авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 |   ...   | 8 | 9 || 11 | 12 |   ...   | 19 |

«Национальная академия наук Украины Донецкий физико-технический институт им. А.А. Галкина Венгеров И.Р. ТЕПЛОФИЗИКА ШАХТ И РУДНИКОВ ...»

-- [ Страница 10 ] --

131. Скакун А.П. Влияние температуры, минерального состава и плотности на теплопроводность горных пород. – В кн.: Физические процессы горного производства. /Межвуз. сб-к, вып 4. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1977, с. 16-19.

132. Мосин И.М. Определение теплофизических констант углей и пород при высоких температурах. – В кн.: [67], с. 173-176.

133. Трофимов В.Д., Богинский П.Я., Скакун А.П. Исследование теплофизиче ских свойств пород в условиях всестороннего гидростатического сжатия. – В кн.: Физические процессы горного производства. /Межвузовск. сб-к, вып. 4. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1977, с. 13-15.

134. Чернов О.И. Развитие метода комплексной борьбы с угольной пылью, горными ударами, газовыделениями, внезапными выбросами угля и газа. – В кн.: Нагнетание воды в угольные пласты. /Сб-к статей. – М.: Недра, 1965, с. 7-64.

135. Тельной А.П., Стукало В.А. О зависимости теплофизических характери стик дробленного угля от его влажности, степени метаморфизма и плотно сти насыпки. – В кн.: Разработка месторождений полезных ископаемых /Респ. межвед. сб-к, вып. 56. – Киев: Техніка, 1980, с. 78-80.

136. Ониани Ш.И. Тепловой режим глубоких шахт при гидравлической за кладке выработанного пространства и сложном рельефе поверхности. – Тбилиси: Мецниереба, 1973. – 308 с.

137. Виноградова Л.П. Теплофизические коэффициенты разрыхленных углей. – В кн.: Рудничная аэрогазодинамика и безопасность горных работ. /Сб-к научн. трудов ИГД им. А.А. Скочинского. – М.: Наука, 1964, с. 201-204.

138. Ониани Ш.И., Лебанидзе З.Б. Радиальное изменение теплофизических свойств горных пород вокруг выработок и его влияние на процессы тепло обмена в шахтах. – В кн.: Труды I-го Заседания Рабочей группы № 1 Меж дународ. бюро по горной теплофизике. – Катовице: Изд-во Главного Ин-та горного дела, 1981, с. 144-153.

139. Лебанидзе З.Б. Влияние радиального изменения теплофизических свойств пород на микроклимат выработок шахт каменноугольных месторожде ний. – В кн.: Теплообмен и теплофизические свойства веществ. /Сб-к на учн. трудов ИТТФ АН УССР. – Киев: Наукова думка, 1984, с. 86-89.

140. Ковалев Ю.М. Некоторые задачи движения газа и жидкости в угольном пласте. – Автореф. дис. … к.ф.-м.н. – Новосибирск: ИГД Севера АН СССР, 1976. – 18 с.

141. Щербань А.Н., Цырульников А.С., Терещенко В.Г. Графоаналитический метод определения теплофизических констант горных пород. – В кн.: [67], с. 67-71.

142. Цырульников А.С., Терещенко В.Г. Результаты исследований теплофизи ческих констант некоторых углей и пород Донбасса. – Уголь Украины, 1964, № 9, с. 39-41.

143. Карслоу Г., Егер Д. Теплопроводность твердых тел. – М.: Наука, 1964. – 488 с.

144. Трантер К. Дж. Интегральные преобразования в математической физике. – М.: Гостехтеориздат, 1956. – 149 с.

145. Будак Б.М., Самарский А.А., Тихонов А.Н. Сборник задач по математиче ской физике. – Изд-е 2-е, исправл. – М.: Наука, 1972. – 688 с.

146. Вялов С.С. Определение теплового поля вокруг подземных сооружений. – Известия АН СССР, сер. географ. и геофизич., 1950, т. 14, № 6, с. 553-557.

147. Кремнев О.А. Нестационарная теплопроводность полых тел, ограничен ных круговой цилиндрической поверхностью, при заданном законе ее теп лообмена с охлаждающей или нагревающей средой. – Доклады АН СССР, 1952, т. 85, с. 1009-1012.

148. Boldizsar T. Ein numerisch – graphisches Verfahren zur Berechnung der Er warmung von Grudenwrttern. Bergban-Archiv, 1960, № 21, Н.2, S. 17-27.

149. Mundry E. Mathematiche Behandlung des Problems. – Kali und Steinsalz, 1963, № 11, S. 37-43.

150. Scott D.K. The cooling of untergraund galleries. – Colliery Gnardian, 198, 1959, P. 5122-5123.

151. Amano K., Mizuta Y., Hiramatsu Y. An improved method of predicting under graund Climate. /Jnt. j. Rock, Min. Sci. and Geomech. Abstr. – 1982 – 19, p. 31-83.

152. Брайчева Н.А., Черняк В.П., Щербань А.Н. Методы расчета температуры вентиляционного воздуха подземных сооружений. – Киев: Наукова думка, 1981. – 184 с.

153. Черняк В.П. Тепловые расчеты подземных сооружений. – Киев: Наукова думка, 1993. – 199 с.

154. Кухарев В.Н., Салли В.И. Определение коэффициента нестационарного теплообмена для очистных забоев. – Известия ВУЗов. Горный журнал, 1971, № 5, с. 75-77.

155. Люриг Х. Методика численного исследования образования охлажденной зоны вокруг горных выработок, в том числе с учетом геотермической сту пени. – В кн.: [22], с. 85-87.

156. Ониани Ш.И., Николаишвили Н.С. Охлажденная зона горного массива во круг выработки при постоянной температуре рудничного воздуха. – Уголь Украины, 1976, № 11, с. 21-23.

157. Ябко И.А. Нестационарное температурное поле вокруг выработки некру гового сечения. – Анн. деп. рукоп. /Деп. ИФЖ в ВИНИТИ, № 1792- Деп. – М.: 1974. – 12 с.

158. Шварц Л. Математические методы для физических наук. – М.: Мир, 1965. – 412 с.

159. Венгеров И.Р. К обобщению задачи Зоммерфельда о теплопроводности в кольце. – ИФЖ, 1978, т. 35, № 1, с. 150-154.

160. Владимиров В.С. Обобщенные функции в математической физике. – 2-е изд.-е, исправл. и доп. – М.: Наука, 1979. – 320 с.

161. Киреев В.А., Черняк В.П. Температурное поле изотропного горного мас сива, нарушенного горизонтальной круговой выработкой. – Промышлен ная теплотехника, 1988, т. 10, № 5, с. 7-11.

162. Венгеров И.Р. К теории тепло- и массопереноса в слоисто-неоднородных горных массивах и геотехнологических системах. – В кн.: Проблемы гор ной теплофизики. Горнотехнологическая теплофизика. /Материалы II-й Всесоюзн. научно-техн. конф. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1981, с. 117-118.

163. Венгеров И.Р. Теория линейного переноса в слоистых системах.

/Препринт № 27 ДонФТИ АН УССР. – Донецк: Изд-во ДонФТИ, 1982. – 64 с.

164. Венгеров И.Р. Расчет коэффициентов нестационарного теплообмена на основе слоистых моделей теплопереноса. – Промышленная теплотехника, 1995, т. 17, № 6, с. 32-39.

165. Баратов Е.Й., Галіцин А.С., Щербань О.Н. Геотемпературне поле при вен тіляції рудників в районах з різко континентальним кліматом. – Доповіді АН УРСР, 1966, № 9, с. 1157-1161.

166. Энкашев М.М. Решение однофазной объединенной задачи теплопровод ности для горной выработки методом интегральных соотношений. – В кн.: Физические процессы горного производства. /Всесоюзн. межвед. сб к, вып. 5. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1978, с. 76-82.

167. Шувалов Ю.В. Использование природных ресурсов тепла и холода в сис теме регулирования теплового режима шахт и рудников Севера. – Авто реф. дис. … д.т.н. – Л.: ЛГИ, 1987. – 47 с.

168. Венгеров И.Р., Морева А.Г. Инженерный метод расчета теплообмена в глубоких шахтах. /Депон. в ЦНИЭИуголь 28.12.76 г., Деп. № 900, РЖ "Угольная промышленность", реф. 6В111-77, - 5 с.

169. Черниченко В.К., Венгеров И.Р. Метод определения ширины охлажденной зоны породного массива. – В кн.: Охлаждение воздуха в угольных шахтах, вып. 3. /Сб-к научн. трудов. – Макеевка-Донбасс: Изд-во МакНИИ, 1973, с. 29-33.

170. Черниченко В.К., Венгеров И.Р. Применение гидроинтегратора для реше ния некоторых инженерных задач горной теплофизики. – В кн.: Борьба с высокими температурами в угольных шахтах и рудниках. /Тезисы докл.

Всесоюзн. научно-техн. совещ. МакеевкаДонбасс: Изд-во МакНИИ, 1974, с. 58.

171. Гущин А.М., Лобов В.Л. Решение задачи нестационарной теплопроводно сти при изменении скорости вентиляционной струи. – ФТПРПИ, 1980, № 1, с. 111-114.

172. Медведев Б.И., Гущин А.М., Лобов В.Л. Естественная тяга глубоких шахт. – М.: Недра, 1985. – 77 с.

173. Кремнев О.А., Журавленко В.Я., Шелиманов В.А., Козлов Е.М. Влияние режима проветривания на нестационарный теплообмен горного массива с вентиляционной струей. – Доклады АН УССР, сер. А., 1984, № 6, с. 74-76.

174. Гендлер С.Г. Моделирование температурных полей в массиве твердеющей бетонной закладки. – Известия ВУЗов. Горный журнал, 1977, № 12, с. 24-26.

175. Гендлер С.Г. Особенности тепловых расчетов горных выработок при сис темах разработки с твердеющей закладкой. – Известия ВУЗов. Горный журнал, 1981, № 11, с. 19-22.

176. Шувалов Ю.В., Бобровников В.М. Расчет температурного поля массива в зоне влияния твердеющей закладки. – В кн.: Физические процессы горного производства. Тепломасоперенос в горных выработках и породных кол лекторах. /Сб-к научн. трудов. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1985, с. 91-97.

177. Полубинский А.С., Черняк В.П. Задача о температурном поле в массиве горных пород с тепловыделяющей оболочкой вокруг выработки. – Докла ды АН УССР, сер. А., 1989, № 2, с. 76-78.

178. Полубинский А.С., Черняк В.П. Температурное поле массива горных по род с внутренними источниками. – Промышленная теплотехника, 1989, т. 11, № 2, с. 15-20.

179. Полубинский А.С., Черняк В.П. Динамика температурного поля в массиве горных пород с равномерно распределенными внутренними источниками.

– Доклады АН УССР, сер. А., 1989, № 5, с. 78-82.

180. Полубинский А.С., Черняк В.П. Расчет температурного поля в массиве горных пород при наличии окисления на стенке выработки. – Доклады АН Украины (математика, естествознание, технич. науки), 1992, № 10, с. 84-86.

