緒論1Introduction1.1研究背景及意義（ResearchBackgroundandSignificance）1.1.1研究背景煤炭是我國的主體能源。2016年12月國家發展改革委員會和國家能源局印發的《煤炭工業發展“十三五”規劃》指出，煤炭占我國化石能源資源的90%以上，是穩定、經濟、自主保障程度最高的能源，煤炭在一次能源消費中的比重雖將逐步降低，但在相當長時期內，其主體能源地位不會變化[1]。我國能源的供給主要靠國內渠道，因此為了保障國家能源安全，必須保證國內能源供應渠道的安全暢通高效，這樣才能牢牢掌握能源安全主動權。因此，提升我國煤炭資源的安全綠色開發和清潔高效利用水平，努力建設集約、安全、高效、綠色的現代煤炭工業體系，就顯得尤為重要。近些年來隨著煤礦開采深度增加，建井時間較早的許多礦井開采深度已經達到了一千米以下，煤層瓦斯涌出量毋庸置疑會逐漸變大，而且開采深度的增加會使得地應力變大從而導致頂底板、采空區遺煤、煤柱的破碎程度增加，發生煤自燃的可能性隨之變大，因此，會有越來越多的礦井會面臨著瓦斯、煤自燃雙重災害的威脅。據不完全統計，全國229座大型礦井中有72.1%的礦井存在煤層自燃災害，48.0%以上的礦井屬于高瓦斯礦井，而具有煤自然發火危險的高瓦斯礦井占32.3%，意味著我國有相當多且隨著采深的增加會越來越多的礦井面臨瓦斯與煤自燃復合災害的威脅[2]。如果忽視對瓦斯與煤自燃復合災害的防治，很可能會發生由煤自燃點燃瓦斯爆炸的事故，造成非常巨大的人員傷亡和經濟損失。比如，2019年9月28日，徐礦集團新疆賽爾能源三礦發生瓦斯爆炸事故，造成4人死亡、1人受傷[3]。2015年江西省上饒市上饒縣永吉煤礦“10·9”重大瓦斯爆炸事故，造成10人死亡[4]。2013年吉林省通化礦業集團公司八寶煤礦“3.29”特別重大和“4.1”重大瓦斯爆炸事故，共造成53人死亡20人受傷[5]。事故的教訓是慘痛的，這都無不在預示著瓦斯與煤自燃復合災害已經成為礦井重特大事故發生的根源，是保障煤礦安全生產的新挑戰。1.1.2研究意義采空區內遺煤、煤壁和頂底板會解吸出大量的卸壓瓦斯，倘若不能采取有效的治理辦法，采空區內高濃度瓦斯會隨著風流涌入工作面，容易使得工作面瓦斯超限，從而引發瓦斯燃燒或爆炸，而瓦斯抽采和風排瓦斯都會使得采空區漏風量增加，勢必會增加采空區遺煤自燃的可能性，從而成為礦井安全生產的重大危險源。同時，因工作面漏風和瓦斯抽采采空區遺煤會持續暴露在較高的氧濃度之中，從而發生自燃氧化放熱，當采空區某一區域存在蓄熱環境時，遺煤溫度會不斷上升，溫度升高又促進了遺煤的自燃氧化進程，當溫度上升至著火點后就會發生自燃，成為點燃瓦斯爆炸的點火源，可能造成更為重大的事故發生，而目前我國煤礦應對煤自燃常用的防滅火措施，包括加快工作面推進速度、堵漏風、注惰性氣體等，均不利于采空區瓦斯的抽采和排放，因此，采空區自燃防治和瓦斯治理之間存在相互影響、相互制約的特性，容易出現顧此失彼的現象，因此，研究各種瓦斯治理和防滅火措施對瓦斯與煤自燃復合災害的影響規律，為科學高效的防治瓦斯與煤自燃復合災害的發生提供理論依據[6,7]。東龐礦21219工作面采取順層鉆孔預抽煤體瓦斯，以消除工作面煤與瓦斯突出危險性，回采期間，施工高位鉆孔抽采采空區瓦斯，通風系統配合上隅角埋管抽采治理上隅角瓦斯；在防滅火方面主要采取預測預報系統、堵漏風技術、注氮惰化系統以及灌漿滅火系統。分析防滅火技術措施和瓦斯抽采技術措施的相互關系發現：采空區的堵漏風、灌注粉煤灰和采空區注氮，完全改變了采空區的流場、瓦斯濃度場和氧氣濃度場的分布規律，影響到高位鉆孔及上隅角埋管抽采的瓦斯抽采效果。如果采空區封堵效果不好、注氮口的設計位置及注氮壓力和注氮流量等參數不合適，不能與瓦斯抽采參數有效配合，則易于導致工作面部分區域瓦斯濃度超限或氮氣濃度超限；反過來，高位鉆孔及上隅角埋管抽采在實施過程中顯然會增加采空區的漏風供氧，增大采空區的自燃發火危險性，且鉆孔布置參數、抽采壓力及流量參數與采空區封堵措施和采空區注氮參數如果不能有效配合，不僅會大大消弱采空區注氮防滅火的效果，也會影響整個工作面的瓦斯抽采效果。因此，針對集中能源股份有限公司東龐礦21219工作面，基于瓦斯與煤自燃復合災害的致災機理，以2#煤的自燃氧化特性研究為切入點，重點對不同風量、瓦斯抽采、注氮技術條件下的采空區瓦斯與煤自燃復合災害問題展開研究，包括瓦斯抽采技術體系與防滅火技術體系的相互關系，以及瓦斯抽采與防滅火技術之間最優參數確定的實驗研究和現場考察，構建21219工作面瓦斯與煤自燃復合災害綜合防治技術體系，保障工作面生產過程中的高效安全開采。1.2國內外研究現狀（ResearchStatusatHomeandAbroad）1.2.1采空區瓦斯運移規律研究現狀采空區瓦斯運移規律對于采空區瓦斯抽采、防治采空區瓦斯涌出和上隅角瓦斯治理等有著非常重要的作用，而由于采空區內全部由破碎的煤巖體構成，人員無法進入，想通過傳統監測手段很難全面準確的掌握采空區瓦斯運移規律。隨著CFD技術的發展與應用，越來越多的學者基于采空區瓦斯運移理論通過編程或使用現有仿真軟件來模擬研究采空區瓦斯運移規律并驗證了其可靠性，并據此研究各種回采參數、通風方式、瓦斯治理措施、防滅火措施等因素對采空區瓦斯分布的影響規律，國內外專家學者對此做了大量深入研究，并取得了卓越成果。在國外，許多專家學者對采空區的瓦斯運移理論有著深入的研究，Bachmat教授在多孔介質理論的研究基礎上，通過實驗推導建立了瓦斯三維滲流的運動方程[8]；J.Pawinski構建了計算瓦斯流動的數學模型[9]；英國Nottingham大學學者在基于理論研究的基礎上通過實驗研究構建了一種新的瓦斯流動模型，該模型主要適用于長壁工作面的瓦斯流動[10-13]；波蘭學者J.Roszkowski、W.Dziurzyski等人在實驗總結采空區瓦斯濃度分布規律的同時開始利用計算機編寫程序來模擬瓦斯濃度分布[14,15]。國內學者對采空區的瓦斯運移規律同樣進行了大量的研究。丁廣驤所著的《礦井大氣與瓦斯三維流動》以理論流體力學、傳質學、多孔介質流體動力學等基本理論，結合礦井大氣、瓦斯流動的特殊性，詳細地介紹了礦井大氣以及采空區瓦斯運移理論[16]。李樹剛等[17]在采空區瓦斯滲流規律的研究基礎上，考慮支撐壓力對采場卸壓瓦斯運移規律的影響，通過分析采動影響下煤巖體卸壓瓦斯的流動特性，推導出卸壓瓦斯與綜放面支撐壓力之間的關系，為煤與瓦斯共采提供理論指導。蔣曙光等[18]利用瓦斯滲流理論建立采場瓦斯分布的3D滲流場的數學方程，模擬比較了采空區與綜放面瓦斯運移的分布特征。胡千庭等[19]利用軟件模擬了瓦斯在采空區的運移特性，通過參數修正進行數值解算與實測比較，得出了其模擬結果具有廣泛的適用性。李宗翔[20]通過建立瓦斯在非均質條件下滲流擴散的數學模型，數值模擬分析了瓦斯在采空區中的運移特點。車強[21]通過實驗和理論分析建立了采空區孔隙率的空間分布擬合函數，并模擬了在多場耦合條件下采空區瓦斯的變化規律，比較分析了在溫度場、濃度場及三維滲流場條件下瓦斯的積聚運移特性。林海飛[22]在研究綜放開采覆巖裂隙演化規律及特征的基礎上，模擬研究了不同通風抽采方式條件下的采空區瓦斯運移規律，得到了瓦斯排放效果最好的尾巷聯絡巷和高抽巷布置參數。1.2.2采空區遺煤自燃災害研究現狀采空區遺煤自燃簡單來說是一個煤氧化放熱的過程，而這個過程受制于回采工作面諸多因素，因此隨著工作面推進，遺煤自燃又是一個復雜的動態發展過程，就目前已發生的大量采空區自燃事故來說，每次事故既有共通之處又有其特殊性，這也就為采空區遺煤自燃防治帶來了挑戰，對此，國內外專家學者開展了大量深入研究。BanerjeeS.C.經過調查發現空氣濕度越高會對煤炭自熱過程起促進作用[23]。