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 |   ...   | 4 | 5 || 7 | 8 |   ...   | 19 |

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

-- [ Страница 6 ] --

– плотность смеси. Уравнение (3.142) является частным случаем уравнения конвективной диффузии Л.П. Фельдмана (2.129). Далее (3.142) упрощается при уже использовавшихся предположениях: скорость утечек направлена почти параллельно лаве (ось Оx), так что u и третьим членом в левой части (3.142) можно пренебречь, введя при этом "эффективный" коэффициент диффузии Dе ( у ) ;

конвективный перенос вдоль оси Оx существенно превышает диффузионный, так что член уравнения с Dх опускается. В итоге (3.142) преобразуется к виду:

C С C J = m( y ) Dе ( у ) + (1 m( y ) ), + u( y) m( y ) (3.143) x y у t где Dе ( у ) определяется по экспериментальным данным. Вентиляционный штрек заменяется эквивалентным круговым каналом, уравнение газопереноса в котором С C * С 1 * C + u (r ) = DТ, х + rDТ, r, (3.144) t x x х r r r * * DТ,r = u (r ) – профиль скоростей потока;

DТ, х = DМ + DТ, х ;

где = DМ + DТ,r ;

DМ – коэффициент молекулярной диффузии;

DТ, х – коэффициент продольной (по оси ох канала) турбулентной диффузии;

DТ, r – коэффициент радиальной (по сечению канала) турбулентной диффузии. После усреднения по сечению канала с учетом граничных условий газообмена на стенках (при r = R0 ) и введения коэффициента дисперсии Dэф, (3.144) приводится к виду 2C С C + ucp = Dэф 2 + J ( x, t ), (3.145) t x x где ucp – средняя по сечению скорость потока;

J ( x, t ) – удельное газовыделение из выработанного пространства в вентиляционную выработку.

Решение краевой задачи для уравнений (3.143) требует задания функций u ( у ), m( y ), De ( y ), J ( x, t ). На основе данных МакНИИ принято:

m( y ) = m0 exp(y );

m0 = 1,0;

= 0,02 0,1. (3.146) Выражение для De ( y ) получено в аналогичном виде De ( y ) = D0 exp(y ), где параметры D0 и определялись по данным экспериментов. Функция J ( y ) в стационарном случае соответствовала (2.122) [74], а в нестационарном появился множитель, пропорциональный убывающей временной экспоненте.

Для u ( у ), исходя из шахтных наблюдений, было принято u ( у ) = u0 exp( y ), где u0 – средняя скорость утечек на границе лавы и выработанного пространства, а = const. Уравнение (3.143) решалось приближенным методом, обоснование которого не приводится [103,104]. Уравнение (3.145) решалось преобразованием Лапласа по времени.

Массоперенос с поглощением примесей характерен для шахт и рудников, в которых стационарно или периодически в рудничном воздухе присутствуют примеси, активно вступающие в физико-химические взаимодействия с горными породами, отбитой горной массой, пылью, водой.

Рассмотрим матмодели массопереноса поглощающихся примесей: токсичных газов-продуктов взрывания ВВ [74,105108];

выхлопных газов двигателей [81,95];

инертных газов, используемых при подземных пожарах [62,84,100].

Разгазирование подготовительной выработки после взрывных работ описывалось уравнением [105]:

2С С C +u = D 2 C, t 0, x 0, (3.147) t x x в котором D = D + D ;

D, D – коэффициенты молекулярной и турбулентной диффузии;

u – средняя скорость потока;

– коэффициент поглощения, эффективно описывающий все его механизмы ( 0. ) Краевые условия имели вид:

( x), x [0, l 0 ] С = 0, t 0.

C ( x, t ) t = +0 = (3.148) 0, x l 0, х х = Функция (x), описывающая концентрацию примеси в начальный момент после взрыва, в зоне отброса газов ( x [0, l 0 ] ), предвычислялась как решение краевой задачи ( x, t0 ) = Dв 2, (0, t0 ), x 0, ( x) =, (3.149) в х ( х, ) = 0 = ( х), = 0. (3.150) х х = В (3.149), (3.150): = ( х, ) – плотность ядовитых газов в малом временном интервале (0, t0 ) после взрыва;

Dв – коэффициент перемешивания в этот период;

в – плотность воздуха;

= const ;

(x ) – дельта-функция Дирака.

Коэффициент определяется из закона сохранения массы:

S ( x,0) d x = Ab0, = Ab0, (3.151) S где S – сечение выработки в свету;

0 – плотность ядовитого газа после взрыва;

А – количество взорванного ВВ;

b – газовость ВВ (т.е. объем газа, выделяющегося при взрыве 1 кг ВВ). Решение задачи (3.149), (3.150) дает:

x Аb exp, ( х) = x [0, l 0 ]. (3.152) 4 Dвt Dвt0 Sв Параметры Dв, t0 определялись экспериментально. Решение задачи (3.147), (3.148) было получено аналитически и использовано для определения параметров D,, l 0 и для анализа газодинамической обстановки в выработке в различные моменты времени [74,106].

Массоперенос токсичных газов по вентиляционной сети изучался в [107].

Геометрия вентиляционной сети представлялась связным направленным гра фом G ( A, ), A = { As }( s = 1, S ) – множество вершин, а = {к }(к = 1, K ) – множество направленных дуг, связывающих эти вершины. В узлах задаются граничные условия IV рода (3.80). Модель была реализована на ЭВМ. Урав нение массопереноса в каждой отдельной выработке – (3.147). В рассмотрен ных ранее моделях массопереноса в калийных рудниках [81,82] использовались стационарное (3.79) и нестационарное (3.82) уравнение переноса, идентичные (3.147).

Массоперенос в калийных рудниках исследовался А.Е. Красноштейном [95]. При неподвижном источнике примеси использовалось уравнение И.Ф. Ярембаша (3.147), в котором вместо коэффициента поглощения присутствовал коэффициент b, именовавшийся автором коэффициентом конвективного массообмена. При построении матмодели массопереноса в выработке с движущимся источником токсичных газов (выхлопные газы автомобиля), было учтено наличие двух зон с различным распределением примеси по сечению: вблизи автомобиля концентрация неоднородна по сечению, а с удалением от него – выравнивается. В первой зоне, с квадратичным профилем скоростей, уравнение массопереноса в безразмерном виде:

C 2 C y Dп x C y= C= z= y(1 y) =, (3.153),,, z y 2 C0 y0 umax y где C0 – концентрация примеси на выходе из выхлопной трубы;

y характерный размер выработки;

Dп коэффициент поперечной турбулентной диффузии. Граничные условия имели вид:

1, y y1 C C = (y1 y) = = = 0. (3.154) C, y y 0, y y z = y = y= Из приближенного решения задачи (3.153), (3.154) получено, что на расстоянии (56) y0 от источника примеси концентрация выравнивается по сечению, что позволяет для второй зоны ограничиться одномерным приближением:

C1 C 2 C bC1, 0( = x ), ( ± u ) 1 = D C2 C 2 C bC2, 0.

( ± u ) 2 = D (3.155) Здесь, u – соответственно скорости движения источника примеси и воздушного потока;

b – коэффициент конвективного массообмена (имеющий смысл коэффициента поглощения );

D – коэффициент дисперсии примеси. Краевые условия к (3.155):

= C2 = 0;

C1 = C2 = 1, 0;

C1 = C2 = 0;

(3.156) C =0 =0 =0 =0 Задача (3.155), (3.156) решалась аналитически;

решение было использовано для построения номограммы, позволяющей определять количество подаваемого воздуха, обеспечивающее во второй зоне концентрацию, не превышающую допустимую (нормативную).

Для случая периодических газовыделений в тупиковой горной выработке с нагнетательным воздухопроводом, К.Ю. Лайгна было предложено уравнение [22]:

2C 1 C C 2 ( + )C, = D х 2 + Dr 2 + +u r r r t x x 0, r [0, R0 ), t 0, (3.157) где D, Dr – коэффициенты продольной и поперечной турбулентной диффузии;

– коэффициент поглощения газов;

член (– C ) описывает убыль примеси за счет разбавления ее притечками воздуха из воздухопровода.

Движение в горной выработке инертного газа, поглощаемого е стенками, моделировалось двумерным уравнением газопереноса без члена (– C ) в правой части, но с граничным условием III рода на стенке, описывающим это поглощение [108]:

2C 1 C C С C, x 0, r [0, R0 ), t 0, (3.158) +u = D 2 + r t x r r r х С t = 0 = 0;

С х = 0 = f (t );

С х = 0;

(3.159) С = (Ccp C ).

D r r = R0 r = R Здесь D – коэффициент турбулентной диффузии;

коэффициент газообмена со стенкой;

f (t ) – функция, описывающая динамику запуска инертного газа в выработку;

R0 – приведенный радиус выработки;

u – средняя скорость потока;

Ccp = C ( x, t ) – средняя по сечению концентрация. Если уравнение (3.158) усреднить по сечению выработки, то оно перейдет в одномерное уравнение (3.147), где = 2 / R0 (в предположении, что C r =R = 0 ). Задача (3.158), (3.159) решалась аналитически, преобразованием Лапласа по t. Решение имело весьма громоздкий вид и реализовывалось на ЭВМ. При длительном запуске инертного газа проявляется эффект насыщения им стенок горных выработок.

Интенсивность поглощения газа в этом случае зависит от времени.

Соответствующая математическая модель процесса базировалась на уравнении (3.158), но последнее из краевых условий (3.159) – условие газообмена на стенке, модифицировалось [109]:

C = C r = R + F ( x, t ), F ( x, t ) = g (t ) exp(x), (3.160) D r r = R0 где функция F ( x, t ) моделирует кинетику накопления сорбируемого газа в стенке выработки (модель "бункера");

эмпирическая постоянная;

g (t ) экспериментальная функция времени. Для малых значений концентраций, когда можно считать выполняющимся закон Генри, F ( x, t ) Г С (Г – постоянная Генри). Тогда (3.160) принимает вид:

С ~ ~ = Г 1.

= С r = R0, (3.161) D r r = R Получение численных результатов по аналитическому решению задачи (3.158), (3.160), весьма громоздкому, оказалось затруднительным [109]. В (3.158) коэффициент турбулентной диффузии D = const, что для активных примесей (СО2 и др.) является грубым приближением. Модель, основанная на нелинейном уравнении переноса с D = D(С ) была предложена в [84].