Воропаев А.Ф. Тепловые параметры вентиляционной струи в равномерно 181.

проходимой горной выработке. – В кн.: [66], с. 25-28.

Величко А.Е., Краморов А.С., Кочерга П.Г. К вопросу определения коэф 182.

фициентов нестационарного теплообмена в тупиковых выработках. – В кн.: Охлаждение воздуха в угольных шахтах. Вып. 4. /Сб-к научн. трудов.

– Макеевка-Донбасс: Изд-во МакНИИ, 1975, с. 46-51.

Величко А.Е., Яковенко А.К. Определение тепловыделений горного маси 183.

ва при проходке глубоких стволов. – Шахтное строительство, 1981, № 6, с.

13-14.

184. Стукало В.А. К определению значений коэффициента нестационарного теплообмена для очистных забоев глубоких шахт. – В кн.: Разработка ме сторождений полезных ископаемых. /Респ. межвед. сб-к, вып. 39. – Киев:

Техніка, 1975, с. 148-153.

Стукало В.А. О коэффициенте нестационарного теплообмена выработок, 185.

проветриваемых менее года. – В кн.: Разработка месторождений полезных ископаемых /Респ. межвед. сб-к, вып. 43. – Киев: Техніка, 1976, с. 62-64.

186. Мартынов А.А. Метод прогноза температурных условий в лавах по про стиранию крутых пластов. – В кн.: Создание безопасных условий труда в угольных шахтах. /Сб-к научн. трудов. – Макеевка-Донбасс: Изд-во Мак НИИ, 1985, с. 60-64.

Яковенко А.К. К вопросу определения тепловыделений в высокопроиз 187.

водственных лавах глубоких шахт. -. /Сб-к научн. трудов. – Макеевка Донбасс: Изд-во МакНИИ, 1986, с. 64-67.

188. Мартынов А.А. Теплообмен в выработанных пространствах лав при плав ном опускании кровли. – В кн.: Вопросы вентиляции, охлаждения воздуха, борьба с пылью и контроль рудничной атмосферы в шахтах. /Сб-к научн.

трудов. – Макеевка-Донбасс: Изд-во МакНИИ, 1981, с. 95-100.

Кузин В.Л., Пучков М.М., Мартынов А.А. Теплообмен между утечками 189.

воздуха и обрушенными породами выработанного пространства. - Там же, 1988, с. 25-28.

190. Медведев Б.И. Определение коэффициента нестационарного теплообмена для выработок, проходимых с постоянной скоростью. – В кн. Разработка месторождений полезных ископаемых /Респ. межвед. сб-к, вып. 22. – Ки ев: Техніка, 1971, с. 46-47.

Аверин Г.В. Прогноз и нормализация теплового режима при комбайновом 191.

проведении тупиковых выработок угольных шахт. – Автореф. дис. … к.т.н. – Макеевка-Донбасс: Изд-во МакНИИ, 1986. – 18 с.

192. Ониани Ш.И., Николаишвили Н.С., Гвритишвили Б.З. Формирование тем пературного поля горного массива и поверхности теплоотдачи капиталь ных выработок в глубоких шахтах. – Уголь Украины, 1978, № 6, с. 40-42.

193. Балатаева Н.Г. Моделирование теплообмена в горных выработках при гармонических колебаниях температуры воздуха. – В кн.: Физические процессы горного производства. /Межвед. сб-к, вып. 4. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1977, с. 58-62.

194. Бурцев А.И., Постольник Ю.С. Аналитическое исследование теплообмена между бесконечным массивом и цилиндрической полостью с нестацио нарной температурой среды. – Известия ВУЗов. Горный журнал, 1978, с. 63-67.

195. Гущин А.М. Решение задачи нестационарной теплопроводности со скач кообразным изменением температуры воздуха. – В кн.: Разработка место рождений полезных ископаемых /Респ. межвед. сб-к, вып. 25. – Киев: Тех ніка, 1971, с. 64-69.

196. Кремнев О.А., Журавленко В.Я. и др. Влияние охлажденной зоны на не стационарный теплообмен горного массива с вентиляционной струей. – Доклады АН УССР, сер. А., 1975, № 10, с. 942-944.

197. Гущин А.М., Лобов В.Л. Определение теплоотдачи горных пород при скачкообразном изменении температуры воздуха. – В кн.: [22], с. 175-178.

198. Кузин В.А., Венгеров И.Р. О коэффициенте нестационарного теплообмена при скачкообразном изменении температуры воздуха в горной выработ ке. – Доклады АН УССР, Сер. А., 1983, № 4, с. 81-83.

199. Венгеров И.Р., Флоров С.В., Черниченко В.К. Оценка времени обмерзания шахтного ствола при сбросе тепловой мощности на калориферной уста новке. – В кн.: Способы и технические средства обеспечения безопасных и здоровых условий труда на угольных шахтах. /Сб-к научн. трудов. – Ма кеевка-Донбасс: Изд-во МакНИИ, 1988, с. 78-83.

200. Медведев Б.И., Кондрацкий В.Л., Почтаренко П.С. Определение коэффи циента нестационарного теплообмена в горных выработках при скачкооб разном изменении температуры воздуха. – В кн.: Совершенствование раз работки угольных месторождений. /Сб-к научн. работ. – Донецк: Изд-во ДПИ, 1969, с. 83-86.

201. Шувалов Ю.В., Гендлер С.Г. Расчет тепловыделений от породного масси ва при изменении температуры воздуха в выработке. – В кн.: Вентиляция шахт и рудников, вып. 1. /Межвед. сб-к научн. работ. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1974, с. 101-106.

202. Карташов Э.М. Аналитические методы в теории теплопроводности твер дых тел. – Изд-е 2-е, доп. – М.: Высшая школа, 1985. – 480 с.

203. Коздоба Л.А. Вычислительная теплофизика. – Киев: Наукова думка, 1992. – 224 с.

204. Венгеров И.Р. Метод пересчета для решения задач горной теплофизики. – В кн.: Создание безопасных условий труда в угольных шахтах. /Сб-к на учн. трудов. – Макеевка-Донбасс: Изд-во МакНИИ, 1985, с. 50-52.

205. Лыков А.В. Тепломассообмен. /Справочник. – М.: Энергия, 1972. – 560 с.

206. Van Heerden C.A. A problem of unsteady heat flow in convection With air cooling of codifies. /Pros. of the General Discussion on Heat Transfer/ - Lon don: Jnst. Mech. Engres. – 1951. - p. 283-285.

207. Sherratt A.F. Temperatures around a cooled mine roadway. /Coll. Eng. – 1964, № 2, р. 221-225.

208. Waclawik J. Rownania mechaniki plynow i termodynamiki dla skalnego os rodka porowntego z punktu Widzenia prognozy Warunkow Klimatycznych. / Mat. conf. z I Posiedzenia Grypy Roboczej Nr1. – Katowice: Glowng Jnstijtut Gornietwa. – 1981, S. 526-537.

209. Galkin A.F. Calculation of thermal conditions in Working during drivage.

/Proc. of the 4-th Session of the Jnt. Burcan of Mining Thermophysics. – United Kingdom, 1985. – 1, p. 150-160.

210. Красовицкий Б.А., Попов Ф.С. Температурный режим горных вырабо ток. – ИФЖ, 1976, т. 31, № 2, с. 339-346.

211. Яковенко А.К. Методы прогноза и нормализации тепловых условий в вы сокопроизводительных лавах глубоких угольных шахт. – Автореф. дис. … к.т.н. – Макеевка-Донбасс: Изд-во МакНИИ, 1985. – 18 с.

212. Коздоба Л.А., Черняк В.П. Физическая характеристика и математическое описание системы "массив-выработка" в связи с проблемой прогноза и ре гулирование теплового тежима глубоких шахт. – В кн.: [22], с. 40-49.

213. Сучков А.Н. Исследование целесообразности теплоизоляции стенок гор ных выработок в глубоких шахтах Донбасса. – Автореф. дис. … к.т.н. – Новочеркасск: Изд-во НПИ, 1981. – 20 с.

214. Крамаров А.С., Венгеров И.Р., Морева А.Г. К вопросу определения коэф фициента нестационарного теплообмена при теплоизоляции стенок гор ных выработок. – В кн.: Охлаждение воздуха в угольных шахтах, вып. 4.

/Сб-к научн. трудов. – Макеевка-Донбасс: Изд-во МакНИИ, 1975, с. 94-96.

215. Кузин В.А., Венгеров И.Р. Двухслойная теплофизическая модель горного массива. – Промышленная теплотехника, 1984, т. 6, № 1, с. 30-34.

216. Венгеров И.Р., Черниченко В.К. Определение характерной температуры при тепловом дренаже горных массивов. – Промышленная теплотехника, 1988, т. 10, № 6, с. 49-52.

217. Венгеров И.Р., Черниченко В.К. Математическое моделирование теплово го дренажа горных пород в глубоких шахтах. /Библиограф. указатель ВИНИТИ "Депониров. научн. работы" – М.: 1988, вып. № 8 (202), Рег.

№ 4440 от 01.03.88. – 44 с.

218. Венгеров И.Р. Теплофизические модели полной закладки выработанного пространства глубоких шахт. - /Препринт ДонФТИ – 95- 4. – Донецк: Изд во ДонФТИ им. А.А. Галкина АН Украины, 1995. – 45 с.

219. Галицын А.С., Черняк В.П. Нестационарная теплопроводность горного массива при наличии на стенках выработки сплошного крепления. – Док лады АН УССР, сер. А., 1982, № 9, с. 65-67.

220. Галицын А.С., Черняк В.П. Нестационарная теплопроводность горного массива вокруг выработки с высокотеплопроводным сплошным креплени ем. – Доклады АН УССР, сер. А., 1983, № 4, с. 83-87.

221. Полубинский А.С., Черняк В.П. Нестационарная теплопроводность горно го массива при подавлении окислительных процессов на стенке выработ ки. – Доклады АН Украины (математика, естествознание, технич. науки), 1992, № 11, с. 81-83.

222. Журавленко В.Я., Шелиманов В.А., Козлов Е.М., Мукоед Н.И. Нестацио нарный теплообмен системы конечный слой – полуограниченный массив с вентиляционным воздухом. – Доклады АН УССР, сер. А., 1985, № 5, с. 72-75.

223. Журавленко В.Я., Шелиманов В.А., Козлов Е.М., Мукоед Н.И. Нестацио нарный теплообмен вентиляционного воздуха и горного массива с кольце вым слоем на его поверхности при граничном условии III-го рода. – Док лады АН УССР, сер.А., 1986, № 1, с. 74-78.

224. Хмура К. Влияние литологическо-геологической структуры горного мас сива на геотермическую анизотропию горных пород. – В кн.: Труды I-го заседания Рабочей группы № 1 Международного бюро по горной тепло физике. – Катовице: Изд-во Горной Академии, 1980, с. 526-538.

