瓦斯浓度测量

2024-07-21

瓦斯浓度测量（精选7篇）

瓦斯浓度测量篇1

近年来, 煤矿瓦斯、水、火、粉尘、顶板等灾害事故时有发生, 造成的经济损失和社会影响较大。瓦斯爆炸具有强大的局部摧毁能力, 短时间内高温高压、冲击波以及释放的大量有毒气体, 会给煤矿带来灾难性的破坏和人员的伤亡。因此, 对瓦斯浓度的检测是控制瓦斯的前提条件。国内普遍采用热催化元件及光干涉瓦斯检测仪器, 经常使用的瓦斯检测报警仪有AZJ-92, AQJ-10, DMA-1等型号。

一般情况下瓦斯爆炸必须具备3个条件[1] 。一是瓦斯浓度:瓦斯的爆炸界限为5%~16%, 瓦斯体积分数低于5%时, 遇火不爆炸, 但能在火焰外围形成燃烧层;当瓦斯体积分数为9.5%时, 其爆炸威力最大 (O2和瓦斯完全反应) ;瓦斯体积分数在16%以上时, 失去爆炸性, 但在空气中遇火仍会燃烧。二是高温源的存在:井下抽烟、电气火花、违章放炮、煤炭自燃、明火作业等都易引起瓦斯爆炸。三是O2浓度:实践证明, 空气中的O2体积分数降低时, 瓦斯爆炸界限随之缩小, 当O2体积分数减小到12%以下时, 瓦斯混合气体就会失去爆炸的可能性。

1 硬件系统设计

图1为瓦斯浓度检测系统结构图。微处理器控制采用ATmage16L单片机, 其高性能、低功耗的 8 位AVR微处理器, 采用先进的RISC 精简指令算法, 16 KB的系统内可编程Flash, 512 B的在线可编程EEPROM, 集成了10位逐次逼近型模数转换器ADC, 转换时间在65~260 μs, 能够满足设计要求。工作电压为2.7~5.5 V, 因而采用具有三端稳压器LM7805CT的电压模块对其供电。井下瓦斯浓度一旦超标, 甲烷传感器便会将其转换为电信号, 经放大器、比较器得到一个稳定的电压信号, 此时经单片机的D/A转换, 将电压信号转化为音频信号, 经多谐振荡器解调滤波放大后即可得到音质较好的报警信号。

1.1 惠斯登电桥检测模块

图2为甲烷传感器检测原理图[2] 。传感器由气室、黑白元件组成。黑元件R1是一种对瓦斯非常敏感的载体催化元件, 而白元件R2是补偿元件, 与瓦斯不起反应。将黑白元件置于同一气室, 当空气中不含瓦斯成分时, 电桥处于平衡, 电压为0。

对黑元件R1中的铂丝通电流, 使检测元件保持高温 (300~400 ℃) , 此时若与可燃气体接触 (如甲烷气体) , 甲烷就会在催化剂层上燃烧, 其实质是元件表面吸附的甲烷与吸附的氧离子之间的反应, 其完成后生成CO2和水, 而气室中的氧被元件吸附并解离, 重新补充元件表面上的氧离子。甲烷燃烧反应放出的热量, 使铂丝线圈的温度升高, 线圈的电阻值就上升。其中R1的阻值与瓦斯体积分数关系由静态热平衡方程决定。其热平衡方程[3] 如下:

I2R1+μY=αS (T-T0) +δAS (T4-T40) (1)

式中:I为通过热催化组件的电流;μ为热催化组件的燃烧系数;R1为黑元件的阻值;T为热催化组件的工作温度;T0为周围环境温度;Y为瓦斯体积分数;α, S, A, δ是由催化剂本身性质决定的一些参数。

当瓦斯体积分数在较小范围内增加时, 反应生成的热量也是线性增加的, 输出电压与瓦斯体积分数呈线性关系;但随着热催化组件的温度升高, 传导热损失αS (T-T0) 和辐射热损失δAS (T4-T40) 也增加, 其产生的负面因素不能忽略, 输出电压与瓦斯体积分数呈非线性变化。如图3 所示, 在瓦斯体积分数为0~5%时, 在AB两点的输出电压正比于瓦斯体积分数, 通过电压信号的测量就可知井下的瓦斯体积分数。这种检测装置[4] 在测量低浓度瓦斯时, 输出信号较大, 不受其他可燃气体和粉尘的影响, 精度较高, 信号处理与显示较简单, 易于实现报警。但催化剂与硫、铅、磷等化合物长期接触使得催化剂性能逐渐降低, 另外铂在还原介质中, 特别是在高温下很容易被还原出来的蒸汽污染, 使铂丝变脆, 并改变其温度系数, 使仪器输出信号的精确度、灵敏度降低, 从而可能产生错误的信号。因此, 需要不断地检验催化剂的功效, 以确保其安全可靠性。

1.2 放大电路模块

图4为分立器件直流放大器电路, 为了降低噪声、提高输入阻抗, 放大电路的第一级用场效应管T1来代替, 调整T1静态漏电流, 以获得较大的跨导;R6为负反馈电阻, 反馈信号通过R6直接加到T1的源级上。这种放大器的电压增益、频率特性、工作点都非常稳定。改变R6可以调节放大器的增益。经EWB仿真软件, 得出当输入为1 μV时, C端的输出电压为35.28 mV。放大倍数高, 且稳定, 但是当输入电压较大时, 输出便会产生饱和现象, 故这种放大器适用于输入较小的电压信号放大。

1.3 声音报警电路的设计

图5为声音报警电路。由NE555芯片、R1、R2、C1组成100 kHz可控多谐振荡器, 占空比为50%, 当单片机端口输出直流电压信号时, 经EWB电路仿真软件仿真后得到如图6所示的近似脉冲信号, 该输出脉冲的脉宽与输入信号的幅值成正比, 当输入信号的频率变大时, 脉冲会更明显, 而且波特图显示的幅频与相频特性非常稳定, 输出再经电感L, 电容C3解调、滤波后可以通过BD端接的扬声器输出, 音质效果非常好。

1.4 电源稳压模块

电源稳压模块采用锂电池, 可以在其放电周期内任一点充电, 有效地保持电荷, 其性能稳定, 质量轻, 可重复利用[5] 。对于其保护电路的设计, 采用

UCC3957集成锂电池保护电路。由于井下瓦斯防爆的要求, 合理地控制好锂电池, 使其免于过充电和过放电, 以免产生过大的放电电流而损坏电池组。锂电池的输入电压经过三端稳压器LM7809CT、LM7805CT的稳压和电容的滤波后, 能够输出的5, 9 V电压较稳定, 而且不容易受外界干扰, 有利于单片机ATmage16L的平稳操作运行。图7为电源稳压电路, 为了获得较大又平稳的电流, 采用稳压过滤电路, 2个并联的三端稳压器LM7809CT中间需要加二极管防止内部环流, 当出现干扰时, 电路仍能稳定有效地输出5, 9 V的电压, 只是到达稳态时间稍微延长, 这也正凸显了稳压器的优越性。

1.5 单片机控制模块

系统加电初始化时, 单片机ATmage16L先读取EEPROM存储的参数, 建立以1条瓦斯标准体积分数与输出电压的标准线性拟合曲线, 如图8所示。对标准瓦斯体积分数进行10次采样和其所对应的电压线性拟合, 拟合系数为0.999 8, 接近于1;单片机ATmage16L内部集成10位逐次逼近型ADC, 通过对端口PA0—PA7共8路单端输入电压信号的采集[6] , 并根据标准线性拟合曲线, 计算显示出井下的瓦斯体积分数, 若井下测量的电压所对应的瓦斯体积分数大于5%时, 则瓦斯体积分数已超标, 发出指令启动报警系统。此时说明若在同一电压情况下, 所对应的瓦斯体积分数大于标准情况下的瓦斯体积分数。

