高突礦井采空區卸壓瓦斯精準辨識及高效抽采

丁 洋,朱 冰,李樹剛,林海飛,魏宗勇,李磊明,龍 航,宜 艷

(1.西安科技大學 安全科學與工程學院,陜西 西安 710054; 2.西安科技大學 西部礦井開采及災害防治教育部重點實驗室,陜西 西安 710054;3.西安科技大學 西部礦井瓦斯智能抽采工程研究中心,陜西 西安 710054)

隨著我國煤炭開采深度的增加，煤層呈現出“三高兩低”(既高瓦斯、高地應力、高非均質性、低滲透率和低強度煤體)的特點，且云貴川地區地質條件復雜，“三高兩低”特征表現更為明顯[1]。高瓦斯突出礦井工作面在采煤過程中，周圍煤巖體和鄰近層瓦斯充分卸壓涌入采空區，加上采空區遺煤的瓦斯涌出，導致采空區內瓦斯富集[1-2]。而U型通風因其固有特征會在進風巷和回風巷處產生漏風，影響采空區風流流場，并攜帶采空區高體積分數瓦斯涌入工作面，易造成工作面和上隅角瓦斯超限，嚴重影響安全生產效率、威脅工人生命健康[3-4]。合理的采空區卸壓瓦斯抽采可以有效解決工作面和上隅角瓦斯超限，實現采空區卸壓瓦斯精準高效抽采不僅能提升煤礦安全生產效率和安全保障水平，而且還有利于煤礦信息化、智能化建設[5]，因此有必要針對高突礦井工作面采空區卸壓瓦斯進行精準高效抽采。

采空區卸壓瓦斯抽采效果受覆巖裂隙演化、鉆孔施工參數和抽采參數等多方面因素影響[6]，為保證采空區卸壓瓦斯準確抽采，采空區卸壓瓦斯富集區的精準識別、合適的鉆孔施工參數和抽采參數都非常重要，其準確程度直接影響到卸壓瓦斯抽采效果。基于此，許多研究人員對此進行研究。袁亮等[7-8]提出“高位環形體”模型，并采用COSFLOW和Fluent軟件對地面鉆井抽采采空區卸壓瓦斯進行參數優化；李樹剛等[9-10]提出“橢拋帶”模型，構建橢拋帶中瓦斯滲流-升浮-擴散控制模型，并提出相應的煤與瓦斯共采技術；許家林等[11]提出了通過關鍵層位置來預計導水裂隙帶的方法，并進行工程實測驗證；林海飛[12]基于物理相似模擬試驗和理論分析，提出了采空區覆巖裂隙“梯形臺”模型，并利用Fluent數值模擬研究了采空區卸壓瓦斯運移與分布；肖俊峰等[13]采用理論分析和現場實踐的方法研究了近距離煤層卸壓瓦斯抽采層位的合理布置方式；文獻[14-15]采用理論分析結合數值模擬的方法對高位鉆孔抽采采空區卸壓瓦斯鉆孔參數進行了優化。武旭東等[16]采用CFD數值模擬的方法，建立了梯形采空區幾何模型，并對頂板走向長鉆孔抽采參數進行了優化；李宏等[17]提出了頂板大直徑走向長鉆孔抽采卸壓瓦斯的方法，確定了布置參數，并在現場試驗中取得了良好的效果；文獻[18-19]采用理論分析和數值模擬相結合的手段確定了頂板定向長鉆孔布置層位；李彥明[20]在唐口煤礦進行了煤層頂板定向長鉆孔抽采現場實踐及檢驗，有效降低了上隅角和回風流中瓦斯體積分數。RSM-BBD是一種利用合理的試驗設計方法進行試驗并獲得數據，采用回歸分析并擬合尋求最優解的方法。研究人員曾在煤巷幫部失穩關鍵因素[21]，煤礦治理硫化氫危害的堿性液配比[22-23]，自研材料配比[24-25]，煤吸附CO2體積影響因素[26]等多個領域采用響應面法進行多因素影響及優化研究，且都取得較為理想效果。以往的研究工作在采空區卸壓瓦斯抽采及其參數優化上做出了巨大貢獻，但由于不同煤礦地質條件和開采設計不同，采空區卸壓瓦斯富集區和所需實際抽采參數經常也難以確定，而且在采空區卸壓瓦斯富集區辨識方面需要更加科學，富集區內鉆孔布置也需要更加精確和進一步優化。

