U+L型通风范文

U+L型通风范文（精选7篇）

U+L型通风 第1篇

矿井通风是瓦斯排放的一种主要方法, 国内矿井早期使用的通风系统大多为U型系统, 在实际生产过程发现回风端上隅角瓦斯浓度经常超限, 容易导致事故, 因此, 需逐渐对U型通风系统进行合理改进。本文研究的矿井工作面采用的是U+L型通风系统, 该系统主要增加了1条专用瓦斯排放尾巷, 且在专用瓦斯排放尾巷与回风巷之间采用横贯间隔连接, 这样使得上隅角瓦斯可流入到瓦斯尾巷中, 有效解决了瓦斯在上隅角集聚的问题。

1 工作面通风概况

实际工程工作面为205综采工作面, 该工作面长850 m, 宽200 m, 底板标高+400 m。综采面倾斜长壁型布置, 通风系统采用“U+L”型通风系统。具体通风线为:新鲜风流由204尾巷和胶带顺槽流入采面, 污风流由205尾巷流出, 通风系统如图1所示。

2 采空区瓦斯运移规律模拟

2.1 模拟模型的建立

建立模型时, 应考虑到顶板裂隙“三带”及邻近煤层对瓦斯浓度模拟的影响, 因此, 将模型定义为400 m×200 m×50 m的长方体。

2.2 数值模拟及结果分析

在输入模型边界条件时, 根据实际情况将冒落带孔隙率定义为0.244, 裂隙带孔隙率0.02;冒落带粘性系数104, 裂隙带粘性系数1.3e+10, 模型模拟进口风流速度1.4 m/s, 出口处压能105 Pa。输入各项模拟参数后, 得到基于U+L通风方式下的采空区瓦斯分布浓度如图2所示。z为瓦斯在矿井垂直方向的深度。

从图2可知, 在垂向10 m处代表工作面顶板, 30m处代表裂隙带, 50 m代表裂隙带中部。从图2可看出, 采空区垂向上, 顶板附近瓦斯保持较低的浓度, 随垂直高度增加, 瓦斯浓度逐渐增高, 当垂高达到30m左右时, 即进入裂隙带时, 瓦斯浓度迅速增加;当垂高达到50 m的过程中瓦斯浓度梯度变大, 浓度增加更快, 这是由于裂隙带中部裂隙发育较充分, 且连接到上下2个区域的瓦斯贡献源项及瓦斯自身升浮作用造成的。

同时通过模拟, 还得到了工作面走向、宽向的瓦斯浓度变化情况, 如图3、图4所示。其中, x为工作面走向的距离, m;y为宽度方向远离工作面的距离, m;z为垂向距离, m。

由图3、图4可得出:沿工作面走向, 随着工作面煤壁到采空区距离增加, 采空区内瓦斯浓度呈现逐步增大趋势, 但当距离达到45 m左右时, 采空区瓦斯浓度基本保持不变, 浓度仅存在轻微波动。沿采面宽向, 总体而言从进风侧到回风侧风流中瓦斯浓度逐渐增大, 瓦斯浓度最大阈值点出现在距离回风42 m左右处, 靠近上隅角处瓦斯浓度却逐渐下降, 降至4%左右。

3 结语

U+L型通风 第2篇

1 工作面概况

戊9,10-12180综采面采长162 m,走向长1 031 m,巷道布置除进、回风巷外,还布置1条外错于回风巷15 m的瓦斯排放巷,该巷道高出回风巷4 m,排放巷每隔60 m有1条联络巷与回风巷相通。采面煤层厚4.22～5.65 m,倾角8°～11°,平均采高4.2 m,相对瓦斯涌出量20 m3/t,绝对瓦斯涌出量28 m3/min,自然发火期58 d。通风系统如图1所示。

2 技术方案选择

采空区三带的划分一般采用取气法,即根据采空区氧含量划分采空区三带。由于取气时存在误差,单纯采用这一种方法很难准确划分采空区三带,为了客观反映采空区三带分布,需要采用综合法划分采空区三带。

综合法划分三带原理:①根据工作面的有关参数建立采空区三带数学模型,然后通过解算得出采空区理论上的三带范围;②采空区埋管取气,根据采空区氧含量划分三带范围;③根据数学解算、气体变化和温度变化综合分析,准确地划分出采空区三带的范围。

3 采空区水平三带考察

3.1 采空区三带考察布置

考察布置如图2所示:因为采空区内气体沿走向和倾向均有变化,所以在采空区进回风侧均埋设取样头,并且在采空区的中部也埋设了取样头,以便准确划分采空区三带范围。为了便于弯曲,采空区中部埋管采用塑料套管,为了防止塑料套管被压断,在刮板机后挖一小沟,将塑料套管埋入沟内。为了防止端头支架将埋管压断,采空区回风侧的埋管采用Ø50 mm的钢管。取样头的设置如图3所示:取样头为Ø250 mm、长300 mm的圆柱形钢管,将钢管一端封严,另一端焊上Ø50 mm 接头,将取样头钻出许多小孔,以便气体进入取样头,将束管单管伸入取样头并用封泥将进口封严。用Ø50 mm钢管三通分别连接Ø89 mm塑料套管和取样头,束管单管从取样头出来后再从采空区中部的塑料套管和回风侧的钢管中穿出,随着采煤工作面的不断推进,束管埋管逐渐伸入采空区内,通过地面束管监测系统的连续监测,获得设置在采空区内的束管测点的O2含量,并据此划分采空区的三带范围。

3.2 按采空区氧含量分布划分三带

采空区浮煤的氧化状况是由采空区氧含量分布情况决定的,所以采空区三带的划分应以氧含量的分布为主,其他气体为辅。根据国内外划分采空区三带采用的氧含量指标,将试验工作面三带划分的氧含量指标定为:①通风散热带。O2含量≥18%,在此范围内,采空区的漏风为最大,虽供氧充足,但浮煤氧化所产生的热量也极易被漏风带走,热量不易积聚,且温度值较低,不易自燃,因此定为通风散热带。②氧化带。O2含量为7%～18%,在此范围内漏风较大,供氧适宜,而氧化生成的热量则不易被漏风带走,容易氧化自燃,因此定为氧化带。③窒息带。O2含量7%,在此范围内漏风量最小,供氧不足,氧化生成的热量也最少,而且由于岩石传导热量较多,温度有所下降,通常没有自燃的可能,因此定为窒息带。

