关于独头巷道爆破掘进通风的探讨①

高文蛟，梁俊奇，徐家俊，夏方顺

（华北科技学院 研究生院，河北 廊坊 065201）

目前以炸药量来计算独头巷道爆破掘进通风风量的方法是在控制体理论的基础上提出的，即将爆破后所产生的炮烟视为一个规则的控制体，单纯以控制体内炮烟浓度达到安全标准时所需风量来计算巷道爆破后所需风量［1－2］。而炮烟实际排除过程是炮烟被压入的新鲜空气不断置换的同时不断扩散稀释的过程。本文对现有通风风量计算公式进行了剖析，指出了计算方法中存在的缺陷和不足；然后从基本理论出发并结合现有标准，推导出新的独头巷道爆破掘进通风量计算公式，并结合现场实测数据，对新公式进行了验证。

1 压入式通风风量计算方法

独头巷道炮烟排除过程的风量计算方法通常存在两种不同的观点。一是认为炮烟的排除是静态稀释过程，将爆破后的炮烟视为一个规则的控制体，单纯以控制体在规定时间内炮烟浓度达到安全标准时所需风量来计算，在此基础上提出了依据炸药量的风量计算公式［3－5］。由于炮烟的排出不是单纯的稀释过程，爆破后的炮烟在被压入的新鲜风流推动下与前面的空气混合稀释的同时，也是控制体拉长变形与后面压入的新鲜空气混合稀释的过程，此观点忽略了后面空气的作用，使用此方法计算的风量比实际所需风量偏大。二是认为炮烟的排出既有主风流的运移作用，又有风流的紊流扩散作用，是一个综合作用的过程。这与实际的炮烟排出过程较为接近。根据这一观点，国内外学者对独头巷道的炮烟排出过程进行了比较详细的研究。前苏联学者沃洛宁在紊流扩散和紊流变形理论的基础上，提出巷道断面上距轴线r处的风速公式［2］：

式中u1为巷道断面距轴线r处的风速；u0为巷道断面上的平均风速；α为巷道的摩擦系数，在一般矿山条件下α取值范围0.001 5～0.002 5；α1为实验常数，取0.003 2；r0为巷道断面的半径。

将α和α1代入式（1），得出简化后的风速公式：

根据以上巷道内风速分布规律，可以推算通风一段时间后巷道内炮烟的近似轨迹，同时又有：

式中c为炮烟浓度；c0为炮烟初始浓度；l1为掘进巷道长度，m；l a为风筒末端到工作面的距离，m；I为风量交换倍数，取I＝Qt／V［2］，其中Q为风量，t为通风时间，V为通风空间体积。

随后根据浓度关系以及风速公式，进而推导出风量Q计算公式［2］：

式中A为爆破炸药量，kg；V1为巷道长l1时的体积。

上述公式的推导过程以炮烟抛掷带的长度和风筒距掘进工作面长度相等为前提，而实际生产过程中，风筒末端距掘进工作面的距离一般都小于炮烟抛掷带的长度，因此吴中立结合这一情况对风量公式进一步分析，得出浓度分布关系［2］：

结合风速公式得出风量计算公式：

式中l b为炮烟抛掷带长度，m。l b由炸药量决定，目前矿山多为电雷管起爆，所以

而文献［1］运用矿井空气动力学，通过建立实际的梯形木风筒和圆形铁风筒模型，并对模型中的风速分布进行测定，提出了浓度关系式：

随后，文献［6］在此基础上推导出风量计算公式：

对以上3种风量计算公式进行分析，沃洛宁和吴中立的风量公式是以紊流扩散和紊流变形理论为基础进行分析和推导的，所不同的是炮烟抛掷带长度l b和风筒距掘进工作面长度l a的差异性，吴中立对沃洛宁公式进行了相应修正，但其风量计算公式太过复杂，应用并不方便。而文献［1］认为，在炮烟排除过程中，风流的紊流扩散作用与紊流变形作用相比居次要地位，可忽略不计，并进行了相应的测定得到风速及浓度计算公式。王一民在此基础上得出风量计算公式（8），但由于王英敏在分析炮烟排出过程时也没有考虑紊流的扩散作用，因此公式（8）的计算风量也不能准确地表示实际所需风量。

