開區(qū)注氮條件下采空區(qū)防自燃火災(zāi)數(shù)值模擬

開區(qū)注氮條件下采空區(qū)防自燃火災(zāi)數(shù)值模擬

1開區(qū)注氮滅火采空區(qū)的氮注射一般分為兩種情況：預(yù)氮消毒和預(yù)氮消防。在開放區(qū)域內(nèi)，預(yù)氮具有快速滅火、影響可靠的優(yōu)點(diǎn)。然而，也存在一些復(fù)雜問題，例如影響正常生產(chǎn)和關(guān)閉室內(nèi)氣體的排放。這主要用于測(cè)定李自成程度。實(shí)際的采空區(qū)內(nèi)部自燃的發(fā)生是以采空區(qū)CO涌出量過大,使工作面CO濃度超限為主要標(biāo)志的,隨著自燃的進(jìn)程存在一個(gè)CO逐漸增加的過程。因此,建議在CO發(fā)生的早期施行開區(qū)注氮滅火,并配合以通風(fēng)調(diào)整和防漏風(fēng)措施,以避免因閉區(qū)注氮滅火弊端所帶來(lái)的經(jīng)濟(jì)損失。文獻(xiàn)用數(shù)值模擬方法討論了采空區(qū)遺煤的自燃過程和開區(qū)注氮抑制遺煤自燃的問題,筆者將繼續(xù)就采空區(qū)開區(qū)注氮滅火的理論可行性和一般規(guī)律進(jìn)行深入探討,利用所開發(fā)的集采空區(qū)漏風(fēng)滲流、O2-CH4-CO濃度和溫度分布及其動(dòng)態(tài)變化的有限元數(shù)值模擬計(jì)算程序(以下簡(jiǎn)稱G3),能很好地解決上述難題,并以圖形顯示計(jì)算結(jié)果,使問題的研究更加深入。2采空區(qū)開區(qū)注氮模型冷卻降溫特性參數(shù)的測(cè)定采空區(qū)滲流場(chǎng)用變滲透性系數(shù)的達(dá)西滲流耦合計(jì)算來(lái)近似描述,將注氮管口簡(jiǎn)化為小流量邊界。圖1為簡(jiǎn)化的二維非均質(zhì)采空區(qū)開區(qū)注氮流場(chǎng),圖中q為注氮流量,m3/s,Lx為注氮口距離工作面的位置;Q為工作面風(fēng)量,qL、q′L分別為漏入、漏出風(fēng)量。QCH4,QCO分別為采空區(qū)瓦斯和CO的絕對(duì)涌出量;qCH4為深部窒息邊界瓦斯涌出量。假設(shè)采空區(qū)充分冒落,老頂板塊和底板作為不透氣邊界,注氮流場(chǎng)為不可壓縮氣體穩(wěn)定滲流,在流場(chǎng)Ω中,綜合考慮一場(chǎng)一態(tài)多相氣體、溫度動(dòng)態(tài)問題聯(lián)立求解的方程組為??[k?p]=WgH?k=b(Kp?1)3Kp?H=KpMK0p?1dc(Θ)dτ+ν??c(Θ)=?[D?c(Θ)]+c?c(Θ)cnW(Θ)Ce?t?τ+CgV??t=λe?2t+QsH+h(t?Tf)?W(O2)=?[(1?n)H1?γ0eb0?tn?c(O2)0?H]+W(CH4)c?c(O2)?c(O2)W(CO)=2β?W(O2)?1HW1Qs=(b2+b1β)W(O2)?2(Tw?T0)λsCsπ?τ????√(1)??[k?p]=WgΗ?k=b(Κp-1)3Κp?Η=ΚpΜΚp0-1dc(Θ)dτ+ν??c(Θ)=?[D?c(Θ)]+c-c(Θ)cnW(Θ)Ce?t?τ+CgV??t=λe?2t+QsΗ+h(t-Τf)?W(Ο2)=-[(1-n)Η1?γ0eb0?tn?c(Ο2)0?Η]+W(CΗ4)c-c(Ο2)?c(Ο2)W(CΟ)=2β?W(Ο2)-1ΗW1Qs=(b2+b1β)W(Ο2)-2(Τw-Τ0)λsCsπ?τ(1)式中,τ——時(shí)間變量,s;Θ——Ω中各相氣體組分,分別取Θ=CH4,O2,CO;c(Θ)——Θ相氣體濃度,mol/m3;c——完全空氣摩爾濃度,取44.643mol/m3;W(Θ)——Θ相氣體產(chǎn)生或被消耗的源匯項(xiàng),mol/(m3·s);TW——貼底板處煤矸溫度;T0——初始溫度,℃;其余各參數(shù)詳見文獻(xiàn)。