2 软件系统设计

基于AVR单片机C语言编程的瓦斯浓度检测系统软件流程[7] 如图9所示。

3 结语

重点研究了瓦斯浓度传感器、声控报警系统、稳压电路和单片机控制模块之间的相互关系, 将ATmage16L单片机作为主控制芯片, 利用其强大的数据采集系统功能, 具有低成本、高精度、高稳定安全性的特点。采用C语言的程序编写, 方便灵活、便于计算, 效率高、移植性强、调试简单, 完成了能够智能可控、结构模块化、抗干扰能力强的瓦斯测量仪器的设计。特别适合于矿井中对低浓度瓦斯的检测, 具有一定的经济效益和市场潜力。

参考文献

[1]支学艺, 何锦龙.矿井通风与防尘[M].北京:化学工业出版社, 2009.

[2]李学诚.安全仪器检测工[M].北京:煤炭工业出版社, 1994.

[3]钱毅, 童敏明.恒温瓦斯检测输出非线性的动态调校[J].仪器仪表学报, 2001, 22 (5) :462-465.

[4]储重苏, 方裕璋.瓦斯[M].北京:煤炭工业出版社, 1999.

[5]康华光.电子技术基础模拟部分[M].北京:高等教育出版社, 2008.

[6]祝常红.数据采集与处理技术[M].北京:电子工业出版社, 2008.

[7]张军, 宋涛.AVR单片机C语言程序设计实例精粹[M].北京:电子工业出版社, 2009.

瓦斯浓度测量篇2

矿井瓦斯爆炸是煤矿生产中一种极其严重的灾害[4]。煤层开采过程中常伴随有瓦斯涌出, 当氧气充足时一旦瓦斯浓度达到爆炸界限并遇到点火源即会引起爆炸, 所产生的火焰和压力波迅速传播, 会对人员生命安全和矿井设施等造成损害[5]。由于在瓦斯爆炸界限内不同浓度的瓦斯爆炸火焰、压力波传播过程是不尽相同的[6], 因此, 为了采取有效的防爆、抑爆措施, 减少爆炸造成的危害, 研究瓦斯浓度对瓦斯爆炸的影响是十分必要的。

国内外有很多的学者对瓦斯爆炸的传播过程和规律进行了理论分析、数值模拟和实验研究[7,8]。由于实验条件受到相当大的限制, 这些研究多是在爆炸的最佳瓦斯浓度条件下进行的。笔者运用计算流体动力学的方法对瓦斯爆炸传播过程进行数值仿真研究, 这样可以对实验研究进行有效的补充和验证, 为煤矿井下瓦斯输送管道隔抑爆装置的研制及安装技术规范的制订奠定理论基础。同时, 也可以为煤矿瓦斯爆炸事故调查分析提供理论依据。

1 计算方法

1.1 连续相计算方法

利用有限体积法来求解爆炸流场的控制方程组。爆炸求解过程中同时计算流场控制方程与燃烧模型方程, 然后通过能量方程和组分方程的相应源进行耦合。

有限体积法的基本思路:首先, 将要计算的区域划分为大小相同的网格, 并且每个网格点的周围有一个互不重复的控制体积;然后将控制方程对每一个控制体积积分, 得出一组离散方程。

1.2 建立模型和划分网格

考虑到模拟三维模型时计算量庞大, 故将三维管道简化为二维。把长2 m、截面为200 mm×200 mm的三维立方体管道, 利用gambit建立成一个长2 m、宽200 mm的矩形管道, 忽略管道厚度, 网格以0.005 mm为基本单位划分, 并建立坐标系, 分别对瓦斯体积分数为7.5%, 9.5%, 11.5%的瓦斯—空气预混气体爆炸进行模拟。将划分好的网格导入Fluent软件[9,10,11]。

1.3 边界及流场初始条件

模型的4个面边界类型均设置为绝热壁面, 温度为300 K。由于空气中CO2和水蒸气的含量极小, 可忽略两者的体积, 则初始条件中设瓦斯体积分数分别为7.5%, 9.5%, 11.5%时爆炸管道内各组分的质量分数如表1所示。

注:W—质量分数;t0-—点火前的初始时刻。

1.4 点火初始条件

在密闭管道内均匀充满瓦斯预混气体, 假设在管道封闭端面的瓦斯预混气体遇到点火源发生爆炸。点火源产生能量加热火焰附近的局部瓦斯预混气体, 使其温度迅速升高达到着火温度而点燃;然后借助火焰传播使整个瓦斯预混气体着火燃烧。因此, 根据热点火理论, 在模拟计算中可以将高温已燃气团设置为点火区, 在坐标 (0 m, 0.1 m) 处建立一个半径r=0.05 m的点火源, 点火温度都设为1 500 K, 忽略点火后CH4和O2的质量, 该区域爆炸气体各组分的质量分数如表2所示。

注:W—质量分数;t0+—点火后的初始时刻。

1.5 建立监测点

建立2个监测点, 用来检测爆炸过程中的温度和压力的变化情况, 分别为 (0.5 m, 0.1 m) , (1.0 m, 0.1 m) ;设置数个监测点, 用于检测不同浓度瓦斯气体爆炸过程中火焰传播速度的变化情况。

2 瓦斯浓度对瓦斯爆炸传播影响研究

2.1 不同浓度瓦斯爆炸的火焰传播趋势

体积分数为9.5%的瓦斯气体爆炸火焰传播过程在某一时刻的数值模拟结果见图1, 可以看出, 在壁面湍流加速和粘滞力的双重作用下, 壁面处火焰的传播速度自然向前发展, 火焰整体加速向管道末端传播, 爆炸过程中出现了明显的“两波三区”现象;随后, 当火焰前锋到达管道的中后部时, 由于空间的限制, 火焰受到气体反向流动的影响, 火焰沿壁面的传播速度较快于火焰前锋面中部的传播速度, 逐渐到达管道末端, 并最终充满整个管道, 直到爆炸结束。体积分数为7.5%与11.5%的瓦斯爆炸火焰传播过程与此类似, 只是火焰传播速度、管道内的压力和温度有较大的区别。

由火焰传播到达某点的时间, 可以计算出火焰在某段的传播速度。由表3可以看出, 爆炸后火焰传播速度是随着传播距离增加而逐渐增大的, 且越靠近出口, 火焰传播速度越大。瓦斯爆炸的传播分为2个阶段:点火和传播。在开始阶段火焰传播速度相对较小, 但在随后的火焰传播过程中, 火焰前方在前驱冲击波的作用下被压缩和加热, 加速了气体膨胀, 膨胀又使燃烧衰减, 制约了气体进一步扩张, 导致火焰加速存在一个临界速度。当达到这个临界值时, 传播速度将不再增加, 而是逐渐衰减。由体积分数分别为7.5%, 9.5%, 11.5%的瓦斯气体爆炸火焰传播时间计算结果可以看出, 瓦斯浓度对火焰传播速度有较大影响:瓦斯体积分数在9.5%时, 火焰传播所需时间最少, 即传播速度最快;7.5%时次之, 11.5%时传播速度最慢。

