Содержание к диссертации
Введение
1 Состояние вопроса и задачи исследования 12
1.1 Требования, предъявляемые при проектировании вентиляции современной угольной шахты 12
1.2 Существующие методы расчёта вентиляции шахт 15
1.2.1 Стационарный подход 20
1.2.2 Подход Б.И. Медведева 25
1.2.3 Нестационарный подход Н.Н. Петрова 28
2. Математическая модель нестационарного квазиодномерного течения смеси воздуха и метана в горных выработках 3 5
2.1 Требования к математической модели 35
2.2 Вывод уравнений нестационарного квазиодномерного течения смеси воздуха и метана в горных выработках угольной шахты 40
2.3 Дифференциальные уравнения для параметров газовой смеси в сопряжениях горных выработок 52
2.4 Постановка граничных условий 56
2.5 Алгоритм численной реализации математической модели 61
2.5.1 Построение графа сети выработок 61
2.5.2 Алгоритм вычислений 63
2.6 Характеристики моделируемых шахт 69
Выводы 72
3 Изменение характеристик вентиляционного потока в горных выработках под влиянием работы вентилятора 74
3.1 Постановка задачи определения величины естественной тяги, обусловленной работой ВГП 74
3.2 Естественная тяга, обусловленная работой ВГП при нагнетательном проветривании 78
3.3 Естественная тяга, обусловленная работой ВГП при всасывающем проветривании. 84
3.4 Характер изменения газодинамических параметров вентиляционного потока в горных выработках 87
Выводы 95
4. Изменение характеристик вентиляционного потока в горных выработках при решении нестационарных задач 96
4.1 Постановка задачи реверсирования вентиляционной струи 96
4.2 Изменение характеристик вентиляционного потока при его реверсировании 100
4.3 Изменение характеристик вентиляционного потока при пожаре 105
Выводы 113
Заключение 114
Список использованных источников 116
- Существующие методы расчёта вентиляции шахт
- Вывод уравнений нестационарного квазиодномерного течения смеси воздуха и метана в горных выработках угольной шахты
- Естественная тяга, обусловленная работой ВГП при нагнетательном проветривании
- Изменение характеристик вентиляционного потока при его реверсировании
Введение к работе
Актуальность работы. Наиболее опасными видами аварий в угольных шахтах России являются пожары и взрывы метана с участием угольной пыли. В большинстве случаев их причинами являются нарушения правил безопасности при ведении горных работ, которые ведут к нарушению проветривания и формированию в выработках опасных скоплений метана, воспламенение которых может привести к экзогенному пожару или взрыву. При нарушении проветривания вентиляционная сеть шахты в течение некоторого промежутка времени переходит из одного устойчивого (стационарного) состояния в другое. Именно в результате такого переходного (нестационарного) периода и происходит загазование горных выработок до сверхнормативных концентраций. Для предотвращения подобных аварийных ситуаций, имеющих катастрофические последствия, необходимы методы их моделирования, по результатам которых можно прогнозировать как изменение аэрогазовой обстановки в выработках, так и разрабатывать способы и приёмы их предотвращения.
Применяемый на шахтах расчётный метод воздухораспределе-ния М.М. Андрияшева достаточно надежно рассчитывает стационарные режимы проветривания в нормальных ситуациях, когда температура и плотность вентиляционных струй постоянны. Этот и другие известные методы не позволяют рассчитывать переходные (нестационарные) режимы проветривания, в результате которых устанавливается новое стационарное состояние по депрессиям и расходам воздуха. Однако установление стационарного режима по концентрации метана быстро не происходит, так как при сокращении расхода воздуха в выработках с интенсивным выделением метана ещё долго может продолжаться процесс их загазования и вынос повышенных концентраций метана по вентиляционной сети на поверхность в нестационар- ном режиме. Такая же проблема возникает при расчёте других аварийных режимов (реверсия вентиляторов главного проветривания, пожар), когда по выработкам перемещаются потоки с переменной плотностью. В этих ситуациях выбор выработок, по которым необходимо выводить людей, становится трудноразрешимой задачей, а расчёт аварийного воздухораспределения с использованием известных стационарных методов является некорректным и приводит к неверным результатам.