Использовалось уравнение (3.91) при постоянной скорости потока u0.

Поглощение примеси описывалось граничным условием III рода:

С ~ ~ C0 = const.

+ C = C0, (3.162) r r = R После замены C = (C ) = D(С ) d С, (3.163) C уравнение переноса было приведено к виду:

2 1 + u0 = D(C ) 2 + r (3.164) t x r r r x и линеаризовано: D(С ) = D(Сср ) = Dср = const. Условие (3.162) перешло в ~ = 0, D(С ) = D0 (С C0 ) K 1, K = const.(3.165) + D(С )(C C0 ) r r =R Линеаризация условия (3.165) осуществлялась подстановкой D = D (С ) в (3.163), что дало:

~ + 1 = 0, 1 = K. (3.166) r r =R Полученная линейная краевая задача была решена аналитически.

§29. Аварийный массоперенос Процессы массопереноса при подземных авариях (внезапных выбросах угля, породы, газа, пожарах и взрывах, нарушениях в работе системы вентиляции, загрязнениях рудничной атмосферы и вод токсичными веществами, просочившимися с поверхности и др.) отличаются от процессов технологического (штатного) массопереноса составом примесей, их концентрацией, направлением движения и расходом рудничного воздуха (нулевой и реверсивные режимы проветривания), видом краевых условий в математических моделях. Сами уравнения массопереноса имеют тот же вид, т.к. физическая основа процессов переноса при авариях остается той же, что и в штатных ситуациях.

Внезапные выбросы угля, породы, газа обычно сопровождаются выделением больших объемов метана, быстрым загазированием выработок на большом их протяжении. Разгазирование при этом может осуществляться за счет общешахтной депрессии или вентилятором местного проветривания, работающим на нагнетательный воздухопровод. Математические модели разгазирования служат решению ряда технологических задач: анализа газодинамической ситуации и распознавания выбросов средствами дистанционного контроля [103,104,110];

определения времени сохранения в различных пунктах вентиляционной сети взрывоопасной концентрации метана и времени нормализации газового состава рудничного воздуха [111,112];

обоснования места установки и параметров датчиков метана автоматизированных систем газовой защиты [60,113]. В большинстве математических моделей разгазирования протяженных выработок (порядка км и более) с характерным временем переходного режима в десятки минут, сам внезапный выброс считается мгновенным, а период его возмущающего действия на скоростное поле вентиляционного потока – небольшим. Примесь считается пассивной, т.к. концентрации метана велики, а сечение выработки заполнено им практически равномерно. Конвективно-диффузионный метаноперенос рассматривается на основе уравнения (3.77), где скорость потока постоянна, источники газа отсутствуют, а выброс моделируется краевыми условиями задачи.

Имеются модели и другого вида, в которых рассматривается газодинамическая ситуация в период времени протекания выброса (или взрыва) и распространения по выработке возмущений потока, вызванных им [114,115].

В ранее рассмотренной аэромеханической модели динамики расхода и давления воздуха описывались системой уравнений (3.61). Внезапный выброс рассматривался [115] как источник газовыделения в нулевом сечении выработки, действующий на протяжении малого периода времени (t [0, t0 ]) и создающий избыточное давление Р0. Эволюция давления и расхода воздуха описывалась системой уравнений Q P Р Q = 0, x [0, l], t 0.

+ C1 = 0;

+ RQ + L (3.167) x t х t Сравнение систем (3.167) и (3.61) показывает, что последняя является более общей (в ней учитываются утечки воздуха из выработки). Коэффициенты в (3.167): С1 – сжимаемость воздуха;

L – коэффициент инерционности;

R – аэродинамическое сопротивление выработки. Из системы (3.167) можно, (указанным при рассмотрении (3.61) способом) получить уравнения гиперболической теплопроводности ("телеграфные" уравнения) относительно Q( x, t ) и P( x, t ). Скорость потока определяется через его расход:

= ( x, t ) = = Q( x, t ) / S ( S сечение выработки), а коэффициент дисперсии D принимается пропорциональным ей: D =, = const [116]. Перенос примеси описывается уравнением:

2С С C = D 2, x [0, l], t 0.

+ (t ) (3.168) t x х Краевые условия к (3.168):

С ( x,0) = 0;

С (0, t ) = C0(t0, t );

С (, t ) = 0;

(3.169) 1, t (0, t0 ], (t0, t ) = 0, t (0, t0 ].

Краевая задача (3.168), (3.169) решалась аналитически, с использованием t подстановки = (t ) d t. Использование здесь "импульсного" граничного усло-вия при х = 0 является одной из возможных идеализаций процесса;

более реалистично граничное условие с нарастанием (при х = 0 ) концентрации по закону С (t ) ~ t (t 25 сек. [117]).

В связи с разработкой системы быстродействующей газовой защиты шахт, была исследована математическая модель метанопереноса после внезапного выброса [111]. Использовалось уравнение (3.168) при = const, D = 4,43 (d ) 2/3 [62] (d эквивалентный диаметр выработки). Краевые условия имели вид:

lim C ( x, t ) = C0.

С ( x,0) = C0 = const ;

C (0, t ) = (t );

(3.170) x Для произвольной функции (t ) решение было получено в форме:

t x C ( x, t ) = C0 + [(t ) C0 ] x exp d. (3.171) 3 2 D 2 D По данным шахтных замеров была идентифицирована формула (3.104), описывающая граничную динамику концентрации метана при внезапных выбросах [59], так что в (3.171) подставлялась функция:

A, = const.

(t ) = C0 + At exp(t ), (3.172) Были выполнены расчеты на ЭВМ и построены подробные графики концентрации метана в различные моменты времени на произвольных расстояниях от места выброса [60], оценена вероятность воспламенения метана [111].

Определение времени разгазирования выработки после внезапного выброса осуществлялось c помощью аналогичной математической модели в [112]. Уравнение метанопереноса использовалось такое же, но краевые условия ( х [0, l 0 ]) учитывали формирование зоны отброса газов и газонепроницаемость забоя:

C1 = const, x [0, l 0 ] C = 0;

С (, t ) = C0. (3.173) C ( x,0) = ;

C0 = const, x l 0 (C0 C1 ) x x = Решение краевой задачи осуществлялось при постоянной скорости газовоздушной смеси u = k, где – средняя скорость потока, а k – коэффициент, учитывающий неравномерность поля скоростей по сечению выработки. Экспериментально было подобрано значение k = 0,5. Этот подход трудно считать обоснованным, т.к. использовался, как и в [111], коэффициент дисперсии [62], характерный для одномерных потоков (с постоянной скоростью по сечению – "стержневой" профиль). Учет неравномерности поля скоростей в сечении выработки корректно осуществляется введением коэффициента поперечной турбулентной диффузии [22].

Моделирование метанопереноса в период после внезапного выброса осуществлялось для разработки системы защитного отключения электроэнергии и с целью организации эвакуации горнорабочих [113].

Уравнение переноса использовалось в виде:

С C С + u (t ), x 0, t 0.

= D(С ) (3.174) t x x х Краевые условия аналогичны (3.170). Переменная скорость потока определялась по формуле u (t ) = (Q + G (t )) / S, где Q расход вентиляционного воздуха, G (t ) дебит метана. Уравнение (3.174) решалось методом линеаризации, подстановкой вида:

С = (С ) = D(С ) d C, D(С ) = D0 (1 + C ), = const. (3.175) Далее использовалась модель [115,116]: D = u (t ) и подстановка z (t ) = t u () d. Было получено аналитическое решение, примененное для анализа = технических проблем.

Слоевые скопления метана у кровли выработок при наличии его источников и недостаточной скорости движения воздуха, весьма опасны;

их наличие считается предаварийной ситуацией, требующей принятия соответствующих мер [3,29,85,118]. При рассмотрении переноса активных примесей уже упоминались модели образования слоевых скоплений метана – основанные на полной системе уравнений аэромеханики и турбулентного массопереноса и реализуемые только численно [85,86] и более простые, допускающие аналитические решения, позволяющие получить формулы для инженерного расчета [87,88]. Рассмотрим последнюю из этих моделей. При ухудшении проветривания выработки, метаноперенос в ней моделировался с учетом его трехмерности и анизотропии [88]:

2С 2С 2С C = D1 + D2 + D3, (3.176) u 2 2 x х у z где u скорость воздуха;

C трехмерная концентрация метана;

D1, D2, D коэффициенты диффузии соответственно в продольном, вертикальном и поперечном направлениях. Начало координат помещается у кровли выработки, в ее входном сечении. По всей длине и периметру выработки имеется газовыделение, учитываемое граничными условиями:

С С С = 0;

D С х = 0 = С0 ;

= j1 ( x) b;

D2 = j2 ( x ) b;

х х у у у = b у = (3.177) С С = mj3 ( x) h;

D3 = (1 m) j3 ( x) h.

D z z = 0 z z = h Здесь j1 ( x), j2 ( x), j3 ( x) – функции плотности источников газовыделения соответственно из почвы, кровли и боковой стенки на единицу длины выработки;

m – доля газовыделения с одной боковой стенки по отношению к суммарному из обеих;

C0 – концентрация газа на входе в выработку;

b, h – ширина и высота выработки. Поскольку изменения концентрации по ширине незначительны, задача (3.176), (3.177) усреднялась по координате z (ширина):

b С = С ( х, у ) = С ( х, у, z ) d z.

b Уравнение переноса становилось двумерным:

2С 2С C = D1 2 + D2 2 + j3 ( x) bh. (3.178) u x х у Граничные условия принимали вид:

С С = 0;

= j1 ( x) b ;

С х = 0 = С0 ;

D у у = х х С = j2 ( x) b (3.179) D у у = h Затем граничное условие по у преобразуется в однородное (подстановкой);

закон газовыделения вдоль выработки принимается экспоненциальным ( j1 ( x) ~ ~ exp(– х ));

концентрация и правая часть уравнения разлагаются в ряды Фурье;

коэффициент вертикальной диффузии выражается через число Ричардсона [21]. Получено аналитическое решение в виде ряда хорошей сходимости.

Пожары и взрывы – наиболее опасные аварии в шахтах [14]. Возгорания и пожары часто предшествуют взрывам метано-воздушных смесей и рудничной пыли. Математические модели процессов тепломассопереноса, сопутствующих развитию и протеканию подземных пожаров, рассматриваются отдельно (гл. 6).