用束管监测系统连续监测采空区埋入的测点的O2含量,以此划分采空区三带范围。考察结果如图4所示:处于采空区进风侧的测点在采空区以里55,145 m处测得的氧含量分别为17.5%,7.0%,处于采空区回风侧的测点在采空区以里55,140 m处测得的氧含量分别为17.5%,7.0%。为此,采空区沿走向三带范围为:在进风侧由支架切顶线向采空区方向延伸55 m,在回风侧延伸55 m区域为通风散热带;在进风侧由支架切顶线向采空区方向的55～145 m,在回风侧的55～140 m为氧化带;氧化带向采空区以里为窒息带。

3.3 采空区三带数学模型的建立及解算

由于综采面煤岩垮落高度及其变化量与采空区长度、宽度相比很小,层与层之间漏风所造成的垂直分速度很小,因此可将采空区视为二维多孔介质非线性渗流场,服从Bachmat二维非线性渗流方程:

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式中,E为渗透率张量;J为水力梯度; V为渗透速度;β为介质颗粒形状系数;Dm为平均调和粒径;υ为运动黏度;n为多孔介质孔隙度。

其中,J=-Δh,Δ为Hamilton算子;令a=υ/gE,b=βDm/gnE,则

-Δh=(a+bV)V (2)

通过引入流函数ψ可得二维平面非线性渗流的流函数微分方程。

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其边界条件为:

(1)边界的压力h分布(实测得出的工作面压力分布)

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(2)边界上的速度分布或局部边界节点的风速(局部漏风处)

ψ=ʃundefinedVndL+c (5)

对微分方程(3),给出边界条件(4)或(5),运用有限元数值解法,便可得到采空区内流函数的值解,进而得到渗透流速度v和分量vx、vy。根据采空区煤自燃所对应风速的上下限(0.10～0.24 m/min),即可得出采空区自燃三带分布。

经对戊9,10-12180工作面采场矿压显现实际观测,压实区前沿距工作面130 m,压实区两侧边界距进风、回风侧边界分别为16,35 m,工作面进风量为1 850 m3/min,工作面上下两端压差实测为23 Pa。

根据Catman公式,e=180d2n3/(1-n)2;计算时取Dm=0.014 m,g=9.81 m/s,υ=14.610-6 m2/s,β=1.5。另外n=1-1/kp,按照采空区各处矸石冒落和顶板下沉情况,可求得采空区碎胀系数kp(x,y)分布。

由采空区碎胀系数kp(x,y),即可求得a、b值,将a、b代入微分方程,利用有限元数值解法即可求得采空区风速的分布。根据易燃带风速上下限确定试验工作面采空区自燃三带为:①通风散热带。在进风侧距工作面35 m以内;在回风侧45 m以内。②自燃带。在进风侧距工作面35～140 m;在回风侧45～145 m。③窒息带。在进风侧距工作面120 m以外;在回风侧125 m以外。

3.4 综合指标划分采空区水平三带范围

通过现场实测采空区的含氧量与数学模型解算,划分了采空区的三带。经综合分析,最后得出采空区三带的分布范围如图5所示:通风散热带在工作面后方采空区进风侧55 m、回风侧55 m的区域,该带的特征是各点的漏风风速较高,基本上都大于0.24 m/min,残煤升温率低于1 ℃/d,漏风强度较大,煤氧化生成的热量被漏风风流即时带走,不易大量积热,通常不会发生自燃。氧化带的始、终位置在工作面后方进风侧第55～145 m和回风侧第55～140 m,该区域的特点是,各点的风速一般在0.10～0.24 m/min,在可能自燃风速界限内,升温率存在大于等于1 ℃/d的区域的可能,氧气浓度一般为7%～18%,氧化生成的热量不易被漏风风流带走,供氧聚热条件适宜,有自然发火的可能。

当L/VT时,此带有自燃危险。其中,L为可能自燃带宽度;V为工作面月推进度,m/月;T为煤的自然发火期,月。

窒息带在工作面切顶线进风侧145 m和回风侧140 m至切眼区域。该区域岩石冒落后被逐渐压实,各点的漏风风速小于0.1 m/min,漏风基本消失,氧含量较低,一般小于7%,升温率小于1 ℃/d,并伴随着采空区距离的增长,升温率出现负值,即岩石导热会使氧化带内残煤氧化生成的热量逐渐逸散,温度缓慢下降。如果在氧化带内有残煤氧化自燃,那么进入窒息带后,也会由于缺氧而窒息。随着工作面的推进,三带的位置随之前移。氧化带的前移速度愈慢,其宽度愈大,残煤在此范围内的时间愈长,就愈容易发生自燃。因此,加快氧化带前移速度,缩小其宽度是防止工作面采空区自燃的重要手段。采用的方法是:加快回采推进度;注氮气降低氧化带氧含量;工作面降风;采空区上下端头堵漏;减小采空区进出口端点的通风压差。

4 采空区垂直三带考察

4.1 垂直三带考察布置

采空区垂直三带考察的方法如图6所示:在工作面回风巷选择一段压力比较小的巷道,在巷道的右帮(面对工作面)掘一2.1 m2.1 m2.1 m的钻场,从钻场施工5个取气钻孔,钻孔参数见表1。

为了便于取气,在钻孔内插入Ø25 mm套管。套管采用塑料管(不影响采煤机采煤),套管必须下到终孔位置,套管出口端1 m加工成花管,套管内插入束管单管,便于与束管系统相连,套管的进出口端均需封严,钻孔的封孔长度为2 m。当工作面推进到离钻场50 m时开始将束管系统与束管单管相连,并记录取气数据,直到工作面推到钻场为止。通过数据分析便可考察出工作面前方煤层受采动影响提前氧化的距离以及支架上部三带的范围。由于支架尾梁后不容易打钻,为了测试支架后的气体含量,向支架尾梁后插入Ø18 mm钢管,钢管内穿入束管单管,再与束管系统相连。

4.2 垂直三带考察结果

从采空区垂直三带考察结果(表2)可以看出:距煤层底板33 m以上高度的氧含量为6.5%,这个高度以上的空间为窒息带;距煤层底板5 m(支架上方1 m)的氧含量为19.0%,这个高度以下的空间为散热带,煤层不会氧化自燃;煤层底板以上5～33 m的空间的氧含量为6.5%～17.5%,这个空间为氧化带。

5 结语

U型通风上隅角瓦斯治理研究 第3篇

“U”型通风方式, 进入工作面的风流可分为两部分, 即沿工作面流动和进入采空区两个部分。进入采空区的风流会通过采空区内的气流交换过程, 逐渐再返回到工作面, 而最终会汇集于采面上隅角;因此, 工作面上隅角就是采空区瓦斯流入工作面的汇合处。

