高突礦井采空區(qū)卸壓瓦斯精準(zhǔn)辨識(shí)及高效抽采

丁 洋,朱 冰,李樹(shù)剛,林海飛,魏宗勇,李磊明,龍 航,宜 艷

(1.西安科技大學(xué) 安全科學(xué)與工程學(xué)院,陜西 西安 710054; 2.西安科技大學(xué) 西部礦井開(kāi)采及災(zāi)害防治教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,陜西 西安 710054;3.西安科技大學(xué) 西部礦井瓦斯智能抽采工程研究中心,陜西 西安 710054)

隨著我國(guó)煤炭開(kāi)采深度的增加，煤層呈現(xiàn)出“三高兩低”(既高瓦斯、高地應(yīng)力、高非均質(zhì)性、低滲透率和低強(qiáng)度煤體)的特點(diǎn)，且云貴川地區(qū)地質(zhì)條件復(fù)雜，“三高兩低”特征表現(xiàn)更為明顯[1]。高瓦斯突出礦井工作面在采煤過(guò)程中，周圍煤巖體和鄰近層瓦斯充分卸壓涌入采空區(qū)，加上采空區(qū)遺煤的瓦斯涌出，導(dǎo)致采空區(qū)內(nèi)瓦斯富集[1-2]。而U型通風(fēng)因其固有特征會(huì)在進(jìn)風(fēng)巷和回風(fēng)巷處產(chǎn)生漏風(fēng)，影響采空區(qū)風(fēng)流流場(chǎng)，并攜帶采空區(qū)高體積分?jǐn)?shù)瓦斯涌入工作面，易造成工作面和上隅角瓦斯超限，嚴(yán)重影響安全生產(chǎn)效率、威脅工人生命健康[3-4]。合理的采空區(qū)卸壓瓦斯抽采可以有效解決工作面和上隅角瓦斯超限，實(shí)現(xiàn)采空區(qū)卸壓瓦斯精準(zhǔn)高效抽采不僅能提升煤礦安全生產(chǎn)效率和安全保障水平，而且還有利于煤礦信息化、智能化建設(shè)[5]，因此有必要針對(duì)高突礦井工作面采空區(qū)卸壓瓦斯進(jìn)行精準(zhǔn)高效抽采。

采空區(qū)卸壓瓦斯抽采效果受覆巖裂隙演化、鉆孔施工參數(shù)和抽采參數(shù)等多方面因素影響[6]，為保證采空區(qū)卸壓瓦斯準(zhǔn)確抽采，采空區(qū)卸壓瓦斯富集區(qū)的精準(zhǔn)識(shí)別、合適的鉆孔施工參數(shù)和抽采參數(shù)都非常重要，其準(zhǔn)確程度直接影響到卸壓瓦斯抽采效果?；诖耍S多研究人員對(duì)此進(jìn)行研究。袁亮等[7-8]提出“高位環(huán)形體”模型，并采用COSFLOW和Fluent軟件對(duì)地面鉆井抽采采空區(qū)卸壓瓦斯進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化；李樹(shù)剛等[9-10]提出“橢拋帶”模型，構(gòu)建橢拋帶中瓦斯?jié)B流-升浮-擴(kuò)散控制模型，并提出相應(yīng)的煤與瓦斯共采技術(shù)；許家林等[11]提出了通過(guò)關(guān)鍵層位置來(lái)預(yù)計(jì)導(dǎo)水裂隙帶的方法，并進(jìn)行工程實(shí)測(cè)驗(yàn)證；林海飛[12]基于物理相似模擬試驗(yàn)和理論分析，提出了采空區(qū)覆巖裂隙“梯形臺(tái)”模型，并利用Fluent數(shù)值模擬研究了采空區(qū)卸壓瓦斯運(yùn)移與分布；肖俊峰等[13]采用理論分析和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)踐的方法研究了近距離煤層卸壓瓦斯抽采層位的合理布置方式；文獻(xiàn)[14-15]采用理論分析結(jié)合數(shù)值模擬的方法對(duì)高位鉆孔抽采采空區(qū)卸壓瓦斯鉆孔參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。武旭東等[16]采用CFD數(shù)值模擬的方法，建立了梯形采空區(qū)幾何模型，并對(duì)頂板走向長(zhǎng)鉆孔抽采參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化；李宏等[17]提出了頂板大直徑走向長(zhǎng)鉆孔抽采卸壓瓦斯的方法，確定了布置參數(shù)，并在現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)中取得了良好的效果；文獻(xiàn)[18-19]采用理論分析和數(shù)值模擬相結(jié)合的手段確定了頂板定向長(zhǎng)鉆孔布置層位；李彥明[20]在唐口煤礦進(jìn)行了煤層頂板定向長(zhǎng)鉆孔抽采現(xiàn)場(chǎng)實(shí)踐及檢驗(yàn)，有效降低了上隅角和回風(fēng)流中瓦斯體積分?jǐn)?shù)。RSM-BBD是一種利用合理的試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法進(jìn)行試驗(yàn)并獲得數(shù)據(jù)，采用回歸分析并擬合尋求最優(yōu)解的方法。研究人員曾在煤巷幫部失穩(wěn)關(guān)鍵因素[21]，煤礦治理硫化氫危害的堿性液配比[22-23]，自研材料配比[24-25]，煤吸附CO2體積影響因素[26]等多個(gè)領(lǐng)域采用響應(yīng)面法進(jìn)行多因素影響及優(yōu)化研究，且都取得較為理想效果。以往的研究工作在采空區(qū)卸壓瓦斯抽采及其參數(shù)優(yōu)化上做出了巨大貢獻(xiàn)，但由于不同煤礦地質(zhì)條件和開(kāi)采設(shè)計(jì)不同，采空區(qū)卸壓瓦斯富集區(qū)和所需實(shí)際抽采參數(shù)經(jīng)常也難以確定，而且在采空區(qū)卸壓瓦斯富集區(qū)辨識(shí)方面需要更加科學(xué)，富集區(qū)內(nèi)鉆孔布置也需要更加精確和進(jìn)一步優(yōu)化。

