杨柳煤矿

2024-05-27

杨柳煤矿（共4篇）

杨柳煤矿篇1

0 引言

社会经济的发展对资源的需求逐渐加大, 使煤矿的开采逐渐向深部延伸, 地热灾害逐渐成为煤矿开采的主要灾害之一, 是制约煤矿深部安全开采的瓶颈。如不能解决地热问题, 将严重阻碍煤矿深部开采的进行。许多学者对地热问题进行了分析研究, 如:王炬[1]通过对研究区内的钻孔地温资料统计和对现场气温分析的基础上, 对丁集井田地温变化规律及防治进行了探讨;谢中朋[2]等以张双楼煤矿为研究对象, 对高温矿井地温分布规律与反问题进行研究;张振飞[3]等分析了耿皇井田地温分布特征及影响因素;周昀涵[4]等分析了淮南矿井地温异常成因;魏民涛[5]等以梁北煤矿为例, 介绍了冰冷地温辐射降温技术的应用;吴素珍[6]等对钱营孜煤矿地温分布规律及其异常因素进行了分析。文章以杨柳煤矿为例, 分析研究了其地温特征及其影响因素, 为矿井热害的防治及安全生产提供重要依据。

1 井田概况

杨柳煤矿生产能力180万t/a, 范围由38个拐点坐标构成, 井田面积60.383 3 km2, 开采深度-250~-1 000 m。井田位于童亭背斜东南翼。地层走向在浅部为近于南北向, 深部由于断层的切割, 地层走向变化较大, 地层倾向总体向东倾。矿井内地层倾角变化较大, 一般在5°~25°之间, 次一级小褶曲和断裂构造较发育, 岩浆岩较为发育。杨柳煤矿构造纲要图如图1所示。

2 井田地温特征

2.1 地温梯度分布

地温梯度是反映垂直深度每增加百米温度增加的度数, 其计算公式为:

式中, TG100为地温梯度, ℃/hm;T1为恒温带温度, ℃;H1为恒温带深度, m;T2为测温孔孔底的测量校正温度, ℃;H2为钻孔孔底的测量深度, m。

该矿及邻区均无恒温带资料, 因此只能利用间接的方法计算出来, 其计算公式为:

式中, H1为恒温带深度, m;h为该地区平均气温日影响深度, m;T1为恒温带温度, ℃;T为年平均气温, ℃。

因该地区平均气温日影响深度约1.5 m, 通过公式 (2) 计算可知, 该区恒温带深度为30 m。该地区年平均气温为14.4℃, 由公式 (3) 可知该区恒温带温度为16.9℃。根据该区测温钻孔资料及公式 (1) 计算出各钻孔的地温梯度如表1所示, 并依此作出该区地温梯度等值线图如图2所示。

由表1可知, 井田地温梯度最小值为2.07℃/hm, 最大值3.09℃/hm, 平均为2.46℃/hm。一般情况下, 正常地温区是深度每增加33.3 m, 温度升高1℃, 而该井田是深度每增加40.65 m, 温度升高1℃, 所以该井田属正常地温区。从图2杨柳煤矿地温梯度等值线可以看出, 该矿地温梯度整体上表现为由东北向西南逐渐降低。在东北部测温孔04-20处地温梯度达到最大, 最大值为3.09℃/hm;在西南测温孔04-41处地温梯度最小, 最小值为2.07℃/hm, 且以此钻孔中心向四周逐渐变大。按该矿平均地温梯度2.46℃/hm计算, 在599 m以深可能出现一级热害, 在846 m以深可能出现二级热害。

2.2 地温纵向分布特征

通过对杨柳煤矿3个近似稳态测温孔、14个简易测温孔的测温资料和常温层分析, 在纵向上, 杨柳煤矿地温随深度的增加而变大。根据矿井3个近似稳态测温孔, 作出杨柳煤矿温度随深度的变化曲线如图3所示。从图3可以看出, 不同钻孔的地温以及地温梯度值有所差别, 且相互间差别随深度的增加而增大。