采空區(qū)開區(qū)注氮模型冷卻降溫計(jì)算的定解邊界條件:p=α1r1Q2(L-y)(工作面邊界上),kH·?p|Γ2=-q,c(Θ)|Γ1=0(在注氮口邊界)c(Θ)|Γ1=c(Θ),0,t|Γ1=T0,(在入新風(fēng)邊界上)初始條件:c(Θ)|τ=0=c(Θ),0,t|τ=0=T0′,(在Ω上);式中,Γ1,Γ2——代表第1,2類邊界;L——工作面長(zhǎng)度,m;r1——單位長(zhǎng)度工作面的風(fēng)阻,N·s2/m9;y——工作面上距入風(fēng)口的位置;α1——界壁局部阻力系數(shù);c(Θ),0——新風(fēng)氣體濃度,c(O2),0=9.375mol/m3,c(CO),0=c(CH4),0=0;T0′——采空區(qū)達(dá)到自燃失控狀態(tài)的高溫分布。這里重點(diǎn)研究在注入氮?dú)庖种谱匀紬l件下火源余溫區(qū)熱量向外傳遞的過程,在采空區(qū)向底板傳熱的計(jì)算中,對(duì)每一個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)Δτ,底板傳熱量為qw=2(t?T0)λsCsΔτπ?????√=(t?T0)2Bπ?Δτ√Δτ???√qw=2(t-Τ0)λsCsΔτπ=(t-Τ0)2Bπ?ΔτΔτ式中,B——底板吸熱系數(shù)或蓄熱系數(shù),B=λsCs????√B=λsCs。那么,采空區(qū)向底板的傳熱強(qiáng)度為Qw=η(t?T0)2Bπ?Δτ√(2)Qw=η(t-Τ0)2Bπ?Δτ(2)式中,η——傳熱底板的表面幾何形狀系數(shù),一般η<1。實(shí)際的自燃點(diǎn)總是在局部地點(diǎn)開始的,自燃點(diǎn)起初是在非貼近底板的松散煤矸體中發(fā)生的(貼近底板處由于產(chǎn)生的熱量被及時(shí)散發(fā)出去,所以不容易產(chǎn)生自燃),隨著自燃程度和范圍的擴(kuò)大,逐漸蔓延到底板處,形成向底板巖層內(nèi)部的傳熱。滅火冷卻降溫變化過程與自燃點(diǎn)位置和底板傳熱能力有直接關(guān)系,自燃點(diǎn)貼近于底板時(shí)熱失散能力大,反之,自燃點(diǎn)遠(yuǎn)(高)于底板時(shí)熱失散能力較小。底板傳熱影響因素與底板巖性、底板傳熱邊界表面幾何形狀和自燃高溫點(diǎn)距離底板的位置等有關(guān)。綜合考慮上述各因素,統(tǒng)一用式(2)中的η表示。3降低注氮滅火工況算例取阜新五龍煤礦3231綜放面,原始溫度T0=17℃;計(jì)算參數(shù)和自燃過程的計(jì)算結(jié)果參見文獻(xiàn)。計(jì)算采空區(qū)尺度、有限元區(qū)域剖分和采空區(qū)冒落非均質(zhì)特征如圖2所示,全區(qū)域采用三角形線性單元剖分,注氮口附近采取二次加密,剖分和邊界條件處理的全部工作均由G3自動(dòng)完成。計(jì)算且忽略熱風(fēng)壓的影響。圖3擬定了趨于高溫自燃的初始狀態(tài)條件T′0,取自燃原始最高溫度為134.5℃,新風(fēng)及注氮口的溫度T0=17℃。從風(fēng)流角度上,注氮本身驅(qū)替了部分工作面向采空區(qū)的漏風(fēng)流,所以,q/qL值越大,注氮效果越好。因此,在開區(qū)注氮滅火時(shí),首先應(yīng)努力降低工作面向采空區(qū)的漏風(fēng)量,采取如工作面設(shè)掛風(fēng)障簾、灌注塑膠泡沫堵漏,或者適當(dāng)降低工作面風(fēng)量(在停產(chǎn)狀態(tài)下)等措施。圖4模擬了在漏風(fēng)量qL降低到約一半,注氮量q=24m3/min(兩臺(tái)注氮機(jī)同時(shí)工作)時(shí)注氮滅火的綜合結(jié)果。圖5給出了滅火中間溫度變化過程,圖中的溫度等值線從20℃開始,差距為10℃。經(jīng)連續(xù)15天注氮滅火,自燃點(diǎn)溫度從134.5℃降低到39.8℃。為考查底板傳熱能力對(duì)降溫所起的作用,分別取η=0.8,1.0,1.0(第3天適時(shí)恢復(fù)工作面開采,推進(jìn)度1.2m/d)等3種情況進(jìn)行了對(duì)比計(jì)算。高溫點(diǎn)升溫變化曲線和CO涌出變化曲線(見圖6)。4不同采空區(qū)注氮滅火的特征注氮后采空區(qū)的自燃區(qū)域發(fā)生了很大變化,自燃高溫區(qū)隨注氮時(shí)間的增加,134.5℃高溫區(qū)逐漸消失。如圖6所示,滅火過程中原火區(qū)溫度呈急劇的率減變化(冷卻),滅火時(shí)間在15天以上,但控制抑制自燃生成CO有害氣體的時(shí)間在3～5天。