筆者在已有研究的基礎(chǔ)上，結(jié)合試驗(yàn)礦井工作面實(shí)際情況，采用二維物理相似模擬試驗(yàn)、橢拋帶理論計(jì)算和理論分析的方法，逐步縮小范圍并辨識(shí)了采空區(qū)環(huán)形卸壓瓦斯富集區(qū)，并在RSM-BBD試驗(yàn)設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上，采用Fluent數(shù)值模擬方法研究了采空區(qū)環(huán)形卸壓瓦斯富集區(qū)內(nèi)抽采鉆孔參數(shù)優(yōu)化問(wèn)題，分析了各單因素和因素間交互作用對(duì)上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)的影響，構(gòu)建不同層位鉆孔參數(shù)與上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)回歸模型，確定了不同層位最優(yōu)鉆孔參數(shù)，進(jìn)行抽采前后數(shù)值模擬對(duì)比，最后在試驗(yàn)礦井進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)。

1 試驗(yàn)工作面概況及采空區(qū)卸壓瓦斯富集區(qū)判定

1.1 試驗(yàn)工作面概況

試驗(yàn)工作面采用單一走向長(zhǎng)壁后退式綜合機(jī)械化采煤法開(kāi)采，自然垮落法管理頂板，U型通風(fēng)方式；工作面走向長(zhǎng)834.4 m，工作面傾斜長(zhǎng)146 m，平均厚度為2.8 m，平均傾角為11°。應(yīng)用鉆孔法測(cè)量煤層瓦斯壓力為0.52 MPa，間接法計(jì)算得出煤層瓦斯壓力在0.51～1.35 MPa，本煤層中瓦斯含量最高處達(dá)到17.95 m3/t，鄰近層最大瓦斯含量為22.64 m3/t，瓦斯壓力和瓦斯含量都較大，具有煤與瓦斯突出危險(xiǎn)。

長(zhǎng)壁采煤法開(kāi)采具有突出危險(xiǎn)性煤層后，受采動(dòng)影響，不僅采空區(qū)遺煤釋放瓦斯，鄰近層和圍巖卸壓后也向采空區(qū)釋放瓦斯，導(dǎo)致采空區(qū)卸壓瓦斯豐富，并在上覆巖層塌落產(chǎn)生的裂隙中運(yùn)移和積聚，故采空區(qū)裂隙發(fā)育狀況和卸壓瓦斯運(yùn)移、積聚密切相關(guān)[12]。

1.2 覆巖裂隙演化及采空區(qū)卸壓瓦斯存在區(qū)識(shí)別

采空區(qū)根據(jù)垮落形式和形態(tài)的不同在垂向方向上分為“三帶”，其中斷裂帶的發(fā)育對(duì)采空區(qū)氣體運(yùn)移至關(guān)重要，其發(fā)育高度決定了采空區(qū)卸壓瓦斯抽采鉆孔位置選取及其抽采效果[27]。為確定試驗(yàn)礦井工作面覆巖裂隙演化情況，開(kāi)展二維物理相似模擬研究，基本參數(shù)和模型相似常數(shù)見(jiàn)表1。

表1 模型相似常數(shù)

模型采用高像素相機(jī)拍照結(jié)合數(shù)字圖像處理技術(shù)監(jiān)測(cè)模型垮落過(guò)程形態(tài)變化，試驗(yàn)部分結(jié)果如圖1所示。從圖1(a)可以看出，當(dāng)工作面推進(jìn)25 m時(shí)，直接頂?shù)?次垮落。從圖1(b)推進(jìn)到圖1(c)時(shí)，周期來(lái)壓顯現(xiàn)，觀測(cè)得來(lái)壓步距為15 m，工作面和開(kāi)切眼側(cè)形成形狀類似于拋物線狀的裂隙發(fā)育區(qū)域，且中間區(qū)域垮落巖層逐漸壓實(shí)。當(dāng)工作推進(jìn)到150 m時(shí)，如圖1(d)所示，上覆巖層裂隙基本不隨工作面的推進(jìn)而向上發(fā)育，斷裂帶發(fā)育趨于穩(wěn)定。觀察圖1可得工作面初次來(lái)壓步距為25 m，周期來(lái)壓步距為15 m，當(dāng)工作面推進(jìn)到150 m時(shí)斷裂帶發(fā)育至距煤層底板60 m左右，垮落帶為距煤層底板15 m左右，開(kāi)切眼和工作面?zhèn)容^發(fā)育斷裂帶呈現(xiàn)拋物線形狀。垂直方向上距煤層底板0～60 m，走向方向上外部拋物線內(nèi)，存在覆巖垮落和裂隙發(fā)育，采空區(qū)內(nèi)瓦斯主要存在于該區(qū)域，故判定其為“采空區(qū)卸壓瓦斯存在區(qū)”。

圖1 采空區(qū)覆巖垮落及裂隙發(fā)育示意Fig.1 Overlying rock collapse and crack development map in mined-out area

但在采空區(qū)卸壓瓦斯存在區(qū)內(nèi)，各部分裂隙發(fā)育程度不同，其中存在的卸壓瓦斯量和活躍程度也不同，從圖1(d)中可看出,開(kāi)切眼和工作面?zhèn)刃嗡茠佄锞€帶狀區(qū)域內(nèi)裂隙較發(fā)育，卸壓瓦斯可能在其中較活躍，故對(duì)其形態(tài)進(jìn)一步確定。

