“两进一回”通风系统氧化带宽度影响因素分析

王 宁，邵嗣华，李作泉，权继业，秦逢缘，王伊阔

（1.甘肃靖远煤电股份有限公司，甘肃 白银 730900；2.中国矿业大学（北京）能源与矿业学院，北京 100083）

瓦斯与火耦合灾害是影响煤矿安全生产的重大制约因素[1-2]，而采空区漏风所导致的遗煤自燃，又为矿山安全生产埋下了隐患。针对采空区自燃危险性判定，前人学者已作了大量研究[3-4]，自燃“三带”划分指标主要分为以下3 类：采空区遗煤升温速率、漏风风速、氧气体积分数；而在实际生产工作中，采空区内温度监测难度较高，风速划分又存在一定局限性，所以现场大多通过氧气体积分数进行划分。

针对不同通风系统和配风量对采空区漏风及氧化带区域影响，诸多学者依据现场试验及数值模拟开展了大量研究。杨胜强[5]等通过现场观测和数值模拟分析了采空区氧热循环过程，依据不同风量下自燃带范围得出了工作面最佳供风量；时国庆[6]等应用CFD 技术模拟了采空区氧气体积分数并与实测结果进行了对比，吻合度较高，分析了配风量与氧化带分布的规律；刘伟[7]等对比分析了“U”型、“Y”型通风对采空区自燃发火的影响，给出了不同通风系统下的压力场、速度场及氧气体积分数变化；贾男[8]通过现场试验及数值模拟，对“U＋L”型通风条件下采空区漏风规律及气体体积分数分布进行了研究，并提出了一种新式密闭封堵措施；张睿卿[9]系统分析了不同通风和瓦斯抽采条件对漏风的影响；高建良[10]等研究了供风量对工作面漏风及采空区瓦斯分布影响。除此之外，景长宝[11]等基于程序升温实验和分布式激光检测气体系统的方法对煤自燃氧化特征、临界氧气体积分数及自燃三带规律进行了分析；张春[12]等认为综放采空区氧化带高度及遗煤升温时间与工作面供风量近似满足指数函数关系。

实际生产过程中，常依据工作面基础情况进行通风改善，漏风情况较为复杂。目前，复杂漏风条件下的采空区氧化带范围及遗煤自燃规律研究较少，尤其面对非常规通风系统，采空区流场复杂，漏风源增多，氧化带影响因素繁杂。为解决上隅角瓦斯积聚问题，魏家地煤矿北1103 工作面决定采用“两进一回”通风系统方案，然而，“两进一回”通风方案所带来的采空区漏风及遗煤自燃问题亟待解决，第2 进风巷最佳布设位置等工艺参数尚需商榷。为此，依据魏家地煤矿北1103 工作面实际工况，针对第2 进风巷不同布设位置、进风巷配风方案、工作面封堵措施等对采空区遗煤自燃区域的影响（此处仅考虑氧化带）分别开展研究，分析不同影响因素对氧化带宽度变化的影响，寻求最佳布设位置及通风方案，最大限度地降低采空区遗煤自燃危险，以指导现场生产。

1 工作面概况及需风量

1.1 工作面概况

魏家地煤矿北1103 综放工作面走向长834 m，倾斜长200 m，所采煤层为一煤层，黑色，半亮～半暗型，鳞片状，内生裂隙发育，沥青光泽，以粉沫状为主，属煤与瓦斯突出煤层。煤层平均倾角10°，煤层厚度5.46～16.96 m，煤层瓦斯含量预计为9.3 m3/t，局部可能超过10 m3/t，残余瓦斯含量2.73 m3/t，回采时瓦斯绝对涌出量为8.03 m3/t，工作面所采煤层有自然发火危险，自然发火期为4～6 个月，据现场测量煤层地温35.35 ℃。实际开采过程中，一煤层下部二、三煤层瓦斯卸压释放，大量瓦斯涌入一煤层采空区，造成1103 工作面上隅角瓦斯超限，为治理瓦斯超限问题，现场不断加大通风量，然而治理效果不佳，且随着风量增加，采空区漏风问题更为突出，现场存在自然发火趋势。为进一步解决工作面瓦斯与火耦合治理难题，决定采用“两进一回”型通风方案，于原工作面巷道基础上增设1 条第2 进风巷（即通防巷）辅助进风。