1上隅角瓦斯积聚的原因

上隅角瓦斯积聚的原因, 与采煤工作面的通风方式、工作面上隅角的风流状态等状况有关。

因为采煤工作面上隅角靠近煤壁和采空区, 风流在经过工作面的上端头时, 巷道会突然垂直转弯, 这样使靠近煤壁的风速降低, 工作面上隅角局部地区会出现涡流现象, 使采空区和工作面的瓦斯不易被风流带走, 从而使上隅角瓦斯容易发生积聚的现象。

2 U型通风系统采煤工作面瓦斯超限的原因

2.1采面隅角为采空区风流的汇合处

如果工作面的后方与邻近煤层的采空区或是同一煤层未隔离的巷道是相通的, 那么风流会汇入工作面漏入采空区的风流中, 流向工作面, 具体如图1所示。

2.2采面隅角的风流状态是瓦斯超限的重要原因

采面上隅角靠近煤壁和采空区的一侧, 风流速度会很低, 局部会处于涡流状态。如图2所示。

隅角的瓦斯超限形成, 是由于涡流使采空区涌出的瓦斯难以进入到主风流中, 从而使高体积分数瓦斯在上隅角附近循环运动而聚集。

当采面隅角出现瓦斯超限的情况, 应遵循以下的几个原则进行处理:

第一:立即设置采面隅角挡风帘, 这是采面隅角出现瓦斯超限的应急措施之一。

第二:根据具体的实际情况, 可以用多种瓦斯抽放方法相联合的运用方式等措施进行瓦斯的综合治理。

第三:进行排查, 封堵漏风, 包括该工作面相关的所有封闭采空区的密闭。

第四:进行及时的回柱, 避免出现回柱的现象。

3采煤工作面上隅角瓦斯积聚的处理方法

上隅角埋管抽放示意图如图3所示。

由图3可知, 上隅角埋管抽放是在上隅角挡风墙进行封堵后, 采用钢圈风筒伸进上隅角, 连接在回风顺槽的负压抽放管路上, 通过上隅角埋管抽放, 在工作面上隅角处形成一个负压区, 使该区域的瓦斯通过抽放管路被抽走, 这样, 会有效地避免因采空区瓦斯涌出而造成上隅角瓦斯超限事故的发生。

4 U型通风工作面采空区瓦斯治理原则

采空区最大特点, 是存在两种特性相差很大的空隙, 即采动空隙和原有空隙。在一般U型通风工作面, 风流是从进风巷进入, 清洗工作面后会经回风巷流出, 具体如图4所示。

由于采空区内采动空隙与原有空隙并存, 流动规律一般是, 从煤层微小孔隙解析出来的瓦斯, 会首先在煤块内流动, 然后在煤块内外的压差作用下, 最后进入采动空隙系统。

结束语

煤矿的安全生产是首位, 而采煤工作面上隅角瓦斯超限问题也是制约着煤矿安全生产的一个重要因素, 因此要知道形成的原因, 找到更好的治理措施, 才能提高煤矿的生产效率, 提高经济效益。

摘要：本文通过对上隅角瓦斯积聚的原因、U型通风系统采煤工作面瓦斯超限的原因、采煤工作面上隅角瓦斯积聚的处理方法及U型通风工作面采空区瓦斯治理原则进行分析, 以提高我国采矿工作面的效率。

关键词：U型通风系统,上隅角,瓦斯治理

参考文献

[1]王文为等.掘进工作面煤与瓦斯突出的原因及防治措施[J].煤, 2001, 10.

[2]于不凡.煤矿瓦斯灾害防治及利用技术手册[M].修订版.北京:煤炭工业出版社, 2005:146-154.

U+L型通风 第4篇

近年来, 随着煤矿机械化的迅速发展, 综放采煤方法在我国得到了快速发展。但因为瓦斯的大量涌出而导致工作面瓦斯超限的情况严重影响着工作面安全高效生产。治理工作面瓦斯超限问题, 可以从加强通风和瓦斯抽放两方面着手[1]。

工作面双U型通风方式是一种有效预防上隅角瓦斯积聚超限的通风方式。“两进两回”的双U型通风系统, 即胶带巷为主要进风, 进风巷辅助进风, 回风巷和瓦斯排放巷回风。双U型通风方式增加了供风量, 有利于稀释工作面瓦斯, 提高了工作面风排瓦斯量和抗灾能力。但是, 双U型通风瓦斯尾巷处于采空区内, 随着工作面的推进, 瓦斯尾巷长度的变化会引起风流压力分布变化, 从而使上隅角采空区的漏风方向和瓦斯涌出量发生改变, 当瓦斯涌出量超过一定值后, 会引起上隅角瓦斯积聚;而瓦斯尾巷的长度与回风巷和瓦斯排放巷之间的联络巷间距有关。因此, 研究合理的联络巷间距对控制工作面上隅角瓦斯浓度超限具有一定的指导意义[2]。本文以潞安集团余吾煤业有限责任公司 (以下简称余吾煤业公司) N2202工作面为研究对象, 对其采空区漏风和瓦斯浓度分布规律进行数值模拟和现场观测。

1 工作面概况

余吾煤业公司属于典型的高瓦斯矿井。N2202工作面位于井田北二采区, 采用走向长壁后退式大采高低位放顶煤一次采全高全部垮落式综合机械化采煤法采煤。工作面走向长度为1 216 m, 倾向长度为281.5m;煤层厚度稳定, 平均煤厚为6.31m;煤层倾角为+3°;工作面日产量为8 000~15 000t。余吾煤业公司工作面通风系统及测点布置如图1所示。回采过程中, 当工作面推进至联络巷处时将其打开, 同时, 永久密闭上一个联络巷;瓦斯尾巷采用木垛支护;工作面总供风量约为5 100m3/min, 其中切眼风量约为4 100 m3/min, 辅助切眼风量约为1 000m3/min。根据工作面瓦斯涌出预测报告, N2202工作面绝对瓦斯涌出量为50.5 m3/min, 相对瓦斯涌出量为9.8m3/t;其中采空区瓦斯涌出量占41%, 煤壁、落煤瓦斯涌出量占59%。

2 采空区流场的数值模拟

2.1 瓦斯运移的数学模型

采空区漏风和瓦斯运移可采用Navier-Stocks微分方程作为流场的控制方程[3,4,5]。

式中:ρ为混合气体密度, kg/m3;t为时间变量, s;Ys, Ds分别为质量浓度和质量扩散系数;xj为方向向量;ui, uj为采空区内不同方向的气体流动速度分量, m/s;p为压强, Pa;τij为分子剪应力张量, Pa;Si为孔隙介质动量损失源项;E为单位体积内的总能量, J;H为单位体积的总焓;k为流体传热系数;T为温度。