2.3 地温横向分布特征

通过对杨柳煤矿测温钻孔-700 m处的温度统计, 并制作杨柳煤矿-700 m地温等值线, 如图4所示。从图4可以看出, 全井田-700 m温度为30.2℃~33℃, 平均温度为32.1℃。整体上表现为温度较高, 由东北向西南温度逐渐降低, 在东北部测温孔04-20的地温梯度为3.09℃/hm, 水平温度为33℃, 属于高温区域;在西南测温孔04-41钻孔处地温梯度值为2.07℃/hm, 水平温度为30.2℃, 属于低温区域。

3 井田地温异常因素分析

3.1 地表松散层对地温的影响

杨柳煤矿煤系地层上覆新生界地层厚度为121.0~196.5 m, 新生界松散层的厚度总体较厚, 且井田东北部较西南部厚, 成不均匀分布。由于新生界地层相对于致密坚硬的岩层, 其结构松散、导热性能差, 阻碍了地层深部的热量向大气散发而聚积在煤系地层中, 导致井田内的地温普遍变高[7]。因此, 该井田地温普遍偏高, 且在同一深度、相同地质条件下, 其上覆新生代盖层越厚则地温越高。

3.2 褶皱构造对地温的影响

一般情况下, 老地层的导热率比新地层高, 在褶曲构造的作用下, 必将使岩层热导率在横向上发生变化, 导致热流向导热性好的方向流动, 从而使得来自地壳深部的热流在地壳浅部的重新分配[8]。另外, 在沉积岩层内部, 相比于垂直层面方向, 顺层面方向的导热性能较好, 导致深部热流沿顺层面向背斜轴部流动, 引起背斜轴部的温度相对相邻向斜核部的温度要高。

综合以上原因, 杨柳煤矿位于童亭背斜东南翼, 地层倾向总体向东倾斜, 使得轴部高热导率的较老地层相对隆起, 在同一水平方向上, 轴部导热性较好, 向两翼逐渐变差。从图4可以看出, 东北部的温度明显高于西南部, 并且东北部的地温梯度大于西南部, 充分说明该区地温受褶曲构造控制不明显。

3.3 岩浆活动对地温的影响

根据杨柳煤矿地质报告, 岩浆侵入的层位自东向西、自北向南逐渐降低;岩浆岩的厚度自东向西、自北向南逐渐变薄, 杨柳煤矿的岩浆源在井田的东北部。钻孔所见侵入岩体最大厚度达到170 m。该区岩浆侵入体属燕山早期、燕山中期产物, 绝对年龄1.1亿a, 但由于上覆厚松散层, 仍有可能保留部分残余热量, 是导致井田由东北向西南温度逐渐降低的主要原因。

3.4 地下水活动对地温的影响

在杨柳煤矿二叠系煤系地层下部, 分布着大量的太原组和奥陶系的灰岩水层, 且断层密集, 断层带为地下热水提供良好的通道, 使地下热水流动, 影响井田局部温度分布;或者由于断层的阻水作用而影响到井田局部的地温分布。杨柳煤矿的生产实践表明, 该井田部分较大的断裂带本身不含水且导水性也差, 但是其派生的一些次级小断层及裂隙带往往含水丰富, 导水性也较强。因此, 井田西南的高温异常可能与其密集的断层分布有关, 密集的断层导通了深部被围岩加热的热水, 使得热水上涌至煤系地层, 导致矿区煤系地层的局部高温。

4 结论

(1) 在横向上, 同一水平温度由东北向西南逐渐降低;纵向上, 杨柳煤矿的地温随深度的增加而逐渐增加, 符合一般的地温增温规律。

(2) 杨柳煤矿平均地温梯度2.46℃/hm, 属地温正常区。且井田西南部的地温梯度明显低于东北部。按该矿平均地温梯度2.46℃/hm计算, 在599 m以深可能出现一级热害, 在846 m以深可能出现二级热害。

(3) 煤系地层上覆较厚松散层, 明显地阻碍了深部热量向大气中散发;井田地处童亭背斜东南翼, 因褶曲引起的地层起伏, 导致地温地壳浅部横向上的重新分配, 但不是影响地温分布的主要因素;由于岩浆侵入源在井田的东北部, 残余的热量导致井田温度由东北向西南逐渐降低, 是影响杨柳煤矿地温分布的主要因素。井田西南密集的断裂导通了地下水热水上涌, 引起了地温的局部异常。

参考文献

[1]王炬.丁集井田地温变化规律及防治的探讨[J].能源技术与管理, 2010 (6) :65-66.