Очевидным выходом является решение задачи потокораспреде-ления с помощью модели, в основе которой лежит замкнутая система уравнений газовой динамики для многокомпонентной смеси в нестационарной постановке, учитывающей влияние тепло- и массообмен-ных процессов вентиляционного потока со стенками горных выработок.
Таким образом, работа, направленная на создание метода расчета нестационарных режимов воздухораспределения, обеспечивающих подачу воздуха к объектам проветривания с концентрацией метана, соответствующей требованиям «Правил безопасности в угольных шахтах» (ПБ 05-618-03), стабильность по дебиту и направлению расхода воздуха в выработках, обеспечивает возможности маневрирования струями в случае возникновения аварийных ситуаций. В связи с этим создание модели и метода расчета нестационарных режимов воздухораспределения, обеспечивающих прогноз газодинамической обстановки в горных выработках в аварийных ситуациях является актуальной и научно значимой задачей.
Все исследования проводились по плану НИР ИУУ СО РАН 2007-2009 гг. по проекту 7.7.1.4. «Особенности процессов деформирования и разрушения массивов горных пород, включающих техногенно нестабильные двухкомпонентные геоматериалы»; в рамках решений Правительственных комиссий по расследованию аварий на шахтах «Тайжина» (2004), «Есаульская» (2005), Ульяновская (2007); по госконтракту № 81-11/07 с Администрацией Кемеровской области (2007).
Цель работы: создать методическую основу расчета нестационарных режимов проветривания шахт и повысить точность прогнозирования аварийных ситуаций и составления планов ликвидации аварий.
Идея работы состоит в применении нестационарных газодинамических уравнений для расчета воздухораспределения в шахте с учетом тепломассообмена вентиляионного потока со стенками горных выработок.
Задачи исследований:
Сформулировать газодинамическую модель нестационарного течения в горных выработках, учитывающую тепломассообмен со стенками выработок.
Разработать метод расчета проветривания угольной шахты в нестационарных режимах.
Определить вклад в естественную тягу, обусловленный работой вентиляторов главного проветривания (ВГП), при нагнетательном и всасывающем проветривании.
Установить влияние тепломассообмена со стенками горных выработок на характеристики потока.
Выявить закономерности изменения характеристик вентиляционного потока в горных выработках при нестационарных режимах проветривания.
Методы исследований: Для достижения поставленной цели исследований использовался комплекс методов, включающий анализ и обобщение данных научно-технической литературы по рассматриваемым вопросам, методы механики сплошных сред и математической физики для построения и обоснования газодинамической модели вентиляции горных выработок и её численного решения с применением ЭВМ, проведение тестовых расчётов, сравнение полученных результатов математического моделирования с существующими методиками аналогичных расчетов
Защищаемые научные положения:
Газодинамическая модель вентиляции горных выработок, представленная замкнутой системой дифференциальных уравнений, записанных для выработок и их сопряжений, обладает параметрической полнотой (где скорость, давление, плотность, температура потока и концентрация метана являются функциями времени), учитывает режимы работы ВГП и гидростатическое давление, что обеспечивает корректное описание нестационарных режимов проветривания.
Ускорение расчета стационарных режимов проветривания достигается за счет разделения процесса расчёта на две фазы: в первой фазе проводится расчет параметров {давление, плотность, скорость, температура и концентрация метана) до установления газодинамических параметров воздушного потока (давление, скорость и температура) с шагом по времени, удовлетворяющим условию устойчивости Куранта, во второй фазе проводится расчет только переноса метана с увеличенным шагом по времени.
Изменение состояния среды под действием ВГП вносит дополнительный вклад в величину естественной тяги (~2,0 % от депрессии вентилятора), который необходимо учитывать при проведении депрессионных съемок и при расчете аварийных режимов проветривания.
Выделение метана в горную выработку приводит к росту температуры вентиляционного потока (в пределах долей градуса при концентрациях, не превышающих допустимых) прямо пропорционально объему метана, поступающему в выработку с бортов в этой зоне.
5. В ходе реверсирования ВГП создаются условия дополнительного роста концентрации метана в выработках до сверхнормативных величин за счет выноса оставшейся его части в обратном направлении, при этом продолжительность выноса избыточного метана превышает длительность реверсирования вентиляционной струи.
Обоснованность и достоверность результатов подтверждается корректностью физико-математической постановки задачи, применением современных вычислительных методов, сходимостью численных решений при уменьшении шага разностной сетки, совпадением результатов расчетов с данными, представленными в литературе, а также полученными по методу Андрияшева (расхождение не превышает 1%).