控制方程组中, 方程 (1) 为连续性方程, 方程 (2) 为能量方程, 方程 (3) 为动量方程。

2.2 模拟区段和边界条件

为了采用有限体积法得到流体流动控制方程的数值解, 根据N2202工作面实际情况, 分别在工作面推进至310m (距22号联络巷4m) 处, 工作面推进至330m (距22号联络巷24m) 处建立三维计算模型 (图2) 。当工作面推进至330m时, 模拟分为不增加回风巷阻力和增加回风巷阻力2种情况进行。

模拟区段选取:根据工作面实际情况, 选取胶带巷与回风巷断面积为53.5 m2;工作面长为281.5m, 有效截面积为5.53.5m2。工作面“竖三带”和“横三区”观测:垮落带高度为25m, 距工作面0~20 m为自由堆积区, 20~80 m为载荷影响区, 80m以后为压实稳定区[6], 在不同区域选取不同的孔隙率和扩散系数。采空区的孔隙率根据“垮落带内孔隙率最高, 垮落带内距离工作面越远孔隙率越小, 裂隙带、弯曲下沉带依次减小”的规律编制UDF (User-definedFunction) , 把采空区孔隙介质渗透率分布输入计算模型[7,8]。

根据现场实测, 将N2202工作面胶带巷和进风巷设为通风入口, 胶带巷入口风速为3.73 m/s, 进风巷入口风速为1.37 m/s。工作面 (采空区) 两端压差为230Pa, 且呈近似线性分布。采空区边界和工作面煤壁面不漏风。采空区已闭联络巷认为是多孔介质, 会漏少量的风。尾巷和采空区以及工作面与采空区的交界面设为跳跃边界[9,10]。

2.3 模拟结果与分析

将上述3种情况的几何边界条件及物理参数导入Fluent软件, 采用Simple算法分别求得3种情况下的瓦斯浓度分布及漏风流场, 结果如图3图5所示。

由图3图5可知, 工作面漏风流分为3个部分:一部分经过采空区又回到工作面;一部分经过采空区流向尾巷, 通过打开的联络巷流向瓦斯排放巷;还有一部分少量风流漏向采空区后部, 通过已闭联络巷的裂缝直接流向瓦斯排放巷。对比分析可知, 当工作面推进至310m时, 采空区漏风流经尾巷流向打开联络巷的风流明显大于330 m时的风流。当推进至330m时, 工作面漏风流大部分经由采空区重新回到工作面, 由尾巷流向打开联络巷的风流明显减小。当工作面推进至330 m时增加回风巷的阻力, 可以看到尾巷的风量明显增加。

打开联络巷初期, 工作面漏风量大部分通过采空区直接流向尾巷;当工作面继续往前推进时, 工作面漏向采空区的风量减少, 流向工作面的风量逐渐增多;当增大回风巷的阻力时, 可以增加工作面流向尾巷的风量, 稀释尾巷内瓦斯, 降低尾巷内瓦斯浓度。

3 工作面瓦斯浓度测定

3.1 工作面瓦斯测定方法与测点布置

在工作面推进过程中, 采空区内的漏风流场不断发生变化, 通过工作面漏风流流向工作面和尾巷的瓦斯也随着发生改变。因此, 研究工作面瓦斯涌出应重点监测工作面推进过程中, 工作面刮板输送机后部、上隅角、回风巷入口以及尾巷的瓦斯浓度, 即整个上隅角区域的瓦斯变化情况。余吾煤业公司上隅角监控探头布置如图1所示, 测点编号依次为T1, T2, T3, T4, 分别位于刮板输送机后部、上隅角、回风巷后部、尾巷。

3.2 观测数据的整理与分析

3.2.1 观测数据的整理

当工作面从22号联络巷推进到21号联络巷, 从18号联络巷推进到17号联络巷, 从17号联络巷推进到16号联络巷之间时, 当天监控瓦斯平均值与工作面距打开联络巷距离的变化关系如图6图8所示。

3.2.2 观测数据的分析

由图6图8可以看出, 工作面从一个新打开的联络巷推进到下一个联络巷过程中, 工作面上隅角、刮板输送机后部、回风巷后部瓦斯浓度变化趋势基本一致且变化不大;尾巷内瓦斯浓度随工作面推进变化较大。

当工作面距打开联络巷0~8 m时, 尾巷瓦斯浓度较大。由Fluent模拟结果可知, 在工作面距打开联络巷0~8 m内, 经由采空区直接流向尾巷的风流较大, 漏风流携带采空区内的瓦斯涌向尾巷, 导致尾巷内的瓦斯浓度较大。

当工作面推进至距离打开联络巷8~23m时, 尾巷内的瓦斯浓度呈现下降趋势。这时, 尾巷的长度不断增加, 距离工作面较远的采空区逐渐被压实, 孔隙率逐渐减小, 工作面漏风流通过采空区漏向尾巷的距离逐渐增加, 阻力渐渐增大, 所以, 工作面漏风流经过采空区流向尾巷的风流减少, 重新回到工作面的风量增加。回到工作面的漏风流携带了采空区内的瓦斯, 所以, 工作面刮板输送机后部、回风巷后部的瓦斯浓度有所增加, 而尾巷内瓦斯浓度则逐渐减小。

当工作面与打开联络巷距离超过23 m时, 尾巷瓦斯浓度逐渐增加, 刮板输送机后部、回风巷瓦斯浓度整体变化不大。此时, 尾巷的长度继续增加, 采空区内高浓度瓦斯在浓度差的作用下不断向尾巷涌出, 尾巷内瓦斯量逐渐增加。同时, 由于尾巷长度增加, 阻力变大, 尾巷风量减小, 而涌入尾巷的瓦斯量增加, 导致尾巷内瓦斯浓度增加。

当工作面距打开联络巷超过40 m时, 尾巷内瓦斯浓度增加到初始最大值, 且继续增大, 所以, 联络巷间距超过40 m时要加强通风管理与调节, 保证尾巷风量。

4 结语

以余吾煤业公司N2202工作面为研究对象, 通过利用Fluent对其采空区漏风和瓦斯浓度分布规律进行了数值模拟和现场观测。模拟和观测结果表明, 当工作面距离打开联络巷0~8m时, 尾巷内瓦斯浓度较大, 此时, 要加强监督管理, 避免瓦斯浓度超限。当工作面距离打开联络巷超过23 m时, 尾巷内瓦斯浓度达到最小值。当工作面距离打开联络巷40m时, 瓦斯浓度达到初始最大值, 且继续增加, 所以, 把瓦斯排放巷和回风巷间的联络巷间距设为40m较为合理, 考虑到经济性, 建议不要超过50m。当工作面距离打开联络巷距离超过23 m时, 增加回风巷阻力, 可以增加尾巷风量, 使得尾巷内瓦斯浓度降低, 避免尾巷瓦斯浓度超限。

