Y型通風(fēng)協(xié)同抽采下綜采工作面采空區(qū)瓦斯?jié)B流分布規(guī)律研究

丁厚成,秦 浩,鄧權(quán)龍,馮俊軍,章成浩

(安徽工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院,安徽 馬鞍山 243032)

我國(guó)具有非常豐富的煤系氣資源,是國(guó)家能源安全的重要保障,為建設(shè)煤系氣大產(chǎn)業(yè),必須實(shí)現(xiàn)對(duì)煤層氣的有效開發(fā)[1-2]。煤礦采空區(qū)有大量的瓦斯涌出,且在整個(gè)礦井中體積占比較大[3]。隨著綜采工作面的開采,采空區(qū)瓦斯?jié)舛瘸薜膯栴}日益嚴(yán)重,及時(shí)地解決采空區(qū)瓦斯?jié)舛瘸薜膯栴},能夠達(dá)到更高效、更安全的生產(chǎn)效果。

傳統(tǒng)的U型通風(fēng)方式在高瓦斯礦井中存在上隅角瓦斯?jié)舛瘸藓筒煽諈^(qū)瓦斯?jié)舛瘸薜膯栴},一般常采用改變通風(fēng)方式和抽采方式來加以控制。對(duì)此,國(guó)內(nèi)外學(xué)者皆對(duì)采空區(qū)與煤層中的瓦斯?jié)B流及分布規(guī)律以及抽采技術(shù)進(jìn)行了長(zhǎng)期深入的研究。如:Wendt等[4]利用流體動(dòng)力學(xué)的方法研究了不同通風(fēng)方式下采空區(qū)瓦斯流場(chǎng)與分布運(yùn)移規(guī)律;Jones等[5]運(yùn)用數(shù)值模擬得出采空區(qū)瓦斯?jié)舛燃捌浞植家?guī)律;趙燦等[6]研究了在偏Y型通風(fēng)方式下采空區(qū)瓦斯的分布情況;耿曉偉等[7]根據(jù)對(duì)Y型通風(fēng)方式下采空區(qū)瓦斯流場(chǎng)和氣體濃度的研究,得出瓦斯和氧氣呈“L”形分布;年軍等[8]研究以孔代巷的抽采方式下采空區(qū)瓦斯流場(chǎng)情況,進(jìn)而確定了瓦斯抽采最佳布孔間距與位置;康建宏等[9]結(jié)合采空區(qū)高抽巷及埋管抽采兩種抽采方式,分析了瓦斯在采空區(qū)中的流動(dòng)情況。

目前,國(guó)內(nèi)外針對(duì)采空區(qū)瓦斯治理,絕大多數(shù)是采取抽采的方式來減少瓦斯涌出量,或改變通風(fēng)系統(tǒng)以及進(jìn)風(fēng)量,且抽采方式常為經(jīng)驗(yàn)所得,缺少理論指導(dǎo),同時(shí)采空區(qū)的封閉性和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)手段的局限性,使得采空區(qū)的通風(fēng)以及瓦斯的抽采更需要具有創(chuàng)新性。因此,本文以綜采工作面采空區(qū)為研究對(duì)象,以Y型通風(fēng)為例,利用Fluent軟件模擬未抽采和協(xié)同抽采下采空區(qū)瓦斯的分布,并通過對(duì)比兩者在采空區(qū)中瓦斯體積分?jǐn)?shù)的變化,進(jìn)而研究采空區(qū)瓦斯的滲流分布規(guī)律,以為采空區(qū)瓦斯治理提供理論和技術(shù)指導(dǎo)。

1 協(xié)同抽采下采空區(qū)瓦斯?jié)B流方程

1.1 采空區(qū)氣體流動(dòng)方程

對(duì)于綜采工作面采空區(qū),裂隙帶中瓦斯的流動(dòng)可視為層流[8]。采空區(qū)冒落帶由于存在大量的遺煤,孔隙率較小,氣流在巷道中流動(dòng),與工作面的夾角處存在湍流旋渦,且衡量流動(dòng)特性的雷諾數(shù)較大,因此綜采工作面、巷道和部分采空區(qū)合為一體,可視為湍流流動(dòng)[9]。遺煤賦存的瓦斯氣體在綜采工作面采空區(qū)中可視為不可壓縮氣體,在視為多孔介質(zhì)的采空區(qū)的裂隙中運(yùn)移,且符合達(dá)西定律氣體流動(dòng)規(guī)律,再結(jié)合湍流方程、連續(xù)性方程及動(dòng)量方程得出采空區(qū)氣體流動(dòng)方程。