1.3 橢拋帶形瓦斯運(yùn)移活躍區(qū)判定

受煤層采動(dòng)影響，煤層覆巖垮落下沉，離開(kāi)采邊界較遠(yuǎn)處垮落巖體由于上覆巖層重力作用壓實(shí)，而離開(kāi)采邊界較近處，由于邊界影響形成較為穩(wěn)定的結(jié)構(gòu)，具有較大且發(fā)育的裂隙，其整體形態(tài)在切面上呈現(xiàn)橢圓狀，在拋面上呈拋物線狀，其裂隙結(jié)構(gòu)稱為采動(dòng)裂隙橢拋帶[9]。

橢拋帶內(nèi)橫向離層裂隙和縱向破斷裂隙都較為發(fā)育，卸壓瓦斯在其中可以較為活躍地運(yùn)移和積聚，故判定橢拋帶區(qū)間為“卸壓瓦斯運(yùn)移活躍區(qū)”。經(jīng)過(guò)大量的物理相似模擬試驗(yàn)及數(shù)值模擬試驗(yàn)，橢拋帶形態(tài)已經(jīng)有了較為準(zhǔn)確的數(shù)學(xué)模型[10]，如圖2所示。

圖2 橢拋帶數(shù)學(xué)模型Fig.2 Mathematical model of elliptic paraboloid zone

為進(jìn)一步確定瓦斯活躍運(yùn)移區(qū)域，采用如式(1)所示方程組對(duì)橢拋帶形運(yùn)移活躍區(qū)具體范圍進(jìn)行計(jì)算。

(1)

式中，z為斷裂帶發(fā)育高度，m；x和y分別為橢拋面坐標(biāo)與x軸和y軸的距離，m；a為工作面長(zhǎng)度，m；b為工作面推進(jìn)長(zhǎng)度，m；h1為外橢拋帶發(fā)育高度，m；h2為內(nèi)橢拋帶發(fā)育高度，m；A1為內(nèi)橢拋帶與開(kāi)切眼的距離，m；A2為內(nèi)橢拋帶和工作面的距離，m；B1，B2分別為進(jìn)風(fēng)巷側(cè)和回風(fēng)巷側(cè)內(nèi)橢拋帶與側(cè)幫的距離，m。

由物理相似模擬結(jié)果可知，工作面推進(jìn)距離取150 m時(shí)，采空區(qū)垮落帶范圍為距底板0～15 m，斷裂帶范圍為距底板15～60 m，初次來(lái)壓步距和周期來(lái)壓步距分別取25 m和10 m，所以式(1)中A1為25 m，A2為15 m，B1，B2為20 m。現(xiàn)基于微積分理論，以斷裂帶最大高度為采空區(qū)最大高度，步距為2 m，將采空區(qū)垂直底板方向高度分為30份，分別計(jì)算各層位橢拋帶截面范圍。將上述參數(shù)代入式(1)分別計(jì)算，其中部分橢拋帶截面計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 橢拋帶計(jì)算部分結(jié)果

1.4 采空區(qū)環(huán)形卸壓瓦斯富集區(qū)辨識(shí)

覆巖裂隙發(fā)育穩(wěn)定后，采空區(qū)卸壓瓦斯在采動(dòng)裂隙橢拋帶中運(yùn)移較活躍，在豎直方向上，瓦斯密度小于空氣，產(chǎn)生上浮效應(yīng)，橢拋帶內(nèi)瓦斯向上運(yùn)移，橢拋帶內(nèi)裂隙隨著高度的增加發(fā)育程度逐漸降低，瓦斯上浮到一定程度將不再向上運(yùn)移，造成積聚在橢拋帶內(nèi)某一范圍內(nèi)。根據(jù)物理相似模擬覆巖裂隙發(fā)育穩(wěn)定后(工作面推進(jìn)150 m時(shí))結(jié)果，如圖3所示，斷裂帶底部(距煤層底板15～24 m處)的離層和破斷裂隙均較為發(fā)育，而距煤層底板24 m以上僅有橫向離層裂隙相對(duì)發(fā)育，造成斷裂帶卸壓瓦斯向上運(yùn)移到此處后上浮效應(yīng)將不再明顯或不再向上運(yùn)移，導(dǎo)致采空區(qū)卸壓瓦斯積聚在距煤層底板垂向15～24 m處的斷裂帶橢拋帶內(nèi)，再結(jié)合表2中對(duì)橢拋帶的精確計(jì)算結(jié)果，確定距煤層底板垂向15～24 m的橢拋帶范圍為“采空區(qū)環(huán)形卸壓瓦斯富集區(qū)”。

圖3 工作面推進(jìn)150 m處覆巖裂隙局部示意Fig.3 Local picture of overburden fracture at 150 m of working face advance