另外，炮烟所含成分除了CO外还存在毒性更大的氮氧化合物，而CO相较于氮氧化合物更加稳定，根据国家标准，分析过程中将炮烟中的有毒有害气体统一折算为CO浓度来进行分析［7－8］。以前我国煤矿使用的大多是粉状铵梯炸药，根据国家技术标准，其爆炸后释放出的有毒气体量是以100 L／kg进行计算的，而现在我国煤矿使用的大多为含水炸药，其爆炸后释放的有毒有害气体量已降为40 L／kg［9－11］。因此关于独头巷道炮烟排除的风量计算公式需要进一步探讨修正。

2 风量计算修正

考虑到炮烟排出过程是紊流变形与紊流扩散的共同作用，在后续的分析过程中以沃洛宁的风速公式为基础，结合吴中立分析的实际生产过程中炮烟抛掷带长度l b大于风筒距掘进工作面长度l a这一情况，参考文献［1］所得炮烟浓度分布关系对炮烟的排出过程进行分析，同时根据现行国家标准规定的最新参数［10］要求，对风量计算公式进行简化修正。

图1为炮烟运动示意图。

图1 炮烟运动示意图

根据巷道断面风速分布公式（2）得到炮烟波内外界面随通风时间变化的轨迹方程为：

式中r1为c⁃c断面上炮烟内层距轴线距离；r2为c⁃c断面上炮眼外层距轴线距离；l1为内层行走至独头巷道c⁃c断面的距离；l2为外层行走至独头巷道c⁃c断面的距离。

因为任意断面上的炮烟平均浓度c与原始浓度c0之比为代入式（11）得到截面浓度与通风时间的关系式为：

根据文献［2］，爆破后炮烟初始浓度为：

式中b为炸药的炮烟发生量。

以目前我国煤矿许用炸药乳化炸药的炮烟发生量（以CO计）为40 L／kg代入式（13）得：

将式（14）代入式（12）得到通风过程中巷道任一截面平均风速，进而得到风量计算公式为：

式中S为巷道断面积。

同时根据现有炸药的炮烟发生量（以CO计）为40 L／kg这一变化，对先前学者推导的风量计算公式（3）、（5）、（7）进行修正得到修正后的公式为：

3 现场试验

为了对独头巷道爆破掘进过程中炮烟的浓度变化规律有一个直观的认识，并对新推导风量计算公式的合理性进行验证，本文结合工程实况进行了现场数据实测试验。

3.1 试验巷道概况

试验在某矿专用行人巷进行，该巷道为煤层井下行人巷，位于上山掘进段，巷道为矩形断面，尺寸为3.5 m×3.2 m。该专用行人巷掘进期间采用压入式通风，选用FBD⁃NO 6.0型、功率11 kW的2台轴流式对旋风机，全风压供风量780 m3／min，出口风量340 m3／min，入口风量350 m3／min，供风量范围200～380 m3／min。

3.2 测点布置

此次试验选用操作简单、携带方便且具有连续自动记录数据功能的YA⁃1001P系列便携式单一氧化碳检测仪测定CO浓度，其量程为0～5‰。为了对专用行人巷掘进爆破后炮烟（只考虑CO）扩散进行实时监测，选取距掌子面30 m、50 m、70 m、90 m、110 m共5个断面进行了实测。

同时为了研究同一断面上的炮烟浓度变化情况，在每个断面上布置两个测点，一个位于巷道轴线位置，另一个靠近巷道壁，测点的具体布置情况见图2。

图2 测点位置示意图

3.3 试验条件

此次试验采用全断面一次起爆，前后共进行了3次测试，试验时的详细工况如表1所示。其中，巷道断面面积11.2 m2，风量380 m3／min，起爆方式均为正向起爆，炸药种类均为三级煤矿许用乳化炸药。

表1 试验工况表

3.4 试验数据分析

3次试验不同断面的2个测点CO浓度峰值随距离变化曲线如图3所示。

图3 不同巷道长度的计算风量

从图3分析可得：

1）在炸药量不同的3种工况中，除工况3测点1和测点2的差距不明显外，其余各个工况下同一断面处测点1浓度总大于测点2，且就峰值浓度下降速度来讲，测点1峰值浓度降低速度要小于测点2，这与理论分析所得炮烟浓度分布规律较为相似，即靠近巷道轴线位置处的CO浓度要大于靠近巷道壁的CO浓度。这是由于位于巷道轴线位置处的测点1处风流速度要大于测点2，测点1处CO浓度降低主要受紊流变形作用，而靠近巷道壁的测点2风速较低，其浓度降低过程既有紊流变形又有扩散作用，是一个综合的过程。由此可知，为了使CO浓度随距离降低得更多，就要降低通风速度使得炮烟中的CO能充分地参与扩散稀释作用。因此，独头巷道爆破掘进时，为了降低炮烟带来的危害、保护井下施工人员的身体健康以及有效控制生产成本，应根据爆破工艺和现场实际情况，采用适当的通风风速，而不能一味通过提高风量来解决问题。

