3.1.1瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域判定（1）采空区煤自燃“三带”划分依据氧气体积分数因可靠性高、可操作性强成为应用最广的采空区自燃“三带”划分指标，即散热带为氧气体积分数大于18%的区域，自燃氧化带为氧气体积分数为10%～18%的区域，窒息带为氧气体积分数小于10%的区域[53]。（2）采空区瓦斯“三带”划分依据本项目主要对瓦斯与煤自燃复合灾害进行研究，根据瓦斯的爆炸极限，将采空区划分为瓦斯爆炸“三带”，即瓦斯逸散带、瓦斯可爆带和瓦斯抑爆带：①瓦斯逸散带：采空区瓦斯浓度小于瓦斯爆炸下限5%的区域，该区域因靠近工作面，漏风强度大，瓦斯大部分被风流带走，未能积聚达到瓦斯爆炸极限，不会发生瓦斯爆炸；②瓦斯可爆带：采空区瓦斯浓度大于瓦斯爆炸下限5%且小于瓦斯爆炸上限16%的区域，该区域在采空区中部，漏风强度较小，仅能带走小部分遗煤涌出的瓦斯，瓦斯积聚到一定浓度时不再上升，遗煤涌出瓦斯速率和漏风带走瓦斯速率达到平衡，使得该区域瓦斯浓度处于瓦斯爆炸极限内，当存在点火源时（比如：煤自燃等）极易引发瓦斯爆炸；③瓦斯抑爆带：采空区瓦斯浓度大于瓦斯爆炸上限16%的区域，该区域处于采空区深部，漏风近乎于零，所以遗煤涌出的瓦斯无法被带走和稀释，瓦斯富集使得瓦斯浓度较大，超过了瓦斯爆炸上限，高浓度瓦斯反而起到了抑制爆炸的作用，所以该区域不会发生瓦斯爆炸。（3）采空区瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域判定依据在采空区自燃氧化带中，如果存在一个区域的瓦斯浓度处于瓦斯爆炸极限范围内，即瓦斯浓度在5%~16%之间，则该区域就存在发生瓦斯与煤自燃复合灾害的可能，这个区域被称为采空区瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域。3.1.2瓦斯与煤自燃复合灾害防治特性采空瓦斯与煤自燃复合灾害防治存在相互制约的特性，如图3-1所示。从瓦斯灾害治理的特性来看，工作面的通风方式、抽采方式等瓦斯治理措施都会对采空区漏风流场产生影响，使得漏风通道增加、漏风强度上升，极大的增加了采空区自然发火的可能性；从自燃灾害防治的特性来看，减小风量、堵漏风、注惰性气体、快速推进等防灭火措施都会降低瓦斯排放或增加瓦斯涌出，不利于工作面瓦斯治理。图3-1复合灾害防治特性Figure3-1Characteristicsofpreventionandcontrolofcompounddisaster3.1.3瓦斯与煤自燃复合灾害防治研究方法图3-2复合灾害防治研究方法Figure3-2Researchmethodsofpreventionandcontrolofcompounddisaster根据瓦斯与煤自燃复合灾害防治特性，各种防治措施和影响因素之间相互影响、相互制约，需要研究分析各种条件下的采空区瓦斯与煤自燃复合灾害状态，从而确定出最优的综合防治方案，所以采取现场实测结合数值模拟的研究方法，如图3-2所示，利用现场实测确定边界条件、修正模拟参数、分析防治效果，利用数值模拟进行采空区流场预测、研究确定防治方案，本文对采空区流场预测、修正模拟参数过程不做描述，针对东庞矿21219工作面实际生产条件，确定模拟因素有风量、高位钻孔和隅角埋管抽采位置及抽采流量、注氮位置及注氮流量。3.2采空区束管观测分析（ObservationandAnalysisofBeamPipeinGoaf）建立东庞矿21219工作面采空区束管观测系统，观测随着工作面的推进采空区气体成分的变化规律，分析总结采空区自然发火状态，同时为数值模拟结果提供对照依据。3.2.1观测方案束管观测系统布置示意图如图3-3所示。观测系统布置完成后，平均工作面每推进2.5米，采集一次气体进行分析，因现场实验条件限制，造成部分测点堵塞，最终仅有1#，5#，7#，10#测点测得完整数据，使用origin软件进行可视化处理，得出采空区进回风两侧瓦斯浓度、氧气浓度和一氧化碳的变化规律。图3-3采空区测点布置示意图Figure3-3Schematicdiagramofsurveypointlayoutingoaf3.2.2采空区测点瓦斯浓度分析由图3-4可以看出，随着工作面的不断推进，采空区内的瓦斯浓度随采空区距工作面的距离增加整体上一直处于上升状态，但因为漏风强度及瓦斯抽采等原因使得采空区瓦斯浓度上升速率有所不同。