火区（精选6篇）
火区 篇1
一、通风管理人员必须绘制火警位置关系图，注明所有火区和曾经发火的地点及发火时间，每处火区都要按形成的先后顺序进行编号，并建火区管理卡片。火区位置图和火区管理卡片必须永久保存。
二、各井必须建立防灭火记录，内容包括发火地点，时间，火情发展情况简介，处理过程和火区管理情况。并与火区位置关系图及火区管理卡片相符。
三、永久性防火墙的管理必须遵守《煤矿安全规程》第247条之规定，并做到每班至少按要求检查一次，并记入防火记录。
四、注销火区必须符合《煤矿安全规程》第248条之规定。
五、不得在火区周围进行采掘，特殊情况下进行采掘时必须按《煤矿安全规程》第250条规定执行。并且编制的设计、安全措施必须报矿总工程师批准，认真逐级贯彻后方可施行。
机电设备防火管理制度
一、井下机电设备峒室，必须采用不燃性材料支护，在井下和井口房，严禁采用可燃性材料搭设临时操作间、休息间。
二、井下严禁使用灯泡和使用电炉。
三、井下和井口房内不得从事电焊、气焊和喷灯焊接等工作。如果必须在井下主要峒室、主要进风巷和井口房内进行上述工作时，每次必须按《煤矿安全规程》之规定，制定措施并上报审批。
四、井下机电设备峒室、检修峒室、使用带式输送机或液压偶合器的巷道，必须配备灭火器材，其数量、规格和存放地点，执行矿井灾害预防和处理计划中的规定。
五、井下机电设备必须达到防爆要求，按质量标准化施工、安装、使用，做到“三无四有”。加强机电设备操作人员的纪律性，做到不脱岗、不睡岗及防灭火知识培训，杜绝人为的机电设备火灾。
六、电气设备着火时，必须先切断电源或用不导电的物体、材料进行灭火。
七、胶带运输机巷必须设置消火管理，每隔50米设一处三通阀门，在机头处按要求设置水幕、消火栓、沙箱、灭火器等消火器材。机道内不得存放易燃物品，不得堆积杂物，以免皮带因摩擦发生火灾。
八、胶带输送机必须设置综合保护设施，并经常检查，保证灵敏可靠。胶带输送机的防灭火管理工作由所属区域的区队长负责。
九、胶带输送机司机必须严格执行岗位责任制，并熟练掌握灾害预防和处理措施的常识。
火区 篇2
1 方案
由于密闭区域有害气体含量高, 且有一定压力, 为了确保安全即在距贯通20m时停掘, 通过打孔注10m长罗克休先封堵贯通处的巷道, 贯通点10m~20m段采用原断面短掘短支, 贯通点5m~10m段放震动炮, 人工用风镐减小一般断面掘进, 在贯通点0m~5m段人工用风镐掘进1m×1.5m断面, 见到罗克修后由救护队员用铁锹挖掘贯通。
2 准备
1) 检查、完善14#层系统巷供风的风机的风电闭锁、瓦电闭锁装置。修补、调整风筒, 风筒距工作面小于6m;
2) 检查、试验瓦电闭锁, 闭锁范围为斜巷、轨道巷、5702回风系统巷、回风巷内的所有供电设备;
3) 瓦斯探头、一氧化碳探头挂到距掘进工作面2m无风筒一侧;
4) 断开与矿井相连接的轨道、管路、棚子、金属网、钢丝绳、铁丝、吊挂风筒的铁丝、皮带架等一切能够通到斜巷、轨道巷、5702回风系统巷、回风巷内的导电体。
3 注罗克休方案
3.1 工艺流程
使用专用气动泵将树脂和催化剂以1:1的比例送入压枪后喷出, 两种原料混合后迅速发泡硬化。
材料用量计算:Q=V× (1+i) / (n×25)
式中, Q为材料用量, 桶;
V为空洞体积, m3;
i为施工误差系数, 取10%;
n为发泡倍数, n=25~30;
25为每桶的容量, L。
若是多孔换位压注, 当发现压力上升到10MPa时, 说明已压注不进去了, 应换孔。换孔压注步骤如下:
1) 关闭气泵, 打开催化剂管路卸载阀回流卸载, 关闭压注枪截止阀;
2) 开泵, 用树脂冲洗管路和枪, 再关泵;
3) 换孔, 关闭卸载阀, 开截止阀, 开泵继续压注;
4) 循环1) ~3) ;
5) 全部孔压注完毕后, 关泵, 换清洗剂, 撤卸枪与压注管接口, 开泵清洗管路与枪。
3.2 注意事项
1) 压注枪出口软管长度一般不要超过6m, 否则容易堵塞;出口管直径应用DN10-DN13软管, 不宜用大直径;
2) 压注前一定要用静力将树脂摇晃均匀;
3) 压注时备足原料, 避免吸空损坏活塞或堵塞管路;
4) 催化剂有腐蚀性, 施工时要配带防护眼镜和橡胶手套;
5) 气温超过30℃时, 应不使用压注管而直接用枪, 气温低时, 应相应加快压注速度。
4 分段掘进工艺
1) 掘贯通点10m~20m段, 短掘短支。打眼选用7655型气腿式风动凿岩机打眼, 钻杆使用B22型中空六角钢钻杆, 使用QTY42/Z22一字型合金钢钻头。
掘进爆破, 采取一次装药爆破的方法。1—5段毫秒延期电雷管。煤矿许用三级乳化炸药, MFB-200型起爆器, BXGV0.3×7型塑胶防爆放炮线, 使用黄土炮和水炮泥封堵炮眼。正向连续装药, 采取串并联连线。
采用楔形掏槽, 槽眼3对6个, 眼深1.2m, 装药600g/眼, 周边眼、辅助眼深1.0m, 眼距450mm~600mm, 装药400g/眼。
2) 掘贯通点5m~10m段, 放震动炮配合风镐掘进, 按600mm×600mm布置炮眼, 眼深1 000mm, 每眼装药200g, 分三次爆破全断面, 由工作面的下方向上方进行。
3) 掘贯通点0m~5m段, 人工风镐掘进, 再次将断面缩小到1 000mm×1 500mm, 用风镐掘进, 直至见到罗克修。
4) 罗克修段掘进, 由救护队员用铁锹挖掘罗克修, 完成贯通。
5 探眼
在掘5m~20m段掘进是必须先探, 打完探眼后, 由瓦检员检查孔内瓦斯和一氧化碳浓度, 检查浓度超标或发现探眼探通, 立即用黄土将探孔全长封堵严实, 然后掘进。
每次探眼打5个, 左右腮、左右帮各一个、正前方一个。左右腮的探眼向正顶方向打探眼, 正前方的探眼于掘进方向一致距巷道底板1.5m, 左右帮的一个探眼于掘进方向夹角53°距巷道底板1.5m。使用7655型风钻打探眼, 探眼深2m。
6 安全技术组织措施
1) 掘进施工中, 安排救护队员现场监护施工;
2) 最后5m掘进时, 安排两人轮流作业, 其中至少有1名人员携带瓦斯便携仪, 其他作业人员在盘区进风巷待命;
3) 完成一个探眼, 先检查瓦斯和一氧化碳浓度, 然后打下一个;
4) 每次放炮后, 炮烟吹净、瓦斯和一氧化碳探头没有报警时, 由救护队员首先入内检查, 安全后其它人员方可入内工作;
5) 启封火区期间, 回风巷、轨道巷至5702系统巷、5702系统巷内清退人员、设岗拦人;
6) 放炮严格执行“一炮三检”和“三人连锁放炮”制。
7 结论
利用罗克休的中空充填性, 先与危险区域隔离, 且具有良好的机械抗压性, 对贯通处巷道启到加固支撑作用, 先将贯通段10m范围内充填隔离, 然后进行贯通。既可有效地控制贯通断面, 又可避免金属工具与煤岩接触产生火花造成事故, 实现安全贯通。
参考文献
[1]孟警战, 王绪友.罗克休泡沫充填防漏风技术在煤矿中的应用[J].山东煤炭科技, 2004 (3) .