[2]谢中朋, 宋晓燕.高温矿井地温分布规律与反问题研究[J].能源技术与管理, 2009 (4) :84-86.

[3]张振飞, 冯士安.耿皇井田地温分布特征及影响因素[J].能源技术与管理, 2012 (6) :6-8.

[4]周昀涵, 罗欣荣, 谷丽朋.淮南矿井地温异常成因分析[J].能源技术与管理, 2011 (4) :13-15.

[5]魏民涛, 刘军, 王建树, 等.矿井高温灾害治理[J].能源技术与管理, 2007 (2) :15-17.

[6]吴素珍, 彭涛, 郭艳.皖北钱营孜煤矿地温分布规律及其异常因素分析[J].中国煤炭地质, 2013, 25 (6) :31-35.

[7]胡绍龙.刘庄井田地温分布规律及其因素分析[J].矿业安全与环保, 2004, 31 (5) :26-28.

[8]朱绍军.新郑矿区地温异常及成因分析[J].煤矿安全, 2005, 36 (2) :27-28.

杨柳煤矿瓦斯抽放系统调整与优化篇2

杨柳煤矿位于安徽省淮北市濉溪县境内, 在濉溪县南部, 杨柳集附近是其中心位置, 向东北距宿州市约21km。矿井南部以杨柳断层为界, 与孙疃井田接壤;北部以小陈家、大辛家断层为界, 与临涣煤矿毗邻;西部以4勘探线和太原组一灰顶界露头线为界;东部至31煤层-1000m水平投影线和39482200经线。井田南北长约9km, 东西宽约3~9km, 勘探面积约60.4km2。

2009年3月杨柳煤矿8煤层、10煤层经中国矿业大学矿山开采与安全教育部重点实验室鉴定为突出煤层, 2012年瓦斯等级鉴定结果:全矿井65.58m3/min, 最大相对瓦斯涌出量37.76m3/t, 依此为据确定杨柳煤矿为煤与瓦斯突出矿井。

2 瓦斯抽放系统的基本情况

为加强瓦斯治理, 确保矿井安全生产, 杨柳煤矿先后建成地面、井下两大瓦斯抽放系统, 地面永久抽放系统装备2台2BEY67-00型水环式真空泵 (电动机功率为630KW, 额定抽放能力为440m3/min) 和2台2BE1-353型水环式真空泵 (电机功率160KW、抽放能力为80 m3/min) , 2台2BEY72型水环式真空泵 (电机功率1000KW、抽放能力为600m3/min) 。

井下设有移动泵站2个, 东翼和北翼移动泵站, 东翼移动泵站装备2BE1-353和2BE1-303型水环式真空泵各两台, 一用一备;北翼移动泵站装备2BE1-353型水环式真空泵各两台, 一用一备。

2013年以前, 抽放系统能满足瓦斯治理需要。随着矿井的开拓和延伸及采区的实际生产情况, 地面永久抽放系统在2013年新增2台2BEY72型水环式真空泵 (电机功率1000KW、抽放能力为600m3/min) 。井下抽放系统, 将在106采区再建一套移动泵站 (2BE1-353型水环式真空泵) 。所有扩能改造完成后矿井总额定抽放能力将达到1370m3/min。

3 调整与优化前的抽放系统

3.1 泵站分布及抽放范围

(1) 井下东翼泵站抽放:1061机抽巷2#管路、1063机抽巷、1065机抽巷、10414风抽巷2#管路; (井下东翼低浓瓦斯→东翼泵站→东总回→排至东风井)