1#和5#测点布置在进风巷侧，由上图可以看出，进风巷侧采空区瓦斯浓度在0~38m范围内上升速度较为缓慢，这是由于采空区进风巷侧属于漏风源，漏风为新鲜风流且漏风强度较大，可以及时带走遗煤及煤壁所解吸的瓦斯，瓦斯无法在该区域内积聚；而当进入采空区深部时即大于38m时，进风巷侧采空区瓦斯浓度上升速度加快，这是由于采空区深部漏风强度小，无法及时稀释掉遗煤及煤壁所解吸的瓦斯，使得瓦斯浓度快速上升。7#和10#测点布置在回风巷侧，由上图可以看出，回风巷侧采空区瓦斯浓度在0~6m范围内趋近于0，这是由于采空区隅角埋管抽采的作用，使得采空区深部高浓度瓦斯风流沿抽采管路抽出，很好的防止了采空区深部高浓度瓦斯风流进入工作面风流造成工作面上隅角瓦斯积聚超限的发生；而在6~18m范围内，回风巷侧采空区瓦斯浓度快速上升，这是由于采空区回风巷侧属于漏风汇，采空区瓦斯风流在采空区回风巷侧汇聚，使得瓦斯浓度上升速度加快；当进入采空区深部时即大于18m后，回风巷侧采空区瓦斯浓度上升速率有所减缓，特别的，在42m~66m范围内出现了一个低瓦斯区域，这是由于高位钻孔的抽采作用，对采空区瓦斯的聚集起到了一定的减缓作用。图3-4采空区瓦斯浓度变化曲线Figure3-4ChangecurveofgasconcentrationinGoaf根据瓦斯爆炸“三带”的划分依据，结合1#和5#测点数据，将采空区进风侧距离工作面深度大于74m区域划为瓦斯可爆带（由于管路长度限制，未观测到采空区进风侧瓦斯浓度超过16%进入瓦斯抑爆带）。结合7#和10#测点数据，将采空区回风侧距离工作面深度在18m~105m区域划为瓦斯可爆带。3.2.3采空区测点氧气浓度分析由图3-5可以看出，随着工作面推进，采空区内的氧气浓度随采空区距工作面的距离增加整体上一直处于下降状态，这是由于采空区瓦斯和遗煤耗氧共同造成的，但因为瓦斯聚集、抽采等原因使得采空区氧气浓度下降速率有所不同。1#和5#测点布置在进风巷侧，由上图可以看出，进风巷侧采空区氧气浓度在0~66m范围内下降速度较为缓慢，这是由于采空区进风巷侧属于漏风源，漏风为新鲜风流且漏风强度较大，采空区进风侧风流可以保持较高的氧气浓度，且瓦斯聚集速度缓慢，使得氧气浓度下降速度较小；而当进入采空区深部时即大于66m时，进风巷侧采空区氧气浓度下降速度加快，这是由于采空区深部漏风强度小，无法及时稀释掉遗煤及煤壁所解吸的瓦斯，且遗煤自燃氧化耗氧量快速增加，使得氧气浓度快速下降。图3-5采空区氧气浓度变化曲线Figure3-5ChangecurveofoxygenconcentrationinGoaf7#和10#测点布置在回风巷侧，由上图可以看出，回风巷侧采空区氧气浓度在0~6m范围内趋近于大气氧浓度，这是由于采空区隅角埋管抽采的作用，使得采空区深部高浓度瓦斯风流沿抽采管路抽出，采空区浅部因为靠近工作面漏风强度较大，氧气浓度接近工作面风流氧浓度；而在6~18m范围内，回风巷侧采空区氧气浓度快速下降，这主要是由于在该区域回风巷侧采空区瓦斯浓度上升速度加快，相对应的导致氧气浓度下降速度加快；当进入采空区深部时即大于18m后，回风巷侧采空区氧气浓度下降速率有所减缓，但随着距工作面越来越远，氧气浓度降低速度越来越快，这是由于高位钻孔抽采对采空区瓦斯的聚集起到了一定的减缓作用，相应的氧气浓度下降速度有所减缓，但是随着采空区深度增加，采空区温度增加，加快了采空区遗煤自燃氧化速率，氧气消耗量增加，使得氧气浓度下降速度越来越快。。根据自燃“三带”氧浓度划分依据，结合1#和5#测点数据，将采空区进风侧距离工作面距离大于70m的区域划为自燃氧化带（由于管路长度限制，未观测到采空区进风侧氧气浓度低于10%进入窒息带）。结合7#和10#测点数据，将采空区回风侧距离工作面深度33m~107m区域划为自燃氧化带。3.2.4采空区测点一氧化碳浓度分析由3-6图可以看出，进风巷侧1#、5#点CO浓度随采空区深度的增加呈现上下波动的趋势，当这2个测点进入采空区70m后，出现了CO浓度上升速度加快，可以确定进风巷侧采空区70m后进入自燃氧化带；回风巷侧7#、10#点CO浓度随采空区深度的增加呈现在波动中上升的趋势，最大CO浓度可达28ppm，CO浓度在20m后开始在波动中升高，所以，回风侧采空区自燃氧化带在20m之后出现，而当采空区深度到达108m后，CO浓度下降，可以确定108m后采空区进入窒息带。