При авариях часто прибегают к реверсированию вентиляционной струи, изменяющему направление метанопереноса, что создает возможность взрыва в зоне пожара. Модель массопереноса в начальный период реверсивного режима, при движении метано-воздушной смеси по откаточному штреку предложена в [119]. Уравнение массопереноса записывалось в виде:

2C 1 C С C, x 0, r [0, R0 ), t 0. (3.180) + (r ) = D 2 + r t x r r r x Для получения аналитического решения (3.180) упрощалось предположением (r ) = 0 = const с последующим усреднением по сечению выработки. В итоге оно сводилось к уравнению (3.168) с постоянной скоростью потока.

Граничное условие при х = 0 задавалось согласно (3.104):

C ( x, t ) x = 0 = F (t ) = C1 + at b exp(kt ), a, b, k = const. (3.181) Полученное аналитическое решение реализовывалось с помощью ЭВМ.

При переходном (с реверсивного на нормальный) режиме проветривания выработки потоком с переменным расходом, средняя по сечению скорость его изменяется вдоль длины выработки [120]. Математическая модель процесса формулировалась в виде краевой задачи:

2С С C + ( x) =D 2, x 0, t 0;

(3.182) t x х С (0, t ) = F (t ), lim C ( x, t ) = 0, C ( x,0) = 0.

x Здесь (x ) – переменная скорость потока;

F (t ) – граничная концентрация.

Задача (3.182) решалась преобразованием Лапласа по t. Функции (x ) и F (t ) на основе обработки шахтных замеров были описаны формулами:

( x) = a b exp(x);

F (t ) = At n exp(t );

A, a, b,, n, = const. (3.183) Численные данные были получены при значениях параметров в (3.183) [120]:

= 0,00644;

n = 2,0;

= 0, A = 0,0347;

а = 1,0;

b = 0,56;

и сопоставлены с шахтными замерами (восточная лава шахты № 21 треста "Советскуголь"). Было получено хорошее согласование расчетных и измеренных величин.

Аварийное загазирование подготовительных выработок при пожарах и взрывах может быть длительным, препятствуя горноспасательным работам.

Перспективным методом разгазирования в таких случаях является всасывающий режим работы вентилятора местного проветривания.

Математическая модель этого процесса, учитывающая газовыделение из стенок выработки и притечки в выработку газовоздушной смеси из всасывающего воздухопровода, предложена в [121]. Уравнение газопереноса совпадало с (3.145), в котором функция источников газа J ( x, t ) описывала суммарно оба названных процесса. На входе в выработку (х = 0) воздух считался чистым ( С = 0 ), а на границе призабойной зоны, у всаса вентилятора ( x = x0 ) концентрация метана была равна C0. Получено аналитическое решение, по нему разработан алгоритм численного расчета времён разгазирования выработок при различных значениях параметров. Рециркуляция примеси при стационарном газопереносе описывалась уравнением:

d2 С d d dC + D 2 C =0, Сy (3.184) dx dx dx dx где С y – концентрация примеси в воздухопроводе;

С – концентрация примеси в выработке;

– средняя скорость потока в выработке;

D – эффективный коэффициент продольной диффузии (термин [121], точнее – коэффициент дисперсии). Решение (3.184) с соответствующими граничными условиями позволило определить предельную длину разгазирования выработки всасывающим способом.

Попытка предложить универсальный метод математического моделирования процессов нестационарного переноса импульса и массы в горных выработках при авариях (взрывах метана и пыли, экзогенных пожарах) была предпринята в [122]. В основу была положена система уравнений И.А.

Чарного для трубопроводов [123]. Адаптация этой системы к условиям воздушных потоков по горным выработкам базировалась на предположениях:

скорость потока мала по сравнению со звуковой, что позволяет в уравнениях отбросить члены ( / х ) и ( / х );

изменения плотности воздуха с глубиной или при нагревании малы, что позволяет пренебречь гидростатическим членом g (z / x) ;

изменение энергии газа при движении его вдоль выработки несущественно. В итоге аэромеханические уравнения упрощаются, а при стационарном режиме движения воздуха из них следует P = RQ 2 [122]. Процессы массопереноса предлагается описывать уравнением "продольной" или турбулентной диффузии:

С C С + = D* + J ( x, t ), t x x x т.е. уравнением дисперсии (3.77).

Техногенные загрязнения рудничного воздуха и вод являются относительно новым видом опасностей в шахтах и рудниках, связанным с общим ухудшением экологической ситуации в промышленных регионах [14,124]. Утечки вредных веществ на промплощадках химических и коксохимических предприятий, последующая их миграция с подземными водами приводят к их проникновению в стволы и выработки шахт. К токсичным веществам, загрязняющим рудничные воды и воздух относятся:

ацетон, бензол, хлорбензол, метанол, стирол [125], кислые смолки, промывные воды, фенол, О-ксилол и др. [126].

Математическая модель техногенного загрязнения ствола и водообильных горных выработок предложена в [127]. Сорбция газовых примесей в шахтах сопровождается химическими реакциями между ними и компонентами сорбентов, растворенных в шахтной воде. Такие реакции могут быть различных порядков. Физическая модель массопереноса по водообильным выработкам примесей – техногенных загрязнителей рудничного воздуха такова. Выработка трактуется как труба со стекающей по ее поверхности пленкой воды.

Переносимая турбулентным воздушным потоком примесь подводится (за счет поперечной турбулентной диффузии) к поверхности воды. Внутрь слоя воды примесь переносится диффузией. В математической модели процесса продольным диффузионным переносом по сравнению с конвективным пренебрегают. Рассматривается система трех уравнений переноса относительно трех взаимосвязанных величин: С – концентрации сорбирующихся примесей в * подвижной фазе;

а2 – их концентрации в неподвижной фазе;

а2 – концентрации химически реагирующего с примесью вещества в сорбенте.

С C + u11 = ( 2C a2 );

t x R a2 a2 A0 a2 1 q* + B0 = + ( 2C a2 ) K11a2 K12 a2 (a2 ) m ;

(3.185) t x Rh2 h2 * * a2 a2 A0 a2 q *m + B0 = K12 a2 (a2 ).

t x Rh2 Здесь u11 – средняя скорость потока в выработке;

– коэффициент массоотдачи;

2 – константа фазового равновесия;

B0 = B / 2Rh2 ;

B – расход сорбента;

R – радиус выработки;

h2 – толщина пленки жидкости;

K11 – константа скорости химической реакции 1-го порядка;

K12 – то же для химических реакций 2-го и 3-го порядков;

q, m – стехиометрические коэффициенты при расчетах в уравнении реакции сорбата с компонентом сорбента. Краевые условия:

* * t 0.

= a20 ;

С t = 0 = a2 t = 0 = 0;

С х = 0 = f (t ), a t = Нелинейная система (3.185) линеаризуется и решается преобразованием Лапласа по t. Решение имеет весьма сложный вид, численные результаты получены для конкретного шахтного ствола [127].

Проникновение токсичных газов в шахту с поверхности по геологическим нарушениям и через трещиноватый горный массив с рудничными водами, моделировалось с целью оценки экологических, технологических и социальных аспектов этого явления [14,128]. Для описания переноса адсорбируемого токсичного компонента по трещине использовались: уравнение одномерного конвективного массопереноса;

уравнение переноса энтальпии адсорбируемого компонента и адсорбента;

уравнение связи сорбционных констант с температурой. Математическая модель имела вид:

a C C J a J n J a a + + = 0;

+ + n = 0;

= C ;

t t x t t x t Г (3.186) J a a = K (Tn Ta ) + C Q ;

a0 = f1(T ) ;

Г = f 2 (T ).

t Г Здесь a – средняя текущая адсорбция;

a0 – равновесная с концентрацией C адсорбция;

С – текущая концентрация адсорбтива в потоке;

Г = a0 / C0 – коэффициент Генри (фазового равновесия адсорбированного компонента с его концентрацией в потоке);

– коэффициент массопередачи;

– скорость фильтрации;

J a – энтальпия адсорбента;

J n – энтальпия потока;

K – объемный коэффициент теплоотдачи;

Ta, Tn – температуры адсорбента и потока;

Q – мольная теплота адсорбции. Расчеты выполнены на ЭВМ по полученным интегральным представлениям решений для условий фильтрации хлорбензола в трещиноватом горном массиве шахты "Александр-Запад". В результате разработана методика прогноза зон, потенциально опасных по химическому загрязнению [14,128].

§30. Перенос аэрозолей Пылегазовые потоки (двух – или многофазные) называются аэродисперсными системами. Они присутствуют в шахте в большинстве случаев технологических (штатных) и аварийных режимов [2,28]. Для горных выработок характерны аэрозоли – аэродисперсные системы с концентрацией до нескольких граммов на 1 м3 объема газа [129]. Наиболее важный, с точки зрения охраны здоровья горнорабочих и профилактики взрывов и пожаров, вид аэрозолей – угольная (рудничная) пыль – совокупность частиц ископаемого или вмещающих пород. Пыль образуется при горных работах, находится в воздухе во взвешенном состоянии или оседает на почве и стенках выработок. Размер частиц пыли – дисперсность является ее важнейшей характеристикой. Пыль – 2 мкм до 10 мкм и полидисперсная система с размерами частиц пыли от более [28]. Частицы с размерами более 10 мкм оседают в неподвижном воздухе с нарастающей скоростью и не диффундируют в нем;

размером 0,2510 мкм оседают с постоянной скоростью;

размером 0,25 мкм и менее витают в воздухе, совершая броуновское движение (аналогичное молекулярному). Функция распределения дисперсного состава пыли описывается логарифмически нормальным законом А.Н. Колмогорова [129]. Другая важная характеристика — концентрация пыли в воздухе (запыленность воздуха) – зависит от интенсивности пылеобразования и локальной аэродинамики воздушного потока при выемке угля, проходке, транспортировке горной массы.

Механика аэрозолей, физико-химическая гидромеханика и кинетика образуют теоретический базис (базис парадигмы) [130133], позволяющий решать прикладные задачи горного дела [2,28,129] и других отраслей промышленности [134136]. При моделировании пылепереноса по горным выработкам, рудничная пыль должна рассматриваться, в общем случае, как активная примесь, т.е. кроме закономерностей турбулентного массопереноса, должны учитываться гравитационные и архимедовы силы, а также силы аэродинамического сопротивления. Различным фракциям пылевого аэрозоля соответствуют различные главные (преобладающие) механизмы переноса. Поведение высокодисперсного аэрозоля (с размерами частиц r 0,01 мкм) описывает молекулярно кинетическая теория;

для грубодисперсных аэрозолей ( r 12 мкм) адекватна модель сплошной среды (т.е. модели гидромеханики и тепломассопереноса);

аэрозоли переходной группы ( r 0,050,8 мкм) описываются обычно статистическими моделями с поправками [2].