摘要：为了掌握双U型通风工作面瓦斯浓度分布规律, 预防工作面瓦斯浓度超限, 运用Fluent软件对某工作面推进到2个联络巷之间不同位置时采空区内漏风进行了模拟分析, 并对工作面瓦斯涌出规律进行了实测和统计研究分析。模拟与观测结果表明, 双U型通风工作面在推进过程中, 工作面刮板输送机后部、上隅角和回风巷后部瓦斯浓度变化不大, 尾巷瓦斯浓度随着工作面在2个联络巷之间位置的改变而变化, 联络巷打开时, 瓦斯浓度最大, 当工作面距离打开联络巷23m左右时瓦斯浓度最小, 当工作面距离打开联络巷40m时尾巷瓦斯浓度又增加到初期最大值, 且进一步增大。因此, 从治理瓦斯角度考虑, 回风巷和瓦斯排放巷之间的联络巷合理间距应为40m, 考虑经济性, 建议不要超过50m。

关键词：双U型通风工作面,瓦斯浓度分布规律,采空区流场,回风巷,瓦斯排放巷,联络巷

参考文献

[1]赵亮.双U型工作面两进两回通风方式在岳城煤矿的应用分析[J].矿业安全与环保, 2013 (4) :121-123.

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U+L型通风 第5篇

针对采空区遗煤自燃问题,目前已有一定的研究[4,5,6,7,8,9,10,11,12],但这些研究基本都是根据实际数据得到的解析解,或是基于连续介质理论的模拟结果。笔者认为这些做法存在问题,采空区顶遗煤受采动影响已形成裂隙,其比表面积要大于初始状态下的煤层。在通风条件下,O2通过裂隙渗入煤层,煤与O2发生反应,产生放热及自燃。对于这些问题,解析计算及连续理论模拟都不能对其细观自燃发展过程进行较好的反映。

笔者基于对工程问题的模拟经验,尝试使用基于颗粒流理论的PFC3D作为模拟工具,将O2等效为颗粒渗入遗煤颗粒,模拟煤与O2反应并放出热量,从而得到自然发火过程中的采空区遗煤内温场分布及其特点。

1 PFC3D 及其热力耦合模型

热力耦合涉及的热导参数是温度和热通量。这些变量与连续方程和Fourier热导法则有关。FPC3D中使用由Fourier法则演化的差分热导方程代替了Fourier法则,以使PFC3D可以在给定边界条件和初始条件下,解算特殊几何形状和属性。

PFC3D热力模型中主要给定的方程如下:

连续介质热导方程:

式中: qi为热通量,W/m2,i表示第i次计算的量;qV为体积热源强度或能量密度,W/m3; ρ为材料密度,kg /m3; cV为定容比热容,J/( kg·℃) ; θ为温度,℃; t为放热时间,s。

根据Fourier法则确定的连续介质热通量与温度梯度的关系式:

式中kij为热导张量,W/( m·℃) 。

温度的改变量Δθ与煤体颗粒半径的改变量Δr的关系式:

式中α为颗粒线性热膨胀系数。

颗粒连接的键( bond force vector) 力矢量为:

式中:为键的法向刚度; A为键的横截面积;为成键部分材料的膨胀系数;为键的长度。

除此之外,还有数值离散化、热导与热阻关系等,详见PFC3D用户手册。

2 遗煤发火的细观模型构建

某矿18305回采工作面长200 m、采高4. 8 m。现以该工作面为例进行U型通风下的采空区自然发火数值模拟。采空区深度取300 m,工作面正常推进速度约为3. 6 m/d、通风阻力58 Pa、倾角5°,工作面最大风量700 ~ 810 m3/ min,进风温度为19℃ ,原始岩温为21. 7℃,正常推进时遗煤均厚为0. 5 m,其他相关工况参数见文献[13]。U型通风下采空区模型如图1所示,模型的原点为左下角采空区( O点) ,X轴方向从左到右 ( 横向,300 m) ,Y轴方向从下到上( 纵向,200 m) 。对于煤颗粒的设置: 颗粒的摩擦系数为0. 3,煤的密度为1 400 kg /m3,弹性模量和切变模量为3. 5×108Pa,颗粒半径范 围[0. 05 m,0. 075 m],孔隙率0. 3。

使用PFC3D对遗煤中氧进行模拟,需解决3个问题: 将空气中的O2按比例等效为颗粒; 模拟O2在遗煤内的流动情况; 煤颗粒与O2颗粒反应消耗氧的过程。

将空气中的O2按比例等效为颗粒的过程: 标准状态下,1 mol气体=22. 4 L气体,所以1 m3= 44. 64 mol。O2浓度=44. 64×21% ×32 = 0. 3 kg /m3,设1 m2气体模型内100个O2颗粒,O2颗粒浓度 = 0. 3×0. 5 /100 =0. 001 5 kg / m2= 0. 046 9 mol / m2。O2相对空气的密度( 去掉空气对氧气的浮力) 为3 g /mol,每个O2颗粒的相对质量为0. 046 9×3 /1 000 = 1. 407×10-4kg。为使O2在遗煤里充分扩散,设O2颗粒半径rO2=0. 000 1 m,则球的密度为1. 407×10-4/ ( πr2O2) =4. 48 kg / m3。

模拟O2在采空区内的流动是通过FISH实现的,以通过采空区的进气口与出气口两点,构造采空区内的二次抛物线( 见图1) ,模拟气流在采空区的运动轨迹,从而为O2颗粒施加速度矢量。同时为模拟气流带走煤层热量的现象,与速度矢量呈正比地减小气流经过区域( 如图1中多条抛物线包罗区域)煤颗粒的温度值,实现上述模拟。

O2在遗煤内的运输是通过对流和扩散实现的,O2的运输方程如下[14]:

式中: t为计算时间,s; ε为遗煤孔隙率,% ; D为空气扩散系数,m2/ s; R为氧气消耗速率,mol / ( m3·s) 。

煤颗粒与O2颗粒反应消耗氧是通过FISH实现的,假设煤颗粒与O2颗粒外表面距离小于等于rO2时,发生反应并放出热量。去除O2颗粒后导致局部氧浓度降低,促使O2颗粒产生运动。反应遵循碳与氧反应的化学方程式。