可以注意到，回风巷侧采空区CO浓度出现连续三天达到8ppm以上，应该采取适当的采空区防灭火措施，防止采空区遗煤自燃从而导致瓦斯与煤自燃复合灾害的发生。图3-6采空区一氧化碳浓度变化曲线Figure3-6ChangecurveofcarbonmonoxideconcentrationinGoaf3.3采空区气体运移理论模型（TheoreticalModelofGasMigrationinGoaf）3.3.1采空区碎胀系数空间分布规律采空区破碎煤岩体的碎胀系数Kp直接影响采空区孔隙率，碎胀系数的影响因素较多，无法直接测量和分析，根据采空区覆岩下沉量符合负指数规律，可以认为采空区煤岩体的碎胀系数也符合负指数规律。（1）采空区碎胀系数水平方向分布规律在采空区冒落带沿工作面走向（x）和倾向（y）上的碎胀系数为[54]：（3-1）（3-2）（3-3）式中，KP0为初始碎胀系数；KP'为压实碎胀系数；ai为到采空区某边界方向上的碎胀系数衰减率；l为到采空区某边界的距离，m；Hc为冒落带高度，m；m为煤层厚度，m；B1，B2为碎胀回归曲线参数，分别取KP,x，KP,y（3-4）（2）竖直方向上采空区碎胀系数分布规律在采空区竖直方向上，邵昊[55]认为冒落带覆岩的碎胀系数变化不大，为一定值，裂隙带覆岩的碎胀系数呈对数函数的形式逐渐减少，采空区碎胀系数三维分布为：（3-5）式中，Hf为导气带高度，m；KPB为3.3.2采空区漏风阻力数学模型在多孔介质中运移的气体会受到介质壁面摩擦阻力的阻碍，阻力公式为[56]：（3-6）式中，代表压力差，Pa；代表渗流带长度，m；代表孔隙率；Dp代表介质平均调和粒径，m；代表流体粘度，Pa·s；v代表流体流速，m/s；代表流体密度，kg/m3。惯性和粘性损失是动能损失的两大源项，在模拟采空区流体时需要加载自定义的函数，则漏风阻力可表达为：（3-7）其中代表动量损失源项，N/m3；代表粘性阻力损失系数矩阵；代表惯性阻力损失系数矩阵。由于假设的介质呈现出各向同性，则上式可表达为：（3-8）其中代表渗透率，m2；代表惯性阻力系数，可近似等于零。3.3.3采空区风流流动模型基于体积平均理论、非线性渗流方程、N-S方程，将线性达西定律引申为Brinkman-Forchheime扩展的非线性达西定律，得到了描述三维采空区流场风流流动的连续性方程、动量微分方程及组分运移弥散方程[57]：（3-9）（3-10）（3-11）（3-12）（3-13）式中：u，v，w分别为x，y，z方向的流速，m/s；m为无因次系数；ε为孔隙率；λ为流体粘性系数，Pa·s；ψ为渗透率，m2；F为惯性系数；ρ为流体密度，kg/m3；P为流体压力，Pa；c为采空区内某组分浓度；Dd为动力弥散系数；Fc为某组分源项，kg/(m3·s)。3.4采空区物理模型及模拟方案（PhysicalModelandSimulationSchemeofGoaf）本次模拟在ANSYSWorkbench中使用SCDM（SpaceClaimDirectModeler）进行建模，使用Fluentmeshing进行网格划分，使用Fluent求解器进行求解，使用CFD-Post进行后处理。3.4.1建立几何模型为方便建模和网格划分，简化不必要几何特征，根据21219工作面现场条件确定几何参数，如表3-1所示。建立几何模型并利用Fluentmeshing进行非结构网格划分，该模型划分网格单元数为1719120个，最大扭斜度小于0.3，网格质量较高有利于解算过程的快速收敛。其几何模型及网格划分如图3-7所示。表3-1几何参数表Table3-1Tableofgeometricparameters图3-7采空区几何模型及网格划分Figure3-7Geometricmodelandgriddivisionofgoaf3.4.2模拟参数确定根据东庞矿21219工作面的实际条件，确定Fluent中所需要的模拟参数。（1）碎胀系数Kp由2.1.3节可知21219工作面的冒落带高度为12m，裂隙带高度为38m。根据工作面实际情况，具体岩石碎胀系数由下式计算：（3-14）（2）孔隙率ε采空区任意一点的孔隙率ε(x,y,z)可以由该点的碎胀系数Kp(x,y,z)按以下公式计算得出。（3-15）（3）渗透率k根据Kozeny-Carman公式[58]，采空区渗透率可表达为：（3-16）（4）平均粒径分布Dp认为采空区顶板垮落后平均粒径在水平方向上不发生变化；在高度方向上，平均粒径随高度的变化服从抛物线型分布规律，按下式进行计算。