2.2 不同瓦斯浓度条件下爆炸的最大超压

图2和图3分别是不同浓度瓦斯气体在发生爆炸时2个监测点最大超压 (超出标准大气压) 对比图。由图3可以看出, 管道中的瓦斯气体发生爆炸时, 当瓦斯体积分数为9.5%时, 超压在6.2 s左右达到最大值 (约810 kPa) ;瓦斯体积分数为7.5%时, 超压在8.0 s左右达到最大值 (约700 kPa) ;瓦斯体积分数为11.5%时, 超压在12 s之后达到最大值 (约740 kPa) 。通过对比可以看出, 管道中体积分数为9.5%的瓦斯发生爆炸时能在最短的时间内超压达到最大值, 且其最大超压值在三者中最大。

由图2和图3还可以看出, 监测点 (0.5 m, 0.1 m) 、 (1.0 m, 0.1 m) 在不同浓度的瓦斯气体发生爆炸时的最大超压对比图形状几乎一样。

2.3 不同瓦斯浓度条件下爆炸的最大温度

图4和图5分别是不同浓度瓦斯气体在发生爆炸时2个监测点最大温度对比图。由图4可以看出, 瓦斯体积分数为9.5%时, 温度在爆炸后6.6 s左右达到最大值 (约2 880 K) ;瓦斯体积分数为7.5%时, 温度在爆炸后8.7 s左右达到最大值 (约2 510 K) ;瓦斯体积分数为11.5%时, 温度在爆炸后12.5 s左右达到最大值 (约2 800 K) 。通过对比可以看出, 管道中瓦斯体积分数为9.5%时, 整个爆炸过程中其温度都是最大的;而对比瓦斯体积分数在7.5%和11.5%时, 在爆炸过程的前3 s前者的温度要大于后者的温度, 而3 s之后前者的温度均小于后者的温度。

另外, 可以看出图4和图5的形状大致相同, 只是在图5中, 比较体积分数为7.5%和11.5%的瓦斯爆炸过程时, 前5 s内前者的温度要大于后者的温度, 而5 s之后前者的温度均小于后者的温度。

3 数值模拟结果与实验结果的比较

管道内瓦斯气体爆炸的数值模拟实验结果符合实际的物理现象, 在整个爆炸过程中, 管道内的温度和压力随反应时间的增加而增大, 并在管道中会出现火焰阵面;随着爆炸的进行, 火焰从点火端传向另一端, 当火焰传播到管道的另一端时, 爆炸结束, 压力值达到最大。同时, 在爆炸过程中出现了“两波三区”的现象, 这与经典气体爆炸波理论相吻合。

徐景德的瓦斯浓度对瓦斯爆炸影响的实验表明[12,13]:瓦斯体积分数越接近9%, 火焰传播的速度就越快, 这说明当巷道内瓦斯体积分数为9%左右时, 其浓度符合瓦斯氧化反应当量浓度, 而且反应速度越快, 单位时间内产热量就越大, 因而能使爆炸冲击波速度在很短时间内不断移动上升, 当巷道中的瓦斯浓度处于最佳浓度时, 在点燃以后很快上升到了最大压力。当瓦斯体积分数为8.5%~9.5%时, 爆炸最为猛烈。

在数值模拟结果中, 体积分数为9.5%的瓦斯气体爆炸火焰传播速度最大, 并且能很快达到最大压力, 这与上述的实验结论一致。

4 结论

1) 通过对不同浓度瓦斯气体爆炸过程中某一时刻的火焰传播图以及反应所需要的时间可以看出, 瓦斯体积分数在9.5%时反应速度最快, 火焰传播的速率最大, 7.5%时次之, 11.5%时速度最慢。

2) 从3种浓度的瓦斯气体爆炸反应后温度的变化情况可以得出: (1) 体积分数为7.5%, 9.5%, 11.5%的瓦斯气体爆炸后最大温度分别达到2 510, 2 880, 2 800 K。 (2) 体积分数在9.5%时的瓦斯爆炸, 整个管道升至最高温度用时最短, 约6.6 s;7.5%时次之, 约8.7 s;11.5%时用时最长, 约12.5 s。

矿山低浓度瓦斯高效利用研究篇3

煤矿在我国占据着主导能源地位, 而在煤矿开采过程中, 瓦斯是与煤炭共同伴生的优质清洁能源, 国家对煤矿瓦斯抽采工作非常重视, 提出了“先抽后采、能抽尽抽、以用促抽”的12字方针。因此, 如何合理高效利用瓦斯, 对我国环境和节能事业有着举足轻重的作用。

我国煤矿瓦斯排放量居世界首位, 大量的低浓度瓦斯排放不仅浪费了宝贵的清洁能源, 同时对环境也有严重的危害。瓦斯是一种易燃易爆气体, 当浓度处于5%~16%时极易发生爆炸危险, 而低浓度瓦斯是指浓度为6%~25%的瓦斯。根据调查统计, 在全国200亿m3的瓦斯排放量里就有50%~60%的瓦斯属于低浓度[1]。因此, 如何实现对低浓度瓦斯的高效合理利用, 对我国节能事业有着深远的影响和意义。

1 低浓度瓦斯的脉动燃烧

1.1 脉动燃烧概述

脉动燃烧是介于正常燃烧与爆炸之间的一种燃烧方式, 是一门独立的、介于声学和燃烧学之间的边缘学科[2]。

脉动燃烧与稳定燃烧相比较, 具有燃烧效率高、燃烧强度大、热效率高、传热系数大、排烟污染小等优点。因此, 可以实现对低浓度瓦斯清洁高效的利用。

1.2 脉动燃烧机理

脉动燃烧在运行过程中, 每一个周期可以分为着火与燃烧、膨胀、排气与回流以及重新进气这4个阶段, 如图1所示。

1.3 尾管传热系数

尾管作为脉动燃烧器的重要组成部件之一, 其管中的燃气流动与传热情况直接影响着脉动燃烧器燃烧效率。这是由于尾管内的压力脉动和速度脉动, 自动地提供了强烈的强制对流传热, 加强了气流的振荡, 与常规稳态燃烧器尾管内通常存在的自然对流传热相比, 有很高的传热强度和传热效率。

因此, 设计实验对不同条件下的尾管传热系数进行分析对比, 从而来分析不同条件下低浓度瓦斯脉动燃烧的情况。

2 脉动燃烧实验

2.1 实验设计

目前最常用的脉动燃烧器有Rijke型、Schmidt型和Helmholtz型, 本实验选取应用较多的Helmholtz型燃烧器来进行实验。脉动燃烧实验装置总体结构如图2所示[3]。

如图2所示, 其工作流程为:打开燃气管道上的电磁阀、减压阀、调节阀和空气压缩机, 空气和燃气进入混合室充分混合后进入燃烧室, 然后再打开助燃空气管路上的风机, 空气进入燃烧室, 同时打开点火装置, 进入燃烧室的混合气体被高能点火器点燃。燃烧伴随着放热过程使燃烧室内温度、压力升高, 燃烧产生的压力使空气、燃气阀关闭, 燃烧产物以高速沿尾管排出[4]。由于气流的惯性作用, 燃烧室内产生负压, 空气、燃气阀又被打开吸入新的空气和燃气, 同时尾管中的部分高温烟气也返回燃烧室, 与燃烧室内余热一起重新点燃混合气, 燃烧过程自动重复, 不需外加点火和风机, 这时可关闭风机和点火装置。