湍流方程:

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

(1)

(2)

式中:xi、xj為i、j方向上的坐標(biāo)(m);ρ為氣體密度(kg/m3);k表示湍流脈動(dòng)動(dòng)能(J);ui為i方向的速度(m/s);μ為動(dòng)力黏滯系數(shù)(Pa·s);μt=Cμk2/ε;Gk表示平均速度梯度下的湍流動(dòng)能(J);Gb為由浮力產(chǎn)生的紊亂動(dòng)能(J);YM為可壓縮湍流中波動(dòng)膨脹對(duì)總耗散率的比值;ε為k的耗散率;σk、σε為k和ε的湍流普朗特?cái)?shù);Sk、Sε為用戶定義的源項(xiàng);Cμ、C1ε、C2ε、C3ε為常數(shù),其中C1ε=1.4、C2ε=1.9、C3ε=1.7。

連續(xù)性方程:

(3)

式中:vi為速度矢量(m/s);τ為時(shí)間(s);Sm為質(zhì)量源項(xiàng)[kg/(m3·s)]。

動(dòng)量方程:

(4)

式中:ui、uj為i、j方向上的速度(m/s);p為流體微元的壓力(Pa);τij為應(yīng)力張量(Pa);ρfi和Fi分別為i方向上的重力體力(N)和外部體力(N)。

1.2 采空區(qū)氣體分布方程

在采動(dòng)作用的影響下,由于頂板垮落,采空區(qū)中的巖石與遺煤存在孔隙,煤體的滲透率會(huì)發(fā)生改變,伴隨采空區(qū)的氣體流動(dòng)同樣會(huì)發(fā)生改變,氣體在采空區(qū)的不同多孔介質(zhì)區(qū)域流動(dòng)會(huì)呈現(xiàn)出不同的分布規(guī)律,且受多孔介質(zhì)的孔隙率和顆粒粒徑分布的影響,由破碎煤巖體的孔隙率與脹碎系數(shù)之間的關(guān)系[10],得到采空區(qū)內(nèi)多孔介質(zhì)沿x軸走向上的孔隙率分布函數(shù)為

(5)

式中:kp為頂板破碎后煤巖塊碎脹系數(shù)(無量綱);n(x)為采空區(qū)內(nèi)多孔介質(zhì)在y=0處沿x軸走向上的孔隙率(無量綱)。

基于“O”形圈理論,采空區(qū)內(nèi)多孔介質(zhì)沿y軸的工作面傾向上孔隙率變化系數(shù)分布函數(shù)為

(6)

式中:n(y)為采空區(qū)內(nèi)多孔介質(zhì)在y軸上的孔隙率變化系數(shù)(無量綱);y1為工作面傾向距離(m);y為采空區(qū)內(nèi)部某點(diǎn)到進(jìn)風(fēng)巷傾向距離(m)。

采空區(qū)內(nèi)多孔介質(zhì)的孔隙率二維分布函數(shù)為

(7)

由工程經(jīng)驗(yàn)可知,采空區(qū)內(nèi)的頂板由于支撐作用,受采動(dòng)的影響小,使得采空區(qū)內(nèi)多孔介質(zhì)的孔隙率沿z方向上呈現(xiàn)遞減的規(guī)律,得出采空區(qū)內(nèi)多孔介質(zhì)的孔隙率三維分布函數(shù)為

n(x,y,z)=-a[n(x,y)]z+b

(8)

當(dāng)z=0時(shí),得b=n(x,y);當(dāng)z=h時(shí),n(x,y,z)=-a[n(x,y)]h+n(x,y),得a=1/h。將a、b的值代入式(8)中,可得:

n(x,y,z)=(1-z/h)n(x,y)

(9)

式中:a、b為未知數(shù);h為采空區(qū)高度(m)。

根據(jù)Blake-Kozeny方程,得采空區(qū)內(nèi)多孔介質(zhì)的滲透率k與孔隙率n之間的關(guān)系如下:

(10)