225. Ониани Ш.И. Тепловой режим глубоких шахт при гидравлической заклад ке выработанного пространства и сложном рельефе поверхности. – Авто реф. дис. … д.т.н. – Тбилиси: Изд-во ИГМ АН Груз. ССР, 1970. – 41 с.

226. Ониани Ш.И., Болквадзе С.Л. Решение задачи нестационарной теплопро водности между закладкой и примыкающими к ней неоднородными мас сивами угля и породы. – В кн.: Проблемы горной теплофизики. Тепловой режим шахт и рудников. /Тезисы докл. II-й Всесоюзн. научно-техн.

конф. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1981, с. 20-21.

227. Гендлер С.Г. Исследование динамики формирования температурных по лей в закладочном и рудном массивах. – В кн.: Физические процессы гор ного производства, вып. 3. /Межвуз. сб-к научн. работ. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1976, с. 63-67.

228. Дядькин Ю.Д., Шувалов Ю.В., Близнец Л.А. Теоретические и эксперимен тальные основы теплового дренажа высокотемпературного массива в глу боких шахтах и рудниках. – В кн.: Проблемы горной теплофизики. Тепло вой режим шахт и рудников. /Тезисы Всесоюзн. научн.-техн. конф. – Л.:

Изд-во ЛГИ, 1973, с. 69-71.

229. Шувалов Ю.В., Близнец Л.А., Андрющенко В.Н. Результаты опытно промышленной проверки системы теплового дренажа пласта в условиях шахты им. Менжинского. – В кн.: Борьба с высокими температурами в угольных шахтах и рудниках. /Тезисы докл. Всесоюзн. научно-техн. сове щания, Донецк, 1974. – Макеевка-Донбасс: Изд-во МакНИИ, 1974, с. 115-116.

230. Дядькин Ю.Д., Шувалов Ю.В., Близнец Л.А. Теоретические и эксперимен тальные основы теплового дренажа высокотемпературного массива в глу боких шахтах и рудниках. – В кн.: Проблемы горной теплофизики.

/Материалы Всесоюзн. научно-техн. совещ. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1974, с. 160-164.

231. Дядькин Ю.Д., Андрющенко В.Н. Тепловой дренаж горного массива. – М.:

ЦНИЭИуголь, 1975. – 33 с.

232. Шувалов Ю.В., Серафимов С.А. Восстановление температурного поля ох лажденного пласта. – В кн.: Физические процессы горного производства, вып. 4. /Межвуз. сб-к научн. работ. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1977, с. 63-66.

233. Смирнов Ю.М., Богинский П.Я., Гендлер С.Г. и др. Исследование эффек тивности теплового дренажа закладочного массива. – Там же ([232]), с. 67-71.

234. Пехович А.И., Жидких В.М. Расчеты теплового режима твердых тел. – Изд-е 2-е, перераб. и доп. – Л.: Энергия, 1976. – 352 с.

235. Киреев В.А., Черняк В.П., Щербань А.Н. Задача нестационарной тепло проводности анизотропного горного масива вокруг горизонтальной выра ботки. – Доклады АН УССР, сер. А., 1980, № 9, с. 82-85.

236. Ладыженская О.А., Солонников В.А., Уральцева Н.Н. Линейные и квази линейные уравнения параболического типа. – М.: Наука, 1967. – 436 с.

237. Баратов Е.Й., Галіцин А.С., Щербань О.Н. Розрахунок охолоджених зон навколо гірничих виробок з врохуванням неоднорідності порід. – Доповіді АН УРСР, 1966, № 3, с. 355-357.

238. Медведев И.И., Красноштейн А.Е., Лужецкая Н.Д., Самарина Т.А. Анали тическое описание температурного поля массива, окружающего горные выработки, для условий верхнекамских калийных рудников. – В кн.: Раз работка соляных месторождений. /Межвуз. сб-к научн. трудов. – Пермь:

Изд-во Пермского политехн. ин-та, 1974, с. 109-114.

239. Смирнова Н.Н., Шувалов Ю.В. Эффективность теплового дренажа при гидроразрыве угольного пласта. – В кн.: Физические процессы горного производства, вып. 4. /Межвуз. сб-к научн. работ. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1977, с. 72-75.

240. Рубинштейн Л.И. Температурные поля в нефтяных пластах. – М.: Недра, 1972. – 276 с.

241. Клемент И. Моделирование температурных процессов и полей при реше нии вопросов проветривания и кондиционирования воздуха в глубоких шахтах. – В кн.: [22], с. 120-126.

242. Основы гидрогеотермии. /Колл. монография под ред. М.М. Фролова. – М.:

Недра, 1991. – 335 с.

243. Журавленко В.Я., Шурчков А.В. Дифференциальные уравнения процесса охлаждения горного массива при движении жидкости через подземный пористый слой. – В кн.: Аналитические методы решения задач переноса тепла и вещества. /Сб-к научн. работ. – Киев: Наукова думка, 1967, с. 59-63.

244. Щербань А.Н., Бабинец А.Е., Цырульников А.С., Дядькин Ю.Д. Тепло Земли и его извлечение. – Киев: Наукова думка, 1974. – 263 с.

245. Лялько В.И. Методы расчета тепло- и массопереноса в земной коре. – Ки ев: Наукова думка, 1974. – 129 с.

246. Лялько В.И., Митник И.М. Исследование процессов переноса тепла и ве щества в земной коре. – Киев: Наукова думка, 1978. – 150 с.

247. Пучков М.М. Разработка метода прогноза и рекомендаций по снижению тепловыделений из выработанного пространства. – Автореф. дис. … к.т.н. – Макеевка-Донбасс: Изд-во МакНИИ, 1982. – 21 с.

248. Сахновский В.Л. Исследование нестационарного теплообмена в железо рудных шахтах. – В кн.: Физические процессы горного производства. Теп ломассоперенос в горных выработках и породных коллекторах. /Сб-к на учн. трудов. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1985, с. 84-86.

249. Ножкин Н.В., Громов В.А., Ярунин С.А. и др. Провести теоретические ис следования технологии гидрорасчленения выбросоопасных угольных пла стов в различных бассейнах. /Отчет по этапу НИР № 171190102. – Москва Макеевка: МГИ-МакНИИ, 1976. – 186 с.

250. Мерзляков Э.И., Рыженко И.А., Цырульников А.С. Теплообмен при дву мерной фильтрации жидкости в нарушенных горных породах. – ИФЖ, 1978, т. 34, № 1, с. 58-66.

251. Криворучко А.М., Ященко Ю.П., Кандыба Н.А. Влияние массообменных процессов на тепловой поток от пород к воздуху в лавах глубоких шахт. – В кн.: Технология горных работ на шахтах Донбасса. /Сб-к научн. тру дов. – Донецк: Изд-во ДонУГИ, 1985, с. 175-184.

252. Криворучко А.М. Применение ЭВМ для планирования мероприятий по борьбе с высокими температурами в шахтах. – В кн.: Применение ЭВМ и математических методов в горном деле. /Труды 17-го Междунар. симпо зиума, т. 3: Управление. – М.: Недра, 1982, с. 22-25.

253. Ященко Ю.П. О тепло- и массообмене воздуха с горными породами в очи стных забоях. – В кн.: Разработка месторождений полезных ископаемых.

/Респ. межвед. сб-к, вып. 59. – Киев: Техніка, 1981, с. 23-29.

254. Стукало В.А., Гущин А.М. Нестационарный теплообмен между породами и рудничным воздухом при граничных условиях третьего рода, осложнен ных влагообменом. – Известия ВУЗов. Горный журнал, 1984, № 12, с. 43-48.

255. Стукало В.А., Гущин А.М. Расчет коэффициентов нестационарного тепло обмена выработок при наличии испарения влаги. – Известия ВУЗов. Гор ный журнал, 1985, № 2, с. 35-40.

256. Кремнев О.А., Журавленко В.Я., Козлов Е.М., Шелиманов В.А. Тепло- и влагообмен свежеобнаженного горного массива с вентиляционной струей воздуха. – ИФЖ, 1977, т. 32, № 4, с. 643-648.

257. Кремнев О.А., Журавленко В.Я., Козлов Е.М., Шелиманов В.А. Тепло- и влагообмен вентиляционного воздуха тупиковой части выработки с гор ным массивом при концентрационном переносе влаги. – Доклады АН УССР, сер. А., 1980, № 4, с. 88-90.

Кремнев О.А., Журавленко В.Я., Шелиманов В.А., Козлов Е.М. Тепло- и 258.

влагообмен свежеобнаженного горного массива с вентиляционным возду хом в тупиковой части выработки. – ИФЖ, 1980, т. 38, № 6, с. 1106-1110.

259. Кремнев О.А., Журавленко В.Я. Проблемы массообмена в тепловых рас четах шахт. – В кн.: Физические процессы горного производства, вып. 11.

/Межвед. сб-к научных работ. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1982, с. 12-18.

260. Полубинский А.С., Черняк В.П. Задача о нестационарном тепло- и массо обмене вентиляционного воздуха с массивом горных пород. – Доклады АН УССР, сер. А., 1990, № 2, с. 77-81.

261. Полубинский А.С., Черняк В.П. Решение задачи о тепло- и массообмене вентиляционного воздуха с массивом горных пород. – Промышленная те плотехника, 1991, т. 13, № 1, с. 58-65.

262. Полубинский А.С. О коэффициентах нестационарного тепло- и массооб мена при наличии неоднородности потенциалоотдачи на стенке горной выработки. – Доклады АН УССР, сер. А., 1991, № 7, с. 79-81.

263. Черняк В.П., Полубинский А.С. К расчету температурного пол в разру шаемом массиве горных пород. – Доклады АН Украины, 1994, № 11, с. 95-98.

264. Ониани Ш.И., Ланчава О.А., Ксоврели Ю.Р. Обобщенные зависимости для изотермического массопереноса в системе "горный массив – рудничный воздух". – Сообщения АН Груз. ССР, 1982, т. 106, № 1, с. 113-116.

265. Ланчава О.А. О тепломассообмене в свежепройденных горнх выработ ках. – ФТПРПИ, 1985, № 5, с. 99-103.

Ониани Ш.И., Болквадзе С.Л. Исследование тепло- и влагообменных про 266.

цессов в подготовительных и очистных выработках глубоких шахт на примере Ткибули-Шаорского каменноугольного месторождения. /Отчет по НИР № 0182008134 Ин-та горной механики им. Г.А. Цулукидзе АН Груз. ССР. – Тбилиси: 1985. – 124 с.

Ланчава О.А. О тепломассообмене в капитальных горных выработках. – 267.

ФТПРПИ, 1982, № 6, с. 87-91.

Фосс И. Установление теплотехнических характеристик выемочных уча 268.

стков и лав. – ГЛЮКАУФ, 1970, № 5, с. 11-14.

Новиков Ф.Я. Температурный режим мерзлых горных пород за крепью 269.

шахтных стволов. – М.: Изд-во АН СССР, 1959. – 78 с.