1.2 “两进一回”通风系统应用原则

“两进一回”通风方案解决上隅角瓦斯超限问题的同时，可能使采空区漏风加剧，一定程度上加大了自燃发火危险，针对不同地区煤层的开采条件，通风系统布置参数不同。为确保通风系统的合理性及最优性，应从以下方面进行考虑。

1）上隅角瓦斯治理效果。采用“两进一回”型通风系统根本目的在于解决工作面回风巷及上隅角瓦斯体积分数过高问题。是否满足工作面基本风量要求、瓦斯治理效果是衡量该通风系统方案的最基本要求。

2）采空区自燃危险性。“两进一回”型通风系统在满足通风要求的基础上，可能诱发采空区遗煤自燃，为保证该通风系统的高效应用，应在解决上隅角瓦斯问题的基础上最大限度的降低采空区自燃危险。

3）通风流场紊乱。受第二进风巷进风影响，原“U”型通风系统被打乱，采空区流场改变，通风管理复杂，且流场稳定性与第2 进风巷位置及两进风巷风量配比有关。

1.3 需风量

工作面需风量Q 为：

式中：k 为瓦斯涌出不均衡系数，取1.76；QCH4为瓦斯绝对涌出量，取8.03 m3/min。

根据《煤矿安全规程》规定，取采煤工作面最低风速vmin为0.25 m/s、最大风速vmax为4 m/s 计算采煤工作面风量范围：

式中：S 为工作面断面面积，取18.93 m2；Qmin为工作面最低风量，m3/min；Qmax为工作面最高风量，m3/min。

计算得出，工作面需风量1 416 m3/min，符合煤矿安全规程，因此北1103 工作面所需配风量最低为1 416 m3/min。

2 模型建立

为研究北1103 工作面采用“两进一回”型通风系统后，不同第2 进风巷位置及风量配比方案对采空区氧化带影响，采用COMSOL 数值模拟软件进行氧化带三维模拟研究。

2.1 几何模型

根据北1103 工作面的实际工程条件，确定工作面长度、风阻和风量等特性参数，并对计算模型进行如下简化：

1）不考虑北1103 综放工作面机械设备，忽略矿井周期来压对采空区垮落带、断裂带二次发育的影响，仅考虑从工作面漏入采空区的风量、第2 进风巷不同位置以及两进风巷不同配风方案对采空区内氧化带影响。

2）工作面以及巷道视为规则长方体，巷道断面积按煤矿实际生产资料确立：①北1103 切眼：长度200 m，巷道断面为净宽6.8 m，净高2.8 m，净断面18.93 m2；②北1103 运输巷：巷道断面为净宽4.8 m，净高3.8 m，净断面15.76 m2；③北1103 回风巷：巷道断面为净宽4.8 m，净高3.8 m，净断面15.76 m2；④第2 进风巷：巷道断面为净宽2.4 m，净高3.8 m，净断面9.12 m2。

3）经理论计算，北1103 工作面开采后垮落带高度为39.13 m，垮落带上方存在1 个关键层，层体完整无破坏，该关键层以下均发生滑落失稳，该层以上不会发生明显的失稳现象，为断裂带，高度>127.85 m。由于关键层体的存在使得气体运移受阻，断裂带范围对采空区内气体运移影响可忽略不计，因而在采空区遗煤自燃过程中仅考虑垮落带高度，采空区高度确定为垮落带40 m、煤厚11 m，断裂带高度在此不作考虑。采空区深度确定为160 m。

利用COMSOL Multiphysics 软件模型开发器中的几何建模工具建立综放工作面模型，采用自由划分四面体网格功能划分网格，整个立方体划分为117 981 个单元网格。

2.2 理论基础

在建立采空区流场数学模型时，根据不同区域流场情况不同，可将其分为2 部分，分别进行分析，一部分为采空区内的渗流模型，符合Brinkman 方程的，另一部分为巷道和工作面处符合湍流模型。