(2) 井下北翼泵站抽放:1071风抽巷、1071机抽巷; (井下北翼瓦斯→北翼泵站→北总回→排至中央风井)

(3) 地面泵站400泵抽放:1061机抽巷1#管路、10416风巷1#管路、10416风巷2#管路、10416机巷1#管路、10414风抽巷1#管路、10412机巷2#管路、10412机抽巷2#管路、10412风巷2#管路、10410机抽巷2#管路、10410机抽巷1#管路 (井下东翼高浓瓦斯→东总回主瓦斯管路→北总回主瓦斯管路→中央风井→地面泵站) 。

(4) 地面泵站80泵主抽地面瓦斯井。

3.2 调整优化前抽放系统存在的问题

(1) 各自抽放, 小泵能力不足, 大泵能力得不到充分利用;

(2) 泵体机械得不到按期检修;

(3) 不能实现系统内各泵相互倒换调整, 抗灾的能力差;

(4) 工作面上隅角老塘抽放不能实现独立抽放, 上隅角瓦斯超限时不能得到很好的控制。

4 调整优化的基本方案

为解决问题, 我们会同有关技术人员。根据井下瓦斯抽放管路布设, 提出优化瓦斯抽放系统多套瓦斯抽放泵互换, 一泵多抽的管路改造和系统调整方案。

4.1 分区域抽放

地面一期泵站主抽北翼高低浓瓦斯、兼抽地面瓦斯;地面二期泵站主抽东翼高低浓瓦斯;井下移动泵站分别负责各区域工作面老塘及上隅角的独立抽放;地面80泵用作备用抽放。初步形成“一期抽北带地面, 二期抽东管一片, 老塘依靠移动站”的总体抽放格局。

4.2 系统互联

为确保抽放系统灵活性、可靠性, 务必实现抽放系统的互联, 做到地面抽放系统之间、地面抽放系统和井下抽放系统之间既可以独立抽放, 也可以相互切换, 交替抽放。

(1) 地面泵站抽放系统互联方案

一期泵站80泵进气侧安装分支管路与400泵联通, 实现一期泵站内部系统交替;调节一期泵、二期泵进气侧闸阀, 实现一期泵、二期泵之间的交替抽放。

(2) 地面泵和北翼移动泵互联方案 (107采区)

在北翼泵站进气侧将107采区管路同时与北翼移动泵、地面抽放泵系统联通, 并加装闸阀, 通过闸阀控制管路内瓦斯流向, 实现地面泵系统和北翼移动泵的交替抽放。

(3) 地面泵和东翼移动泵互联方案 (104采区、106采区)

在东总回两趟12寸管路和一趟20寸管路上设置相应闸阀并相互联通, 通过调节闸阀, 即可实现地面泵和东翼移动泵的交替抽放。

5 实施效果

5.1 发挥机械效能, 实现连续抽放

多套瓦斯抽放泵, 由于功率不同, 其效能不一, 各各泵独立抽放, 小泵显示能力不足, 大泵功率得不到充分利用, 有时随着工作面推进, 有的抽放点仅能抽较少的钻孔, 造成浪费, 现在实现抽放互换, 根据实际情况, 可实时进行管路调节, 不仅节省费用, 也为机械检修赢得时间。

5.2 保证了安全生产

根据抽放难易程度, 瓦斯量大小及时调节, 确保采面矿井安全生产。井下瓦斯抽放, 由于地点不同, 瓦斯抽放的难易程度和量的大小不一, 例如底板巷的穿层钻孔, 老塘埋管, 高位钻场等由于瓦斯流动路线长, 阻力大, 则需大功率抽放泵;如10416及10412工作面在生产期间, 继续用大泵抽, 负压高、能力大, 则易形成漏风氧化区, 对防灭火不利, 所以采用低功率的移动泵进行抽放能够满足防范上隅角瓦斯超限的基本要求。