Кудряшов Б.Б., Шувалов Ю.В., Саламатин А.Н. Коэффициент интенсифи 270.

кации теплообмена при агрегатных переходах. – В кн.: Физические про цессы горного производства, вып. 5. /Межвуз. сб-к научн. трудов. – Л.:

Изд-во ЛГИ, 1978, с. 60-65.

Шувалов Ю.В., Энкашев М.М. Решение двухфазной задачи Стефана для 271.

плоско-параллельного потока. – В кн.: Физические процессы горного про изводства. Теплофизические процессы в горной технологии. /Сб-к научн.

трудов. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1983, с. 19-25.

272. Попов Ф.С., Красовицкий Б.А., Скуба В.Н. Методика расчета теплового решения шахт, рудников и подземных сооружений Севера. – В кн.: [22], с. 245-258.

273. Чарный Т.А. О продвижении границы изменения агрегатного состояния при охлаждении или нагревании тел. – Известия АН СССР, ОТН, 1948, № 2, с. 187-202.

274. Рубинштейн Л.И. Проблема Стефана. – Рига: Звайгзне, 1967. – 457 с.

275. Испирян Р.А., Стотланд Д.М., Гамаюнов Н.И. Протаивание мерзлых пород и торфяников в случае переменных теплофизических свойств мерзлой зо ны. – В кн.: Проблемы горной теплофизики. /Материалы Всесоюзн. науч но-техн. конф. – Л.: Изд-во ЛГИ, 1974, с. 99-102.

276. Изаксон В.Ю., Петров Е.Е. Инженерный метод прогнозирования и регули рования размеров ареолов протагивания вокруг горных выработок области многолетней мерзлоты. – ФТПРПИ, 1985, № 5, с. 33-38.

277. Изаксон В.Ю., Ковлеков И.И., Петров Е.Е. Расчет температурного поля массива горных пород вокруг полостей с изменяющимся контуром. – ИФЖ, 1986, т. 51, " 1, с. 161-162.

278. Кольчик Ю.Н., Черняк В.П. Температурное поле в системе "выработка массив" при образовании льда. – Промышленная теплотехника, 1990, т. 12, № 4, с. 47-51.

Часть 5. Теплоперенос в горных выработках.

Глава 19. Источники тепла в выработках.

§56. Тепловой режим выработок.

Тепловой режим горных выработок характеризуется параметрами движущегося по ним вентиляционного потока – параметрами влажного воздуха: температурой TB (°С), влагосодержанием x (кг пара на 1 кг сухого воздуха), относительной влажностью (% или доли единицы), энтальпией i (ккал/кг) [13]. По результатам периодически осуществляемых в шахтах тепловых съёмок строят тепловые карты горных выработок – графики, показывающие изменение указанных параметров (а также расхода или скорости воздуха, тепловыделение на 1м выработки и др.) вдоль вентиляционного маршрута [47]. Результаты тепловых (маршрутных) съёмок также используются для составления теплового баланса выработок и оценки роли отдельных источников тепла.

Источники тепла в выработках разделяют на относительные и абсо лютные [14]. К первым относят зависящие от температуры воздуха (теплопритоки из массива, например), а ко вторым – не зависящие (джоулево тепло, например). Используют, иногда, и разделение источников тепла на общие (главные) и местные [1]. К первым относят характерные для всех выработок (теплопритоки из массива, тепло автокомпрессии и др.);

ко вторым – характерные для отдельных выработок или их участков (тепловыделения от транспортируемого ископаемого, работающего оборудо-вания и др.).

Существенное влияние на параметры вентиляционной струи оказывают процессы тепломассообмена, происходящие в выработках (процессы переноса пара и его конденсации, испарения влаги в массиве, на его поверхности и в воздухе). Тепловой режим основных видов горных выработок шахт, т.е.

параметры влажного воздуха, их изменение вдоль выработок и со временем изучались на основе многочисленных тепловых съёмок [126]. Температура рудничного воздуха TB вдоль вентиляционного маршрута в глубоких шахтах возрастает, более выражено в холодный период года [1,5,8]. Сезонные колебания температуры атмосферного воздуха, подаваемого в шахту, достигают 3035°С, суточные – 1520°С. В глубоких шахтах эти температурные перепады нивелируются, в основном, на подходе вентиляционной струи к участку или лаве [8]. Повышение температуры воздуха вдоль выработок носит линейный (кусочно-линейный) характер [1,3,5,7,8,12].

Если в начале выработки длиной L температура воздуха TB1, а в конце – TB 2, то изменение (прирост) температуры на ста метрах выработки:

oC T TB1.

Т = B 2, (5.1) 100м ( L / 100) Этот параметр можно назвать "макроградиентом температуры". Некоторые характерные значения его, определённые замерами и расчётами, приведены в табл. 5.1.

Таблица 5. Макроградиенты температуры воздуха oС №№ Метод Т, Тип выработок Источник п/п определения 100 м Замеры [5] 0,30, 1 Участковые Замеры 0,5 (лето);

[12] выработки без горного 1,0 (зима) транспорта Расчёт 0,24 [4] Расчёт 0,35 [4] 2 Квершлаги Расчёт 0,08 [25] Расчёт 0,1 [4] Замеры 0,5 [5] Замеры 0,41 (конв.);

[23] 0,24 (вагонет.) Расчёт 0,28 [24] 3 Откаточные штреки -"- 0,12 [25] -"- 0,38 [25] -"- 0,18 [4] -"- 0,45 [4] -"- 0,55 [4] -"- 0,32 [22] Замеры [4] 0,13, Расчёт 1,32 [25] 4 Очистные выработки -"- 2,78 [26] (лавы) -"- 1,45 [4] -"- 2,25 [22] Разброс величин Т связан с различиями: в размерах выработок (длин, площадей поперечных сечений, формы);

в сроках эксплуатации (что определяет интенсивность теплопритоков от массива);

в энерговооруженности;

наличии или отсутствии транспортируемого ископаемого и местных источников тепловыделений;

в расходах воздуха;

в интенсивности массообменных процессов.

Тепловой режим в гидрошахтах во многом определяется специфическими источниками тепла: работа гидромониторов повышает TB в лавах на 23°С. Источником тепла являются и углесосы: в камерах, в которых они располагаются, TB достигает 38°С [27]. Трубопроводы с водой – также источники тепла (их температура – 27,531,5°С), как и желоба с пульпой (температура ~ 28°С)[28].

Тепловой режим тупиковых горных выработок во многом определяется температурой воздуха на входе в нагнетательный воздухопровод и утечками из него. В забоях тупиковых выработок (в особенности при комбайновой проходке) встречаются высокие температуры воздуха (превышающие на 56°С температуру воздуха в забоях выработок, проходимых буровзрывным способом) [29]. Теплопритоки от горного массива в призабойной зоне и в остальной части тупиковой выработки различны [12]. Температура воздуха в выработке и в воздухопроводе изменяются вдоль выработки;

перепады их обычно не выше 1,52,0°С. Перепады температуры в воздухопроводе (вдоль движения потока): – 1,20,3°С;

в призабойной зоне: – 7,21,2°С;

в остальной части выработки: – 1,20,5°С [30].

Тепловой режим выработок шахт Севера отличают: большие амплитуды сезонных колебаний температуры атмосферного воздуха ( 57, + 32,0°С);

повышенное влияние небольших колебаний температуры воздуха относительно 0°С на устойчивость выработок в мёрзлых массивах [32];

неравномерность изменения температуры воздуха вдоль вентиляционного маршрута в летний период (когда встречаются участки выработок с т = = 510 (°С/100 м)) [4,33];

монотонное повышение температуры воздуха в зимний период (при работе шахты без калориферных установок) или понижение (при работающих калориферах) [34].

При измерениях или расчётах температурных полей в выработках используют усреднённые по площади сечения выработок значения температур воздуха в различных пунктах вентиляционной сети, полагая эти поля одномерными и стационарными [6]. Модель процесса теплопереноса в выработке является при этом алгебраическим или дифференциальным (с первой производной температуры воздуха по продольной координате – d TB d y ) уравнением теплового баланса (УТБ). В реальных выработках температура воздуха неоднородна по сечению [6,7,35]. Измерения показали, что отклонение средней по входному сечению лавы температуры воздуха от её среднеарифметического значения, полученного из температур в центрах ячеек площадью 0,150,20 м2, на которые разбивалось сечение, составляет ± 0,16°С.

Для выходного сечения лавы это отклонение составило ± 0,53°С. В тупиковых выработках, в призабойной зоне, вариация TB в сечении достигает 0,30,9°С [7]. В сечениях лав TB возрастает от забоя к стойкам крепи и от почвы к кровле пласта. В сечениях воздухоподающих штреков, расположенных за 10 м до входа в лаву (прямоточная схема проветривания), вариация TB составила 0,41,8°С [7]. В начале лав, на последней технологической дороге TB на 0,10,2°С больше, чем на первой дороге. В конце лав, в зависимости от схем проветривания, это превышение было 1,22,5°С [35].

(%) также Измерения относительной влажности воздуха осуществлялись неоднократно. Для подаваемого в шахту атмосферного воздуха характерны различные летние ( =3540%) и зимние ( =9095%) значения.

Сезонные колебания, как и TB, в глубоких шахтах затухают на подходе к лаве [8]. Для лав в Донбассе характерны значения на входе (1) в лаву и на выходе из неё (2) [4]: 1 = 7690%;

2 = 7699%. Если по аналогии с (5.1) ввести "макроградиент относительной влажности" –, то из данных [4] следует, что = (2,865,53) %/100 м. Характер изменения вдоль лав – линейный [36]. В горизонтальных и наклонных выработках сквозного проветривания изменение вдоль них также линейное [12]. Статистическая обработка данных измерений в лавах позволила разделить их на две группы – "сухие" и "влажные". В этих группах, в свою очередь, была осуществлена градация по признаку "добычная смена" – "ремонтная смена". Для сухих лав: в добычную смену 1= 73,5%. Для влажных лав: в добычную смену 1 = 88%, в ремонтную – 1 = 89%. Для всех случаев были найдены величины, которые изменялись в диапазоне: = (1,83,8)%/100 м [36]. В тупиковых выработках сильно варьирует [37], будучи распределена по нормальному закону и статистически различима для охлаждаемых и не охлаждаемых тупиков. На выходе из тупиковой выработки относительная влажность воздуха 2 имеет средние значения: без охлаждения – 2 = 71% (сухие тупики) и 2= 79% (влажные);

с охлаждением воздуха – 2 = 75% (сухие) и 2 = 83% (влажные)[37]. Для перепадов = 2 1 найдены значения: в воздухопроводах – = (2,26,0)%;

в призабойной зоне – = (+0,518,0)%;

в остальной части выработки – = (1,1 + 13,3) % [30].

