高突矿井采空区卸压瓦斯精准辨识及高效抽采

丁 洋,朱 冰,李树刚,林海飞,魏宗勇,李磊明,龙 航,宜 艳

(1.西安科技大学 安全科学与工程学院,陕西 西安 710054; 2.西安科技大学 西部矿井开采及灾害防治教育部重点实验室,陕西 西安 710054;3.西安科技大学 西部矿井瓦斯智能抽采工程研究中心,陕西 西安 710054)

随着我国煤炭开采深度的增加，煤层呈现出“三高两低”(既高瓦斯、高地应力、高非均质性、低渗透率和低强度煤体)的特点，且云贵川地区地质条件复杂，“三高两低”特征表现更为明显[1]。高瓦斯突出矿井工作面在采煤过程中，周围煤岩体和邻近层瓦斯充分卸压涌入采空区，加上采空区遗煤的瓦斯涌出，导致采空区内瓦斯富集[1-2]。而U型通风因其固有特征会在进风巷和回风巷处产生漏风，影响采空区风流流场，并携带采空区高体积分数瓦斯涌入工作面，易造成工作面和上隅角瓦斯超限，严重影响安全生产效率、威胁工人生命健康[3-4]。合理的采空区卸压瓦斯抽采可以有效解决工作面和上隅角瓦斯超限，实现采空区卸压瓦斯精准高效抽采不仅能提升煤矿安全生产效率和安全保障水平，而且还有利于煤矿信息化、智能化建设[5]，因此有必要针对高突矿井工作面采空区卸压瓦斯进行精准高效抽采。

采空区卸压瓦斯抽采效果受覆岩裂隙演化、钻孔施工参数和抽采参数等多方面因素影响[6]，为保证采空区卸压瓦斯准确抽采，采空区卸压瓦斯富集区的精准识别、合适的钻孔施工参数和抽采参数都非常重要，其准确程度直接影响到卸压瓦斯抽采效果。基于此，许多研究人员对此进行研究。袁亮等[7-8]提出“高位环形体”模型，并采用COSFLOW和Fluent软件对地面钻井抽采采空区卸压瓦斯进行参数优化；李树刚等[9-10]提出“椭抛带”模型，构建椭抛带中瓦斯渗流-升浮-扩散控制模型，并提出相应的煤与瓦斯共采技术；许家林等[11]提出了通过关键层位置来预计导水裂隙带的方法，并进行工程实测验证；林海飞[12]基于物理相似模拟试验和理论分析，提出了采空区覆岩裂隙“梯形台”模型，并利用Fluent数值模拟研究了采空区卸压瓦斯运移与分布；肖俊峰等[13]采用理论分析和现场实践的方法研究了近距离煤层卸压瓦斯抽采层位的合理布置方式；文献[14-15]采用理论分析结合数值模拟的方法对高位钻孔抽采采空区卸压瓦斯钻孔参数进行了优化。武旭东等[16]采用CFD数值模拟的方法，建立了梯形采空区几何模型，并对顶板走向长钻孔抽采参数进行了优化；李宏等[17]提出了顶板大直径走向长钻孔抽采卸压瓦斯的方法，确定了布置参数，并在现场试验中取得了良好的效果；文献[18-19]采用理论分析和数值模拟相结合的手段确定了顶板定向长钻孔布置层位；李彦明[20]在唐口煤矿进行了煤层顶板定向长钻孔抽采现场实践及检验，有效降低了上隅角和回风流中瓦斯体积分数。RSM-BBD是一种利用合理的试验设计方法进行试验并获得数据，采用回归分析并拟合寻求最优解的方法。研究人员曾在煤巷帮部失稳关键因素[21]，煤矿治理硫化氢危害的碱性液配比[22-23]，自研材料配比[24-25]，煤吸附CO2体积影响因素[26]等多个领域采用响应面法进行多因素影响及优化研究，且都取得较为理想效果。以往的研究工作在采空区卸压瓦斯抽采及其参数优化上做出了巨大贡献，但由于不同煤矿地质条件和开采设计不同，采空区卸压瓦斯富集区和所需实际抽采参数经常也难以确定，而且在采空区卸压瓦斯富集区辨识方面需要更加科学，富集区内钻孔布置也需要更加精确和进一步优化。