封闭火区评价方法探讨 篇3
安徽理工大学能源与安全学院，安徽 淮南 232001）
摘 要： 讨论了确定封闭火区中煤温的指标以及用火灾特征曲线分析火灾发展趋势的方法 ，提出用“火灾特征曲线”对封闭火区中火灾的发展趋势作出总的分析，在此基础上再根据 其他火灾指标进一步确定火灾状况的思路。
关键词：矿井火灾；封闭火区；火灾评价
Discussion on Methods of Sealed Fire Assessment YUAN Shu-jie1,2
(1. The Key Laboratory of Safe and Efficient Exploitation in Coal Mining of Mini s try of Education, Huainan Anhui, 232001, China; 2. School of Energy and Safety, Anhui University of Science and Technology, Huainan Anhui 232001, China)
Abstract: In the paper methods of coal temperature determination in sealed areas and assessment of sealed fire states by so-called “fire characteristic” wer e discussed. It’s suggested, that on the basis of general analysis of sealed fire development trends by fire characteristic, other fire indexes can be used to fu rther assess fire states.
Key words: underground fires; sealed fire areas; fire assess ment
矿井火灾是煤矿的主要灾害之一。我国50%以上的矿井煤层具有自燃倾向性，90%以上的火灾 是由于煤炭自燃发火引起的。自燃发火点常常是隐蔽性的，不能确定确切位置。国内 、外在处理自燃发火时，常常采用封闭法灭火。火点封闭后，会形成一个火区，在火区中常 常 会占压大量的煤炭资源，有时机械设备也会被封在火区中，造成煤炭企业的生产能力下降， 给煤炭企业带来严重的经济损失。火区形成后，需要对火区中的火灾发展状况进行评价，从 而了解各种灭火措施的效果，防止火灾的扩大和不必要的经济损失；对火区状况进行评价的 第二个目的是为了解火是否熄灭，以便能够及时注销或打开火区。
我国煤矿火灾十分突出。随着综采放顶煤开采技术的发展，采空区自燃发火问题越来 越严重，封闭火区的数量不断增加。因此，对封闭火区评价的研究具有重大的现实意义和经 济意义。
1 封闭火区评价存在的问题
目前，国内、外在评价封闭火区方面，主要是采用气体分析法。根据从密闭墙后定期取气样 分析火区中气体成分的变化来判断火区状况。文献［1］规定，封闭火区只有同时具备下列条件时，方可认为火已熄灭：①火区内的空气温度 下降到30 ℃以下，或与火灾发生前该区的日常空气温度相同；②火区内空气中 的氧气浓度降到5.0%以下；③火区内空气中不含有乙烯、乙炔，一氧化碳浓度在封闭期间内 逐渐下降，并稳定在0.001%以下；④火区的出水温度低于25 ℃，或与火灾发生 前该区的日常出水温度相同；⑤上述四项指标持续稳定的时间在1个月以上。波兰采 矿规程中没有规 定火区打开的条件，每次打开火区前都经专家组论证，确定是否打开火区。不论中国《煤矿 安全规程》给出的评价方法，还是波兰采矿规程给出的方法，都不能确切地评价封闭火区是 否熄灭。在打开火区时，都是以救护行动的方式进行，随时准备重新封闭火区。有时还会发 生火区的复燃或火灾气体爆炸。因为火区是煤构成的非均质体，由密闭墙后取的气样并不能 完全代表火点的真实情况，它是在时间上的一个平均值，而非最大值。还由于采矿、地质条 件的影响，火区中的气体成份会发生改变。比如，向火区中注氮，密闭区均压、调压，漏风 ，从煤岩中涌出甲烷、二氧化碳等，这种改变并不能代表火点状况的发展变化。所以关于封 闭火区的评价问题，目前还没有完全解决。
封闭火区熄灭标准的确定对于安全启封火区、恢复通风是非常重要的。 火的熄灭取决于氧气浓度和煤温。这两个参数的变化在时间上不是一致的。
2 火区状况评价方法研究对火区状况的评价包括三个方面的内容：①火是在发展还是在减弱；②火区中的气 体是否具有爆炸性；③火是否熄灭。其中，对火是否熄灭进行评价是比较困难的。决定 煤火是否熄灭的条件有两个：封闭区中氧气的浓度；火源点处煤的温度。
评价火区状况的难点是火源点煤温的确定。由于火源点的隐蔽性，往往不能确切知道火 源点的位置，因此很难直接测量火源点煤温的绝对值。
对火区状况的分析和评价不正确有可能导致对火区状况的错误评价：
(1) 封闭火区不能排除空气流入火区，空气流经火源会使自热停止或继续；
(2) 由于一氧化碳会吸附在焦炭上，不能仅仅因为一氧化碳浓度降到0，就笼统地说火熄灭 了；
(3) 火区均压使空气不能通过密闭墙，封闭区中少量的一氧化碳也有可能长期存在。一 氧化碳也有可能是其他有机物低温氧化的产物，而不仅仅是煤炭燃烧形成的；
(4) 在密闭墙不严实的情况下，氧浓度有可能随着CO、CH4、H2等的增加而增加。当封 闭区位于大的地质构造带、裂隙、断层等附近，特别是位于煤层之间或接近地表的采空区附 近，封闭区中的氧浓度很难下降；
(5) 从地层中涌出的甲烷或向火区注氮都会改变火灾气体的组分，从而影响从密闭 墙后取的气样对火区状况作出正确评价；
(6) 由于不知道封闭区中温度的分布情况，很难估算火源点的温度。如果温度不下降， 尽管封闭区中氧浓度很低，闷燃也会发生。当封闭区打开时，就会引起复燃。
因此，根据单一火灾指标，不管是单一指标的瞬时值，还是其值随时间的变化，都不能对火 区状况作出正确评价。可以通过分析火灾气体成分随时间的变化趋势及气体成份 之间的相互关系，来排除采矿地质因素对火区状况评价的影响。
波兰目前是世界煤矿安全技术先进国家，其采矿规程［2］中规定用三个指标来评价 封闭火区中煤的温度。
WP1=[SX(]φ(CO)[]φ(H2)[SX)][JY](1)
