автореферат диссертации по безопасности жизнедеятельности человека, 05.26.00, диссертация на тему:Теория, прогноз и управление тепломассопереносом для повышения эффективности кондиционирования атмосферы шахт и помещений

На правах рукописи

КОЛМАКОВ Анатолий Владиславовича

ТЕОРИЯ, ПРОГНОЗ И УПРАВЛЕНИЕ ТЕПЛОМАССОПЕРЕНОСОМ ДЛЯ ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ КОНДИЦИОНИРОВАНИЯ АТМОСФЕРЫ ШАХТ И ПОМЕЩЕНИЙ

Специальность 27.00.02 - «Безопасность деятельности»

х^Л&.ОО

Диссертация

в виде научного доклада на соискание ученой степени доктора технических наук

4854728

Кемерово 2008

4854728

Официальные оппонента: доктор технических наук, профессор, академик МАНЭБ

ЛИХИ УН, НЦ ВостНИИ, ученый секретарь

доктор технических наук, профессор, академик МАНЭБ

ЛудзишВ.С., Кузбасский центр мониторинга производственной и экологической безопасности, зам. технического директора

доктор технических наук, профессор, академик МАНЭБ

Брагин В.Ё.,

КузГТУ, профессор кафедры экономики горной промышленности

Защита состоится «. » 2008 г. в

я. часов на заседании диссертационного совета ВЭАК по специальность 27.00.02 «Безопасность деятельности»

С диссертацией в виде научного доклада можно ознакомиться в библиотеке МАНЭБ

•Д. Д £ ^ 1

Я-Чл

с

I-

'' С>С ? V/ ' - , "

О

ъеи/--' ';

Диссертация в виде научного доклада Разослана « С У> Ш^-и^С^М^ 2008 г.

Ученый секретарь диссертационного совета, кандидат технических наук, доцент

Зубарева Вера Андреевна

Общая характеристика работы

Диссертация, представленная в виде научного доклада, содержит научное обобщение- опубликованных в 1988-2007 гт. работ автора по исследованию и разработке теорий, методов прогноза и управления процессами тепломассопе-реноса,в неподвижных и движущихся массивах пород и вентиляционных потоках, обеспечивающих принятие технических решений с целью повышения эффективности теплового кондиционирования атмосферы шахт и помещений, а также отражает результаты внедрения указанных разработок в практику.

Актуальность работы. Современный технический прогресс определяют высокопроизводственные, экономически эффективные и экологически безопасные технологии. Развитие угольной отрасли в настоящее время характеризуется высокой интенсивностью подвигания массивов горных пород, концентраций, работ, механизации и увеличением длин очистных забое, что приводит к повышению температуры воздуха на рабочих местах, изменению структуры тепловых балансов шахт.

Анализ социальных последствий от аномальных тепловых условий показывает, что они вызывают у человека до девяти видов неприятных ощущений, включая боль и пиб.ель, приводят к снижению производительности труда до 30 %, возрастанию травматизма на 20 %, увеличению профессиональных и простудных заболеваний до 25 %. Это предопределило постановку вопроса о высокой востребованности исследований тепловой нормализации угольных предприятий. Данный вопрос достаточно хорошо изучен в нашей стране и за рубежом. На основе теории теплопроводности успешно определяется температура массивов и окружающих их сред. Однако в возникающих условиях теория и практика добычи угля столкнулись с задачами определения тепломассоперено-са при кондиционировании воздуха. Это обусловило необходимость дальнейшей разработки теоретических положений, методов прогноза и управления теп-лопереносом. Одной из таких задач является необходимость установления закономерностей тепломассопереноса в неподвижных и движущихся массивах горных пород и вентиляционных потоках, что особенно свойственно подземным условиям работ. Физические законы переноса энергии тепловой и особенно тепловой и механической играют важную роль в разработке теории тепло-ыГассопереноса для непосредственного определения плотности теплового потока, а не только температуры. Создание теории тепломассопереноса для определения тепловых потоков обеспечивает возможность разработки методов прогноза и управления плотностью потоков при любом одном или нескольких способах переноса энергий. Для предотвращения опасного и вредного влияния тепловых факторов необходимо управлять плотностями потоков в массивах пород и газовоздушных средах, состояние которых зависит от природных и технологических условий. Массивы пород имеют разное строение и теплофизиче-ские свойства, а газовоздупшые потоки отличаются различными теплогазовыми. параметрами. Поэтому исследование плотностей потоков в массивах необходимо вести с учетом одного или нескольких способов переноса тепловой энер-

гии в среде. Сформулированное направление нормализации тепловых условий на основе плотностей потоков позволяет решить класс различных задач для подземных и поверхностных объектов.

До последнего времени проблема тепломассопереноса для повышения безопасности жизнедеятельности в шахтах остается мало изученной, что обусловливай высокую актуальность темы, цель, задачи, структуру и содержание работы. Сформулированное направление исследований является стратегией научной деятельности автора работы.

Работа является результатом исследований автора, выполненных в 1988— 2007 гг. в соответствии с тематическими планами следующих научных подразделений: ИГД СО РАН, темы: «Разработка способа щ устройства предотвращения опрокидывания вентиляционной струи при пожаре'в выработке»; «Разработка методики адаптации существующей измерительной аппаратуры для подземной газификации углей».

Шандуньский горный институт (КНР), тема: «Разработка превентивных мер эндогенного самовозгорания угля на шахтах Китая»;.

Научно-производственная компания «Ltd Think Energy» по кондиционированию атмосферы помещений (Республика Сингапур), темы: «Энергетическая реконструкция оборудования для кондиционирования воздуха в цехах электронного завода»; «Экологический мониторинг технологических процессов завода по производству медицинских товаров»; «Проектирование и строительство завода со сверхчистой атмосферой для производства микросхем»; «Реконструкция системы кондиционирования атмосферного • воздуха для создания комфортных условий и минимизации энергозатрат в здании международной гостиницы». Кроме того, часть работ по данной тематике выполнена по договорам, заключенным непосредственно с предприятиями ряда стран юго-восточной Азии.

Цель работы состоит в повышении условий безопасности жизнедеятельности людей и эффеетивности мер по тепловой нормализации шахт й помещений на основе разработанной теории, методов прогоноза и управления тепломассопереносом.

Идей работы состоит в установлении и использовании закономерностей формирования плотностей тепловых потоков в неподвижных и движущихся твердых и! газообразных средах, при различных тепловых процессах и разработке на их основе теории, методов прогноза и.управления безопасными и комфортными условиями труда.

Задали исследований:

• установить закономерности формирования плотностей тепловых потоков при кондуктивном процессе теплопереноса в массивах горных пород;

• на основе установленных закономерностей кондукгивного тепломассопереноса Обосновать и разработать теорию выделения. тепловых потоков из массивов в выработки;

• разработать метод прогноза кондуктивных тепловых потоков из массивов;

• установить закономерности формирования плотностей тепловых пото-' ков при конвективном процессе теплопереноса в движущейся теплогазовоз-душной среде;

• на основе установленных закономерностей конвективного тепломассо-переноса разработать теорию тепломассопереноса тепловых потоков в движущейся газовоздушной среде; ~

• разработать метод прогноза конвективных тепловых потоков в движущейся газовоздушной среде в увязке с кондуктивным теплопереносом;

р разработать метод расчета расхода воздуха по тепловому фактору;

• разработать комплекс математических моделей тепломассопереноса в массивах пород и воздушных потоках, - обеспечивающих прогноз и управление плотностями тепловых потоков, для создания безопасных условий жизнедеятельности в шахтах и помещениях.

Методы исследования. При выполнении работы использован комплексный метод исследований," включающий:

• анализ существующего опыта тепловой нормализации шахт;

• экспериментально-аналитический метод при установлении закономерностей тепломассопёреноса в шахтах;

• математические исследования с использованием ЭВМ;

• разработку математических моделей тепломассопереноса;

• шахтные испытания и промышленную проверку эффективности средств управления тепловыми потоками;

• технико-экономический анализ эффективности результатов создания безопасных тепловых условий.

Основные научные положения работы:

• плотность теплового потока в неподвижном массиве пород при кондух-тивном теплопереносе определяется различным соотношением переменных параметров начальных и текущих'значений теплового напора, кондуктивного сопротивления и показателей режимов теплопереноса;

• взаимосвязь, переменных параметров, определяющих плотности тепловых потоков, учитывается через кондукгивные термодинамические потенциалы, что позволяет упростить выражения сложных дифференциальных уравнений, свести их к достаточно изученным параболическим уравнениям и разработать теорию переноса кондуктивных тепловых потоков;

• метод прогноза тепловых потоков, разработанный на основе теории позволяет рассчитывать тепловые потоки по длине выработки, во времени и оптимизировать тепловые условия;

• плотность теплового потока в движущейся вентиляционной струе определяется разным соотношением переменных параметров, начальных и' текущих значений разностей энтальпий, теплового конвективного сопротивления и показателей режимов;

• конвективными кондуктивный'процессы тепло- и тепломассопереноса имеют общую физическую природу и единицу измерения, поэтому теория кондуктивного теплопереноса вполне приемлема для исследования плотностей конвективных тепловых потоков;

• процесс прогноза конвективного теплового потока увязывается сопроцессом прогноза кондуктивного тепломассопереноса исходя из условия их не-стационарноста;' ./ ' .

' « расход воздуха по тепловому фактору является динамическим' и позволяет подавать необходимое количество воздуха с учетом длины .выработки и времени;

• разработанный комплекс математических моделей при разных способах тепломассопереноса позволяет успешно управлять плотностями тепловых потоков и обеспечивать безопасные условия жизнедеятельности в шахтах.