在有限的注氮量情況下,在工作面附近氮流帶和自燃冷卻帶之間的交界處形成自燃氧化帶(新的CO產(chǎn)生源)。滅火后期,溫度略微有所回升,采空區(qū)區(qū)域的CO涌出量逐漸增加。在工作面停頓狀態(tài)下,開區(qū)注氮滅火是有限的,在實(shí)際不能很好地控制漏風(fēng)(qL)的情況下,注氮只改變了原來(lái)的自然漏風(fēng)流態(tài)下的自燃高溫點(diǎn)的位置,并重新在工作面附近上移一定位置處形成新的自燃區(qū)或自燃氧化區(qū),該處新的高溫點(diǎn)的溫度不一定很高,但往往超過CO生成的臨界溫度(這里的煤質(zhì)為29℃),產(chǎn)生的CO氣體直接隨漏回風(fēng)流進(jìn)入工作面,使QCO值有較大的回升(見圖6)。由圖6的模擬結(jié)果可以明顯看出,靜態(tài)的開區(qū)注氮時(shí)CO涌出量呈兩階段變化,因此,其滅火過程可分為原火區(qū)熄滅和新自燃氧化區(qū)形成兩個(gè)階段:1)原自燃區(qū)的停止自燃并迅速熄滅階段;2)新自燃區(qū)(指工作面附近的滅火盲區(qū))的緩慢過低溫自燃階段(見圖7),滅火起效時(shí)間(τ*)與注氮流量有關(guān),QCO回升幅度與底板散熱情況有關(guān)。由此得到判別開區(qū)注氮滅火方法有效性的條件為:Q?CO＜0.002?4%?Q(3)QCΟ*＜0.002?4%?Q(3)由圖6曲線3,通過初期滅火CO降低達(dá)到Q*CO后適時(shí)推進(jìn)工作面,促使CO繼續(xù)走低,直到消失?？梢?合理掌握第一階段的滅火時(shí)間,利用兩階段之間的時(shí)機(jī),即在后續(xù)的新自燃氧化區(qū)尚未形成時(shí),推進(jìn)工作面,能有力地控制第二階段的新自燃區(qū)的自燃氧化。綜上所述,開區(qū)注氮滅火主要特點(diǎn)及規(guī)律:1)開區(qū)注氮不能控制整個(gè)采空區(qū)的遺煤自燃;注氮改變了采空區(qū)原來(lái)的自然漏風(fēng)流態(tài),自燃位置的重點(diǎn)重新分布(高溫點(diǎn)位置發(fā)生改變),在采空區(qū)形成了在原來(lái)的高溫點(diǎn)窒熄降溫冷卻,而非高溫區(qū)成為新自燃點(diǎn)的此消彼長(zhǎng)的局面。2)初期滅火效果十分明顯,首先控制住了高溫點(diǎn)的繼續(xù)自燃,已燃積蓄的CO被排放,CO涌出量急劇減少(為工作面繼續(xù)推進(jìn)創(chuàng)造時(shí)機(jī)),之后,隨著新的自燃點(diǎn)出現(xiàn)CO涌出逐漸回升,即出現(xiàn)分岔現(xiàn)象。3)溫度在滅火過程呈逐漸冷卻降低,由于新的高溫點(diǎn)是處于采空區(qū)工作面附近冷卻帶邊緣,僅表現(xiàn)為溫度略有回升。在CO低谷點(diǎn)開采推進(jìn)工作面,可以擺脫新生自燃火區(qū)的自燃,后期CO回升的原因是終溫高于CO發(fā)生的臨界溫度。適時(shí)推進(jìn)或加快推進(jìn)工作面速度。4)根據(jù)注氮流量和漏風(fēng)水平的不同,滅火冷卻后的最終溫度是不同的,受自燃的開采影響因素(工作面推進(jìn)、漏風(fēng)量)和注氮流量的綜合影響。開區(qū)注氮滅火時(shí)應(yīng)做到控制并減少漏風(fēng)量。5開區(qū)注氮滅火1)開區(qū)注氮適用于推進(jìn)中的工作面采空區(qū)早期自燃的滅火工作,但應(yīng)適時(shí)地及早對(duì)自燃的早期過程的跟蹤和工作面CO的監(jiān)測(cè),爭(zhēng)取在不停產(chǎn)推進(jìn)中實(shí)施注氮,合理恰當(dāng)?shù)貙?shí)施注氮滅火工作。這種思想方法同樣可以引深為間歇注氮問題,這有待進(jìn)一步研究。2)為提高開區(qū)注氮的滅火效果,開區(qū)注氮同時(shí)應(yīng)配合以降低工作面向采空區(qū)的漏風(fēng)的措施,即在工作面設(shè)置風(fēng)幛和適當(dāng)降低工作面風(fēng)量等;為保證工作面瓦斯排放能力,降低工作面風(fēng)量時(shí)應(yīng)加大回風(fēng)隅角處的瓦斯抽放力度。3)