WP2=[SX(]φ(C2H4)+φ(C3H6)[]φ(H2)[SX)][JY](2)
WP3=[SX(]φ(C2H4)+φ(C3H6)[]φ(C2H2)[SX)][JY](3)
从火区中取样分析上述气体的含量，用式(1)～式(3)计算WP1 、WP2和WP3的值。从同一封闭火区中取煤样在实验室条件下加热氧化煤样，加热 温度从35
℃到350 ℃。在加热过程中取气样分析，得出上述气体在不同温度 下的浓度，用式(1)～式(3)计算不同煤温下WP1、WP2和WP3的值。比较实测计算值和实 验室标准实验计算值，得出封闭火区中煤的温度(见图1)。
t/℃
图1 WP1、WP2、WP3指标值与煤温之间的关系标准曲线
从图1中可以看出，对于煤炭自燃处于初期发展阶段的封闭火区，如果能准确测定 封闭区中的气样成份，可以得出煤温变化的大概情况。对于发展程度较高的火灾，煤温很高 ，单凭上述指标曲线就很难确定煤温，因为WP1、WP2、WP3的值不是随着煤温的升高单 调增 加的，到一定的温度值以后，它们的值会随煤温的升高而降低。在火灾减弱，温度降低时， WP1、WP2、WP3的值也会随之降低，在不能确切知道火灾发展趋势的时候，就很难 确定 煤温是升高了，还是降低了。必须结合其他方法，在确定了火灾的发展趋势以后，才能用上 述指标来确定煤温的变化情况。
文献［3］提出，用“火灾特征曲线”法分析封闭火区中火灾的发展趋势。封 闭区中的煤炭自热或自燃是一个缓慢的，连续的氧化过程，火的熄灭也是一个连续过程； 封 闭区中火灾气体成分的突然变化，不能作为评价火区状况的基础。可以用时间序列分析 法，研究气体成分在一段时间内的变化，来分析火区状况。为了避免采矿地质因素引起的火 灾气体成分的变化或个别气样分析错误，采用“三期移动平均”法来分析火灾气体随时间的 变化趋势，用“火灾特征曲线”对火灾的发展趋势作出总的分析。
火灾特征曲线就是在同一 张图上用曲线来描述火灾气体组分（氧，氮，二氧化碳，一氧化碳和碳氢化合物）在时间上 的变化趋势。封闭火区中各种气体成分在观测期间的变化趋势可以给出有用的信息。
(1) 封闭火区中氧浓度的变化趋势 如果在封闭区中煤发生了氧化，氧的浓度会下降。氧 浓度的下降速度取决于氧化的强度。氧化强度越大，氧浓度的下降速度越快。在煤自热 或自燃时，氧浓度连续下降，其变化过程可以用从火区封闭后算起的时间的指数函数来描述 。如果有瓦斯或煤尘爆炸发生，封闭区中的氧浓度会急剧下降。如果没有发生自热、自燃或 爆炸，氧浓度的变化过程是单调的。如果火趋向熄灭，氧浓度会增加或稳定在某一确定值。 当甲烷等气体从岩层涌出到封闭区中，氧浓度下降。
(2) 一氧化碳浓度的变化趋势 一氧化碳是主要的火灾指标气体。当煤氧化时，封闭区中 一氧化碳浓度的增加速度比其它气体产物大得多，一氧化碳浓度增加，说明煤发生了燃烧或 低温氧化。与二氧化碳不同，一氧化碳只来自于煤或其它有机质的燃烧或低温氧化，一氧化 碳在空气中燃烧的下限浓度为12.5%，除了火以外，几乎不受其他因素的影响而变化。一般 地说，在火熄灭后，一氧化碳浓度会缓慢下降。在某些情况下，封闭区中火熄灭后，一氧化 碳浓度可以保持很长的时间，这可能造成对火区状况的错误评价。
(3) 二氧化碳浓度的变化趋势 二氧化碳是煤燃烧期间主要的气体产物。二氧化碳的生成 量 比其它气体产物多。火灾时，随着氧浓度的降低，二氧化碳浓度以相同的或更高的速度增加 ；反之，如果封闭区中二氧化碳浓度降低，氧浓度将增加。如果氧浓度缓慢均匀地下降，火 灾的发展强度不大；而根据二氧化碳浓度增加速度小，不能说火灾的发展强度小。在煤矿中 ，二氧化碳有可能来自于岩层或碳酸盐与酸性水的反应。二氧化碳可以吸附在焦炭或火灾生 成的碳黑上，也可以溶于水。
(4) 氮气浓度的变化趋势 如果在封闭区中没有发生自热过程，氮气浓度的变化趋势与氧浓 度的变化趋势相同。当有煤的自热发生，氮气浓度的变化趋势与氧浓度的变化趋势相反，氮 气浓度增加，氧气浓度下降；当出现明火时，氮气浓度保持在一稳定值或缓慢下降，而氧浓 度下降很快；当有爆炸发生，氮气基本保持其在正常空气中浓度值，而氧浓度急剧下降。
(5) 氢气和碳氢化合物浓度的变化趋势 氢气（H2）、乙烯（C2H4）、丙烯（ C3 H6），有时乙炔（C2H2）或丁烯（C4H8）随着煤温的升高，按顺序依次放出。在 气样中依次检测到氢气，乙烯，丙烯和乙炔是自热发展的征兆；而当自热减弱时，上述气体 依相反的次序消失。
火灾指标随时间的变化趋势比火灾指标的瞬时值，能提供更好的信息来了解封闭区中火 灾的发展过程。根据火灾特征曲线对火灾的发展作出总的分析，在此基础上才能进一步 分析复合火灾指标的变化过程。
如某煤矿44号采煤工作面由于煤炭自燃被封闭。火区封闭后，对密闭墙进行了均压。 从1998年2月21日至1998年4月22日，从密闭墙后采取气样。本文选择从密闭墙T-3后 采取的气样进行分析(见图2）。
t/d
图2 火灾特征曲线
对从密闭墙T-3后采取气样分析得出的火灾特征曲线进行总的分析，得出：
(1) 在整个观测期间，封闭区中没有发生空气动力学现象；
(2) 从第1天至第13天，氧浓度和氮浓度的变化趋势是相似的，并且趋势线相互平行。 氧浓度几乎不下降，而氮浓度不增加。甲烷浓度增加，二氧化碳和一氧化碳浓度下降。这表 明，密封后的最初13天，煤炭自热减弱。
从第13天至第60天，氧浓度的变化趋势与氮浓度的变化趋势相反，氧浓度降低，而氮 浓度增加；甲烷，二氧化碳和一氧化碳浓度增加。从第16天起，一氧化碳浓度降低，第20天 后趋于0。这说明，从第13天到第16天，发生了重新自热。从第16天起，自热趋向消失。在 上述分析的基础上，可以用WP1、WP2、WP3指标值来确定煤温的变化趋势或用其他指标 进一步分析火灾的发展状况。
3 结论
（1） 封闭区中火灾气体成分的突然变化，不能作为评价火区状况的基础。
（2） 不能根据单一火灾指标，不管是它的瞬时值，还是其随时间的变化趋势，来评价 火区状况。
（3） 在评价火区状况时，可以通过分析火灾气体组分随时间的变化趋势以及它们之间 的相互关系来排除采矿地质因素的干扰。
（4） 可以用“火灾特征曲线”对封闭火区中火灾的发展趋势作出总的分析，在此基础 上再根据其他火灾指标进一步确定火灾状况。
参考文献：
［1］ 国家安全生产监督管理局，国家煤矿安全监察局.煤矿安全规程［M］．北 京：煤炭工业出版社，2006：137.