結(jié)合式(7)、(9)、(10),可得采空區(qū)內(nèi)多孔介質(zhì)的滲透率三維分布方程如下:

(11)

式中:n(x,y,z)為采空區(qū)內(nèi)多孔介質(zhì)的孔隙率三維分布函數(shù);L為工作面傾向長(zhǎng)度(m);k(x,y,z)為滲透率三維分布函數(shù);Dp為采空區(qū)內(nèi)碎巖石平均粒徑(m)。

2 協(xié)同抽采下采空區(qū)瓦斯?jié)B流分布數(shù)值模擬研究

2.1 工程概況

本文以綜采工作面采空區(qū)為研究對(duì)象,研究了在Y型通風(fēng)方式下以及協(xié)同抽采下采空區(qū)瓦斯?jié)B流的分布規(guī)律。該綜采工作面走向長(zhǎng)度為420 m,傾向長(zhǎng)度為240 m,煤層傾角近似水平,設(shè)計(jì)采煤日產(chǎn)量為7 000 t,工作面絕對(duì)瓦斯涌出量為40 m3/min,其中采空區(qū)占比3/4,使用Y型通風(fēng)系統(tǒng),即在U型通風(fēng)系統(tǒng)基礎(chǔ)上,建立一條聯(lián)絡(luò)巷,其連接于回風(fēng)巷和平行于回風(fēng)巷的尾巷之間,與工作面的距離為8 m,使得形成“一進(jìn)兩回”的通風(fēng)方式。

2.2 抽采前采空區(qū)瓦斯?jié)B流分布規(guī)律

本次模擬以綜采工作面實(shí)際尺寸建立數(shù)值模型,采用ICEM CFD劃分網(wǎng)格,轉(zhuǎn)化為非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,利用Fluent軟件進(jìn)行數(shù)值模擬。由“豎三帶”的計(jì)算公式求得采空區(qū)裂隙帶高度為每層14 m,冒落帶高度為12 m[11],采空區(qū)可劃分為5個(gè)多孔介質(zhì)區(qū)域(Porous),其他默認(rèn)流體區(qū)域(Fluid)。進(jìn)風(fēng)巷、回風(fēng)巷的尺寸均為52 m×4 m×4 m(長(zhǎng)×寬×高),由于模擬過程中聯(lián)絡(luò)巷長(zhǎng)度過短,使回風(fēng)巷與聯(lián)絡(luò)巷的拐角處易產(chǎn)生湍流超限現(xiàn)象,為了保證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性,聯(lián)絡(luò)巷的尺寸設(shè)置為56 m×4 m×4 m(長(zhǎng)×寬×高)。建立的Y型通風(fēng)下綜采工作面采空區(qū)三維物理模型,如圖1所示。

圖1 Y型通風(fēng)下綜采工作面采空區(qū)物理模型Fig.1 Physical model of goaf in fully mechanized mining face under Y-type ventilation

在綜采工作面采空區(qū)數(shù)值模型中,設(shè)置Fluent邊界條件,主要以現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)為主,參考大量文獻(xiàn)和查閱相關(guān)資料,具體模擬參數(shù)選取如下:進(jìn)風(fēng)巷設(shè)為速度入口(Velocity-inlet),入口處風(fēng)速為v=2 m/s;回風(fēng)巷、聯(lián)絡(luò)巷設(shè)為壓力出口(Pressure-outlet),出口處壓力分別為9.12×104、8.98×104Pa(小于標(biāo)準(zhǔn)大氣壓力),忽略重力的影響。在采空區(qū)瓦斯流動(dòng)的過程中,需要對(duì)采空區(qū)進(jìn)行瓦斯源(Source Terms)設(shè)置,氣體在裂隙帶1和裂隙帶2中的流動(dòng)情況可視為層流,且在每個(gè)流體計(jì)算域中的瓦斯源項(xiàng)視為可連續(xù)、均勻、不斷的釋放出瓦斯氣體[9],故瓦斯源項(xiàng)的計(jì)算公式為:Qt=Qsρ/Vit[其中,Qs為采空區(qū)瓦斯涌出量(m3/s);ρ為甲烷的密度(kg/m3);Vi為采空區(qū)各計(jì)算域的質(zhì)量源所占體積(m3);t為采空區(qū)瓦斯釋放時(shí)間(s)]。通過對(duì)現(xiàn)場(chǎng)采空區(qū)瓦斯涌出量數(shù)據(jù)的記錄,進(jìn)而計(jì)算得出各區(qū)域內(nèi)瓦斯源項(xiàng)的數(shù)值。采空區(qū)內(nèi)多孔介質(zhì)的孔隙率指的是巖塊中的孔隙體積與巖體總體積之間的比值,其孔隙率主要受巖塊碎脹系數(shù)的影響,冒落帶中3個(gè)部分冒落帶1、2、3的巖塊碎脹系數(shù)分別取1.5、1.3、1.2,裂隙帶1、2的巖塊碎脹系數(shù)分別取1.02、1.002,故通過巖塊碎脹系數(shù)來計(jì)算孔隙率,其中空氣中孔隙率為1,且由現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際數(shù)據(jù)以及計(jì)算可得其黏性系數(shù)和慣性系數(shù)。對(duì)于模擬參數(shù)的取值,如表1所示。