傾向方向上，由于采用U型通風(fēng)，風(fēng)流也會(huì)對(duì)采空區(qū)瓦斯運(yùn)移產(chǎn)生一定影響，進(jìn)風(fēng)流部分漏入采空區(qū)，使采空區(qū)產(chǎn)生流場(chǎng)，采空區(qū)內(nèi)卸壓瓦斯隨漏風(fēng)流從進(jìn)風(fēng)巷側(cè)運(yùn)移至回風(fēng)巷側(cè)，造成回風(fēng)巷側(cè)采空區(qū)卸壓瓦斯?jié)舛雀哂谶M(jìn)風(fēng)巷側(cè)，回風(fēng)巷側(cè)采空區(qū)環(huán)形瓦斯富集區(qū)內(nèi)卸壓瓦斯更為富集，為富集區(qū)內(nèi)瓦斯?jié)舛茸罡邊^(qū)域。圖4為判定采空區(qū)環(huán)形卸壓瓦斯富集區(qū)示意，藍(lán)色區(qū)域?yàn)椤安煽諈^(qū)環(huán)形卸壓瓦斯富集區(qū)”，其Ⅰ—Ⅰ剖面和Ⅱ—Ⅱ剖面分別為采空區(qū)邊界處各水平橢拋帶寬度，Ⅱ—Ⅱ剖面中橙色區(qū)域?yàn)榛仫L(fēng)巷側(cè)橢拋帶環(huán)形瓦斯富集區(qū)各水平橢拋帶寬度。

圖4 采空區(qū)瓦斯富集區(qū)示意Fig.4 Schematic diagram of methane enrichment area in goaf

2 模擬模型建立及試驗(yàn)優(yōu)化設(shè)計(jì)

經(jīng)過(guò)上述對(duì)采空區(qū)環(huán)形卸壓瓦斯富集區(qū)的確定，在其內(nèi)布置抽采鉆孔可實(shí)現(xiàn)采空區(qū)卸壓瓦斯的精準(zhǔn)抽采，但采空區(qū)環(huán)形卸壓瓦斯富集區(qū)內(nèi)抽采鉆孔參數(shù)的優(yōu)化，可進(jìn)一步提高抽采效率。所以，為了實(shí)現(xiàn)卸壓瓦斯的精準(zhǔn)高效抽采，基于上述物理相似模擬和理論計(jì)算，對(duì)采空區(qū)環(huán)形瓦斯富集區(qū)內(nèi)抽采鉆孔參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬優(yōu)化研究。

2.1 數(shù)值模擬模型建立

2.1.1基本假設(shè)與流動(dòng)方程

(1)基本假設(shè)。

為明確試驗(yàn)工作面采空區(qū)瓦斯分布與風(fēng)流流動(dòng)特征，基于拉格朗日方法，采用Fluent軟件對(duì)試驗(yàn)工作面采空區(qū)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)模擬研究。模擬研究基于以下假設(shè)：① 氣體為連續(xù)介質(zhì)；② 氣體流動(dòng)過(guò)程為不可壓縮；③ 采空區(qū)為多孔介質(zhì)，且為各項(xiàng)同性；④ 采空區(qū)流動(dòng)服從達(dá)西滲流定律；⑤ 氣體流動(dòng)不考慮傳熱與化學(xué)反應(yīng)；⑥ 采空區(qū)組分傳輸模型只考慮CH4，N2和O2。

(2)基本流動(dòng)方程。

① 質(zhì)量守恒方程。

質(zhì)量守恒方程，又名連續(xù)性方程，如式(2)所示：

?(ρu)=Sm

(2)

式中，ρ為密度，kg/m3；u為速度矢量，m/s；Sm為質(zhì)量源項(xiàng)，kg/(m2·s)。

② 動(dòng)量守恒方程。

慣性參考系中的動(dòng)量守恒方程如下：

(3)

式中，t為時(shí)間，s；p為流體微元體上的壓力，N；τ為應(yīng)力張量，Pa；ρg和F分別為重力體力和外部體力，kg/(m2·s2)。

③ 組分質(zhì)量守恒方程。

組分質(zhì)量守恒方程：

(4)

式中，cs為組分S的體積分?jǐn)?shù)；ρcs為該組分的質(zhì)量濃度，kg/m3；Ds為該組分的擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；Ss為系統(tǒng)內(nèi)部單位時(shí)間內(nèi)單位體積通過(guò)化學(xué)反應(yīng)產(chǎn)生的該組分的質(zhì)量，kg；grad為梯度。

④ 模型氣體流動(dòng)為湍流，使用RNG-k-ε模型，湍流方程k和擴(kuò)散方程ε分別為

(5)

(6)

式中，Gk為由于平均速度梯度而產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；ui為i方向的速度，m/s；μeff為有效動(dòng)力黏度，Pa·s；Gb為由于浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；ε為湍流動(dòng)能的耗散率；k為湍流動(dòng)能；YM為可壓縮湍流中的脈動(dòng)膨脹對(duì)總耗散率的貢獻(xiàn)；αk和αε分別為k和ε的逆有效普朗特?cái)?shù)；C1ε,C2ε,C3ε為常量；Rε為以適應(yīng)應(yīng)變率和流線曲率變化迅速流動(dòng)計(jì)算需要的附加項(xiàng)；Sk和Sε為定義的源項(xiàng)。

2.1.2幾何建模及參數(shù)設(shè)置

(1)微分掃掠數(shù)值建模。利用ANSYS Design Modeler建模，根據(jù)橢拋帶理論，采空區(qū)不同高度處橢拋帶截面為不同大小的橢圓，為方便建模，現(xiàn)將采空區(qū)不同高度位置處橢圓簡(jiǎn)化為矩形。基于微分原理，將距煤層頂板垂向0～58 m區(qū)間分為30份，共計(jì)30個(gè)平行于煤層的平面，每個(gè)平面對(duì)應(yīng)不同大小的內(nèi)外橢拋帶矩形截面，依據(jù)表2中各水平的橢拋帶計(jì)算結(jié)果，在各個(gè)水平分別建立對(duì)應(yīng)大小的內(nèi)外橢拋面矩形截面，并將內(nèi)外橢拋面截面分別連接形成采空區(qū)流體域，上述建模過(guò)程稱之為橢拋帶微分掃掠數(shù)值建模方法。在以上基礎(chǔ)上，在采空區(qū)模型對(duì)應(yīng)位置繪出采煤工作面和進(jìn)回風(fēng)巷，具體采空區(qū)形狀如圖5所示。幾何模型中，采空區(qū)最大高度為60.8 m，工作面長(zhǎng)度為146 m，煤層開(kāi)采高度為2.8 m，開(kāi)切眼寬度為6 m，進(jìn)/回風(fēng)巷高度為2.8 m，寬度為4.6 m。