［2］ WIESLAW SMALCERZ.Zbiór przepisów dla podzi-
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Sp. z o.o., Katowice, Poland：505-506.
［3］ YUAN SHUJIE.Selection and Estimation of Sealed-off Fire Sta te Indic ation Methods［D］. AGH University of Science and Technology in Cracow,Poland,20 04.
火区 篇4
1 国内露天煤矿高温火区爆破现状
我国由于地理和自然气候的原因, 煤炭资源贮存较丰富, 尤其是在内蒙古、宁夏、山西等北方地区, 由于煤层埋藏较浅, 开采采用大型露天煤矿。
由于国内多数露天煤矿覆盖层硬度较大的原因, 开采前将覆盖层剥离煤层的工作难度较大, 一般会用深孔松动爆破或者定向抛掷爆破的方式才能完全剥离覆盖层。在覆盖层的爆破剥离过程中, 由于煤层燃烧会造成高温火区对深孔爆破的安全性的巨大威胁。特别是炸药在爆炸当中, 当雷管和引爆索在燃烧时会产生一定的热感度, 如果火区燃烧产生的高温使得炸药达到爆炸温度后, 会立刻发生爆炸反应。即使没有达到爆破的温度, 起爆器受到高温还是能将炸药产生热分解而失去爆破性, 影响爆破作业的整体效果。这些将爆未爆的雷管和引爆索在搁置期间会为矿区埋下安全隐患。
2 高温火区爆破安全技术措施
爆破安全技术措施是根据露天煤矿开采中存在的几类常见的安全隐患归纳的, 分别为高温火区灭火技术、耐高温爆破器和防护材料的选择及高温火区爆破技术规范三大类。
2.1 高温火区灭火技术
爆破安全要从源头做起, 对高温火区采取相应的治理措施才是保障爆破本质安全的最好也是最快的方式, 这种方式能够彻底将火源消灭。灭火技术根据露天煤矿区域大小及地表覆盖硬度, 可分为地表覆盖、钻孔注浆、剥离灭火及多元化灭火方式。
(1) 地表覆盖技术。这种方式是直接将开采区域内的黄土填埋到高温火区的地表裂缝和采空废气的矿井当中, 将火区与空气当中的氧气隔绝, 最终使得火源燃烧窒息。
但是这种方式工程量较大, 灭火过程比较长, 所以无法单独使用。
(2) 钻孔注浆比较简单, 就是直接将水和黄土或者其余的能够阻燃的材料按照一定的比例混合后, 支撑重量和流动性都适宜的浆状液体, 运用输浆泵通过管道灌注到地表裂缝中, 或者利用采矿钻孔直接注入发火煤层带中。当浆状液体注入地表裂缝或者发火煤层时, 液体通过自身的流动性将沉淀阻燃物质带到燃烧区域填充后包裹浮煤, 起到隔绝氧气, 堵塞漏缝的作用, 液体中的水分也能对自燃的煤炭进行冷却散热。
采用此方法灭火时, 浆状液体的阻燃材料的选择应该满足以下条件:如采用的是黄土, 那么其黏土颗粒直径不能大于2mm, 黄土中所含的细小颗粒应占据总量的74.1%且直径不大于1mm;然后浆状液体的密度一般为2.43g/m3~2.88g/m3, 且脱水性和稳定性较好。浆状液体在填漏和包裹浮煤时渗透性强, 阻燃材料较为普遍, 最好能够就地取材。
(3) 剥离灭火技术主要是在煤矿高温火区强注水, 灭火时将剥离台和注水装置分开, 对着高温火区从下往上分台阶剥离, 直至挖除火体。这种方式在于能够彻底有效地灭火, 对露天煤矿环境没有过多要求。
但是此技术流程较为复杂, 灵活性差, 投资较大, 只能针对火源埋藏较浅的煤区使用, 对于火源埋藏较深或者高温火区范围较大的火体, 操作性不强, 成本也高。
(4) 多元化灭火就是将上述灭火技术相互结合, 分阶段扑灭高温火区火体。这种方式适用于露天煤矿开采地势较为复杂、火势大、蔓延快, 不易施工等矿区, 尤其是对缺少砂土或者水源的地势管用。针对这些地方的灭火, 就需要遵循就近取材、安全可靠、技术适宜、快速高效的原则进行。
在灭火过程中, 技术人员应该根据矿区的地势地貌、周围环境及火势蔓延程度等问题, 考虑采用哪种技术进行施工。比如火体在地表燃烧时, 可以先剥开火源然后注水降温 (温度降至80℃左右即可) , 再用浆状液体充填。如果火体燃烧较深, 还是先剥开浅层覆盖部分, 让燃烧表面形成一个具备钻孔覆盖的场所。如果剥离方式已不可取时, 只能采取钻孔注浆的方式, 钻孔时需要在已燃烧的煤层顶板上部, 如果离煤层顶板过远注浆会难以快速到达火源, 同时浆体在流动的过程中会受到高温的影响水分蒸发, 不能产生流动和冷却的作用。如果钻孔较深, 位于煤层底板处, 那么液体流入底板后会造成浆液流失, 做无用功。
除了高温火区的地表裂缝和燃烧煤层需要灭火外, 还有矿区内采空废气的矿井小窑需要进行处理。最适宜的方式就是用黄土和水混合进行灌注填充, 既能避免采空矿井坍塌陷落, 也能防止遗留煤层燃烧。
当然, 如果矿区内的黄土匮乏的情况下, 也可以寻找其他比较经济合理的阻燃材料, 比如粉煤灰、细沙等都可。
2.2 耐高温爆破器材及防护材料优化选择
保证高温火区爆破安全的技术除了灭火外还可以从爆破原材料上进行优化, 避免出现安全事故。这种安全技术主要是将爆破温度控制在可爆破的温度下, 并用降温的方式让其维持在这个范围内, 从而达到安全爆破效果。
炸药原料的选择要满足高强的耐热性。目前, 国内最新的耐热强度高的炸药有PCS22’、44’、66’2、六硝基二笨砜等, 此类炸药可以在200℃高温下正常替代常规炸药, 被广泛应用与航天、核技术当中。
但此类炸药成本较高, 并不能广泛地使用在对炸药消耗巨大的露天煤矿爆破中。所以, 在大型露天煤矿高温火区的爆破中, 一般采用铵油、铵梯、乳化炸药。比如在某次露天煤矿爆破中, 将火区的温度控制在80℃后, 三种炸药都可以正常引爆。但在经过四小时的爆破降温后, 桉油爆破速度下降最快, 因为桉油在爆炸中吸湿性较高, 炮孔经过注水降温后严重制约了使用效果;而铵梯在使用过程中, 由于含有敏化剂导致环境污染, 对人体健康产生伤害。乳化炸药则可以在130℃高温条件下正常爆破六小时才会失去效用, 但速率会略微降低。因此, 在大型的露天煤矿高温火区爆破中, 选用抗水性较好的乳化炸药能够保证爆破的安全性。