筆者在已有研究的基礎上，結合試驗礦井工作面實際情況，采用二維物理相似模擬試驗、橢拋帶理論計算和理論分析的方法，逐步縮小范圍并辨識了采空區環形卸壓瓦斯富集區，并在RSM-BBD試驗設計的基礎上，采用Fluent數值模擬方法研究了采空區環形卸壓瓦斯富集區內抽采鉆孔參數優化問題，分析了各單因素和因素間交互作用對上隅角瓦斯體積分數的影響，構建不同層位鉆孔參數與上隅角瓦斯體積分數回歸模型，確定了不同層位最優鉆孔參數，進行抽采前后數值模擬對比，最后在試驗礦井進行現場試驗。

1 試驗工作面概況及采空區卸壓瓦斯富集區判定

1.1 試驗工作面概況

試驗工作面采用單一走向長壁后退式綜合機械化采煤法開采，自然垮落法管理頂板，U型通風方式；工作面走向長834.4 m，工作面傾斜長146 m，平均厚度為2.8 m，平均傾角為11°。應用鉆孔法測量煤層瓦斯壓力為0.52 MPa，間接法計算得出煤層瓦斯壓力在0.51～1.35 MPa，本煤層中瓦斯含量最高處達到17.95 m3/t，鄰近層最大瓦斯含量為22.64 m3/t，瓦斯壓力和瓦斯含量都較大，具有煤與瓦斯突出危險。

長壁采煤法開采具有突出危險性煤層后，受采動影響，不僅采空區遺煤釋放瓦斯，鄰近層和圍巖卸壓后也向采空區釋放瓦斯，導致采空區卸壓瓦斯豐富，并在上覆巖層塌落產生的裂隙中運移和積聚，故采空區裂隙發育狀況和卸壓瓦斯運移、積聚密切相關[12]。

1.2 覆巖裂隙演化及采空區卸壓瓦斯存在區識別

采空區根據垮落形式和形態的不同在垂向方向上分為“三帶”，其中斷裂帶的發育對采空區氣體運移至關重要，其發育高度決定了采空區卸壓瓦斯抽采鉆孔位置選取及其抽采效果[27]。為確定試驗礦井工作面覆巖裂隙演化情況，開展二維物理相似模擬研究，基本參數和模型相似常數見表1。

表1 模型相似常數

模型采用高像素相機拍照結合數字圖像處理技術監測模型垮落過程形態變化，試驗部分結果如圖1所示。從圖1(a)可以看出，當工作面推進25 m時，直接頂第1次垮落。從圖1(b)推進到圖1(c)時，周期來壓顯現，觀測得來壓步距為15 m，工作面和開切眼側形成形狀類似于拋物線狀的裂隙發育區域，且中間區域垮落巖層逐漸壓實。當工作推進到150 m時，如圖1(d)所示，上覆巖層裂隙基本不隨工作面的推進而向上發育，斷裂帶發育趨于穩定。觀察圖1可得工作面初次來壓步距為25 m，周期來壓步距為15 m，當工作面推進到150 m時斷裂帶發育至距煤層底板60 m左右，垮落帶為距煤層底板15 m左右，開切眼和工作面側較發育斷裂帶呈現拋物線形狀。垂直方向上距煤層底板0～60 m，走向方向上外部拋物線內，存在覆巖垮落和裂隙發育，采空區內瓦斯主要存在于該區域，故判定其為“采空區卸壓瓦斯存在區”。

圖1 采空區覆巖垮落及裂隙發育示意Fig.1 Overlying rock collapse and crack development map in mined-out area

但在采空區卸壓瓦斯存在區內，各部分裂隙發育程度不同，其中存在的卸壓瓦斯量和活躍程度也不同，從圖1(d)中可看出,開切眼和工作面側形似拋物線帶狀區域內裂隙較發育，卸壓瓦斯可能在其中較活躍，故對其形態進一步確定。