表1 采空區(qū)內(nèi)多孔介質(zhì)參數(shù)設(shè)置

圖2為Y型通風(fēng)方式下采空區(qū)瓦斯?jié)B流分布立體圖,通過觀察圖中采空區(qū)瓦斯的分布情況可知:氣體從進(jìn)風(fēng)口進(jìn)入采空區(qū)內(nèi)部,再由Y型出風(fēng)口排出,在此過程中瓦斯伴隨著氣流運(yùn)移出去,使得瓦斯?jié)舛?即指體積分?jǐn)?shù),下同)在采空區(qū)走向上由淺部到深部有逐步增加的趨勢(shì);在豎直方向上,由于裂隙帶的孔隙率大于冒落帶,風(fēng)流速度相對(duì)較小,底板到裂隙帶下部瓦斯增幅明顯,氣體帶走的瓦斯較多。

圖2 Y型通風(fēng)下采空區(qū)瓦斯?jié)B流分布立體圖Fig.2 Stereoscopic diagram of gas seepage distribution in goaf under Y-type ventilation

由圖3和圖4可以看出:沿傾向方向上,靠近采空區(qū)回風(fēng)一邊的瓦斯?jié)舛让黠@高于進(jìn)風(fēng)一邊,但瓦斯?jié)舛染_(dá)到30%以上,這是由于氣體之間存在組分運(yùn)輸?shù)倪^程,且瓦斯?jié)舛炔煌?故出現(xiàn)較為明顯的分層現(xiàn)象;由于冒落帶孔隙率大于裂隙帶,故冒落帶相比其他多孔介質(zhì)區(qū)域瓦斯?jié)舛认鄬?duì)較小,但整體瓦斯?jié)舛冗^高,這是由于工作面傾向上靠近回風(fēng)巷一端的瓦斯?jié)舛燃眲∩?在回風(fēng)巷與工作面交界處形成小區(qū)域的渦流現(xiàn)象,使得瓦斯流動(dòng)積聚上隅角局部區(qū)域,而氣體不容易帶走該部分瓦斯,從而造成上隅角局部區(qū)域瓦斯?jié)舛瘸蕖＜慈鐖D5所示,上隅角局部區(qū)域瓦斯?jié)舛容^高,其中瓦斯?jié)舛饶軌蜻_(dá)到23.1%,且靠近回風(fēng)巷上幫和采空區(qū)邊沿以及冒落帶區(qū)域存在氣體渦流現(xiàn)象,導(dǎo)致瓦斯無法排出。

圖3 Y型通風(fēng)下采空區(qū)瓦斯運(yùn)移俯視圖Fig.3 Top view of gas migration in goaf under Y-type ventilation

圖4 Y型通風(fēng)下采空區(qū)瓦斯運(yùn)移左視圖Fig.4 Left view of gas migration in goaf under Y-type ventilation

圖5 上隅角區(qū)域瓦斯體積分?jǐn)?shù)分布圖Fig.5 Distribution diagram of gas volume fraction in upper corner area