本例用到的相关参数取值如下:

空气动力黏性系数μ =1. 8×10-5kg / ( m·s) ; 空气扩散系数D=1. 5×10-5m2/ s; 活化能Ea= 5×104J / mol;煤导热系数λs= 0. 2 J / ( mol·K) ; 放热量ΔQ = 4. 2×104J / mol; 遗煤渗透系数k = 8×10-7m2; 煤的线性热膨胀系数α = 3. 0×10-6K-1; 煤的定容比热容cV=1 100 J / ( kg·K) 。模型处于标准状态。

在低温下煤氧反应放出的热量相对燃烧反应是极小的。这样做是因为设置了100个O2颗粒与煤反应放热,这100个O2颗粒中的每一个代表了一定范围内的氧与煤的反应,而不是单单就1个颗粒的反应,设置较高的反应热是为了宏观上的效果与实际情况一致。这里1个O2颗粒与煤颗粒反应实际代表了许多氧与煤的反应,反应热可以从一个煤颗粒向周围颗粒扩散,从而达到氧与煤反应所表现出的宏观效果。

3 温场模拟结果及分析

使用上述模型及工况构建了采空区遗煤自然发火过程模型,根据该模型计算的在不同时刻遗煤内温度分布如图2所示。

注: 图中 A ~ F 子图的区域为图 1 中采空区所对应的区域,即 200 m×300 m 的范围。

遗煤温度分布区域的灰度代表温度为295 ~307 K,灰度从外到内逐次随温度改变,每次改变梯度为2 K。如图2所示,子图A是遗煤最开始明显升温的时刻。这个时刻大约为模拟时间的第7天,区域温度约为296. 5 K,位置为X∈( 200 m,220 m) ,Y∈( 50 m,95 m) ,不规则椭圆形。升温区在采空区横断面偏下位置,这个位置和形状与通风量、遗煤厚度等有关。子图B是继续保持了遗煤升温的状态,升温区纵向扩展( Y方向) 。这个时刻大约为模拟时间的第15天,区域温度约为298. 1 K,位置为X∈( 200 m,225 m) ,Y∈( 50 m,110 m) ,较规则椭圆形。升温区向采空区横断面上方移动,经过前阶段热量的积累,促进了氧化反应的发生,升温区沿气流运动方向扩散。该时刻升温区内两闭合等温线间距基本相同,说明这时的氧化升温是比较稳定的,升温在各方向线性增长。子图C的升温区形状开始突变。这个时刻大约为模拟时间的第22天,区域温度约为301. 9 K,位置为X∈ ( 200 m,235 m ) ,Y∈ ( 50 m,125 m) ,形状不规则。升温区的范围较子图B变化不大,但温度上升极快,升温区上段区域收紧成尖端状,下端则继续扩大。上述现象是由于遗煤与O2加速反应,升温区下端在风流的上游O2浓度较高,升温区得以发展; 升温区上段在风流的下游O2浓度较低,升温区发展较慢。该时刻升温区内多条闭合等温线走向变化较大,等温线间距不确定,说明这时的氧化升温是比较剧烈的,升温区在该方向增长速度不同。子图D的升温区形状开始横向扩展( X方向) ,温度上升极快。这个时刻大约为模拟时间的第27天,区域温度约为304 K,位置为X∈( 200 m,250 m) ,Y∈( 50 m,125 m) ,形状保持了子图C的发展态势,极不规则。这个期间升温区范围在纵向上发展比较缓慢,主要是在横向发展。原因是沿气流运动方向的O2供应不足,在前阶段蓄积的热量向四周扩散,与风流垂直方向区域可以获得较充分的O2,从而产生氧化反应,使升温区横向扩展。该时刻升温区内多条闭合等温线走向变化较大,等温线间距不确定,但走向变化及等温线间距要比子图C规则,说明这时的氧化升温仍然剧烈,但是逐渐趋于平稳。子图E的升温区形状又开始大范围纵向扩展,横向扩展较小,温度上升极快。这个时刻大约为模拟时间的第31天,区域温度 约为306. 1 K,位置为X∈( 200 m,270 m) ,Y∈( 50 m,150 m) ,形状在子图D上进一步发展,形状趋于规则。该时刻升温区在纵向和横向发展速度都快,纵向发展大于横向发展,其原因与子图B的形成相似。由于升温区横向发展,与氧气流的垂直接触范围增大,形成了新的纵向氧气供应通道,从而使处于氧气流下游的区域得氧升温,升温区上段纵向得以发展。该时刻升温区内多条闭合等温线走向变化减小,等温线间距比较一致,比子图D规则,说明这时在氧化升温的同时其各方向的氧化升温速度区域稳定。子图F的升温区形状横向扩展较大,纵向扩展停止,升温区呈梯形。这个时刻大约为模拟时间的第35天,区域温度约 为308 K,位置为X∈( 200 m,300 m) ( 300 m后超出研究区域且升温区停止发展) ,Y∈( 50 m,150 m) ,再一次出现突变,与子图C相仿。升温区纵向扩展停止,这是由于风流假设为抛物线( 如图1所示) ,经过采空区上边界和下边界的O2较少,不足以供应氧化升温反应。升温区在300 m后的采空区发展也较小,这是由于距离通风口较远,O2浓度不足所致。

综上所述,采空区遗煤自然发火过程可以分为3个阶段: 第一阶段是第22天以前,这个时期升温区发展比较缓慢,升温过程稳定,形状规则,O2供应充足; 第二阶段是第22天到第35天,这个时期升温区的发展比较剧烈,由于O2供应问题,各方向的升温区发展速度不同,一般是先纵向再横向再纵向的发展方式; 第三阶段是第35天后,升温区周围O2供应浓度到达极限平衡,升温区范围停止发展,系统达到平衡。

4 结论

模拟了U型通风下采空区遗煤自然发火过程。第一阶段是第22天以前的时期,温度从294 K升高到301. 9 K,升温区发展至X∈( 200 m,235 m) ,Y∈( 50 m,125 m) ; 第二阶段是第22天到第35天期间,温度升高到308 K,升温区发展至X∈( 200 m,300 m) ,Y∈( 50 m,150 m) ; 第三阶段是第35天后,温度不再升高,升温区范围停止发展,系统达到平衡。