5.3 节能降耗, 提高经济效益

优化抽放系统, 集中抽放调控, 减轻工人劳动强度, 操作方便、快捷, 根据抽放地点瓦斯状况及工作面推进度以及回收封闭等瓦斯抽放情况, 能用一套泵时不用两套泵, 能用小功率泵可解决瓦斯流量的不用大功率泵抽放, 所以根据井下实际情况, 实时进行抽放调控, 对节资降耗提高经济效益非常重要。

5.4 完善的抽放系统抽出大量的瓦斯资源被综合利用

现我矿建设一座装机容量累计达8000KWh低浓瓦斯发电厂, 自2010年以来, 已经累计发电量达1.1亿度, 利用瓦斯总量约5000万立方米, 创造价值超过6000万元。

摘要：本文通过调整优化瓦斯抽放系统, 实现分区域抽放、多套瓦斯抽放泵互换、一泵多抽的管路调控系统, 发挥机械效能, 提高矿井的抗灾能力, 保证了安全生产。

杨柳煤矿篇3

杨柳矿井设计生产能力4 Mt/a, 立井开拓方式, 主井、副井和风井位于同一工业广场内。主井井筒净直径5.0 m, 装备一对12 t箕斗, 担负矿井煤炭提升。井筒总深度601.2 m, 其中表土段深度135.45 m, 基岩风氧化带深度173.36 m。井筒表土段及基岩段上部采用冻结法施工, 冻结深度192 m, 冻结段井筒均采用双层钢筋混凝土、HDPE塑料夹层复合井壁。基岩段采用普通钻爆法施工, 素混凝土井壁, 壁厚450 mm。根据立井井筒检查钻孔取芯资料及三维物探地质资料预测, 井筒将穿过小沈家断层及由其导致的岩层破碎带, 受断层影响的主要破碎带范围为基岩风化带底界173.36～332.30 m。破碎带厚度大、胶结较差, 施工中易发生片帮事故, 在此地质条件下建井, 在国内当时尚属首次, 给井壁结构设计和井筒施工造成很大的困难。

2 工程地质及水文地质

立井检查孔和三维物探地质资料显示, 井筒穿过新生界松散层中, 粘土所占比例较大, 对井筒冻结施工不利;基岩段以坚硬-半坚硬状碎屑岩类为主。通过对岩石的岩性特征和物理力学性质分析, 泥岩抗压强度低, 多属软岩类, 岩体质量较差;粉砂岩岩石质量中等, 砂岩、岩浆岩胶结良好, 坚硬致密, 岩石抗压强度高, 稳定性好, 岩石质量好;但局部砂岩由于受应力挤压, 岩芯破碎, 岩石质量较差;浅部基岩风氧化带岩石质量较差, 井筒工程地质条件为较复杂类型。立井检查孔揭露了小沈家断层, 初步确定断层深度为190 m左右, 井筒穿过多层含水层, 主井井筒涌水量为75.2 m3/h, 水文地质条件为复杂型。

3 过断层破碎带井筒结构形式[1,2]

根据对国内基岩段井壁结构的分析, 并结合我国立井基岩段井筒施工现状及杨柳矿井井筒地层条件, 考虑井壁与围岩的相互作用机理和施工条件, 对断层破碎带井壁形式经筛选后提出4种结构方案如表1、图1所示。

4种方案的比较如表2所示。通过分析, 综合考虑到施工安全及施工技术、施工工期等因素, 确定采用方案三, 即内层现浇素混凝土 (C40) 井壁, 外层为网、锚、喷临时支护层作为井壁结构方案, 锚杆为缝管式, 长1 800 mm, 间距为800 mm×800 mm, 插花布置;金属网采用φ6 mm钢筋焊接而成, 网格为100 mm×100 mm。

此种井壁结构形式不仅方便施工, 工期缩短, 而且节省了投资。同时, 考虑围岩破碎、胶结程度不同, 当围岩较完整、胶结较好, 外层仅进行网、锚临时支护便可保证施工安全及井壁质量时, 则可取消喷层, 将内层井壁与喷层合并为一层;而当围岩严重破碎、胶结很差时, 可考虑采用方案四作为破碎带井壁结构, 以保证井筒安全施工到底。

