采空区开区注氮灭火温度场冷却过程的数值模拟.pdf

采空区开区注氮灭火温度场冷却过程的数值模拟 * 李宗翔副教授题正义教授纪奕君教授 （辽宁工程技术大学职业技术学院） 学科分类与代码 620.2030中图分类号 X928.7 文献标识码 A 【摘要】为研究开区注氮条件下， 采空区遗煤自燃被抑制和熄灭作用复杂力学过程 （原理） ， 由非均质多 孔介质中的渗流连续性方程、 气体弥散方程和综合传热方程的联立， 建立了注氮采空区煤自燃的非定常数值模型。 结合实例， 用迎风格式有限元方法求解。计算在不同情况下采空区自燃高温点熄灭过程， 以图形方式给出了采空 区的漏风流态、 氮气流态， 描绘灭火降温过程中， 采空区氧、 CO 和温度分布的动态变化过程。提出了对自燃早期火 灾施行开区注氮灭火的方法和适用的判定准则。理论计算得到开区注氮灭火分为两个阶段过程， 即原火源熄灭和 新自燃氧化区形成并自燃。指出实施开区注氮灭火应准确把握注氮时机和防止新自燃氧化区形成的工作面开采 推进时机； 并配合降低漏风措施条件下进行注氮。 【关键词】采空区自燃； 开区注氮； 灭火降温； 气体浓度； 温度场； 数值模拟 Numerical Simulation of Rise Process in Temperature Field Causedby Nitrogen Injection into Goaf LI Zong-xiang， Assoc. Prof.TI Zheng-yi， Prof.JI Yi-jun， Prof. （College of Vocational，Liaoning Technical University） Classification and code of disciplines620.2030 AbstractBased on seepage equation of air leakage，seepage flow-diffusion-consumption equation of oxygen concentration and heat transfer equation，a non-steady numerical model of spontaneous combustion in goaf is established；these equations are com- bined and solved by windward finite element based numerical simulation. Referring to a practical example，air leakage seepage flow，oxygen concentration distribution，temperature distribution in goaf and the accelerating variation process of them with time are described theoretically. The quantitative relationship between the oxygen consumption of losing coal during spontaneous combustion and temperature rise is discussed emphatically. It could be conclude that high temperature zone appears usually at the inlet air side，and boundary air leakage has a little influence on it. It is pointed out that the traditional tri-zone division of the cooled zone， spontaneous combustion zone and suffocating zone of goaf is obscure，while the mode in the paper can solve more exactly the spon- taneous combustion problem. Key wordsspontaneous combustion of goaf；gas concentration distribution； temperature field；numerical simulation 1引言 采空区注氮一般分为闭区注氮灭火和开区注氮防火两 种情况， 其中的闭区注氮具有灭火迅速彻底， 效果可靠的优 点， 但存在影响正常生产和密闭启封排放有害气体等复杂问 题， 多用于自燃程度难以控制的紧急情况。 