圖5 微分掃掠數(shù)值建模Fig.5 Differential sweep numerical modeling method

(2)模型參數(shù)設(shè)置。① 進(jìn)風(fēng)巷入口設(shè)置為速度邊界，輸入工作面實(shí)際風(fēng)速2.2 m/s；回風(fēng)巷出口設(shè)置為自然出流；② 氣體流動(dòng)選用k-ε湍流模型；③ 采空區(qū)內(nèi)橢拋帶孔隙度設(shè)置為0.2，采空區(qū)內(nèi)橢拋面下壓實(shí)區(qū)孔隙度設(shè)置為0.15；④ 模擬中將采空區(qū)底部2.8 m高多孔介質(zhì)流體域作為瓦斯涌出源。將采空區(qū)遺煤，鄰近層，圍巖瓦斯涌出量計(jì)算整合設(shè)置到采空區(qū)底部2.8 m高的多孔介質(zhì)源項(xiàng)內(nèi)。計(jì)算得出，采空區(qū)絕對(duì)瓦斯涌出量為5.14 m3/min。采空區(qū)模型瓦斯質(zhì)量源項(xiàng)Qv計(jì)算公式為

(7)

其中，Qv為瓦斯質(zhì)量源項(xiàng)涌出量，kg/(m3·s)；Qg為絕對(duì)瓦斯涌出量，m3/min；ρg為瓦斯密度，0.716 kg/m3；V為采空區(qū)模型體積。則Qv=1×10-6kg/(m3·s)

2.2 鉆孔數(shù)量的確定

2.2.1高位定向鉆孔抽采量計(jì)算

工作面絕對(duì)瓦斯涌出量主要通過(guò)高位定向鉆孔、走向高位鉆孔、順層鉆孔、穿層鉆孔、采空區(qū)埋管和風(fēng)排解決。高位定向鉆孔抽采瓦斯量QD可通過(guò)式(8)計(jì)算。

QD=Q-Qgz-Qsz-Qcz-Qmg-Qq-Qf

(8)

式中，Q為工作面絕對(duì)瓦斯涌出量，m3/min；Qgz為走向高位鉆孔抽采瓦斯量，m3/min；Qsz為順層鉆孔抽采量，m3/min；Qcz為穿層鉆孔抽采量，m3/min；Qmg為工作面采空區(qū)埋管抽采瓦斯量，m3/min；Qq為工作面長(zhǎng)短淺孔抽采瓦斯量，m3/min；Qf為風(fēng)排瓦斯量，m3/min。

經(jīng)長(zhǎng)期現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)，得到工作面最大絕對(duì)瓦斯涌出量和各抽采管路平均抽采純量見(jiàn)表3。將表3中各參數(shù)代入式(8)中得QD=14.094 m3/min。

2.2.2 高位定向鉆孔數(shù)量的確定

鉆孔直徑、流速和流量的基本關(guān)系如式(9)所示，結(jié)合需要高位定向鉆孔抽采的瓦斯量即可反推鉆孔數(shù)量。

表3 試驗(yàn)工作面瓦斯參數(shù)

(9)

式中，QDK為高位定向鉆孔單孔流量，m3/min；dZK為高位定向鉆孔直徑，m；v為瓦斯在鉆孔中的流速，m/s。

式(9)中鉆孔直徑和流速均取試驗(yàn)設(shè)計(jì)平均值進(jìn)行計(jì)算，其中v取12.5 m/s，dZK取0.077 5 m。QDK=3.537 m3/min，故鉆孔數(shù)量n=QD/QDK=3.98，故n取值為4。

2.3 鉆孔抽采參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)

在實(shí)際的瓦斯抽采工作中，鉆孔的直徑、抽采負(fù)壓、鉆孔平距和垂距都是影響瓦斯抽采效果的主要因素。為確定抽采鉆孔最佳抽采參數(shù)，采用BBD響應(yīng)面試驗(yàn)對(duì)上述主要因素進(jìn)行試驗(yàn)設(shè)計(jì)，故此次優(yōu)化設(shè)計(jì)取鉆孔直徑、抽采負(fù)壓、鉆孔平距和垂距等4個(gè)因素來(lái)考慮。根據(jù)圖4中確定的采空區(qū)環(huán)形卸壓瓦斯富集區(qū)范圍，將其劃分為距煤層底板16，18，20，22，24 m五個(gè)層位，在其5個(gè)層位上以鉆孔直徑，抽采負(fù)壓和鉆孔平距為影響因素，進(jìn)行5組RSM-BBD響應(yīng)面試驗(yàn)。具體試驗(yàn)設(shè)計(jì)見(jiàn)表4。

表4 鉆孔抽采參數(shù)優(yōu)化試驗(yàn)設(shè)計(jì)

3 模擬抽采效果分析及參數(shù)優(yōu)化

上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)是判別采空區(qū)瓦斯涌出的重要參數(shù)，也是檢驗(yàn)采空區(qū)卸壓瓦斯抽采的有效響應(yīng)值。在上隅角區(qū)域取3個(gè)點(diǎn)并取其平均值為響應(yīng)值，進(jìn)行主要參數(shù)對(duì)上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)的單因素和交互作用響應(yīng)分析。由于篇幅限制，且距煤層底板不同垂距處主要因素對(duì)抽采效果影響的趨勢(shì)基本相同，故以z=16 m層位處試驗(yàn)結(jié)果詳細(xì)分析。