笔者在已有研究的基础上，结合试验矿井工作面实际情况，采用二维物理相似模拟试验、椭抛带理论计算和理论分析的方法，逐步缩小范围并辨识了采空区环形卸压瓦斯富集区，并在RSM-BBD试验设计的基础上，采用Fluent数值模拟方法研究了采空区环形卸压瓦斯富集区内抽采钻孔参数优化问题，分析了各单因素和因素间交互作用对上隅角瓦斯体积分数的影响，构建不同层位钻孔参数与上隅角瓦斯体积分数回归模型，确定了不同层位最优钻孔参数，进行抽采前后数值模拟对比，最后在试验矿井进行现场试验。

1 试验工作面概况及采空区卸压瓦斯富集区判定

1.1 试验工作面概况

试验工作面采用单一走向长壁后退式综合机械化采煤法开采，自然垮落法管理顶板，U型通风方式；工作面走向长834.4 m，工作面倾斜长146 m，平均厚度为2.8 m，平均倾角为11°。应用钻孔法测量煤层瓦斯压力为0.52 MPa，间接法计算得出煤层瓦斯压力在0.51～1.35 MPa，本煤层中瓦斯含量最高处达到17.95 m3/t，邻近层最大瓦斯含量为22.64 m3/t，瓦斯压力和瓦斯含量都较大，具有煤与瓦斯突出危险。

长壁采煤法开采具有突出危险性煤层后，受采动影响，不仅采空区遗煤释放瓦斯，邻近层和围岩卸压后也向采空区释放瓦斯，导致采空区卸压瓦斯丰富，并在上覆岩层塌落产生的裂隙中运移和积聚，故采空区裂隙发育状况和卸压瓦斯运移、积聚密切相关[12]。

1.2 覆岩裂隙演化及采空区卸压瓦斯存在区识别

采空区根据垮落形式和形态的不同在垂向方向上分为“三带”，其中断裂带的发育对采空区气体运移至关重要，其发育高度决定了采空区卸压瓦斯抽采钻孔位置选取及其抽采效果[27]。为确定试验矿井工作面覆岩裂隙演化情况，开展二维物理相似模拟研究，基本参数和模型相似常数见表1。

表1 模型相似常数

模型采用高像素相机拍照结合数字图像处理技术监测模型垮落过程形态变化，试验部分结果如图1所示。从图1(a)可以看出，当工作面推进25 m时，直接顶第1次垮落。从图1(b)推进到图1(c)时，周期来压显现，观测得来压步距为15 m，工作面和开切眼侧形成形状类似于抛物线状的裂隙发育区域，且中间区域垮落岩层逐渐压实。当工作推进到150 m时，如图1(d)所示，上覆岩层裂隙基本不随工作面的推进而向上发育，断裂带发育趋于稳定。观察图1可得工作面初次来压步距为25 m，周期来压步距为15 m，当工作面推进到150 m时断裂带发育至距煤层底板60 m左右，垮落带为距煤层底板15 m左右，开切眼和工作面侧较发育断裂带呈现抛物线形状。垂直方向上距煤层底板0～60 m，走向方向上外部抛物线内，存在覆岩垮落和裂隙发育，采空区内瓦斯主要存在于该区域，故判定其为“采空区卸压瓦斯存在区”。

图1 采空区覆岩垮落及裂隙发育示意Fig.1 Overlying rock collapse and crack development map in mined-out area

但在采空区卸压瓦斯存在区内，各部分裂隙发育程度不同，其中存在的卸压瓦斯量和活跃程度也不同，从图1(d)中可看出,开切眼和工作面侧形似抛物线带状区域内裂隙较发育，卸压瓦斯可能在其中较活跃，故对其形态进一步确定。