Адекватность физико-математической модели однозначно доказывается совпадением результатов расчёта стационарного состояния проветривания горных выработок с результатами расчётов на программном комплексе «Рудничная аэрология, версия 1.0 (Вентиляция)», применяемом в ВГСЧ и на угольных шахтах России.
Научная новизна работы.
Предложена газодинамическая модель проветривания горных выработок, представленная системой дифференциальных уравнений в частных производных для выработок и модифицированной системой уравнений для их сопряжений, обладающая параметрической полнотой (где скорость, давление, плотность, температура потока и концентрация метана являются функциями времени) и обеспечивающая, в отличие от традиционного метода Андрияшева, расчет нестационарных режимов проветривания.
Установлено, что переходный процесс в вентиляционной сети разделяется на два характерных периода: время установления скорости и давления, изменение которых распространяется по потоку со скоростью звука, и время переноса компонентов смеси со скоростью потока.
Поэтому в первом периоде расчёт необходимо проводить с малым шагом по времени, удовлетворяющим условию Куранта, во втором - с увеличенным в несколько раз шагом по времени.
Установлено, что величина и направление естественной тяги, обусловленной работой ВГП, корректно рассчитывается только при учёте теплообмена вентиляционного потока со стенками горных выработок.
Показано, что в зоне метановыделения уменьшение плотности газа и увеличение скорости потока при практически неизменном давлении приводит к изменению его температуры, которая увеличивается пропорционально объему метана, поступающего в выработку.
Установлено, что реверсированная вентиляционная струя, при обратном проходе по выработкам с метановыделением дополнительно обогащается метаном, концентрация которого может достигать сверхнормативных величин.
Личный вклад автора: разработана газодинамическая модель и метод расчета вентиляции угольных шахт с учетом процессов тепломассообмена; предложен алгоритм ускоренного численного счета стационарных режимов основанный на выделении двух характерных периодов, рассчитываемых с различным шагом по времени; оценен вклад в естественную тягу, обусловленный работой ВГП, при нагнетательном и всасывающем проветривании; установлена зависимость увеличения температуры вентиляционного потока при интенсивном метановыделении. исследовано изменение концентрации метана в выработках шахты по длине и во времени при реверсировании ВГП.
Практическая значимость: - разработанный метод расчета проветривания угольной шахты позволяет получать достоверную информацию об изменении вентиля- ционного потока в нестационарных режимах проветривания, на основании которой можно обоснованно планировать мероприятия по предотвращению и преодолению последствий аварийных ситуаций. - результаты работы реализованы как модуль для программного комплекса «Рудничная аэрология, версия 1.0 (Вентиляция)» (Свидетельство об официальной регистрации программы для ЭВМ № 2003612542), используемого ВГСЧ при планировании вентиляционных режимов шахты и при ликвидации аварий.
Результаты, полученные в диссертационной работе могут использоваться при составлении Планов ликвидации аварии для расчёта зон поражения по газовому фактору при пожарах, взрывах, при реверсии вентиляторов главного проветривания, а также при определении безопасных маршрутов движения горнорабочих и горноспасателей при изменении режима вентиляции на аварийном участке.
Апробация работы. Основные результаты работы докладывались и обсуждались на научных семинарах ИУУ СО РАН (Кемерово, 2006-2008), кафедры математической физики Томского государственного университета (Томск, 2007), на технических совещаниях ОАО «СУЭК» (Москва, 2007, 2008), на научных конференциях ИУУ СО РАН, конференции "Энергетическая Безопасность России. Новые подходы к развитию угольной промышленности" (Кемерово, 2005), конференции молодых ученых по математическому моделированию и информационным технологиям (Кемерово, 2005), международной школе-конференции молодых ученых «Физика и химия наноматериалов» (Томск, 2005), конференции "Энергетическая Безопасность России. Новые подходы к развитию угольной промышленности" (Кемерово, 2006), международной научно-практической конференции «Наукоёмкие технологии разработки и использования минеральных ресурсов» (Новокузнецк, 2006), 6-й международной научной конференции «Хаос и структуры в нелинейных системах. Теория и эксперимент» (Астана, 2008).
Публикации Основное содержание диссертационной работы отражено в 14 печатных работах.