采空区渗透率主要受碎胀系数及顶板压力影响[13]，从采动裂隙场空间范围来看，其变化趋势是：沿走向方向，由工作面和开切眼向采空区深部逐渐减小；纵向方向，采空区下部垮落带岩石破碎，碎胀系数较小，采空区上部断裂带岩石总体上较为完整，碎胀系数较大。针对采空区不同位置处孔隙率沿用经验公式进行计算：

式中：n 为采空区孔隙率，%；x 为采空区某点距工作面距离，m；L 为工作面长度，m；y 为采空区某点距底板高度，m。

渗透率由多孔介质Carman 公式计算：

式中：K 为采空区渗透率，10-15m2；Dm为多孔介质平均颗粒直径，m。

计算过程中通过Live link for MATLAB 接口建立COMSOL 模型求解与MATLAB 场值调用的联系，通过MATLAB 函数计算采空区渗透率，实现采空区不同位置处渗透率随模型计算自动调用求解。

采空区遗煤厚度依据工作面开采工艺方法、回采率等参数确定，遗煤耗氧速率W（O2）依据试验公式[12,14]确定：

式中：W（O2）为耗氧速率，m3/（m3·h）；c 为采空区氧气体积分数，%；c0为大气中氧气体积分数，%；η 为待定系数，取0.114 m3/（m3·h）；φ 为试验常数，取0.023 5 ℃-1；T 为遗煤氧化温度，℃。

2.3 边界条件

依据工作面需风量计算结果确定北1103 工作面总风量为1 500 m3/min，左侧进风巷及通防巷均设为入口边界，采用速度进口条件，右侧回风巷风流为出口，出口设置为压力流出类型，初始压力为标准大气压。入口边界条件包含风流速度、氧气体积分数和瓦斯体积分数，具体进风巷风流速度按风量除以巷道断面积进行计算，入口风流按新鲜风流计算，瓦斯体积分数为0，氧气体积分数按21%计算，即为9.375 mol/m3。

采空区内部初始条件分别按氧气体积分数0、温度35.35 ℃设置，其余固体边界设置为壁面。

3 模拟结果分析

3.1 不同通防巷位置对采空区氧化带影响

为探究不同通防巷位置对采空区氧化带影响，寻求最优化设计，在前期理论分析的基础上选取了4 种通防巷布置方案，分别为距离进风巷煤壁1/4D（D 为工作面倾向长度）、1/2D、0.618D、3/4D 的距离，依据4 种位置方案分别进行模拟研究，风量按进风巷600 m3/min、通防巷900 m3/min 计算，通防巷不同布置方案如图1。

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

观察通防巷距进风巷1/4D、1/2D、0.618D 距离、3/4D 距离情况下的采空区氧气体积分数可知，整个采空区氧气体积分数随着通防巷与进风巷距离的增大而减小，尤其表现在进风巷一侧，当进风巷、通防巷距离由1/4D 增大至3/4D 的过程中，进风巷一侧氧气影响范围由原采空区深度85 m 锐减至采空区深度45 m。原因在于进风巷与通防巷相距较近时，两者相互影响，形成两源一汇局面，2 个氧气源点扩散出氧气叠加；随着距离不断拉远，氧气经通防巷漏风进入采空区的影响区域有限，二者无法形成正相宜关系，且随着距回风巷距离拉近，大部分氧气随回风巷排出，沿工作面走向氧气体积分数截面如图2。

图2 沿工作面走向氧气体积分数截面Fig.2 Oxygen volume fraction section along the working face

利用氧气体积分数8%～18%的划分标准对采空区自燃“三带”进行划分，通过COMSOL 后处理对通防巷不同布设位置下的采空区高度2 m 处氧化自燃带进行表征，通防巷不同位置氧化带范围如图3。

图3 通防巷不同位置氧化带范围Fig.3 Scope of oxidation zone at different positions of Tongfang roadway