1.3 橢拋帶形瓦斯運移活躍區判定

受煤層采動影響，煤層覆巖垮落下沉，離開采邊界較遠處垮落巖體由于上覆巖層重力作用壓實，而離開采邊界較近處，由于邊界影響形成較為穩定的結構，具有較大且發育的裂隙，其整體形態在切面上呈現橢圓狀，在拋面上呈拋物線狀，其裂隙結構稱為采動裂隙橢拋帶[9]。

橢拋帶內橫向離層裂隙和縱向破斷裂隙都較為發育，卸壓瓦斯在其中可以較為活躍地運移和積聚，故判定橢拋帶區間為“卸壓瓦斯運移活躍區”。經過大量的物理相似模擬試驗及數值模擬試驗，橢拋帶形態已經有了較為準確的數學模型[10]，如圖2所示。

圖2 橢拋帶數學模型Fig.2 Mathematical model of elliptic paraboloid zone

為進一步確定瓦斯活躍運移區域，采用如式(1)所示方程組對橢拋帶形運移活躍區具體范圍進行計算。

(1)

式中，z為斷裂帶發育高度，m；x和y分別為橢拋面坐標與x軸和y軸的距離，m；a為工作面長度，m；b為工作面推進長度，m；h1為外橢拋帶發育高度，m；h2為內橢拋帶發育高度，m；A1為內橢拋帶與開切眼的距離，m；A2為內橢拋帶和工作面的距離，m；B1，B2分別為進風巷側和回風巷側內橢拋帶與側幫的距離，m。

由物理相似模擬結果可知，工作面推進距離取150 m時，采空區垮落帶范圍為距底板0～15 m，斷裂帶范圍為距底板15～60 m，初次來壓步距和周期來壓步距分別取25 m和10 m，所以式(1)中A1為25 m，A2為15 m，B1，B2為20 m。現基于微積分理論，以斷裂帶最大高度為采空區最大高度，步距為2 m，將采空區垂直底板方向高度分為30份，分別計算各層位橢拋帶截面范圍。將上述參數代入式(1)分別計算，其中部分橢拋帶截面計算結果見表2。

表2 橢拋帶計算部分結果

1.4 采空區環形卸壓瓦斯富集區辨識

覆巖裂隙發育穩定后，采空區卸壓瓦斯在采動裂隙橢拋帶中運移較活躍，在豎直方向上，瓦斯密度小于空氣，產生上浮效應，橢拋帶內瓦斯向上運移，橢拋帶內裂隙隨著高度的增加發育程度逐漸降低，瓦斯上浮到一定程度將不再向上運移，造成積聚在橢拋帶內某一范圍內。根據物理相似模擬覆巖裂隙發育穩定后(工作面推進150 m時)結果，如圖3所示，斷裂帶底部(距煤層底板15～24 m處)的離層和破斷裂隙均較為發育，而距煤層底板24 m以上僅有橫向離層裂隙相對發育，造成斷裂帶卸壓瓦斯向上運移到此處后上浮效應將不再明顯或不再向上運移，導致采空區卸壓瓦斯積聚在距煤層底板垂向15～24 m處的斷裂帶橢拋帶內，再結合表2中對橢拋帶的精確計算結果，確定距煤層底板垂向15～24 m的橢拋帶范圍為“采空區環形卸壓瓦斯富集區”。

圖3 工作面推進150 m處覆巖裂隙局部示意Fig.3 Local picture of overburden fracture at 150 m of working face advance

傾向方向上，由于采用U型通風，風流也會對采空區瓦斯運移產生一定影響，進風流部分漏入采空區，使采空區產生流場，采空區內卸壓瓦斯隨漏風流從進風巷側運移至回風巷側，造成回風巷側采空區卸壓瓦斯濃度高于進風巷側，回風巷側采空區環形瓦斯富集區內卸壓瓦斯更為富集，為富集區內瓦斯濃度最高區域。圖4為判定采空區環形卸壓瓦斯富集區示意，藍色區域為“采空區環形卸壓瓦斯富集區”，其Ⅰ—Ⅰ剖面和Ⅱ—Ⅱ剖面分別為采空區邊界處各水平橢拋帶寬度，Ⅱ—Ⅱ剖面中橙色區域為回風巷側橢拋帶環形瓦斯富集區各水平橢拋帶寬度。