U+L型通风 第6篇

1 采煤工作面瓦斯来源及其浓度分布规律

采煤工作面瓦斯来源有两个方面, 一是来自采煤工作面煤壁及采落的煤块;二是来自采空区。采煤工作面瓦斯浓度分布规律是:沿工作面倾斜方向从进风到回风流瓦斯浓度逐渐增大, 在中下部增加梯度较小而慢, 在工作面上部增加梯度较大而且较快;在垂直于煤壁的横断面上, 瓦斯浓度总的变化趋势是从煤壁到采空区是“高—低—高”, 但在不同生产工艺时不同断面上变化趋势不同, 工作面上隅角瓦斯浓度高于工作面其他地点, 其中上隅角上部及煤壁瓦斯浓度最高。

2 上隅角瓦斯积聚原因

2.1 采煤工作面的通风方式

一号煤矿采煤工作面采用的是U型通风方式, 此种通风方式系统简单, 便于通风管理, 对了解煤层赋存情况、掌握矿井瓦斯发展规律较为有利。

2.2 工作面上隅角的风流状态

采煤工作面上隅角靠近煤壁和采空区, 风流经过工作面上端头时, 巷道突然垂直转弯, 使靠近煤壁的风速降低, 工作面上隅角局部地区出现涡流现象, 在附近出现风流循环流动现象, 使采空区和工作面的瓦斯不容易被风流带走, 从而使上隅角瓦斯容易发生积聚。

2.3 一号煤矿瓦斯涌出情况

一号煤矿瓦斯赋存极不均衡, 现开采的三盘区、六盘区局部区域煤层瓦斯含量较大, 掘进期间最大瓦斯涌出量达到9.2m3/min, 采煤工作面回采期间绝对瓦斯涌出量大于10m3/min, 最高达到25.4m3/min, 相对量达到8.5m3/t, 采煤工作面回风流瓦斯主要来源于工作面本煤层和采空区, 通过监测数据表明, 其中30%的瓦斯来自采煤工作面新暴露的煤体和割煤时的落煤;70%的瓦斯来自采空区。近几年随着矿井开采深度和强度不断增加, 瓦斯涌出量逐年增大, 截至2011年8月, 矿井瓦斯绝对涌出量达到115m3/min, 相对涌出量为8.3m3/t, 矿井绝对瓦斯涌出量的不断增大促使采煤工作面上隅角瓦斯积聚程度更为明显。

3 采煤工作面上隅角瓦斯积聚的处理方法

3.1 上、下隅角截堵

使用编织袋装锯末、灰渣等材料将工作面上、下隅角截堵并充填严实, 减少向采空区漏风和从采空区向上隅角涌出瓦斯。一号煤矿307综采工作面在未截堵前上隅角瓦斯涌出量为5m3/min～6m3/min, 截堵后上隅角瓦斯涌出量为2m3/min～3m3/min, 截堵效果明显。

3.2 上隅角埋管抽放

上隅角埋管抽放就是在上隅角用装锯末或灰渣编织袋垒挡风墙进行封堵后采用钢圈风筒穿过封堵墙伸进上隅角, 连接在回风顺槽的负压抽放管路上, 通过上隅角埋管抽放, 在工作面上隅角处形成一个负压区, 使该区域的瓦斯通过抽放管路被抽走 (图1) , 避免因采空区瓦斯涌出而造成上隅角瓦斯超限事故的发生。此方法配合上、下隅角截堵共同使用效果良好, 能有效降低上隅角瓦斯浓度。

3.3 工作面配风合理

根据采空区瓦斯涌出量占采煤工作面瓦斯涌出总量70%的特点, 对工作面进行合理配风, 缩短采空区的漏风带宽度, 以减少采空区瓦斯涌出量, 从而降低上隅角瓦斯浓度, 还能一定程度上降低采空区发火的几率。以一号煤矿307综采工作面为试验现场, 经过多次实践, 307高瓦斯综采面配风1100m3/min～1300m3/min为宜。

3.4 高位裂隙钻孔抽放

3.4.1 高位裂隙抽放原理分析

煤层开采后, 覆岩的裂隙及离层的分布状况将对瓦斯的流动产生很大的影响。根据分析采空区覆岩移动和瓦斯活动规律, 裂隙带是邻近层和冒落区瓦斯的主要聚集区, 有大量高浓度瓦斯, 该部分瓦斯是导致上隅角瓦斯积聚超限的根本原因。同时, 裂隙带发育充分, 是抽放瓦斯的最佳层位, 高位裂隙钻孔抽放就是通过在临近顺槽向生产工作面的采空区裂隙带施工瓦斯抽放钻孔, 并利用发育成熟的裂隙作为通道来实现对整个采空区内瓦斯的抽放。高位裂隙抽放不仅可以拉动采空区内的瓦斯, 促使瓦斯移动方向的改变, 还可以切断采空区瓦斯涌向工作面上隅角的通道, 从根本上降低上隅角瓦斯浓度。

3.4.2 高位裂隙钻孔布置参数

高位裂隙钻孔抽放方法就是在临近顺槽巷道向生产工作面施工高位裂隙钻孔抽采, 即在与本工作面回风顺槽相邻的下一个工作面进风顺槽向本工作面施工高位钻孔, 抽采生产工作面采空区裂隙带内的高浓度瓦斯。在分析研究煤层厚度、裂隙带高度、工作面顶板来压的基础上提出钻场及钻孔的布置参数。详细如下:高位裂隙抽放钻场间隔60米, 每组布置7个扇形抽放钻孔, 所有钻孔间距为1米, 钻孔深度为90～110米, 仰角为18°～21°, 保证终孔位置位于采空区裂隙带, 采用玛丽散封孔工艺, 封孔长度不小于5m。从抽放效果来看, 钻孔抽放瓦斯浓度在15%～25%之间, 部分钻孔瓦斯浓度可达到40%以上。实践证明, 实施高位裂隙抽放对治理上隅角瓦斯积聚起到了治本的作用。

4 总结

高瓦斯U型通风方式综采工作面上隅角瓦斯涌出量大是普遍存在的问题, 不仅是一个安全问题, 也直接影响着工作面的产量和效益。由于综采工作面上隅角瓦斯涌出量不是固定不变的, 它与矿井生产技术条件、通风方式、工作面地质构造等密切相关。近几年, 一号煤矿在上隅角瓦斯治理探索中形成了一套行之有效的综合治理方法, 采用上、下隅角截堵、上隅角埋管抽放、合理调节风量、高位裂隙抽放等综合治理方法相结合, 取得了良好的效果, 使得综采面上隅角瓦斯浓度控制在0.1%～0.4%, 远低于《煤矿安全规程》规定的1%, 为综采面的安全顺利回采奠定了坚实的基础。