由图3 可知，随着通防巷与进风巷距离的增加，保持进风量不变，采空区内氧化升温带逐渐向工作面一侧移动，且氧化带宽度随之改变。当通防巷位于进风巷右侧1/4D 位置时，进风巷一侧在采空区深部73 m 处进入氧化升温带，且采用该布置方案时氧化升温带向采空区深部移动最远，氧化带最远边界可至采空区深部110 m 处，最大氧化带宽度为30 m并且靠近采空区中部。当通防巷位于进风巷右侧1/2D 位置时，进风巷一侧在采空区深部60 m 处进入氧化升温带，氧化升温带最远边界可至采空区深部90 m 处，最大氧化带宽度为25 m 位于靠近进风巷一侧。当通防巷位于进风巷右侧0.618D 位置时，进风巷一侧在采空区深部40 m 处进入氧化升温带，氧化升温带最远边界可至采空区深部66 m 处，最大氧化带宽度为23 m，位于采空区中部。当通防巷位于进风巷右侧3/4D 位置时，进风巷一侧同样在采空区深部40 m 处进入氧化升温带，氧化升温带最远边界可至采空区深部65 m 处，最大氧化带宽度为21 m，位于靠近进风巷一侧。

通防巷位置改变对采空区氧化带宽度影响巨大，随着通防巷距进风巷距离的增加，氧化带范围逐渐减小，当通防巷位于进风巷右侧0.618D、3/4D 距离时两者差别不大，但考虑到该巷道主要功能是用于通风及排出工作面瓦斯，同时缓解采空区遗煤自燃的问题。若位置距离回风巷一侧过近，则通风流场紊乱、排出工作面瓦斯的作用被进一步削弱，而通防巷位于进风巷右侧0.618D 距离时通风流场最为稳定，因而建议通防巷位置布置于0.618D 位置，以达到通风系统效用最大化。

3.2 不同配风方案对采空区氧化带影响

保持两进风巷风量总量为1 500 m3/min，改变两进风巷风量配比，探究不同风量方案对采空区氧化带影响，运输巷、通防巷风量配比方案见表1。

表1 运输巷、通防巷风量配比方案Table 1 Proportioning scheme of air volume in transportation roadway and ventilation and prevention roadway

为进一步观察采空区氧化带，按照氧气体积分数8%～18%的标准划分采空区氧化带。采空区氧化带立体区域如图4。

图4 采空区氧化带立体区域（单位：m）Fig.4 Three-dimensional area of oxidation zone in goaf

由图4 可知，满足煤层自燃的氧气体积分数范围为不规则图形，且不同配风方案氧化带区域大体相同。随进风巷风量的不断增加，该氧化带区域向采空区深部转移，同时，氧化带区域宽度与采空区高度有关，具体表现为风量改变时，采空区上部氧化带宽度随进风巷风量增加而减小。当进风巷进风量为1 000 m3/min 时，采空区上部氧化带区域最小，表现为立体区域上部缺失。

采空区氧化带区域为立体不规则图形，采空区不同高度、距进风巷距离、采空区纵深等因素均会导致采空区氧化带区域变化。不同风量配比条件下采空区自燃“三带”分布见表2。

表2 不同风量配比条件下采空区自燃“三带”分布Table 2 Three zones distribution of spontaneous combustion in goaf under different air volume ratio conditions

采空区整体漏风受进出口端通风压差影响，而进出口端压差受风量和风阻影响，因此进风巷风量越大采空区漏风越严重。

综合工作面通风流场，瓦斯流场考虑，当进风巷风量为700 m3/min、通防巷风量为800 m3/min 时为最佳配比方案。

3.3 不同端头封堵方案对采空区氧化带范围影响

矿井实际生产工作中，常采取向采空区注浆的方式充填稳固采空区内部，充填后采空区内裂隙率降低，在一定程度上可缓解采空区遗煤自燃问题。综上，进风巷一侧漏风量对于采空区内自燃“三带”分布具有重要影响作用，为此，针对进风巷风量为700 m3/min、通防巷风量为800 m3/min 的通风方案条件下采空区进风巷一侧增设封堵墙进行分析，探究封堵墙封堵区域对采空区自燃“三带”分布影响（此处假设封堵率可达90%）。进风巷一侧封堵后氧化带区域如图5。