4 井筒井壁参数计算

4.1 混凝土井壁厚度计算

素混凝土井壁:

钢筋混凝土井壁:

式中t—井壁厚度, m;

rn—计算处井壁内半径, m;

fs—井壁材料强度设计值, MN/m2;

fc—混凝土轴心抗压强度, MN/m2;

f′y—普通钢筋抗压强度, MN/m2;

P—作用在井壁的设计荷载, MPa;

vk—结构的安全系数, 取1.35。

混凝土强度等级为C40, fc=19.1MPa。

根据最大压力值可计算出立井断层破碎带井壁厚度, 如表3所示。

4.2 井壁验算

4.2.1 井壁计算方式选择验算

根据井筒的特殊情况, 井壁应按厚壁圆筒公式进行计算, 计算中应满足:

式中hn—内井壁壁厚, m;

r—内井壁内半径, m。

验算结果如表4所示。

4.2.2 井壁环向稳定性验算

保证素混凝土井壁环向稳定的基本条件为:

式中t—井壁厚度, m;

L0—井壁圆环计算长度, m;

r0—井壁中心半径, m。

井壁环向稳定按下式验算:

式中Pk—圆环失稳的临界应力, MPa;

Ec—混凝土弹性模量, 取3.25×104MPa;

vc—混凝土泊松比, 取0.2;

vk—钢筋混凝土井壁安全系数, 取1.3;

Pmax—作用于井壁的最大荷载, MPa。

4.2.3 三向应力作用下井壁承载力验算

井壁在三向应力作用下的承载力按下式验算:

式中:σ—三向应力作用下的承载力, MPa;

σt—井壁切向应力, MPa;

σr—井壁径向应力, MPa;

σz—井壁纵向应力, MPa;

σz0—井壁自重应力, MPa。

rx—井壁计算点半径, r≤rx≤Rww, m;

R—内井壁外半径, m;

rh—混凝土的重力密度, MN/m3。

根据《煤矿冻结法凿井技术规程》 (征求意见稿) 第5.6.3条, 井壁在三向应力作用下的承载力验算时, vk=1.40、σt=580 MPa、σz=685 MPa、σz0=985 MPa、rh=17 MN/m3, 代入上式中:

当验算点为井壁内沿时, r=rx, σr=0。以上各式可简化为:

验算中将破碎带视为上下连通, 岩层完全破碎, 破碎带岩层径向作用于井壁上一定的荷载, 但在竖向井壁自重完全由自身承担。

加强段井壁的起止标高及井壁厚度分别为:破碎带加强段起止标高为-240～-345 m;井壁厚度为550～600 mm;经验算, 断层破碎带井壁环向稳定性以及井壁在三向应力作用下的承载能力均满足要求。

5 结论

为保证井筒施工及井筒使用时的安全, 杨柳矿井主井井筒处于断层及受断层影响的破碎带中的井壁进行加强是必须的;基岩断层破碎带井筒加强段井壁的结构为内层井壁现浇素混凝土, 外层井壁采用金属网、锚杆和喷混凝土临时支护层结构, 施工证明该井壁结构设计合理, 较有利于施工;主井井筒破碎带加强段起止标高为-240～-345 m, 经计算确定井壁厚度为550～600 mm, 验算表明断层破碎带井壁环向稳定性以及井壁在三向应力作用下的承载能力均满足要求。2006年11月底, 各井筒 (含断层破碎带) 施工完毕, 至2009年9月, 均无异常。

参考文献

[1]张荣立, 何国纬, 等.采矿工程设计手册[M].北京:煤炭工业出版社, 2003

杨柳煤矿篇4

杨柳煤矿井田位于安徽省淮北市濉溪县境内南部,杨柳集附近是其中心位置,向东北距宿州市约21 km。矿井设计生产能力为180万t/a,初步设计矿井服务年限55.8 a,矿井设计为高瓦斯矿井,后更改为煤与瓦斯突出矿井。