起爆器一般会选用电雷管和引爆索, 但是经过实践验证, 这两类器材在高温火区的爆破中, 引爆索比电雷管的安全性更高, 尤其是在高温条件下, 电雷管的保护覆盖在高温环境中发生塑料连接套膨胀变形甚至熔化, 甚至脚线也会出现脱落的现象, 并且电雷管不能承受130℃的高温, 直接发生自爆。
引爆索在130℃的高温环境下, 受热段虽不能正常起爆, 但是不会产生自爆, 相对较为稳定, 并且在起爆操作时更为简单, 为高温火区的爆破缩短时间, 保证技术人员的安全性。后期的降温注水对其产生的影响不大, 耐水性好能够在注水炮孔环境中正常使用。
防护材料必须选用耐高温、防水性好、经济环保的材料。目前, 国内使用最多的就是隔热PVC管、石棉或者海泡石等材料。其中海泡石因为能够在内外温差为100℃甚至以上的情况下正常防护, 并且价格较低, 所以被广泛采用。
2.3 高温火区爆破技术规范
在爆破工作前必须测量炮孔温度, 并加以标记, 装药前将孔清理干净, 将药包编号和药剂量按照要求堆好, 并对炮孔进行注水降温, 使温度保持在80℃以下。
注水后还要重新测量泡孔深度, 避免出现岩石脱落变迁, 及时调整药量。根据实际情况确定矿区内高温火区爆破的最大孔数, 指定两名技术人员装填。
常温孔和高温孔同时爆破时需要先装常温再装高温, 并且时间不能过长。装完药孔后要及时填塞炮泥, 确认密封性良好后即可起爆。如有堵孔应立即用炮杆处理, 在2min内处理不了立即放弃该孔, 撤离周围技术人员。
3 结束语
由此可知, 在处理露天煤矿高温火区爆破时, 要保证其安全性, 就需要从爆破的炸药成分、引爆器及源头灭火、温度控制和爆破技术上进行全方位的管控。
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火区 篇5
煤田火灾现已成为全球持续的五大生态灾难之一,在世界上进行原煤开采的国家和地区普遍存在,每年造成的直接经济损失达到数百亿美元。煤田火灾形成的煤田火区时刻向大气排放大量的COx、CH4、SOx和NOx等有害气体。这些生成物初期对火灾局部区域环境造成污染,后期则会对大的区域乃至全球造成污染[1],其中CO2和CH4的排放量尤为显著。煤火产生的温室气体在地下高温作用下沿着裂隙通道外排,在地表温度降低,以随风扩散为主。目前针对湿地、农田、城市绿地等温室气体的排放通量通过箱法监测已做了深入的研究[2,3,4],但箱法在使用中隔绝了箱体内外气体的自由交换,而煤田火区温室气体的排放是通过延伸的,且温度较高,难以制作满足条件的箱体。因此刘生根等[5]根据空气动力学法开发了煤田火区CO2排放监测的环境数据实时采集系统,以此估算CO2排放通量,并在内蒙古典型煤火裂隙区现场进行了应用观测。此外,徐永亮[6]等对煤火燃烧气体产物与地表裂隙关系分析研究,得出气体浓度、温度与地下燃烧煤体之间必然存在一定的量化联系。
基于此,本研究选取神府煤田活鸡兔井田煤火区为研究对象,结合成本、测量环境、所需要的精度等,基于空气动力学法建立浓度梯度模型对火区进行野外原位监测,探讨了活鸡兔井田煤火区释放温室气体通量在时间和空间尺度上的变化规律; 并对影响温室气体通量的主要影响因素进行了测定,分析了火区风速、温度、气压等环境因子与排放通量的相关性分析,以期为评估煤田火区温室气体排放量及其环境因子影响提供依据。
1 研究区域与方法
1. 1 区域概况
观测区位于陕西省与内蒙古自治区交界处的陕西一侧的神木县中鸡乡境内,地处毛乌素沙漠边缘。煤田地理座标为东径110°7'50″ ~ 110°16'28″,北纬39°11'27″~ 39°16'49″。由于煤层的煤化度低,埋藏浅,易自燃,开采后井田北部和东部形成大片火区。地裂缝在活鸡兔火区分布较多,与地面塌陷伴生出现,多呈圆弧状、阶梯状等,裂缝深度不等,裂缝宽0. 01 ~ 0. 3 m,裂缝长1 ~300 m。煤层埋藏浅,地质构造简单。监测区属于典型的陆性干旱半干旱气候,干燥多风,冬寒夏炎,昼夜温差相对大,雨量集中且长年少雨干旱,有干旱、风沙、暴雨等灾害条件。由于受蒙古高压影响,区内春冬季盛行西北风。年均风速2. 6 m/s,最大风速25 m/s。风蚀大于17. 2 m / s的大风,以春季最多。
1. 2 煤田火区温室气体排放通量测算模型的建立
通过对目前气体排放通量的监测方法比较,常用的陆地气体通量观测方法有箱法和微气象法等,微气象法中应用较广的有能量平衡法、涡度相关法、松弛涡度积累法、空气动力学法等[7]。能量平衡法适用于较湿润的大气条件,在煤田火区中使用时,误差较大; 涡度相关法需要精确测量三维风场的脉动量和气体浓度的脉动量,要求设备的精度高且量程通常较小。而煤火裂隙区的气体浓度较高,动态变化大,要求设备的量程大且精度适中即可; 松弛涡度积累法需要结合实验室条件,且不适合长时间观测。而空气动力学法计算的是监测区内的平均值,在较大区域内被测气体的水平浓度梯度可忽略不计,适用于大面积均匀下垫面,观测期间大气条件定常。浓度梯度法根据气体浓度梯度、风速梯度、温度梯度和气压间接推算气体向上输送通量[8]。类似于分子扩散,在近地层内的空气动力学粗糙面上,被测气体的垂直传输通量与浓度垂直梯度关系为:
式中: Fg是待测气体的通量密度,mg/( m2·s) ; ρh是监测高度处空气密度,mg/m3; Cg是待测气体的浓度,mg / m3; Kg( H) 是测量高度H处气体的湍流扩散系数,由风速、高度、空气动力学粗糙度和大气稳定度决定。
由气体状态方程,可求得 ρh。
式中: P为监测高度处大气压,Pa; R为空气气体常数,R = 287. 06 J/( kg·K) ; T为监测高度处温室气体的绝对温度,K。
根据相似理论,在中性条件下,可认为动量通量、热量通量和物质通量的湍流扩散系数相等。则根据风轮廓线方程可得温室气体的湍流扩散系数为:
式中: K是卡曼常数,K = 0. 035; U*是摩擦风速。而中性层结时近地层的风轮廓线可用对数模式描述:
式中: Z0为地面粗糙度长,m。
由式( 4) 可知,只要测得两个不同高度上的风速,联立解方程,即可求得U*、Z0。
由于在实际监测中,大气一般处于稳定或不稳定的状态,此时煤火区温室气体的湍流扩散系数与动量、热量的扩散系数不相等,需选用大气稳定度函数对式( 1)进行修正,根据梯度Richardson数( Ri)[9,10]:
式中: g为重力加速度,9. 8 m/s2; θ 为与绝对温度、大气压、空气比热相关的函数,,Cp= 1 005 J / ( kg·K) 。若Ri > 0,大气稳定; 若Ri < 0,大气不稳定。
则根据DYER[11]提出的修正表达式,大气稳定度调整系数 Φg为:
大气稳定:
大气不稳定:
分析可得,煤田火区温室气体扩散通量表达式为:
综上,通过持续监测煤火区释放源不同层高度温室气体浓度以及温度、气压、风速等气象因素,就可估算出煤火区温室气体通量。
1. 3 现场布点与数据采集
根据所建立测算模型中所需要的参数,宏观了解活鸡兔煤火区的燃烧状况、地理概况、环境因素,设置7 个典型的释放点,具体点位位置见图1。裂隙区监测点采用GPS对裂隙位置进行定位,分别在距裂隙口和距裂隙1. 5 m高处采用气体监测仪监测裂隙排放的CO2、CH4浓度变化,同时利用气象检测仪同步监测风速、温度、气压等。根据有害气体检测法规和技术要求,选用的煤田火区的气体监测仪以及气象监测仪等在使用前均经过了校准,各监测点观测数据经数据采集器每30 s采集一次数据后输出10 min平均值,每次持续监测30 min。根据大气污染相关标准规范,野外实验性观测的时间为期2015 年8 月11 日到2015 年8 月20 日,每天取得3 次( 8、14、20 h) 监测值。监测期选正常情况下气候状况,无极端天气以及降雨出现。
2 计算结果及分析讨论
2. 1 CO2和CH4排放通量
将两组不同时间分辨率的数据比较可知,平均处理仅减少了计算结果的波动性,不改变梯度方向,且不影响计算结果的准确。观测时段温度、风向和风速均无剧烈变化,经平均后的环境因子原始观测数据见表1 所示。由监测结果可见,监测期间气压的变化幅度不大,温度的变化幅度次之,而风速的变化幅度最为明显,图2为经制图软件处理后的CO2和CH4排放浓度变化曲线,两个高度层CO2、CH4浓度的变化趋势相似,同一时刻高处的浓度始终小于低处的浓度,符合实际情况。此外,下层释放源口的气体浓度变化幅度较大,上层检测到的浓度值变化相对较稳定,CH4的变化幅度较大于CO2的变化幅度。
注: 下标1、2 分别表示观测高度为0 m、1. 5 m的观测数据。
根据建立的适用于煤火区温室气体排放通量的浓度梯度模型可计算出CO2和CH4的通量变化,最终计算结果见图3。
由图3 可见,活鸡兔井田煤火区的CO2和CH4通量的变化规律一致,CO2的变化幅度较小,而CH4的变化幅度较大。CO2通量最小值为3. 88 mg/( m2·s) ,最大值可达到30. 46 mg/( m2· s) ,平均通量为14. 21mg / ( m2·s) ; 而CH4排放通量的最小值0. 12mg / ( m2·s) ,最大可达到1. 36 mg/( m2·s) ,平均通量为0. 70 mg/( m2·s) 。总体而言,其排放通量受环境因素的影响变化波动较大。
2. 2 排放通量影响因素分析
采用SPSS软件对CO2和CH4的通量与影响因素监测数据( 表1) 分析数据之间的相关性,分析结果见表2。
1) 风速对CO2和CH4排放通量的影响
风速大小对CO2和CH4的扩散影响较为复杂,决定了两种气体输送距离的远近和大气扩散稀释作用的强弱[12],一方面在一定的较小风速时,风会加大CO2和CH4的扩散范围,当在风速大到一定程度时,风会加速CO2和CH4的稀释。同时,风的影响会加剧CO2、CH4和空气之间的传质和传热。由风速变化对CO2和CH4排放通量的影响关系可知,所得CO2、CH4与风速的Pearson相关系数均大于0,说明呈正相关,而相伴概率值sig. = 0. 000 < 0. 05,即说明CO2、CH4的排放通量是受风速显著性正影响的。可见,由于活鸡兔火区风速较高,风速成为影响CO2、CH4排放通量的主导因子。总体可知,风速的变化趋势与两种温室气体的变化趋势一致,风速增大时通量也增大,不过通量的变化有所滞后。
2) 温度对CO2和CH4排放通量的影响
温度的影响主要表现在火区环境温度的垂直梯度分布,温度的垂直分布决定了大气层结的垂直稳定度,直接影响气体湍流的强弱,进而支配气体的散布。对于火区释放的高温温室气体,其浮力作用大小受温度的影响,当其被冷却至大气温度后,它的上升作用便会丧失,此时大气本身的扩散稀释能力就会下降[13],火区CO2和CH4的浓度会随逆温层厚度和强度的增大而明显增加。同时,煤火燃烧的温度会影响裂隙上空的气温,温度越高,也证明了煤火燃烧旺盛,就会释放出更多的CO2,由温度变化对CO2和CH4排放通量的影响关系,所得CO2、CH4与温度的Pearson相关系数可知呈正相关,而相伴概率值均为sig. = 0. 000 < 0. 05,即说明CO2、CH4的排放通量是受风速显著性正影响的,但其相关系数明显低于风速对其的影响系数,分析结果同样指出不普遍适用。结合风速对其排放通量的影响,在风速较低时,排放通量与温度相关性较强,当在风速较高时,通量与温度的相关性降低。总体可知,温度对其有一定相关性,但其影响低于风速的影响。
3) 气压对CO2和CH4排放通量的影响