Структура и объём работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав и заключения, изложенных на 126 страницах машинописного текста, включая 27 рисунков, 2 таблицы, список литературы из 87 наименований.
Существующие методы расчёта вентиляции шахт
Теория вентиляции и аналитические методы её расчёта для простых вентиляционных сетей была достаточно хорошо разработана уже в конце XIX века трудами европейских учёных Guibal, Devillez, Morgue, Althans, Petit. Тем не менее, такие вопросы как определение режимов работы вентиляторов, устанавливаемых при переходе от естественной вентиляции к принудительной, улучшение их работы, распределение воздуха по горным выработкам с помощью регулирующих окон, приходилось часто решать на глазок. А это нередко приводило к серьёзным ошибкам. Так, ещё до середины прошлого века рудничная аэро- и газодинамика была элементарной и покоилась на грубом эмпиризме и упрощенной трактовке сложного процесса проветривания подземных выработок. Развивалась она главным образом в направлении усовершенствования вентиляторов.
Основными параметрами, определяющими эффективность проветривания шахты и величину расходуемой при этом энергии, являются: количество воздуха, которое должно поступать в шахту и циркулировать по шахтной сети (О м /сек) для обеспечения в ней надлежащих атмосферных условий; аэродинамическое сопротивление шахты, которое должна пре одолевать депрессия (Н кг/м ), создаваемая вентилятором совместно с тепловой депрессией, формирующейся под воздействием тепловых процессов, происходящих в шахте.
Расчет О при проектировании вентиляции шахт производился до середины прошлого века по методу разжижения, т.е. О определялось как произведение величины ожидаемого выделения в шахте в единицу времени наиболее вредного газа на показатель требующегося разжижения этого газа по санитарно-техническим нормативам. Между тем теоретическими и экспериментальными работами, проведенными в области аэро- и газодинамики Рейнольдсом, Прандтлем и Карманом [4-6], было установлено, что эффективность процесса рассеивания и удаления газо- и тепловыделений зависит не только от количества воздуха, поступающего в данное пространство, но и от аэродинамического режима воздушного потока и его структуры. Этими исследованиями было показано, что режим турбулентной диффузии газов во много раз более эффективен, чем режим молекулярной диффузии, которая являлась теоретической базой подсчета О методом разжижения.
Точно так же были грубо приближенными расчеты и величины Н, которая существенно зависит от шероховатости поверхности выработок, которые делили на три категории: гладко закрепленные, крепленные дверными окладами и некрепленные.
Одной из первых попыток перевести рудничную аэродинамику на научную базу путем использования достижений газовой динамики, получивших развитие в последнюю четверть XIX столетия, явилась диссертация А.А. Скочинского на звание профессора «Рудничный воздух и основной закон движения его по выработкам» [7]. Им был установлен турбулентный характер движения рудничного воздуха и определены в натурных условиях коэффициенты аэродинамического сопротивления некоторых видов выработок [8]. Затем в течение четверти века не вышло ни одной крупной научной работы по рудничной аэродинамике. Следующей серьёзной работой можно считать монографию В.Н. Воронина [1], в которой не только дана глубокая трактовка физической сущности процессов рассеивания и удаления вредных газов вентиляционной струей и анализ условий эффективности этих процессов, но и рассмотрены новые научно обоснованные методы расчета проветривания важнейших видов подготовительных и очистных выработок.
Однако управление вентиляцией подземных рудников в этот период основывалось, в основном, на интуиции и опыте инженерно-технического персонала и в меньшей степени - на элементарных, приближенных расчетах. Интуитивное управление сложными вентиляционными сетями неизбежно приводило к осложнениям в проветривании шахт. Применявшиеся в то время аналитический [9, 10] и графоаналитический [11] методы для расчёта всё усложняющихся сетей стали весьма трудоёмкими, а в некоторых случаях и вообще невозможными. Однако уже в то время было понятно, что наиболее перспективным методом исследования является метод математического моделирования, позволяющий точно и оперативно, варьируя начальные и граничные условия, выбирать из множества альтернативных решений наиболее рациональное, а при определённых условиях и оптимальное.
В связи с этим А.А. Скочинским в ИГД АН СССР была поставлена задача создания методов расчета сложных вентиляционных систем на основе аналоговых электрических моделей [8].
