开区注氮条件下采空区防自燃火灾数值模拟

开区注氮条件下采空区防自燃火灾数值模拟

1开区注氮灭火采空区的氮注射一般分为两种情况：预氮消毒和预氮消防。在开放区域内，预氮具有快速灭火、影响可靠的优点。然而，也存在一些复杂问题，例如影响正常生产和关闭室内气体的排放。这主要用于测定李自成程度。实际的采空区内部自燃的发生是以采空区CO涌出量过大,使工作面CO浓度超限为主要标志的,随着自燃的进程存在一个CO逐渐增加的过程。因此,建议在CO发生的早期施行开区注氮灭火,并配合以通风调整和防漏风措施,以避免因闭区注氮灭火弊端所带来的经济损失。文献用数值模拟方法讨论了采空区遗煤的自燃过程和开区注氮抑制遗煤自燃的问题,笔者将继续就采空区开区注氮灭火的理论可行性和一般规律进行深入探讨,利用所开发的集采空区漏风渗流、O2-CH4-CO浓度和温度分布及其动态变化的有限元数值模拟计算程序(以下简称G3),能很好地解决上述难题,并以图形显示计算结果,使问题的研究更加深入。2采空区开区注氮模型冷却降温特性参数的测定采空区渗流场用变渗透性系数的达西渗流耦合计算来近似描述,将注氮管口简化为小流量边界。图1为简化的二维非均质采空区开区注氮流场,图中q为注氮流量,m3/s,Lx为注氮口距离工作面的位置;Q为工作面风量,qL、q′L分别为漏入、漏出风量。QCH4,QCO分别为采空区瓦斯和CO的绝对涌出量;qCH4为深部窒息边界瓦斯涌出量。假设采空区充分冒落,老顶板块和底板作为不透气边界,注氮流场为不可压缩气体稳定渗流,在流场Ω中,综合考虑一场一态多相气体、温度动态问题联立求解的方程组为∇⋅[k∇p]=WgH‚k=b(Kp−1)3Kp‚H=KpMK0p−1dc(Θ)dτ+ν⋅∇c(Θ)=∇[D∇c(Θ)]+c−c(Θ)cnW(Θ)Ce∂t∂τ+CgV⋅∇t=λe∇2t+QsH+h(t−Tf)‚W(O2)=−[(1−n)H1⋅γ0eb0⋅tn⋅c(O2)0⋅H]+W(CH4)c−c(O2)⋅c(O2)W(CO)=2β⋅W(O2)−1HW1Qs=(b2+b1β)W(O2)−2(Tw−T0)λsCsπ⋅τ−−−−√(1)∇⋅[k∇p]=WgΗ‚k=b(Κp-1)3Κp‚Η=ΚpΜΚp0-1dc(Θ)dτ+ν⋅∇c(Θ)=∇[D∇c(Θ)]+c-c(Θ)cnW(Θ)Ce∂t∂τ+CgV⋅∇t=λe∇2t+QsΗ+h(t-Τf)‚W(Ο2)=-[(1-n)Η1⋅γ0eb0⋅tn⋅c(Ο2)0⋅Η]+W(CΗ4)c-c(Ο2)⋅c(Ο2)W(CΟ)=2β⋅W(Ο2)-1ΗW1Qs=(b2+b1β)W(Ο2)-2(Τw-Τ0)λsCsπ⋅τ(1)式中,τ——时间变量,s;Θ——Ω中各相气体组分,分别取Θ=CH4,O2,CO;c(Θ)——Θ相气体浓度,mol/m3;c——完全空气摩尔浓度,取44.643mol/m3;W(Θ)——Θ相气体产生或被消耗的源汇项,mol/(m3·s);TW——贴底板处煤矸温度;T0——初始温度,℃;其余各参数详见文献。采空区开区注氮模型冷却降温计算的定解边界条件:p=α1r1Q2(L-y)(工作面边界上),kH·ᐁp|Γ2=-q,c(Θ)|Γ1=0(在注氮口边界)c(Θ)|Γ1=c(Θ),0,t|Γ1=T0,(在入新风边界上)初始条件:c(Θ)|τ=0=c(Θ),0,t|τ=0=T0′,(在Ω上);式中,Γ1,Γ2——代表第1,2类边界;L——工作面长度,m;r1——单位长度工作面的风阻,N·s2/m9;y——工作面上距入风口的位置;α1——界壁局部阻力系数;c(Θ),0——新风气体浓度,c(O2),0=9.375mol/m3,c(CO),0=c(CH4),0=0;T0′——采空区达到自燃失控状态的高温分布。这里重点研究在注入氮气抑制自燃条件下火源余温区热量向外传递的过程,在采空区向底板传热的计算中,对每一个时间步长Δτ,底板传热量为qw=2(t−T0)λsCsΔτπ−−−−−√=(t−T0)2Bπ⋅Δτ√Δτ−−−√qw=2(t-Τ0)λsCsΔτπ=(t-Τ0)2Bπ⋅ΔτΔτ式中,B——底板吸热系数或蓄热系数,B=λsCs−−−−√B=λsCs。那么,采空区向底板的传热强度为Qw=η(t−T0)2Bπ⋅Δτ√(2)Qw=η(t-Τ0)2Bπ⋅Δτ(2)式中,η——传热底板的表面几何形状系数,一般η<1。实际的自燃点总是在局部地点开始的,自燃点起初是在非贴近底板的松散煤矸体中发生的(贴近底板处由于产生的热量被及时散发出去,所以不容易产生自燃),随着自燃程度和范围的扩大,逐渐蔓延到底板处,形成向底板岩层内部的传热。灭火冷却降温变化过程与自燃点位置和底板传热能力有直接关系,自燃点贴近于底板时热失散能力大,反之,自燃点远(高)于底板时热失散能力较小。