对于气体扩散而言,压力越大,则扩散相的浓度越大,越利于扩散相的扩散。当地面受低压控制时,四周的高压气团会向中心流动,进而形成上升气流,通常风力较大时利于气体向上扩散; 地面受高压控制时,中心出现下沉气流,阻止气体向上扩散,在稳定高压的控制下会使气体浓度变大[14]。由气压变化( 对CO2和CH4排放通量的影响) 关系可知,所得CO2和气压的Pearson相关系数为0. 404 > 0,相伴概率值sig. = 0. 004 < 0. 05;CH4和气压的Pearson相关系数为0. 290 > 0,相伴概率值sig. = 0. 046 < 0. 05,即说明CO2和CH4的排放通量是受气压正影响的,但相关系数明显低于风速和温度,且监测期间气压的变化范围为88 301 ~ 88 585 Pa,日变幅度< 1% ,远远低于风速、气温等因素的日变化幅度,因此,当其他影响温室气体通量的环境参数发生较明显变化时,气压对通量的影响几乎可以忽略不计,表明气压并不是影响CO2和CH4通量的关键因素。
4) 其他影响因素影响分析
煤田火区温室气体排放受煤质、土壤岩层性质、火区裂隙类型、排放口分布位置、排放方式以及排放时间规律等多种因素影响。当扩散至地面时主要受到温度、气压、风速等环境因素影响较大,气体扩散还受到湿度、降雨量、地形等很多环境因素的影响。由于火区内温度较高,湿度较小,几乎不变,对火区温室气体的排放影响较小。其次,在降雨的天气条件下,火区释放能溶于水有害气体会随雨沉降至地面而转为水污染,从而影响排放通量。由于CO2易溶于水,CH4不溶于水中,因此会对其释放产生影响。当然,火区源所在位置的地表状况、火区源的高度等地理环境因素也会影响温室气体的排放,它们既会改变火区温室气体扩散速度,又会改变扩散方向。由于研究设备的局限性,以及其他因素相互之间往往产生交互作用,很难将某一因素的影响作用定性或者定量化。
3 结论
1) 通过对活鸡兔火区释放CO2、CH4两种典型温室气体的原位监测,CO2、CH4平均排放通量分别为3. 88~ 30. 46 mg / ( m2·s) 和0. 12 ~ 1. 36 mg/( m2·s) ,总体而言,两种温室气体的排放通量大,CH4的通量变化幅度较大,而CO2的排放通量则相对比较平稳。可见利用此方法综合考虑了煤田火区温室气体排放的特性以及环境因素对排放量的影响,可更加准确地测算出煤火区温室气体排放量。
2) 由影响因素对活鸡兔火区CO2、CH4排放影响相关性分析可知,风速与CO2、CH4的相关性为0. 770、0.705,温度与CO2、CH4的相关性为0. 609、0. 557,气压与CO2、CH4的相关性为0. 404、0. 290,可知,风速对CO2、CH4排放影响较高,温度次之,气压对其影响较为微弱,论证了所建立的浓度梯度模型对煤田火区温室气体排放通量的适用性,进而可从环境因素影响强弱的角度更为有效的防治煤田火区有害气体污染。
摘要：煤田火区温室气体的排放速率在时间和空间上由于影响因素而存在差异,本研究在对目前气体排放通量研究基础上,采用空气动力学法对神府矿区活鸡兔火区排放CO2、CH4气体和风速、温度以及气压等环境参数进行原位监测,测试结果表明,CO2和CH4通量的变化规律一致,火区内CO2、CH4排放通量变化范围为3.88~30.46 mg/(m2·s)和0.12~1.36 mg/(m2·s);通过相关性分析,环境因素对两种温室气体的排放影响很大,火区CO2、CH4的排放与风速、温度以及气压均呈显著正相关,相关性大小依次为风速>温度>气压,论证了所建的浓度梯度模型对煤田火区温室气体排放通量的适用性,进而为煤田火区有害气体污染治理提供了思路。
火区 篇6
煤矿发生火灾后,通常在直接灭火无效的情况下,封闭火区注入惰性气体则是一种较为普遍的救灾方法[1],且多数获得成功或者发挥了一定作用[2]。Alois[3]对N2在世界各国煤矿井下救灾中的应用和发展进行了详细的分析总结。近年来,人们又对注惰气防灭火进行了一系列的理论研究、实验研究和数值模拟[4,5,6,7,8,9,10]。
然而,封闭火区和注氮气这些救灾措施有时可能会引起瓦斯爆炸,人们对此也进行了相关研究。周心权在惰气对甲烷的惰化影响、火区封闭后气体组分的变化、稀释作用对氧浓度的影响等方面进行了定性、定量分析[11];周博潇[12]研究了因注惰气的“活塞作用”对封闭区域瓦斯浓度分布的变化影响;王兵建[2]对封闭火区措施对火区内瓦斯爆炸的影响因素和可能性进行了理论分析,而且对陕西陈家山“11.28”事故进行了相关的数值模拟。
封闭火区注惰气引起瓦斯爆炸是一个复杂的紊流扩散传热传质流动过程,实际注惰气过程中火区内部和气体变化情况并不清楚。笔者采用数值模拟软件FLUENT,对封闭火区注惰气后火区的状态发展变化过程和注惰气如何引起瓦斯爆炸的过程进行了数值模拟,同时考虑巷道顶部有瓦斯涌出,得到了瓦斯和N2的运移规律。
1 理论分析
瓦斯容易在巷道顶板形成层状积聚,大多是因为巷道顶板高强度的瓦斯源涌出和巷道风流速度较低。瓦斯涌出后,由于瓦斯的体积力(上浮力)作用,表现出一定的浮顶效应,分子扩散和紊流扩散作用使瓦斯逐渐向低浓度区扩散,形成扩散边界层;如果巷道风速低,顶板附近风流对瓦斯的对流—扩散运移强度减弱,瓦斯不能与风流充分混合,形成瓦斯层状积聚[2]。瓦斯在巷道空气流动过程中的移流扩散方程为
式中:c为瓦斯的质量浓度,kg/m3;Dd为瓦斯在空气中的分子扩散系数,m2/s;Fc为巷道瓦斯涌出气体增加量,kg/s。
封闭火区后,火区空间尚存在一定量的空气,使得火区还能维持一段时间的燃烧。注惰气后,惰气射流射入封闭区域时,产生高速射流,该射流一方面像活塞一样推动封闭区域内的气体向前流动;另一方面由于与周围大气间存在速度不连续的间断面而卷吸周围大气进行混合。因此当惰气射流前进过程中遇到巷道顶板形成的瓦斯层,就会一边推动瓦斯层向火区移动,一边与瓦斯混合;如果运动到火区的瓦斯体积分数超过5%,同时混合气体中的O2体积分数不低于瓦斯的最小助燃O2体积分数12%,则瓦斯爆炸的3个基本条件具备[11],就会引起瓦斯爆炸。只要有1个条件得不到满足,则不会引起瓦斯爆炸。
2 FLUENT数值模拟