圖4 采空區瓦斯富集區示意Fig.4 Schematic diagram of methane enrichment area in goaf

2 模擬模型建立及試驗優化設計

經過上述對采空區環形卸壓瓦斯富集區的確定，在其內布置抽采鉆孔可實現采空區卸壓瓦斯的精準抽采，但采空區環形卸壓瓦斯富集區內抽采鉆孔參數的優化，可進一步提高抽采效率。所以，為了實現卸壓瓦斯的精準高效抽采，基于上述物理相似模擬和理論計算，對采空區環形瓦斯富集區內抽采鉆孔參數進行數值模擬優化研究。

2.1 數值模擬模型建立

2.1.1基本假設與流動方程

(1)基本假設。

為明確試驗工作面采空區瓦斯分布與風流流動特征，基于拉格朗日方法，采用Fluent軟件對試驗工作面采空區進行穩態模擬研究。模擬研究基于以下假設：① 氣體為連續介質；② 氣體流動過程為不可壓縮；③ 采空區為多孔介質，且為各項同性；④ 采空區流動服從達西滲流定律；⑤ 氣體流動不考慮傳熱與化學反應；⑥ 采空區組分傳輸模型只考慮CH4，N2和O2。

(2)基本流動方程。

① 質量守恒方程。

質量守恒方程，又名連續性方程，如式(2)所示：

?(ρu)=Sm

(2)

式中，ρ為密度，kg/m3；u為速度矢量，m/s；Sm為質量源項，kg/(m2·s)。

② 動量守恒方程。

慣性參考系中的動量守恒方程如下：

(3)

式中，t為時間，s；p為流體微元體上的壓力，N；τ為應力張量，Pa；ρg和F分別為重力體力和外部體力，kg/(m2·s2)。

③ 組分質量守恒方程。

組分質量守恒方程：

(4)

式中，cs為組分S的體積分數；ρcs為該組分的質量濃度，kg/m3；Ds為該組分的擴散系數，m2/s；Ss為系統內部單位時間內單位體積通過化學反應產生的該組分的質量，kg；grad為梯度。

④ 模型氣體流動為湍流，使用RNG-k-ε模型，湍流方程k和擴散方程ε分別為

(5)

(6)

式中，Gk為由于平均速度梯度而產生的湍流動能；ui為i方向的速度，m/s；μeff為有效動力黏度，Pa·s；Gb為由于浮力產生的湍流動能；ε為湍流動能的耗散率；k為湍流動能；YM為可壓縮湍流中的脈動膨脹對總耗散率的貢獻；αk和αε分別為k和ε的逆有效普朗特數；C1ε,C2ε,C3ε為常量；Rε為以適應應變率和流線曲率變化迅速流動計算需要的附加項；Sk和Sε為定義的源項。

2.1.2幾何建模及參數設置

(1)微分掃掠數值建模。利用ANSYS Design Modeler建模，根據橢拋帶理論，采空區不同高度處橢拋帶截面為不同大小的橢圓，為方便建模，現將采空區不同高度位置處橢圓簡化為矩形。基于微分原理，將距煤層頂板垂向0～58 m區間分為30份，共計30個平行于煤層的平面，每個平面對應不同大小的內外橢拋帶矩形截面，依據表2中各水平的橢拋帶計算結果，在各個水平分別建立對應大小的內外橢拋面矩形截面，并將內外橢拋面截面分別連接形成采空區流體域，上述建模過程稱之為橢拋帶微分掃掠數值建模方法。在以上基礎上，在采空區模型對應位置繪出采煤工作面和進回風巷，具體采空區形狀如圖5所示。幾何模型中，采空區最大高度為60.8 m，工作面長度為146 m，煤層開采高度為2.8 m，開切眼寬度為6 m，進/回風巷高度為2.8 m，寬度為4.6 m。