根據(jù)文獻(xiàn)[12]可知,U型通風(fēng)下上隅角區(qū)域瓦斯?jié)舛瘸薜膯栴}嚴(yán)重,回風(fēng)巷瓦斯?jié)舛冗_(dá)到2.3%,相比之下,Y型通風(fēng)下回風(fēng)巷瓦斯?jié)舛仍?.0%以下,綜采工作面采空區(qū)瓦斯?jié)舛然痉弦?工作面瓦斯?jié)舛容^低,當(dāng)y軸距離接近回風(fēng)一側(cè)時(shí),隨著與工作面距離越來越遠(yuǎn),同時(shí)也靠近采空區(qū)邊緣處,瓦斯?jié)舛让黠@增大。

2.3 協(xié)同抽采下采空區(qū)瓦斯?jié)B流分布及規(guī)律

采空區(qū)瓦斯的協(xié)同抽采需形成一個(gè)有效性、科學(xué)性、針對(duì)性的理論體系,來解決抽采的時(shí)效性差、瓦斯抽采率低的問題。采用協(xié)同學(xué)、系統(tǒng)優(yōu)化理論來建立通風(fēng)和不同抽采過程中互補(bǔ)互助的抽采方式,在解決上隅角區(qū)域瓦斯?jié)舛瘸迒栴}的同時(shí),降低采空區(qū)深部瓦斯?jié)舛?提高工作面的推進(jìn)效率,以達(dá)到效益最大化的目標(biāo)。

上隅角埋管抽采是通過將抽采管道預(yù)先鋪設(shè)在回風(fēng)巷上幫處,對(duì)采空區(qū)進(jìn)行抽采,以降低采空區(qū)瓦斯流入工作面;預(yù)埋立管抽采是基于上隅角埋管,當(dāng)抽采口與工作面距離增加,每隔一段間距設(shè)立一個(gè)三通閥門,閥門上面加上瓦斯抽采器,能夠精確地抽采采空區(qū)瓦斯[9];頂板大直徑高位鉆孔是針對(duì)在采動(dòng)裂隙發(fā)育的情況下,通過對(duì)頂板裂隙不同高度的層位進(jìn)行大直徑高位鉆孔,用“以孔代巷”的方式,來降低采空區(qū)瓦斯?jié)舛萚13-14]。由于單一的抽采方式存在局限性,會(huì)造成采空區(qū)瓦斯抽采效果不明顯,故在聯(lián)合上隅角埋管、預(yù)埋立管和高位定向鉆孔,自上而下對(duì)采空區(qū)進(jìn)行立體式抽采,以完善整體上的抽采系統(tǒng)。

基于Y型通風(fēng)方式,建立如圖6所示的協(xié)同抽采下綜采工作面采空區(qū)的三維幾何模型。

本文利用Fluent軟件對(duì)協(xié)同抽采下采空區(qū)瓦斯?jié)B流及分布情況進(jìn)行數(shù)值模擬,其模擬結(jié)果見圖7至圖11。通過閱讀大量文獻(xiàn),將上隅角埋管抽采負(fù)壓設(shè)為15 kPa,截面尺寸為0.5 m×0.5 m,位于底板高度1.75 m處,深入冒落帶5 m;預(yù)埋立管抽采負(fù)壓設(shè)為10 kPa,與上隅角埋管高度和截面尺寸保持一致,總共設(shè)有19個(gè),平距為20 m[9];高位定向鉆孔抽采方式為Outflow,距頂板高度為12 m, 4個(gè)鉆孔均位于裂隙帶1中[15],布置在煤層頂板裂隙帶,以達(dá)到更好的抽采效果,深入采空區(qū)350 m,且每個(gè)鉆孔之間的平距為20 m[16]。

圖7 協(xié)同抽采下綜采工作面采空區(qū)瓦斯?jié)B流分布 立體圖Fig.7 Stereoscopic diagram of gas seepage distribution in goaf of fully mechanized mining face under collaborative drainage

由圖7可以看出:預(yù)埋立管以及高位定向鉆孔——“以孔代巷”對(duì)于采空區(qū)瓦斯運(yùn)移的影響較大,絕大部分瓦斯被排出采空區(qū),而在氣流的影響下也有一部分瓦斯運(yùn)移到靠近進(jìn)風(fēng)巷一側(cè),導(dǎo)致該部分瓦斯較難從采空區(qū)中排出,且瓦斯?jié)舛仍诳拷M(jìn)風(fēng)巷一側(cè)遠(yuǎn)高于回風(fēng)巷一側(cè);在豎直方向上,由于受采空區(qū)多孔介質(zhì)孔隙率、黏性系數(shù)、抽采方式協(xié)同作用的影響,使得瓦斯出現(xiàn)分層現(xiàn)象,但裂隙帶瓦斯?jié)舛热愿哂诿奥鋷А?/p>