（3-17）（5）粘性阻力系数C1和惯性阻力系数C2在Fluent多孔介质模型中需要输入粘性阻力系数和惯性阻力系数两个参数，通过查阅相关资料得[59]：（3-18）（3-19）（6）瓦斯源项S由于东庞矿21219工作面临近层及围岩瓦斯涌出量较小不予考虑。模型中瓦斯质量源设为两处，一是工作面空间设为工作面煤壁瓦斯源项S1，认为工作面瓦斯均匀涌出；二是采空区已开采煤层空间瓦斯涌出源项S（3-20）式中，Q1为工作面瓦斯涌出量，为6.152m3/min；ρ为瓦斯密度，kg/m3；V为工作面计算域体积，m3；A为采空区初始瓦斯涌出强度，kg/(m3·s)，认为采空区初始瓦斯涌出强度A等于工作面瓦斯平均瓦斯涌出强度S1；B为采空区瓦斯涌出衰减率，可根据对S2在采空区走向上积分结果为单位长度采空区瓦斯涌出量的关系计算；x为采空区距工作面距离，m；Q2为采空区瓦斯涌出量，为7.848m3/min；L为采空区倾向长度，m；H为采空区走向长度，取220m。（7）氧气消耗源项O考虑遗煤自燃氧化耗氧，经查阅文献，耗氧项可用下式表示[60-62]：（3-21）式中，A为指前因子，s-1；CO2为采空区氧气浓度；E为活化能，J/mol；n为表观反应级数；R为气体常数；（8）热量源项H考虑遗煤氧化放热反应，热量源项可由氧气消耗源项通过下式表示：（3-22）式中，η为氧热转换系数。以上参数设置均通过Fluent软件中的UDF接口，使用C语言进行二次开发编写实现，调用DEFINE_PROFILE宏函数设置孔隙率、粘性阻力系数和惯性阻力系数，使用DEFINE_SOURCE宏函数设置源项，模拟过程中所设计的其他参数如表3-2所示。表3-2模拟基本参数Table3-2Basicparametersofsimulation名称值名称值进风巷风速（m/s）1.11水力直径（m）4.24湍流强度（%）3.23回风巷风量（m³/min）1154高位钻孔抽采流量（m³/min）36隅角埋管抽采流量（m³/min）24空气密度（kg/m³）1.29瓦斯密度（kg/m³）0.71673.4.3模拟方案为了研究东庞矿21219工作面配风量对采空区自燃“三带”的影响规律，利用Fluent软件进行数值模拟。在实际生产过程中，研究过大过小工作面配风量对指导生产并无实际意义，参考21219工作面计划供风量1200m³/min，最终确定计划供风量的0.75倍、1倍、1.25倍、1.5倍进行模拟，采空区抽采参数按工作面抽采设计进行模拟，具体模拟方案见表3-3。表3-3风量模拟方案Table3-3Simulationschemeofairvolume方案配风量（m³/min）系数进风巷风速（m/s）19000.750.832120011.11315001.251.39418001.51.673.5不同风量模拟结果分析（AnalysisofSimulationResultsofDifferentAirVolume）对不同配风量方案运用Fluen软件进行数值模拟研究，使用CFD-Post软件进行后处理，如图3-8所示，主要调取z=0.5m截面、Line1、Line2、Line3上的数据，分析不同风量条件下采空区瓦斯浓度和氧气浓度及瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域分布规律，其中Line1代表采空区进风巷侧，Line2代表采空区回风巷侧，Line3代表工作面顶板近采空区侧。图3-8后处理模型Figure3-8Modelofpostprocessing3.5.1模型可靠性验证通过调取图3-8中Line1与Line2上的模拟结果，与3.2.2节和3.2.3节所述现场束管监测采空区瓦斯与氧气浓度结果进行比对，验证模型可靠性与合理性。由图3-9可以看出，在采空区距工作面0~120m范围内，Line1与Line2瓦斯和氧气数值模拟结果与3.2.2节和3.2.3节现场实测结果基本一致，可在一定程度上验证数值模拟结果的可靠性和合理性，说明通过该模型对采空区瓦斯分布、氧气分布、瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域在不同条件下的变化规律进行模拟研究是一种行之有效的研究手段。