Начатые в этом направлении исследования В.Н. Воронина и А.Д. Багриновского позже были продолжены в ИГД им. Скочинского и развивались в МакНИИ и других институтах. На основе проведенных исследований в ИГД им. Скочинского была создана аналоговая машина ЭВМС-6, на которой с применением электрических схем линейно-кусочной аппроксимации моделировались сложные вентиляционные сети с учетом работы нескольких вентиляторов, естественной тяги и наличия вентиляторов местного проветривания. ЭВМС-6 позволяла моделировать 100 горных выработок с аэродинамическим сопротивлением от 2 до 2000 мюрг [12]. Машина имела шесть источников тока, моделирующих главные вентиляторы, и снабжалась 40 источниками тока с характеристикой, практически подчиняющейся уравнению О = const. Эти источники тока служили для введения в модель известных расходов воздуха, величина которых регулировалась от 2 до 100 м /с. Такие источники тока могли работать как в вентиляторном режиме, так и в режиме аэродинамического сопротивления. ЭВМС-6 имела восемь источников тока, воспроизводящих характеристики естественной тяги Н = const от 0 до 100 кг/м . Эти машины активно использовались при проведении вентиляционных расчётов и просуществовали вплоть до 70-х годов прошлого столетия [12-16].
Вывод уравнений нестационарного квазиодномерного течения смеси воздуха и метана в горных выработках угольной шахты
При построении математической модели, предназначенной для описания газодинамических процессов в горных выработках, которые довольно сложны, необходимо принять определённые допущения, позволяющие осуществить численное решение и получить приемлемые для практического использования результаты. Примем следующие допущения: 1. За исключением внезапных расширений и сужений выработок, которые рассматриваются особо, площадь поперечного сечения выработки S(x) слабо изменяется в направлении их длины, так что —«1. При этом предполагается, что сечения выработок остаются dx геометрически подобными. Течения в таких каналах мало отличаются от одномерных и их называют квазиодномерными. Иногда данное приближение называют также каналовым приближением. 2. Предполагается, что поступающий в воздушный поток со стенок выработки метан мгновенно перемешивается с воздухом. Диффузией метана и воздуха в направлении длины выработки пренебрегаем. 3. Силы трения и теплообмен действуют на газ только на стенках выработок. 4. Считается, что смесь газов подчиняется уравнению состояния совершенного газа, а теплоемкость и газовая постоянная являются аддитивными функциями этих величин для составляющих смеси. Кроме того, предположим, что через стенки выработки в объем поступает метан с массовой скоростью т, где т — масса метана, поступающего в объем в единицу времени с единицы поверхности выработки.
Полагая, что площадь боковой поверхности объема S6 = Tl(x)dx, где Ц(х) — периметр сечения выработки, найдем, что через боковую поверхность объема за время dt поступает масса метана, равная Wmdxdt. Суммируя все потоки метана в объем с учетом их знаков найдем, что в этот объём за время dt поступает следующее количество метана Масса метана в рассматриваемом объеме равна pMSdx, где Sdx - величина объема. Приравнивая эту величину количеству метана, поступающего в объем за этот же промежуток времени, после сокращения на dxdt получим: Так как величина S(x) не зависит от времени, то её можно вне- сти под знак производной - - -. В результате получим уравнение со- хранения для массы метана в виде Уравнения сохранения для массы воздуха. Полагая приток воздуха со стенок выработки равным нулю и проведя рассуждения, аналогичные тем, которые были проведены для метана, получим уравнение сохранения массы воздуха Уравнения сохранения для массы смеси газов. При расчетах удобнее в качестве переменных использовать не плотности рм и рв, а суммарную плотность р- рм + ръ и относительную массовую Чтобы получить уравнение для р, просуммируем полученные уравнения для метана и воздуха. В результате получим уравнение сохранения массы для смеси Так как метан по предположению втекает в объем перпендикулярно основному потоку и его приток мал, то его вкладом в проекцию движения на ось канала будем пренебрегать. Масса газа, поступающая за время dt через левую границу объема, равная pSndt, приносит в объем количество движения (pSudt)u - pSu2dt. Через правую границу объема за этот же промежуток времени вытекает количество движения равное
Естественная тяга, обусловленная работой ВГП при нагнетательном проветривании
На рисунке 3.1 показано распределение газодинамических параметров вентиляционного потока в выработках шахты, изображенной на рисунке 2.12.о, при работе вентилятора на нагнетание. Давление в потоке показано без учёта веса атмосферного столба воздуха в устьях канала вентилятора 1 и ствола 7.