实际的采空区内部自燃的发生是以采空区 CO 涌出量 过大， 使工作面 CO 浓度超限为主要标志的 ［1］ ， 随着自燃的 进程存在一个 CO 逐渐增加的过程。因此， 建议在 CO 发生 第 1 5 卷 第 9 期 2 0 0 5 年 9 月 中国安全科学学报 ChinaSafetyScienceJournal Vol . 15 No . 9 ══ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ Sep . 2 0 0 5 *文章编号 1003 - 3033 （2005） 0001 - 07 - 23 - 01 的早期施行开区注氮灭火， 并配合以通风调整和防漏风措 施， 以避免因闭区注氮灭火弊端所带来的经济损失。 文献 ［24］ 用数值模拟方法讨论了采空区遗煤的自燃 过程和开区注氮抑制遗煤自燃的问题， 笔者将继续就采空区 开区注氮灭火的理论可行性和一般规律进行深入探讨， 利用 所开发的集采空区漏风渗流、 O2- CH4- CO 浓度和温度分布 及其动态变化的有限元数值模拟计算程序 （以下简称 G3） ［45］ ， 能很好地解决上述难题， 并以图形显示计算结果， 使问题的研究更加深入。 2采空区自燃、 注氮灭火过程数学模 型及定解条件 采空区渗流场用变渗透性系数的达西渗流耦合计算来 近似描述， 将注氮管口简化为小流量边界。图 1 为简化的二 维非均质采空区开区注氮流场， 图中 q 为注氮流量， m3/s， Lx 为注氮口距离工作面的位置； Q 为工作面风量， qL 、 q L分别 为漏入、 漏出风量。QCH4 ， Q CO分别为采空区瓦斯和 CO 的绝 对涌出量； qCH4为深部窒息边界瓦斯涌出量。 图 1 采空区计算区域划分 假设采空区充分冒落， 老顶板块和底板作为不透气边 界， 注氮流场为不可压缩气体稳定渗流， 在流场Ω中， 综合 考虑一场一态多相气体、 温度动态问题联立求解的方程组为 ▽ ［k▽ p］ Wg H ， k b （K p - 1） 3 Kp ， H KpM K0p- 1 dc （ Θ） dτ v▽ c （ Θ） ▽［D ▽ c （ Θ） ］ c - c （Θ） cn W （ Θ） Ce ∂t ∂τ CgV▽ t λe▽2 t Qs H h （t - Tf） ， W （O2） -［ （1 - n） H1γ0eb0t nc （O2） 0H ］ W （CH4） c - c （O2） c （O2） W （CO） 2 βW （O2）- 1 HW1 Qs （b 2 b1β） W （O2）- 2 （Tw- T0） λsCs πﾍτ （1） 式中， τ 时间变量， s； Θ Ω中各相气体组分， 分别取Θ CH4 ， O 2， CO； c （ Θ） Θ相气体浓度， mol/m3； c 完全空气摩尔浓度， 取 44.643 mol/m3； W （ Θ） Θ相气体产生或被消耗的源汇项， mol/ （m 3 s） ； TW 贴底板处煤矸温度； T0 初始温度， ℃； 其余各参数详见文献 ［2］ 。 采空区开区注氮模型冷却降温计算的定解边界条件 p α1r1Q2（L - y）（工作面边界上） ， kH ▽p|Г2 - q， c （Θ ） | Г1 0 （在注氮口边界） c （ Θ ） | Г1 c （Θ） ， 0， t| Г1 T0， （在入新风边界上） 初始条件 c （ Θ ） | τ 0 c （Θ） ， 0， t| τ 0 T0 ， （在Ω上） ； 式中， Г1，Г2 代表第 1， 2 类边界； L 工作面长度， m； r1 单位长度工作面的风阻， N s2/m9； y 工作面上距入风口的位置； α1 界壁局部阻力系数； c （ Θ） ， 0 新风气体浓度， c （O2） ， 0 9. 375 mol/m3， c （CO） ， 0 c （CH4） ， 0 0； T0 采空区达到自燃失控状态的高温分布。 这里重点研究在注入氮气抑制自燃条件下火源余温区 热量向外传递的过程， 在采空区向底板传热的计算中， 对每 一个时间步长Δτ， 底板传热量为 qw 2 （t - T0） λsCsΔτ ﾍπ （t - T0） 2B πΔﾍτ Δﾍτ 式中， B 底板吸热系数或蓄热系数， B λsCﾍs。 