杨柳煤矿10414综采工作面走向长1 050 m,倾斜长180 m,开采10煤,煤层平均厚度3.01 m,且10414首采工作面开采的煤层属自燃煤层。当工作面推进约650 m时,工作面中部105架至120架(末架)附近顶板不稳定,2011年10月初注马丽散进行了加固,该处顶煤遗留至采空区的最大煤厚约2.0 m;10月中旬工作面推进约660 m时,受F104-21断层影响,工作面下部30架以下开始向底部推采,并超前注马丽散加固,至10月底大约推进至680 m位置时,工作面进入煤层,顶部约3.5 m厚的浮煤被丢入采空区。

2011年12月25日,工作面推进约710 m时,上隅角CO体积分数最高约6×10-4,经初步分析为回风侧采空区外帮松散煤体自燃。通过在风巷底抽巷内向工作面风巷侧采空区架后约20~90 m内施工21个钻孔,大量灌注三相泡沫、水、N2,并在机巷底抽巷内向机巷侧采空区丢煤带施工钻孔注水、注N2,均未能有效遏制CO浓度的上升,被迫于2012年1月9日封闭该工作面。

1.1 发火位置分析

依据煤自然发火条件、工作面推进速度(10月中旬至12月25日仅推进约50 m)、采空区丢煤情况、采空区漏风供氧环境,注马丽散加固煤体以及对风巷侧采空区处理后,未能有效遏制CO浓度上升趋势等因素综合分析,采空区最有可能的发火位置在机巷侧采空区丢煤带内靠近机巷外帮的区域内[1,2,3]。

1.2 发火程度分析

采空区封闭前,CO体积分数最高达到1.72%,但C2H4体积分数仅为1.6×10-5,且封闭后,采空区CO体积分数很快上升至6.8%,表明采空区高温点温度超过200 ℃,但尚未发展到明火阶段[2,3,4,5,6]。

2 采空区自燃隐患治理措施

根据矿井实际情况和高温隐患治理的紧迫性,依据可能发火位置分析,以及高温隐患现状分析,确定了10414综采工作面高温隐患治理总体思路为“控漏风、降氧气、消高温、防复燃”[7,8,9]。

从2012年1月9日工作面封闭后至2012年2月12日,采用注N2、注液态CO2、闭墙堵漏、底板风抽巷喷注浆堵漏、底板机抽巷打钻注胶等综合治理措施,对自燃隐患区域进行治理。

2.1 控漏风

通过调整通风设施,使10414工作面风巷密闭处于最大负压侧,风巷底抽巷处于次大负压侧,机巷底抽巷处于相对平衡状态,机巷密闭处于相对正压侧。

关闭向风巷密闭墙外压风的风机,拆除七区段回风道的增阻设施并用软管连接风巷密闭墙上预留的抽排管路至东翼总回风巷,使10414风巷密闭墙处于最大负压侧,机巷密闭处于相对正压侧;将风巷密闭墙上的2个观测孔用束管引至2道风门外,并在风巷密闭外新设1个测点,用束管引至2道风门外;拆除10414底板风抽巷外段安设的2组风门,使该巷道处于次大负压侧。拆除底板机抽巷外段安设的风门使该巷道处于相对平衡状态,对底板机抽巷和风抽巷进行喷浆堵漏及钻场密闭。

2.2 降氧气

通过机巷密闭墙的措施孔注N2,使用机巷底抽巷向采空区施工的钻孔注液态CO2降低密闭区域内的O2浓度。通过机、风巷密闭墙预留的措施孔向密闭空间内注N2降O2,该措施结束后向密闭空间内每天连续注N2,共注入129万m3。利用机、风巷密闭墙预留的措施孔及机巷底板抽采巷施工的钻孔向密闭空间内注液态CO2降O2,该措施结束后向密闭空间内共注液态CO2约400 t。