圖5 微分掃掠數值建模Fig.5 Differential sweep numerical modeling method

(2)模型參數設置。① 進風巷入口設置為速度邊界，輸入工作面實際風速2.2 m/s；回風巷出口設置為自然出流；② 氣體流動選用k-ε湍流模型；③ 采空區內橢拋帶孔隙度設置為0.2，采空區內橢拋面下壓實區孔隙度設置為0.15；④ 模擬中將采空區底部2.8 m高多孔介質流體域作為瓦斯涌出源。將采空區遺煤，鄰近層，圍巖瓦斯涌出量計算整合設置到采空區底部2.8 m高的多孔介質源項內。計算得出，采空區絕對瓦斯涌出量為5.14 m3/min。采空區模型瓦斯質量源項Qv計算公式為

(7)

其中，Qv為瓦斯質量源項涌出量，kg/(m3·s)；Qg為絕對瓦斯涌出量，m3/min；ρg為瓦斯密度，0.716 kg/m3；V為采空區模型體積。則Qv=1×10-6kg/(m3·s)

2.2 鉆孔數量的確定

2.2.1高位定向鉆孔抽采量計算

工作面絕對瓦斯涌出量主要通過高位定向鉆孔、走向高位鉆孔、順層鉆孔、穿層鉆孔、采空區埋管和風排解決。高位定向鉆孔抽采瓦斯量QD可通過式(8)計算。

QD=Q-Qgz-Qsz-Qcz-Qmg-Qq-Qf

(8)

式中，Q為工作面絕對瓦斯涌出量，m3/min；Qgz為走向高位鉆孔抽采瓦斯量，m3/min；Qsz為順層鉆孔抽采量，m3/min；Qcz為穿層鉆孔抽采量，m3/min；Qmg為工作面采空區埋管抽采瓦斯量，m3/min；Qq為工作面長短淺孔抽采瓦斯量，m3/min；Qf為風排瓦斯量，m3/min。

經長期現場監測，得到工作面最大絕對瓦斯涌出量和各抽采管路平均抽采純量見表3。將表3中各參數代入式(8)中得QD=14.094 m3/min。

2.2.2 高位定向鉆孔數量的確定

鉆孔直徑、流速和流量的基本關系如式(9)所示，結合需要高位定向鉆孔抽采的瓦斯量即可反推鉆孔數量。

表3 試驗工作面瓦斯參數

(9)

式中，QDK為高位定向鉆孔單孔流量，m3/min；dZK為高位定向鉆孔直徑，m；v為瓦斯在鉆孔中的流速，m/s。

式(9)中鉆孔直徑和流速均取試驗設計平均值進行計算，其中v取12.5 m/s，dZK取0.077 5 m。QDK=3.537 m3/min，故鉆孔數量n=QD/QDK=3.98，故n取值為4。

2.3 鉆孔抽采參數優化設計

在實際的瓦斯抽采工作中，鉆孔的直徑、抽采負壓、鉆孔平距和垂距都是影響瓦斯抽采效果的主要因素。為確定抽采鉆孔最佳抽采參數，采用BBD響應面試驗對上述主要因素進行試驗設計，故此次優化設計取鉆孔直徑、抽采負壓、鉆孔平距和垂距等4個因素來考慮。根據圖4中確定的采空區環形卸壓瓦斯富集區范圍，將其劃分為距煤層底板16，18，20，22，24 m五個層位，在其5個層位上以鉆孔直徑，抽采負壓和鉆孔平距為影響因素，進行5組RSM-BBD響應面試驗。具體試驗設計見表4。

表4 鉆孔抽采參數優化試驗設計

3 模擬抽采效果分析及參數優化

上隅角瓦斯體積分數是判別采空區瓦斯涌出的重要參數，也是檢驗采空區卸壓瓦斯抽采的有效響應值。在上隅角區域取3個點并取其平均值為響應值，進行主要參數對上隅角瓦斯體積分數的單因素和交互作用響應分析。由于篇幅限制，且距煤層底板不同垂距處主要因素對抽采效果影響的趨勢基本相同，故以z=16 m層位處試驗結果詳細分析。