图3-9模拟结果与实测结果对比Figure3-9Comparisonbetweensimulationresultsandmeasuredresults同时可以由Line1与Line2数值模拟结果可知，在采空区深部大于120m范围内，进风巷侧瓦斯浓度持续上升，上升速度有所有减缓趋势；进风巷侧氧气浓度持续下降，最终将趋近于0。回风巷侧瓦斯浓度在120m~152m范围内快速上升至最高峰26%左右，大于152m范围内，回风巷侧瓦斯浓度有所下降最终稳定在24%上下；回风巷侧氧气浓度在120m~157m范围内快速下降至0，大于157m范围内采空区氧气浓度一直为0。3.5.2采空区瓦斯浓度分布规律分析（a）Q=900m³/min（b）Q=1200m³/min（c）Q=1500m³/min（d）Q=1800m³/min图3-10不同风量条件下采空区瓦斯分布Figure3-10Gasdistributioningoafunderdifferentairvolumeconditions图3-10为不同风量条件下采空区瓦斯分布，可以看出：（1）沿采空区倾向方向瓦斯浓度变化不同风量条件下，采空区瓦斯浓度沿进风巷侧到回风巷侧整体上总是在逐渐增大的，而在靠近回风巷侧20m左右范围内由于高位钻孔和隅角埋管抽采的作用，使得采空区瓦斯浓度变化趋势有所不同。（2）沿采空区走向方向瓦斯浓度变化不同风量条件下，采空区瓦斯浓度随距工作面距离增加整体上总是在逐渐增大的，而在靠近回风巷侧由于采空区内部存在一个瓦斯聚集区，会导致采空区瓦斯随距工作面距离增加先增加后稍微有所下降并最终趋于稳定。采空区瓦斯浓度增加速度随距工作面距离增加先增大后变缓，这是由于采空区浅部漏风强度较大，可以及时带走遗煤及煤壁所解吸的瓦斯，瓦斯无法在该区域内积聚，而采空区中部采空区深部漏风强度小，无法及时稀释掉遗煤及煤壁所解吸的瓦斯，使得瓦斯浓度快速上升，当到达采空区深部时，遗煤和煤壁的吸附瓦斯减少解吸速度变慢，使得瓦斯浓度上升速度变缓。（3）风量对采空区瓦斯浓度影响规律风量对采空区瓦斯分布具有很大影响，风量的增加使得采空区进风巷侧瓦斯浓度普遍有所减小，且采空区距工作面越远减小幅度越大，而回风巷侧采空区瓦斯浓度随风量增加变化较为复杂。（4）不同风量条件下进回风巷两侧采空区瓦斯浓度变化进风巷侧采空区瓦斯浓度随风量增加有所下降，且下降幅度随采空区距工作面距离增加而变大，如：在采空区距工作面50m处，当风量由900m³/min变为1800m³/min时，采空区瓦斯浓度由2.69%降至1.43%，在采空区距工作面200m处，采空区瓦斯浓度由20.14%降至8.87%。采空区回风巷侧0~100m范围内瓦斯浓度随风量增加而有所增加，在大于160m范围内回风巷侧采空区瓦斯浓度随风量增加而大幅度降低，这是由于风量的增加使得采空区漏风量增加，从而带出了更多采空区深部的瓦斯，使得采空区深部瓦斯浓度有所降低，而采空区浅部瓦斯浓度有所增加。同时可以注意到在0~10m范围内，当风量为900m³/min和1200m³/min时回风巷侧采空区瓦斯浓度由于隅角埋管抽采的原因上升速度极为缓慢，而当风量为1500m³/min和1800m³/min时回风巷侧采空区瓦斯浓度上升速度极快，这是由于较大的漏风量携带出更多的采空区深部瓦斯，当前隅角埋管设计抽采量已经无法满足如此大的高浓度瓦斯漏风风流，使得大量高浓度瓦斯风流流向工作面进入回风流中，从而增加了工作面上隅角瓦斯超限的危险性，所以在实际生产中，不能只通过增加通风量来解决采空区和工作面的瓦斯，当增加工作面配风量时，应当配合隅角埋管和高位钻孔协同调整。（5）不同风量条件下采空区瓦斯爆炸“三带”划分采空区瓦斯与煤自燃复合灾害治理更关注瓦斯浓度处于爆炸极限的区域，根据图3-10得出不同风量条件下采空区瓦斯爆炸“三带”划分结果，如表3-4所示。表3-4不同风量条件下采空区瓦斯爆炸“三带”划分Table3-4Divisionof"threezones"ofgasexplosioningoafunderdifferentairvolumeconditions风量（m³/min）位置瓦斯逸散带（m）瓦斯可爆带（m）瓦斯抑爆带（m）可爆带宽度（m）900进风巷侧<7474~169>16995回风巷侧<2121~100>100791200进风巷侧<8686~217>217131回风巷侧<2323~101>101781500进风巷侧<9292~220>220>128回风巷侧<1919~92>92731800进风巷侧<106106~220>220>114回风巷侧<1414~78>7864可以看出，采空区进风巷侧瓦斯可爆带宽度随风量的增加逐渐增大，而回风巷侧瓦斯可爆带宽度随着风量的增加逐渐减小。