3.1 主要因素對(duì)抽采效果的影響

3.1.1單因素對(duì)抽采效果的影響

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，取z=16 m層位考察單因素對(duì)上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)的影響。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果顯著性分析得到各單因素對(duì)上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)影響程度由大到小依次為：鉆孔直徑>鉆孔平距>抽采負(fù)壓。下面分析各單因素條件對(duì)上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)具體影響。

如圖6(a)所示，當(dāng)抽采負(fù)壓和鉆孔平距不變時(shí)，看出隨著抽采鉆孔直徑的增加，工作面上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)快速下降。當(dāng)抽采鉆孔直徑從42 mm增加至113 mm時(shí)，上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)從0.73%下降到0.41%，說(shuō)明抽采鉆孔直徑的變化對(duì)上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)控制有顯著影響。從圖6(b)可以看出，當(dāng)鉆孔直徑和抽采負(fù)壓不變時(shí)，隨抽采鉆孔平距的增加，上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)表現(xiàn)出先減小后增大的趨勢(shì)。當(dāng)鉆孔平距從10.50 m增加到21.01 m時(shí)，上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)從0.50%降低至最低點(diǎn)0.41%，這是因?yàn)椴煽諈^(qū)卸壓瓦斯主要在外橢拋面和內(nèi)橢拋面之間的橢拋帶內(nèi)運(yùn)移，當(dāng)鉆孔平距較小時(shí)，抽采鉆孔距外橢拋面較近，外橢拋面外側(cè)覆巖裂隙不發(fā)育覆巖影響了抽采鉆孔的有效抽采范圍，導(dǎo)致鉆孔有效抽采范圍降低；當(dāng)鉆孔平距從21.01 m增加到27.87 m時(shí)，上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)從0.41%升至0.45%，并且有繼續(xù)增加的趨勢(shì)，這是因?yàn)楫?dāng)鉆孔平距超過(guò)21.01 m時(shí)，抽采鉆孔離工作面上隅角越來(lái)越遠(yuǎn)，而其抽采范圍有限，對(duì)上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)影響逐漸變小。從圖6(c)可以看出，當(dāng)鉆孔直徑和鉆孔平距不變時(shí)，上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)隨抽采負(fù)壓的增加呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。當(dāng)抽采負(fù)壓從16.0 kPa增加到22.7 kPa時(shí)，上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)從0.47%降至最低點(diǎn)0.41%，這是因?yàn)槌椴韶?fù)壓增加，抽采采空區(qū)瓦斯強(qiáng)度增加，導(dǎo)致上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)降低；但是當(dāng)抽采負(fù)壓超過(guò)22.4 kPa臨界值時(shí)，上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)表現(xiàn)出逐漸增大的趨勢(shì)，這是因?yàn)楫?dāng)抽采負(fù)壓過(guò)大時(shí)，采空區(qū)深部高體積分?jǐn)?shù)瓦斯由于慣性作用向工作面方向遷移，使上隅角漏風(fēng)加大，漏風(fēng)流攜帶高體積分?jǐn)?shù)瓦斯返回工作面，導(dǎo)致上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)增大。

圖6 同一垂距單因素對(duì)抽采效果的影響Fig.6 Influence of the same vertical distance single factor on the drainage effect

3.1.2因素間交互作用對(duì)抽采效果的影響

上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)不僅受鉆孔直徑，抽采負(fù)壓和鉆孔平距單因素影響，還可能與3者之間交互作用有關(guān)，故對(duì)3個(gè)因素之間交互作用分別進(jìn)行分析，如圖7所示。

從圖7(a)可以看出，在鉆孔平距為27.2 m時(shí)，抽采負(fù)壓為16 kPa和28 kPa對(duì)應(yīng)的鉆孔直徑和上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)的關(guān)系為2條斜率不同的直線，28 kPa抽采負(fù)壓對(duì)應(yīng)斜率較小，說(shuō)明抽采負(fù)壓的增大對(duì)上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)隨鉆孔直徑增大而下降有一定的負(fù)面影響，但此影響不明顯。從圖7(b)可以看出，在抽采負(fù)壓為27.4 kPa時(shí)，鉆孔平距為10.5 m和27.9 m對(duì)應(yīng)的鉆孔直徑和上隅角瓦斯?jié)舛鹊年P(guān)系近似為2條平行的直線，說(shuō)明其鉆孔直徑和鉆孔平距的交互作用對(duì)上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)的影響也不明顯。從圖7(c)可以看出，當(dāng)鉆孔直徑為113 mm時(shí)，10.49 m鉆孔平距和27.87 m鉆孔平距對(duì)應(yīng)抽采負(fù)壓和上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)都呈現(xiàn)先減小后增加的趨勢(shì)，但是2者響應(yīng)最小值對(duì)應(yīng)抽采負(fù)壓不同，當(dāng)鉆孔平距為10.5 m時(shí)，20.5 kPa的抽采負(fù)壓對(duì)應(yīng)上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)最低點(diǎn)，當(dāng)鉆孔平距為27.9 m時(shí)，23.5 kPa的抽采負(fù)壓對(duì)應(yīng)上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)最低點(diǎn)。最佳響應(yīng)值對(duì)應(yīng)抽采負(fù)壓增加了3 kPa。說(shuō)明鉆孔平距和抽采負(fù)壓之間存在的交互作用對(duì)上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)影響較為明顯。