由圖8和9可知:采空區(qū)進(jìn)風(fēng)巷一側(cè)的瓦斯最高濃度為4.6%,相對(duì)Y型通風(fēng)下瓦斯體積分?jǐn)?shù)大幅度減少,且位于采空區(qū)深部的瓦斯?jié)舛纫餐瑯佑兴鶞p少;在預(yù)埋立管和高位定向鉆孔的雙重作用下,對(duì)采空區(qū)深部的瓦斯?jié)舛纫伯a(chǎn)生了一定的影響,當(dāng)預(yù)埋立管負(fù)壓抽采的情況下,卸壓瓦斯會(huì)逐步運(yùn)移到回風(fēng)巷一側(cè),進(jìn)而被排出采空區(qū)。這從圖10也可以看出:有預(yù)埋立管的采空區(qū)回風(fēng)巷一側(cè)瓦斯?jié)舛葹?.0%以下,以及采空區(qū)回風(fēng)巷上隅角區(qū)域瓦斯?jié)舛葹?.0%以下,從而解決了上隅角區(qū)域瓦斯?jié)舛瘸迒栴},符合要求。

圖8 協(xié)同抽采下綜采工作面采空區(qū)瓦斯運(yùn)移 俯視圖Fig.8 Top view of gas migration in goaf of fully mechanized mining face under collaborative drainage

圖9 采空區(qū)進(jìn)風(fēng)巷一側(cè)瓦斯體積分?jǐn)?shù)分布圖Fig.9 Distribution diagram of gas volume fraction on one side of goaf inlet roadway

圖10 采空區(qū)回風(fēng)巷一側(cè)瓦斯體積分?jǐn)?shù)分布圖Fig.10 Distribution diagram of gas volume fraction on one side of goaf return roadway

由圖11可以看出:在距底板高度為z=2 m、z=12 m(冒落帶與裂隙帶1的交界處)、z=16 m(大直徑高位定向鉆孔水平高度)、z=26 m(裂隙帶1與裂隙帶2的交界處)的水平剖面,采空區(qū)瓦斯?jié)舛入S著距離底板高度的增加而逐漸降低,而冒落帶的孔隙率遠(yuǎn)大于裂隙帶,氣體應(yīng)該更容易在冒落帶中運(yùn)移,但由于大直徑高位定向鉆孔“以孔代巷”的抽采方式,使得瓦斯在采動(dòng)裂隙通道中能夠更好地流動(dòng),進(jìn)而導(dǎo)致距離底板越遠(yuǎn),鉆孔的抽采效果越明顯,越向上瓦斯?jié)舛仍降汀?/p>

圖11 底板一定高度水平剖面采空區(qū)瓦斯體積分?jǐn)?shù)分布圖Fig.11 Distribution diagram of gas volume fraction in goaf at a certain height of the floor

2.4 抽采前和協(xié)同抽采下模擬結(jié)果的對(duì)比

協(xié)同抽采下的埋管能夠更好地抽采上隅角區(qū)域的瓦斯(圖12),此時(shí)上隅角區(qū)域瓦斯?jié)舛仍?.0%以下,與Y通風(fēng)方式下不同的地方是瓦斯并沒有在上隅角區(qū)域一處集中,由于3種抽采方式的互相影響,使得瓦斯能夠均勻分布,且相對(duì)濃度高的瓦斯會(huì)與濃度低的瓦斯產(chǎn)生水平分層。同時(shí),從圖13可以看出:協(xié)同抽采下綜采工作面采空區(qū)絕大多數(shù)區(qū)域瓦斯?jié)舛榷嫉陀?.0%,但也有極少部分區(qū)域超出該數(shù)值,該部分可能由于協(xié)同抽采方式作用下,使得采空區(qū)進(jìn)風(fēng)巷內(nèi)存在一定的渦流現(xiàn)象,使得瓦斯運(yùn)移至工作面,但對(duì)降低綜采工作面采空區(qū)整體的瓦斯?jié)舛任串a(chǎn)生很大的影響,其中綜采工作面瓦斯最高濃度不超過2.0%;相比于Y型通風(fēng)方式下的綜采工作面采空區(qū),回風(fēng)巷一側(cè)以及上隅角區(qū)域瓦斯?jié)舛瘸迖?yán)重,瓦斯?jié)舛茸罡哌_(dá)到6.0%,因此抽采下比未抽采下瓦斯治理效果更明顯。