HiroshiMiyakoshi等運用活化能理論對煤的自燃氧化過程展開研究，發現煤在自燃氧化過程中的產熱速率與氧化溫度之間滿足Arrhenius方程[24,25]。LimingYuan等利用數值模擬找出了發生遺煤自燃可能性最大的區域[26]。TarabaB等研究指出工作面推進速度越慢采空區遺煤自燃越嚴重[27]。我國學者劉劍等[28]對煤的活化能理論給予了詳細研究，提出利用活化能理論研究煤自燃傾向性和自燃發火期的新方法。徐精彩等[29]通過測定煤體氧化過程中的耗氧率、CO和CO2產生速率，根據煤氧復合反應中化學鍵能的變化計算出煤氧復合放熱強度。楊勝強等[30,31]提出采空區遺煤自燃過程實際是一個氧熱微循環的平衡過程，并通過數值模擬研究了工作面風量與采空區自燃“三帶”的關系，指出隨工作面風量增加氧化自燃帶會遠離工作面且范圍變寬。秦躍平[32]通過實驗驗證采空區風流流動更符合非達西滲流，建立移動坐標系下的采空區自然發火數學模型，實現了對工作面推進速度的動態模擬，驗證了通過加快推進速度來降低采空區自然發火危險是可行的。李宗翔等[33]研究了工作面風量與自燃帶的關系，認為自燃氧化帶寬度與工作面風量近似呈負指數關系。褚廷湘[34-36]建立了頂板巷瓦斯抽采誘導遺煤自燃的致災機制，全面系統的分析了頂板巷抽采位置和抽采量對采空區煤自燃區域等的影響特征。1.2.3瓦斯與煤自燃復合災害研究現狀近些年采空區遺煤自燃引爆瓦斯事故頻頻發生，引起了許多專家學者的重視，發現采空區煤自燃災害與瓦斯災害存在著某種關聯，對此國內專家學者做了大量深入研究，并取得了卓越成果。周福寶等大量調研國內礦井的瓦斯與煤自燃復合災害現狀，提出了復合災害的內在聯系和致災機理，認為采空區裂隙場、瓦斯濃度場、氧氣濃度場和溫度場4場交匯是致災充要條件，并指出了復合災害防控機理和技術方法的新思路，即通過固相顆粒輸運改變裂隙場和低溫液氮惰氣改變氣體濃度場與溫度場，經現場實踐驗證了防治技術的先進性[2,37]。宋萬新等[38-40]認為采空區漏風流實際上是含瓦斯風流，用空氣來預測高瓦斯采空區的煤自燃狀態時容易造成錯判誤判，因此開展了含瓦斯風流對煤自燃氧化特性影響的研究，結果表明，瓦斯可以在一定程度上延緩煤自燃氧化進程，并根據實驗結果確定了采空區自然發火不同階段所對應的CO體積分數和CO指數，提出了基于氧氣體積分數的高瓦斯采空區自燃“三帶”的劃分標準。李宗翔等[41]建立了采空區瓦斯和自燃耦合數學模型，模擬研究考慮瓦斯涌出和遺煤耗氧條件下的采空區瓦斯、氧氣及溫度的分布規律，認為采空區內高強度的瓦斯涌出能夠通過稀釋氧氣來削弱了煤的自燃氧化進程。鄧軍等[42,43]通過現場實測和理論推導，根據采空區浮煤厚度、漏風強度和氧濃度三個指標，對潘一礦2322（3）綜放采空區進行自燃危險區域劃分，發現隨抽放管道進入采空區深部，采空區中部自燃帶有向回風側增大的趨勢，回風側采空區自燃帶范圍變寬向采空區深部移動。秦波濤等[44,45]分析了煤自燃引爆瓦斯的作用機理，指出煤自燃主要氣體產物CO會大大增加瓦斯的爆炸極限范圍，對此在付村礦“W”型通風方式工作面建立了立體瓦斯抽放體系，提出注堵結合的防滅火關鍵技術，應用效果顯著。1.3主要研究內容（MainResearchContents）針對東龐礦21219工作面開采煤層2#煤高瓦斯且自燃的特性，基于瓦斯與煤自燃復合災害的致災機理，以2#煤的自燃氧化特性研究為切入點，重點對不同風量、瓦斯抽采、注氮技術條件下的采空區瓦斯與煤自燃復合災害問題展開研究，包括瓦斯抽采技術體系與防滅火技術體系的相互關系，以及瓦斯抽采與防滅火技術之間最優參數確定的實驗研究和現場考察，構建21219工作面瓦斯與煤自燃復合災害綜合防治技術體系，保障工作面生產過程中的高效安全開采。本文的研究內容包括：（1）開展2#煤的自燃氧化特性實驗，確定21219工作面自然發火預測預報體系的指標氣體，從微觀層面探究21219工作面采空區遺煤自燃的過程和特點，為工作面自燃防治提供理論依據。（2）建立東龐礦21219工作面采空區氣體的取樣系統，觀測分析采空區瓦斯、氧氣和一氧化碳隨工作面推進的變化規律，確定采空區氧化帶范圍，并為數值模擬提供參考依據。（3）建立采空區氣體運移理論模型，包括采空區碎脹系數空間分布規律、采空區漏風阻力模型和采空區風流流動模型，并以東龐礦21219工作面為研究對象，根據現場實際布置條件，確定模擬參數及模擬方案。（4）通過數值模擬分別研究了工作面風量、抽采參數、注氮參數對采空區瓦斯、氧氣、復合災害危險區域分布的影響規律，并基于瓦斯與煤自燃復合災害綜合防治角度確定最優的工作面通風回采、抽采注氮參數。（5）構建21219工作面采空區瓦斯與煤自燃復合災害綜合防治技術體系，包括遺煤自然防治體系和瓦斯治理措施，并在應用后對工作面高位鉆孔抽采管路、上隅角瓦斯濃度、支架后部及回風流一氧化碳濃度進行為期1個月的監測，考察分析該體系的應用效果。1.4本文技術路線（TheTechnologyRoadmap）本文通過理論分析、實驗研究、現場觀測、數值模擬相結合的方法，對東龐礦21219工作面瓦斯與煤自燃復合災害進行研究，技術路線如圖1-1所示。圖1-1技術路線圖Figure1-1Technologyroadmap2工作面概況及煤層自燃氧化特性研究2東龐礦2#煤層自燃氧化特性研究2StudyonSpontaneousCombustionandOxidationCharacteristicsof2#CoalSeaminDongpangMine2.1工作面概況（GeneralSituationofWorkingFace）21219工作面采用走向長壁一次采全高采煤方法，自然垮落法管理頂板，采用U型通風方式，設計配風量1200m3/min左右，預計21219工作面回采期間的最大瓦斯絕對涌出量為14m3/min，通過單元法測定工作面絕對瓦斯涌出量[46]為6.152m3/min，則可以確定遺煤瓦斯涌出量為7.848m3/min。2.1.1工作面位置及井上下關系21219工作面位置及井上下關系如表2-1所示。表2-1工作面位置及井上下關系Table2-1Workingfacepositionandrelationshipofmineupanddown2.1.2巷道布置（1）采區巷道布置：21219工作面位于-480水平深部十二采區左翼，東北到12采區軌道巷，西南到2600輔助皮帶巷，東南到-480北翼通風巷，兩巷采用平行布置。（2）工作面皮帶巷：21219工作面利用已施工完成的輔助通風巷作為皮帶巷，巷道斷面寬5.5m，高4m，主要用于回風、運煤、行人。（3）工作面軌道巷：軌道巷作為工作面運架通道，以21217工作面軌道巷為基準，預留6m煤柱。軌道巷巷道斷面寬4.5m，高4m，主要用于進風、材料運送及行人。如圖2-1所示。圖2-1東龐礦21219工作面巷道布置圖Figure2-1Roadwaylayoutofworkingface21219inDongpangmine2.1.3煤層及頂底板21219工作面開采煤層為2#煤，煤層及頂底板具體情況見表2-2、表2-3。表2-2煤層情況表Table2-4Tableofcoalseamsituation表2-3煤層頂底板情況表Table2-3Tableofcoalseamroofandfloor頂地板以細砂巖、粉砂巖、炭質泥巖為主，屬中硬類型，煤層厚度平均4.9m，依據《建筑物、水體、鐵路及主要井巷煤柱留設與壓煤開采規程》中的統計公式來確定采空區冒落帶及導氣帶的最大高度[47]。（2-1）（2-2）式中，Hc為冒落帶高度，m；m為煤層厚度，m；Hf為導氣帶高度，m。