3.1 主要因素對抽采效果的影響

3.1.1單因素對抽采效果的影響

根據試驗結果，取z=16 m層位考察單因素對上隅角瓦斯體積分數的影響。根據試驗結果顯著性分析得到各單因素對上隅角瓦斯體積分數影響程度由大到小依次為：鉆孔直徑>鉆孔平距>抽采負壓。下面分析各單因素條件對上隅角瓦斯體積分數具體影響。

如圖6(a)所示，當抽采負壓和鉆孔平距不變時，看出隨著抽采鉆孔直徑的增加，工作面上隅角瓦斯體積分數快速下降。當抽采鉆孔直徑從42 mm增加至113 mm時，上隅角瓦斯體積分數從0.73%下降到0.41%，說明抽采鉆孔直徑的變化對上隅角瓦斯體積分數控制有顯著影響。從圖6(b)可以看出，當鉆孔直徑和抽采負壓不變時，隨抽采鉆孔平距的增加，上隅角瓦斯體積分數表現出先減小后增大的趨勢。當鉆孔平距從10.50 m增加到21.01 m時，上隅角瓦斯體積分數從0.50%降低至最低點0.41%，這是因為采空區卸壓瓦斯主要在外橢拋面和內橢拋面之間的橢拋帶內運移，當鉆孔平距較小時，抽采鉆孔距外橢拋面較近，外橢拋面外側覆巖裂隙不發育覆巖影響了抽采鉆孔的有效抽采范圍，導致鉆孔有效抽采范圍降低；當鉆孔平距從21.01 m增加到27.87 m時，上隅角瓦斯體積分數從0.41%升至0.45%，并且有繼續增加的趨勢，這是因為當鉆孔平距超過21.01 m時，抽采鉆孔離工作面上隅角越來越遠，而其抽采范圍有限，對上隅角瓦斯體積分數影響逐漸變小。從圖6(c)可以看出，當鉆孔直徑和鉆孔平距不變時，上隅角瓦斯體積分數隨抽采負壓的增加呈現先減小后增大的趨勢。當抽采負壓從16.0 kPa增加到22.7 kPa時，上隅角瓦斯體積分數從0.47%降至最低點0.41%，這是因為抽采負壓增加，抽采采空區瓦斯強度增加，導致上隅角瓦斯體積分數降低；但是當抽采負壓超過22.4 kPa臨界值時，上隅角瓦斯體積分數表現出逐漸增大的趨勢，這是因為當抽采負壓過大時，采空區深部高體積分數瓦斯由于慣性作用向工作面方向遷移，使上隅角漏風加大，漏風流攜帶高體積分數瓦斯返回工作面，導致上隅角瓦斯體積分數增大。

圖6 同一垂距單因素對抽采效果的影響Fig.6 Influence of the same vertical distance single factor on the drainage effect

3.1.2因素間交互作用對抽采效果的影響

上隅角瓦斯體積分數不僅受鉆孔直徑，抽采負壓和鉆孔平距單因素影響，還可能與3者之間交互作用有關，故對3個因素之間交互作用分別進行分析，如圖7所示。

從圖7(a)可以看出，在鉆孔平距為27.2 m時，抽采負壓為16 kPa和28 kPa對應的鉆孔直徑和上隅角瓦斯體積分數的關系為2條斜率不同的直線，28 kPa抽采負壓對應斜率較小，說明抽采負壓的增大對上隅角瓦斯體積分數隨鉆孔直徑增大而下降有一定的負面影響，但此影響不明顯。從圖7(b)可以看出，在抽采負壓為27.4 kPa時，鉆孔平距為10.5 m和27.9 m對應的鉆孔直徑和上隅角瓦斯濃度的關系近似為2條平行的直線，說明其鉆孔直徑和鉆孔平距的交互作用對上隅角瓦斯體積分數的影響也不明顯。從圖7(c)可以看出，當鉆孔直徑為113 mm時，10.49 m鉆孔平距和27.87 m鉆孔平距對應抽采負壓和上隅角瓦斯體積分數都呈現先減小后增加的趨勢，但是2者響應最小值對應抽采負壓不同，當鉆孔平距為10.5 m時，20.5 kPa的抽采負壓對應上隅角瓦斯體積分數最低點，當鉆孔平距為27.9 m時，23.5 kPa的抽采負壓對應上隅角瓦斯體積分數最低點。最佳響應值對應抽采負壓增加了3 kPa。說明鉆孔平距和抽采負壓之間存在的交互作用對上隅角瓦斯體積分數影響較為明顯。