以发生火灾的巷道作为模拟的物理区域进行二维数值模拟,巷道部分以注惰口所在一侧密闭墙开始,长300 m,高2.4 m,注惰口高0.5 m,距离巷道顶板0.5 m,注入N2的纯度为99%,注惰口气流速度为1 m/s。其中巷道顶部部分区域有瓦斯涌出,假设以0.000 3 m/s的恒定速率涌出,瓦斯涌出段长50 m,而且距离注惰口最近距离为10 m。火源面设为CH4速度入口(0.25 m2),位于距离注惰口260 m的巷道底板上,燃料入口速度为0.2 m/s,相当于煤燃烧时火源功率约为2.84 MW。因为求解区域比较规则,故采用四边形结构化网格进行划分,巷道解算区域模型的建立和网格的划分在FLUENT的前处理器GAMBIT中完成。
由于火灾、爆炸过程非常复杂,为此在建立流场模型过程中采用以下的假设:① 流动的惰性气体及火区气体作为连续介质处理;② 巷道壁面条件采用无滑移边界条件,使用壁面绝热的条件;③ 化学反应为快速反应,采用体积反应计算组分的生成速率;④ 火区内各种气体的扩散系数相同。则守恒型控制方程可以写成如下形式:
连续性方程
动量方程
能量方程
组分方程
式中:ρ为密度;t为时间;xi,xj分别为x和y方向;ui,uj分别为x和y方向的速度;Suj为源项,包括体积力、压力梯度和部分黏性力;cs为组分s的体积浓度;ρcs为组分s的质量浓度;Ss为源项,组分s的产生率;Ji为组分的扩散通量;Ri为化学反应的净产生速率;Гh为 输运系数;h为焓;Sh为源项,包括化学反应产生的能量。
当瓦斯浓度cs指质量浓度时,式(5)表示巷道内存在瓦斯涌出时瓦斯在火区内的扩散运移过程,同时说明了注惰射流与瓦斯之间存在相互左右且各自满足组分守恒方程。
3 FLUENT模拟结果分析
首先模拟了巷道内燃料入口处着火,此时巷道漏风速度设定为0.2 m/s,火灾产生的烟气上升至巷道顶板,逐渐沿着顶板向两边蔓延,形成较厚的高温烟气层。然后封闭着火巷道注入惰气。选取注惰气后几个时刻的状态来进行分析,所有等值线图都是采用软件Tecplot后处理得到。因为巷道长(X=300 m)和高(Y=2.4 m)的比例太大,为了能清楚地分析火区内的状态变化和气体运移规律,故采用软件Tecplot进行后处理时,巷道的长和高采用不同的比例尺来显示。
图1—3分别是注惰气后160 s时刻的N2,CH4和O2的摩尔分数等值线图。由图可以看出,部分N2已经逐渐运动扩散到着火巷道内部,高速N2与巷道顶部涌出的部分瓦斯混合,因为瓦斯密度较小,故高浓度瓦斯浮在巷道顶部。瓦斯气体在高速N2射流的“活塞作用”下沿着巷道顶板不断向下游火区运动,在距离注氮口约190~230 m处,瓦斯体积分数达到了10%左右,已经超过了爆炸下限。由于注惰和燃烧的持续进行,O2体积分数迅速降低,但是此时在距离注氮口约190~300 m处,O2体积分数依然很高,大部分区域超过瓦斯的最低助燃O2体积分数12%,部分区域甚至仍然高于20%。
图4是注惰气后160 s时刻的温度等值线图。由图4可以看出,封闭火区注氮一段时间,远离注氮口的火区仍然能够继续燃烧,火区最高温度约达1 200 ℃,蔓延至距离注惰口240 m处的高温烟气温度约为650 ℃,高温区域的能量足以引燃瓦斯。结合图2—3,引爆瓦斯的3个条件同时同地具备。
图5是注惰气后165 s时刻的温度等值线图。由图5可以看出,短短几秒钟内,火区迅速向注氮口方向的高浓度瓦斯区域蔓延,巷道内出现大面积的高温区域,部分区域(如距离注氮口200~260 m处)温度甚至瞬间突然升高到2 000多℃,原因就是封闭火区注惰气引发了瓦斯爆炸。
4 陈家山“11.28”事故注惰气救灾引发爆炸的实例
陈家山煤矿隶属于陕西省铜川矿务局,井田内煤、油、气共生,火、瓦斯等自然灾害严重,2004年矿井瓦斯等级鉴定结果:绝对瓦斯涌出量107.61 m3/min,相对瓦斯涌出量20.44 m3/(t·d),属于高瓦斯矿井。
2004年11月23日,上隅角采空区发生瓦斯爆燃,救护队扑灭明火;24日上隅角再次发生瓦斯爆燃,工作面烟雾很大,明火再次被扑灭;为了摆脱火的威胁,工作面只割煤不放顶煤。28日约7:10四泵安检员听到爆炸声,发现巷道烟雾大,随后安子沟抽放泵站电话汇报,安子沟风井防爆门被摧毁,有黑烟冒出。矿井迅速成立救灾指挥部,抢救伤员。由于11月28日第1次瓦斯爆炸的破坏作用,致使415采煤工作面的通风设施被破坏。12月2日凌晨2:50救护队开始通过415灌浆巷向密闭区域实施注惰气,3:10井下所有救灾人员撤退到井下救灾基地,在注惰气过程中于3:25发生二次爆炸,到10:53又相继发生4次爆炸。
封闭火区注惰气本应为一种比较有效的救灾措施,但是在高瓦斯矿井的救灾实践中却引发了二次瓦斯爆炸,甚至多次瓦斯爆炸。封闭火区注惰气这一救灾措施是把“双刃剑”,应该引起充分的注意。而数值模拟为封闭火区注惰气会引起瓦斯爆炸提供了合理的解释和一定的理论依据。
5 结论
采用FLUENT软件对着火巷道封闭注惰气后的火区状态变化和瓦斯、N2的运移规律进行了数值模拟,采用Tecplot软件进行数据的后处理,得到以下的结论:
1) 模拟了封闭火区注惰后惰气和瓦斯气体在火区内的运移规律,验证了在特定条件下封闭火区注惰气会引发瓦斯爆炸的现象,同时模拟结果合理地解释了封闭火区注惰气可能引发瓦斯爆炸的原因。
2) 封闭火区注惰气过程中火灾引发爆炸,是因为注入的惰气射流与瓦斯气体混合的同时像活塞一样推动瓦斯气体运动到达温度远高于650 ℃的高温火区,而且瓦斯体积分数超过了其爆炸下限5%,而此时此地O2体积分数并未降至CH4的最小助燃O2体积分数12%以下,瓦斯爆炸的3个条件在同时同地具备,于是引发瓦斯爆炸。模拟结果进一步验证了前人[2,11]提出的注惰气能够引发瓦斯爆炸的观点。
3) 由于封闭火区注惰气的实验难度很大,而数值模拟是一种很好的研究方法。笔者只是对一个简单的着火巷道进行了二维数值模拟,而且模拟初始条件的设置也进行了许多简化,因此要得到更加精确的模拟结果,还需要建立更能反映矿井火灾实际情况的物理模型,初始条件的设置也应更接近真实的着火和注惰气情况,这是下一步研究的重要工作。
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