2.2自燃傾向性鑒定（IdentificationofSpontaneousCombustionTendency）2.2.1自燃傾向性分類根據煤自燃傾向性色譜吸氧鑒定法[48]，測定煤在一定條件下吸附流態氧的量值，配以工業性分析等參數，將煤的吸氧量值與工業分析結果綜合評判，評判標準見表2-4，確定東龐礦2#煤自燃傾向性等級。表2-4自燃傾向性分類Table2-4Classificationofthetendencyofspontaneouscombustion2.2.2實驗結果實驗煤樣工業分析及自燃傾向鑒定結果見表2-5。表2-5自燃傾向性實驗結果Table2-5Experimentalresultsofthetendencyofspontaneouscombustion結合《東龐礦生產地質報告》和《東龐礦2#煤層煤自燃傾向性鑒定報告》可得知，東龐礦21219工作面開采煤層屬于Ⅱ類自燃煤層。2.3自然發火指標氣體測定（DeterminationofIndexGasofSpontaneousCombustion）2.3.1實驗系統利用自主搭建的低溫氧化模擬實驗系統測定東龐礦21219工作面煤樣的自然發火指標氣體，該系統主要由程序升溫系統、供氣系統、氣體分析系統組成，如圖2-2所示。圖2-2低溫氧化模擬實驗系統示Figure2-2Sketchmapoflowtemperatureoxidationsimulationexperimentsystem程序升溫系統包括煤樣罐、加熱模塊、控制模塊、氣體管路、保溫層等，升溫區間為20~500℃，升溫速率最小分度值為0.1℃/min，具備液晶數顯功能，可實時顯示煤樣溫度、升溫時間、升溫速率等，支持長時間穩定工作。供氣系統使用氣泵對穩壓罐進行加壓，穩壓罐內置氣囊（充當供氣氣源，可充入不同氣體），通過調節穩壓罐內壓力來控制供氣流量，保證氣體以所需要的流量穩定通過流量閥、流量計進入升溫系統中的煤樣罐中。氣體分析系統主要使用GC-4100型氣相色譜儀，通過管路連接煤樣罐出氣口，可將煤體低溫氧化氣體產物直接輸送至氣相色譜儀進行氣體組分分析。2.3.2實驗過程實驗煤樣取自21219工作面煤壁，密封包裝后送至實驗室。將原始煤樣剝去表面氧化層后，破碎并篩分出粒徑為40~80目的顆粒，置于干燥箱中在氮氣保護下于70℃干燥1小時，然后將處理后的煤樣置于樣品瓶中用石蠟密封待測。將50g待測煤樣放入銅質煤樣罐內，將煤樣罐置于程序升溫箱內，同時連接好各進氣口、出氣口及溫度傳感器（包括箱體溫度和煤體溫度）；打開氣泵，帶待穩壓罐內壓力穩定后調節流量閥，使得氣體流量為50ml/min；設置程序升溫速率為1℃/min，溫度范圍從室溫至330℃，當溫度達到330℃時停止實驗；煤體溫度每升高10℃，使用氣相色譜儀分析一次煤體氧化氣體產物的組分。2.3.3實驗結果經實驗測得21219工作面煤樣氧化產物的組分及濃度如表2-6所示，可以發現，在測試溫度范圍內經過氧化升溫后的氣體產物有一氧化碳（CO）、二氧化碳（CO2）、甲烷（CH4）、乙烷（C2H6）、丙烷（C3H8）、乙烯（C2H4）。根據下表可以得到2#煤低溫氧化氣體產物濃度變化趨勢，如圖2-3所示，可以看出，在實驗之初就開始出現CO，從130℃起CO濃度快速增加，整體上隨氧化溫度上升呈現單一指數遞增的趨勢，因此，CO可以作為預測預報煤自然發火的指標氣體之一。當采空區出現CO則表明遺煤已經開始被氧化，當CO濃度快速上升時說明采空區遺煤溫度達到130℃以上已進入深度氧化階段，但是由于CO在整個升溫過程中都存在，為準確判斷采空區遺煤所處的氧化階段，還需要配合其他指標氣體進行綜合分析。由圖2-3可以知道，在煤樣氧化升溫過程中，乙烯在130℃左右開始出現，乙烯相比于CO有更精確的時間和溫度特征。當采空區出現了乙烯氣體就說明采空區遺煤已經進入了深度氧化階段，使用乙烯配合CO作為指標氣體預測預報采空區自然發火狀態的時效性和精確程度都有所提升。乙烷氣體從30℃就開始出現，80℃左右開始快速上升，但是由于乙烷屬于吸附氣體，在實際產生中無法判斷所檢測出的乙烷氣體是因為煤體解吸產生還是因為煤體自燃氧化產生，因此，乙烷不適合作為煤自然發火預測預報的指標氣體。丙烷氣體比乙烯氣體出現時間稍晚，在150℃左右出現，因此，如果在井下采空區檢測到了丙烷氣體，則表明采空區遺煤溫度至少已經達到150℃。在整個實驗過程中，都沒有檢測到乙炔氣體出現，而目前乙炔又普遍被認為是煤進入激烈氧化階段的重要指標氣體，一旦采空區出現乙炔氣體則說明采空區遺煤溫度已經超過330℃，因此，在21219工作面煤自然發火預測預報過程中，應當重點關注乙炔氣體，一旦發現必須快速采取有效的滅火手段，以免造成更大的災害。表2-6自然發火指標氣體實驗數據Table2-6Experimentaldataofindexgasofspontaneouscombustion圖2-32#煤低溫氧化氣體產物濃度變化曲線Figure2-3Curveofgasproductofoxidationinlowtemperatureof2#coal2.4低溫氧化過程中自由基變化研究（StudyontheChangeofFreeRadicalsintheProcessofLowTemperatureOxidation）煤分子結構的共價鍵斷裂存在孤電子形成自由基，煤在成煤和開采過程中形成了大量的自由基，這些自由基反應活性很大，極易與空氣中的氧氣反應放熱，在良好的蓄熱環境下熱量積聚最終引發煤自燃。電子自旋共振波譜儀可直接測定煤的ESR波譜，證實煤中存在大量的自由基[49-51]。為了從微觀層面研究東龐礦2#煤的自燃氧化特性，開展了低溫氧化過程中煤體氧化活性變化研究，主要通過測定煤體在低溫氧化至不同溫度時的自由基含量和種類的變化趨勢，從而揭示在自然發火過程中煤體氧化活性的變化規律，進而探尋了溫度在煤自燃過程中的作用機理，為防治瓦斯與煤自燃復合災害的發生提供理論基礎。2.4.1實驗儀器使用德國Magnettech公司生產的MS-5000型電子自旋共振波譜儀測定煤樣的自由基含量，該儀器經廠家改造增加升溫模塊，具備即時升溫即時測量的功能，如圖2-4所示，工作頻率：X-band，靈敏度：8x109spins/0.1mT，信噪比：600:1，微波頻率：9.2－9.6GHz，微波功率：1μW-100mW，濃度靈敏度：10nM，最大磁場強度：625mT(7000G)，磁場均勻性：±5μT覆蓋樣品區域，磁場穩定性：1.0μT/h，掃場分辨率≥250000個點，磁場范圍：25-650mT。該儀器具備緊湊的尺寸，應用領域靈活，具有高場穩定性和優異的靈敏度，可滿足科學研究需求。圖2-4電子自旋共振波譜儀Figure2-4ESRspectrometer2.4.2實驗過程（1）煤樣制備實驗煤樣取自21219工作面煤壁，密封包裝后送至實驗室。將原始煤樣剝去表面氧化層后，破碎并篩分出粒徑為<200目的顆粒，置于干燥箱中在氮氣保護下于70℃干燥1小時，然后將處理后的煤樣置于樣品瓶中用石蠟密封待測。（2）測定過程ESR測定參數按表2-7進行設置，用天平（精度十萬分之一）稱取5mg煤樣立即放入樣品管中，設置升溫區間為30~230℃，升溫速率為1℃/min，使用電子流量計控制干空氣流量為5ml/min，在溫度分別為30℃、80℃、130℃、180℃、230℃時啟動自由基測定程序，得到ESR波譜。表2-7ESR實驗參數Table2-7ESRexperimentalparameters（3）數據處理ESR波譜中朗德因子g是表征樣品分子內部結構特征的量，可以通過儀器配套軟件可以直接計算出g因子的值。樣品自由基濃度無法由ESR譜圖直接讀出，需在相同的實驗參數下測定已知自由基濃度的標準樣品Tempol的ESR波譜，來標定煤樣中的自由基濃度。