底板传热影响因素与底板岩性、底板传热边界表面几何形状和自燃高温点距离底板的位置等有关。综合考虑上述各因素,统一用式(2)中的η表示。3降低注氮灭火工况算例取阜新五龙煤矿3231综放面,原始温度T0=17℃;计算参数和自燃过程的计算结果参见文献。计算采空区尺度、有限元区域剖分和采空区冒落非均质特征如图2所示,全区域采用三角形线性单元剖分,注氮口附近采取二次加密,剖分和边界条件处理的全部工作均由G3自动完成。计算且忽略热风压的影响。图3拟定了趋于高温自燃的初始状态条件T′0,取自燃原始最高温度为134.5℃,新风及注氮口的温度T0=17℃。从风流角度上,注氮本身驱替了部分工作面向采空区的漏风流,所以,q/qL值越大,注氮效果越好。因此,在开区注氮灭火时,首先应努力降低工作面向采空区的漏风量,采取如工作面设挂风障帘、灌注塑胶泡沫堵漏,或者适当降低工作面风量(在停产状态下)等措施。图4模拟了在漏风量qL降低到约一半,注氮量q=24m3/min(两台注氮机同时工作)时注氮灭火的综合结果。图5给出了灭火中间温度变化过程,图中的温度等值线从20℃开始,差距为10℃。经连续15天注氮灭火,自燃点温度从134.5℃降低到39.8℃。为考查底板传热能力对降温所起的作用,分别取η=0.8,1.0,1.0(第3天适时恢复工作面开采,推进度1.2m/d)等3种情况进行了对比计算。高温点升温变化曲线和CO涌出变化曲线(见图6)。4不同采空区注氮灭火的特征注氮后采空区的自燃区域发生了很大变化,自燃高温区随注氮时间的增加,134.5℃高温区逐渐消失。如图6所示,灭火过程中原火区温度呈急剧的率减变化(冷却),灭火时间在15天以上,但控制抑制自燃生成CO有害气体的时间在3～5天。在有限的注氮量情况下,在工作面附近氮流带和自燃冷却带之间的交界处形成自燃氧化带(新的CO产生源)。灭火后期,温度略微有所回升,采空区区域的CO涌出量逐渐增加。在工作面停顿状态下,开区注氮灭火是有限的,在实际不能很好地控制漏风(qL)的情况下,注氮只改变了原来的自然漏风流态下的自燃高温点的位置,并重新在工作面附近上移一定位置处形成新的自燃区或自燃氧化区,该处新的高温点的温度不一定很高,但往往超过CO生成的临界温度(这里的煤质为29℃),产生的CO气体直接随漏回风流进入工作面,使QCO值有较大的回升(见图6)。由图6的模拟结果可以明显看出,静态的开区注氮时CO涌出量呈两阶段变化,因此,其灭火过程可分为原火区熄灭和新自燃氧化区形成两个阶段:1)原自燃区的停止自燃并迅速熄灭阶段;2)新自燃区(指工作面附近的灭火盲区)的缓慢过低温自燃阶段(见图7),灭火起效时间(τ*)与注氮流量有关,QCO回升幅度与底板散热情况有关。由此得到判别开区注氮灭火方法有效性的条件为:Q∗CO＜0.002?4%⋅Q(3)QCΟ*＜0.002?4%⋅Q(3)由图6曲线3,通过初期灭火CO降低达到Q*CO后适时推进工作面,促使CO继续走低,直到消失。可见,合理掌握第一阶段的灭火时间,利用两阶段之间的时机,即在后续的新自燃氧化区尚未形成时,推进工作面,能有力地控制第二阶段的新自燃区的自燃氧化。综上所述,开区注氮灭火主要特点及规律:1)开区注氮不能控制整个采空区的遗煤自燃;注氮改变了采空区原来的自然漏风流态,自燃位置的重点重新分布(高温点位置发生改变),在采空区形成了在原来的高温点窒熄降温冷却,而非高温区成为新自燃点的此消彼长的局面。2)初期灭火效果十分明显,首先控制住了高温点的继续自燃,已燃积蓄的CO被排放,CO涌出量急剧减少(为工作面继续推进创造时机),之后,随着新的自燃点出现CO涌出逐渐回升,即出现分岔现象。3)温度在灭火过程呈逐渐冷却降低,由于新的高温点是处于采空区工作面附近冷却带边缘,仅表现为温度略有回升。在CO低谷点开采推进工作面,可以摆脱新生自燃火区的自燃,后期CO回升的原因是终温高于CO发生的临界温度。适时推进或加快推进工作面速度。4)根据注氮流量和漏风水平的不同,灭火冷却后的最终温度是不同的,受自燃的开采影响因素(工作面推进、漏风量)和注氮流量的综合影响。开区注氮灭火时应做到控制并减少漏风量。5开区注氮灭火1)开区注氮适用于推进中的工作面采空区早期自燃的灭火工作,但应适时地及早对自燃的早期过程的跟踪和工作面CO的监测,争取在不停产推进中实施注氮,合理恰当地实施注氮灭火工作。这种思想方法同样可以引深为间歇注氮问题,这有待进一步研究。2)为提高开区注氮的灭火效果,开区注氮同时应配合以降低工作面向采空区的漏风的措施,即在工作面设置风幛和适当降低工作面风量等;为保证工作面瓦斯排放能力,降低工作面风量时应加大回风隅角处的瓦斯抽放力度。3)