那么， 采空区向底板的传热强度为 Qwη（t - T0） 2B π Δ ﾍτ （2） 式中， η 传热底板的表面几何形状系数， 一般η 1。 实际的自燃点总是在局部地点开始的， 自燃点起初是在 非贴近底板的松散煤矸体中发生的 （贴近底板处由于产生的 热量被及时散发出去， 所以不容易产生自燃） ， 随着自燃程度 和范围的扩大， 逐渐蔓延到底板处， 形成向底板岩层内部的 传热。灭火冷却降温变化过程与自燃点位置和底板传热能 力有直接关系， 自燃点贴近于底板时热失散能力大， 反之， 自 燃点远 （高） 于底板时热失散能力较小。底板传热影响因素 与底板岩性、 底板传热边界表面几何形状和自燃高温点距离 底板的位置等有关。综合考虑上述各因素， 统一用式 （2） 中 的η表示。 3算例及计算结果 算例取阜新五龙煤矿 3231 综放面， 原始温度 T0 17℃； 计算参数和自燃过程的计算结果参见文献 ［2］ 。 计算采空区尺度、 有限元区域剖分和采空区冒落非均质 特征如图 2 所示， 全区域采用三角形线性单元剖分， 注氮口 附近采取二次加密， 剖分和边界条件处理的全部工作均由 G3 自动完成。计算且忽略热风压的影响。图 3 拟定了趋于 高温自燃的初始状态条件 T0， 取自燃原始最高温度为 134.5℃， 新风及注氮口的温度 T0 17℃。 92 ══ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ 第九期李宗翔等 采空区开区注氮灭火温度场冷却过程的数值模拟 图 2 采空区流场剖分网格与冒落碎胀系数分布 图 3 自燃时采空区漏风流态、 速度场、 温度分布及 CO 气体浓度 qL - 144.56 m3/min， QCH4 20 m3/min， QCO 0.27 m3/min， 温度场 tmax 134.5℃ 从风流角度上， 注氮本身驱替了部分工作面向采空区的 漏风流， 所以， q / qL值越大， 注氮效果越好 ［3］ 。因此， 在开区注 氮灭火时， 首先应努力降低工作面向采空区的漏风量， 采取如 工作面设挂风障帘、 灌注塑胶泡沫堵漏， 或者适当降低工作面 风量 （在停产状态下） 等措施。图4 模拟了在漏风量 qL降低到 约一半， 注氮量 q 24m3/min （两台注氮机同时工作） 时注氮灭 火的综合结果。图 5 给出了灭火中间温度变化过程， 图中的 温度等值线从 20℃开始， 差距为 10℃。经连续 15 天注氮灭 火， 自燃点温度从 134.5℃降低到 39.8℃。为考查底板传热能 力对降温所起的作用， 分别取η 0.8， 1.0， 1.0 （第 3 天适时恢 复工作面开采， 推进度 1.2 m/d） 等 3 种情况进行了对比计算。 高温点升温变化曲线和 CO 涌出变化曲线 （见图 6） 。 图 4 静态开区注氮灭火时采空区漏风流态、 气体浓度及温度分布的数值结果 qL - 43.3 m3/min， q’L 69.5 m3/min， q 24 m3/min； QCO 0.22 m3/min； 温度场 tmax 39.8℃ 03 中国安全科学学报 ChinaSafetyScienceJournal 第15卷 2005 ══ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ 年 图 5 开区注氮灭火采空区温度分布的变化过程的数值结果 图 6 不同条件下采空区自燃点冷却降温过程及其 CO 涌出的分岔现象 4注氮采空区自燃熄灭降温过程的 模拟分析 注氮后采空区的自燃区域发生了很大变化， 自燃高温区 随注氮时间的增加， 134.5℃高温区逐渐消失。如图 6 所示， 灭 火过程中原火区温度呈急剧的率减变化 （冷却） ， 灭火时间在 15 天以上， 但控制抑制自燃生成 CO 有害气体的时间在 3～ 5 天。 在有限的注氮量情况下， 在工作面附近氮流带和自燃冷 却带之间的交界处形成自燃氧化带 （新的 CO 产生源） 。灭火 后期， 温度略微有所回升， 采空区区域的 CO 涌出量逐渐增加。 在工作面停顿状态下， 开区注氮灭火是有限的， 在实际不 能很好地控制漏风 （qL） 的情况下， 注氮只改变了原来的自然 漏风流态下的自燃高温点的位置， 并重新在工作面附近上移 一定位置处形成新的自燃区或自燃氧化区， 该处新的高温点 的温度不一定很高， 但往往超过 CO 生成的临界温度 （这里的 煤质为 29℃） ， 产生的 CO 气体直接随漏回风流进入工作面， 使 QCO值有较大的回升 （见图 6） 。