通过监测仪器对燃烧室温度和压力变化进行实时的监测, 当温度和压力5 min内无明显波动时, 可以认为工况燃烧稳定, 此时记下各项测量数据。

2.2 脉动燃烧实验现象

为了观测脉动燃烧的实验现象, 以尾管长度为2.0 m (f=92 Hz) 时的脉动燃烧为例。

实验时所使用的低浓度瓦斯气体来自山西潞安某矿区, 经压气机压缩后灌入压力钢瓶内以备实验使用, 其主要成分如表1所示。

实验时, 首先对脉动燃烧器以0.5 m3/h的流量通入瓦斯, 此时瓦斯在燃烧室内火焰呈细条状, 而且主要发生在空气与燃气混合处, 属于一般燃烧。

增大瓦斯流量到0.8 m3/h, 此时火焰变得明亮些, 并逐渐占据燃烧室内的大部分空间, 火焰呈现湍流状态, 但是未达到脉动燃烧要求。

继续增大瓦斯流量到1.0 m3/h, 此时火焰变成亮红色, 开始布满整个燃烧室, 随着燃烧的进行, 火焰变成亮蓝色, 并且听燃烧室发出“轰轰”的响声, 尾管也跟着振动, 说明进入脉动燃烧状态。后续试验过程中, 都以此现象作为判断是否发生了脉动燃烧的依据。

2.3 数据测量及分析

通过上面搭建的实验平台以及配合测量仪器, 可以进行不同尾管长度和瓦斯浓度条件下的脉动燃烧实验, 并通过计算尾管传热系数来判断如何实现低浓度瓦斯的高效清洁燃烧。

不同尾管长度和瓦斯浓度条件下的脉动燃烧实验数据如表2~5所示。

由表1~5可以看出, 当尾管长度为3 m时, 对应的瓦斯浓度为5%时, 实验无法实现稳定脉动燃烧, 故无瓦斯浓度为5%时的数据。另外, 本次实验采用瓦斯流量为2 m3/h进行实验。

通过上述低浓度瓦斯实验研究, 可以看出在瓦斯浓度为5.9%、尾管长度为2.5 m时, 传热系数最高, 高达86.90。

3 结论

(1) 设计并搭建了低浓度瓦斯脉动燃烧实验台, 对低浓度瓦斯的脉动燃烧进行了模拟实验研究, 实验台实现了5%及其以上浓度的瓦斯稳定脉动燃烧。

(2) 对实验数据处理发现, 对于不同长度的尾管, 传热系数随着瓦斯浓度的升高而变大;但是大到一定值就会变小, 即不同尾管长度的尾管都存在一个最佳的瓦斯浓度, 在该浓度下可以实现传热系数的最优化。

对低浓度瓦斯的脉动燃烧进行了初步的探讨, 得出了不同尾管长度和瓦斯浓度的变化对传热系数的优化有显著的影响, 对我国矿山低浓度瓦斯的高效率利用提出了一种新思路。

摘要：瓦斯是一种优质能源, 而低浓度瓦斯的利用一直是国内能源利用中的一大难题, 对低浓度瓦斯采用Helmholtz型燃烧器进行脉动燃烧做了实验探讨, 因为脉动燃烧技术的应用是通过脉动燃烧器来实现的, 所以搭建实验台对脉动燃烧器的重要部件尾管的传热系数进行了数据测量和分析, 指出了影响低浓度瓦斯清洁高效利用的一些条件, 对今后采用脉动燃烧技术清洁高效利用低浓度瓦斯提出了一些思路。

关键词：矿山,低浓度瓦斯,脉动燃烧,尾管传热系数

参考文献

[1]李树刚, 张正林.我国煤矿瓦斯防治与利用现状及改进技术[J].国土资源与环境, 2001, 55:30-32

[2]程显辰.脉动燃烧[M].北京:中国铁道出版社, 1994

[3]高丽霞.低浓度瓦斯脉动燃烧特性[D].徐州:中国矿业大学, 2010

采空区瓦斯浓度分布规律研究篇4

1 采空区瓦斯浓度分布的测定方法和结果

采用现场束管监测的方法进行测量, 具体方法是将直径为6 mm的胶管沿着回风巷上帮着埋入采空区内, 将其装入在直径为25 mm的硬胶管内部, 并将其加以保护, 而架木垛保护则是在测管的捡起口周围, 这样进气口就受到了岩石垮落和砸坏等方面的保护。 (如图1)

测量工作都是对着工作面的前进在不断推进, 同时进气口的木垛保护也将进入采空区的范围之内, 并且将采空区域内的瓦斯抽出来的是用抽气气囊通过测气管来进行的, 这些方面做完之后则是运用分布式光纤瓦斯的检定器, 来测试抽取出来的瓦斯浓度情况, 分别对采空区内瓦斯与工作面瓦斯之间不同距离内的浓度与变化规律。

测量时随着工作面不断向前推进, 木垛保护的进气口逐渐进入采空区, 用抽气气囊通过测气管将采空区内的瓦斯抽取出来, 然后用分布式光纤瓦斯检定器测定瓦斯浓度, 分别考察距工作面不同距离处采空区瓦斯浓度及其变化规律。

这次的检测一共要进行2次, 每次在30m埋入测试管, 其中测试的时间为每次15天, 同时每天都要测量9次, 且都是在不同的时间段内进行, 测量人员记录测量时的瓦斯浓度值和时间。

通过这2次的埋管测量, 其测量结构在Excel的表格中进行的相关处理, 并根据处理结构绘制出采空区瓦斯浓度与距工作面的距离关系曲线图, 如图2 (a) , (b) 所示。

2 采空区瓦斯浓度分布测定结果分析

采空区瓦斯浓度分布通过对测定结果的分析有以下几方面的规律。

(1) 从工作面到采空区后方6 m范围内瓦斯浓度变化不大, 在0.8%上下波动。

根据现场调研, 造成此现象的原因为: (1) 测量面直接顶厚度是约1 m的砂质泥岩, 砂质泥岩随着工作面的推进, 不断垮落, 因此靠近工作面附近的采空区直接顶处于初始冒落状态、岩石松散地排列极不规则且有较大的空隙。通过支架空隙大量的新鲜风流从进风巷流进采空区, 进入采空区的新鲜风流对其内原有的瓦斯进行混合稀释后, 又在通风负压的作用下, 从工作面上隅角涌出, 且越靠近工作面, 风流风速越大, 因而对瓦斯的稀释、运移作用程度越大, 瓦斯浓度变小, 造成此范围内采空区的瓦斯浓度较低。如图3所示。 (2) 由于测量面老顶是约6 m厚左右的细砂岩和中粒粗砂岩组成, 岩性较硬, 随着工作面的推进呈周期性垮落, 在垮落之前, 采空区形成一定范围的不垮落空间, 如图4所示。采空区瓦斯在浓度差的作用下从高瓦斯区域向低瓦斯区域扩散, 并融入到工作面的风流中随着风流进入回风巷, 造成从工作面到采空区后方6 m范围内瓦斯浓度变化不大, 如 (图5) 所示。