ESR譜圖呈現對稱性，波峰面積與波谷面積之和即為譜圖面積，待測煤樣與標準樣品的自旋數之比等于譜圖面積之比，即Nx/Ns=Ax/As（s代表標準樣品，x代表待測煤樣），由ESR譜圖面積即可得出煤樣的自旋數，再根據煤樣的用量可得到自由基濃度Ng。2.4.3實驗結果根據低溫氧化至不同溫度時煤樣的ESR實驗結果，可以得到東龐礦2#煤分別氧化至30℃（原始煤樣）、80℃、130℃、180℃、230℃時的ESR譜圖，如圖2-5所示，據此可以分析其自由基濃度的變化規律。樣品的自由基濃度是根據其ESR譜圖的面積確定的，而線高和線寬是決定譜圖面積的2個參數，使用Origin軟件可以計算ESR譜圖的面積（Area）、線高（Lineheight）、線寬（Linewidth）。圖2-5低溫氧化過程中2#煤ESR譜圖Figure2-5ESRspectrumof2#coalduringlowtemperatureoxidation圖2-6自由基濃度和g因子變化曲線Figure2-6Changecurvesoffreeradicalconcentrationsandg-values將煤樣低溫氧化至不同溫度時所測得的ESR譜圖進行對比，可以清楚的發現，隨著氧化溫度的升高，煤樣ESR譜圖的面積和線高變化規律基本一致，都呈現出隨溫度升高逐漸增大且增速有慢-快-慢的規律，在氧化溫度約100℃時增加速度最大；而線寬主要反映樣品分子結構中電子分布由不平衡狀態恢復到平衡狀態（弛豫過程）的快慢[52]，弛豫作用過程很復雜，由下圖可以發現，線寬隨溫度升高的呈小幅度分散式變化。通過與標準樣品進行標定，得出2#煤在低溫氧化至不同溫度時的自由基濃度和g因子值，如圖2-6所示。由于不同的自由基的g因子值不同，含氧、含氮自由基的g因子值較大，實驗中測得為煤中各種自由基的綜合。可以發現，隨著氧化溫度的升高，g因子值在30℃至130℃之間逐漸變大，可能是由于此溫度階段煤樣中的原生自由基比較穩定未參與反應，主要是煤體大分子與氧氣反應從而產生較多的新生含氧自由基，使得g因子值變大；而在130℃至180℃之間由于煤體中的原生自由基開始參與反應，使得g因子值快速下降，同時由指標氣體實驗可以發現130℃之后CO濃度快速上升和C2H4開始出現；當氧化溫度大于180℃時，g因子又快速增加，可能是由于煤樣中的穩定大分子基團出現裂解氧化，生成較多含氧自由基。分析2#煤自由基濃度的變化趨勢，可以發現，自由基濃度隨氧化溫度的升高逐漸增加，但在不同的溫度階段，自由基濃度的增加速度有所不同。在小于80℃時，自由基濃度逐漸增大，這一階段處于煤樣低溫氧化蓄熱階段，煤樣中的活性基團被緩慢氧化，產生自由基，而煤樣中原生自由基比較穩定，使得煤樣自由基濃度上升；當溫度達到80℃到130℃之間時，煤樣處于氧化自熱階段，此時大量原生穩態自由基和新生活潑自由基的氧化放熱反應，煤溫的升高使得自由基鏈反應和鏈的激發開始加劇產生更多的自由基，自由基濃度進入快速增長階段；當溫度超過130℃之后，煤樣處于深度氧化階段，此時CO濃度快速上升和C2H4開始出現，自由基濃度隨氧化溫度升高的增大速度變緩，這可能時由于溫度升高氧原子易與未成對電子結合形成碳氧鍵或氫氧鍵，使自由電子減少，從而生成更多的CO、CO2、C2H4等氣體。因此，在東龐礦21219工作面進行自然發火防治時，應特別注意當煤體溫度低于80℃時是最佳的防治時機，當溫度大于80℃時，自由基濃度快速增加，煤體自燃氧化進程加快，防治難度較大。2.5本章小結（BriefSummary）（1）對東龐礦21219工作面煤樣進行自燃傾向性鑒定，得出2#煤揮發分含量為31.91%，吸氧量為0.6cm3/g干煤，根據煤自燃傾向性色譜吸氧鑒定標準，確定東龐礦2#煤屬于Ⅱ類自燃煤層。（2）利用自主搭建的低溫氧化模擬實驗系統測定東龐礦2#煤的自然發火指標氣體，實驗結果表明，CO從30℃就開始出現，從130℃開始快速增加；C2H4開始出現在120℃~130℃之間，從180℃開始快速增加；C3H8出現于140℃~150℃之間。根據實驗結果，確定21219工作面預測預報自然發火的指標氣體為CO、C2H4、C3H8和C2H2。（3）為了從微觀層面研究東龐礦2#煤的自燃氧化特性，開展了低溫氧化過程中煤體氧化活性變化研究，研究表明，煤體自由基濃度受氧化溫度的影響較大，整體來說隨氧化溫度升高煤體自由基濃度增加，當溫度大于80℃時，自由基濃度快速增加，因此，在東龐礦21219工作面進行自然發火防治時，應特別注意當煤體溫度低于80℃時是最佳的防治時機。3“U+高位鉆孔”工作面不同風量條件下瓦斯與煤自燃復合災害研究3不同風量條件下瓦斯與煤自燃復合災害研究3StudyontheCompoundDisasterofGasandCoalSpontaneousCombustionwithDifferentAirVolume3.1瓦斯與煤自燃復合災害概述（SummaryoftheCompoundDisasterofGasandCoalSpontaneousCombustion）3.1.1瓦斯與煤自燃復合災害危險區域判定（1）采空區煤自燃“三帶”劃分依據氧氣體積分數因可靠性高、可操作性強成為應用最廣的采空區自燃“三帶”劃分指標，即散熱帶為氧氣體積分數大于18%的區域，自燃氧化帶為氧氣體積分數為10%～18%的區域，窒息帶為氧氣體積分數小于10%的區域[53]。（2）采空區瓦斯“三帶”劃分依據本項目主要對瓦斯與煤自燃復合災害進行研究，根據瓦斯的爆炸極限，將采空區劃分為瓦斯爆炸“三帶”，即瓦斯逸散帶、瓦斯可爆帶和瓦斯抑爆帶：①瓦斯逸散帶：采空區瓦斯濃度小于瓦斯爆炸下限5%的區域，該區域因靠近工作面，漏風強度大，瓦斯大部分被風流帶走，未能積聚達到瓦斯爆炸極限，不會發生瓦斯爆炸；②瓦斯可爆帶：采空區瓦斯濃度大于瓦斯爆炸下限5%且小于瓦斯爆炸上限16%的區域，該區域在采空區中部，漏風強度較小，僅能帶走小部分遺煤涌出的瓦斯，瓦斯積聚到一定濃度時不再上升，遺煤涌出瓦斯速率和漏風帶走瓦斯速率達到平衡，使得該區域瓦斯濃度處于瓦斯爆炸極限內，當存在點火源時（比如：煤自燃等）極易引發瓦斯爆炸；③瓦斯抑爆帶：采空區瓦斯濃度大于瓦斯爆炸上限16%的區域，該區域處于采空區深部，漏風近乎于零，所以遺煤涌出的瓦斯無法被帶走和稀釋，瓦斯富集使得瓦斯濃度較大，超過了瓦斯爆炸上限，高濃度瓦斯反而起到了抑制爆炸的作用，所以該區域不會發生瓦斯爆炸。（3）采空區瓦斯與煤自燃復合災害危險區域判定依據在采空區自燃氧化帶中，如果存在一個區域的瓦斯濃度處于瓦斯爆炸極限范圍內，即瓦斯濃度在5%~16%之間，則該區域就存在發生瓦斯與煤自燃復合災害的可能，這個區域被稱為采空區瓦斯與煤自燃復合災害危險區域。3.1.2瓦斯與煤自燃復合災害防治特性采空瓦斯與煤自燃復合災害防治存在相互制約的特性，如圖3-1所示。從瓦斯災害治理的特性來看，工作面的通風方式、抽采方式等瓦斯治理措施都會對采空區漏風流場產生影響，使得漏風通道增加、漏風強度上升，極大的增加了采空區自然發火的可能性；從自燃災害防治的特性來看，減小風量、堵漏風、注惰性氣體、快速推進等防滅火措施都會降低瓦斯排放或增加瓦斯涌出，不利于工作面瓦斯治理。圖3-1復合災害防治特性Figure3-1Characteristicsofpreventionandcontrolofcompounddisaster3.1.3瓦斯與煤自燃復合災害防治研究方法圖3-2復合災害防治研究方法Figure3-2Researchmethodsofpreventionandcontrolofcompounddisaster根據瓦斯與煤自燃復合災害防治特性，各種防治措施和影響因素之間相互影響、相互制約，需要研究分析各種條件下的采空區瓦斯與煤自燃復合災害狀態，從而確定出最優的綜合防治方案，所以采取現場實測結合數值模擬的研究方法，如圖3-2所示，利用現場實測確定邊界條件、修正模擬參數、分析防治效果，利用數值模擬進行采空區流場預測、研究確定防治方案，本文對采空區流場預測、修正模擬參數過程不做描述，針對東龐礦21219工作面實際生產條件，確定模擬因素有風量、高位鉆孔和隅角埋管抽采位置及抽采流量、注氮位置及注氮流量。