2）分析发现工况1和工况3出现巷道断面30 m和50 m处CO浓度峰值相同的问题，分析其原因是此次测量所选用的仪器量程有限，导致炸药量较大时工况1和工况3的前两个断面（A断面和B断面）测点数据出现失真，实际A断面浓度峰值要大于B断面。

为对新推导风量计算公式的合理性进行分析和验证，结合以上分析结果，排除失真数据，选用工况2的炸药量及巷道条件，取通风时间15 min，巷道长度为掌子面到回风联巷长度，风筒距掌子面距离均为10 m，代入公式（15）～（18），计算得到炮烟浓度达到安全浓度时所需的风量见表2。

表2 风量计算结果

由表2数据可知，各个风量计算公式所计算的风量要远小于实际风量，为进一步分析各公式的区别，将表2中各公式计算风量分别代入各自的浓度公式（3）、（5）、（7）和（15）进行计算，得到对应的风量下不同断面处的CO浓度分布情况见表3。随后将各计算风量下所得巷道中的CO浓度分布规律与实际测得的浓度分布情况进行对比分析。

表3 工况2条件下CO浓度峰值

由表3分析可得：

1）公式（5）和（7）在70 m之前的计算浓度过大，且远大于实测浓度，虽然整体表现出浓度减少的趋势，但70 m之前的浓度变化显然与实测不符，当通风风量减少时，炮烟运移速度减缓，炮烟扩散作用有所增强。先前公式在理论推导过程中只考虑风流的紊流变形作用而忽略了炮烟的紊流扩散作用，导致该公式前期的计算浓度高于实测浓度，且公式（5）和公式（7）所计算的风量要远小于实验风量，考虑到扩散作用的影响，后期的浓度峰值并不会与实测浓度接近；公式（3）的计算浓度远小于实测浓度，且浓度降低速度过快，由于该公式在推导过程中以l b＝l a为前提，炮烟首先在风筒出口至掘进工作面范围内与新鲜风流发生一定的置换稀释后才向外排出，从而导致后续各个巷道位置处计算的炮烟浓度要远小于实测浓度，而在实际生产过程中多数情况下l b＞l a，因此，该公式同样与实际生产情况不符；公式（15）前期所计算的浓度与实测浓度较为接近，而后期随着通风进行，计算风量远小于实验风量，炮烟与新鲜空气之间充分发生扩散作用，因此计算所得浓度要小于实测浓度。由此可知新推导的风量公式与实际通风过程较为接近。

2）由推导公式所计算出来的相同测点位置处的CO浓度值均比实测值要小，而公式计算得到的通风风量远小于现场实际通风风量，导致计算所得浓度出现较大的下降，这说明风量越大反而并不能起到快速降低炮烟浓度的目的，风量越大巷道风速就越大，因紊流变形作用，CO浓度得以降低。风量较大时，风流速度较大，致使炮烟在排出过程中其浓度还未降到安全允许值时便已经通过了井下作业人员的躲炮位置，这对井下作业人员的安全极为不利；风量较小时，风速较慢，受紊流变形作用和主风流运移作用的共同影响，相同断面处的CO峰值浓度更低，因此可以证实新推导的风量计算公式更具优势，可为风机选型提供数据支撑。

4 结 论

1）独头巷道压入式通风过程中，炮烟的排出是紊流变形和扩散稀释的综合过程，即随着巷道长度增加，炮烟带体积不断扩大，以及炮烟带在运移过程中与新鲜风流不断置换，使巷道中炮烟浓度逐渐降低，从而使炮烟带浓度达到安全值。

2）在计算炮烟达到安全值所需的风量时，不能把炮烟当成规则控制体来确定通风时间及风量，而要根据实际巷道长度和炮烟生成量来确定。且随着风量增加，炮烟浓度达到安全值时炮烟带的运移长度也在相应增加。以炸药量计算风量的公式所得结果远大于实际所需风量，会导致炮烟还未降至安全浓度就通过躲炮位置，对作业人员安全造成影响。