由图 6 的模拟结果可以明显看 出， 静态的开区注氮时 CO 涌出量呈两阶段变化， 因此， 其灭火 过程可分为原火区熄灭和新自燃氧化区形成两个阶段 1）原自燃区的停止自燃并迅速熄灭阶段； 2）新自燃区 （指工作面附近的灭火盲区） 的缓慢过低温自 燃阶段 （见图 7） ， 灭火起效时间 （τ*） 与注氮流量有关， QCO回 升幅度与底板散热情况有关。 由此得到判别开区注氮灭火方法有效性的条件为 Q* CO 0.0024Q （3） 图 7 开区注氮灭火过程两阶段划分 由图 6 曲线 3， 通过初期灭火 CO 降低达到 Q* CO后适时推 进工作面， 促使 CO 继续走低， 直到消失。可见， 合理掌握第一 阶段的灭火时间， 利用两阶段之间的时机， 即在后续的新自燃 13 ══ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ 第九期李宗翔等 采空区开区注氮灭火温度场冷却过程的数值模拟 氧化区尚未形成时， 推进工作面， 能有力地控制第二阶段的新 自燃区的自燃氧化。 综上所述， 开区注氮灭火主要特点及规律 1）开区注氮不能控制整个采空区的遗煤自燃； 注氮改变 了采空区原来的自然漏风流态， 自燃位置的重点重新分布 （高 温点位置发生改变） ， 在采空区形成了在原来的高温点窒熄降 温冷却， 而非高温区成为新自燃点的此消彼长的局面。 2）初期灭火效果十分明显， 首先控制住了高温点的继续 自燃， 已燃积蓄的 CO 被排放， CO 涌出量急剧减少 （为工作面 继续推进创造时机） ， 之后， 随着新的自燃点出现 CO 涌出逐渐 回升， 即出现分岔现象。 3）温度在灭火过程呈逐渐冷却降低， 由于新的高温点是 处于采空区工作面附近冷却带边缘， 仅表现为温度略有回升。 在 CO 低谷点开采推进工作面， 可以摆脱新生自燃火区的自 燃， 后期 CO 回升的原因是终温高于 CO 发生的临界温度。适 时推进或加快推进工作面速度。 4）根据注氮流量和漏风水平的不同， 灭火冷却后的最终 温度是不同的， 受自燃的开采影响因素 （工作面推进、 漏风量） 和注氮流量的综合影响。开区注氮灭火时应做到控制并减少 漏风量。 5结论 1）开区注氮适用于推进中的工作面采空区早期自燃的灭 火工作， 但应适时地及早对自燃的早期过程的跟踪和工作面 CO的监测， 争取在不停产推进中实施注氮， 合理恰当地实施 注氮灭火工作。这种思想方法同样可以引深为间歇注氮问 题， 这有待进一步研究。 2）为提高开区注氮的灭火效果， 开区注氮同时应配合以 降低工作面向采空区的漏风的措施， 即在工作面设置风幛和 适当降低工作面风量等； 为保证工作面瓦斯排放能力， 降低工 作面风量时应加大回风隅角处的瓦斯抽放力度。 3）为防止第Ⅱ阶段的新自燃氧化区的出现， 工作面开采 推进的时机应选在开区注氮原火源熄灭后 CO 降低到安全值 以下之时。由于新生自燃氧化区沿推进方向较为狭窄， 一般 在小的工作面推进度就能达到防止自燃的发生。 4） 用 G3 模拟理论结果与实际有很好的一致性， 得出的自 燃熄灭规律揭示了采空区自燃与注氮灭火的关联特征， 对于 研究注氮灭火作用是非常有意义的。在可靠地掌握工作面采 空区自燃发生规律特征参数的情况下， 合理确定灭火注氮参 数是可行的。 （收稿 2005 年 7 月； 作者地址 辽宁省阜新市； 辽宁工程技术大学职业技术学院； 邮编 123000） 参 考 文 献 1出口刚太 ［日］ . 石炭保安技术に关する海外共同研究プロジュクト ［J］ . 资源と素材， 2001， 117 （11） 831～ 846 2李宗翔. 采空区遗煤自燃过程及其规律的数值模拟研究 ［J］ . 中国安全科学学报， 2005， 15 （6） 15～ 19 3李宗翔. 综放采空区防灭火注氮数值模拟与参数确定 ［J］ . 中国安全科学学报， 2003， 13 （5） 53～ 57 4李宗翔， 纪奕君. 开区注氮采空区自燃温度场的数值模拟研究 ［J］ . 力学与实践， 2005， 27 （4） 47～ 50 5李宗翔， 吴志君， 王振祥. 采空区遗煤自燃升温过程的数值模型及其应用 ［J］ . 安全与环境学报， 2004， 4 （6） 58～ 62 23 中国安全科学学报 ChinaSafetyScienceJournal 第15卷 2005 ══ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ ═ 年