3.2采空區束管觀測分析（ObservationandAnalysisofBeamPipeinGoaf）建立東龐礦21219工作面采空區束管觀測系統，觀測隨著工作面的推進采空區氣體成分的變化規律，分析總結采空區自然發火狀態，同時為數值模擬結果提供對照依據。3.2.1觀測方案束管觀測系統布置示意圖如圖3-3所示。觀測系統布置完成后，平均工作面每推進2.5米，采集一次氣體進行分析，因現場實驗條件限制，造成部分測點堵塞，最終僅有1#，5#，7#，10#測點測得完整數據，使用origin軟件進行可視化處理，得出采空區進回風兩側瓦斯濃度、氧氣濃度和一氧化碳的變化規律。圖3-3采空區測點布置示意圖Figure3-3Schematicdiagramofsurveypointlayoutingoaf3.2.2采空區測點瓦斯濃度分析由圖3-4可以看出，隨著工作面的不斷推進，采空區內的瓦斯濃度隨采空區距工作面的距離增加整體上一直處于上升狀態，但因為漏風強度及瓦斯抽采等原因使得采空區瓦斯濃度上升速率有所不同。1#和5#測點布置在進風巷側，由上圖可以看出，進風巷側采空區瓦斯濃度在0~38m范圍內上升速度較為緩慢，這是由于采空區進風巷側屬于漏風源，漏風為新鮮風流且漏風強度較大，可以及時帶走遺煤及煤壁所解吸的瓦斯，瓦斯無法在該區域內積聚；而當進入采空區深部時即大于38m時，進風巷側采空區瓦斯濃度上升速度加快，這是由于采空區深部漏風強度小，無法及時稀釋掉遺煤及煤壁所解吸的瓦斯，使得瓦斯濃度快速上升。7#和10#測點布置在回風巷側，由上圖可以看出，回風巷側采空區瓦斯濃度在0~6m范圍內趨近于0，這是由于采空區隅角埋管抽采的作用，使得采空區深部高濃度瓦斯風流沿抽采管路抽出，很好的防止了采空區深部高濃度瓦斯風流進入工作面風流造成工作面上隅角瓦斯積聚超限的發生；而在6~18m范圍內，回風巷側采空區瓦斯濃度快速上升，這是由于采空區回風巷側屬于漏風匯，采空區瓦斯風流在采空區回風巷側匯聚，使得瓦斯濃度上升速度加快；當進入采空區深部時即大于18m后，回風巷側采空區瓦斯濃度上升速率有所減緩，特別的，在42m~66m范圍內出現了一個低瓦斯區域，這是由于高位鉆孔的抽采作用，對采空區瓦斯的聚集起到了一定的減緩作用。圖3-4采空區瓦斯濃度變化曲線Figure3-4ChangecurveofgasconcentrationinGoaf根據瓦斯爆炸“三帶”的劃分依據，結合1#和5#測點數據，將采空區進風側距離工作面深度大于74m區域劃為瓦斯可爆帶（由于管路長度限制，未觀測到采空區進風側瓦斯濃度超過16%進入瓦斯抑爆帶）。結合7#和10#測點數據，將采空區回風側距離工作面深度在18m~105m區域劃為瓦斯可爆帶。3.2.3采空區測點氧氣濃度分析由圖3-5可以看出，隨著工作面推進，采空區內的氧氣濃度隨采空區距工作面的距離增加整體上一直處于下降狀態，這是由于采空區瓦斯和遺煤耗氧共同造成的，但因為瓦斯聚集、抽采等原因使得采空區氧氣濃度下降速率有所不同。1#和5#測點布置在進風巷側，由上圖可以看出，進風巷側采空區氧氣濃度在0~66m范圍內下降速度較為緩慢，這是由于采空區進風巷側屬于漏風源，漏風為新鮮風流且漏風強度較大，采空區進風側風流可以保持較高的氧氣濃度，且瓦斯聚集速度緩慢，使得氧氣濃度下降速度較小；而當進入采空區深部時即大于66m時，進風巷側采空區氧氣濃度下降速度加快，這是由于采空區深部漏風強度小，無法及時稀釋掉遺煤及煤壁所解吸的瓦斯，且遺煤自燃氧化耗氧量快速增加，使得氧氣濃度快速下降。圖3-5采空區氧氣濃度變化曲線Figure3-5ChangecurveofoxygenconcentrationinGoaf7#和10#測點布置在回風巷側，由上圖可以看出，回風巷側采空區氧氣濃度在0~6m范圍內趨近于大氣氧濃度，這是由于采空區隅角埋管抽采的作用，使得采空區深部高濃度瓦斯風流沿抽采管路抽出，采空區淺部因為靠近工作面漏風強度較大，氧氣濃度接近工作面風流氧濃度；而在6~18m范圍內，回風巷側采空區氧氣濃度快速下降，這主要是由于在該區域回風巷側采空區瓦斯濃度上升速度加快，相對應的導致氧氣濃度下降速度加快；當進入采空區深部時即大于18m后，回風巷側采空區氧氣濃度下降速率有所減緩，但隨著距工作面越來越遠，氧氣濃度降低速度越來越快，這是由于高位鉆孔抽采對采空區瓦斯的聚集起到了一定的減緩作用，相應的氧氣濃度下降速度有所減緩，但是隨著采空區深度增加，采空區溫度增加，加快了采空區遺煤自燃氧化速率，氧氣消耗量增加，使得氧氣濃度下降速度越來越快。。根據自燃“三帶”氧濃度劃分依據，結合1#和5#測點數據，將采空區進風側距離工作面距離大于70m的區域劃為自燃氧化帶（由于管路長度限制，未觀測到采空區進風側氧氣濃度低于10%進入窒息帶）。結合7#和10#測點數據，將采空區回風側距離工作面深度33m~107m區域劃為自燃氧化帶。3.2.4采空區測點一氧化碳濃度分析由3-6圖可以看出，進風巷側1#、5#點CO濃度隨采空區深度的增加呈現上下波動的趨勢，當這2個測點進入采空區70m后，出現了CO濃度上升速度加快，可以確定進風巷側采空區70m后進入自燃氧化帶；回風巷側7#、10#點CO濃度隨采空區深度的增加呈現在波動中上升的趨勢，最大CO濃度可達28ppm，CO濃度在20m后開始在波動中升高，所以，回風側采空區自燃氧化帶在20m之后出現，而當采空區深度到達108m后，CO濃度下降，可以確定108m后采空區進入窒息帶。可以注意到，回風巷側采空區CO濃度出現連續三天達到8ppm以上，應該采取適當的采空區防滅火措施，防止采空區遺煤自燃從而導致瓦斯與煤自燃復合災害的發生。圖3-6采空區一氧化碳濃度變化曲線Figure3-6ChangecurveofcarbonmonoxideconcentrationinGoaf3.3采空區氣體運移理論模型（TheoreticalModelofGasMigrationinGoaf）3.3.1采空區碎脹系數空間分布規律采空區破碎煤巖體的碎脹系數Kp直接影響采空區孔隙率，碎脹系數的影響因素較多，無法直接測量和分析，根據采空區覆巖下沉量符合負指數規律，可以認為采空區煤巖體的碎脹系數也符合負指數規律。（1）采空區碎脹系數水平方向分布規律在采空區冒落帶沿工作面走向（x）和傾向（y）上的碎脹系數為[54]：（3-1）（3-2）（3-3）式中，KP0為初始碎脹系數；KP'為壓實碎脹系數；ai為到采空區某邊界方向上的碎脹系數衰減率；l為到采空區某邊界的距離，m；Hc為冒落帶高度，m；m為煤層厚度，m；B1，B2為碎脹回歸曲線參數，分別取KP,x，KP,y（3-4）（2）豎直方向上采空區碎脹系數分布規律在采空區豎直方向上，邵昊[55]認為冒落帶覆巖的碎脹系數變化不大，為一定值，裂隙帶覆巖的碎脹系數呈對數函數的形式逐漸減少，采空區碎脹系數三維分布為：（3-5）式中，Hf為導氣帶高度，m；KPB為3.3.2采空區漏風阻力數學模型在多孔介質中運移的氣體會受到介質壁面摩擦阻力的阻礙，阻力公式為[56]：（3-6）式中，代表壓力差，Pa；代表滲流帶長度，m；代表孔隙率；Dp代表介質平均調和粒徑，m；代表流體粘度，Pa·s；v代表流體流速，m/s；代表流體密度，kg/m3。慣性和粘性損失是動能損失的兩大源項，在模擬采空區流體時需要加載自定義的函數，則漏風阻力可表達為：（3-7）其中代表動量損失源項，N/m3；代表粘性阻力損失系數矩陣；代表慣性阻力損失系數矩陣。