Видно, что в стволе 3 давление в потоке под воздействием линейно возрастающего аэростатического давления столба воздуха также линейно увеличивается с глубиной. Сжатие газа приводит к сокращению его объёма и уменьшению скорости движения. В результате воздух при движении вниз сжимается, а его плотность увеличивается. В вентиляционном канале воздух сжатый вентилятором и увеличивший свою температуру до 292,4 К быстро теряет её в результате теплообмена со стенкам. В стволе 3 теплопотери в стенки компенсируются разогревом потока под действием аэростатического давления, в результате чего температура потока практически не меняется.
В начале горизонтальной выработки 4 наблюдается быстрое охлаждение потока за счёт теплообмена со стенками и его температура выравнивается с температурой стенок (288,3 К). В горизонтальных выработках 5 и 6 температура воздуха совпадает с температурой стенок. В выработках 4-5-6 наблюдается расширение потока вследствие падения в нём давления за счёт работы сил трения и происходит линейное изменение всех параметров за исключением температуры.
При движении воздуха вверх по стволу 5 происходит снижение его давления по линейной зависимости за счёт работы сил трения и уменьшения аэростатического давления. С уменьшением давления плотность воздуха линейно уменьшается, воздух расширяется, и по линейной зависимости увеличивается скорость потока. Расширение воздуха сопровождается его охлаждением на 0,43 К ниже температуры стенок.
В [87] вычислен температурный градиент a=dt/dzF=0,0098 град/м, показывающий на какую величину изменяется под воздействием аэростатического давления температура сухого воздуха при опускании (подъёме) его на 1 м при адиабатическом протекании процесса. В стволе глубиной 1000 м температура потока при отсутствии теплооб мена с внешней средой должна увеличиться на величину АГ=9,8 К. Однако в нашем случае, вследствие неадиабатического протекания процесса, этого не произошло (см. рисунок 3.1.а). В канал 1 воздух попадает уже прогретым до температуры Гі=294 К вследствие сжатия его вентилятором. При движении вниз по каналу 1 и стволу 3 температура воздуха, из-за потерь тепла на его стенках, быстро снижается до величины 288,52 К, которая затем стабилизируется вследствие прогрева за счёт увеличения аэростатического давления. В результате, в большей части ствола температура воздуха превышает температуру стенок всего на ДГ3=0,43 К. В горизонтальной выработке 4, из-за теп-лопотерь в стенки, температура воздуха снизилась и сравнялась с температурой стенок. В выработках 5 и 6 температура воздуха не меняется. При движении потока вверх по стволу 7 снижение его температуры за счёт уменьшения аэростатического давления частично компенсируется прогревом со стороны стенок ствола. Поэтому температура в потоке снизилась на меньшую величину АТ,7=0,43 К. Причём, А7,7=АГ3.
Давление в вентиляционном потоке формируется из аэростатического давления Раст и полного давления, создаваемого вентилятором РВ5 которое, в свою очередь, является суммой статического давления Рст и динамического Рд. Состав и состояние воздуха влияют на величину Раст, которое для ствола глубиной h определяется из известного соотношения [10] (вес атмосферного столба воздуха на уровне земной поверхности здесь и в последующем анализе не учитывается):
Если проводить вычисление аэростатического давления в строгом соответствии с формулой (3.9), то при работающем вентиляторе оно будет отличаться от аэростатического давления неподвижного столба воздуха, так как плотность воздуха р(х) в потоке при работающем на нагнетание вентиляторе изменяется и становится выше.
Учитывая, что изменение аэростатического давления в вентиляционной струе играет важную роль в формировании естественной тяги, рассмотрим изменение всех составляющих давления Р(х) в вентиляционном потоке. Вычтем из давления Р(х) аэростатическое давление Раст(х) при работающем вентиляторе: где JC - координата, отсчитываемая от точки установки вентилятора по ходу движения вентиляционной струи.