3.2 回歸模型及模型驗證

根據表4中5組試驗結果，采用Design-Expert軟件對其進行多元非線性回歸擬合分析，得到上隅角瓦斯體積分數響應面函數，5組函數見表5。并選用R2檢驗評估模型對上述5個擬合函數進行顯著性檢驗，判定系數R2表示響應值和真實值間的差異程度，其值在0～1，越靠近1表示2者之間差異性越小，說明響應值與真實值越接近。

圖7 因素間交互作用Fig.7 Inter-factor interaction

表5 不同垂距上隅角瓦斯體積分數響應面函數

3.3 抽采鉆孔最優參數確定

根據表5中不同垂距下回歸模型的擬合和驗證，得到其各預測模型R2都在0.9以上，表明模型較可靠，能夠預測各垂距下不同鉆孔參數對應的上隅角瓦斯體積分數。根據各水平擬合數學模型取各上隅角瓦斯體積分數最低值對應的鉆孔參數，結合現場實際施工技術和經濟成本等因素綜合考慮，得到本模擬試驗最佳抽采參數，見表6。

3.4 抽采效果對比

根據表5中得到的最佳鉆孔抽采參數，基于前文幾何建模，分別在與底板距離16，18，20，22，24 m水平設置對應參數的瓦斯抽采鉆孔進行數值模擬，模擬結果如圖8所示。

表6 不同垂距下最優抽采參數

圖8(a)，(b)分別代表無抽采時和最佳抽采參數鉆孔對應的工作面和采空區瓦斯體積分數云圖，從圖8(a),(b)可以看出，無抽采條件下，工作面與采空區交界處瓦斯體積分數較高，與工作面接近的采空區高體積分數卸壓瓦斯會隨漏風流和壓力差涌入回采空間，易使工作面瓦斯超限；但是在最佳抽采參數抽采條件下，采空區接近工作面區域的高體積分數瓦斯大部分被鉆孔抽走，這是因為抽采鉆孔改變了采空區瓦斯流場，使大部分采空區高體積分數瓦斯隨抽采鉆孔流出，而不是隨著漏風風流流入工作面。從圖8(c)，(d)可以明顯看出，工作面上隅角區域在抽采前和抽采后的變化，抽采前上隅角區域最低瓦斯體積分數高達0.53%，最高瓦斯體積分數甚至達到1.00%左右，抽采后上隅角瓦斯體積分數最高僅達0.24%，說明此抽采參數優化在數值模擬中效果顯著。

圖8 無抽采和最優參數抽采效果對比Fig.8 Comparison of non-drainage and optimal parameter extraction results

4 現場試驗

4.1 現場試驗鉆孔施工概況

以數值模擬試驗結果為參考，進行現場試驗。在距工作面600 m處設置高位定向鉆場，鉆場內設計施工5個鉆孔，但由于距煤層16 m水平與垮落帶距離較近，施工過程中鉆孔不易成孔，故在距煤層底板18，20，22，24 m水平施工打鉆，最終高位定向鉆場由4個鉆孔組成，鉆孔布置和鉆孔實鉆剖面軌跡如圖9所示，4個鉆孔均采用98 mm鉆頭定向施工，擴孔113 mm，注漿封孔，凝固后開始定向鉆進，鉆孔成型穩定后，隨工作面的推進選取開采穩定時期固定時間段進行現場試驗抽采。

圖9 現場試驗鉆孔布置Fig.9 Field test drilling layout

圖10 回風巷和鉆場抽采瓦斯隨抽采時間變化Fig.10 Variation of gas extraction with extraction time in return aivway and drilling field