整体上来说，采空区进风巷侧瓦斯可爆带范围距工作面距离随风量的增加而快速增大，而采空区回风巷侧则相反，这是由于采空区进风巷侧风量增加造成漏风量增加，使得瓦斯浓度减小，可爆带范围向采空区深部移动，而采空区回风巷侧由于较大漏风量携带出更多采空区深部瓦斯，使得采空区回风巷侧瓦斯浓度有所增加，可爆带范围向采空区浅部移动。3.5.3采空区氧气浓度分布规律分析图3-11为不同风量条件下采空区氧气分布，可以看出：（1）沿采空区倾向方向氧气浓度变化不同风量条件下，采空区氧气浓度沿进风巷侧到回风巷侧整体上总是在逐渐减小的，且随着距采空区进风巷侧距离的增加减小速度有所减缓，风量大小会影响这个减缓程度，而在靠近回风巷侧20m左右范围内由于高位钻孔和隅角埋管抽采的作用，使得采空区氧气浓度变化趋势有所不同。（2）沿采空区走向方向氧气浓度变化不同风量条件下，采空区氧气浓度随距工作面距离增加整体上总是在逐渐减小的，且由于采空区瓦斯分布并不均匀导致减小速度先增大后变缓。比如，靠近回风巷侧采空区内部存在一个瓦斯聚集区，会导致采空区氧气你浓度在该区域随距工作面距离增加急速下降。随着采空区距工作面距离增加采空区氧气浓度最终都趋近于0。（a）Q=900m³/min（b）Q=1200m³/min（c）Q=1500m³/min（d）Q=1800m³/min图3-11不同风量条件下采空区氧气分布Figure3-11Oxygendistributioningoafunderdifferentairvolumeconditions（3）风量对采空区氧气浓度影响规律风量对采空区氧气分布具有很大影响，风量的增加使得采空区进风巷侧氧气浓度普遍有所增加，且采空区距工作面越远减小幅度越大，而回风巷侧采空区瓦斯浓度随风量增加变化较为复杂。（4）不同风量条件下进回风巷两侧采空区氧气浓度变化进风巷侧采空区氧气浓度随风量增加有所上升，且上升幅度随采空区距工作面距离增加略微变大，同时可以看出，风量的增加使得采空区氧气浓度下降速度变慢，这是由于风量增加使得漏风量变大，使得采空区氧气绝对量增加，遗煤消耗和瓦斯的稀释作用相对减小。采空区回风巷侧0~120m范围内氧气浓度随风量增加而有所减小，在大于150m范围内回风巷侧采空区氧气浓度几乎都趋近于0，这是由于风量的增加使得采空区漏风量增加，从而带出了更多采空区深部的瓦斯，使得采空区浅部瓦斯浓度有所增加氧气浓度相应的有所减小，而在大于150m范围内，由于高浓度瓦斯和遗煤自燃氧化耗氧共同作用使得回风巷侧采空区氧气浓度趋近于0。同时可以注意到在0~10m范围内，当风量为900m³/min和1200m³/min时回风巷侧采空区氧气浓度由于隅角埋管抽采的原因下降速度极为缓慢，而当风量为1500m³/min和1800m³/min时回风巷侧采空区氧气浓度下降速度极快，这是由于较大的漏风量携带出更多的采空区深部瓦斯，当前隅角埋管设计抽采量已经无法满足如此大的高浓度瓦斯漏风风流，使得大量高浓度瓦斯风流流向工作面，造成采空区回风巷侧0~10m范围内氧气浓度快速下降。（5）不同风量条件下采空区自燃氧化“三带”划分表3-5不同风量条件下采空区自燃氧化“三带”划分Table3-5Divisionof"threezones"ofspontaneouscombustionoxidationingoafunderdifferentairvolumeconditions风量（m³/min）位置散热带（m）氧化带（m）窒息带（m）氧化带宽度（m）900进风巷侧<7070~125>1255588回风巷侧<3737~106>106691200进风巷侧<7777~133>13356100回风巷侧<3333~106>106731500进风巷侧<8181~140>14059109回风巷侧<3131~97>97661800进风巷侧<8989~142>14253115回风巷侧<2727~79>7952根据图3-11得出不同风量条件下采空区自燃氧化“三带”划分结果，如表3-5所示，可以看出，采空区氧化带宽度随着工作面风量的增加而逐渐变大，采空区自燃氧化“三带”范围随着风量的变化而有所不同，进风巷侧采空区进入自燃氧化带和窒息带位置随风量增加而变大，回风巷侧采空区则相反，这是由于风量的增加使得工作面向采空区漏风强度变大，进风巷侧采空区氧浓度整体增加，使得自燃氧化带范围向深部移动，而回风巷侧采空区由于漏风携带出更多的采空区瓦斯，会使得氧气浓度有所减小，使得自燃氧化带范围向浅部移动。