Относительная влажность изменяется в сечениях выработок, как и TB, поэтому используемые величины 1 и 2 трактуются как средние по сечению. В сечениях штреков, за 10 м до начала лавы, вариация составляет 14 %. В лавах отклонение средних по сечению от среднеарифметических по замерам в ячейках сечения площадью 0,15 0,2 м2 составляло ± 0,51 % – в начале лавы и ±1,38 % – в её конце. В сечениях лав понижалась по направлению к выработанному пространству. В конце лавы на первой технологической дороге (призабойной) было на 57 % выше, чем на последней дороге [35]. В тупиковых выработках вариация в сечениях достигает (15) % [7]. В околоствольных дворах строящихся шахт const = (9597) % [38].

Удельный вес различных источников тепла в тепловых балансах выработок и шахт для различных бассейнов и шахт определялся многими исследователями [123;

29;

3942]. А.А. Скочинским для условной шахты глубиной Н = 1000 м с суточной добычей 2000 т угля было получено [11]:

теплопритоки от массива составляют 50% всех теплопоступлений;

за счёт окислительных процессов – 30%;

от шахтной воды – 12%;

от машин и механизмов – 3,3%;

прочие – 4,7%. Для шахт Бельгии теплопритоки от массива, включая тепло от окислительных процессов 6670%;

тепло от сжатия воздуха в стволе (авто-компрессия) – 14,5%;

от электрооборудования – 7%. Для шахт Англии: теплопритоки из массива – 46%;

от автокомпрессии – 21%;

от работающих механизмов – 12%;

тепловыделение людей – 14%;

прочие – 7%.

А.И. Щербанём для одной из шахт г. Горловка (Донбасс) было получено:

теплопритоки от массива – 52,5%;

от окисления – 25,6%;

от добытого угля – 9,1%;

от электрооборудования – 8,2%;

прочие – 4,9% [11]. Усредненные по Донбассу данные Б.А. Грядущего [20]: теплопритоки от массива – 50%;

от окисления – 25%;

от добытого угля – 10%;

от механизмов, машин, трубопроводов со сжатым воздухом – 15%. Разделив общешахтные и участковые выработки, авторы [6] получили для общешахтных: теплопритоки от массива – 68%;

от автокомпрессии – 5,5%;

от оборудования – 13%;

от добытого угля – 10%;

прочие – 4,5%. Для участковых выработок [6]: от массива – 54%;

от оборудования – 27%;

от отбитого угля – 12%;

прочие – 7%.

По данным [22] в конвейерных выработках на долю транспортируемого угля приходится от 30% до 50% всех теплопритоков. В лавах, особенно механизированных, преобладают теплопритоки от работающих машин и механизмов (65,4%), в то время как от массива они составили только 26,3% (в добычную смену, в лаве с суточной добычей 2150 т). При суточной добыче в 925 т, тепловыделение машин и механизмов составило 30%, а теплопритоки из массива – 64,9% всех теплопоступлений [23].

Далее рассматриваются аналитические и эмпирические зависимости, описывающие интенсивность основных источников тепла в горных выработках.

Эти формулы используются при составлении УТБ выработок – математических моделей теплопереноса в них. На основе этих моделей проводятся прогнозные тепловые расчёты выработок, определяется необходимая мощность холодильного оборудования и места расстановки воздухоохладителей. Потребность в прогнозе и управлении тепловым режимом глубоких шахт обусловлена тяжёлыми условиями труда в них, что ведёт к росту производственного травматизма и снижению производительности труда [12,29,42,43]. Для целей проектирования, реконструкции и строительства шахт прогнозные тепловые расчёты осуществляются по утверждённым на отраслевом уровне нормативным документам – методикам тепловых расчётов [22,44,45].

§57. Теплопритоки из массива В парадигме шахтной теплофизики теплопритоки из массива к вентиляционному воздуху определяются через коэффициент K (см. гл. 4):

Qм = K VL(TП Т В ), (5.2) где Т п – температура массива;

V, L – периметр и длина выработки (или её участка). Если рассматривать элементарный отрезок выработки, то достаточно L d y, Qм d Qм. Коэффициент в (5.2) осуществить замену:

нестационарного теплообмена K определяется по формуле (4.10), на основе решения краевой задачи теплопереноса в массиве (гл. 4), по которому находится ((T r )r = R ) или Tc т (t ) = T ( R0, t ). Требуется также знать величину коэффициента теплообмена между стенками выработки и рудничным воздухом. В гл. 4 формулы для K (кроме нескольких) не приводились, поэтому далее излагаются известные зависимости для K и.

Все известные формулы для K можно объединить в 4 группы: 1) K на основе точных решений базисных задач теплопереноса в массивах;

2) K, полученные на основе приближенных, численных или аналоговых решений базисных задач;

3) K, следующие из решений задач оболочки парадигмы (частные случаи, преобразованные K двух первых групп, аппроксимации);

4) K, найденные эмпирико-статистическими методами (путём нахождения "поправочных коэффициентов" к K трёх первых групп и путём установления для K корреляционных связей).

Первую группу K составляют полученные для различных моделей горных массивов. Для однородных и изотропных массивов известна формула О.А. Кремнёва (4.47), номографированная при Fo [10 3, 103] и Bi [0,15, ) [1].

Предельный случай Bi (что соответствует интенсивному режиму теплообмена при испарении влаги на стенке выработки) также охватывается этой номограммой. Для массива вокруг полусферического забоя (призабойная зона тупиковой выработки) получена формула (4.51), также номографированная [1]. Предельным переходом Bi ( ) в (4.51) может быть получена формула для случая испарения влаги на стенке забоя тупиковой выработки:

1 at Ku,в = lim Ku = 1 +, Fo = 2. (5.3) Fo Bi R В [1] (5.3) получена более сложно. В развитие [1,4] в [46] приведены решения задач теплопереноса в массиве вокруг цилиндрической полости, температура воздуха в которой изменяется со временем синусоидально и экспоненциально. Эти случаи, содержащие неточности, рассмотрены в части 4.

Формула для K при учёте начальной температурной неоднородности массива на основе двумерной краевой задачи (4.53) была получена в весьма сложном виде (4.56), малопригодном для практических расчётов. Для случая скачкообразного изменения температуры воздуха в выработке, также соответствующего неоднородному начальному условию краевой задачи, были получены различные выражения для K (см. ч. 4). Верной является формула (4.38), которая позднее была получена в качестве частного случая задачи определения теплопритоков из массива при произвольном виде функции TB = TB (t ) [47]:

t ~ ~ r d r G3 (r, r, t ) F (r, ) d, q (t ) = 2 (5.4) R0 d T (t ) F (r, t ) = (t ) f (r, t ) B + [(r ) TB (t )](t ), ~ dt 1, t 0 d (t ) (t ) = (t ) =, 0, t 0, dt где f ( r, t ) – произвольная функция плотности источников (стоков) тепла в массиве;

(r ) – произвольное начальное распределение температуры в ~ массиве;

G3 ( r, r, t ) – функция Грина III-ей краевой задачи теплопереноса в массиве. Если в (5.4) положить f ( r, t ) = 0, ( r ) = Tп, TB (t ) = TB1 = const при t t1 и TB (t ) = TB 2 = const при t t1, то получим формулу для K c (в момент времени, отсчитываемого после скачка температуры TB1 TB 2, происшедшего при t = t1 ):

T K c (t1 + ) = K 0 (t1 + ) + K 0 (), (5.5) T совпадающую, после согласования обозначений, с (4.38).

При управлении кровлей плавным опусканием, модель теплопритоков в выработанное пространство (рассматриваемое как выработка треугольного сечения) предполагала постоянную скорость подвигания лавы и линейного по времени изменения коэффициента теплообмена (t ) между породами почвы и кровли и утечками воздуха через выработанное пространство. Для пород почвы и кровли решались краевые задачи с переменным с помощью метода пересчёта [48]. Было получено [44,49]:

b 1 / K = 0,5 0 [A( zк ) + A( zп )], zк,п = 170 0 1, к, п л (5.6) где 0 – коэффициент теплообмена в лаве;

" к", " п" – индексы, обозначающие параметры кровли и почвы;

b1 – ширина зоны утечек в выработанном пространстве;

л – скорость подвигания лавы;

= (C ) 1/ – термическая активность пород. Функция A = A(z ) определяется по графику или рассчитывается по аппроксимирующей формуле [44].

Теплопритоки из неоднородных и анизотропных массивов определяются по решениям краевых задач, рассмотренных в ч. 4, где были выделены две их группы – для массивов радиально-неоднородных и слоистых.

Формулы для K, как и сами решения таких краевых задач, весьма громоздки.

Рассмотрим, в качестве примера, двухслойную краевую задачу теплопереноса [50] – модель теплообмена рудничного воздуха с массивом, имеющим на поверхности обнажения кольцевой слой (роль которого может играть крепь, теплоизоляция, бетонная оболочка и др.). В итоге громоздких вычислений, авторы получили:

Bi K = V1( y0, F01 ), = const, (5.7) Bi где функция V1( y0, Fo1 ) требует, для своего написания, 12 строк (более 0,5 стр.). Ясно, что использовать K такого вида для решения УТБ в выработках нецелесообразно.

Теплопритоки из влагосодержащих массивов также рассматривались в ч. 4. Для массивов с фазовыми переходами "вода-пар" рассматривались два типа моделей – взаимосвязанного тепломассопереноса по А.В. Лыкову ((4.133)(4.135),(4.138)) и модель В.А. Стукало – А.М. Гущина (4.140). Для первого типа моделей в ряде работ получены формулы для K и m – коэффициента нестационарного массообмена. Эти формулы чрезвычайно громоздки и требуют, для численных расчётов по ним, знания величин влагофизических параметров массопроводность, (массоёмкость, термоградиентный коэффициент и др.). Определение этих параметров в шахтных условиях затруднено, а в лабораторных – некорректно (см. ч. 2).

В модели В.А. Стукало и А.М. Гущина ([254,255] – ч. 4), краевая задача формулируется по О.А. Кремнёву, но граничное условие III-го рода на стенке выработки видоизменяется, учитывая процесс влагоиспарения на стенке.

Выражение для K в итоге достаточно простое, но содержит модифицированные параметры.

Вторая группа K – формулы, полученные из приближенных решений базисных задач (в том числе решений, полученных численно или аналоговым температура воздуха в которой изменяется со временем синусоидально и экспоненциально. Эти случаи, содержащие неточности, рассмотрены в части 4.

Формула для K при учёте начальной температурной неоднородности массива на основе двумерной краевой задачи (4.53) была получена в весьма сложном виде (4.56), малопригодном для практических расчётов. Для случая скачкообразного изменения температуры воздуха в выработке, также соответствующего неоднородному начальному условию краевой задачи, были получены различные выражения для K (см. ч. 4). Верной является формула (4.38), которая позднее была получена в качестве частного случая задачи определения теплопритоков из массива при произвольном виде функции TB = TB (t ) [47]:

t ~ ~ r d r G3 (r, r, t ) F (r, ) d, q (t ) = 2 (5.4) R0 d T (t ) F (r, t ) = (t ) f (r, t ) B + [(r ) TB (t )](t ), ~ dt 1, t 0 d (t ) (t ) = (t ) =, 0, t 0, dt где f ( r, t ) – произвольная функция плотности источников (стоков) тепла в массиве;

(r ) – произвольное начальное распределение температуры в ~ массиве;

G3 ( r, r, t ) – функция Грина III-ей краевой задачи теплопереноса в массиве. Если в (5.4) положить f ( r, t ) = 0, ( r ) = п, TB (t ) = TB1 = const при t t1 и TB (t ) = TB 2 = const при t t1, то получим формулу для K c (в момент времени, отсчитываемого после скачка температуры TB1 TB 2, происшедшего при t = t1 ):

T K c (t1 + ) = K 0 (t1 + ) + K 0 (), (5.5) T совпадающую, после согласования обозначений, с (4.38).