Движение частиц аэрозоля в неподвижном воздухе (седиментация) и в движущемся потоке происходит, главным образом, под воздействием сил тяжести (G ), архимедовой ( А) и сопротивления воздуха ( F ). Для частиц шарообразной формы (с радиусом r ):

4 G = r 3g ;

A = r 31g ;

F = 6r, (3.187) 3 где,1 – плотности частицы и воздуха;

g = 9,8 м/с2 – ускорение силы тяжести;

– скорость движения частицы относительно воздуха;

– динамическая вязкость воздуха. Формула для F (Стокса) справедлива, с точностью в 10%, для частиц с r = 0,835 мкм [2]. Постоянная скорость частицы s (скорость витания) определяется условием G A = F :

2 r2g 2 r ~ g1, s = ( 1 ) 1 =. (3.188) 9 Здесь учтено, что ( 1 / ) 1. Для мелких частиц s весьма мала;

для 4 кварцевых частиц с r = 5,0 мкм и r = 0,8 мкм, s = 8010 и 210 м/с соответственно [2]. Для меньших частиц ( r 0,8 мкм) справедливы формулы Милликена:

FM = FC 1 (Kn), s = s (Kn), (Kn) = 1 + A Kn + B Kn exp(b Kn), (3.189) где FC – стоксова сила (согласно (3.187));

– скорость витания частиц;

s – s скорость витания крупных частиц (согласно (3.188));

Kn = l / r – число Кнудсена, равное отношению средней длины свободного пробега молекул газа ( l) к радиусу частицы ( r );

A, B, b – эмпирические константы. В вышеприведенных формулах, в силу неправильности (несферичности) формы пылевых частиц, следует вместо r использовать эквивалентный радиус частицы rэк :

1/ c rэк = 0,24 d cp, (3.190) a где c – отношение толщины частицы к ее среднему поперечному размеру;

a – отношение длины частицы к среднему поперечному размеру d cp. При G A F частицы, двигаясь ускоренно, оседают на почву выработки.

Уравнение движения частиц:

2 r d 1 = + g = 0,. (3.191) d t Решение (3.191) при (0) = 0 :

(t ) = s (1 exp(t / 1 ));

z (t ) = S 1 (1 exp(t / 1 )). (3.192) При достаточно большой начальной скорости частицы (0) = 0, когда G A F:

(t ) = 0 exp(t / 1 )), z (t ) = 0 1 (1 exp(t / 1 )).

(3.193) В шахтных условиях размер витающих в воздухе частиц изменяется из-за конденсации на пылинках влаги воздуха и слипания частиц (коагуляция) [2]:

d r DМ 2 Р r03 6,23 / + r.

= 2 (3.194) RTg r 6 g1/ dz Приближенное решение этого уравнения:

r ( z ) = [r0 + 7( П + Mr0 )(h z )]1 / 7, 7 (3.195) где П, М – выражения в первой и второй скобках правой части (3.194) соот ветственно;

r0 = r z = h – начальный радиус частицы;

h – высота выработки;

DM – коэффициент молекулярной диффузии;

P – разность парциальных давлений паров воды над поверхностью частицы и в воздухе;

, – кинемати ческая и динамическая вязкости воздуха;

– влагосодержание воздуха;

R – его газовая постоянная;

Т – температура воздуха;

– его плотность;

– ско рость диссипации турбулентной энергии. Рассмотренные модели просты и на глядны, но приводят все же к результатам скорее качественного характера. В реальных потоках газовзвесей взаимодействие турбулентных пульсаций и вих рей различных масштабов с частицами весьма сложно;

описание процессов осуществляется статистическими (вероятностными) методами [137139]. Это позволяет оценивать параметры переноса, вероятность различных концентра ций, уточнять граничные условия. Недостаток этих моделей – трудности полу чения пространственно-временного (полевого) описания для концентрации пы ли. Для решения проблем безопасности горных предприятий необходимо зна ние распределения концентрации пыли вдоль выработки и по ее сечению в ста тике и в динамике [28]. Поэтому используют приближенные, достаточно про стые модели стационарного и нестационарного пылепереноса, позволяющие проводить инженерные расчеты.

Стационарные поля концентрации пыли являются одной из форм идеа лизации реальных процессов. При скоростях движения воздуха, меньших неко торого критического значения (u uкр ), когда срыв потоком частиц пыли, осевших на стенках выработок и почве еще не происходит, движение частиц определяется взаимодействием силы тяжести и поля концентрации пыли, тур булентно диффундирующей в потоке. Результирующий поток пылевых частиц направлен в сторону уменьшения их концентрации, так что полный поток час тиц через элемент горизонтального сечения выработки (т.е. вдоль вертикальной оси Oz ) равен нулю:

d Cs, Cs (0) = Cs 0, z (0, H ), q = 0 = sCs + DТ (3.196) dz где s – скорость витания (по (3.188));

Cs – стационарная концентрация пыли ( Cs = Cs (z ) );

DТ – коэффициент турбулентной диффузии. Знаки в (3.196) оп ределяются направлениями векторов s и градиента концентрации. Решение (3.196):

z Cs ( z ) = Cs 0 exp s. (3.197) D Т Расчеты по (3.197) показывают, что частицы с rэк 0,5 мкм распределяются по высоте почти равномерно, а более крупные – с возрастанием концентрации к почве выработки [2].

Распределение концентрации пыли по длине выработки также может быть описано простой моделью [2]. При движении газовзвеси по выработке, наибо лее крупные частицы выпадают из потока;

на единице её длины осядет s d C = g1 d C частиц пыли за 1 сек. На пути d x, или за время d x / u из по тока выпадет g1 d C d x / u частиц. Из баланса числа частиц в объеме выработ ки V = (d э / 4) 1 следует:

4gr 4 g dC C ( x) = C0 exp x, = d u C, (3.198) 9d эu dx э где d э – эквивалентный диаметр выработки;

u – средняя скорость потока;

C0 = C (0) – концентрация частиц радиуса r в начальном сечении ( x = 0 ) вы работки. Формула (3.198) удовлетворительно согласуется с шахтными замера ми [2,28].

Нестационарный пылеперенос более характерен для горных выработок.

Нестационарности в пылевыделении (при добыче или проходке), как и при га зовыделении, носят статистический характер [28]. Относительно медленно ме няющиеся, усредненные по периоду пульсаций, концентрации пыли С ( x, t ) (тренды) могут быть описаны детерминистскими моделями массопереноса.

Математическая модель проветривания запыленных тупиковых выработок нагнетательным воздухопроводом предложена в [140]. Динамика концентрации пыли в зоне смешения описывалась убывающей экспонентой и служил гранич ным условием для уравнения пылепереноса в остальной части выработки:

2С 1 C C C x 0, t 0;

(3.199) + u0(r ) = D 2 +, r t x r r r х С C ( x, r,0) = 0;

lim C ( x, r, t ) = 0;

= 0;

(3.200) r r =R x QK С ( x, r, t ) х = 0 = F (t ) = С1 exp t.

V Здесь u0 – максимальная скорость потока;

(r ) – функция изменения скорости 2/ по сечению;

D – коэффициент турбулентной диффузии ( D = 7( R0u ) );

u = Q / S ;

R0 – приведенный радиус выработки;

Q – расход через трубопро вод;

S – сечение выработки;

C1 – начальная максимальная концентрация пыли в зоне смешения;

V – объем зоны смешения;

K – коэффициент турбулентной диффузии свободной струи [1]. Решение этой задачи осуществлено преобразо ванием Лапласа по t и получено в весьма сложной форме (двойной ряд, содер жащий спецфункции и интегралы). Для средней по сечению концентрации пы ли Сср ( х, t ) расчетная формула упрощена и реализована на ЭВМ. Сравнение результатов расчетов с экспериментами в штольне ЦНИЛ ( S = 4,0 м2) и на шахтах Донбасса при u = 0,333,0 м/с, показало их хорошее согласование [140].

В каналах вентиляторов главного проветривания сложная аэродинамика потока, поля скоростей неравномерны. Это приводит к вредному явлению – накопле нию пыли на почве канала [141]. Анализ динамики этого процесса осуществ лялся на основе математической модели пылепереноса, аналогичной модели удаления вредных газообразных примесей [74]. Краевая задача имела вид [141]:

2С C C t 0.

= D 2 u bC ;

х 0;

(3.201) x t х С С = 0;

= 0.

C ( x,0) = ( x);

l im (3.202) x x = 0 x x Здесь: С ( х, t ) – средняя по сечению концентрация пыли в канале вентилятора;

u – средняя скорость потока;

D – коэффициент турбулентной диффузии для пыли;

b – коэффициент осаждения пылевых частиц;

(х) – начальное распре деление концентрации частиц. Оно определяется из решения вспомогательной задачи:

~ ~ 2С C ~ ~ = Dс 2, С ( х,0) = М( х), С (, t ) = 0, (3.203) t х ~ где С ( х, t ) – концентрация пыли в стволе;

Dс – коэффициент турбулентной диффузии в стволе;

М – полная масса пыли, поступающей в канал. Решение (3.203) для t = t0 ( t0 – время движения запыленного воздуха по сопряжению ствола с каналом):

x ~ M exp.

С ( x, t0 ) = (3.204) 4 Dсt Масса пыли M = Qqt, где Q – расход воздуха, а q – удельная запыленность воздуха в стволе на сопряжении с каналом. Начальное условие для C ( x, t ) сле ~ дует теперь из (3.204): C ( x,0) = C ( x, t0 ) = ( x). Коэффициенты турбу лентной диффузии D и Dc определялись по [74]:

D = 22(Su 2 )1 / 3, (3.205) где – коэффициент аэродинамического сопротивления канала вентилятора;

S – его сечение;

u – средняя скорость потока. Задача решена аналитически, однако каких либо численных результатов не приводится.