1.3 椭抛带形瓦斯运移活跃区判定

受煤层采动影响，煤层覆岩垮落下沉，离开采边界较远处垮落岩体由于上覆岩层重力作用压实，而离开采边界较近处，由于边界影响形成较为稳定的结构，具有较大且发育的裂隙，其整体形态在切面上呈现椭圆状，在抛面上呈抛物线状，其裂隙结构称为采动裂隙椭抛带[9]。

椭抛带内横向离层裂隙和纵向破断裂隙都较为发育，卸压瓦斯在其中可以较为活跃地运移和积聚，故判定椭抛带区间为“卸压瓦斯运移活跃区”。经过大量的物理相似模拟试验及数值模拟试验，椭抛带形态已经有了较为准确的数学模型[10]，如图2所示。

图2 椭抛带数学模型Fig.2 Mathematical model of elliptic paraboloid zone

为进一步确定瓦斯活跃运移区域，采用如式(1)所示方程组对椭抛带形运移活跃区具体范围进行计算。

(1)

式中，z为断裂带发育高度，m；x和y分别为椭抛面坐标与x轴和y轴的距离，m；a为工作面长度，m；b为工作面推进长度，m；h1为外椭抛带发育高度，m；h2为内椭抛带发育高度，m；A1为内椭抛带与开切眼的距离，m；A2为内椭抛带和工作面的距离，m；B1，B2分别为进风巷侧和回风巷侧内椭抛带与侧帮的距离，m。

由物理相似模拟结果可知，工作面推进距离取150 m时，采空区垮落带范围为距底板0～15 m，断裂带范围为距底板15～60 m，初次来压步距和周期来压步距分别取25 m和10 m，所以式(1)中A1为25 m，A2为15 m，B1，B2为20 m。现基于微积分理论，以断裂带最大高度为采空区最大高度，步距为2 m，将采空区垂直底板方向高度分为30份，分别计算各层位椭抛带截面范围。将上述参数代入式(1)分别计算，其中部分椭抛带截面计算结果见表2。

表2 椭抛带计算部分结果

1.4 采空区环形卸压瓦斯富集区辨识

覆岩裂隙发育稳定后，采空区卸压瓦斯在采动裂隙椭抛带中运移较活跃，在竖直方向上，瓦斯密度小于空气，产生上浮效应，椭抛带内瓦斯向上运移，椭抛带内裂隙随着高度的增加发育程度逐渐降低，瓦斯上浮到一定程度将不再向上运移，造成积聚在椭抛带内某一范围内。根据物理相似模拟覆岩裂隙发育稳定后(工作面推进150 m时)结果，如图3所示，断裂带底部(距煤层底板15～24 m处)的离层和破断裂隙均较为发育，而距煤层底板24 m以上仅有横向离层裂隙相对发育，造成断裂带卸压瓦斯向上运移到此处后上浮效应将不再明显或不再向上运移，导致采空区卸压瓦斯积聚在距煤层底板垂向15～24 m处的断裂带椭抛带内，再结合表2中对椭抛带的精确计算结果，确定距煤层底板垂向15～24 m的椭抛带范围为“采空区环形卸压瓦斯富集区”。

图3 工作面推进150 m处覆岩裂隙局部示意Fig.3 Local picture of overburden fracture at 150 m of working face advance

倾向方向上，由于采用U型通风，风流也会对采空区瓦斯运移产生一定影响，进风流部分漏入采空区，使采空区产生流场，采空区内卸压瓦斯随漏风流从进风巷侧运移至回风巷侧，造成回风巷侧采空区卸压瓦斯浓度高于进风巷侧，回风巷侧采空区环形瓦斯富集区内卸压瓦斯更为富集，为富集区内瓦斯浓度最高区域。图4为判定采空区环形卸压瓦斯富集区示意，蓝色区域为“采空区环形卸压瓦斯富集区”，其Ⅰ—Ⅰ剖面和Ⅱ—Ⅱ剖面分别为采空区边界处各水平椭抛带宽度，Ⅱ—Ⅱ剖面中橙色区域为回风巷侧椭抛带环形瓦斯富集区各水平椭抛带宽度。