3.5.4采空区瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域分析通过调取不同风量条件下z=0.5截面上瓦斯浓度为5%、16%和氧气浓度为10%、18%的等值线图，叠加区域即为瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域（即下图阴影部分），如图3-12所示。（a）Q=900m³/min（b）Q=1200m³/min（c）Q=1500m³/min（d）Q=1800m³/min图3-12不同风量条件下采空区复合灾害危险区域Figure3-12Dangerousareaofcomplexdisasteringoafunderdifferentairvolumeconditions可以看出，采空区瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域范围随着风量的变化而有所不同，进风巷侧采空区进入瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域位置随风量增加而变大，回风巷侧采空区则相反。同时可以发现，随着风量的增加，进回风巷两侧的瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域宽度有所减小，而采空区整个瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域宽度则与自燃氧化带宽度一致，随风量增加而逐渐变大。使用软件计算图3-12中阴影部分即瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域的面积，可以发现当风量为1800m³/min时，采空区瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域面积最小为9065m2，但是由图3-10可以知道当风量为1800m³/min时工作面有瓦斯超限的危险，所以不可取，且由图3-12和表3-6并不能看出采空区瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域面积与风量有何种关联，所以推荐风量保持设计风量1200m³/min，此时采空区瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域面积为9486m2，具体采空区瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域范围如表3-6所示。表3-6不同风量条件下采空区复合灾害危险区域Table3-6Dangerousareaofcomplexdisasteringoafunderdifferentairvolumeconditions风量（m³/min）位置复合灾害危险区域范围（m）复合灾害危险区域面积（m2）900进风巷侧74~1259755回风巷侧37~1001200进风巷侧86~1339468回风巷侧33~1011500进风巷侧92~1409803回风巷侧31~921800进风巷侧106~1429065回风巷侧27~783.6本章小结（BriefSummary）（1）建立东庞矿21219工作面采空区气体的取样系统，观测随着工作面的推进采空区气体成分的变化规律，结果表明，随着工作面的不断推进，采空区内的瓦斯浓度随采空区距工作面的距离增加整体上一直处于上升状态，采空区内的氧气浓度随采空区距工作面的距离增加整体上一直处于下降状态，CO浓度随采空区深度的增加呈现上下波动的趋势。（2）建立了采空区气体运移理论模型，包括采空区碎胀系数空间分布规律、采空区漏风阻力模型和采空区风流流动模型，并以东庞矿21219工作面为研究对象，根据现场实际布置条件，确定模拟参数及模拟方案。（3）运用Fluen软件对21219工作面在风量分别为900m3/min、1200m3/min、1500m3/min、1800m3/min时采空区的瓦斯分布、氧气分布、复合灾害危险区域进行研究，研究确定21219工作面设计风量为1200m3/min是合适的。