Важным вопросом моделирования пылепереноса является определение условий отрыва частиц, отложившихся на стенках и почве выработки и вовле чения их в движущейся поток газовзвеси [2,28]. Попытка учесть это явление была предпринята в модели [142]:

С = D 2С ((u + п ), C ), (3.206) t где u – вектор средней скорости потока;

п – вектор скорости гравитационно го осаждения пыли (при выпадании её из потока) или скорости её взметывания (при переходе в поток). Уравнения, близкие к (3.206) используются и в моде лях, где исследуются процессы вовлечения в конвективно-диффузионный пе ренос пыли, отложившейся на почве карьера [143145]. Рассеивание пылегазо вого облака в вертикальной плоскости, при турбулентной диффузии и конвек тивном переносе поднимающимся вверх потоком воздуха, описывалось урав нением [143]:

2C С C + =K 2, (3.207) t z z где K – коэффициент вертикальной турбулентной диффузии;

– скорость подъема пылегазового облака, обусловленная его перегревом (определяется решением аэродинамической задачи). Описание процесса рассеивания тяжелой полидисперсной пыли, равномерно распределенной в начальный момент вре мени в конечном вертикальном слое, использовало (3.206) с заменой в нем ско рости подъема п скоростью гравитационного осаждения W [144]. Стацио нарное уравнение (3.207) при K = K (z ), = (z ) использовано в [145] – в модели пылепереноса в стратифицированной среде. При моделировании про цессов пылепереноса в горизонтальных каналах систем газоочистки, сходных по условиям с горными выработками, используются также аналогичные урав нения [135]. Поток частиц, осаждающихся на стенках (выпадающих из потока) учитывался членом М С, где М – скорость поперечной миграции частиц.

Для плоско-параллельного канала с продольной координатой х уравнение пере носа имело вид:

C С = DТ ( у ) [СМ ( у )], u( y) (3.208) x y у а для цилиндрического канала (трубы):

C С = rDТ (r ) [rСМ (r )].

u (r ) (3.209) x r r Здесь u ( y ), u (r ) – распределения скорости пылегазового потока по сечению канала;

DТ ( у ), DТ (r ) – коэффициенты поперечной турбулентной диффузии пылевых частиц [135].

Глава 12. Параметры массопереноса В математических моделях процессов переноса импульса и массы в гор ных выработках (краевых задачах аэрогазодинамики по [1]) присутствуют па раметры переноса – в общем случае функции концентрации, координат и вре мени. Это коэффициенты турбулентной вязкости и диффузии, дисперсии, по глощения примесей, массообмена и др. Часто аэродинамическая задача решает ся независимо от задачи массопереноса. Полученное в результате распределе ние скоростей потока (которое может быть нестационарным, переменным в се чении выработки и вдоль нее) затем используется при решении задачи конвек тивно-диффузионного массопереноса. Найденный профиль скоростей в этом случае является функцией-параметром в задаче массопереноса. В последней также используются различные эмпирические формулы для скоростей и расхо дов потоков, притечек (утечек) воздуха в выработку. Поэтому поле скоростей (профиль скорости) потока рассматриваем как один из параметров массопере носа, наряду с коэффициентами турбулентной диффузии, дисперсии, поглоще ния примесей.

§31. Поле скоростей Как было ранее показано, есть два типа потоков газовоздушных смесей в гор ных выработках: свободные и ограниченные турбулентные потоки. Последние образуют две группы: потоки с постоянным и с переменным расходом. Потоки с переменным расходом подразделяются на стационарные и нестационарные.

Первые возникают за счет притечек (утечек) газовоздушной смеси в выработку, вторые, для которых характерно изменение скорости и расхода со временем – за счет переходных аэродинамических процессов (регулирование вентиляции, аварийные режимы).

Свободные турбулентные потоки (струи) в зонах смешения подготови тельных выработок и в камерообразных выработках имеют поля скоростей, описываемые известными зависимостями [13,22,25,33,35,36,75]. По ним вы числены коэффициенты турбулентной диффузии струй по В.Н. Воронину ( KТ ) [1,2] и в общепринятой трактовке [22,36]. Первые используются в балансовых (точечных нестационарных) газодинамических моделях зон смешения подгото вительных выработок и камер ((3.96), (3.105));

вторые – в моделях конвективно диффузионного переноса в камерообразных выработках и камерных блоках [22,23,36]. В последних случаях в уравнениях обычно используется средняя скорость потока.

Ограниченные турбулентные потоки с постоянным расходом модели руются двумя типами профиля скорости: стержневого ( = ср = = Q / S = const ) и "турбулентного". Последний задается функцией (r ) для цилиндрической выработки или ( y, z ) для выработок прямоугольного или трапециевидного сечения. Эти профили, по сравнению с пуазейлевым (профиль скоростей ламинарного течения в круглой трубе), являются менее "вытянуты ми" в центральной части выработки. В.Н. Ворониным для круглой выработки найден профиль скоростей (3.32), для прямоугольной выработки известен про филь К.З. Ушакова (3.37). Степенной профиль скоростей ( у ) / max = ( y / R0 ) m ( m = 0,07 0,09, = 1,11 1,15 ) рекомендует [74] И.Ф. Ярембаш. Известный в трубной гидродинамике [25] универсальный лога рифмический профиль скоростей для горных выработок, в силу их "сверхшеро ховатости", неприемлем [1,2,27].

Потоки с переменным расходом стационарны, если их расход и средняя скорость изменяются только вдоль выработки, оставаясь в каждой ее точке по стоянными во времени. Профиль скоростей в сечении считается обычно стерж невым. Такие случаи рассматривались ранее для откаточного и вентиляционно го штреков, примыкающих к выработанному пространству, когда для Q(x) и (x) были получены степенная (3.45) и экспоненциальная функции (3.46). В более сложной аэродинамической модели выработанного пространства, когда для Q (x ) в откаточном штреке было получено интегродифферен-циальное уравнение, его численное решение хорошо приближалось простой гиперболи ческой функцией (3.50). Для расхода воздуха вдоль очистной выработки был получен [98] квадратичный профиль (3.119). В модели длинной составной вы работки с переменным расходом воздуха, он описывался кусочно-постоянной функцией (3.123). В модели массопереноса при переходном режиме, распреде ление скорости потока вдоль выработки было экспоненциальным (3.183).В мо делях нестационарных аэродинамических режимов, при изменяющихся со вре менем расходе и скорости, также обычно используются стержневые профили скорости, т.е. = ( х, t ). Быстропротекающие аварийные газодинамические процессы (внезапные выбросы, взрывы) описывались гиперболическими сис темами уравнений ((3.61), (3.167)), решавшихся численно. В ряде моделей предполагалось (без должного обоснования), что по всей длине выработки ско рость изменяется синхронно: = (t ) при х (0, L) – (3.168), (3.174).

§32. Коэффициенты турбулентной диффузии Коэффициенты турбулентной диффузии в уравнениях конвективно диффузионного переноса ((3.71), (3.73)) определяются через пульсации компо нентов скорости потока, пульсации концентрации и проекции градиента осред ненной (по Рейнольдсу) концентрации (3.72). В условиях горных выработок получение этих данных экспериментально затруднено, поэтому обычно исполь зуют аналогию Рейнольдса [25], выражая искомые параметры переноса через турбулентную вязкость и турбулентное число Шмидта (3.74), (3.76). Параметры турбулентного потока измеряют в натурных условиях и на аэродинамических моделях выработок. Имеются работы, в которых постановка экспериментов на моделях, в экспериментальных штольнях и в горных выработках с последую щей обработкой их результатов, сочетаются с решением соответствующих краевых задач массопереноса. Затем искомые параметры подбираются таким образом, чтобы минимизировать невязку аналитического решения с опытными данными. Этот метод (обратных коэффициентных задач) использовался многи ми исследователями [146154]. Большой обзор работ авторов многих стран приведен в [23]. Данные по коэффициентам турбулентной диффузии широко представлены в [27,62].

Коэффициенты поперечной турбулентной диффузии для переноса в сечении выработок прямоугольной ( DТ, у, DТ, z ) и круглой ( DТ, r ) формы бу дем единообразно обозначать D у ( y ). Для пассивных примесей DТ, у, DТ, z определяются, в соответствии со скоростным профилем = ( у, z ), одинако во;

для активных примесей определение DТ, a = DТ, a ( z ) ( z вертикальная координата сечения) имеет специфику.

Для пассивных примесей В.Н. Ворониным на основе поля скоростей (3.32), вы ражений для коэффициентов турбулентной вязкости Т (r ) ((3.32), (3.33)) и его усредненного по сечению значения T (3.34) получено [1]:

D у = DT = ScT1 T = 1,6T = 0,128 Re, (3.210) где ScT = 0,625 – турбулентное число Шмидта;

D у – среднее по сечению зна чение коэффициента поперечной турбулентной диффузии D у (r ) (далее черту над средними величинами опускаем). Формула (3.210) приведена в [23] в виде Dу A = 9 103, = Re0,875, (3.211) полученном из (3.210) переходом от к по (3.22) и использовании закона 0, 25 3 Блазиуса (Re) = 0,3164 Re, справедливого для Re [3 10 ;

3 10 ] [136]. Поскольку в различных источниках формулы для D у / (аналогичной структуры, но с другими коэффициентами) приводят в обоих видах (3.210), (3.211), был осуществлен пересчет к форме (3.210), более общей (применима и вне области действия закона Блазиуса):

A Re 0,875 = B Re, B = 14,376 A. (3.212) Во всех формулах также пересчитывались: динамическая скорость u* на сред нюю по сечению u ;

число Рейнольдса Re s = u s / на число Рейнольдса Re = ud / ( d = 2 R0 = 4S / П ):

u* = 2,86u, d = 1,13 s, Re s = 0,885 Re. (3.213) Использование известной квадратичной аппроксимации для Т (r ) [75], приве ло ряд исследователей массопереноса в трубах (Д.А. Франк-Каменецкий, 1967;

М.М. Викторов, 1977;

Э.К. Бюттнер, 1978 [23]) к формулам:

r r D y (r ) Dy = 0,572 Re R, = 0,095 Re. (3.214) R0 Для горных выработок были предложены (Enliang Li, Hand Binggun, 1968 [27]), формулы, близкие к [1]:


2 1 / D y (r ) r = 0,177 Re 0,04 Re 1, R 0 (3.215) Dy = 0,118 Re 0,04 Re.