图4 采空区瓦斯富集区示意Fig.4 Schematic diagram of methane enrichment area in goaf

2 模拟模型建立及试验优化设计

经过上述对采空区环形卸压瓦斯富集区的确定，在其内布置抽采钻孔可实现采空区卸压瓦斯的精准抽采，但采空区环形卸压瓦斯富集区内抽采钻孔参数的优化，可进一步提高抽采效率。所以，为了实现卸压瓦斯的精准高效抽采，基于上述物理相似模拟和理论计算，对采空区环形瓦斯富集区内抽采钻孔参数进行数值模拟优化研究。

2.1 数值模拟模型建立

2.1.1基本假设与流动方程

(1)基本假设。

为明确试验工作面采空区瓦斯分布与风流流动特征，基于拉格朗日方法，采用Fluent软件对试验工作面采空区进行稳态模拟研究。模拟研究基于以下假设：① 气体为连续介质；② 气体流动过程为不可压缩；③ 采空区为多孔介质，且为各项同性；④ 采空区流动服从达西渗流定律；⑤ 气体流动不考虑传热与化学反应；⑥ 采空区组分传输模型只考虑CH4，N2和O2。

(2)基本流动方程。

① 质量守恒方程。

质量守恒方程，又名连续性方程，如式(2)所示：

∇(ρu)=Sm

(2)

式中，ρ为密度，kg/m3；u为速度矢量，m/s；Sm为质量源项，kg/(m2·s)。

② 动量守恒方程。

惯性参考系中的动量守恒方程如下：

(3)

式中，t为时间，s；p为流体微元体上的压力，N；τ为应力张量，Pa；ρg和F分别为重力体力和外部体力，kg/(m2·s2)。

③ 组分质量守恒方程。

组分质量守恒方程：

(4)

式中，cs为组分S的体积分数；ρcs为该组分的质量浓度，kg/m3；Ds为该组分的扩散系数，m2/s；Ss为系统内部单位时间内单位体积通过化学反应产生的该组分的质量，kg；grad为梯度。

④ 模型气体流动为湍流，使用RNG-k-ε模型，湍流方程k和扩散方程ε分别为

(5)

(6)

式中，Gk为由于平均速度梯度而产生的湍流动能；ui为i方向的速度，m/s；μeff为有效动力黏度，Pa·s；Gb为由于浮力产生的湍流动能；ε为湍流动能的耗散率；k为湍流动能；YM为可压缩湍流中的脉动膨胀对总耗散率的贡献；αk和αε分别为k和ε的逆有效普朗特数；C1ε,C2ε,C3ε为常量；Rε为以适应应变率和流线曲率变化迅速流动计算需要的附加项；Sk和Sε为定义的源项。

2.1.2几何建模及参数设置

(1)微分扫掠数值建模。利用ANSYS Design Modeler建模，根据椭抛带理论，采空区不同高度处椭抛带截面为不同大小的椭圆，为方便建模，现将采空区不同高度位置处椭圆简化为矩形。基于微分原理，将距煤层顶板垂向0～58 m区间分为30份，共计30个平行于煤层的平面，每个平面对应不同大小的内外椭抛带矩形截面，依据表2中各水平的椭抛带计算结果，在各个水平分别建立对应大小的内外椭抛面矩形截面，并将内外椭抛面截面分别连接形成采空区流体域，上述建模过程称之为椭抛带微分扫掠数值建模方法。在以上基础上，在采空区模型对应位置绘出采煤工作面和进回风巷，具体采空区形状如图5所示。几何模型中，采空区最大高度为60.8 m，工作面长度为146 m，煤层开采高度为2.8 m，开切眼宽度为6 m，进/回风巷高度为2.8 m，宽度为4.6 m。