由于假設的介質呈現出各向同性，則上式可表達為：（3-8）其中代表滲透率，m2；代表慣性阻力系數，可近似等于零。3.3.3采空區風流流動模型基于體積平均理論、非線性滲流方程、N-S方程，將線性達西定律引申為Brinkman-Forchheime擴展的非線性達西定律，得到了描述三維采空區流場風流流動的連續性方程、動量微分方程及組分運移彌散方程[57]：（3-9）（3-10）（3-11）（3-12）（3-13）式中：u，v，w分別為x，y，z方向的流速，m/s；m為無因次系數；ε為孔隙率；λ為流體粘性系數，Pa·s；ψ為滲透率，m2；F為慣性系數；ρ為流體密度，kg/m3；P為流體壓力，Pa；c為采空區內某組分濃度；Dd為動力彌散系數；Fc為某組分源項，kg/(m3·s)。3.4采空區物理模型及模擬方案（PhysicalModelandSimulationSchemeofGoaf）本次模擬在ANSYSWorkbench中使用SCDM（SpaceClaimDirectModeler）進行建模，使用Fluentmeshing進行網格劃分，使用Fluent求解器進行求解，使用CFD-Post進行后處理。3.4.1建立幾何模型為方便建模和網格劃分，簡化不必要幾何特征，根據21219工作面現場條件確定幾何參數，如表3-1所示。建立幾何模型并利用Fluentmeshing進行非結構網格劃分，該模型劃分網格單元數為1719120個，最大扭斜度小于0.3，網格質量較高有利于解算過程的快速收斂。其幾何模型及網格劃分如圖3-7所示。表3-1幾何參數表Table3-1Tableofgeometricparameters圖3-7采空區幾何模型及網格劃分Figure3-7Geometricmodelandgriddivisionofgoaf3.4.2模擬參數確定根據東龐礦21219工作面的實際條件，確定Fluent中所需要的模擬參數。（1）碎脹系數Kp由2.1.3節可知21219工作面的冒落帶高度為12m，裂隙帶高度為38m。根據工作面實際情況，具體巖石碎脹系數由下式計算：（3-14）（2）孔隙率ε采空區任意一點的孔隙率ε(x,y,z)可以由該點的碎脹系數Kp(x,y,z)按以下公式計算得出。（3-15）（3）滲透率k根據Kozeny-Carman公式[58]，采空區滲透率可表達為：（3-16）（4）平均粒徑分布Dp認為采空區頂板垮落后平均粒徑在水平方向上不發生變化；在高度方向上，平均粒徑隨高度的變化服從拋物線型分布規律，按下式進行計算。（3-17）（5）粘性阻力系數C1和慣性阻力系數C2在Fluent多孔介質模型中需要輸入粘性阻力系數和慣性阻力系數兩個參數，通過查閱相關資料得[59]：（3-18）（3-19）（6）瓦斯源項S由于東龐礦21219工作面臨近層及圍巖瓦斯涌出量較小不予考慮。模型中瓦斯質量源設為兩處，一是工作面空間設為工作面煤壁瓦斯源項S1，認為工作面瓦斯均勻涌出；二是采空區已開采煤層空間瓦斯涌出源項S（3-20）式中，Q1為工作面瓦斯涌出量，為6.152m3/min；ρ為瓦斯密度，kg/m3；V為工作面計算域體積，m3；A為采空區初始瓦斯涌出強度，kg/(m3·s)，認為采空區初始瓦斯涌出強度A等于工作面瓦斯平均瓦斯涌出強度S1；B為采空區瓦斯涌出衰減率，可根據對S2在采空區走向上積分結果為單位長度采空區瓦斯涌出量的關系計算；x為采空區距工作面距離，m；Q2為采空區瓦斯涌出量，為7.848m3/min；L為采空區傾向長度，m；H為采空區走向長度，取220m。（7）氧氣消耗源項O考慮遺煤自燃氧化耗氧，經查閱文獻，耗氧項可用下式表示[60-62]：（3-21）式中，A為指前因子，s-1；CO2為采空區氧氣濃度；E為活化能，J/mol；n為表觀反應級數；R為氣體常數；（8）熱量源項H考慮遺煤氧化放熱反應，熱量源項可由氧氣消耗源項通過下式表示：（3-22）式中，η為氧熱轉換系數。以上參數設置均通過Fluent軟件中的UDF接口，使用C語言進行二次開發編寫實現，調用DEFINE_PROFILE宏函數設置孔隙率、粘性阻力系數和慣性阻力系數，使用DEFINE_SOURCE宏函數設置源項，模擬過程中所設計的其他參數如表3-2所示。表3-2模擬基本參數Table3-2Basicparametersofsimulation名稱值名稱值進風巷風速（m/s）1.11水力直徑（m）4.24湍流強度（%）3.23回風巷風量（m3/min）1154高位鉆孔抽采流量（m3/min）36隅角埋管抽采流量（m3/min）24空氣密度（kg/m3）1.29瓦斯密度（kg/m3）0.71673.4.3模擬方案為了研究東龐礦21219工作面配風量對采空區自燃“三帶”的影響規律，利用Fluent軟件進行數值模擬。在實際生產過程中，研究過大過小工作面配風量對指導生產并無實際意義，參考21219工作面計劃供風量1200m3/min，最終確定計劃供風量的0.75倍、1倍、1.25倍、1.5倍進行模擬，采空區抽采參數按工作面抽采設計進行模擬，具體模擬方案見表3-3。表3-3風量模擬方案Table3-3Simulationschemeofairvolume方案配風量（m3/min）系數進風巷風速（m/s）19000.750.832120011.11315001.251.39418001.51.673.5不同風量模擬結果分析（AnalysisofSimulationResultsofDifferentAirVolume）對不同配風量方案運用Fluen軟件進行數值模擬研究，使用CFD-Post軟件進行后處理，如圖3-8所示，主要調取z=0.5m截面、Line1、Line2、Line3上的數據，分析不同風量條件下采空區瓦斯濃度和氧氣濃度及瓦斯與煤自燃復合災害危險區域分布規律，其中Line1代表采空區進風巷側，Line2代表采空區回風巷側，Line3代表工作面頂板近采空區側。圖3-8后處理模型Figure3-8Modelofpostprocessing3.5.1模型可靠性驗證通過調取圖3-8中Line1與Line2上的模擬結果，與3.2.2節和3.2.3節所述現場束管監測采空區瓦斯與氧氣濃度結果進行比對，驗證模型可靠性與合理性。由圖3-9可以看出，在采空區距工作面0~120m范圍內，Line1與Line2瓦斯和氧氣數值模擬結果與3.2.2節和3.2.3節現場實測結果基本一致，可在一定程度上驗證數值模擬結果的可靠性和合理性，說明通過該模型對采空區瓦斯分布、氧氣分布、瓦斯與煤自燃復合災害危險區域在不同條件下的變化規律進行模擬研究是一種行之有效的研究手段。圖3-9模擬結果與實測結果對比Figure3-9Comparisonbetweensimulationresultsandmeasuredresults同時可以由Line1與Line2數值模擬結果可知，在采空區深部大于120m范圍內，進風巷側瓦斯濃度持續上升，上升速度有所有減緩趨勢；進風巷側氧氣濃度持續下降，最終將趨近于0。回風巷側瓦斯濃度在120m~152m范圍內快速上升至最高峰26%左右，大于152m范圍內，回風巷側瓦斯濃度有所下降最終穩定在24%上下；回風巷側氧氣濃度在120m~157m范圍內快速下降至0，大于157m范圍內采空區氧氣濃度一直為0。3.5.2采空區瓦斯濃度分布規律分析（a）Q=900m3/min（b）Q=1200m3/min（c）Q=1500m3/min（d）Q=1800m3/min圖3-10不同風量條件下采空區瓦斯分布Figure3-10Gasdistributioningoafunderdifferentairvolumeconditions圖3-10為不同風量條件下采空區瓦斯分布，可以看出：（1）沿采空區傾向方向瓦斯濃度變化不同風量條件下，采空區瓦斯濃度沿進風巷側到回風巷側整體上總是在逐漸增大的，而在靠近回風巷側20m左右范圍內由于高位鉆孔和隅角埋管抽采的作用，使得采空區瓦斯濃度變化趨勢有所不同。