圖12 協(xié)同抽采下上隅角區(qū)域瓦斯?jié)舛确植紙DFig.12 Gas concentration distribution map in lower upper corner area under collaborative drainage

圖13 抽采前后綜采工作面采空區(qū)瓦斯?jié)舛葘?duì)比Fig.13 Comparison of gas concentration in goaf of fully mechanized mining face before and after drainage

3 模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比驗(yàn)證分析

為了驗(yàn)證上述模擬結(jié)果的相對(duì)準(zhǔn)確性,通過對(duì)比文獻(xiàn)[16-17]中偏Y型通風(fēng)下或超大直徑鉆孔單孔采空區(qū)瓦斯?jié)舛群蜕嫌缃锹窆軈^(qū)域瓦斯?jié)舛鹊哪M結(jié)果,與文中模擬結(jié)果基本符合。在文獻(xiàn)[16-17]中,偏Y型通風(fēng)下上隅角區(qū)域瓦斯體積分?jǐn)?shù)為0.53%,大直徑鉆孔單孔內(nèi)的瓦斯體積分?jǐn)?shù)為2.8%,且綜采工作面采空區(qū)埋管抽采下瓦斯體積分?jǐn)?shù)平均為1.2%;如圖11和圖14所示,本文模擬上隅角區(qū)域中最高瓦斯體積分?jǐn)?shù)1.11%,且瓦斯體積分?jǐn)?shù)在4個(gè)鉆孔中均在1.05%～1.89%范圍之間。因此,本文針對(duì)上隅角埋管和高位定向鉆孔下瓦斯?jié)舛鹊臄?shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的誤差在可接受范圍內(nèi),說明該數(shù)值模擬結(jié)果具有一定的可靠性。

圖14 高位定向鉆孔孔內(nèi)瓦斯體積分?jǐn)?shù)Fig.14 Gas volume fraction in high directional drilling holes

4 結(jié) 論

本文通過對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果以及與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比驗(yàn)證,分析了綜采工作面采空區(qū)瓦斯?jié)B流分布規(guī)律,得到結(jié)論如下:

1) 從抽采前在Y型通風(fēng)下采空區(qū)瓦斯運(yùn)移情況來看,在走向上,距離工作面較遠(yuǎn)的采空區(qū)深部仍聚集大量的瓦斯,瓦斯體積分?jǐn)?shù)高達(dá)98.6%;在傾向上,瓦斯?jié)舛容^小,瓦斯體積分?jǐn)?shù)在1.0%以下,且在采空區(qū)回風(fēng)巷與工作面交接處的氣體形成渦流,使得瓦斯仍有一定的聚集。

2) 協(xié)同抽采下,采空區(qū)瓦斯最高體積分?jǐn)?shù)由98.6%降低至4.6%,綜采工作面與上隅角區(qū)域瓦斯體積分?jǐn)?shù)也均降低至1.0%以下,相比自然風(fēng)排,協(xié)同抽采情況下能夠大幅度減少采空區(qū)瓦斯?jié)舛?不但能夠治理上隅角區(qū)域瓦斯?jié)舛瘸?而且增加了瓦斯利用率,同時(shí)能夠保證生產(chǎn)安全。

3) 抽采前與協(xié)同抽采下綜采工作面采空區(qū)瓦斯氣體流場(chǎng)和滲流分布情況完全不同。抽采前,采空區(qū)回風(fēng)巷一側(cè)瓦斯體積分?jǐn)?shù)大于進(jìn)風(fēng)巷一側(cè),抽采后,由于抽采方式的相互影響作用,反而使得采空區(qū)進(jìn)風(fēng)巷一側(cè)的瓦斯?jié)舛却笥诨仫L(fēng)巷一側(cè),說明自然風(fēng)排的作用效果甚微。抽采方式的不同,會(huì)影響整個(gè)采空區(qū)瓦斯流場(chǎng)的分布,這可為采空區(qū)瓦斯治理提供理論和實(shí)踐指導(dǎo)。