При управлении кровлей плавным опусканием, модель теплопритоков в выработанное пространство (рассматриваемое как выработка треугольного сечения) предполагала постоянную скорость подвигания лавы и линейного по времени изменения коэффициента теплообмена (t ) между породами почвы и кровли и утечками воздуха через выработанное пространство. Для пород почвы и кровли решались краевые задачи с переменным с помощью метода пересчёта [48]. Было получено [44,49]:


В [1] утверждается, что K по (5.11) с ростом Bi уменьшается, стремясь к нулю при Bi. Это очевидное недоразумение, т.к. при Bi имеем:

K R0 R0 Bi Bi Ku = = 1 = 1,0, K =. (5.12) Bi+ 1 Bi+ 1 R В литературе [4,22] также встречается формула K = 1 + +. (5.13) 2 R 2 R at (1 + / 2R0 ) 0 В [4] указывается, что (5.13) справедлива для выработок, проветриваемых от одного года до 10 лет, а в [22] – для выработок, проветриваемых свыше года.

Формула (5.13) получена в [1] (ф-ла (27.33), с. 108) путём разложения в ряды функций K 0 (x) и K1 (x), в которых удерживались только первые члены рядов (один – в K 0 ( x) и два – в K1 (x) ). Это соответствует условию x 1, т.е., фактически, S (где S – параметр преобразования Лапласа по времени).

Т.о., (5.13) является асимптотикой "малых t ", т.е. справедлива при Fo Fo1, а не для интервалов времени "свыше одного года" [4,22]. Для случая, т.е. первой краевой задачи теплопереноса в массиве, в [1] получена формула ((29.3), с. 116):

1 K =.

+ (5.14) 2R at 0 Утверждается, что (5.14) соответствует "относительно большим периодам проветривания" (свыше полугода).Фактически же (5.14) есть следствие формулы (27.14) из [1], которая аналогично предыдущему случаю получена в приближении "малых t ".

Поскольку для лав характерны малые времена охлаждения массива, существует много однотипных формул для K лав, полученных из точного решения, но в приближенной постановке, краевых задач теплопереноса в массиве с щелевидной полостью (вместо цилиндрической). Вместо r R0, рассматривается область массива x 0. В [51], в частности, использовано известное в теории теплопроводности решение T T ( x, t ) x ( x, t ) = = erfc z = 1 erf z, z=. (5.15) T T 2 at Из (5.15) следует:

T ( x, t ) K = (T T )1 =. (5.16) x x = 0 at Формула (5.16) была также получена и для выработанного пространства лав при плавном опускании кровли и интенсивном испарении влаги на поверхностях почвы и кровли [52]. Для переменного вдоль выработанного пространства, в [52] из решения третьей краевой задачи для области x при = = const ( – усреднённое по длине значение ) было найдено:

2 K = exp at erfc at. (5.17) Для случая скачкообразного изменения расхода воздуха в выработке в момент t = t1( = 0), когда основной интерес представляет K () при малых, горный массив рассматривался как полупространство x 0 [53]. Было получено:

2 K 1 ( K )e A2 a erfc( A a ) K ( ) = K 2 = 1 2 K 1 (1 + 2 ) (5.18) 1 2 + 2 K 1 e H a erfc( H a ), где K 1 = K (t1), 1, 2 – коэффициенты теплообмена до и после скачкообразного изменения расхода воздуха ( G1 G2, 1 2 ) соответственно;

A = K 1 (1 / ) (1 K 1 ) ;

H = 2 /.

Вторая подгруппа приближённых методов вычисления K основана на аппроксимациях температурного поля в массиве простыми функциями координат (степенными, логарифмическими и др.). В [9] такой функцией был полином второй степени по z = x /(3,46 at ), выбор которого обосновывался его близостью к точному решению I-й краевой задачи для полупространства.

Были получены формулы для K :

1) при TB = const и конечном (1 + 0,44 at / R0 ) K = ;

(5.19) at + / 2) при TB = const и (1 + 0,44 at / R0 ) K = ;

(5.20) at 3) при переменной TB из-за охлаждения массива (1 + 0,27 4 at / R0 ) K =. (5.21) 0,88 at + / Из приведенных формул корректна только вторая (5.20), т.к. (5.19) и (5.21) получены для = const (третья краевая задача) по формуле q = (Tст TB ) и определении q по формуле q = (T / x) x =0. При этом выражение для T ( x, t ) получено приближенно, но для условий I-й краевой задачи. При выводе (5.21), кроме этого, принято, что тепловой поток из массива при изменении TB таков же, как и при TB = const, что неверно.

Модель теплопритоков в выработку с переменной температурой воздуха ( TB ~ cos t )– третья краевая задача для массива – исследовалась приближенным методом Ю.С. Постольника [54]. Температурное поле в массиве аппроксимировалось функцией:

(, ) = A + B ln + C ()2, A, B = const.

Было получено:

2 Bi(1 cos t )(2 1) Ku =. (5.22) 2 2( 1) + Bi [1 + (2 ln 1)] Здесь = () – безразмерная ширина охлаждённой зоны массива, на которую для вывода (5.22) было наложено ограничение: ( 1) 1, что соответствует малым временам процесса охлаждения. Близка к [54] и модель [55], в которой рассмотрены массивы со щелевидной, цилиндрической и сферической полостями. Температурное поле аппроксимировалось полиномами с логарифмическими членами;

для решения использовался метод интегральных соотношений Г.И. Баренблатта. Формулы для Ku были получены в относительно простых формах, однако, как и в предыдущем случае, содержащие функцию (Fo) – безразмерную ширину охлажденной зоны.

Приведенные же для определения (Fo) уравнения либо весьма сложны, либо просты, но тогда описывают тривиальные частные случаи [55].

Определение K для выработок в мерзлых массивах аналитическими методами затруднено (необходимо решить сопряженную задачу Стефана).

Ю.А. Будённым были, путем гидромоделирования на гидроинтеграторе В.С. Луякьянова, с последующей аппроксимацией полученных данных, получены формулы [56,57]:

0, 0,060,71 CПП кр e K = 0,75, t = 1 10 лет, (5.23) 0, 48 t ( R0 + кр ) 0, 0,050,71 CПП кр e K = 0,63, t 10 лет. (5.24) 0,59 t ( R0 + кр ) Здесь кр – эффективный коэффициент теплоотдачи пород, учитывающий влияние сплошной крепи толщиной кр ;

e – эффективная теплопроводность неоднородного горного массива со средними теплоёмкостью CП и удельным весом П ;

R0 – эквивалентный радиус выработки. При сложных законах изменения температуры воздуха (во времени) в выработках шахт Севера, предложен "метод суперпозиции" K для различных временных промежутков.

На этих промежутках K находятся по формулам, найденным гидромоделированием [57,58], а результирующее значение определяется зависимостью:

N T T K,i Bi 1 Bi.

K = (5.25) T Т П Bi i = При наличии в массиве термальных вод, модель теплопереноса в нём исследовалась Ш.И. Ониани путём электромоделирования [59]. Получено:

K = (Fo, Bi), (5.26) где функция (Fo, Bi) задаётся различными, но достаточно простыми формулами для трёх временных промежутков.

В третью группу K входят определяемые из решений задач оболочки парадигмы – частных случаев, упрощений и уточнений, аппроксимации уже известных для K (из первых двух групп) формул. Б.И. Медведев, анализируя (5.8), обратил внимание на расширенное толкование её в практических расчётах, когда не учитывают, что эта формула предполагает постоянство времени охлаждения массива для выработки любой длины [60]. Полагая используемый расчёт "по среднему времени проветривания" некорректным, он вводит время проходки 1 м выработки – 0. Далее, при = 1 + 0 L (где – время проветривания пункта выработки на расстоянии L от её конца, а 1 – время проветривания конца выработки) определялось усредненное по длине выработки значение K cp :

L K cp = K ( L)dL. (5.27) L Вычисление интеграла в (5.27) привело к формуле:

( ) 2( z z1 ) 0,375 Bi 2 2 K cp = z z1 f ( z ) f ( z1 ), (5.28) Bi Bi где z и z1 определяются по временам проветривания конца и начала выработки и, как f ( z ), f ( z1 ) находятся в соответствии с (5.8). В [61] также отправным пунктом является (5.8), но рассматриваются очистные выработки.

Параметры реальной лавы, эквивалентной круговой выработке, для которой справедлива (5.8), определяются формулами:

V = 2( S / b + b), R0 = 0,564 S, d э = 4 S / V, V0 = 3,54 S, (5.29) где V – периметр а S – площадь сечения;

b – ширина рабочего пространства лавы;

d э соответствует условиям экспериментов, по результатам которых найдено [1]:

0, 0,8 V = 2( ), (5.30) S где, – плотность и скорость воздуха;

– коэффициент шероховатости стенок ( = 1,03,5). Расчёты показали [61], что для лав d э d 0 = 2 R0. В этой связи предлагается модификация (5.8) путём замены 0 = (V / V0 ), соответствующей условию равенства теплопритоков в реальную и эквивалентную (кругового сечения) лавы. Показано, что без предлагаемой корректировки (5.8) может привести к погрешности до 40% [61].

Для призабойной зоны тупиковой выработки, в качестве исходной была принята [62] формула О.А. Кремнёва для выработки небольшого срока существования с поверхности стенок которой испаряется влага ( ) [1]:

1 + R0, K 3 = (5.31) R0 a 1/ где 3 – время охлаждения забоя;

R0 = ( S3 / 2) ;

S3 – площадь поверхности призабойного пространства, S3 = 1,35S + Vl 3 ;

S,V – площадь сечения и периметр выработки (в свету);

l 3 – длина участка призабойной зоны.

Для учёта в (5.31) различий во времени охлаждения различных участков призабойной зоны, предложено использовать среднеинтегральное значение K 3 [62]:

K 3 = K 3 ( ) d = +, (5.32) 4 3 a ( 4 + 3 ) R где 3, 4 – соответственно времена проветривания забоя и конца призабойной зоны.