（2）沿采空區走向方向瓦斯濃度變化不同風量條件下，采空區瓦斯濃度隨距工作面距離增加整體上總是在逐漸增大的，而在靠近回風巷側由于采空區內部存在一個瓦斯聚集區，會導致采空區瓦斯隨距工作面距離增加先增加后稍微有所下降并最終趨于穩定。采空區瓦斯濃度增加速度隨距工作面距離增加先增大后變緩，這是由于采空區淺部漏風強度較大，可以及時帶走遺煤及煤壁所解吸的瓦斯，瓦斯無法在該區域內積聚，而采空區中部采空區深部漏風強度小，無法及時稀釋掉遺煤及煤壁所解吸的瓦斯，使得瓦斯濃度快速上升，當到達采空區深部時，遺煤和煤壁的吸附瓦斯減少解吸速度變慢，使得瓦斯濃度上升速度變緩。（3）風量對采空區瓦斯濃度影響規律風量對采空區瓦斯分布具有很大影響，風量的增加使得采空區進風巷側瓦斯濃度普遍有所減小，且采空區距工作面越遠減小幅度越大，而回風巷側采空區瓦斯濃度隨風量增加變化較為復雜。（4）不同風量條件下進回風巷兩側采空區瓦斯濃度變化進風巷側采空區瓦斯濃度隨風量增加有所下降，且下降幅度隨采空區距工作面距離增加而變大，如：在采空區距工作面50m處，當風量由900m3/min變為1800m3/min時，采空區瓦斯濃度由2.69%降至1.43%，在采空區距工作面200m處，采空區瓦斯濃度由20.14%降至8.87%。采空區回風巷側0~100m范圍內瓦斯濃度隨風量增加而有所增加，在大于160m范圍內回風巷側采空區瓦斯濃度隨風量增加而大幅度降低，這是由于風量的增加使得采空區漏風量增加，從而帶出了更多采空區深部的瓦斯，使得采空區深部瓦斯濃度有所降低，而采空區淺部瓦斯濃度有所增加。同時可以注意到在0~10m范圍內，當風量為900m3/min和1200m3/min時回風巷側采空區瓦斯濃度由于隅角埋管抽采的原因上升速度極為緩慢，而當風量為1500m3/min和1800m3/min時回風巷側采空區瓦斯濃度上升速度極快，這是由于較大的漏風量攜帶出更多的采空區深部瓦斯，當前隅角埋管設計抽采量已經無法滿足如此大的高濃度瓦斯漏風風流，使得大量高濃度瓦斯風流流向工作面進入回風流中，從而增加了工作面上隅角瓦斯超限的危險性，所以在實際生產中，不能只通過增加通風量來解決采空區和工作面的瓦斯，當增加工作面配風量時，應當配合隅角埋管和高位鉆孔協同調整。（5）不同風量條件下采空區瓦斯爆炸“三帶”劃分采空區瓦斯與煤自燃復合災害治理更關注瓦斯濃度處于爆炸極限的區域，根據圖3-10得出不同風量條件下采空區瓦斯爆炸“三帶”劃分結果，如表3-4所示。表3-4不同風量條件下采空區瓦斯爆炸“三帶”劃分Table3-4Divisionof"threezones"ofgasexplosioningoafunderdifferentairvolumeconditions風量（m3/min）位置瓦斯逸散帶（m）瓦斯可爆帶（m）瓦斯抑爆帶（m）可爆帶寬度（m）900進風巷側<7474~169>16995回風巷側<2121~100>100791200進風巷側<8686~217>217131回風巷側<2323~101>101781500進風巷側<9292~220>220>128回風巷側<1919~92>92731800進風巷側<106106~220>220>114回風巷側<1414~78>7864可以看出，采空區進風巷側瓦斯可爆帶寬度隨風量的增加逐漸增大，而回風巷側瓦斯可爆帶寬度隨著風量的增加逐漸減小。整體上來說，采空區進風巷側瓦斯可爆帶范圍距工作面距離隨風量的增加而快速增大，而采空區回風巷側則相反，這是由于采空區進風巷側風量增加造成漏風量增加，使得瓦斯濃度減小，可爆帶范圍向采空區深部移動，而采空區回風巷側由于較大漏風量攜帶出更多采空區深部瓦斯，使得采空區回風巷側瓦斯濃度有所增加，可爆帶范圍向采空區淺部移動。3.5.3采空區氧氣濃度分布規律分析圖3-11為不同風量條件下采空區氧氣分布，可以看出：（1）沿采空區傾向方向氧氣濃度變化不同風量條件下，采空區氧氣濃度沿進風巷側到回風巷側整體上總是在逐漸減小的，且隨著距采空區進風巷側距離的增加減小速度有所減緩，風量大小會影響這個減緩程度，而在靠近回風巷側20m左右范圍內由于高位鉆孔和隅角埋管抽采的作用，使得采空區氧氣濃度變化趨勢有所不同。（2）沿采空區走向方向氧氣濃度變化不同風量條件下，采空區氧氣濃度隨距工作面距離增加整體上總是在逐漸減小的，且由于采空區瓦斯分布并不均勻導致減小速度先增大后變緩。比如，靠近回風巷側采空區內部存在一個瓦斯聚集區，會導致采空區氧氣你濃度在該區域隨距工作面距離增加急速下降。隨著采空區距工作面距離增加采空區氧氣濃度最終都趨近于0。（a）Q=900m3/min（b）Q=1200m3/min（c）Q=1500m3/min（d）Q=1800m3/min圖3-11不同風量條件下采空區氧氣分布Figure3-11Oxygendistributioningoafunderdifferentairvolumeconditions（3）風量對采空區氧氣濃度影響規律風量對采空區氧氣分布具有很大影響，風量的增加使得采空區進風巷側氧氣濃度普遍有所增加，且采空區距工作面越遠減小幅度越大，而回風巷側采空區瓦斯濃度隨風量增加變化較為復雜。（4）不同風量條件下進回風巷兩側采空區氧氣濃度變化進風巷側采空區氧氣濃度隨風量增加有所上升，且上升幅度隨采空區距工作面距離增加略微變大，同時可以看出，風量的增加使得采空區氧氣濃度下降速度變慢，這是由于風量增加使得漏風量變大，使得采空區氧氣絕對量增加，遺煤消耗和瓦斯的稀釋作用相對減小。采空區回風巷側0~120m范圍內氧氣濃度隨風量增加而有所減小，在大于150m范圍內回風巷側采空區氧氣濃度幾乎都趨近于0，這是由于風量的增加使得采空區漏風量增加，從而帶出了更多采空區深部的瓦斯，使得采空區淺部瓦斯濃度有所增加氧氣濃度相應的有所減小，而在大于150m范圍內，由于高濃度瓦斯和遺煤自燃氧化耗氧共同作用使得回風巷側采空區氧氣濃度趨近于0。同時可以注意到在0~10m范圍內，當風量為900m3/min和1200m3/min時回風巷側采空區氧氣濃度由于隅角埋管抽采的原因下降速度極為緩慢，而當風量為1500m3/min和1800m3/min時回風巷側采空區氧氣濃度下降速度極快，這是由于較大的漏風量攜帶出更多的采空區深部瓦斯，當前隅角埋管設計抽采量已經無法滿足如此大的高濃度瓦斯漏風風流，使得大量高濃度瓦斯風流流向工作面，造成采空區回風巷側0~10m范圍內氧氣濃度快速下降。（5）不同風量條件下采空區自燃氧化“三帶”劃分表3-5不同風量條件下采空區自燃氧化“三帶”劃分Table3-5Divisionof"threezones"ofspontaneouscombustionoxidationingoafunderdifferentairvolumeconditions風量（m3/min）位置散熱帶（m）氧化帶（m）窒息帶（m）氧化帶寬度（m）900進風巷側<7070~125>1255588回風巷側<3737~106>106691200進風巷側<7777~133>13356100回風巷側<3333~106>106731500進風巷側<8181~140>14059109回風巷側<3131~97>97661800進風巷側<8989~142>14253115回風巷側<2727~79>7952根據圖3-11得出不同風量條件下采空區自燃氧化“三帶”劃分結果，如表3-5所示，可以看出，采空區氧化帶寬度隨著工作面風量的增加而逐漸變大，采空區自燃氧化“三帶”范圍隨著風量的變化而有所不同，進風巷側采空區進入自燃氧化帶和窒息帶位置隨風量增加而變大，回風巷側采空區則相反，這是由于風量的增加使得工作面向采空區漏風強度變大，進風巷側采空區氧濃度整體增加，使得自燃氧化帶范圍向深部移動，而回風巷側采空區由于漏風攜帶出更多的采空區瓦斯，會使得氧氣濃度有所減小，使得自燃氧化帶范圍向淺部移動。