В большинстве источников, коэффициенты поперечной турбулентной диффу зии, определяемые по коэффициентам турбулентной вязкости и турбулентным числам Шмидта, представлены не функциями от у (или r), как в (3.33), (3.214), (3.215), а средними по площади сечения выработки значениями. Эти средние коэффициенты затем используются для нахождения коэффициентов дисперсии – коэффициентов переноса в одномерных моделях. Приведем ряд примеров.

Для лав с угледобывающим комплексом КМ-87 (К.З. Ушаков, 1977 [23]):

Dy = 0,129 Re. (3.216) Для широкой прямоугольной выработки высотой Н [3]:

Dy uH = 0,234 Re, Re =. (3.217) Последняя формула дает большее значение для D у, чем (3.210), (3.214), (3.215), (3.216) неплохо согласующиеся друг с другом. Это свидетельствует о близости в последних случаях методик проведения экспериментов и обработки данных, поскольку разброс данных при определении параметров массопереноса может быть порядка 100% [78]. Это подтверждается формулами, полученными разными авторами для гладких труб [23].

Таблица 3.5.

Коэффициенты поперечной турбулентной диффузии в трубах Авторы W. Sayre, A. A. Дж. Рей G. Taylor, 1935 J. Elder, Cham-berlain, 1964 нольдс, Dy Dy Dy Dy = 0,075 Re = 0,329 Re = 0,343 Re = 0,117 Re Имеются формулы для D y, полученные на основе гидродинамической теории тепломассопереноса (обобщенной аналогии Рейнольдса) [25,78,155]. Для глад ких труб С.С. Кутателадзе получено [23] 0,14 Sc Re Dу =. (3.218) 4,6 Sc+ 2,3 lg(Re / 290) DМ Эта формула следует из формулы для диффузионного числа Нуссельта Nu D, полученной по "двухслойной" схеме турбулентного потока при Sc 5 [155].

Выражение для Nu D и (3.218), как и ряд других известных формул, справедли вых в различных диапазонах чисел Sc и Re следуют из основного интегрально го соотношения Р. Лайона [155]:

Nu D = Re F (Sc, Re), (3.219) где F (Sc, Re) – весьма громоздкая функция. В частных случаях из (3.219) сле дует (3.218) и близкие к ней, а также формулы вида Dy = Ф(Sc, Re) Re. (3.220) Для массопереноса в трубах получено (С.А. Гольденберг, 1971 [23]):

Ф1 (Re) Re, Re 105, Ф1 (Re) = 9 103 Re 0,16, Dy = (3.221) Ф (Re) Re, Re 105, Ф (Re) = 1,1 103, 2 а для штрекообразной выработки с продольным калибром крепи :

~ ~ Ф1 (, ) Re, [2,6], Ф1 (, ) = 6,87, Dy = ~ (3.222) ~ Ф 2 (, ) Re, 6,0, Ф 2 (, ) = 32,05.

Включение в функцию Ф(Sc, Re) в качестве аргументов и связано с тем, что в сильно шероховатых трубах (и в еще большей степени – в горных выработках) параметры турбулентного переноса зависят от параметров шероховатости в боль шей степени, чем от числа Рейнольдса [27]. При развитой турбулентности, в квад ратичной области (Re 3 10 [136]) наблюдается автомодельность по числу Рейнольдса [2,25,27]. В силу большего разнообразия элементов шероховатости горных выработок, их форм и размеров, получение формул общего вида для D y является сложной задачей, попытки решения которой пока не слишком удачны [27]. Известны и работы, в которых по экспериментальным данным находятся корреляции D y с параметрами выработок [149]:

K l K l K Ф1 Re, 1, 1, s Re, s [0,04;

0,12], 1 [8;

80] Dy Ks b b d Ks [2;

4], (3.223) b = DМ K1 l1 Ks l Ks [0,03;

0,091], Re, [1,7;

70] Ф 2 Re,, Ks Ks d Ks где K s, b – высота и ширина выступов шероховатости крепи;

l1 – расстояние между элементами крепи (выступами шероховатости);

K1 – высота выступов естественной шероховатости (стенок выработки, затяжки крепи);

d – диаметр выработки;

DМ – коэффициент молекулярной диффузии примеси. Функции Ф1 и Ф2 представляют собой громоздкие степенные выражения. Использование формул (3.223) и аналогичных требует наличия подробной информации о пара метрах выработки ( K1, K s, l1, b ), которая по своей природе сильно "зашум лена", нестабильна и малодоступна.

Эти обстоятельства стимулировали развитие иного подхода – использование теории размерностей для нахождения вида функциональной зависимости D у от определяющих величин с последующим определением параметров этой за висимости по данным аэродинамических экспериментов на физических моде лях горных выработок. Л.А. Пучковым было получено [23]:

Dy = 8,0 105 П Re, (3.224) где П – периметр выработки, м. И.Ф. Ярембашем найдена формула [74]:

Dy = 14,45 103 Re. (3.225) К.Ю. Лайгна получил формулу вида [23]:

m Dy = K Re s Re n, K, m, n = const. (3.226) s us Статистической обработкой опытных данных (при u = 0,2-4,8 м/с, D у 103 = = 4,317,2 м2/с) зависимость (3.226) была представлена в виде:

V = 0,4u Re 0,125.

D у = 1,584 ( / )V 3 ( S )3, (3.227) s Пересчетом, описанным ранее, эта формула приведена нами к виду:

Dy = 3,41( )1/ 4 Re 0,219 Re, = / 0. (3.228) Здесь 0 = 16104 кг·с2/м4 нормировочное (обезразмеривающее) значение коэффициента аэродинамического сопротивления выработки (характерно для штрека, закрепленного металлическими арками – табл. 3.1).

Коэффициенты поперечной турбулентной диффузии активных при месей исследованы слабо. Ранее приводились некоторые формулы – (3.85), (3.87), (3.92), (3.165), (3.175), общий вид которых:

D у, a = D у (C ), (3.229) где D у – коэффициент поперечной турбулентной диффузии для пассивной примеси;

= (С ) – некоторая (часто – степенная) функция концентрации ак тивной примеси [2,62,156]. К активным примесям можно отнести и рудничную пыль. Коэффициент турбулентной диффузии частиц пыли DТ, П связан с ко эффициентом турбулентной диффузии газа D у [135]:

DТ, П = 0 D у, 0 =, (3.230) u где, u – соответственно поперечные пульсационные скорости частицы пыли и газа;

0 – степень увлечения частиц газом. Методами статистической теории тур булентности показано, что при не слишком малых временах процесса переноса, коэффициенты DТ, П и D у для малых частиц близки, а средние скорости движе ния частиц и газовой среды практически совпадают [137].При струйном движении воздуха в сквозных выработках (проветривание камер), которое исследовалось на аэромодели [36], коэффициенты поперечной турбулентной диффузии, как и другие параметры потока изменялись зонально. В переходной зоне течения коэффициент поперечной турбулентной диффузии принимал максимальное значение, на 23 по рядка больше, чем в зоне канального течения. В [36] приведены соответствующие, весьма громоздкие формулы, попытка использования которых в уравнении (3.112) была предпринята в [22].

Коэффициенты продольной турбулентной диффузии DТ, х, которые часто путают с коэффициентами дисперсии Dх – параметрами одномерных моделей переноса со стержневым профилем скорости [22,23,27,62] – практиче ски не исследовались ни теоретически, ни экспериментально. Как исключение, могут быть указаны работы К.Ю. Лайгны, в которых для определения DТ, х предлагается использовать локальную теорию турбулентности, что требует тонких измерений ее параметров и весьма затруднительно [23,75,96]. Для огра ниченных потоков DТ, х Dх, а для струй DТ, х (433) Dх [96]. Формулы для DТ, х в струях даны в [23,36].

§33. Коэффициенты дисперсии Модели дисперсии рассматривались ранее ((3.37), (3.78), табл. 3.3);

впервые они были предложены Г. Тейлором [78,79] и продолжают широко применяться при моделировании процессов массопереноса в химической технологии [132,133] и в рудничной аэрологии [22,23,27,62]. Коэффициенты дисперсии на 2 и более по рядков превышают коэффициенты поперечной турбулентной диффузии D у [23].

Коэффициент дисперсии Dх имеет смысл эффективного коэффициента турбу лентной диффузии, суммарно учитывающего перемешивание примеси в сдвиго вом потоке за счет неоднородности его поля скоростей и продольную турбулент ную диффузию. Он определяется формулой, содержащей поперечный профиль скорости, коэффициент поперечной турбулентной диффузии и геометрические параметры выработки [23,79]. Методы определения коэффициентов дисперсии по данным экспериментов на моделях горных выработок и в шахтных условиях ана логичны используемым при нахождении коэффициентов поперечной турбулент ной диффузии [2123,27,62,74]. Экспериментально для горных выработок найде но (при u = 0,085,6 м/с): D = 2,447,1 м2/с [23]. Следуя Г. Тейлору х [23,62,78,79], формулы для Dх при массопереносе в трубах получали в виде:

Dх = K1R0u* = K 2ud, K 2 = 0,1767 K1, (3.232) где K1 = const;

d = 2 R0 ;

R0 – радиус трубы;

u* – динамическая скорость;

– коэффициент гидравлического сопротивления. Экспериментально опреде ляемые параметры K1 у разных исследователей были существенно различны ми: K1 = 10,1, K1 = 0,113, K1 = 13,0, K1 = 500 – соответственно по Г. Тейло ру, Т. Шервуду, Р. Гловеру, К. Иочокура [23]. Для выработок калийных рудни ков (при 10 = 8,0 ) предложена формула [146,154]:

Dх = 4,9ud. (3.233) По измерениям в экспериментальной штольне ВНИИГД (при u = 0,333,0 м/с) найдено [62]:

Dх = 20,5ud, (3.234) а для малых (С = 0,31,0%) концентраций СО2 [147]:

Dх = 4,43(ud ) 2 / 3. (3.235) В случае массопереноса токсичных газов-продуктов взрывания ВВ [105]:

Dх = ()ud, (3.236) или, после обработки опытных данных методом размерностей [148]:

Dх = 11003 ( / ) Su 2. (3.237) Для глубин разработки Н 1200 м эта формула была упрощена:

Dх 22 Su 2. (3.238) Обработкой методом размерностей данных экспериментов на аэромодели, с по следующим пересчетом на условия выработок сланцевых шахт, было получено [23]:

Dх = 1684 u* S Re 0,285. (3.239) s Анализ [23,27,62,74] показал, что лучшее согласование между собой и с шахт ными экспериментами имеют формулы (3,235), (3,237), (3,239). Они использу ются в большинстве математических моделей массопереноса в горных выра ботках [55,62,74,103,111,121]. Ранее описанным методом эти формулы приво дятся к единому виду:

103 Dxi ~ xi = = Фi (Re, ), i = 1,3, (3.240) ud где индекс "i" соответствует порядку их следования в тексте, а функции ~ Фi (Re, ) выражаются формулами:


~ ~ Ф1 = 2,59 Re 0,215 ;

Ф 2 = 3,43 Re 0, 208 ( )1/ 3 ;

(3.241) ~ Ф3 = 4,41 Re 0,285.