3.2 回歸模型及模型驗(yàn)證

根據(jù)表4中5組試驗(yàn)結(jié)果，采用Design-Expert軟件對(duì)其進(jìn)行多元非線性回歸擬合分析，得到上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)響應(yīng)面函數(shù)，5組函數(shù)見(jiàn)表5。并選用R2檢驗(yàn)評(píng)估模型對(duì)上述5個(gè)擬合函數(shù)進(jìn)行顯著性檢驗(yàn)，判定系數(shù)R2表示響應(yīng)值和真實(shí)值間的差異程度，其值在0～1，越靠近1表示2者之間差異性越小，說(shuō)明響應(yīng)值與真實(shí)值越接近。

圖7 因素間交互作用Fig.7 Inter-factor interaction

表5 不同垂距上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)響應(yīng)面函數(shù)

3.3 抽采鉆孔最優(yōu)參數(shù)確定

根據(jù)表5中不同垂距下回歸模型的擬合和驗(yàn)證，得到其各預(yù)測(cè)模型R2都在0.9以上，表明模型較可靠，能夠預(yù)測(cè)各垂距下不同鉆孔參數(shù)對(duì)應(yīng)的上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)。根據(jù)各水平擬合數(shù)學(xué)模型取各上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)最低值對(duì)應(yīng)的鉆孔參數(shù)，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際施工技術(shù)和經(jīng)濟(jì)成本等因素綜合考慮，得到本模擬試驗(yàn)最佳抽采參數(shù)，見(jiàn)表6。

3.4 抽采效果對(duì)比

根據(jù)表5中得到的最佳鉆孔抽采參數(shù)，基于前文幾何建模，分別在與底板距離16，18，20，22，24 m水平設(shè)置對(duì)應(yīng)參數(shù)的瓦斯抽采鉆孔進(jìn)行數(shù)值模擬，模擬結(jié)果如圖8所示。

表6 不同垂距下最優(yōu)抽采參數(shù)

圖8(a)，(b)分別代表無(wú)抽采時(shí)和最佳抽采參數(shù)鉆孔對(duì)應(yīng)的工作面和采空區(qū)瓦斯體積分?jǐn)?shù)云圖，從圖8(a),(b)可以看出，無(wú)抽采條件下，工作面與采空區(qū)交界處瓦斯體積分?jǐn)?shù)較高，與工作面接近的采空區(qū)高體積分?jǐn)?shù)卸壓瓦斯會(huì)隨漏風(fēng)流和壓力差涌入回采空間，易使工作面瓦斯超限；但是在最佳抽采參數(shù)抽采條件下，采空區(qū)接近工作面區(qū)域的高體積分?jǐn)?shù)瓦斯大部分被鉆孔抽走，這是因?yàn)槌椴摄@孔改變了采空區(qū)瓦斯流場(chǎng)，使大部分采空區(qū)高體積分?jǐn)?shù)瓦斯隨抽采鉆孔流出，而不是隨著漏風(fēng)風(fēng)流流入工作面。從圖8(c)，(d)可以明顯看出，工作面上隅角區(qū)域在抽采前和抽采后的變化，抽采前上隅角區(qū)域最低瓦斯體積分?jǐn)?shù)高達(dá)0.53%，最高瓦斯體積分?jǐn)?shù)甚至達(dá)到1.00%左右，抽采后上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)最高僅達(dá)0.24%，說(shuō)明此抽采參數(shù)優(yōu)化在數(shù)值模擬中效果顯著。

圖8 無(wú)抽采和最優(yōu)參數(shù)抽采效果對(duì)比Fig.8 Comparison of non-drainage and optimal parameter extraction results

4 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

4.1 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)鉆孔施工概況

以數(shù)值模擬試驗(yàn)結(jié)果為參考，進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)。在距工作面600 m處設(shè)置高位定向鉆場(chǎng)，鉆場(chǎng)內(nèi)設(shè)計(jì)施工5個(gè)鉆孔，但由于距煤層16 m水平與垮落帶距離較近，施工過(guò)程中鉆孔不易成孔，故在距煤層底板18，20，22，24 m水平施工打鉆，最終高位定向鉆場(chǎng)由4個(gè)鉆孔組成，鉆孔布置和鉆孔實(shí)鉆剖面軌跡如圖9所示，4個(gè)鉆孔均采用98 mm鉆頭定向施工，擴(kuò)孔113 mm，注漿封孔，凝固后開(kāi)始定向鉆進(jìn)，鉆孔成型穩(wěn)定后，隨工作面的推進(jìn)選取開(kāi)采穩(wěn)定時(shí)期固定時(shí)間段進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)抽采。

圖9 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)鉆孔布置Fig.9 Field test drilling layout

圖10 回風(fēng)巷和鉆場(chǎng)抽采瓦斯隨抽采時(shí)間變化Fig.10 Variation of gas extraction with extraction time in return aivway and drilling field