摘要：本文详细分析了一号煤矿U型通风方式采煤面上隅角瓦斯积聚的原因及其规律, 有针对性地提出了防治工作面上隅角瓦斯积聚超限的具体措施, 对防治采煤工作面上隅角瓦斯积聚超限工作有一定参考价值。

关键词：U型通风,采煤工作面,上隅角,瓦斯积聚

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U+L型通风 第7篇

1“U”型回采工作面隅角瓦斯积聚的原因

第一, 桃山煤矿采煤面均是一入一回的“U”型通风。在工作面入风巷和回风巷间形成较大的风流压差, 回风隅角是“U”型工作面的最大涡流区, 是采空区瓦斯涌出的必经通道, 极易造成回风隅角瓦斯积聚、瓦斯超限。在通常的“U”型采煤面下巷采巷管理不当, 就会给采后漏风留下隐患。纵观龙煤集团七台河分公司桃山煤矿多年的采后管理经验, 大多是沿空留巷或全部自然垮落, 采后入风风量一般在60m3/min~150m3/min。由此原因必然造成上隅角瓦斯超限。第二, 回风隅角靠近上巷煤壁好采空区切顶处, 由于该处受上部煤帮支撑力的影响, 以及上端部采空区来顶不及时的影响, 极易形成较大空间的回风涡流区。从回风风流经涡流区和风速边界几何条件分析, 必然导致涡流区的风速降低, 风流处于局部层流状态。涡流区附近的大量高浓瓦斯, 很快流入回风巷主风流中, 致使较多高浓度瓦斯滞留在回风隅角, 靠近采空区侧涡流区的风速和脉冲速度均等于零, 采空区向回风隅角涌出大量浓度瓦斯形成瓦斯漂移带, 瓦斯漂移带靠近回风隅角煤壁侧, 在瓦斯风压的作用下, 形成附壁效应, 难以被回风巷主风流横向带走。第三, 桃山煤矿开采的煤层多以中厚煤层、薄煤层为主, 近几年机械化程度的提高, 促使采煤工作面回采速度的增加, 工作面瓦斯涌出量也随之增加。桃山煤矿现有的采煤工作面顶板均以灰、黑色粉砂岩石层为主, 顶板大多坚硬, 不能及时垮落, 采煤下巷大多采用沿空留巷, 采后均有不同程度的漏风, 采后漏风和工作面上部有局部悬顶, 是造成回风隅角瓦斯积聚、瓦斯超限的先天条件。近年来, 随着掘进支护工艺的改进, 锚索、锚网支护的使用, 在掘进生产中确实增加安全性、可靠性。但是在采煤生产中, 上部回风巷顶板不垮落, 人工卸锚、拆网不及时, 大大增加回风隅角瓦斯积聚、瓦斯超限的机会。

2 采用全风压通风方法

一采区42017回采93#层左一片, 该工作面直接顶板初次垮落步距为21m, 在此之前工作面瓦斯涌出量较小, 依靠通风的方法可以解决工作面瓦斯的问题, 不存在瓦斯处理困难, 随着工作面推进, 瓦斯涌出量也在增加, 当工作面老顶初次垮落后 (垮落步距为30m) 工作面瓦斯涌出量异常增加, 由最初的配风量650m3/min, 增加到1 200m3/min, 瓦斯涌出量由5m3/min增加到12m3/min, 实践证明如果不采取增大工作面风量的方法, 老顶垮落期间, 工作面割煤时就会出现瓦斯临界超限或超限状态, 工作面将难以正常生产。工作面风量的增加, 提高了工作面的压能, 随之而来的是采空区较多的高浓度瓦斯远离工作面, 并达到一个新的平衡点, 采空区的瓦斯占瓦斯总涌出量的60%以上, 风量的相对增加, 采空区瓦斯涌出量也随之相对减少, 工作面绝对瓦斯涌出量明显减少。科学调整工作面的风量是治理瓦斯的基本手段。

3“U”型回采面采空区瓦斯治理的技术选择

3.1 采煤下巷采后设置风帐或煤矸渣袋墙

桃山煤矿采煤面沿空留巷, 现有五个采煤面, 采后下巷管理均以砌筑煤矸渣编织袋石墙为主, 不同程度地存在采后入风 (漏风) , 针对这样情况, 在进风巷的采后因地制宜设置煤矸渣编织袋石墙或设立风帐。避免风流直射采空区, 从而减少采空区漏风。但也常常出现问题, 风帐悬挂无专人负责, 随时都有被破坏的可能, 砌筑的煤矸渣石墙也时常被人破坏。得不到有效的监督, 无法从根本上解决风流直射采空区的问题。鉴于这种情况, 曾经做过试验:在采煤下巷采后施工临时密闭, 随着采面的推进临时密闭的数量也在增加, 在某些程度上确实减少了采后漏风, 稳定了上巷回风隅角的瓦斯涌出量。但对于有二类自然发火倾向的煤层, 给工作面防火以及下一区段巷道贯通均能带来不利影响。采后设置风帐或施工煤矸渣编织袋墙数量应为一道或二道, 并随工作面前进向外平移, 还应设专人检查风帐或煤矸渣编织袋墙完好情况。

3.2 利用上一区段老塘释放瓦斯

该工作面在回采93#左二片期间, 上隅角瓦斯浓度经常在0.7%~1.2%波动, 针对这种情况, 采取将工作面上隅角上帮处3~4m的煤矸渣石墙全部扒开, 与上一区段老塘形成回风系统, 将上隅角处积聚的瓦斯浓度及时有效释放, 消除了“U”型通风上隅角处极易形成的瓦斯涡流区, 从而保证安全生产。

3.3 工作面回风巷设调节风门增阻技术

此项技术的工作原理:在一入一回的“U”型回采面, 回风分支上增加两道调节通车门, 人为增加阻力。另一分支风流通过工作面回风隅角进入上一区段老塘或尾排巷道。从而降低回风隅角的瓦斯浓度, 保证工作面安全生产。

3.4 采用工作面回风隅角高位抽放技术

近几年来, 高位抽放技术在各矿回风隅角瓦斯治理方面蓬勃发展, 取得良好效果。但因人力、物力、时间等因素影响, 以及钻孔施工的有效性、抽放泵实际能力、瓦斯抽放管径的大小等因素制约, 有时也很难实现预期的设想。

摘要：桃山煤矿回风隅角瓦斯积聚, 瓦斯超限更为突出。本研究主要阐述了“U”型回采工作面隅角瓦斯积聚的原因, 利用全风压通风的方法处理采煤工作面瓦斯方法, 以及“U”型回采面采空区瓦斯治理技术选择等问题。