4.2 試驗抽采效果

根據表4中最優參數對各個鉆孔進行設置，進行采空區卸壓瓦斯抽采，對試驗工作面回風巷瓦斯體積分數和鉆場總抽采管瓦斯體積分數于2017-09-07—11-26(共110 d)進行實時監測驗證抽采效果。回風巷瓦斯體積分數隨抽采時間變化如圖10(a)所示，抽采開始前20 d，回風巷瓦斯體積分數從0.45%降低到0.28%；抽采20～40 d階段，回風巷瓦斯體積分數先升到0.36%后降至0.28%，抽采40～72 d和前一階段趨勢相同，但瓦斯體積分數最大值只有0.33%，抽采72 d到監測結束，監測結束瓦斯體積分數略有上升，然后穩定在0.3%左右。回風巷瓦斯體積分數整體隨抽采時間呈下降趨勢，且抽采前40 d回風巷瓦斯體積分數整體降幅較大，瓦斯體積分數波動幅度隨抽采時間的增加而降低，并逐漸趨于穩定，整個工作面回采期間回風流中的瓦斯體積分數平均為0.32%。

高位定向鉆場總抽采管瓦斯體積分數隨抽采時間變化如圖10(b)所示。監測全過程中，抽采管道內瓦斯體積分數隨抽采時間呈下降趨勢，由開始抽采時的16%降低至監測結束時的8.5%，抽采管內平均瓦斯體積分數為12.9%。抽采0～40 d階段，管道內瓦斯體積分數呈先上升后下降趨勢，下降幅度為3.7%，與40～110 d階段整體下降幅度(3.8%)幾乎相同，這與圖9中回風巷瓦斯體積分數在抽采0～40 d大幅下降相對應，說明卸壓瓦斯抽采體積分數在抽采0～40 d范圍內效果最為顯著。

對試驗工作面抽采前后上隅角瓦斯體積分數進行實測記錄，經過110 d的定向高位鉆孔的抽采，試驗工作面采煤期間上隅角瓦斯體積分數由抽采前的最高值0.72%降低到抽采期間的0.2%～0.4%；通過對高位鉆孔總抽采管理參數分析計算，得到平均鉆場瓦斯純流量8～10 m3/min，最大鉆場瓦斯純流量12 m3/min，表明試驗抽采效果良好。

5 結 論

(1)基于物理相似模擬、橢拋帶計算和理論分析，提出了逐步精準辨識采空區卸壓瓦斯富集區的方法，確定出試驗工作面的“采空區卸壓瓦斯存在區”、“橢拋帶形瓦斯運移活躍區”和“采空區環形卸壓瓦斯富集區”范圍，為采空區卸壓瓦斯精準高效抽采鑒定基礎。

(2)提出了橢拋帶微分掃掠數值建模方法，創新了試驗工作面近似橢拋帶幾何模型，并進行不同高度下采空區環形卸壓瓦斯富集區卸壓瓦斯抽采的RSM-BBD數值模擬試驗，分析得出鉆孔直徑對抽采效果影響最大，其次為鉆孔平距，最后為抽采負壓；各因素交互作用中，抽采負壓與鉆孔平距的交互作用對抽采效果的影響較明顯，抽采負壓與鉆孔直徑和鉆孔平距與鉆孔直徑對抽采效果影響較弱。

(3)擬合得出不同高度抽采鉆孔主要參數對抽采效果影響的數學模型，各數學模型R2都在0.9以上；運用數學模型預測各水平最優抽采參數，并將其與未抽采條件下進行對比模擬，得到最優抽采參數鉆孔上隅角瓦斯體積分數最高為0.24%，為未抽采時上隅角最高瓦斯體積分數的1/5。

(4)進行了高突礦井采空區卸壓瓦斯抽采現場試驗，監測得工作面回采期間回風流中的瓦斯體積分數隨抽采時間逐漸減小，最后穩定在0.3%左右，且抽采前40 d回風流瓦斯體積分數下降幅度較大；高位定向鉆場總抽采管瓦斯抽采體積分數隨抽采時間增加而降低，前40 d抽采管體積分數降幅也較為明顯。

(5)針對高瓦斯突出礦井，提出了“采空區環形卸壓瓦斯富集區精準辨識+富集區內高效抽采設計”的采空區卸壓瓦斯精準高效抽采技術。