4.2 試驗(yàn)抽采效果

根據(jù)表4中最優(yōu)參數(shù)對(duì)各個(gè)鉆孔進(jìn)行設(shè)置，進(jìn)行采空區(qū)卸壓瓦斯抽采，對(duì)試驗(yàn)工作面回風(fēng)巷瓦斯體積分?jǐn)?shù)和鉆場(chǎng)總抽采管瓦斯體積分?jǐn)?shù)于2017-09-07—11-26(共110 d)進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)驗(yàn)證抽采效果?；仫L(fēng)巷瓦斯體積分?jǐn)?shù)隨抽采時(shí)間變化如圖10(a)所示，抽采開(kāi)始前20 d，回風(fēng)巷瓦斯體積分?jǐn)?shù)從0.45%降低到0.28%；抽采20～40 d階段，回風(fēng)巷瓦斯體積分?jǐn)?shù)先升到0.36%后降至0.28%，抽采40～72 d和前一階段趨勢(shì)相同，但瓦斯體積分?jǐn)?shù)最大值只有0.33%，抽采72 d到監(jiān)測(cè)結(jié)束，監(jiān)測(cè)結(jié)束瓦斯體積分?jǐn)?shù)略有上升，然后穩(wěn)定在0.3%左右?；仫L(fēng)巷瓦斯體積分?jǐn)?shù)整體隨抽采時(shí)間呈下降趨勢(shì)，且抽采前40 d回風(fēng)巷瓦斯體積分?jǐn)?shù)整體降幅較大，瓦斯體積分?jǐn)?shù)波動(dòng)幅度隨抽采時(shí)間的增加而降低，并逐漸趨于穩(wěn)定，整個(gè)工作面回采期間回風(fēng)流中的瓦斯體積分?jǐn)?shù)平均為0.32%。

高位定向鉆場(chǎng)總抽采管瓦斯體積分?jǐn)?shù)隨抽采時(shí)間變化如圖10(b)所示。監(jiān)測(cè)全過(guò)程中，抽采管道內(nèi)瓦斯體積分?jǐn)?shù)隨抽采時(shí)間呈下降趨勢(shì)，由開(kāi)始抽采時(shí)的16%降低至監(jiān)測(cè)結(jié)束時(shí)的8.5%，抽采管內(nèi)平均瓦斯體積分?jǐn)?shù)為12.9%。抽采0～40 d階段，管道內(nèi)瓦斯體積分?jǐn)?shù)呈先上升后下降趨勢(shì)，下降幅度為3.7%，與40～110 d階段整體下降幅度(3.8%)幾乎相同，這與圖9中回風(fēng)巷瓦斯體積分?jǐn)?shù)在抽采0～40 d大幅下降相對(duì)應(yīng)，說(shuō)明卸壓瓦斯抽采體積分?jǐn)?shù)在抽采0～40 d范圍內(nèi)效果最為顯著。

對(duì)試驗(yàn)工作面抽采前后上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行實(shí)測(cè)記錄，經(jīng)過(guò)110 d的定向高位鉆孔的抽采，試驗(yàn)工作面采煤期間上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)由抽采前的最高值0.72%降低到抽采期間的0.2%～0.4%；通過(guò)對(duì)高位鉆孔總抽采管理參數(shù)分析計(jì)算，得到平均鉆場(chǎng)瓦斯純流量8～10 m3/min，最大鉆場(chǎng)瓦斯純流量12 m3/min，表明試驗(yàn)抽采效果良好。

5 結(jié) 論

(1)基于物理相似模擬、橢拋帶計(jì)算和理論分析，提出了逐步精準(zhǔn)辨識(shí)采空區(qū)卸壓瓦斯富集區(qū)的方法，確定出試驗(yàn)工作面的“采空區(qū)卸壓瓦斯存在區(qū)”、“橢拋帶形瓦斯運(yùn)移活躍區(qū)”和“采空區(qū)環(huán)形卸壓瓦斯富集區(qū)”范圍，為采空區(qū)卸壓瓦斯精準(zhǔn)高效抽采鑒定基礎(chǔ)。

(2)提出了橢拋帶微分掃掠數(shù)值建模方法，創(chuàng)新了試驗(yàn)工作面近似橢拋帶幾何模型，并進(jìn)行不同高度下采空區(qū)環(huán)形卸壓瓦斯富集區(qū)卸壓瓦斯抽采的RSM-BBD數(shù)值模擬試驗(yàn)，分析得出鉆孔直徑對(duì)抽采效果影響最大，其次為鉆孔平距，最后為抽采負(fù)壓；各因素交互作用中，抽采負(fù)壓與鉆孔平距的交互作用對(duì)抽采效果的影響較明顯，抽采負(fù)壓與鉆孔直徑和鉆孔平距與鉆孔直徑對(duì)抽采效果影響較弱。

(3)擬合得出不同高度抽采鉆孔主要參數(shù)對(duì)抽采效果影響的數(shù)學(xué)模型，各數(shù)學(xué)模型R2都在0.9以上；運(yùn)用數(shù)學(xué)模型預(yù)測(cè)各水平最優(yōu)抽采參數(shù)，并將其與未抽采條件下進(jìn)行對(duì)比模擬，得到最優(yōu)抽采參數(shù)鉆孔上隅角瓦斯體積分?jǐn)?shù)最高為0.24%，為未抽采時(shí)上隅角最高瓦斯體積分?jǐn)?shù)的1/5。

(4)進(jìn)行了高突礦井采空區(qū)卸壓瓦斯抽采現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，監(jiān)測(cè)得工作面回采期間回風(fēng)流中的瓦斯體積分?jǐn)?shù)隨抽采時(shí)間逐漸減小，最后穩(wěn)定在0.3%左右，且抽采前40 d回風(fēng)流瓦斯體積分?jǐn)?shù)下降幅度較大；高位定向鉆場(chǎng)總抽采管瓦斯抽采體積分?jǐn)?shù)隨抽采時(shí)間增加而降低，前40 d抽采管體積分?jǐn)?shù)降幅也較為明顯。

(5)針對(duì)高瓦斯突出礦井，提出了“采空區(qū)環(huán)形卸壓瓦斯富集區(qū)精準(zhǔn)辨識(shí)+富集區(qū)內(nèi)高效抽采設(shè)計(jì)”的采空區(qū)卸壓瓦斯精準(zhǔn)高效抽采技術(shù)。