图5 微分扫掠数值建模Fig.5 Differential sweep numerical modeling method

(2)模型参数设置。① 进风巷入口设置为速度边界，输入工作面实际风速2.2 m/s；回风巷出口设置为自然出流；② 气体流动选用k-ε湍流模型；③ 采空区内椭抛带孔隙度设置为0.2，采空区内椭抛面下压实区孔隙度设置为0.15；④ 模拟中将采空区底部2.8 m高多孔介质流体域作为瓦斯涌出源。将采空区遗煤，邻近层，围岩瓦斯涌出量计算整合设置到采空区底部2.8 m高的多孔介质源项内。计算得出，采空区绝对瓦斯涌出量为5.14 m3/min。采空区模型瓦斯质量源项Qv计算公式为

(7)

其中，Qv为瓦斯质量源项涌出量，kg/(m3·s)；Qg为绝对瓦斯涌出量，m3/min；ρg为瓦斯密度，0.716 kg/m3；V为采空区模型体积。则Qv=1×10-6kg/(m3·s)

2.2 钻孔数量的确定

2.2.1高位定向钻孔抽采量计算

工作面绝对瓦斯涌出量主要通过高位定向钻孔、走向高位钻孔、顺层钻孔、穿层钻孔、采空区埋管和风排解决。高位定向钻孔抽采瓦斯量QD可通过式(8)计算。

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

(8)

式中，Q为工作面绝对瓦斯涌出量，m3/min；Qgz为走向高位钻孔抽采瓦斯量，m3/min；Qsz为顺层钻孔抽采量，m3/min；Qcz为穿层钻孔抽采量，m3/min；Qmg为工作面采空区埋管抽采瓦斯量，m3/min；Qq为工作面长短浅孔抽采瓦斯量，m3/min；Qf为风排瓦斯量，m3/min。

经长期现场监测，得到工作面最大绝对瓦斯涌出量和各抽采管路平均抽采纯量见表3。将表3中各参数代入式(8)中得QD=14.094 m3/min。

2.2.2 高位定向钻孔数量的确定

钻孔直径、流速和流量的基本关系如式(9)所示，结合需要高位定向钻孔抽采的瓦斯量即可反推钻孔数量。

表3 试验工作面瓦斯参数

(9)

式中，QDK为高位定向钻孔单孔流量，m3/min；dZK为高位定向钻孔直径，m；v为瓦斯在钻孔中的流速，m/s。

式(9)中钻孔直径和流速均取试验设计平均值进行计算，其中v取12.5 m/s，dZK取0.077 5 m。QDK=3.537 m3/min，故钻孔数量n=QD/QDK=3.98，故n取值为4。

2.3 钻孔抽采参数优化设计

在实际的瓦斯抽采工作中，钻孔的直径、抽采负压、钻孔平距和垂距都是影响瓦斯抽采效果的主要因素。为确定抽采钻孔最佳抽采参数，采用BBD响应面试验对上述主要因素进行试验设计，故此次优化设计取钻孔直径、抽采负压、钻孔平距和垂距等4个因素来考虑。根据图4中确定的采空区环形卸压瓦斯富集区范围，将其划分为距煤层底板16，18，20，22，24 m五个层位，在其5个层位上以钻孔直径，抽采负压和钻孔平距为影响因素，进行5组RSM-BBD响应面试验。具体试验设计见表4。

表4 钻孔抽采参数优化试验设计

3 模拟抽采效果分析及参数优化

上隅角瓦斯体积分数是判别采空区瓦斯涌出的重要参数，也是检验采空区卸压瓦斯抽采的有效响应值。在上隅角区域取3个点并取其平均值为响应值，进行主要参数对上隅角瓦斯体积分数的单因素和交互作用响应分析。由于篇幅限制，且距煤层底板不同垂距处主要因素对抽采效果影响的趋势基本相同，故以z=16 m层位处试验结果详细分析。