2.3 消高温

在机巷底抽巷内向机巷侧采空区丢煤带施工网状密集钻孔,灌注降温效果好、现场操作简单、速度快的液态CO2和高分子胶体灭火材料降温。在机巷底抽巷内向机巷侧采空区丢煤带施工网状密集钻孔,并向网状钻孔内灌注液态CO2和高分子胶体降温。在10414机抽巷设计并施工了5组共31个钻孔(钻孔布置见图1),向采空区注液态CO2约70 t,注胶体约3 000 m3(高分子胶体灭火剂约35 t)。

2.4 防复燃

在机巷底抽巷内向机巷侧架后5~10 m内施工钻孔,灌注高分子胶体封堵采空区进风端头;在风巷底抽巷内向风巷侧架后5~10 m内施工钻孔,灌注高分子胶体封堵采空区回风端头。在机巷底抽巷内向机巷侧架后5~10 m施工2组共6个钻孔(钻孔布置见图1),灌注高分子胶体约500 m3(高分子胶体灭火剂约5 t)封堵采空区进风端头,大幅度降低工作面启封后采空区的漏风量。在风巷底抽巷内向风巷侧架后5~10 m施工2组共7个钻孔(钻孔布置见图2),灌注高分子胶体约500 m3(高分子胶体灭火剂约5 t)封堵采空区回风端头,大幅度降低工作面启封后采空区的漏风量。

3 效果分析

通过采取上述综合措施,向密闭区域内压注液态CO2共计470 t、注入N2129万m3、注入高分子胶体45 t。在治理期间为连续观察密闭区域内CO、CO2、CH4、O2浓度变化情况,采取每班人工采样化验,实时掌握治理过程中密闭区域内的气体浓度、温度等参数变化情况,为下一步治理提供了真实有效的基础依据。部分监测结果见图3~6。

1) 风巷密闭气体参数变化分析

10414风巷密闭墙出风,墙内O2体积分数低于3%,自燃隐患密闭区域内CO体积分数小于1.0×10-5,无C2H4、C2H2;墙内温度23 ℃左右,与原始地温相同(10414机、风巷密闭墙不出水,故无法测定水温)。

2) 机巷密闭气体参数变化分析

机巷底板抽采巷钻孔内O2体积分数小于3%,CO体积分数基本稳定且小于1.0×10-5,个别钻孔CO来源于机巷密闭和钻孔压注的CO2内含有的CO。连续监测底板机抽巷11#钻场放水孔出水温度在26 ℃左右,与原始出水温度相同。机巷密闭墙内CO体积分数基本稳定且小于1.0×10-5,无C2H4、C2H2等气体。

10414工作面的气体参数检测表明:采取治理措施后,密闭区内的O2体积分数很快降至5%以下,CO体积分数迅速降至1.0×10-5以下,2012年1月26日以后,自燃隐患密闭区域内的气体成分基本趋于稳定,自燃高温隐患区已得到有效治理,为顺利启封该工作面创造了有利条件。

4 结语

杨柳煤矿 10414 综采工作面采取以控漏风、降

氧气、消高温、防复燃为主的综合防治煤层自燃技术,有效地解决了采空区煤层自燃隐患问题。该工作面采取综合治理措施不到40 d ,就于2012年2月20日顺利启封并恢复了正常生产,且消除了10414工作面煤层自燃隐患。

参考文献

[1]徐俊.中梁山南矿井煤自燃标志气体及指标体系研究[J].煤炭科学技术,2011(9):34-36.

[2]罗海珠,钱国胤.各煤种自然发火标志气体指标研究[J].煤矿安全,1992(5):5-10.

[3]王德明.矿井火灾学[M].徐州:中国矿业大学出版社,2007.

[4]郝迎格.南屯煤矿九采区松软煤层综放面自燃火灾预测及防治技术[D].西安:西安科技大学,2006.

[5]卢鉴章,刘见中.煤矿灾害防治技术现状与发展[J].煤炭科学技术,2006(5):1-5.

[6]高春学.张集北矿8煤氧化规律的研究及应用[D].淮南:安徽理工大学,2006.

[7]张哲瑞.胶体防灭火技术在高瓦斯综放面的应用研究[J].中国煤炭,2010(8):105-107.