Научная новизна работы заключается в следующем:

• впервые установлена закономерность зависимости кондуктивного теплового потока от теплового напора, кондуктивного сопротивления, их начальных значений и режимов переноса;

• разработана теория теплопереноса кондуктивных тепловых потоков в массивах пород с использованием тепловых кондуктивных потенциалов, отличающаяся от известных результатов тем, что в ней учтено влияние переменного тепловогЬ: сопротивления, начальных значений теплового напора и режимов их изменения;

»разработан метод Прогноза тепловых потоков из массивов горных пород в очистную выработку на основе тепловых потенциалов, отличающийся тем, что ОН'позволяет определить непосредственно плотность теплового потока из массива, а не температуры, с учетом введенного в работе коэффициента тепловой проницаемости массива;

• впервые установлена закономерность зависимости плотности конвективного теплового потока в движущейся газовоздушной среде от разности энтальпий, теплового кондуктивного сопротивления и их начальньрс значений;

• разработана теория тепломассопереноса конвективных тепловых потоков в движущейся газовоздушной среде с использованием конвективных потенциалов, аналогичная теории кондуктивного теплопереноса, отличающаяся тем, что н ней учтено влияние энтальпии явного и скрытого теплового потока, теплового сопротивления, их начальных значений и режимов, позволяющих определять плотность теплового потока в движущейся газовоздушной среде;

• определено равенство скоростей кондуктивного и конвективного про--цессов тепломассопереноса в начальный момент времени, позволяющее увязать

. процессы выделения тепла из массивов в выработку и переноса тепла в движущейся газовоздушной среде, что позволяет обосновать взаимосвязь процессов темпломассопереноса и облегчить расчеты;

• разработан метод расчета расхода воздуха для проветривания очистных выработок по тепловому фактору, позволяющий улучшить комфортные условия в шахтах, отличающийся от известных результатов тем, что в нем учтены

энтальпии тепловых потоков, термодинамические сопротивления, начальные их величины и режимы переноса;

• разработана классификация методов управления плотностями тепловых потоков на-орнове математических моделей тепломассопереноса, позволяющая обеспечить безопасные условия жизнедеятельности в шахтах.

Достоверность и обоснованность положений подтверждается:

• большим числом лабораторных и шахтных Исследований закономерностей тепломассопереноса при различных вариантах изменения параметров и компонентов тепловоздушйых потоков в диапазонах температур от 15 до 32 °С,. влажности от 40 до 92 % и скорости движения воздуха от 0,3 до 9 м/с;

• корректным использованием методов теории теплопроводности, теплообмена, газовой динамики и математического моделирования;

•.сравнением результатов с данными, полученными другими учеными независимо друг от друга;

• удовлетворительной сходимостью результатов расчетов по установленным зависимостям с результатами натурных измерений (расхождения не превышают (20%).

Личный вклад автора в науку заключается:

• в установлении закономерностей темпломассопереноса в неподвижных и движущихся потоках, что необходимо для разработки теории переноса тепла;

• в обосновании и развитии теории тепломассопереноса в массивах

и вентиляционных потоках;

••в обосновании и разработке метода прогноза кондуктивных тепловых потоков из массивов пород в выработки;

• в разработке метода прогноза конвективных тепловых потоков в движущихся вентиляционных струях;

• в разработке метода расчета расхода воздуха по тепловому фактору;

• в обосновании и разработке методов управления тепловыми потоками в движущихся массивах и потоках для создания безопасных условий жизнедеятельности людей в шахтах. •

Научное значение работы заключается:

• в обобщении и систематизации результатов исследований процессов темпломассопереноса с переменными параметрами массивов и движущейся среды;

• в разработке на этой основе теории, методов прогноза и управления скоростями тепловых потоков для улучшения кондиционирования шахтной атмосферы.

Практическая ценность заключается в следующем:

• метод прогноза кондуктивных тепловых потоков из массивов горных пород в выработки, с учетом переменных тепловых напоров и термических кон-

дуктивных сопротивлений позволяет повысить достоверность определения теплового состояния массива для оценки его энергетического уровня;

• метод прогноза конвективных тепловых потоков в движущейся газовоздушной среде, с учетом переменных- значений энтальпий и тепловых конвективных сопротивлений, а Также в увязке с начальными кондукгивными потоками позволяет улучшить условия безопасности работ в шахтах;

• метод расчета расхода воздуха по тепловому фактору на основе тепловых потоков обеспечивает снижение расходов электроэнергии'на кондиционирование воздуха;

• предложенные меры по оценке теплового состояния массивов пород и воздушных потоков позволяют конструировать технологические схемы и средства борьбы с аномальными тепловыми потоками;

• разработанная теория, методы прогноза и средства управления скоростями тепловых потоков обеспечивают решение ряда технических, экономических и социальных задач, направленных на повышение эффективности и безопасности работ в шахтах.

Реализация работы:

• «Методика разработки способа и средств автоматического предотвращения теплового опрокидывания вентиляционной струи в выработке» использовалась на ш. «Бутовская» (Кузбасс);

• «МЬтодика -адаптации существующей измерительной аппаратуры для подземной тепловой газификации углей» использовалась на Южно-Абинской станции «Подземгаз» (Кузбасс);

• «Методика определения скоростей движения тепловых потоков в угольных пластах на стадии нагревания» включена в «Руководство по обнаружению и контролю за тушением очагов самовозгорания угля в шахтах» (Минэнерго, РосНИИГД, Кемерово);

• устройства и способы замера тепловых потоков в массивах и газовоздушных средах, разработанные автором, внедрены на шахтах Кузбасса;

• методика определения плотностей тепловых потоков на орнове разработанной теории апробирована на шахтах Шандуньского угольного бассейна (КНР);

• полученные результаты внедрены также в учебном процессе в КузГТУ.

Апробация работы. Основное содержание работы и отдельные ее положения докладывались и были одобрены на «Научно-практической конференции молодых ученых и специалистов угольной промышленности» (Кемерово, 1990); на кафедре «Рудничной вентиляции и охраны труда» Шандуньского горного института Китая (Шандунь, 1992); на Всероссийской научно-практической конференции «Безопасность жизнедеятельности предприятий в угольных регионах» (Кемерово, 1994); на Международных научно-практических конференциях «Безопасность жизнедеятельности» (Кемерово, 1998,2000, 2005,2006, 2007); на Международных научно-практических конференциях «Природные и интеллектуальные ресурсы Сибири» (Кемерово, 1999); на Международной научно-

практическрй конференции «Наукоемкие технологии разработки и использования минеральных ресурсов» (Новокузнецк, 2005); на Международной научно-практической конференции «Перспективы развития горнодобывающей про-мьппленнострвШ тысячелетии» (Новокузнецк, 2000).

Публикации. По теме работы, отвечающей единой тематической направленности, а именно основам теории, методам прогноза и управления тепломас-сопереносом в шахтах, опубликовано 40 работ, в том числе 3 монографии, 12 авторских свидетельств и патентов.

Объем работы. Основной объем работы изложен в приведенном списке научных трудов, выполненных по результатам более 15 научно-исследовательских и опытно-конструкторских работ, в которых автор являлся научным руководителем, ответственным исполнителем, принимал участие в ■ разработке методик, лабораторных и шахтных экспериментах и их математической обработке на ЭВМ.

Краткое содержание опубликованных работ

Проблема тецломассопереноса в шахтах для кондиционирования является комплексной, представляющей собой совокупность двух проблем, объединенных одной целью. Первая из них требует исследования процессов переноса тепла из массивов горных пород, а вторая - исследования процессов тепломассо-переноса в движущейся вентиляционной струе. В настоящее время обе из них решаются на основе теории нестационарного тепло- и массообмена в вентиляционных потоках, заложенной в 1950-1960 гг. фундаментальными трудами отечественных ученых А. Н. Щербаня, О. А. Кремнёва, А Ф. Воропаева, Ю. Д. Дядькина, Г. В. Дуганова, Б. И. Медведева и др. В этот же период опубликовали работы по кондиционированию шахтного воздуха Т. Болдижар (Вент-рйя), С. Батцель (ФРГ). В де Брафт (Бельгия), Н. Конадо и И. Хиромацу (Япония), Е. Литвинипшн (Польша), Д. Р. Скрт (Англия). Несколько позднее опубликовали работы Ю. П. Добрянский, Я. И. Еремин, Л. Б. Зимин, Б. Б. Кудряшов, Е. М. Козлов, Э. Н. Малышенхо, Ш. И. Ониани, М. А. Пудовкин, Н. М. Хохот-ва, В. А. Шалиманов, М. М. Шемаханов, А. С. Цирульников, А. Н. Ягельский и др.

Анализ показывает, что на основе теории нестационарного тепло- и массообмена разрабатываются методы прогноза теплообмена для кондиционирования воздуха в шахтах. Особенность этой теории состоит в том, что она позволяет прогнозировать температуру-шахтного воздуха, для чего нужно знать закономерности изменения влагосодержания, внешнего теплового потока и перехода потенциальной энергии воздуха в теплоту при постоянном давлении. '

Из рассмотренного видно, что для повышения достоверности прогноза тепловых условий в шахтах необходимо знать дополнительно закономерности теплопереноса из массивов в горные выработки. Такое направление исследова-

ний требует развития теории теплопереноса из массива в увязке с теорией переноса тепла газовоздушным потоком.

Анализ возможных методов воздействия на управление тепловой нормализацией шахтной атмосферы показывает, что решение комплексной проблемы создания; условий безопасности жизнедеятельности следует осуществлять путем:' ; '

• установления физических закономерностей тепломассопереноса в массивах горных пород и в газовоздушных потоках;

• обоснования и создания общей теории темпломассопереноса в массивах и вентиляционных потоках;

• разработки методов прогноза взаимосвязанных тепловых потоков и расхода воздуха;

• разработки методов и средств управления плотностями тепловых

'ПОТОКОВ.;

Таким образом, решение комплексной проблемы, поставленной в работе, осуществлено путем исследования закономерностей тепломассопереноса в массивах и атмосфере, разработки теории тепловых потоков; методов прогноза и управления ими для создания безопасных условий в шахтах.

1. Основы теории кондуктивного переноса тепловых потоков из массивов в выработки

[1,2, 3, 5, б, 7,10,• 14,16,17,18,22,24,25,26,31,32,37,38]

1.11 Законы кондуктивного теплопереноса из массивов

Согласно первому закону термодинамики, каждое тело обладает определенным количеством тепла, изменение которого приводит к явлению переноса. В зависимости от физической природы среды перенос тепла осуществляется тремя способами: кондукцией (теплопроводностью), конвекцией и радиацией (тепловым излучением). Каждый из этих способов имеет свой физический закон, который определяет связь между входящими в него параметрами. При кондугарт таким законом является закон Ж. Фурье, который устанавливает связь между тепловым потоком, градиентом температуры и постоянным для данного участка длины коэффициентом теплопроводности. Анализ показал, что-этот коэффициент имеет одночленный, многочленный, линейный и нелинейный вид.