Расчётам K для лав и выработок, проветриваемых менее года (участ ковых и подготовительных) посвящены работы В.А. Стукало [63,64]. В лавах имеются различные поверхности обнажения массива, охлаждающиеся разное время, поэтому K л определяется как средневзвешенная величина из средних K для отдельных поверхностей K I, K II, K III, и т.д. Последние обычно находились ранее по формулам В.А. Богоявленского [65], полученным упрощением (5.8) на основе предположения о том, что отработка одной полосы длится 12 и более часов. При интенсивной угледобыче этого нет;

для оценки погрешности, вносимой формулами [65], в [63] найдены средние за периоды cp обнажения K j ( j = I, II, III,... ) :

j cp K j = K j () d, 0 = 0. (5.33) j j Численные расчёты для характерных условий показали, что величины, найденные по (5.33) на 1236% больше тех, которые следуют из [65]. Поэтому для первого участка обнажения пород (включая забой) рекомендуется формула, следующая из (5.33)[63]:

Bi 1,13 z + exp( z 2 ) erfc z 1 Bi a cp 1 1 = пр 1 1, z1 =, (5.34) K, I Bi R z пр где – приведенный коэффициент теплообмена, учитывающий массообменные процессы [4];


1 – продолжительность охлаждения первого участка. Для второго и последующих участков:

z2 z Bi 1,13( zк zн ) e н erfc zн + e к erfc zк cp K, II = пр 1 1, (5.35) 2 2 Bi zк zн где zн = Bi aн / R0 ;

zк = Bi aк / R0 ;

н – начальная, а к – конечная продолжительность охлаждения данного участка пород в лаве. Принятый в cp cp K :K = методике тепловых расчётов [4] подход к определению = K ( p ), где р – некоторое "расчётное" время, по мнению автора [64], некорректен. Приводя различные существующие для p формулы, он подвергает их аргументированной критике. Предлагается разделить все участковые и подготовительные выработки на две группы: а) с продолжительностью охлаждения пород, изменяющейся от 0 до 1 (спаренные выработки, проходимые одним забоем по углю;

участковые штреки при сплошной системе разработки);

б) с продолжительностью охлаждения пород по длине выработки, изменяющейся от 1 до 2 (тупики, проветриваемые ВМП, от устья до конца вентиляционного трубопровода;

участковые выработки при разработке по восстанию, при столбовой и сплошной системах разработки).

Определять K для этих случаев предлагалось путём усреднения (5.8) по периодам охлаждения:

[ 11 Bi 1 (b 2 1 ) 1 exp(b 21 ) erfc(b 1 ) = K () d = пр cp K, Bi 1 ]} Bi a (b 21) 1(1,13b 1 1), b =, (5.36) R K ( ) d = cp = K, 2 [ Bi 1 + (b 2 (2 1 )) 1 (exp(b 2 1) erfc(b 1 ) = пр 1 (5.37) Bi Численные расчёты показали, что при b 3,0, что справедливо для участковых и подготовительных выработок, (5.36) и (5.37) можно упростить [64]:

Bi 1,13b 1, cp K,1 = пр 1 (5.38) b Bi Bi 1, cp 1.

K,1 = пр 1 (5.39) Bi b( 1 + 2 ) Примером работ, в которых на основе численных расчётов по (5.8) предлагаются различные простые аппроксимации этой формулы, может служить [66], в которой для функции f (z ) из (5.8) предложено выражение:

az f ( z ) = a0 + 1, (5.40) 1+ z где a0 и a1 – постоянные, различные в интервалах изменения z : z [0,1] ;

z (1,3) ;

z [3,10];

z (10,200].

Четвёртая группа K содержит две подгруппы: 1) K, определенные по известным расчётным формулам, модифицируемым эмпирическими (или полученными аналоговым моделированием) коэффициентами;

2) K, найденные статистической обработкой шахтных замеров (корреляционные связи K с определяющими факторами). Первая подгруппа K уже рассматривалась в гл. 4, п. 4.1. Они представляются формулами вида ~ K i = i K i (i = 1,2,...), где K i – "базисные" (расчётные) K, а i эмпирические поправочные коэффициенты. Краткая сводка таких случаев дана в таблице 5.2.

Таблица 5. ~ Модифицированные K Охлаждаемый Выработки Выработ- Лавы Лавы, штрек с в мёрзлых ка, газоносн отрабатываемые интенсивным породах условия ых прямым и массо пластов обратным ходом обменом По Ю.А.

Базисный По [1,4] По [65] По [1,4] Будённому K [56] Поправоч- 0,450,93, в K arp по (4.18) ный 0,50,7 зависимости от по [5658] коэффицие условий (4.19) нт Вторая подгруппа K – корреляций со статистически значимыми факторами, возникла, как и первая, в силу выявившейся на практике несостоятельности некоторых расчётных формул. При охлаждении воздуха на участках глубоких шахт, как установили авторы [67], фактически значения K при средних расчётных временах охлаждения от 10 до 56 часов изменяются от 11,6 до 3,5 Вт/(м2K), что превышает расчётные значения в 1,52 раза. По дан ным замеров, для = 1655 часов, была получена зависимость K = 119 0,9. (5.41) Данных о коэффициенте корреляции в (5.41) не приводится [67]. Для высокопроизводительных лав глубоких шахт, где, по данным автора [68], формулы расчёта K [26] дают большую погрешность, на основе обработки данных измерений было получено:

K = B Re0,839 Pe0,253, эф (5.42) эф где K – эффективный K, учитывающий явное и "скрытое" тепло массива, местные источники, теплопритоки из выработанного пространства, термическое сопротивление крепи и проч.;

Re = R0 / – число Рейнольдса вентиляционного потока ( – средняя скорость воздуха в лаве, R0 – её приведенный радиус, – вязкость воздуха);

Pe = Vл R0 / a – число Пекле ( Vл – скорость подвигания лавы, а – температуропроводность воздуха);

B – параметр, учитывающий отклонение реального поперечного сечения лавы от кругового:

b B = 2,557 10 4 Z 0,234, Z =, R где b – ширина призабойного пространства лавы;

R0 – её эквивалентный радиус. Коэффициент корреляции в (5.42) составил 0,84, относительное максимальное отклонение от экспериментальных данных – 16% [68].

Прогноз тепловыделений из выработанного пространства щитовых забоев на крутом падении [69] потребовал определения K ф для фильтрующегося через выработанное пространство (кусковой материал) воздуха. На основе данных физического моделирования аналогичного процесса [70,71], ранее была получена формула [72]:

0,62ф,7 d 0,393, 0 K ф =, (5.43) a 0,32 L0, п где Lп – длина участка вентиляционной выработки, на котором имеются притечки из выработанного пространства;

ф,3 – скорости фильтрации утечек и подвигания забоя соответственно;

d – средний диаметр кусков обрушенной породы;

, a – теплофизические параметры породы. Адаптировав (5.43) к условиям щитовых забоев ( Fo = 1070;

Re = 2501400), автор [69] получил для K щ ф d 0, 0, K щ = 4, 4 10, (5.44) 0,7 a 0,32 0, где – время проветривания, а остальные обозначения – совпадают с таковыми в (5.43). Формулы, полученные модификациями (5.43), использовались при построении моделей теплопереноса в выработанных пространствах (при полном обрушении пород) и вентиляционных выработках [73,74].

Коэффициенты теплообмена в горных выработках в парадигме шахтной теплофизики [4,9,10,22,46,56] определяются по формуле, полученной на основе гидродинамической теории теплообмена экспериментами на моделях горных выработок [1]:

Nu = 0,0195 Re 0,8. (5.45) В размерном виде эта зависимость уже приведена – (5.30). Величины коэффициента шероховатости для разных выработок приведены в таблицах [1,4,22]. Формула (5.45) обобщает результаты обширных исследований в моделях выработок различной формы и степени шероховатости стенок, в ходе которых было показано, что для некруговых выработок эквивалентный диаметр может быть определён по формуле d э = 4 S / V (где S – площадь сечения, а V – периметр выработки некруговой формы). На основе (5.30) получены различные частные зависимости, отрожающие специфику конкретных случаев.

Для выработок, закреплённых всплошную (дерево, кирпич, бетон), коэффициент заменяют коэффициентом теплопередачи K [4]:

K = +, (5.46) где определяется по (5.30) при диаметре выработки в свету;

, – толщина и теплопроводность крепи. Если на стенке имеется несколько слоёв (крепь, тепло- и гидроизоляция и проч.), то (5.46) принимает вид 1 N K = + i. (5.47) i =1 i Если теплоизоляционный слой покрывает не всю поверхность стенки выработки, используют "эффективный" коэффициент эф [10]:

1 эф = (V Vиз ) + Vиз + из, (5.48) V из где V, Vиз – полный и покрытый теплоизоляцией периметры выработки;

из, из – параметры теплоизоляции;

определяется по (5.30).

При испарении влаги на стенках, теплоотдача их возрастает, в связи с чем вводится "приведенный" коэффициент теплообмена пр [4]:

P PB пр = + ст T T r, (5.49) ст B где определяется по (5.30);

Pст, PB – парциальные давления водяного пара на стенке и в воздухе;

Tст, TB – температуры стенки и воздуха;

– коэффициент массоотдачи;

r – скрытая теплота фазового перехода "вода-пар".

Для рекомендуются значения: для стволов – = 0,01;

для капитальных и откаточных выработок – 0,015;

для лав – 0,010,04 (кг/(м2··мм. рт. ст.))[4].

Известны также различные расчётные формулы для [59], но все эти данные сугубо приближенные. Методы определения коэффициента с точностью, соответствующей точности определения, отсутствуют.

В подготовительных (тупиковых) выработках на общую картину теплообмена сильно влияет трубопровод с движущимся по нему охлажденным воздухом. Для коэффициента теплообмена рудничного воздуха в тупиковой выработке с массивом, на основе обработки шахтных замеров получена формула [75]:

0, = 5,62 + 2,9 0, 2, (5.50) d где – средняя скорость воздуха в выработке;

d – её эквивалентный диаметр.

Для внутреннего коэффициента теплообмена в воздухопроводе (воздуха в трубопроводе с его стенкой), рекомендуется, со ссылками на работы И. Фосса и А.Н. Щербаня, формула [75]:

т 0, = 3,7, (5.51) 0, dт где т – средняя скорость воздуха в трубопроводе;

d т – его внутренний диаметр. Наружный коэффициент теплоотдачи трубопровода (при теплообмене наружной его поверхности с воздухом, движущимся по выработке) может быть найден, по экспериментальным данным, по формуле [75]:

0, = 5,62 + 3,7, (5.52) d 0, где, d – соответствуют (5.50). При кондиционировании воздуха, подаваемого в забой тупиковой выработки, на внешней поверхности трубопровода конденсируется влага (из паровоздушной смеси, движущейся по выработке).

Коэффициент теплопередачи от рудничного воздуха к охлажденному воздуху (в трубопроводе) может быть найден по формуле [75]:

Kт = + т +, (5.53) 1 т где 1 и 2 определяются по (5.51) и (5.52);

т – толщина стенки трубопро вода;

т – коэффициент теплопроводности стенки;

– коэффициент влаговыпадания ( = 1,52,5). Если в трубопроводе движется неохлажденный воздух, конденсации нет и = 1,0. Тогда формула (5.53) позволяет найти коэффициент теплопередачи между воздухом в выработке и неохлажденным воздухом в трубопроводе. Для призабойной зоны, где аэродинамика потока весьма сложна, Р. Фрончеком на термо-аэродинамической установке проводилось моделирование процесса теплообмена и были получены формулы для при нагнетательном и всасывающем проветривании тупиков [76].