图5 进风巷一侧封堵后氧化带区域Fig.5 Oxidation zone area after sealing on one side of air inlet roadway

进风巷一侧封堵墙的存在，会在一定程度上对采空区漏风起到阻碍作用，增加封堵墙后进风巷一侧氧化带区域向工作面靠近，原因是封堵墙的存在避免了进风巷风流直接漏入采空区，减少了直流压力，使得风流进入拐角区域时得到一定缓冲。同时随着封堵墙距离的增加，氧化带最宽区域位置发生改变，逐渐向采空区中部转移，当封堵墙范围增至9.6 m 时，氧化带最宽区域逐渐接近采空区中部，位于距进风巷90 m 位置。观察不同封堵距离下最大氧化带宽度发现，封堵距离9.6 m 时，该宽度不减反增，由封堵墙7.2 m 时的20 m 增加为22 m，说明封堵墙的存在导致进风巷氧气源点向中部转移，随着进风巷、通防巷氧气源点不断靠近，在两源点中部存在一共同影响汇集区，最大氧化带宽度位于该区域，当距离减小至一定程度时，影响区域范围加大，最大氧化带宽度随之增加。

综上所述，在进风巷一侧增设封堵墙可一定程度抑制采空区漏风，减小氧化带宽度，但该增益效果存在1 个临界值，超过临界值后，最大氧化带宽度开始增加。

3.4 工作面不同推进距离对采空区氧化带影响

工作面推进过程中，采空区边界的移动不仅使采空区实体的几何尺寸发生了连续的动态变化，同时也影响了采空区内部的漏风供氧条件、多组分气体传输和遗煤氧化升温过程。工作面不同推进距离下采空区氧气体积分数如图6。选取推进距离为40、60、80、100、120、140 m 的氧化带分布云图为例，工作面不同推进距离采空区氧化带分布如图7。

图6 工作面不同推进距离下采空区氧气体积分数Fig.6 Oxygen volume fraction in goaf under different advancing distances of working face

图7 工作面不同推进距离采空区氧化带分布Fig.7 Distribution of oxidation zone in goaf with different advancing distances in working face

动态采空区演变初期，由于采空区的走向长度相对较短，且近工作面端的渗透率较大，故当工作面推进距离为40 m 时，采空区整体范围内漏风流速较高，特别是进风巷一侧的氧气渗流速度较大，采空区氧气体积分数的变化梯度较快，因此进风巷侧的氧化带宽度较窄，氧化带最大宽度仅为9 m。随着采空区范围扩大，采空区中部及深部区域固相煤体逐渐被压实，漏风阻力增大，故漏风风流携带氧气进入进风侧的能力要大于回风侧。

此外，在工作面推进初期，不同推进距离下采空区内氧气体积分数变化明显。随着推进距离的增加，采空区氧气体积分数分布趋于稳定，当工作面推进距离120 m 时，采空区氧化带趋于稳定，进风侧散热带宽度以及氧化带最大宽度基本保持不变。

4 结 语

1）随着通防巷与进风巷距离的增加，氧化升温带的范围逐渐减小且向工作面一侧移动，建议通防巷位于进风巷右侧0.618D 位置时，为最优通防巷位置，最大氧化带宽度为23 m，位于采空区中部。

2）总风量一定情况下，随着进风巷风量不断增加，工作面两端压差增大，进风巷一侧采空区漏风加剧，氧化带向采空区深部转移，且氧化带最宽区域位置由进风巷一侧向采空区中部转移。综合考量，建议进风巷700 m3/min、通防巷800 m3/min 配风方案时可取得最佳效果。

3）进风巷一侧封堵墙的存在可一定程度抑制采空区漏风，减小氧化带宽度，但该增益效果有限，超过临界值后，最大氧化带宽度开始增加。

4）随工作面推进距离的增加，采空区漏风阻力增大，进风侧的氧化带宽度逐渐增加，氧化深度向采空区深部延展。然而当工作面推进距离120 m 时，采空区氧化带趋于稳定，进风侧散热带宽度氧以及氧化带最大宽度保持不变，不再随工作面推进产生变化，最终形成采空区氧化带具有明显非对称性。