В результате проведенных автором исследований установлен закон переноса количества" теплоты через единицу площади в единицу времени в неоднородных неподвижных и движущихся массивах в виде

[г(»„т)]"("-,) ,.,

• ( >

где ф - удельный тепловой поток, Вт/м2; <ро - размерный коэффициент, Т-разность;температур, °С, = Ц=х,у,г - координаты, м; т - время, с;

п,т~ показатели степени изменения разности температур и теплового сопротивления; г - термодинамическое (тепловое) сопротивление, м2-°С/Вт, определяется по формуле

г = Ах/Х, (2)

где X - переменный коэффициент сопротивления теплопереноса, Вт/м-°С.

Следует заметить, что термодинамическое сопротивление теплопроводности имеет одинаковую размерность с коэффициентами теплопереноса конвекцией, теплоотдачей и теплопередачей, что позволяет рассчитывать эти процессы на общей теоретической основе. Исследованиями установлено, что закон сопротивления теплопереноса теплопроводностью имеет варианты, учитывающие следующие соотношения:

Т Ф const, г Ф const;

Т = const, г Ф const;

Тф const, r = const; (3)

T = const, r = const;

n Ф const, тФconst. При n = О из выражения (3) следует линейный закон теплопереноса Ж. Фурье при третьем соотношении. На рис. 1 показан характер изменения параметров теплопереноса при теплопроводности по известной и предлагаемой формуле'(1). Для Дифференциальных уравнений закон сопротивления теплопереноса теплопроводностью выражается в дифференциальной форме, для чего разлагаем формулу (1) в ряд и ограничиваемся первыми двумя членами ряда. Тогда при условиях, выраженных первым соотношением (3), формула (1) примет вид:

при Т Ф const, г Ф const

гтуП—1

Ф = Ф0 +

т-

у/7

,т+\

(4)

(3).

Г Ч / Г"

Аналогичный вид принимает формула (1) и при остальных соотношениях

1.2. Дифференциальное уравнение кондуктивного теплопереноса

Принимая во внимание изменение плотности.теплового потока во времени, в пространстве и опираясь на первый закон термодинамики, запишем дифференциальное уравнение теплопереноса при изохорическом процессе с учетом установленного закона (4) в виде при Т Ф const, г Ф const

рЛ-1

т

дТ

а*.

-т-

2*п

дг

,т+1

дх,

V

дТ

Xi-Xi-Q>+aq±cyp—.. (5)

Решение уравнения (5) и его вариантов позволяет рассчитывать нестационарные и не линейные тепловые поля в неоднородной среде. Для решения

уравнения необходимо определять тепловое сопротивление теоретически или экспериментально, Основное достоинство уравнения (5) состоит в возможности рассчитывать по нему поля температур и тепловых потоков. Для решения уравнения (5) и следующих из него вариантов требуется использовать особые способы, ввиду их сложности. С учетом этого, для решения уравнений использован способ обобщенных переменных,, который позволяет рассматривать сложные связи параметров совместно в. виде комплексов. Способ этот используется в гидрогазодинамике, теплофизике и математике.

Рис. 11 Характер изменения параметров, определяющих величину тепло-вбго потока; при теплопроводности по известной (а) и установленной (б) зависимости: 1 - температура; 2 - тепловой напор; 3 - коэффициент теплопроводности; 4 - термодинамическое сопротивление; 5, 6 - соответственно начальные значения теплового напора и сопротивления

Для упрощения решения дифференциальное уравнение (5) используем тепловой потенциал, теплопереноса теплопроводностью; Тогда при условии соотношений вариантов закона теплового сопротивления и дифференциальных уравнений потенциальная функция примет вид

при Т * сом!, г # сог^

рП-1

• т-

грП

гдг^

,т+1

дх>

I /

— х1~0 I

(6)

Поставив выражение теплового потенциала теплопереноса (6) в уравнение (5), получим

• ■ з д (атУ др- _

/=1. дх1\дх1)

где а/ - коэффициент температуропроводности тела; м2/с, определяется по формуле

« . (8) суР

где X - коэффициент теплопроводности, Вт/(м-К); су - удельная теплоемкость

тела, м2/(с2-°С); р - плотность.тела, кг/м3.

Уравнение (7) позволяет решать задачи и в трехмерном пространстве. Сущность расчета теплового потока по формуле (7) включает следующее: выбор геометрических размеров тела, учет его физических свойств, принятие . краевых (начальник .и граничных) условий, решение уравнения, определение коэффициентов нестационарного теплопереноса при теплопроводности, диф-ферещировани.е уравнения по координате с учетом времени, расчет теплового потока удельного и общего. '

1.3. Математические модели кондуктивного теплопереноса из массивов горных пород

В условиях производства, а особенно шахт, рабочие места подвигаются ввиду движения массивов, поэтому возникает необходимость рассматривать процесс теплопереноса в движущейся системе координат, т. е. когда одновременно, движется тепловой поток и массив. С другой стороны, вынимаемый массив может обладать внутренними тепловыделяющими или поглощающими источниками. Таким образом, интенсивность теплопереноса теплопроводностью в массивах определяют следующие факторы: тепловой потенциал, включающий ' комплекс' факторов (теплоемкость,' градиент температуры, теплопроводность, аккумулирующая способность среды, ее термодинамическое сопротивление, режим движения теплового потока и др.); скорость подвигания теплового массива; интенсивность внутренних источников выделения и поглощения тепла; нестационарность процесса.

С учетом рассмотренных факторов составлена математическая модель теплопереноса теплопроводностью. На основе тепловых потенциалов (6) и дифференциального уравнения (7) получим уравнение, математической модели кондуктивного теплопереноса в неподвижном и движущемся массиве горных пород в виде .

s-i-

/=1

Mxi>0

dF dx{

'Ci[xt,z)

8F_

3 dF + E Vj(xi,t)—■ +aiql(xi,x)-ajq2{xls) = i=l «*/ (9)

где ^ - тепловой потенциал, Вт/м; V - скорость подвигания забоя, м/с; д1 -внутренний источник выделения тепЛа, Вт/м3; д2 - внутренний источник поглощения тепла, Вт/м3; - коэффициент стационарности процесоа; х! - координаты (х- = х,у,2)\ т - время, с. •

Сравнивая уравнение (5) с уравнением. (9), видим, что задача определения температурного поля сводится к задаче определения тепловых потенциалов те-плопереноЬа в массивах.

Начальные и граничные условия для решения дифференциального уравнения (9) имеют вид

. щ <,х<Ь; тнач-^т<ткон; V/ ^0;.. •.

ai>0;aj<0;Ci>0-r

■■F(x,Xm4) = F0(X); ...

(10)

a2(T)F + p2(T)

х-а\

dF..

дх

x=b

= ^2(1).

Из математической модели (9) следуют ее варианты в виде:

Щ> v = 0 91 = 0 . ?2=0 (П)

Ъ \ v = 0 qx*0. 92*0 (12)

v?0 91 =0 92=0 (13)

Fi\ V аг> v*0 91*0 92=0 • . (14)

ъ \ V*0 91 -'0 . '92 "0 , (15)

Ffi \ *г> v-0 . 91^0 .92=0 (16)

Решая уравнение математической модели (9) при условиях (10), получим выражение потенциальной функции F(x,x), дифференцируя которую по х, найдем скбрость переноса теплоты или удельный тепловой поток, проходящий через единичную, площадь по глубине массива в едийицу.времени •

Ф(.,т) = |, 07)

где ф - удельный кондуктивный тепловой поток; Вт/м2.

На рис. 2 показана схема горной выработки для расчета кондуктивных тепловых потоков к математической модели (9).

С течением времени газовоздушная среда в выработке изменяет температуру массйва до определенной глубины (рис. 3).

+ 00

Рис. 2. Схема к математической модели теплопереноса теплопроводностью из массивов в горную выработку. 1, 2, 3, 4, 5, б - соответственно места определения теплового потенциала,на поверхности обнажения выработки; 7, 8, 9 10 - соответственно места теплового потенциала на границе стока к поверхности обнажения;- Ц, 12, 13, 14, 15, 16 - соответственно направления скорости изменения потенциальных функций по глубине массивов

Р,

Р,

р-^ ■>*, 1 ..........и

Г \г' X \ 2 7

л!

\Д|

1

, в . > . и с

Рис. 3. Схема тецлопереноса теплопроводностью теплового потока из массива к поверхности его обнажения: 1, 2, 3 - соответственно потенциалы в массиве на расстоянии зоны охлаждения от поверхности; 4,5,6 - соответственно длина зоны охлаждения; 7, 8,9 - соответственно потенциалы на глубине зон охлаждения; 10 - «направляющая точка» на поверхности зоны охлаждения; 11 - потенциалы, на поверхности массива

Для определения глубины охлаждения Пород решим вариант (12) математической модели при х = 0 и получим формулу для определения теплового потока в виде

фА^. ■ (18)

■jnax

В результате проведенных исследований и с учетом формулы (18) автором установлено, что при единичной разности тепловых потенциалов коэффициент не стационарного Теплообмена массива со средой теплопроводностью имеет следующее выражение: _

lfy£ ■

= (19)

у].a T7t л/Ля

где кк - коэффициент.нестационарного теплообмена массива со средой теплопроводностью, 1/м; X -теплопроводность массива, Вт/(м-К).

Формула (19) представляет собой отношение не стационарной объемной теплоемкости массива к его теплопроводности. Физический смысл введенного коэффициента нестационарного теплообмена массива со средой состоит в том, что этот коэффициент представляет собой отношение аккумулирующей способности Массива к пропускающей, при градиенте теплового потенциала, равном единице. Установлено также, что величина, обратная коэффициенту нестационарного теплообмена, является коэффициентом нестационарной теплопро-ницаемости массива при теплопроводности:

." Л-f. (2°)

где ?к - коэффициент нестационарной теплопроницаемости массива, м (рис. 4).

При прогнозе тепла в выработке, ограниченной разными породами, коэффициент нестационарного теплопереноса и теплопроводности следует определять как средневзвешенную-величину.

•

2. Метод прогноза кондуктивного теплопереноса в очистную выработку [2,3,7,9,14,23,24,'31, 32] '

ТеплоперенОс в очистную выработку происходит из пород (кровли, почвы, обрушенных)..и угля (поверхности пласта, отбитого угля).

2.1. Расчет тепловых потоков из пород в выработку

Под прогнозом теплообйльности в общем, случае понимается предрасчет удельного я общего теплового потока в объекты (горные, выработки, помещения) проектируемого предприятия' (шахты, поверхностных сооружений) или в

проектируемые объекты действующих подземных и поверхностных предприятий (промышленных, рекреационных и др.).