3.1 主要因素对抽采效果的影响

3.1.1单因素对抽采效果的影响

根据试验结果，取z=16 m层位考察单因素对上隅角瓦斯体积分数的影响。根据试验结果显著性分析得到各单因素对上隅角瓦斯体积分数影响程度由大到小依次为：钻孔直径>钻孔平距>抽采负压。下面分析各单因素条件对上隅角瓦斯体积分数具体影响。

如图6(a)所示，当抽采负压和钻孔平距不变时，看出随着抽采钻孔直径的增加，工作面上隅角瓦斯体积分数快速下降。当抽采钻孔直径从42 mm增加至113 mm时，上隅角瓦斯体积分数从0.73%下降到0.41%，说明抽采钻孔直径的变化对上隅角瓦斯体积分数控制有显著影响。从图6(b)可以看出，当钻孔直径和抽采负压不变时，随抽采钻孔平距的增加，上隅角瓦斯体积分数表现出先减小后增大的趋势。当钻孔平距从10.50 m增加到21.01 m时，上隅角瓦斯体积分数从0.50%降低至最低点0.41%，这是因为采空区卸压瓦斯主要在外椭抛面和内椭抛面之间的椭抛带内运移，当钻孔平距较小时，抽采钻孔距外椭抛面较近，外椭抛面外侧覆岩裂隙不发育覆岩影响了抽采钻孔的有效抽采范围，导致钻孔有效抽采范围降低；当钻孔平距从21.01 m增加到27.87 m时，上隅角瓦斯体积分数从0.41%升至0.45%，并且有继续增加的趋势，这是因为当钻孔平距超过21.01 m时，抽采钻孔离工作面上隅角越来越远，而其抽采范围有限，对上隅角瓦斯体积分数影响逐渐变小。从图6(c)可以看出，当钻孔直径和钻孔平距不变时，上隅角瓦斯体积分数随抽采负压的增加呈现先减小后增大的趋势。当抽采负压从16.0 kPa增加到22.7 kPa时，上隅角瓦斯体积分数从0.47%降至最低点0.41%，这是因为抽采负压增加，抽采采空区瓦斯强度增加，导致上隅角瓦斯体积分数降低；但是当抽采负压超过22.4 kPa临界值时，上隅角瓦斯体积分数表现出逐渐增大的趋势，这是因为当抽采负压过大时，采空区深部高体积分数瓦斯由于惯性作用向工作面方向迁移，使上隅角漏风加大，漏风流携带高体积分数瓦斯返回工作面，导致上隅角瓦斯体积分数增大。

图6 同一垂距单因素对抽采效果的影响Fig.6 Influence of the same vertical distance single factor on the drainage effect

3.1.2因素间交互作用对抽采效果的影响

上隅角瓦斯体积分数不仅受钻孔直径，抽采负压和钻孔平距单因素影响，还可能与3者之间交互作用有关，故对3个因素之间交互作用分别进行分析，如图7所示。

从图7(a)可以看出，在钻孔平距为27.2 m时，抽采负压为16 kPa和28 kPa对应的钻孔直径和上隅角瓦斯体积分数的关系为2条斜率不同的直线，28 kPa抽采负压对应斜率较小，说明抽采负压的增大对上隅角瓦斯体积分数随钻孔直径增大而下降有一定的负面影响，但此影响不明显。从图7(b)可以看出，在抽采负压为27.4 kPa时，钻孔平距为10.5 m和27.9 m对应的钻孔直径和上隅角瓦斯浓度的关系近似为2条平行的直线，说明其钻孔直径和钻孔平距的交互作用对上隅角瓦斯体积分数的影响也不明显。从图7(c)可以看出，当钻孔直径为113 mm时，10.49 m钻孔平距和27.87 m钻孔平距对应抽采负压和上隅角瓦斯体积分数都呈现先减小后增加的趋势，但是2者响应最小值对应抽采负压不同，当钻孔平距为10.5 m时，20.5 kPa的抽采负压对应上隅角瓦斯体积分数最低点，当钻孔平距为27.9 m时，23.5 kPa的抽采负压对应上隅角瓦斯体积分数最低点。最佳响应值对应抽采负压增加了3 kPa。说明钻孔平距和抽采负压之间存在的交互作用对上隅角瓦斯体积分数影响较为明显。