(2) 采空区距工作面6~10 m之间时, 瓦斯浓度逐渐增大, 最大达到2.4%。

这主要是因为此阶段老顶还没有完全垮落, 但随着工作面的不断推进采空区老顶也逐渐下沉, 距离工作面越远, 老顶下沉越严重, 在采空区形成了一个三角形状的不垮落空间, 如 (图4) 所示, 而处于此三角形最深处的空间由于距离工作面较远, 漏风流很小, 对瓦斯运移作用甚微, 导致此区域内的瓦斯得不到很好的稀释作用。同时由于此角落内瓦斯存在空间的缩减, 而岩层的裂隙增大, 造成采空区瓦斯通过岩层裂隙运移到此空间在此聚集, 造成采空区距工作面6~10 m之间时, 瓦斯浓度增大。

(3) 采空区距工作面l10 m以外, 瓦斯浓度逐渐减小并趋于稳定状态, 瓦斯浓度在1.4%上下波动。

这主要是因为在距工作面较远的采空区垮落的岩块已经逐渐被压实, 岩层的裂隙减小, 使瓦斯的运移能力减弱, 周围瓦斯很难流入进来, 瓦斯来源减小, 因此瓦斯的涌出也趋于稳定。

3 采空区瓦斯浓度分布状态分区

为了更好的分析采空区内的瓦斯浓度分布规律, 根据现场观测结果进行了采空区瓦斯浓度分布状态分区, 如 (图6) 所示。

(1) A为瓦斯释稀区:此区范围为从工作面到采空区后方6 m左右距离, 此区岩层活动特点为直接顶处于初始冒落状态、岩石松散地排列极不规则且有较大的空隙。此区老顶受煤壁支撑作用空间较大, 流经该区的新鲜风流风速也大。大量新鲜风流的流入使此范围内的涌出瓦斯受风流混合释稀作用, 瓦斯浓度变化不大。

(2) B为瓦斯聚集区:此区范围为采空区距工作面6~10 m左右距离, 此区岩层活动特点为在载荷作用影响下老顶逐渐下沉并产生裂隙, 但并没有完全垮落, 距离工作面越远, 老顶下沉越严重, 距离工作面较远处与直接顶的垮落岩块部分接触。因为此区距离工作面较远, 漏风流很小, 对瓦斯运移作用甚微, 不能对此范围内涌出的瓦斯很好的进行释稀作用, 同时老顶下沉造成此区瓦斯的空间减小, 瓦斯在此聚集造成瓦斯浓度较大。

(3) C为瓦斯稳定区:此区范围为采空区距离工作面10 m以外处, 此区的岩层活动特点为老顶完全垮落, 采空区垮落的岩块已经逐渐被压实, 岩块空隙减小, 使瓦斯的运移能力减弱, 此区处于滞风区, 风速微小, 瓦斯涌出已趋于衰弱对瓦斯的扩散运移作用甚微。致使此范围内瓦斯浓度趋于稳定, 瓦斯浓度值较小。

工作面后方采空区由落煤、垮落岩体和顶板跨落后形成的多孔介质填充而成, 各处煤与岩石在上覆岩层的载荷作用下被压实程度差别很大, 同时各点又处于不同的风压作用下, 各点处漏风风流大小不同。采空区后方距工作面较远处空间的瓦斯在压力作用下, 其中一部分瓦斯会向回风中运移, 直到流入回风巷随风流带走。而在采空区后方深部的瓦斯, 压差作用比较小, 很难克服摩擦阻力, 导致着部分瓦斯的运移速度很慢或者根本无法向回风中运移, 这就是造成采空区瓦斯浓度分布不同的根本原因。

4 结论

(1) 采用现场束管监测的方法, 研究了采空区瓦斯浓度的变化规律。得出从工作面到采空区后方6 m处瓦斯浓度很小且变化不大, 瓦斯浓度在0.8%上下波动;采空区距工作面6~10 m范围, 瓦斯曲线呈上升趋势浓度逐渐增大, 最高达到2.4%;采空区距工作面10 m以外, 瓦斯浓度逐渐减小并趋于稳定, 最终的瓦斯浓度在1.4%上下波动。

(2) 根据现场观测结果对采空区瓦斯浓度的分布状态进行了分区。划分从工作面到采空区后方0~6 m范围为瓦斯释稀区;6~10 m为瓦斯聚集区;10 m以外为瓦斯稳定区, 并分析了采空区后方的瓦斯浓度分布与岩层活动的关系, 得出造成采空区瓦斯浓度分布不同的根本原因。

摘要：通过对采空区顶板覆岩活动及空隙介质特征分析, 采用现场束管监测的方法来测定采空区瓦斯浓度分布。根据现场观测结果进行了采空区瓦斯浓度分布状态分区, 得出采空区后方06 m范围内的瓦斯稀释的区域;610 m范围内的瓦斯聚集区域;10 m以外的范围是瓦斯稳定区域, 并根据这个理论, 本文主要分析了采空区后方的岩层活动和瓦斯浓度分布的关系, 得出造成采空区瓦斯浓度分布不同的根本原因。

关键词：采空区,瓦斯浓度,状态分区,岩层活动

参考文献

[1]钱鸣高, 茅献彪, 缪协兴.采场覆岩中关键层上载荷的变化规律[J].煤炭学报, 2010.

[2]张瑞林, 李东印, 魏军, 等.瓦斯涌出影响因素及其变化特征研究[J].煤炭科学技术, 2005.

[3]王海涛, 徐全伏.高瓦斯综采工作面瓦斯综合治理实践[J].煤炭技术, 2006.

[4]叶青, 林柏泉, 姜文忠.回采工作面瓦斯涌出规律研究[J].中国矿业, 2006.

[5]李树刚.综放开采围岩活动及瓦斯运移[M].徐州:中国矿业大学出版社, 2000.

[6]王继承, 马占国.浅埋煤层厚硬顶板破断与冒落的数值模拟[J].矿山压力与顶板管理, 2010.

低浓度瓦斯发电安全保障措施解析篇5

在低浓度瓦斯发电过程中, 关键要控制火源点及缩小火源的传播范围来保障回火不对抽放设备以及矿井产生威胁。为此, 采取以下措施:①为避免发电机回火, 在发电机组端安装防爆、防回火设施, 控制爆炸范围;②在输气管路设置安全保障装备, 即使发电机回火, 也可确保回火不会蔓延。

1发电机端安全保障措施

低浓度瓦斯发电回火火源主要由发电机产生, 为避免回火, 在发电机组端安装防爆、防回火设施 (图1) 。①在瓦斯进气管路系统设置干式阻火器和防爆止回阀, 当发生回火时, 干式阻火器可以熄灭火焰, 而止回阀保证气体只能单向流动, 火焰不会向进气方向传播;②发电机进气总管端部设置泄压防爆阀, 进气总管靠近气缸, 最容易着火爆炸, 由于进气总管气体量大, 发生爆炸将产生很大的能量, 安装泄爆部件可使爆炸产生的压力迅速释放, 减小回火压力;③曲轴箱侧面设置泄压防爆阀, 释放爆炸压力[1]。

2瓦斯管道输送安全保障措施

为防止气缸回火爆炸穿越发电机, 遵循 “阻火泄爆、抑爆阻爆、多级防护、确保安全”的基本原则, 设计低浓度瓦斯管道输送应安设阻火泄爆、抑爆、阻爆3种不同原理的阻火防爆装置[2] (图2) , 以保障瓦斯管道输送的安全。