При под- и надработке массивов горных пород из них происходит тепловыделение. 'Определение интенсивности выделения тепла производится по предложенному методу, который предусматривает установление закона тепло-переноса из неоднородных массивов, построении на его основе теории тепло-переноса, расчет области теплоотдачи и параметров переноса.

В связи с тем, что температура пород растет с глубиной, то трехмерное уравнение математической модели (9) для под- и надрабатываемого массива, включая вьфаботанное пространство, сводится к одномерному виду:

. ..': (21) Ы аг дг ;=1 ¿=1 ох где ; - число под- и надрабатываемого массивов (/= 1,2): при / = 1 - подраба--тываемый массив, при ;' = 2 - надрабатываемый; к - число внутренних источников тепловыделений {к = 1, 2, 3): при к = 1 - выработанное пространство, при к =2- массив'пород кровли, при к = 3 - массив пород почвы; - внутренние источники тепловыделения, Вт/м3; <?2 - внутренние источники поглощения тепла, Вт/м3; щ - температуропроводность породных массивов, мг/с; ^ . - потенциалы тепловых потоков, Вт/м, характеризующие соответственно под-, и надрабатываемый массив; - скорость подвигания забоя, .м/с; г - вертикальная координата, м; х - время, с; с\ - коэффициент стационарности.

Полное тепловыделение в очистную горную выработку из пород поступает через три плоскости: кровлю, почву й одну из боковых Плоскостей, ограничивающую цризабойную часть - вьфаботанное пространство. Поскольку интенсивность поступления тепла через каждую плоскость различна ввиду разных свойств и состояния пород, то это приходится учитывать при составлении и решении математических моделей теплопереноса.

Структура теплового баланса призабойного. пространства по выделению тепла из породных массивов складывается из Следующих основных источников

Фм=Фк + Фп+-фвп+Ф1-<1>2.' ' (22)

где Фы, Фк, Фп, Фвп - соответственно общий тепловой поток из массивов пород в призабойное пространство, из кровли, почвы, обрушенных пород, Вт; Ф|, Ф2 -внутренние тепловые источники.

Величина теплового баланса зависит от интенсивности источников тепловыделения, что учитывается математической моделью (9) и ее вариантами (11)—(16). Структура теплового баланса зависит в .основном от технологии работ.

Решая одномерное уравнение (21) с краевыми и начальными условиями (10) при т > 0, 0 < * < оо, ^! = 0, = 0 и дифференцируя полученное решение по X, имеем формулу для расчета тепловыделения в виде

1+

п

(23)

Интегрируя выражения по площади, получим формулы для расчета общего выделения теплового потока из под- и надрабатываемых поверхностей обнажения йород ивыработанного пространства во время разных периодов отработки и существования выемочного столба:

п 5

Ф=£ФпМ?. (24)

/=0 О

где Ф - общий тепловой поток, Вт; 5 - площадь поверхности обнажения каждого источника тепловыделения, м2 (рис. 4).

21+00

X \} -СО

Рис. 4. Схема к расчету нестационарных кондуктивных тепловых потоков из массивов к поверхности обнажения массива: 1, 2, 3, 4 - соответственно тепловые потенциалы ¿»'поверхностях: обнажения массива; 5, 6, 7, 8 - соответственно тепловые потенциалы на границе стока тепла к поверхности обнажения; 9, 10, 11, 12 - соответственно разность тепловых потенциалов; 13, 14, 15, 16-соответственно длины участков теплопроницаемоста массивов; 17 - область средневзвешенного теплового потока; 18, 19, 20, 21 - скорости изменения тепловых потенциалов по глубине массива

Из рис. 4 видно, что по периметру ограничивают выработку массивы с различной теплоотдачей. Общая поверхность теплоотдачи выработки определяется по формуле

¿общ^к+^п+А+^з. (25)

где 50бщ -.общая поверхность теплоотдачи, м2; £к, £п, Ид, Ад - соответственно

длины кровли, почвы, левого и правого борта, м.

Выделяющиеся тепловые потоки в выработанное пространство очистного забоя поступают в рабочее пространство.в зависимости отсистемы разработай и схемы вентиляции. Область теплоотдачи очистного забоя ограничивается породным массивом кровли и почвы от забоя до линии обрушения пород и поверхностью обрушенных пород со стороны выработанного пространства. Область разгрузки массивов позволяет определить тепловые потенциалы путем расчета температуры и термодинамических сопротивлений.

Температура по глубине породного массива изменяется по нелинейной зависимости:

/ = о+&г+сг-2, . • (26)

где г - температура породного массива, °С; г - глубина, м; а,Ь,с- эмпирические коэффициенты.

Дифференцируя выражение (26) получим величину теплового напора на требуемой глубине горных работ:

— = Ь + 2г. (27)

' бг

Термодинамическое сопротивление однородного по теплопроводности массива пород определяется по формуле (2).

Скорость подвигания поверхностей обнажения породных массивов кровли и почвы определяется по формуле

; (28) * . «пл^лРу

где уп - скорость подригания поверхностей обнажения пород, м/с; А - добыча угля, т/с; Ющ, - мощность пласта, м; £л - длина лавы, м; ру - плотность угля,

кг/м3; и - число циклов по выемке угля; Ъ - ширина захвата выемочного комбайна, м; х - время, с.

На основе теоретических положений, учитываемых формулами (21)—(24), с учетом области теплоотдачи массива и ее параметров, рассчитанных по фор-мулам(25Н28), рассчитывались тепловые потоки из пород кровли, почвы и выработанного пространства.

Для наглядности результатов расчеты тепловых потоков сделаны без учета скорости подвигания забоя.

Дано. Очистная выработка: длина у = 100 м, площади обнажения кровли, почвы, выработанного пространства: = 650, 650, 170 м2 за сутки; коэффициенты температуропроводности кровли, почвы, выработанного пространства: а/ = 7,5-Ю"7, 8,33-Ю"7, 3,75'Ю-7 м2/с; .коэффициенты теплопроницаемости

(к = 0,00159, еп = 0,00161, ¿вп = 0,0011 м; тепловые потенциалы между массивом и поверхностью обнажения выработки [FM(x,0)-FM(0,i)]f= 0,000765,

0,0009, 0,000164 кВт/м.

Решение. Подставляя исходные дашше в формулу (18), получим величину удельнбго теплового потока из кровли:

= FM(x,0)-FM(0,r) = 0,000765 = ^ фщт ■ 0,00151 (. '

Аналогично находим удельные тепловые потоки из почвы и выработанного пространства <рп = 0,185, фвп = 0,350 кВт/м2. Подставляя исходные данные в формулу (24), получим общее количество тепла, выделившегося из кров-

ли, почвы,

выработанного пространства:

ФП = 0,507-650+ 0,578-650+1,058-170 = 885,1 кВт.

2.2. Прогноз тепловых потоков из угольного пласта в выработку

В связи с тем, что в выемочном столбе температура угольного пласта изменяется по глубине, практически не изменяется по простиранию и незначительно - по падению, то трехмерное уравнение математической модели (9) сводится к одномерному виду:

йщ! —^г++ £ай\ —, (29)

сЬГ дх /=1 1=1 ™

где Дпд - температуропроводность угольного пласта; м2/с; Р^ - тепловой потенциал угольного пласта, Вт/м; у3 - скорость подвигания забоя, м/с; q\, <?2 соответственно внутренний источник тепловыделения и теплопоглощения, Вт/м3; / - число основных внутренних источников тепловыделения (/ =1, 2): при 1 = 1 имеем поверхность забоя, 1-2- отбитый уголь; j - число внутренних источников теплопоглощения (] - 1,2,З...л): при / = 1 имеем процесс десорбции метана, при ] = 2 - Другие источники;' х - координата, м; т г время; с; с\ -

коэффициент стационарности.

Структура теплового баланса разрабатываемого угольного пласта складывается из следующих источников:

Фпл=Фз + фу + фд + фпр. (30)

где фщ,, Ф3, Фу, Фд, Фпр ~ соответственно тепловой поток из всего пласта,

поверхности забоя^отбитого угля пласта, из угля, десорбирующего метан, и из прочих источников тепла.

Величина теплового баланса зависит от доли источников тепловыделения, что учитывается математической моделью (9) и ее вариантами (11>—(16). Основными источниками тепловыделения в очистном забое являются поверхность пласта и отбитый уголь. Тепловыделение с поверхности угольного пласта рассчитывается исходя из его теплофизических-особенностей, зависящих от технологии, добычи угля и периодов работы участка.

Решая уравнение (29) с краевыми и начальными условиями-(10) при х > 0, 0 <у <оо, д! = 0, 92 = 0 и дифференцируя полученное решение по х, получим формулу для расчета теплового потока в виде, аналогичном формуле (23),т. е. . .

Фпл

Фх " ^Ь)пл

А

апл

1 +

УТ

(31)

Для определения общего теплового потока, выделяющегося из разрабатываемого угольного пласта, необходимо проинтегрировать удельные тепловые потоки,, рассчитанные по формуле (31):

: Фр=Е%1<Я. С32)

м о

где Фр - общий поток, Вт; ф - удельные тепловые потоки, составляющие баланс, Вт/м2; / - число источников тепловыделения; 5 - площадь сечения, м2.

Для расчета теплового потока, выделяющегося из пласта в выработку необходимо знать область изменения температуры и теплового сопротивления, связанную с влиянием горных работ. Впереди очистного забоя в массиве существует деформированная часть пласта, называемая зоной разгрузки (рис. 5).

сг5

Рис. 5. Область изменения температуры в зависимости от газового давления, статического и динамического давления пород: 1, 2 - соответственно зоны ■ разгрузки и дренирования пласта; 3 - температура пласта; 4 - газовое давление в пласте; 5, 6 - соответственно величины динамического и статического давления пород

Длина зоны разгрузки определяется как координата точек пересечения кривых статического и динамического давления массива горных пород. Зона

разгрузки на начало периода обнажения поверхности пласта .составляет 1-2 м, а на конец:периода стабилизации давления, равного 12 часам, она увеличивается до 2-4 м. В пределах этой зоны уголь в значительной мере разрушается. Вслед за зоной!разгрузки простирается зона стабилизации давления пород на пласт, которая называется зоной дренирования газа, длина ее определяется по

формуле: _

¿др=Л/4,61810(/Ь-П)Л (33)

где Р\ - соответственно начальное.давление'газа в Пласте и на поверхности забоя, МПа; I - расстояние от поверхности забоя до точки перегиба кривой газового давления, м.