Перенос активных примесей (нагретые выхлопные газы автомобильного двига теля) изучался в [97]. Коэффициент дисперсии для стратифицированного пото ка Dх, s выражался через "обычный" коэффициент дисперсии:

Dх, s = 23,8 Dх ( S x / )0,3, (3.242) где S x – параметр стратификации;

– средняя скорость диссипации энергии турбулентности на единицу массы газа. Подстановка соответствующих формул 0, в (3.242) приводит последнюю к виду, аналогичному (3.229) с (С ) ~ С.

Для выработок сложных форм (извилистые выработки, выработки с по воротом и с двусторонними шейками) моделирование на аэромодели показало увеличение их коэффициентов дисперсии Dхсл соответственно в 1,021,84, в 1,671,97, в 1,351,52 раза [23]. При этом отношение Dхсл / Dх с ростом числа Re уменьшалось, становясь для "извилистой" выработки равным 1,02 при lg Re = 5,2.

§34. Коэффициенты поглощения Убывание концентрации примеси в движущемся по выработке потоке может быть связано с физико-химическими процессами (химические реакции, радиоактивный распад, сорбция примеси парами воды и аэрозолями в потоке, сорбция на стенках выработки и др.). Эти сложные, малоизученные процессы при построении математических моделей массопереноса учитывают упрощен ным способом – введением коэффициента поглощения примеси. В двумерных моделях с этой целью используют и граничные условия III рода на стенке вы работки, однородные (3.159) или неоднородные (3.160). Сложный процесс га зообмена со стенкой описывается коэффициентом газообмена (м/с). Этот па раметр обычно принимают постоянным, хотя по его смыслу должно быть = (С, x, t ). В потоке убыль (сток) примеси описывается членом ( C ) в правой части уравнения, где – коэффициент объемного поглощения. Часто полагают = const, хотя и здесь, как и для, должна иметь место зависи мость = (С, x, t ). Параметр в одномерных уравнениях массопереноса (в моделях дисперсии) является эффективной величиной, суммарно описываю щей убыль примеси и в самом потоке и на стенках выработки (3.147), (3.155).

При усреднении двумерного уравнения переноса по площади сечения выработ ки (при отсутствии объемного поглощения в потоке), в одномерном уравнении появится член ( C ), где = 2 / R0 – (3.158), (3.159). В правой части уравне ния дисперсии может возникать также член ( ~C ), где ~ не связано с процес сами поглощения, а описывает убыль концентрации примеси в потоке за счет разбавления ее чистым воздухом – утечками из воздухопровода или из вырабо танного пространства (3.157). Для не сильно протяженных выработок считают, что = (Re, ), т.е. определяется их аэродинамическими параметрами.

Обзор работ, посвященных вычислениям и (или) экспериментальным оп ределениям имеется в [23] – работы А.Е. Красноштейна, И.И. Медведева, А.С. Барышева, И.Ф. Ярембаша, К.Ю. Лайгны и др. Коэффициенты газообмена при запусках в экспериментальную штольню и горную выработку азота и уг лекислого газа найдены С.П. Грековым и А.Е. Калюсским [62].

В калийных рудниках существена хемосорбция ядовитых технологических газов поверхностью стенок выработок, отбитой рудой, витающей пылью. Перенос примеси к поверхности выработки осуществляется поперечной турбулентной диффузией. Параметр b, описывающий убыль концентрации в потоке посредст вом введения в краевую часть уравнение переноса (3.155) члена ( bС ), именует ся коэффициентом конвективного массообмена [35], являясь, по существу, анало гом коэффициента поглощения. Методами гидродинамической теории массо обмена было получено [155,157]:

8,15 K M u b=, (3.243) 0, 1 + 0,2 Re (Sc 1) где K M – коэффициент массопередачи;

– коэффициент аэродинамического сопротивления выработки;

u – средняя скорость потока;

Sc – молекулярное число Шмидта. Обширные исследования (лабораторные и натурные) позволили установить K M для основных калийных пластов. Для поглощения окиси угле рода K M = 0,6480,727 м/с, окислов азота K M = 0,7820,926 м/с, для альде гидов K M = 0,9580,990 м/с. Используется также приближенная формула (3.243) (при Sc 1,0) [146,154]:

b = 8,15 K M u. (3.244) В работах [81,82], также рассматривающих массоперенос в калийных рудниках, используется параметр, определенный формулой:

u 4S d= = 26,08,. (3.245) d П При построении математической модели очистки горных выработок шахт Дон басса от ядовитых газов – продуктов взрывания ВВ, И.Ф. Ярембаш глубоко проанализировал физико-химические и горно-техническое факторы, влияющие на коэффициент их поглощения [74,105,106,152]. На основании теории размер ностей было получено u S =, (3.246) S где – коэффициент массоотдачи;

– относительная влажность воздуха;

S – площадь сечения выработки;

u – средняя скорость потока;

– кинематическая вязкость воздуха. С другой стороны, на основании полученного аналитического решения краевой задачи массопереноса (3.147) (3.152) и данных шахтных из мерений была решена обратная задача – найдено по значениям С ( х, t ). По, используя (3.246), определялся, который затем позволил получить обоб щенные формулы, справедливые для широкого диапазона выработок и аэроди намических условий в них:

= 0,58 10 4 (u + 0,09), (3.247) 1/ u = 151 10 (u + 0,09). (3.248) S Погрешность расчетов по (3.248) относительно экспериментальных значений не превышала ±10% (в среднем) [74]. В различных условиях горных выработок 4 Донбасса параметр изменялся в диапазоне = (15,0 85,7) 10 c.

В сланцевых шахтах К.Ю. Лайгна также раздельно определялись коэф фициент массопередачи (использовался термин "коэффициент внешнего мас сообмена") и коэффициент поглощения (именовавшийся коэффициентом внутреннего массообмена) [23]. Гидродинамическая теория массообмена [157] привела к формуле 9,78m u =, (3.249) 0, 1 + 0,2 Re (Sc 1) аналогичной (3.243), в которой m – коэффициент массопроводности. Параметр определялся, как и в [74], методом обратной задачи. Окончательно получено [23,153]:

Dх Re 0,769, = 5,886 (3.250) S где Dх определен по (3.239). После преобразований, (3.250) приводится к виду:

170 104 = =,. (3.251) Re0,054 d При d = 2,5 м, = 1,0, Re= 105 из (3.251) следует 0,0038, что согласуется с полученным для близких условий экспериментальным значением = 0, [105].

Глава 13. Парадигма моделирования массопереноса в выработках §35. Системы Рассмотрим связь моделируемых объектов (горных выработок различного назначения и формы) и систем. Как следует из предшествующего, таких систем имеется два вида: турбулентные свободные и ограниченные потоки. Свободные потоки (струи), действующие в зонах смешения подготовительных выработок и в камерообразных выработках, характеризуются интегрально (и приближенно) коэффициентом турбулентной диффузии струи KT (по В.Н. Воронину – [1]).

Ограниченные турбулентные потоки подразделяются на потоки с постоянным и переменным расходом, что и определяет специфику математических моделей массопереноса этими потоками. В таблице 3.6 представлены объекты и системы и указаны номера формул – уравнений соответствующих моделей.

Характеризуя рассмотренные системы с точки зрения их однородности или неоднородности, заметим, по аналогии с Гл.8, что вентиляционная ветвь (т.е. цепь выработок различной длины, площадей сечений, аэродинамических сопротивлений и других параметров) может быть названа слоисто неоднородной (если в каждой из выработок ее параметры изменяются вдоль ее длины) или слоистой ветвью (или ветвью с кусочно-постоянными параметра ми). Среди рассмотренных моделей массопереноса встречались случаи неодно родных выработок, в которых расходы и скорости воздушного потока изменя лись по длине: Q = Q ( x ), = ( x). Поскольку Q ( x) = S ( x)( x), то можно полагать, что случай изменения сечения выработки по ее длине S = S (x) явля ется частным случаем изменения расхода Q = Q(x). Однако случаи явного введения в уравнения переноса S = S (x) и решения соответствующих задач, в литературе не встречаются.

Аналоги систем с подвижными границами (см. Гл.8) для выработок от сутствуют, хотя встречаются случаи с подвижными источниками примеси (3.155).

Встречаются также нестационарные системы – с параметрами, изменяющи мися со временем. При переходных аэрогазодинамических процессах изменяется во времени расход воздушного потока, а, следовательно, и его скорость, коэффици енты турбулентной диффузии и поглощения. Другой причиной таких изменений может быть изменение площади сечения выработок со временем S = S (t ) обу словленное деформациями горного массива и крепей (аэродинамическое "старение" выработок – см. §24). При моделировании процессов массопереноса в технологиче ских (штатных) режимах, когда характерные времена процессов (производствен ных циклов, регулирования вентиляции и др.) составляют десятки минут, динамика S = S (t ) вряд ли существенна, в силу медленности процессов ползучести горного массива. Однако в аварийных режимах (внезапные выбросы и поднятия почвы, об рушения, подземные пожары и др.), в силу быстрого изменения функции S (t ) (в одних случаях) или увеличения характерных времени процессов массопереноса (в других случаях), учет в математической модели массопереноса зависимости S = S (t ) становится необходимым. Работы такого вида нам неизвестны.

Анизотропия массопереноса в выработках, в отличие от массива, наличеству ет всегда, поскольку в направлении движения потока действуют два механизма – конвективный перенос и турбулентная диффузия, а в плоскости сечения выработки (нормально к потоку) – только турбулентный перенос. Для активных примесей не сколько сложнее эти механизмы, но в целом массоперенос их "еще анизотропнее", т.к. коэффициенты турбулентной диффузии по высоте выработки ( DТ,z ) и по ши рине ( DТ, у ) существенно отличны: DТ, z DТ, у.