3.2 回归模型及模型验证

根据表4中5组试验结果，采用Design-Expert软件对其进行多元非线性回归拟合分析，得到上隅角瓦斯体积分数响应面函数，5组函数见表5。并选用R2检验评估模型对上述5个拟合函数进行显著性检验，判定系数R2表示响应值和真实值间的差异程度，其值在0～1，越靠近1表示2者之间差异性越小，说明响应值与真实值越接近。

图7 因素间交互作用Fig.7 Inter-factor interaction

表5 不同垂距上隅角瓦斯体积分数响应面函数

3.3 抽采钻孔最优参数确定

根据表5中不同垂距下回归模型的拟合和验证，得到其各预测模型R2都在0.9以上，表明模型较可靠，能够预测各垂距下不同钻孔参数对应的上隅角瓦斯体积分数。根据各水平拟合数学模型取各上隅角瓦斯体积分数最低值对应的钻孔参数，结合现场实际施工技术和经济成本等因素综合考虑，得到本模拟试验最佳抽采参数，见表6。

3.4 抽采效果对比

根据表5中得到的最佳钻孔抽采参数，基于前文几何建模，分别在与底板距离16，18，20，22，24 m水平设置对应参数的瓦斯抽采钻孔进行数值模拟，模拟结果如图8所示。

表6 不同垂距下最优抽采参数

图8(a)，(b)分别代表无抽采时和最佳抽采参数钻孔对应的工作面和采空区瓦斯体积分数云图，从图8(a),(b)可以看出，无抽采条件下，工作面与采空区交界处瓦斯体积分数较高，与工作面接近的采空区高体积分数卸压瓦斯会随漏风流和压力差涌入回采空间，易使工作面瓦斯超限；但是在最佳抽采参数抽采条件下，采空区接近工作面区域的高体积分数瓦斯大部分被钻孔抽走，这是因为抽采钻孔改变了采空区瓦斯流场，使大部分采空区高体积分数瓦斯随抽采钻孔流出，而不是随着漏风风流流入工作面。从图8(c)，(d)可以明显看出，工作面上隅角区域在抽采前和抽采后的变化，抽采前上隅角区域最低瓦斯体积分数高达0.53%，最高瓦斯体积分数甚至达到1.00%左右，抽采后上隅角瓦斯体积分数最高仅达0.24%，说明此抽采参数优化在数值模拟中效果显著。

图8 无抽采和最优参数抽采效果对比Fig.8 Comparison of non-drainage and optimal parameter extraction results

4 现场试验

4.1 现场试验钻孔施工概况

以数值模拟试验结果为参考，进行现场试验。在距工作面600 m处设置高位定向钻场，钻场内设计施工5个钻孔，但由于距煤层16 m水平与垮落带距离较近，施工过程中钻孔不易成孔，故在距煤层底板18，20，22，24 m水平施工打钻，最终高位定向钻场由4个钻孔组成，钻孔布置和钻孔实钻剖面轨迹如图9所示，4个钻孔均采用98 mm钻头定向施工，扩孔113 mm，注浆封孔，凝固后开始定向钻进，钻孔成型稳定后，随工作面的推进选取开采稳定时期固定时间段进行现场试验抽采。

图9 现场试验钻孔布置Fig.9 Field test drilling layout

图10 回风巷和钻场抽采瓦斯随抽采时间变化Fig.10 Variation of gas extraction with extraction time in return aivway and drilling field