3.5.4采空區瓦斯與煤自燃復合災害危險區域分析通過調取不同風量條件下z=0.5截面上瓦斯濃度為5%、16%和氧氣濃度為10%、18%的等值線圖，疊加區域即為瓦斯與煤自燃復合災害危險區域（即下圖陰影部分），如圖3-12所示。（a）Q=900m3/min（b）Q=1200m3/min（c）Q=1500m3/min（d）Q=1800m3/min圖3-12不同風量條件下采空區復合災害危險區域Figure3-12Dangerousareaofcomplexdisasteringoafunderdifferentairvolumeconditions可以看出，采空區瓦斯與煤自燃復合災害危險區域范圍隨著風量的變化而有所不同，進風巷側采空區進入瓦斯與煤自燃復合災害危險區域位置隨風量增加而變大，回風巷側采空區則相反。同時可以發現，隨著風量的增加，進回風巷兩側的瓦斯與煤自燃復合災害危險區域寬度有所減小，而采空區整個瓦斯與煤自燃復合災害危險區域寬度則與自燃氧化帶寬度一致，隨風量增加而逐漸變大。使用軟件計算圖3-12中陰影部分即瓦斯與煤自燃復合災害危險區域的面積，可以發現當風量為1800m3/min時，采空區瓦斯與煤自燃復合災害危險區域面積最小為9065m2，但是由圖3-10可以知道當風量為1800m3/min時工作面有瓦斯超限的危險，所以不可取，且由圖3-12和表3-6并不能看出采空區瓦斯與煤自燃復合災害危險區域面積與風量有何種關聯，所以推薦風量保持設計風量1200m3/min，此時采空區瓦斯與煤自燃復合災害危險區域面積為9486m2，具體采空區瓦斯與煤自燃復合災害危險區域范圍如表3-6所示。表3-6不同風量條件下采空區復合災害危險區域Table3-6Dangerousareaofcomplexdisasteringoafunderdifferentairvolumeconditions風量（m3/min）位置復合災害危險區域范圍（m）復合災害危險區域面積（m2）900進風巷側74~1259755回風巷側37~1001200進風巷側86~1339468回風巷側33~1011500進風巷側92~1409803回風巷側31~921800進風巷側106~1429065回風巷側27~783.6本章小結（BriefSummary）（1）建立東龐礦21219工作面采空區氣體的取樣系統，觀測隨著工作面的推進采空區氣體成分的變化規律，結果表明，隨著工作面的不斷推進，采空區內的瓦斯濃度隨采空區距工作面的距離增加整體上一直處于上升狀態，采空區內的氧氣濃度隨采空區距工作面的距離增加整體上一直處于下降狀態，CO濃度隨采空區深度的增加呈現上下波動的趨勢。（2）建立了采空區氣體運移理論模型，包括采空區碎脹系數空間分布規律、采空區漏風阻力模型和采空區風流流動模型，并以東龐礦21219工作面為研究對象，根據現場實際布置條件，確定模擬參數及模擬方案。（3）運用Fluen軟件對21219工作面在風量分別為900m3/min、1200m3/min、1500m3/min、1800m3/min時采空區的瓦斯分布、氧氣分布、復合災害危險區域進行研究，研究確定21219工作面設計風量為1200m3/min是合適的。4采空區瓦斯抽采參數優化模擬研究4采空區瓦斯抽采參數優化模擬研究4StudyonOptimizationSimulationofGasExtractionParametersinGoaf由于采空區漏風、瓦斯抽采、注惰性氣體等條件的影響，采空區內部變成一個多源多匯的漏風流場，不僅增加了采空區漏風量，也使得采空區漏風規律瓦斯運移變得復雜多變，給采空區煤自燃的防治帶來了巨大壓力，因此，本章以防止煤自燃為基礎，以治理工作面采空區瓦斯為目標，模擬研究不同瓦斯抽采參數對采空區瓦斯分布、氧氣分布、瓦斯與煤自燃復合災害危險區域以及瓦斯抽采效果的影響，根據模擬結果分析了不同抽采參數下采空區復合災害的范圍，從而確定出最優的抽采布置方案。4.1模擬方案（SimulationScheme）在瓦斯抽采設計過程中，對于任何瓦斯抽采方式，抽采位置都是一個重要的設計參數，對瓦斯抽采效果起著至關重要的作用。本節在第三章所建立的幾何模型基礎上，通過改變埋管抽采位置、高位鉆孔平距（由于高位鉆孔終孔法距應位于裂隙帶內，所以研究意義不大，僅對高位鉆孔終孔平距進行研究。），模擬抽采位置參數（即隅角埋管為埋管深度，高位鉆孔為高位鉆孔終孔覆蓋范圍的平距最大值）分別為目前抽采位置參數的0.5倍、1倍、1.5倍、2倍，根據數值模擬結果，分析不同抽采位置參數對采空區瓦斯分布、氧氣分布、瓦斯與煤自燃復合災害危險區域以及瓦斯抽采效果的影響，以尋求最佳的抽采位置，具體模擬方案如表4-1所示。表4-1抽采位置模擬方案Table4-1Simulationschemeofextractionlocation高位鉆孔（平距，法距）（m）系數隅角埋管深度（m）10~30，16~300.551101.51522010~15，16~300.51010~30，16~30110~45，16~301.510~60，16~302對于回采過程中的工作面瓦斯抽采設計，除了抽采位置之外，另一個重要的設計參數為抽采負壓，而改變抽采負壓的結果往往通過抽采流量顯現出來，所以本節在第八章所建立的幾何模型基礎上，針對高位鉆孔和隅角埋管兩種采空區瓦斯抽采方式的抽采流量進行模擬，模擬抽采流量分別為目前抽采流量的0倍（即無抽采條件）、0.5倍、1倍、1.5倍，根據模擬結果，分析抽采流量對采空區瓦斯分布、氧氣分布、瓦斯與煤自燃復合災害危險區域以及瓦斯抽采效果的影響，同時結果抽采效果對抽采流量進行具體模擬方案如表4-2所示。表4-2抽采流量模擬方案Table4-2Simulationschemeofextractionflowrate高位鉆孔抽采流量（m3/min）系數隅角埋管抽采流量（m3/min）3600（即無埋管抽采）0.5121241.5360（即無高位鉆孔抽采）024180.5361541.54.2不同隅角埋管抽采位置模擬結果分析（AnalysisofSimulationResultsofDifferentCornerBuriedPipeExtractionLocation）4.2.1采空區瓦斯濃度分布規律分析圖4-1為不同埋管深度條件下采空區瓦斯分布，可以看出：（1）隅角埋管抽采位置對采空區瓦斯分布的影響由圖4-1（a）-（d）可以看出，對于不同的埋管抽采位置，采空區瓦斯聚集區最大值變化不大，即埋管抽采位置并不會對采空區整體上的瓦斯濃度大小起決定性作用；但從采空區瓦斯聚集區分布的位置來看，隨著埋管抽采位置深度的增大，采空區瓦斯聚集區的深度也在不斷增大，這是由于隅角埋管位置越深，對采空區瓦斯的影響范圍就越深，使得采空區瓦斯聚集區后移。同時可以注意到，不同的埋管抽采位置，對采空區進風巷側深部影響較大，埋管抽采位置越深，采空區進風巷側深部瓦斯濃度就會越大，這是由于隅角埋管深度變大，使得更多的采空區漏風流在采空區淺部流動，減少了采空區深部的漏風，所欲采空區進風巷側深部瓦斯濃度會稍微有所增加。（2）不同隅角埋管抽采位置條件下進回風巷兩側采空區瓦斯濃度變化由圖4-1（e）可以看出，采空區進風巷側瓦斯濃度在采空區淺部受隅角埋管位置的影響較小，當采空區深度大于100m時，采空區進風巷側瓦斯濃度與埋管抽采位置深度呈正相關。對于采空區回風巷側大于150m區域來說，隅角埋管深度越大采空區瓦斯