2.1自动阻爆装置

自动阻爆装置[3]是一种主动式阻爆装置, 通过检测管道内爆炸产生的冲击波、火焰信号, 发出控制信号, 控制快速阻爆阀门动作, 关闭阀门, 快速切断火焰传播途径的一种阻爆方式。主要由压力传感器、火焰传感器、控制器、快速阻爆阀门、泄爆装置等组成。由于爆炸的传播速度快, 快速阻爆阀门的关闭是根据对爆炸的监测触发的, 因此, 这种方式对响应时间和安装距离等有严格要求:①装置阻断时间≤100 ms。阻断时间是指从传感器发现爆炸到快速阻爆阀门完全关闭需要的时间。根据瓦斯在管道中的传播规律模拟试验, 在距离火源点30 m以内, 火焰最大平均传播速度是200 m/s。为安全起见, 以平均传播度速度300 m/s设计, 阀门有效阻断距离在30 m以内, 火焰传播30 m的时间就为100 ms。②安装距离。当爆炸产生后, 从监测传感器 (火焰传感器和压力传感器) 探知爆炸到阻爆阀门动作关闭管道时间≤100 ms, 火焰运行距离为30 m, 为提高安全系数, 阻爆阀门和监测传感器之间应保持40～50 m (图2) 。

由于爆炸沿管道传播产生叠加效应, 当爆炸达到阻爆阀门而阀门处于阻塞状态, 则会产生很大压力。如果不及时泄放, 可能危及快速阻爆阀门, 甚至炸裂管道, 因此必须配置自动泄爆装置, 释放爆炸产生的压力。

2.2水封阻火泄爆装置

水封阻火泄爆装置原理:将输送瓦斯引入水中, 形成水密封, 爆炸发生时, 产生的火焰被密封的水熄灭, 从而达到消焰阻火的目的。同时, 泄爆部件能释放爆炸产生的压力, 达到缓解爆炸的目的[3,4]。装置的主要性能要求:①泄爆部件释放压力为90～120 kPa。②对于特定的阻火泄爆装置, 其有效水封高度以能有效阻火、同时满足阻火泄爆装置压力损失≤2.0 kPa为准。③应安设不锈钢气体分流网, 分流网目数≥4, 阻火泄爆装置压力损失≤2.0 kPa。④具备水位自动控制功能。水位控制器应安装3组以上水位传感器, 实时为阻火泄爆装置补水、放水, 使水封高度保持在有效水封高度要求范围内。当水封高度超出正常工作范围或补水管道无水时能自动报警, 且具有自检功能, 当出现故障时, 能自动报警。⑤具备泄爆、阻火性能。当管道瓦斯发生爆炸或燃烧时, 能够有效泄爆、消焰、阻火, 确保爆炸或燃烧不致传到阻火泄爆装置的进气口端。

2.3抑爆装置

根据抑爆方式抑爆装置主要分为自动喷粉抑爆装置、细水雾输送抑爆装置和气水二相流输送抑爆装置[3]。

2.3.1自动喷粉抑爆装置

自动喷粉抑爆装置是通过对燃烧或爆炸信息的探测, 自动、快速地喷出干粉灭火剂将燃烧或爆炸火焰扑灭的装置, 主要由火焰传感器、控制器和抑爆器组成[5]。

自动喷粉抑爆装置应满足下列技术要求:①喷撒滞后时间≤15 ms;②喷撒效率≥80%;③喷撒完成时间≤150 ms。

2.3.2细水雾输送抑爆装置

在地面, 煤矿低浓度瓦斯在管道内与细水雾全程连续混合输送, 这种防止煤矿低浓度瓦斯输送管道产生火源和抑制火焰传播的输送装置为细水雾输送抑爆装置[6]。

控制系统除符合国家相关标准的规定外, 还应满足:①当水压在0.8～1.2 MPa时, 细水雾雾滴直径应小于400 μm且雾滴体积和占总水雾雾滴体积的50%以上;②输送装置应设有自动控制、手动控制2种方式;③实时显示系统运行状态, 并可再现历史运行状态;④监控瓦斯压力、瓦斯温度、瓦斯流量、瓦斯浓度、水池水位、水雾发生器水压、成雾水泵流量、湿式阻火泄爆装置内的水位及泄压溢流阀工作状态等参数, 输送装置参数超限声光报警并输出控制信号, 自动执行相应操作;⑤控制输送装置管道控制阀门的开启与关闭;⑥主水泵出现故障时, 备用水泵能自动投入正常运行。

2.3.3气水二相流输送抑爆装置

煤矿低浓度瓦斯气水二相流安全输送系统主要用于正压管网输送低浓度瓦斯, 采用柱状水流在输送管道内附壁流动, 瓦斯气流在附壁环形水流腔内流动, 沿流动方向产生间歇性柱塞水团, 把管路内附壁环形水流腔中流动的瓦斯气流分割成段, 实现了低浓度瓦斯的安全输送[7]。

系统技术要求:①起始端供气压力一般不应超过20 kPa;②终端压力根据瓦斯利用设备需要供气压力设定, 但最大不宜超过5 kPa;③管道中气水流速在25～50 m/s ;④管道中体积含水率在0.2%～0.8%;⑤管道中柱塞水团长500～800 mm, 间距30～50 m;⑥供水压力≥200 kPa。

3结论

(1) 在发电机组端和瓦斯输送管道端设置防火门槛, 加装阻火、防爆、泄压部件, 保证发电机不出现回火, 或者将回火概率控制到极小。

(2) 即使发电机出现回火, 通过后续安装的自动阻爆装置、水封阻火泄爆装置以及抑爆装置3级低浓度瓦斯输送保障装备, 也可以将瓦斯回火产生的爆炸控制在一定范围, 不会对抽放设备以及矿井产生威胁, 有效地消除低浓度瓦斯发电存在的安全隐患。

参考文献

[1]国家安全生产监督管理总局.AQ1077—2009煤矿瓦斯往复式内燃机发电站安全要求[S].北京:煤炭工业出版社, 2010.

[2]国家安全生产监督管理总局.AQ1076—2009煤矿低浓度瓦斯管道输送安全保障系统设计规范[S].北京:煤炭工业出版社, 2010.

[3]国家安全生产监督管理总局.AQ1073—2009瓦斯管道输送自动阻爆装置技术条件[S].北京:煤炭工业出版社, 2010.

[4]国家安全生产监督管理总局.AQ1072—2009瓦斯管道输送水封阻火泄爆装置技术条件[S].北京:煤炭工业出版社, 2010.

[5]国家安全生产监督管理总局.AQ1079—2009瓦斯管道输送自动喷粉抑爆装置通用技术条件[S].北京:煤炭工业出版社, 2010.

[6]国家安全生产监督管理总局.AQ1078—2009煤矿低浓度瓦斯与细水雾混合安全输送装置技术规范[S].北京:煤炭工业出版社, 2010.