4.2 试验抽采效果

根据表4中最优参数对各个钻孔进行设置，进行采空区卸压瓦斯抽采，对试验工作面回风巷瓦斯体积分数和钻场总抽采管瓦斯体积分数于2017-09-07—11-26(共110 d)进行实时监测验证抽采效果。回风巷瓦斯体积分数随抽采时间变化如图10(a)所示，抽采开始前20 d，回风巷瓦斯体积分数从0.45%降低到0.28%；抽采20～40 d阶段，回风巷瓦斯体积分数先升到0.36%后降至0.28%，抽采40～72 d和前一阶段趋势相同，但瓦斯体积分数最大值只有0.33%，抽采72 d到监测结束，监测结束瓦斯体积分数略有上升，然后稳定在0.3%左右。回风巷瓦斯体积分数整体随抽采时间呈下降趋势，且抽采前40 d回风巷瓦斯体积分数整体降幅较大，瓦斯体积分数波动幅度随抽采时间的增加而降低，并逐渐趋于稳定，整个工作面回采期间回风流中的瓦斯体积分数平均为0.32%。

高位定向钻场总抽采管瓦斯体积分数随抽采时间变化如图10(b)所示。监测全过程中，抽采管道内瓦斯体积分数随抽采时间呈下降趋势，由开始抽采时的16%降低至监测结束时的8.5%，抽采管内平均瓦斯体积分数为12.9%。抽采0～40 d阶段，管道内瓦斯体积分数呈先上升后下降趋势，下降幅度为3.7%，与40～110 d阶段整体下降幅度(3.8%)几乎相同，这与图9中回风巷瓦斯体积分数在抽采0～40 d大幅下降相对应，说明卸压瓦斯抽采体积分数在抽采0～40 d范围内效果最为显著。

对试验工作面抽采前后上隅角瓦斯体积分数进行实测记录，经过110 d的定向高位钻孔的抽采，试验工作面采煤期间上隅角瓦斯体积分数由抽采前的最高值0.72%降低到抽采期间的0.2%～0.4%；通过对高位钻孔总抽采管理参数分析计算，得到平均钻场瓦斯纯流量8～10 m3/min，最大钻场瓦斯纯流量12 m3/min，表明试验抽采效果良好。

5 结 论

(1)基于物理相似模拟、椭抛带计算和理论分析，提出了逐步精准辨识采空区卸压瓦斯富集区的方法，确定出试验工作面的“采空区卸压瓦斯存在区”、“椭抛带形瓦斯运移活跃区”和“采空区环形卸压瓦斯富集区”范围，为采空区卸压瓦斯精准高效抽采鉴定基础。

(2)提出了椭抛带微分扫掠数值建模方法，创新了试验工作面近似椭抛带几何模型，并进行不同高度下采空区环形卸压瓦斯富集区卸压瓦斯抽采的RSM-BBD数值模拟试验，分析得出钻孔直径对抽采效果影响最大，其次为钻孔平距，最后为抽采负压；各因素交互作用中，抽采负压与钻孔平距的交互作用对抽采效果的影响较明显，抽采负压与钻孔直径和钻孔平距与钻孔直径对抽采效果影响较弱。

(3)拟合得出不同高度抽采钻孔主要参数对抽采效果影响的数学模型，各数学模型R2都在0.9以上；运用数学模型预测各水平最优抽采参数，并将其与未抽采条件下进行对比模拟，得到最优抽采参数钻孔上隅角瓦斯体积分数最高为0.24%，为未抽采时上隅角最高瓦斯体积分数的1/5。

(4)进行了高突矿井采空区卸压瓦斯抽采现场试验，监测得工作面回采期间回风流中的瓦斯体积分数随抽采时间逐渐减小，最后稳定在0.3%左右，且抽采前40 d回风流瓦斯体积分数下降幅度较大；高位定向钻场总抽采管瓦斯抽采体积分数随抽采时间增加而降低，前40 d抽采管体积分数降幅也较为明显。

(5)针对高瓦斯突出矿井，提出了“采空区环形卸压瓦斯富集区精准辨识+富集区内高效抽采设计”的采空区卸压瓦斯精准高效抽采技术。