Длина зоны дренирования на Начало обнажения пласта составляет 4 м, а на конец период стабилизации - 12 м..'Между зонами- существует граница, которая изменяет характер параметров относительно точки перегиба кривой давления пород на пласт. Проведенные нами эксперименты по определению тер-могазодйнамического сопротивления показала зависимость между изменением температуры в скважинах и газовым давлением. В соответствии с изложенным принимается соответствие длины зоны дренирования газа из пласта длине зоны стабилизации температуры в пласте.

Для расчета теплопереноса из массива в выработку необходимо знать характер и!величину изменения температуры по глубине. На основании проведенных исследований и исходя из аналогий изменений температуры и газового давления в пласте получена формула '

Л

'х='0+('1-'0)*2'2(Х)>. . (34)

где 1Х, ?о> <1 - соответственно температура пласта на расстоянии от поверхности, начальная (природная) и на поверхности забоя, °С; х- расстояние от поверхности вглубь пласта, м; £ - глубина зоны стабилизации температуры в пласте, м. . " •

Продифференцировав выражение (34) по х, получим формулу градиента температуры:

Л

2(2 • .:. (35) Из рис. 5 и формул (34), (35) видно, что на глубине зоны разгрузки величина теплового потока достигает максимума, а затем снова уменьшается. Это теоретическое положение подтверждается экспериментально.

... Термогазодинамическое сопротивление теплопереноса теплопроводно-ствю увеличивается в глубину массива от поверхности обнажений по степенной зависимости

гх=туР; (36)

где гх, П] - соответственно текущее и начальное термогазодинамическое сопротивление; х - координата по глубине массива, м; 6 - эмпирический коэффициент.

2.3. Методика расчета тепловых потоков из пород и угля в очистную выработку

Аномальные тепловые потоки в шахте являются одновременно вредными и опасными факторами, первые определяют состояние атмосферы, а вторые обычно характеризуют состояние массивов. В связи с этим возникает необходимость рассчитывать общие и удельные тепловые потоки.

Методика расчета теплопереноса из пород и разрабатываемого угольного пласта состоит в следующем.

Для создания комфортных условий труда.'

- по формулам (24), (32) рассчитывается общее, тепловыделение Фр в выемочный участок;

- определяется допустимая пропускная способность Выработок выемочного участка по тепловому фактору по формуле (1);

. у>л

Ф(Г

фд =

гт

5Д, (37)

где Фд - допустимое значение теплового потока, Вт; 5Д - допустимое сечение выработки;

- сравниваются значения рассчитанного теплового потока Фр с допустимым Фд;

- определяются величины отклонений Фр от Фд:

фР>Фд,фР<фд.фР£фД ' (38)

и находятся крэффициенты эффективности:

■■" ■■ ' (39)

ФР

где Кэ - коэффициент эффективности средств изменения Теплового потока;

- принимаются меры по оптимизации тепловых потоков для получения соотношения Фр = ФД, при этом расчет теплового потока, обеспечивающего

тепловое кондиционирование воздуха в выработке, необходимо производить по блокам 1,2,3,4,5, 6,7 до очистного участка 8'(рис. 6).

Рис. б. Блок-схема расчета теплопереноса из угольного и породного массивов в очистную выработку: г - для создания комфортных условий труда: 1 - входные параметры; 2 - число' вариантов тепловых параметров теплопроводности массивов;.3 - расчет общего.теплового потока Фр; 4 - расчет допустимого теплового потока Фд; 5 - сравнение величин Фр и Фд для условия Фр ¿Фд ¡до применения мер по изменению потока; б - меры для достижения условия Фр = Фд, обеспечивающего'нормальные тепловые условия работ; 7 -сравнений Фр и Фд после применения мер по изменению потока; 8 - очистной участок; 9 - условие, когда Фр > Фд и требуется переход к блоку. 2; б - для

создания безопасных условий труда: 10, 11 - расчет соответственно удельного и допустимого теплового потока; 12 - сравнение величин Фр и Фд для условия

Фр >фд; ¡13 - меры для достижения условия фр = фд; 15 - условия, когда

Фр > фд и требуется переход к блоку. 2; 14 — условия, когда фр = фд.

Для создания безопасных условий труда: .'

- подформуле (1) рассчитывается удельный поток'фр; ■

- сравниваются значения рассчитанного удельного теплового потока фр с допустимым фд;

- определяются величины отклонений фр от фд по соотношению (38);

- находятся величины коэффициентов эффективности по формуле (39).

-' принимаются меры по оптимизации удельных тепловых потоков для получения соотношения фр = фд,.при этом расчет удельного теплового потока,

обеспечивающего безопасные условия работ, с учетом локальных мест в очистной выработке, производится по блокам 5,10,11,12,13,14 до опасного места в очистном участке 8. Если же в блоке б управления общим тепловым потоком и

в блоке 15 управления удельным тепловым потоком не удается добиться условия, чтобы Фр < Фд и фр < фд, то изменяются варианты тепловых параметров,

которые входят в блок 2 и последующие операции повторяются до достижения требуемых условий. Опыт работы шахт показывает, что все три рассмотренные соотношения расчетных и допустимых значений (38) при оценке их по общим тепловым потокам не исключают наличие в выработках локальных мест с аномальной температурой, тепловым потоком и термодинамическим сопротивлением.

На основе формул (30)-{3б) рассчитаны тепловые потоки из угольного пласта так же без учета скорости подвигания забоя. .

Дано. Очистная выработка: длина I = 100 м; мощность пласта т = 1,7 м; площадь сечения поверхности забоя и отбитого угля: £3 = 170 м2,80-2 = 160 м2: коэффщщент температуропроводности угля ау = 1,94-10"7 м2/с; коэффициент теплопроницаемоми угля ¿у = 0,0246 м; тепловой'потенциал между массивом угля и поверхностью его обнажения [^м(х,0)-/ц(0, т)]. = 0,00434; 0,00307 кВт/м.

Решение. Подставляя исходные данные в формулу (31) при х = 0, получим величину удельного теплового потока:

{Рх ~^Ь)у _ 0,00434 0,00307 _ Фпл = ^тму-с + = 0,00246 + 0,00246 ~

= 1,764+1,247 = 3,011 кВт/м^.

Прдставляя величины удельных тепловых потоков в формулу (32), получим ■•..-.

Фпл -1,764-170 + 1,247-160 = 282,24 + 198,52 - 481,76 кВт.

Тогда.общее количество тепла из пород и угольного пласта в'конечном сечении очистной вьфаботки составит

Фобщ = 1Ф/«885,1 +481,7 = 1366,8 кВт.

»=1 • .

При площади поперечного сечения выработки 50Ч = 3,1 м2 получим средний удельный тепловой поток в конечном сечении ф = 440,9 кВт/м2.

В связи с изложенным возникает необходимость решения второй важной проблемы работы - исследования процесса конвективного теплообмена и теп-ломассопереноса вентиляционным потоком.

3. Основы теории конвективного тепломассопереноса в атмосфере выработки [1,2,8,-9, 13,19 20,27,28,29,30,34,35,36,39}

3.1. Конвективный теплообмен между массивом и газовоздушной средой

Исследования! первого раздела, включающие установление законов теплопереноса из массивов, разработанную теорию теплопереноса и метод расчета тепловых пбтоков, создают основу для проведения разработки процессов теп-лораспредеЛения и теплопереноса выделившегося тепла вентиляционным движущимся нестационарным потоком.

Конвективный тепломассоперенос требует решения двух задач: исследования теплообменвых процессов между массивом и омывающей его средой для определения нестационарных коэффициентов теплообмена и процессов тепломассопереноса. Изучение этих процессов позволяет рассчитать количество тепла от каждого источника и общее равномерно распределенное тепловыделение. С учетом первой задачи решается вторая, направленная на определение теплопереноса выделившегося тепла движущейся средой. Обе задачи решаются на основе законов теплопроводности и аккумуляции тепла средой с использованием комплексных конвективных тепловых потенциалов. При этом теплообмен-ные процессы теплопереноса в массивах рассматриваются с учетом коэффициентов нестационарной теплопроводности, а процессы тепломассопереноса движущейся средой - с учетом коэффициентов нестационарной конвекции тепла движущейся средой. В работе обе задачи решены на общей теоретической основе, что упрощает инженерные расчеты.

Решение задачи теплообмена массива со средой сводится к следующему.

Известно, что если твердое тело окружено неподвижной газовой средой, то тепло от одной среды к другой передается теплопроводностью. В шахтах как правило происходит одновременная передача тепла от неподвижного массива пород к движущейся газовой среде конвекцией и теплопроводностью через газовый слой! На протяжении газового слоя существует градиент температуры, который вызывает движение теплового потока. При расчете теплового потока через тепловой напор толщина газового слоя определяется по известной стационарной зависимости. ■

В связи с разработкой метода определения конвективного теплового потока через потенциалы возникла'необходимость разработки другой методики определения толщины слоя воздушного потока.

Сущность методики определения коэффициента нестационарного теплообмена между воздушным потоком и смывающей его средой и коэффициента нестационарной проницаемости газовоздушного слоя показана на рис. 7.

Рис. 7. Схема теплопереноса теплового потенциала от поверхности обнажения массива к вентиляционному потоку: 1,2,3 - соответственно потенциалы теплового, потока на поверхности массива в моменты времени т^, *2> *3> 4 -температура среды; 5 —. длина среды от поверхности массива до точки с- постоянной температурой; 6 ', 7, 8 - потенциалы теплового потока массива в моменты. времени х\,Х2> т3> 9 - направляющая точка потенциалов на расстоянии от поверхности массива; 10 - длина.охлаждаемого массива

Из рис. 7 видно, что воздух, вступая .в контакт с массивом, находящимся при другой температуре, либо отдает ему тепло, либо, получает. На протяжении длиныср.еды (участок 5) возникает скачок температуры. Величинакоэффици-ента нестационарного'теплообмена на протяжении этого участка при конвективном тепломассообмене' определяется по формуле, аналогичной формуле (19), но с параметрами газовоздушной среды:

[ёуР х.

(40)

где ¿¡щ - коэффициент, нестационарного конвективного теплообмена между массивом и газовоздушной средой, 1/м; су, р; А, - •соответственно удельная теплоемкость, плотность, и теплопроводность газовоздушного слоя.