瓦斯浓度测量篇6

1 矿井概况

贵州黔西石桥煤业有限公司(以下简称石桥煤矿)位于贵州省黔西县,井田面积1.797 2 hm2,储量1 925万t,开采4#和9#煤层,煤质属低硫、低灰、高热值无烟煤。矿井3个井筒,采用斜井开拓、中央并列式通风,矿井生产能力30万t/a。石桥煤矿属高瓦斯矿井,每年瓦斯排放纯量在400万m3以上,瓦斯发电利用在300万m3以上,利用率超过75%,相当于节省原煤3 500 t。

2 低浓度瓦斯发电原理

目前,瓦斯发电多采用火花塞发火方式使瓦斯在缸内燃烧,以高温高压的燃气膨胀做功推动活塞往复直线运动,并通过活塞—连杆—曲柄机构将往复直线运动转变为曲轴的圆周运动,从而带动发电机转子旋转,发出电能。其发电系统如图1所示。

3 故障分类

(1)气源故障。

主要包括瓦斯浓度、流量过低,或瓦斯输送管道上气液分离器、干式阻火器堵塞造成气体流通不畅,输送管道漏气等原因引起的机组供气不足的现象。

(2)机组故障。

主要包括机组零部件(润滑系统漏油,进、排气阀)损坏。

(3)电气故障。

主要包括点火系统不点火、电压低、二次连线接触不良、开关损坏等故障。

2011年,贵州部分煤矿低浓度瓦斯发电站故障率统计分布如图2所示。

4 常见故障原因及处理方法

4.1 气源故障

(1)发电机组开机前必要的准备工作:①检查管道是否有漏气现象,如果发现,及时处理;②确保满足瓦斯浓度不低于8%、纯流量不低于3 m3/台的要求。否则,可能发生机组无法启动的现象。

(2)如果机组正常启动并网后功率不足(额定600 kW或500 kW的只能提高到400 kW或300 kW以下),首先要确认机组排温是否正常:如果排温较高,可能是空气滤清器堵塞,空气量不足引起,应及时清理空气滤清器;若机组排温正常,机组功率不足可能是由气源不足引起的,此时,可通过安装在气液分离器和干式阻火器两侧的压力表,判断气液分离器或干式阻火器是否堵塞并及时处理。

4.2 机组故障

(1)机组无法启动。

若排除了气源故障后机组仍无法启动,则需分析以下原因。①启动系统中启动电磁阀和空气分配器工作状态是否正常。启动电磁阀内接线空间较小,接线时容易造成导线断线,或者运行一段时间后导线及端子氧化等造成接触不良,电磁阀无法启动;压缩空气压力不正常,空气屏内有积水和杂质、脏物均可造成主启动阀堵塞无法开启。由于机组运行时振动较大,油质较脏,空气分配器内滑块边缘易磨损,密封不严,也会导致机组因压力不足无法启动。②进气系统中电控混合器状况。因机组运行振动大,固定电控混合器螺母极易松动,造成混合器内活塞移动引起堵塞、活动不良现象;控制接线是否正确无误。③检查气门的气阀间隙是否合适。检查方法:打开机组箱盖,用塞尺测量顶杆滚轮与凸轮的基圆部分间的间隙,若不在(1±0.05)mm范围内应予以调整处理。④检查点火系统是否工作正常,包括点火系统DC 24 V电压是否正常,点火模块是否正常工作,信号灯指示和点火方式是否正确;霍尔传感器与磁电盘“X”处边缘是否成一直线,保证霍尔传感器端部与磁电盘外圆间隙在(1±0.25)mm;火花塞是否良好。具体方法:可以将火花塞随机取出几根,吹车检查火花塞是否点火,或者将火花塞取出后接好,松开磁电盘(松开前必须将与霍尔传感器中心线对齐的磁电盘部位做好标记),按磁电盘上箭头指示旋转磁电盘,并按上述内容逐项查找问题,及时处理。因机组振动原因,霍尔传感器上部固定螺丝易松动,造成与磁电盘间隙过大或过小,均会造成机组无法启动。若运行中出现松动,有可能导致机组因点火不均匀而发生“放炮”现象。⑤空燃比是否合适。空燃比与进气量是影响机组启动的重要因素。瓦斯浓度在9.5%时爆炸威力最大,此时气体刚好完全反应。如果空燃比调得过大,气体浓度大,造成不完全反应,有可能会发生“放炮”现象;空燃比过低时,混合气浓度低,爆炸时需要更高的点火温度。浓度太低时,达不到爆炸条件,机组无法启动。⑥开机时相互配合和进气球阀开启速度。发电机组多为手动启动,需2人进行配合,1人调液压调速器,1人开进气球阀。球阀开启速度过快或开度过大均会引起无法开机。

(2)运行过程中水温、油温过高。

①循环水中因某种原因进入或产生气体;②冷却管路或换热器结垢严重,造成冷却水流通不畅,水量减少。此时,应及时对水质进行检查,看软化水是否达标;另外,清理换热器及冷却水管道内污垢。

(3)排温过高。

排温过高多由空燃比调节不当或进气量太大、功率过高引起。发现排温告警时,应及时对空燃比及进气量进行调整。在调节过程中不能只调空燃比,要注意空燃比、进气量、调速器负荷限制的配合,将机组调节到最佳状态。

4.3 电气故障

电气故障出现较少,主要为电磁阀卡滞,动作不灵活,要及时更换。另外,由于启动电磁阀内空间较小,接线较困难,要注意保证启动电磁阀回路正常。根据无间隙供电的要求,把机组点火系统电源改至GPS不间断电源,这样,当地方电源停电时,也可保证机组正常运行。

4.4 失磁和并网故障

(1)气源的不稳定性经常造成逆功率现象。

逆功率即是发电机组无功率输出,反而吸收大网电能的一种现象。此时发电机成了电动机,发电机铁芯将会严重发热,破坏铁芯中原有磁序,使机组失磁。失磁后机组将无法提供励磁电源起励,需将另一台正常机组的励磁电压回路并入失磁机组励磁回路,对失磁机组进行补磁,补磁后应及时将并联回路断开,即可实现正常并网发电。

(2)机组运行过程中,要采取相应方法处理并网故障。

瓦斯浓度测量篇7

采煤工作面上隅角瓦斯积聚是各种因素综合影响的结果,但瓦斯抽采系统、工作面风量、尾排巷风量对其影响尤为明显。因此,分析上隅角瓦斯与瓦斯抽采系统、工作面风量、尾排巷风量之间的相互影响关系,对研究上隅角瓦斯治理有着重要意义。

1 抽采系统对上隅角瓦斯浓度的影响及实证分析

1.1 抽采系统对上隅角瓦斯浓度的影响

在矿井开采过程中,上隅角瓦斯浓度经常随着瓦斯抽采系统负压的变化而发生改变。由于通风的原因,工作面与采空区存在气压差。当抽放系统(工作面上隅角埋管瓦斯抽放系统)没有工作时,上隅角采空区深部瓦斯由于受工作面与采空区的气压差的影响,向上隅角做径向运动;当瓦斯抽放系统正常抽放时,形成了分压,干扰了瓦斯的这种径向运动,降低了上隅角及回风流中的瓦斯浓度[1]。瓦斯抽放系统抽放负压在一定范围内(6.7~7.4 kPa)增大时,在巷道的卸压带内,瓦斯压力低,煤体的透气性系数增大,扩大了钻孔的有效抽放半径[2],瓦斯抽放系统的抽放量随之增大,且改变了瓦斯径向流动的压差,上隅角瓦斯浓度因此减小。当抽放负压过大时,会将抽放管路附近裂隙中的气体抽入抽放管路,上隅角瓦斯浓度不会再减小,有时反而会增大。

1.2 实证分析

某矿五采区3#上煤层左五采煤工作面,可采储量32.5万t,煤层厚度2.2 m,采用综合机械化采煤方式采煤,采煤工作面长度120 m,工作面绝对瓦斯涌出量33.43 m3/min,回风流瓦斯体积分数0.5%,采用地面集中泵站抽放瓦斯,抽放瓦斯纯量24.05 m3/min,上隅角瓦斯体积分数3.2%,处于超限状态。