4采空区瓦斯抽采参数优化模拟研究4采空区瓦斯抽采参数优化模拟研究4StudyonOptimizationSimulationofGasExtractionParametersinGoaf由于采空区漏风、瓦斯抽采、注惰性气体等条件的影响，采空区内部变成一个多源多汇的漏风流场，不仅增加了采空区漏风量，也使得采空区漏风规律瓦斯运移变得复杂多变，给采空区煤自燃的防治带来了巨大压力，因此，本章以防止煤自燃为基础，以治理工作面采空区瓦斯为目标，模拟研究不同瓦斯抽采参数对采空区瓦斯分布、氧气分布、瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域以及瓦斯抽采效果的影响，根据模拟结果分析了不同抽采参数下采空区复合灾害的范围，从而确定出最优的抽采布置方案。4.1模拟方案（SimulationScheme）在瓦斯抽采设计过程中，对于任何瓦斯抽采方式，抽采位置都是一个重要的设计参数，对瓦斯抽采效果起着至关重要的作用。本节在第三章所建立的几何模型基础上，通过改变埋管抽采位置、高位钻孔平距（由于高位钻孔终孔法距应位于裂隙带内，所以研究意义不大，仅对高位钻孔终孔平距进行研究。），模拟抽采位置参数（即隅角埋管为埋管深度，高位钻孔为高位钻孔终孔覆盖范围的平距最大值）分别为目前抽采位置参数的0.5倍、1倍、1.5倍、2倍，根据数值模拟结果，分析不同抽采位置参数对采空区瓦斯分布、氧气分布、瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域以及瓦斯抽采效果的影响，以寻求最佳的抽采位置，具体模拟方案如表4-1所示。表4-1抽采位置模拟方案Table4-1Simulationschemeofextractionlocation高位钻孔（平距，法距）（m）系数隅角埋管深度（m）10~30，16~300.551101.51522010~15，16~300.51010~30，16~30110~45，16~301.510~60，16~302对于回采过程中的工作面瓦斯抽采设计，除了抽采位置之外，另一个重要的设计参数为抽采负压，而改变抽采负压的结果往往通过抽采流量显现出来，所以本节在第八章所建立的几何模型基础上，针对高位钻孔和隅角埋管两种采空区瓦斯抽采方式的抽采流量进行模拟，模拟抽采流量分别为目前抽采流量的0倍（即无抽采条件）、0.5倍、1倍、1.5倍，根据模拟结果，分析抽采流量对采空区瓦斯分布、氧气分布、瓦斯与煤自燃复合灾害危险区域以及瓦斯抽采效果的影响，同时结果抽采效果对抽采流量进行具体模拟方案如表4-2所示。表4-2抽采流量模拟方案Table4-2Simulationschemeofextractionflowrate高位钻孔抽采流量（m³/min）系数隅角埋管抽采流量（m³/min）3600（即无埋管抽采）0.5121241.5360（即无高位钻孔抽采）024180.5361541.54.2不同隅角埋管抽采位置模拟结果分析（AnalysisofSimulationResultsofDifferentCornerBuriedPipeExtractionLocation）4.2.1采空区瓦斯浓度分布规律分析图4-1为不同埋管深度条件下采空区瓦斯分布，可以看出：（1）隅角埋管抽采位置对采空区瓦斯分布的影响由图4-1（a）-（d）可以看出，对于不同的埋管抽采位置，采空区瓦斯聚集区最大值变化不大，即埋管抽采位置并不会对采空区整体上的瓦斯浓度大小起决定性作用；但从采空区瓦斯聚集区分布的位置来看，随着埋管抽采位置深度的增大，采空区瓦斯聚集区的深度也在不断增大，这是由于隅角埋管位置越深，对采空区瓦斯的影响范围就越深，使得采空区瓦斯聚集区后移。同时可以注意到，不同的埋管抽采位置，对采空区进风巷侧深部影响较大，埋管抽采位置越深，采空区进风巷侧深部瓦斯浓度就会越大，这是由于隅角埋管深度变大，使得更多的采空区漏风流在采空区浅部流动，减少了采空区深部的漏风，所欲采空区进风巷侧深部瓦斯浓度会稍微有所增加。（2）不同隅角埋管抽采位置条件下进回风巷两侧采空区瓦斯浓度变化由图4-1（e）可以看出，采空区进风巷侧瓦斯浓度在采空区浅部受隅角埋管位置的影响较小，当采空区深度大于100m时，采空区进风巷侧瓦斯浓度与埋管抽采位置深度呈正相关。对于采空区回风巷侧大于150m区域来说，隅角埋管深度越大采空区瓦斯