Коэффициент нестационарной теплопроницаемости газовоздушного слоя находится по формуле

• : . ■ •'"••.' • „ 1

ькв

(41)

В точке 9 температура газовоздушной среды для цостоянных значений параметров остается постоянной. Характер изменения тепловой проницаемости по периметру выработки показан на рис. 7

Рис.: 8. Схема к математической модели конвективного тепломассопе-реносаТеплогазовоздушным потоком в пройе^риваемом объекте: 1, 2,3; 4¡ 5, 6 - соответственно места определения конвективного, теплового' потенциала на поверхности обнажения объекта; 7, 8, 9, 10 - соответственно места конвективного теплового потенциала на поверхности пограничного слоя;. 11, 12,13,14 -соответственно направления скоростей изменения потенциальных, функций по толщине пограничных слоев теплогазовоздушного потока

3.2, Законы конвективного ' тепломассопереноса вентрляционпым потоком

Исследования показывают, что природа тепло- и массоперенооа теплопроводностью и конвекцией одна, а отличие способов переноса тепла состоит в механизме его передачи. Поэтому закон сопротивления тепломассопереноса конвекцией аналогичен вьфажению'(1) переноса тепла теплопроводностью:

. . (42)

где ^ _ удельный конвективный тепловой поток, Вт/м2; gо - размерный коэффициент пропорциональности; к-Ь[~к2- разность' удельных, энтальпий начального и конечного значений,-

м2/ с; гк. - удельное конвективное термодинамическое сопротивление, м^с/кг; п, т - соответственно показатели режима из-• менения энтальпий и Конвективного термодинамического сопротивления; щ -

координаты (*/ = х,у,г); т - время.

Проведенными автором исследованиями установлено, что изменение теплового потока происходит при различном соотношении энтальпий и теплового сопротивления. В связи с этим определено, что закон конвективного тепломассопереноса (42) имеет следующие, варианты:

h * const, rK * const, A = const, rK * const, ; . h * const; r^ = const, (43)

h = const, rK = const, . n & const, m' * const. . Для решения дифференциальных уравнений конвективного тепломассо-переноса разложим выражение формулы закона тепломассопереноса в ряд и, ограничиваясь первыми двумя членами ряда, получим при й * const, гк / const

■ hn

g = gQ +

п-

rv

дх

Ч)

-т-

т+1

¿к

(44)

Аналогичный вид принимает формула (44) и при остальных соотношениях (43). Характер изменения параметров Тепломассопереноса по- известной и предлагаемой формуле (42) аналогичен приведенному на рис. 1.

Опираясь на- первый закон термодинамики, с учетом выражения (44). получаем дифференциальное уравнение .тепломассопереноса при изобарическом процессе. ." •

3.3. Дифференциальное уравнение конвективного, тепломассопереноса

По аналогии с ' процессом тегтопроводности запишем дифференциальное уравнение конвективного тепломассопереноса движущимся газовоздушным потоком в виде

при h * const, гк ^ const

¡.л-1

dh_ axt

hn (дг &

dh.

(45)

Сущность расчета тепловых потоков на основе дифференциальных уравнений состоит в определении тепловых потенциалов в зависимости от разности энтальпий, тепловых сопротивлений и режимов,движения воздушных потоков.

Способ решения конвективного уравнения (45) аналогичен решению уравнения кондукгивно'го уравнения (5). Для упрощения решения уравнения (45) введем'термодинамический кондукгавный потенциал, который с учетом соотношений (43) примет ввд. при h * const, rK ?£ const

un-1

jn

dh

+ m

dh" ( dr

.m+l I

(xj ~ Xj—O ) i

(46)

r— ■ {[дх/

Подставляя тепловой поток, выраженный через термодинамический по. тенциал, в уравнение энергии (45), получим

1=1 щ

(&) А,

Эт.'

где <яв - температуропроводность движущегося газовоздушного потока, м /с, определяется по формуле

СуР

(48)

где g - тепловой поток, кВт/м2; у/ - объемная плотность энергии, Дж/м3; у-координата, м.

Дифференциальное уравнение (47) позволяет решать многиё задачи конвективного тепломассопереноса в движущейся..газовоздушной среде, в соответствии с математическими моделями, разработанными в п. 3.4.

3.4. Математическая модель конвективного тепломассопереноса движущейся газовоздушной средой

При конвективном процессе, тепломассопереноса в неподвижном объеме, но с движущейся в нем средой дифференциальной уравнерие'(47) примет вид

ох

. 3' да'

-М^.^'+Ов^с/С*^)--., (49)

¿=1 ■ : ■ &

где V - скорость движения газовоздушного потока, м/с. •

Для определения тепловых потоков при конвективном процессе тепломассопереноса требуется решение трехмерного и нестационарного дифференциального уравнения (49), поскольку ."тепло в объем выработки поступает со всех сторон и переносится вдоль одной из координат. При решении такой задачи с переменными тепловыми коэффициентами одним трехмерным уравнением возникают теоретические и расчетные трудности. В данном случае решена задача по каждому направлению и во времени по частям.

Тепловой поток, переносимый движущейся вентиляционной струей, определяется следующими параметрами: потенциалом конвективного тепломассопереноса, его коэффициентами, скоростью движений вентиляционной струи, внутренними источниками тепловыделения и поглощения тепла. ■

С учетом этих параметров составлена математическая модель конвективного теплообмена и тепломассопереноса теплогазовоздушным потоком:

и

1=1

'**''• Я/*

дх.

1 3 Я/* 9/*

/=1 ъх

[д1

(50)

Начальные и граничные условия для решения- дифференциального уравнения (50) имеют вид:

С1>0; а/ > 0; а] <0; У(*р тнач ) = /о (*) > .

а1(т)/ + р!(т)

дх

х-а\

Из математической модели (50) следуют основные ее варианты в виде:

Л

Л

л

Л Л Л

«ч: а/5

V = 0 91 = 0 92 = 0

V = 0 91 * О 92 * О

V Ф 0 91 =0 92 = 0

91*° 92 =0

91=0 92"° .

у = 0 -91 * 0 92=° ■

(52)

(53)'

(54)

(55)

(56)

(57)

По математической модели конвективного тепломассопереноса можно решать многие задачи, связанные с переносом тепла в движущихся средах.

Решая уравнение (50) при условиях (51), получим выражение потенциала, дифференцируя крторый по х1, определяй удельный тепловой поток в виде:

т

дх,

(58)

На рис. 8 показана схема проветриваемого объекта для расчета конвективных .тепловых потоков к математической модели (49). ■

4. Метод. . прогноза конвективного тецЛшмассопереноса в движущейся газовоздушной среде [8, 9,13, 15,19,23,27,28,29,30,34,-35,36,39]

4.1. Расчет тепловых потоков, не явно зависящих от координат и времени

Полученное выражение закона конвективного тепломассопереноса позволяет рассчитывать тепловые потоки, переносимые движущимся вентиляционным потоком при неявной и явной зависимости теплового потока от координат и времени.

Расчет нестационарных тепловых потоков, не явно зависящих от коорда-• нат и времени, производится по формуле (42) в виде

яСЛ,г) = яо——2—:

■ г"2(*,Т)

где g - тепловой поток, Вт/м ; gQ - начальная величина теплового потока в конечном сечении выработки или части ее длийы; А,-разность энтальпий в конечном сечении длины, м2/с2; г - термическое сопротивление, м2-с/кг; щ,П2~ показатели степеней изменения энтальпии и термического сопротивления. .

На основе формулы, закона конвективного тепломассопереноса (59) рассчитывались тепловые потоки в движущейся газовоздушной среде для различ-, ных горных выработок и поверхностных помещений. /

Для наглядности результатов расчет конвективных тепловых потоков показан в конечном сечении очистной выработки, где изменялись тепловые и г4-Зовоздушные параметры.

Дано. Очистная выработка (рис. 9)- Длина выработки I = 100 м; сечение выработки 5 = 3,4 м2,- температура воздуха, входящего в очистную выработку, (вх = 20 °С; массовая скорость вентиляционной струи дд = 11,45-5-0,36 кг/(м2-с); удельное сопротивление воздушного потока r = l/pg = 0,0873+2,77 м^с/кг; температура исходящего. воздуха. / = 24+41 °С; плотность вентиляционной струи р. = 1,2 кг/м3; разность температур воздуха в конечном • сечении Т= 40,9+2,18 °С; удельная изобарная теплоемкость сухого воздуха су = 1,005

кДж/(кг-°С); разность удельных энтальпий в конечном сечении • выработки И- 41,14+2,19 кДж/кг; время движения вентиляционного потока от начального до конечного сечения йыработки при^ скорости движения вентиляционной струи v= 9,52+0,3 м/с равнялось г = 10,5+333 с; go = 0,746 Вт/м2.

Решение.- С учетом формулы (19) определено, что температура вентиляционной струи и разность энтальпий в зависимости от термического сопротивления изменяются постепенной 'зависимости: '.

' Уг = Чгп>, , (60)

где у - факторы; а - эмпирические коэффициенты; г - термическое сопротивление; п - показатель степени; г - число факторов.

Результаты определения указанных параметров приведены в табл. 1. .

Таблица 1

Факторы ' V1 а2г

. . Эмпирические коэффициенты

. Щ ' «2 ' ' «1 "2 .

35,1 - • '0,152 —■■ 1,0

5,18 — . 1,18 — 0,99

г, м -с/кг - 6,94' - 0,84 0,99 -

Я(Л.г), кВт/м" 5,18 6,94 1,18 0,84 0,99 -

Рио. 9. Схема к определению области переноса тепловых потоков из массивов пород в очистной забой: 1 - длина лавы;/2 - ширина захвата комбайна; 3 - ширина призабойного пространства; 4, 5, б - соответственно кровля, почва, обрушенные породы; 7 - мощность пласта; 8 - конечное сечение

Подставляя из табл.' 1 фактические значения разностей энтальпий и соответствующие им значения термических сопротивлений в формулу (59), по-лу-чим величину теплового потока для конечного сечения выработки:'

' ' /Л . 5,18-41,141'18 _ . , /ЛП

8{Ь,г) = 8о —= —-^ = 468 кВт/м2. (61)

• г"2 • 6,94 • 0,0873 '

На рис. 10/ показан характер изменения факторов, определяющих тепловые потоки' при зависимости йх от разности энтальпйй, температуры и термических сопротивлений.

Из рис. 10 видно, что с увеличением термического сопротивления уменьшается. разность энтальпий и это приводат .к уменьшению кондуктивного теплового потока. Температура воздуха при этом возрастает за счет уменьшения скорости движения воздуха, что вполне согласуется с фактическими данными.