В меньшей степени, но все же имеется анизотропия по осям z и y и для пас сивных примесей, т.к. не симметрично поле скоростей потока и отличны величины турбулентных пульсаций в этих направлениях. Для активных примесей, кроме того, характерна асимметрия: перенос примеси по вертикали не только отличен от тако вого по горизонтали, но и зависит от направления переноса в вертикальном направ лении (для "всплывающих" примесей перенос к кровле превалирует над переносом в сторону почвы). Заметим, что это обстоятельство в известной нам литературе ра нее не отмечалось. Наиболее общий вид уравнения переноса, с точки зрения ска занного, это уравнение (3.73).

Таблица 3. Системы и объекты Модели пере- Модели массопе Системы и объекты носа импульса реноса 1 2 I. Свободные турбулентные потоки (струи) — (3.96),(3.97), Зона смешения подготовительной выработки (3.100) — (3.105),(3.108), Камерообразная выработка (3.110),(3.112) II. Ограниченные турбулентные потоки с постоянным расходом Штреко-квершлагообразные выработки (3.29),(3.32) — (представленные круговым цилиндром) Прямоугольные выработки с ассиметричным (3.35),(3.36), — профилем скорости (3.37) Прямоугольная и цилиндрическая выработ- (3.40),(3.41) (3.131), (3.132), ки с симметричным профилем скоростей (3.208), (3.209) Выработка произвольной формы (приведен- (3.77),Табл. 3.3, ная к эквивалентной цилиндрической) с по- — (3.102), (3.110), током стержневого профиля скорости (мо- (3.145) дель дисперсии) То же, при поглощении примеси в выработ- (3.79),(3.82), ке и для цепи выработок (ветви) с различ- — (3.83) ными и постоянными параметрами Выработка без утечек (притечек) воздуха с (3.101),(3.129), потоком, имеющим неоднородный профиль — (3.131),(3.144) скорости Очистная выработка (лава) с метановыделе нием из пласта или из выработанного про- — (3.125),(3.133) странства Продолжение табл. 3. 1 2 Вентиляционный штрек с метановыделени ем из выработанного пространства (малым, — (3.136) по сравнению с расходом воздуха в штреке) Подготовительная выработка, разгазируемая после взрывных работ с поглощением ядо- — (3.147) витых газов стенками Выработка, содержащая слоевое скопление (3.176),(3.84), метана;

выработки, в которых происходит — (3.88), (3.91) газоперенос активной примеси Выработка с газопереносом примеси, актив но взаимодействующей со стенками (физи- — (3.185),(3.186) ко-химические взаимодействия) III. Ограниченные турбулентные потоки с переменным расходом Вентиляционный и откаточный штреки с (3.44)(3.46) утечками (притечками) воздуха в вырабо- (3.71),(3.73) (3.49),(3.50) танное пространство Параллельные горные выработки с утечками воздуха через разделяющие их перемычки и (3.47),(3.48) — сбойки в них Участковые выработки (воздухоподающая, (3.121),(3.122), очистная, вентиляционная) при переходных (3.49),(3.55) (3.127),(3.130), аэрогазодинамических режимах (3.182),(3.184) Перфорированный воздухоподающий (наг- (3.56) — нетательный) воздухопровод Горная выработка с интенсивно протекаю щим в ней аэродинамическим процессом (3.61),(3.167) (3.118) (взрыв, выброс, обрушение) Камерообразная выработка с подвижным — (3.155) источником примеси Подготовительная горная выработка с на гнетательным воздухопроводом (с утечками (3.157) — из него) и периодическими источниками га зовыделения §36. Процессы Рассматривались следующие процессы массопереноса по выработкам:

турбулентное перемешивание (в струях), конвективно-диффузионный перенос (сочетание конвективного переноса с турбулентной диффузией), конвективный перенос (модель идеального вытеснения), дисперсия (одномерный массопере нос при стержневом профиле скоростей потока и эффективном коэффициенте турбулентной диффузии – коэффициенте дисперсии). Для каждого из видов пе реноса существуют два вида примесей – пассивные и активные. Модели пере носа активных примесей существенно сложнее: скорости потоков и коэффици енты турбулентной диффузии заменяются некоторыми "эффективными" вели чинами, зависящими от концентрации примеси, что приводит к нелинейности уравнений переноса.

Разделение процессов переноса на технологические (штатные) и аварий ные (см. Гл.11) имело формальный характер: при некоторых отличиях моделей переноса импульса (аэромеханических процессов), модели массопереноса в этих случаях были идентичны. Нет также существенных отличий в моделях га зо- и пылепереноса.

Взаимосвязанные процессы массопереноса (конвективный перенос в со четании с турбулентной диффузией к таковым не относим) в известной литера туре исчерпываются сочетанием массопереноса с физико-химическими пре вращениями примесей в потоке и на стенках выработки. В большинстве моде лей применяется раздельное решение задач аэромеханики и переноса, т.е. пред вычисление поля скоростей. Модели взаимосвязанного тепло- и массопереноса будут рассмотрены в последующих главах, посвященных процессом теплопе реноса в горных массивах и выработках.

§37. Модели Изложенное в начале §22 в полной мере относится и к моделям массопе реноса в горных выработках. Аэромеханические модели рассмотрены в §31.

Из них наибольший интерес, с точки зрения дальнейшего развития и адаптации к условиям в горных выработках, представляет модель А.А. Скочинского – В.Н.

Воронина [1], хорошо согласующаяся с другими. В частности автор [158] также принял гипотезу о пропорциональности коэффициента турбулентной вязкости скорости потока в трубах, что позволило получить решение уравнений Рей нольдса в близком к [1] виде:

V (r ) = 1,5V 1 (r / R0 ) 2, (3.252) где V – средняя по сечению трубы скорость;

R0 – радиус трубы. Из (3.252) для коэффициента структуры профиля скоростей следует: = V0 / V = 1,50, а из формулы В.Н. Воронина (3.27) при = 16 10 = 1,48.

Аэромеханические модели аварийных процессов рассматривались ра нее в связи с моделями массопереноса. Известны аналитические и эмпириче ские методы расчета возникающих в аварийных ситуациях ударных волн [122,159], тепловых депрессий [5,160], быстро изменяющихся расходов и де прессий [51,115]. Моделирование суфлярного газовыделения возможно мето дами термодинамики и гидравлики [161]. Найденные параметры (расходы, ско рости потоков) используются в моделях массопереноса (в "распре-деленных" [22,23,62,162]) и в "точечных" моделях [1,2,55,163]). Получение аэродинамиче ских параметров в аналитической форме часто затруднено из-за использования при решении задач переноса импульса конечно-разностных [40,41] и аналого вых [51,115] методов.

Интенсивные аэромеханические процессы при авариях (взрывах, выбро сах, обрушениях) описываются системами уравнений (3.61), (3.67). Система (3.61) является более общей, т.к. содержит во втором уравнении член G0i H i, описывающий влияние утечек воздуха из выработки. Преобразуем (3.61). Пер вое из уравнений этой системы почленно продифференцируем по t и умножим на C0i. Второе уравнение дифференцируем по x и затем исключаем из полу ченной системы член C0i H i / xt. В результате находим уравнение 2Qi 2Qi Qi iQi ;

ri = ( R0i / L0i + G0i / C0i ) 1;

+ ri 2 = ai t t x (3.253) ai = ( R0i C0i + G0i L0i ) 1;

i = (C0i / G0i + L0i / R0i ) 1.

При G0i = 0, i = 0 и (3.253) переходит в гиперболическое уравнение тепло проводности (или – "телеграфное" уравнение) [52]. Аналогичным описанному преобразованием, исключая член Qi / xt, найдем:

2Hi 2Hi H i + ri = ai i Hi, (3.254) 2 t t x где все параметры совпадают с таковыми в (3.253). Преобразование системы (3.61) в два независимых уравнения относительно Qi ( x, t ) и H i ( x, t ) (3.253) и (3.254), позволяет найти аналитические решения, с последующим использо ванием их в задачах массопереноса.

Прямые и обратные задачи массопереноса в горных выработках пред ставлены двумя неравными группами: обратных задач (в основном – инверс ных) мало. Решение их осуществлено, как правило, подбором таких значений искомых параметров массопереноса, которые минимизируют среднеквадратич ное отклонение расчетных и измеренных полевых величин [23,40,62,74, 103,106,156]. Работы общего характера, содержащие классификацию, строгую постановку и методы решения различных обратных задач массопереноса по горным выработкам, нам неизвестны.

Размерность и форма моделируемых систем. Горные выработки раз личного назначения представляются, как правило, круговым цилиндром с экви валентным диаметром, определяемым по (3.19). При этом модели массоперено са с постоянным расходом потока формулируются как одномерные (модели дисперсии) и двумерные, в которых концентрация изменяется вдоль выработки и по ее сечению. В моделях массопереноса с переменным расходом воздуха, когда компоненты скорости изменяются и по сечению потока и вдоль него (u x = u x (r, x), ur = ur (r, x) ), обычно прибегают к приближениям, наиболее распространенным из которых является усреднение всех величин по площади сечения потока. Таковы модели (3.121), (3.122), (3.127), где притечки (утечки) через стенки выработки ( r = R0 ) включены в уравнение переноса. Иногда учет притечек осуществляется членом уравнения, аналогичным описывающему ли нейное поглощение примеси в потоке ( ~C ), при постоянной скорости потока (3.157). Потоки с переменным расходом встречаются часто в моделях химико технологических процессов, исследуемых приближенными методами [164,165].

Характерный пример модель массопереноса при вдуве (притечках) через стенки трубы [164]:

С C C D C + ux + ur =, x 0, t 0;

r t x r r r r (3.255) u x = u x ( x, r );

ur = ur (r );

C = C ( x, r, t ).

предполагает задание функций u x и ur весьма специфического вида, не харак терного для притечек в горных выработках.

Встречаются модели, в которых выработка представлена прямоугольным каналом, в сечении которого оси Oу и Oz, а вдоль выработки – ось Ox. Зада чи массопереноса формулируются как двумерные (С = С ( x, z, t ) ) и трехмер ные (С = С ( x, y, z, t ) ). В этих случаях тоже часто прибегают к усреднению по одной (у) координате, либо по двум (по y и z ).



Pages:     | 1 |   ...   | 4 | 5 || 7 | 8 |   ...   | 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.