Из сравнения графиков Раст( ) и Р х), представленных на рисунке 3.1.6, видно, что с увеличением глубины вклад аэростатического давления в формирование полного давления потока быстро увеличивается и для рассматриваемой сети выработок на глубине 1000 м в стволе 3 аэростатическое давление приблизительно в 2,5 раза превышает давление Р„, создаваемое нагнетательным вентилятором, а в стволе 7 на той же глубине — в 87 раз. Это объясняет сильное влияние естественной тяги на работу вентиляторов главного проветривания. Действительно, согласно гидростатическому методу расчёта естественной тяги [83] её депрессию he для выработок, изображённых на рисунке 2.12. я, можно определить как разность аэростатических давлений нисходящего и восходящего потоков воздуха
Изменение характеристик вентиляционного потока при его реверсировании
На рисунках 4.1-4.4 представлены результаты расчёта газодинамических параметров потока в переходном режиме реверсирования вентиляционной струи. Этот режим начинается в момент выключения вентилятора. Причём, в течение первых 60 с. происходит плавная остановка вентилятора, затем в течение 490 с. выработки находятся при отсутствии источника тяги, далее вентилятор включается и в течение 50 с. выводится на максимальную производительность в реверсивном режиме (90 % от производительности в нормальном режиме). Номера кривых соответствуют следующим моментам времени после выключения вентилятора: 1 - 0 с; 2 - 120 с; 3 - 170 с; 4 - 220 с; 5 - 270 с; 6-320 с; 7 - 370 с; 8 - 420 с; 9 - 470 с; 10 - 520 с; 11 - 550 с; 12 - 600 с; 13 - 650 с; 14 - 700 с; 15 - 750 с; 16 - 800 с; 17 - 850с; 18 - 900 с; 19 - 950 с; 20- 1000 с. На рисунках 4.1.а и 4.2.а показаны изменения концентрации метана и плотности потока в течение 520 с после остановки вентилятора. Кривая 1 соответствует установившемуся воздухораспределению и соответствует начальному моменту времени. Скорость потока 3,5 м/с, производительность вентилятора 3360 м /мин. Начиная с этого момента времени производительность вентилятора в течение 60 с плавно уменьшается до 0 м /с. Кривая 2 отражает параметры потока через 60 с. после полной остановки вентилятора. Кривые 3-Ю отражают изменения параметров с шагом 50 с. Видно, что в выработке с метановыделением 5 идет постоянное увеличение концентрации, кроме того, присутствует небольшая естественная тяга, обусловленная предыдущим состоянием системы. За счет этой тяги часть метана из выработки 5 попадает в выработку 6, а метан, оставшийся в выработках 6, 7, выходит на по-8оо " м "іо оо верхность.
В результате остановки вентилятора образуется две смежные области с метаном: область с высокой концентрацией метана (выработка 5) и прилегающая область с малой концентрацией (выработка 6). Изменение концентрации метана в потоке в течение 200 с, начиная с момента включения вентилятора, представлено на рисунках 4.1.6 и 4.2.5. Видно как выносится основной объем метана из выработки 5, и, одновременно с этим, метан из выработок 6, 7 сносится в выработки 3, 4, 5. Даже при выделении 10 мин на реверсирование, необходимо гораздо больше времени для возвращения шахтной атмосферы к безопасным параметрам. Заключительная фаза выноса метана приведена на рисунках 4.1 .в и 4.2.е. Видно, что после выноса основного объема метана из выработки 5 происходит вынос его остатков, ско-8оо м юоо пившихся в выработках б, 7. При этом на выходе из ствола временно устанавливается концентрация 2 %, кото- 8оо" м" ю оо Рая затем уменьшается до 1,2%. Длительность процессов, представленных на рисунках 4.1 и 4.2, сильно зависит от длин выработок и производительности вентилятора в реверсивном режиме. Динамика изменения температуры потока при остановке вентилятора и последующем его реверсировании представлена на рисунке 4.3. Кривая 1 соответствует начальному моменту времени (см. рисунок 4.3.а). В результате остановки вентилятора температура в выработке с метановыделением 5 увеличилась на 0,6 - 0,8 К, а в выработках 3 и 7 приблизилась к температуре стенок, изменившись на 0,2 К. Изменение температуры потока с момента реверсирования вентилятора представлено на рисунке 4.3.6. Кривая 11 описывает температуру потока после включения вентилятора, кривая 12 - когда вентилятор уже вышел на стационарный режим. В дальнейшем происходят