£Т ЛТ * 500 ■■ 40- 40

400 - 32 - 32 300 ■■ 24-■ 24 200- 16 - 16.

100 -8 -8 О I 0 I О

к

'V

■ г" . 4-«

0,6 . 1,2. Щ 2,4

Рис. 10. Зависимость удельного теплового потока разности энталышй к и температуры I вентиляционного потока от термического сопротивления г: 1 - удельный тепловой поток; 2 - разность энтальпий; 3 г температура вентиляционной струи; 4 - фактическиеданные тешювогопотока

4.2. Расчет тепловых потоков в зависимости от времени проветривания выработки

Расчет нестационарных тепловых потоков при явной зависимости разности энтальпий и термического сопротивления от времени производится по формуле (42) в виде.

Г Ч*) ■ ■

По формуле (62), являющейся вариантом формулы (59), рассчитывались -тепловые потоки в конечных сечениях объектов в зависимости от времени их проветривания.

Для обоснования достоверности полученных закономерностей взята так же очистная горная выработка.

Дано. Очистная выработка (рис.. 9). Время движения тепловоздушного потока, соответствующее скорости'движения'воздуха, равнялось т = 10,5; 15,7; 31,5; 333 с. Остальные параметры такие же, что и в пункте 4.1.

Решение. С учетом формулы (62) определено, что температура, термическое сопротивление воздуха, разность энтальпий и удельные тепловые потоки в конечном сечении очистной выработки изменяются по степенной зависимости:

(62)

Уг-а,х*Ч, . (63)

где у - факторы; т - время; а - эмпирические коэффициенты; щ - показатели, степеней изменения факторов (табл. 2).

• _ Таблица 2

Факторы у,- = а;тЛ/ (т - 10,5; 15,7; 31,5; 333)

Эмпирические коэффициенты

а! Щ . Л2

/,°С ■. .16,28 . . 0,157 . • .0,988

г, м^с/кг 0,0083 0,998 , 1,0

А.м'/сг1 ' 300,58' ■ -0,848 ' 1,0 •

Я, кВт/м2 36.550 -1,851 ' 1,0

Из табл. 2 видно, что коэффициенты Детерминации, близкие к единице, свидетельствуют о функциональной связи между изучаемыми факторами.

Подставляй' из табл. 2 фактические, значения разностей энтальпий и термических сопротивлений в формулу (62), получим для конечного сечения выработки:

я(т)=Л0_= 300-10.5-^= 47бкВт/м2;Г ' (64)

т1'848 0,0083-10,5 ^ На рис. 11: показан характер изменения факторов, определяющих тепловые потоки при зависимости их от времени тепломассопереноса..

Из рис. 11 видно, что с увеличением времени прохождения воздуха от начального до конечного сечения происходит увеличение термического сопротивления за счет уменьшения скорости воздушного потока. В результате происходит увеличение температуры воздуха, уменьшение разности .энтальпий и уменьшение теплового потока

43 - .Расчет нестационарных тейло.выХ. потоков при явнОй-зависймости разности энтальпий и термических сопротивлений от длины выработке Производится по формуле (42) виде

(65)

г"2(х/)

где g - удельный тепловой поток, кВт/м2; gQ - величина теплового потока в начальном пункте замера; * - часть дайны выработки, м (х = уГ); у - скорость движения вентиляционного потока, м/с; т - время прохождения вентиляционным потоком части длины выработай, с; г - число участков в выработке.

Дано. Очистная выработка (рис. 9), разделенная на участки: х\ - 0,3-83 = - 25 м; х2 = 1,53-31,5 = 50 м; *3 - 4,76-15,7' = 75 м; х4 = 9,52-10;5 = 100 м. Величины остальных экспериментальных факторов приведены в п. 4.1 расчета.

g

m

300

200

100

о

2

uo

30

20

10

АО

30

20

10

...

4_

2 /

V з

100 200, 300. . Т

Рис. 11. Зависимость удельного теплового потока термического сопротивления г, разности энтальпий А и температуры < вентиляционного потока от времени т проветривания очистной Выработки в конечном ее сечении: 1 - тепловой поток; 2 - термическое сопротивление; 3 - разность энтальпий;'4 - .температура воздушного потока

Решение, С учетом формулы (65) определено, что температура,' термическое сопротивление, разность энтальпий воздуха и тепловые потоки от длины выработки изменяются по степенной зависимости:

я-щх"', (66)

где у - факторы; а - эмпирические коэффщщенты; х - длины участков выра-т ботки, м; и - показатели степеней изменения факторов; I - число факторов (табл. 3)..

Таблица 3

Факторы"" . у,- = а,*"'- (х = 25,50/75,100 м) •.

Эмпирические коэффициенты

ai Щ ' R2

■ 137,6.6 -0,392 . 0,916

г, М2:с/кг •132,48 -1,595 0,999

0,0082 1,353 0,997

g, кВт/м2 0,000618 2,953 . 0,997

Из табл. 3 видно, что коэффициенты детерминации также близки к единице.

Подставляя фактические значения разностей энтальпий й термических сопротивлений в формулу (65) для конечного сечения выработки, получим:

0.082'ЮО1'^ =487кВт/м2. . <«,

132,48-ЮО"1'595

На рис. 12 показан характер изменения факторов, определяющих тепловые потоки при зависимости их от длины' выработки.

8

т

300

200

100

2

40

30

га

ю

о

г

40

■зо

20

10

ч

\2

/ Ц X

Рис. 12.-Зависимость удельного теплового потока g, термического сопротивления г, разноста энтальпий. Л и температуры г вентиляционного потока от длины £ очистной выработки: 1 - тепловой поток; 2 - термическое сопротивление; 3 - разность энтальпий; 4 - температура

Из рис. 12 видно, что с увеличением, длины лавы термическое сопротивление уменьшается за счет увеличения скорости движения воздуха, что'приводит к уменьшению температуры, увеличению разности энтальпий и величины теплового потока.

4.4. Аналитический расчет тепловых потоков, изменяющихся во времени и по длине выработки

Конвективные тепловые потоки вдоль любой поверхности обнажения пласта в проветриваемой горной -выработке с внутренними источниками опре-

деляются по математической модели (50) с краевыми и начальными условиями (51).

Основными' параметрами, определяющими расчет теплового потока в очистной выработке, являются скорость движения воздуха, градиент температуры, градиент конвективных потенциалов между началом и концом потока и средневзвешенный коэффициент нестационарного теплообмена.

Исследования показали, что скорость движения воздуха вдоль очистного забоя изменяется по зависимости

' (68).

где ув - скорость движения воздушного.потока по.длине очистного забоя, м/с; с/, с - эмпирические коэффициенты.

Скорость движения воздуха по сечению призабойно.го пространства изменяется по следующей зависимости:

чх +Ь/* + с;х2, (б?)

где а,Ь,с - эмпирические коэффициенты. '

Температура воздуха по длине выработки и во времени изменяется так:

. (М^^е^-М0-^). ■ (70)

где а, - эмпирические коэффициенты. • .

Дифференцируя зависимость (70) по длине, определяем градиент температуры в любом пункте длины призабойного пространства, а дифференцируя зависимость (70) по времени, найдем градиент температуры, изменяющейся по времени.

Расчет нестационарных тепловых потоков при явной зависимости от координат, времени, разности энтальпий, и термических сопротивлений произведен для условий изменения тепловых потоков в конечном сечении Выработки по формуле (50) в виде

^^Мыз^Ш. (71)

^ТШъТ

По формуле (71) рассчитывались удельные' кондуктивные тепловце потоки, изменяющиеся одновременно во времени и' по длине выработок. Полученные аналитически значения тепловых потоков сравнивались с фактическими данными и результатами расчетов, полученных на основании формул (59), (62) и (65).

Для подтверждения достоверности полученных аналитических данных расчет тепловых потоков сделан для выходного сечения выработки.

Дано: то - начальный момент времени (то'=1с); у - конечная длина выработки (у =■100 м); у$ - начальная длина выработки (уо= 1 м); т- конечный момент прохождения вентиляционного потока выработки (т = 333 с); ав — коэффициент температуропроводности, м^/с, определен по формуле (48); А, = 0,108 Вт/(м-К); р = 1,2 кг/м3; су =1005.Дж/(кг-К); а = 0,09 м^с; л/яят -

удельная дйина поТенци?ша теплового потока,м.(^3'=-\/*''0,972'м).

Решение. Величина /К*,то), рассчитанная по формуле (.65) (табл. 3) для конечной длины выработки и начального момента времени, равна /1(100м,1с)=470гу,кВт/м.

Величина Л(Уо»т)>рассчитанная по формуле (64) для начальной длины выработки! и конечного момента времени (табл. 2), равна /0(1м,333с)=0,87^у> кВт/м. Подставляя данные .в исходную формулу (71), получим

(470 - 0,87)^у 469^ у . 469^„ г(-т -л-4 У - -У. - -У П2)

8К ' } Ж 73,14.0,09-10,5 1,722 "

Расчеты тепловых потоков на основе уравнения (72). предусматривают

осреднение разности тепловых потенциалов на удельной длине, умноженной на

■

№ формулы (72) видно, что величина переменного в пространстве и времени теплового потока для конечного сечения' выработки при £у = 0,972 м, рассчитанная на основе дифференциального уравнения, равна т) = 482 кВт/м2.. Сравнение величин тепловых потоков, рассчитанных на основе закона конвективного теплопереноса (42). по формулам (52), (62) и (65), показывает, что разййца их не'превышает 10 %, что вполне, пригодно для инженерных расчетов! ■

4.5. Метод расчета расхода воздуха по тепловому фактору

Развитие' технологии добыли угля, увеличение глубины горных работ, широкий диапазон йзмененйя климатических условий и повторное использование выработок приводит к резкому увеличению в них температуры от добавочных факторов и за счет геотермического градиента.

Проведенная в последние два десятилетия санация угольных предприятий с точки зрения их эффективности вызвала закрытие в нашей стране почти 60 % в основном старых й глубоких шахт с повышенной температурой, В результате проблема кондиционирования воздуха в шахтах отошла на второй план, но это лишь временно,.т. к.;при этом произошло ежегодное увеличение глубины горных работ в 1,'5 раза и более.