对五采区3#上煤层工作面上隅角,采用增大抽放瓦斯系统抽放负压加以治理。抽放系统的抽放负压由原来的6.7 kPa提高到7.4 kPa,瓦斯抽放量由24.05 m3/min增加到26.11 m3/min,抽放量增加,上隅角瓦斯体积分数下降,由3.20%降到2.85%。继续提高瓦斯抽放负压至7.6 kPa时,瓦斯抽放量为23.89 m3/min,有所下降,而上隅角瓦斯体积分数为3.0%,几乎没有变化。具体数据见表1。

由表1可以看出,有效提高瓦斯抽放负压,虽然采空区上邻近层瓦斯释放速度也会增加,但增幅有限[2],在一定范围内对降低上隅角瓦斯浓度影响明显。且提高抽放负压方法操作简易、方便,同时可提高瓦斯抽放量,增加经济效益。当上隅角瓦斯浓度在超限临界范围内可有效控制上隅角瓦斯浓度。通过此种方法还可以得出煤矿瓦斯抽放负压在6.9~7.4 kPa为最优的抽放负压。而过高地增大抽放负压(>7.4 kPa),会使采空区内空气经裂隙网抽进钻孔,降低瓦斯抽放浓度,从而降低瓦斯抽放量[3]。当上隅角瓦斯浓度过大时,此方法不能有效控制上隅角瓦斯浓度。

2 工作面风量对上隅角瓦斯浓度的影响及实证分析

2.1 工作面风量对上隅角瓦斯浓度的影响

采煤工作面风量对上隅角瓦斯浓度有着较为明显的影响。一定范围内增加工作面风量,增加了流经上隅角风量[4],同时会使采空区与工作面的气压差在较小范围内增大。由于采煤工作面与采空区之间气压差不够大,风流并不能把采空区深部的瓦斯带出来,只对采空区边界浅部及上隅角瓦斯浓度有一定的影响。风流把采空区边界浅部大部分瓦斯由上巷及尾排巷排出,由于工作面风流的持续性,所以适当增加工作面风量对上隅角瓦斯浓度降低有明显效果。而当风量过大时,在气压差的推动下会把采空区深部瓦斯带入工作面上隅角及采空区浅部。由于采空区深部存在大量的瓦斯,所以在一定时间内会增加上隅角及工作面上巷的瓦斯量。

林柏泉、周世宁在《U形通风工作面采空区上隅角瓦斯治理技术》中指出,采空区内瓦斯流动服从松散介质达西渗透定律:q=-bk(p21-p22)/Δs,其中q表示单位时间单位面积采空区涌入工作面的瓦斯量。由达西定律可知,采空区的瓦斯流向主要与(p21-p22)有关[5],增加工作面风量,采空区与工作面的气压差增大,采空区瓦斯向工作面涌出量增大,风流把采空区内瓦斯大部分由上巷及尾排巷排出,导致抽放瓦斯浓度下降。

2.2 实证分析

五采区左五工作面正常通风时,工作面风量为1 232 m3/min。当工作面风量由1 232 m3/min增加到1 588 m3/min时,尾排巷风量增加到356 m3/min,上隅角瓦斯体积分数由3.20%降到2.45%。具体数据见表2。

从表2可以看出,随着工作面风量的增加,工作面与采空区的气压差增大,使采空区内部大部分瓦斯涌向工作面、工作面浅部及上隅角。也就是说上隅角及回风上巷瓦斯浓度会随风量的增加而增大。且受工作面与采空区的气压差增大影响,瓦斯抽放量降低。工作面风量增加到1 643 m3/min的同时,上隅角瓦斯体积分数为2.39%,抽放系统的瓦斯抽放量开始降低,由24.05 m3/min降到22.99 m3/min。工作面风量继续增加,上隅角瓦斯浓度略有回升。此时上隅角瓦斯体积分数为2.70%,而抽放系统瓦斯浓度则急剧下降,抽放量17.65m3/min。

由图1可以看出,五采区3#上煤层采煤工作面的抽放钻孔打到采空区附近,与附近的裂隙相连,主要抽放采空区内的瓦斯。

由于五采区的采空区瓦斯向工作面涌出量增大,大部分瓦斯由上巷及尾排巷排出,导致抽放瓦斯浓度下降。

3 尾巷风量对上隅角瓦斯浓度的影响及实证分析

3.1 尾巷风量对上隅角瓦斯浓度的影响

在正常的U形通风或尾排巷风量很小时,风流压差主要在进风巷与回风巷之间,上隅角成为工作面的漏风交汇点,上隅角漏风流线大多数是流经采空区深部的流线,携带大量高浓度瓦斯,汇到上隅角附近[6]。而风流流经到上隅角靠近煤壁和采空区内侧时,风流速度已经很低,局部处于涡流状态,涡流运动使采空区内高浓度瓦斯难以进入回风巷,致使其在上隅角做涡流运动,见图2。

当尾排巷风量增加时,相当于又增加了一个上隅角,携有大量瓦斯的部分风流的方向发生改变,向上移动(见图3),使工作面上隅角瓦斯浓度降低。

增加尾排巷风量,也增加了采空区深部漏风量,破坏了原有上隅角的瓦斯涡流运动。工作面上隅角靠近煤壁和采空区内侧边界,做涡流运动的高浓度瓦斯开始涌入尾排巷,上隅角瓦斯浓度减小[7],且瓦斯抽放量并没有太大变化。

3.2 实证分析

在五采区采煤工作面回风上巷和五采区尾排巷之间安装一调节设施,用来调节上巷与尾排巷的风量,见图4。

在调节设施的作用下,上巷风量与安装调节设施前风量相比,变化不大。增加尾排巷风量,上隅角瓦斯浓度明显下降。当尾排巷风量由268 m3/min增加到411 m3/min时,上隅角瓦斯体积分数降到0.50%,此时瓦斯抽放量为24.98 m3/min,变化范围很小。

尾排巷风量继续增加,由于气体是从密度大的地方向密度小的地方运动,处于采空区内部的瓦斯开始做径向流动,干扰了抽放系统,致使瓦斯抽放量下降。当风量增加到494 m3/min,上隅角瓦斯体积分数下降到0.30%,其下降速率变低,与此同时瓦斯抽放量开始下降。当尾排巷风量增加到572 m3/min时,尾排巷的瓦斯体积分数由1.70%升到2.30%,此时瓦斯抽放量由24.05 m3/min下降到14.86m3/min,下降明显。

通过试验发现,上隅角瓦斯浓度对尾排巷风量增减十分敏感。合理增加尾排巷风量,对瓦斯抽放系统抽放量影响很小,并能有效地治理上隅角瓦斯。

4 结语

1)矿井在瓦斯最优抽放负压范围内抽放瓦斯,能有效降低上隅角瓦斯浓度。

2)矿井瓦斯抽放系统抽放负压变化,可以改变瓦斯流向上隅角的径向运动,降低上隅角瓦斯浓度。

3)增加工作面的风量相当于增加了流经上隅角的风量,采空区浅部及上隅角瓦斯随风流排出,上隅角瓦斯浓度减小。

4)过多增加工作面的风量会使采空区与工作面的气压差增大,采空区及上隅角大量瓦斯随着风流排出,影响瓦斯抽放系统的抽放量。

5)一定范围内增加尾排巷风量,增加了采空区携有高瓦斯风流量,破坏了原有上隅角的瓦斯涡流运动,从而使上隅角瓦斯浓度减小。

6)尾排巷风量增加,相当于又增加了一个上隅角,携有大量瓦斯的大部分风流的方向发生改变,向上移动,使工作面上隅角瓦斯浓度降低。

参考文献

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