Поправки к формуле (5.30) были предложены с учётом уменьшения свободного сечения выработок находящимися в них транспортными средствами, установками, другими загромождающими сечение объектами [77].

Для отражения этого в (5.30) предложено в эту формулу подставлять величины 1,V1, S1 :

S ;

V1 = V + V ;

S1 = S S, 1 = (5.54) S S где S – площадь сечения загромождающих объектов;

V – их периметр.

Расчёт характерного примера показал, что (найденный по (5.54)) на 25% больше, найденного по (5.30). В [77] также показано, что формулы, выражающие периметр и эквивалентный радиус выработок через площадь их сечения [1,4] V = 4,16 S, R0 = 0,564 S, (5.55) справедливы только в случаях их прямоугольного и трапециевидного сечений.

Для выработок же арочного типа V = 3,85 S. Для выработок трапециевидной и арочной форм R0 = 0,48 S, а для арочной металлической крепи R0 = 0,52 S [77].

Попытка определения путём решения обратной задачи сопряженного теплопереноса в системе "массив-выработка" была предпринята С.Г. Гендлером [78]. Постановка задачи в работе содержит неточность, на которую уже указывалось ранее: согласно уравнению теплопереноса в выработке, температура воздуха в ней TB = TB ( y, ). Для массива же использовано одномерное уравнение, из которого следует, что температура в нём T = T (r, t ).

Это приводит к противоречию в граничных условиях IV-го рода.

§58. Тепловыделение отбитого угля В глубоких шахтах отбитый уголь в лаве, транспортируемый в вагонетках и на конвейере имеет высокую температуру (несколько меньше температуры массива). То же относится и к горным породам. Горная масса (уголь, породы), в ходе её транспортировки, передаёт тепло воздуху. Будем, простоты ради, далее говорить о тепловыделении от угля, имея в виду аналогичный характер всех зависимостей для тепловыделения от породы. Условимся теплопритоки к воздуху от угля в лаве обозначать Qул (d Qул ), тепловыделения от угля, транспортируемого в вагонетках – Qув (d Qув ), от угля на конвейере – Qук (d Qук ).

Тепловыделение угля в лаве (на пологих пластах) исследовалось в шахтах [1]. Было обнаружено: 1) тепловыделение от угля превышает породное;

2) охлаждение разрыхленного угля (кусковой насыпки) сопровождается его окислением и осушением;

3) теплоёмкость угля ( C у ) почти в полтора раза превышает теплоёмкость пород ( Cп ) ( C у = 0,300,35 ккал/(кг K ), Cп = 0,200,25 ккал/ (кг K ));

4) начальную температуру угля можно принимать на 2,02,5єС ниже температуры массива на данной глубине, а начальную температуру пород – на 3,04,0єС меньше. Для элемента лавы длиной d y [1]:

GyCy J (T ± y sin TB )d y, d Qул = (5.56) L где T = T (H ) – температура массива на глубине H ;

– геотермический градиент;

у – координата вдоль лавы, отсчитываемая от её начала;

L – длина лавы;

Gy – расход потока угля (часовая добыча его);

J – поправочный эмпирический коэффициент;

– угол наклона выработки. Коэффициент J определяется формулой [4]:

J = 0,5 J Д J Е J ш, где J Д – коэффициент, учитывающий дегазацию угля ( J Д 0,6);

J Е – коэффициент, учитывающий снижение температуры угля после отбойки его от массива;

J ш – степень охлаждения куска угля сферической формы, определяемая по номограмме. Последняя построена на основе решения краевой задачи охлаждения сферы. Входные параметры номограммы: Fo э = at / Rэ и Rэ = gi Ri, где gi = Gi / G – содержание в угле фракции с размером i эквивалентного радиуса куска Ri. Т.о. (5.56) представляет собой эмпирико аналитический метод определения тепловыделений от угля [1,4], где наряду с моделью остывания куска угля (в форме шара) используются поправочные коэффициенты, найденные измерениями в шахтах [79,80].

Тепловыделение угля в лаве (на крутопадающих пластах) играет гораздо большую роль, из-за превышения поверхности теплообмена кусков угля (падающих в воздушном потоке) в этом случае в 10 раз поверхность теплообмена угля в пологих лавах. Модель теплопереноса в системе "отбитый уголь – воздух в лаве" базировалась на предположениях [81]: 1) частицы угля имеют сферическую форму;

2) они двигаются равномерно и прямолинейно;

3) средняя по лаве температура воздуха постоянна;

4) начальная температура угля определяется формулами: Ty 1 = Tп 7°С – для газоносных пластов и Ty 1 = Tп – 1,5°С – для негазоносных пластов ( Tп – геотермическая температура). Средняя температура некоторой i -й угольной частицы в конце движения определяется из решения задачи охлаждения шара Ty 2,i (А.В. Лыков):

a yt Bn exp( 2 Foi ), Foi = Ty 2,i = TB + (Ty 1 TB ), (5.57) n Ri n = где TB – средняя температура воздуха в лаве;

Ri – радиус частицы i -й фракции угля;

t = Lл / у – время падения угольной частицы ( Lл – длина лавы, у – скорость угля);

Bn = Bn ( n, Bi);

Bi = i Ri / y ;

n – корни характеристического уравнения;

i – коэффициент теплообмена i -й частицы с воздухом;

ay = y / Cy ;

y,, Cy – соответственно теплопроводность, плотность и теплоёмкость угля. Для определения i использована (при Pr = 0,72 для воздуха) формула С.С. Кутателадзе:

i = B ( 2 + 2,694 10 2 Rei,54 + 0,3123 Rei,58 ), B т /(м 2 K ), 0 (5.58) di где Rei = 0 di /, 0 = b( ± у ) – относительная скорость воздуха ( – скорость воздуха, у – частицы угля, b – коэффициент неравномерности плотности потока угля);

di = 2 Ri – диаметр частицы угля;

B – теплопроводность воздуха. Каждая частица угля за время движения в лаве отдаёт воздуху количество тепла Qyi = C yVi (Ty1 Ty 2,i ), где Ty известна, а Ty 2,i определяется по (5.57);

Vi – объём i -й частицы (Vi = ( 4 / 3)Ri ). Суммарное количество тепла, отданного отбитым углём в N 1Qyii, где i – относительная доля в потоке угля частиц лаве Qy = Gy i= i -й фракции. Если весь прирост энтальпии воздуха в лаве iл происходит только за счёт тепловыделения падающего угля, то:

Qy Giл = Qy, iл =, (5.59) G где G – расход воздуха в лаве. Тогда приращение температуры воздуха в лаве:

iл J Qy TB, y = = J, (5.60) Cp GC p где J – коэффициент, учитывающий долю энтальпии, затраченную на нагрев воздуха;

C p – изобарная удельная теплоёмкость воздуха. Коэффициент J, зависящий от влажности угля и воздуха, по данным замеров принимает значения: J = 0,30,5 – для угля с естественной влажностью, J = 0,10,2 – для увлажнённых углей. Расчёты показали, что прирост температуры воздуха в лаве, обусловленный тепловыделением отбитого угля, может достигать 10°С и более [81]. Описанная модель была модифицирована и использовалась при уточнении методики тепловых расчётов и разработке рациональных по тепловому фактору горнотехнических параметров отработки крутопадающих пластов [82,83]. При этом решены I-я и III-я краевые задачи охлаждения шара и получены формулы для коэффициентов нестационарного теплообмена между отбитым углём и воздухом K л. Тепловыделение отбитого угля определялось формулой:

Qул = K л F (TП Т В ), (5.61) где F – суммарная площадь поверхности угля. Для перехода от (5.61) к выражению для элемента лавы d Qy л, в (5.61) достаточно положить:

F ( F / L) d y.

Тепловыделение угля, транспортируемого в вагонетках было определено В.А. Стукало на основе модели, построенной при предположениях [84]: 1) для построения тепловой модели вагонетки с углём применимо уравнение теплопроводности с эффективными теплофизпараметрами;

2) неод нородность и анизотропия теплофизпараметров учитываются их усреднением;

3) начальная температура угля во всём объёме вагонетки одинакова;

4) коэф фициент теплоотдачи по всем поверхностям вагонетки одинаков (равен сред нему значению);

5) вагонетка может быть заменена эквивалентным шаром.

Условие эквивалентности температурных полей вагонетки и шара:

S 0 = = A, A = const, (5.62) S где 0 – коэффициент теплопроводности эквивалентного шара с площадью поверхности S0 ;

, S – коэффициент теплопроводности и площадь 1/ поверхности вагонетки. Радиус шара R0 = (3V / 4), где V – объём 2 1/ вагонетки. Параметр A = S / S0 определяется по V : A = S /(36V ). Из приближённого решения задачи охлаждения шара (А.В. Лыков) далее найдено:

( + ), K = (5.63) где K – коэффициент нестационарного теплообмена между вагонеткой с углём и воздухом в выработке;

– коэффициент теплообмена;

– безразмерная температура стенки вагонетки в начальный момент нахождения вагонетки в выработке;

– то же, для конечного момента времени. Для определения рекомендуется эмпирическая формула:

l = 0,088 Re0,71, Nu = (5.64) B где l 0 – эквивалентный радиус выработки;

B – теплопроводность воздуха;

критерий Рейнольдса Re определяется формулой Re = 4W ( F F ) (V + V ) ;

W – средняя скорость движения воздуха в выработке;

F, F – площади поперечного сечения выработки и вагонетки;

T И – периметры поперечного сечения выработки и вагонетки;

– вязкость воздуха.

Теплофизпараметры ископаемого в вагонетке определяются по литературным данным. В итоге для тепловыделения от угля, транспортируемого по выработке в вагонетках, получено:

Qy в = K nScp (Tп Tв ), (5.65) где K – определён (5.63);

n – число вагонеток, проходящих за 1 час;

S – полная поверхность вагонетки;

cp – средняя продолжительность пребывания вагонетки в выработке;

Tп – начальная температура угля в вагонетке, Tп = Tп ( 2 2,5) °С;

Tп – геотермическая температура. Тепловыделение от вагонеток с породой находится аналогично ( Tп = Tп (3 4) °С). Для получения тепловыделения от отбитого угля (5.61) и от транспортируемого в вагонетках (5.65) в дифференциальной форме (т.е. для элемента выработки d y ), достаточно эти выражения умножить на d y / L. Формула (5.64) была впоследствии уточнена: входящая в Re скорость воздуха Wбыла заменена на относительную – W = ± ( – средняя скорость воздуха в выработке, – средняя скорость движения вагонетки). На модели выработки с вагонетками было получено [85]:



Pages:     | 1 |   ...   | 8 | 9 || 11 | 12 |   ...   | 19 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.