К настоящему времени трудами отечественных и зарубежных ученых в области горной теплофизики разработаны методы прогноза ожидаемых температур, средства кондиционирования воздуха и нормативные документы, определяющие тепловые условия работы в шахтах:

Анализ показывает, что известные методы расчета температуры содержат до 30 различных параметров по каждому объекту. Ввиду сложности расчетных формул известные методы не .находят широкого применения в инженерной практике. Об этом свидетельствует в частности отсутствие в нормативном «Руководстве по проектированию вентиляции шахт» методики -расчета расхода воздуха по тепловому, фактору. Следует сказать, что составление такой методи-

ки является далеко не простым .делом, ввиду различия тепловых условий в системе выработок и во времени выполнения производственных процессов. Это объясняется еще и тем, что тепловые условия в шахтах нормируются по одновременному действию на человека допустимой температуры и относительной влажности воздуха в зависимости от скорости его движения, которые изменяются в шахте в широких пределах. Например, в диапазоне'скоростей движения воздуха в действующих выработках от 0,25 до 2 м/с и влажности воздуха 6090 % предельные значения температуры не должны превыщать 16-26 градусов. В надшахтных зданиях, поверхности нормируется лишь температура, воздуха не ниже +16 градусов, а для людей, работающих на открытом воздухе при темпе-, ратуре ниже +10 градусов, должны предусматриваться специальные помещения для обогрева С температурой в них не ниже +22 градусов и скоростью движения до 0,2 м/с.

В результате многолетних исследований автором разработан метод расчета расхода воздуха по тепловому фактору для.проветривания шахт. Метод создан на основе разработанной, автором данной • : теории тепломассопере-носа с учетом законов сопротивления и тепловых потенциалов.

Сущность метода расчета расхода воздуха по тепловому потоку состоит в двухступенчатом расчете расхода воздуха. На первой ступени определяется удельный расход воздуха для наиболее опасной части сечения выработки. Удельный объемный расход воздуха с учетом удельного теплового, потока определяется по формуле

V

"дрп

где £ - удельный расход, воздуха, м^м^с; р - плотность газовоздущного потока, кг/м3; gQ, g -г соответственно начальный и текущий тепловой поток, кВт/м2;

/)доп - допустимая удельная энтальпия, м2/с2; /ц, п~1 - показатель режимов теп, лового сопротивления и энтальпии; ^ - коэффициент неравномерности теплового потока. ........_..................

После этого сравниваются расчетные и допустимые значения удельных, расходов воздуха. При условии, когда <яДОп» находится зависимость расчетного удельного расхода воздуха по площади сечения и определяется общий расход воздуха по формуле

в = Ш<Я., (74)

где - общий расход воздуха в сечении,

м'/с; 5-площадь сечения, м2. . Разрабатываемый метод расчета расхода воздуха по 'тепловому фактору обеспечивает создание более безопасных и комфортных условий труда в шахтах.

5. Управление тепломассопереносом в массивах и вентиляционных потоках [1,2,4,5,1,12,21,22,33,40,41] .

5.1. Классификация методов управления тепломассопереносом

Любой экологический комплекс в шахте и на поверхности представляет собой управляемую систему, состоящую' из объектов управления и управляющих устройств.

Развитие науки и техники вызывает необходимость постоянной разработки классификации методов и средств борьбы с аномальными вредными и опасными термодинамическими факторами. К настоящему времени имеется ряд классификаций, управления газопереносом, бснованных на разных классификационных признаках. В работе приводится классификация Методов и средств управления вредными и опасными термодинамическими факторами, основанная на законах тепломассопереноса и на математических моделях.

В качестве классификационного признака принят тепловой поток, как основной фактор, определяющий энергетическое и экологическое состояние жизнедеятельности человека и систем окружающей среды, записанный в общем виде:

1

где Т. - тепловой поток, Вт/м2; у - вид закона тепломассопереноса; То - начальная величина теплового потока; Р] - разность температур, энтальпий; гу -термодинамическое сопротивление;. П2 — показатели характера изменения параметров; х - координаты (ху =х,у,г); т - время.

В соответствии с выражением. (75) все методы управления энергетическим состоянием объектов разделены на следующие виды: кондукгивный - когда воздействие на управление тепловым потоком оказывается способами теплопроводности; конвективный - когда воздействие на управление тепловым потоком оказывается способами конвективного тепломассопереноса; радиационный (теплового излучения) - когда воздействие на управление тепловым потоком оказывается способом теплового излучения; режимный - когда воздействие на управление тепловым потоком оказывается на адаптацию объекта к максимально достигнутой величине теплового потока; комплексный - когда .воздействие на управление тепловым потоком оказывается несколькими методами одновременно.

В работе подробно рассмотрены теоретические основы теплопереноса излучением, а также сложный тепломассоперенос одновременно кондукцией, конвекцией и тепловым излучением в разных вариантах. С учетом этого разработан раздел «Управление тепломассопереносом в массивах и вентиляционных потоках».

дР/

•±1 /=1

ВК:

По зависимости (75), содержащей в себе формулы теплопереноса при разных процессах, можно рассчитать стационарные и нестационарные процессы тепломассопереноса.

Расчет тепловых потоков для управления тепломассопереносом на основе математических моделей позволяет определять удельные и общие аномальные величины потоков в локальных зонах и таким образом предотвращать необычные проявления массивов и вентиляционных потоков.

С учетом формул (9), (50) составлена комплексная математическая модель управления процессами .теплопереноса тепловыми потоками ковдукцией конвекцией и тёплоизлучением в ввде- .

дР, ■

+ Ч}-1 (*/, т)-Я; _2 (х,, х) = с ,

ся

(76)

где_*' - - координаты; х -'время; у - ввд способа тепломассопереноса (;-1,2,3...); ^ - термодинамический потенциал тепломассопереноса, Вт/м (при ; = 1 ковдуктивный теплоперенос, при-У=2. конвективный тепломассопе-ренос, при У =3 лучевой теплоперенос); ± - знаки подвижности массива (при «+») и среды в массиве (при «-»).

На основе математической модели можно управлять аномальными теп-лофизическими параметрами для создания комфортных и .безопасных условий труда и жизнедеятельности.

5.2. Структура теплового баланса по источникам тепломассопереноса

Для выбора научно обоснованного метода управления тепловым режимов любого объекта жизнедеятельности необходимО-знать структуру .его теплового баланса. Баланс тепла современных шахт До глубины 1000'м .формируют следующие тепловые источники: горные породы, окислительные процессы, машины и прочие, составляющие соответственно 48,8; 28,8;' 8,5 и 14,2 %: Тепловой баланс поверхностных помещений зависит от географического региона расположения здания. Например, для юго-восточной Азии тепловой баланс помещении формируют следующие источники: лучевая энергия Солнца; температура внешней среды; скорость движения атмосферного воздуха ц прочие составляющие соответственно 19; 16; 30 и 35 %. Знание теплового баланса объекта управления и теплового баланса человека обеспечивает создавайте необходимых условий жизнедеятельности. ' .

Несмотря на различную величину источников теплового баланса принцип его расчета одинаков для различных теплофизических объектов. Поскольку горная отрасль представляет собой, взаимосвязанный комплекс подземйых выработок и поверхностных помещений, то методика расчета теплового баланса

показана на примере поверхностного здания.

Метод расчета сложного нестационарного теплопереноса базируется на формуле (75) и математической модели (76). Варианты сложного нестационар-

о

ного тепломассбпереноса в помещении показаны на примере высотного многоэтажного здания (рис. 13).

а.

Рис. 13.. Схема взаимодействия внешних (а), и внутренних'(б) факторов, .определяющих тепловой режим помещения: а) 1 - здание; 2; 3,4,5, б, 7 - соответственно солнечная радиация, осадки, температура, влажность, скорость воздуха, барометрическое давление; б) 8, 9, 10, И - соответственно температура, влажность, скорость воздуха, давление; 12,13,14,15 - соответственно освещение, люди, кондиционеры,обогреватели; машины

Дано. Область расположения здания и его размеры: климат тепло-влажный; помещение офисное; ориентация здания к сторонам света -г северовосточная с углом ориентации 45°; время, требующее, определения теплопере-носа в помещении - круглосуточно,- через каждый час; высота здания 110 м; ширина 32 м, длина 32 м, внешний объем 99000 м3; число этажей и помещений в здании 36. Размеры и параметры помещенйя: стены помещения сплошные -длина 200 м; ширина 32 м; высота 2,9 м;. стены с окнами - ширина 32 м, высота 3,7 м; тип стен - бетонные; цвет - темный; крыша - ширина 32 м; длина 32 м.

Внешние тепловые факторы, здания: температура сухого и влажного атмосферного воздуха, изменяющаяся в. течение суток через час. (рис. 14).

Внутренние проектируемые тепловые' факторы помещения:, температура воздуха в.помещении 23 "Соотносительная влажность 40 %; скорость движения воздуха 0,1 м/с; коэффициенты Термодинамического сопротивления сложного тепломассопереноса определены по предлагаемым формулам.

Внутренние источники тепловыделения в помещений: люди и вид их физической деятельности (работа 'средней тяжести; тепловыделение явное -80,57 Дж/чел., скрытое - 30,76 Дж/чел.);. освещение- электрическое с плотностью теплового потока 1,85 ВтДг; способ проветривания помещения нагнетательный; депрессия вентилятора г 625 Па; температура подаваемого охлажден-

ного воздуха вентилятором 12 °С; расход воздуха 37 м3/мин; воздуховоды теплоизолированы; минимальная влажность подаваемого воздуха 40 %.

Решение. Расчет сложного тепловыделения произведен на ЭВМ по составленной программе.

Обработка полученных данных показала, что явный и скрытый тепловые потоки в помещении изменяются в течение суток по зависимости

л "1» при 0£т:£б ч

Ф = 1( г\\ ' (77)

Ц-ат'' +Ьх-с)2, при бит524ч ' '

где Ф - тепловой поток, кВт; т - время; а, Ь, с- эмпирические коэффициенты.

Результаты расчетов позволили 'определить тепловой баланс.помещения при сложном процессе лучевого, кондуктивного и конвективного тепломассо-переноса с внутренними источниками (табл. 4). ■ .

Таблица 4

1 » Тепловой баланс помещения, кВт

общее явное' скрытое. ■ общее отвсего, %

Через окна 32,90 •• лоперенос от 32,90 голнца

Итого 32,90 32,90. 19,46-

2. Кондуктивный теплоперенос от внешнего тепла

Через крышу 10,59 10,59

Через стекла ' 12,76 :• 12,76.

Через стены 3,53 3,53

Итого • 26,88 26,88 15,9

3. Конвективный теплоперенос

От внешнего воздуха .41,54 8,82 32,72

От вентилятора 6,65 . 6,65

От воздуховодов 2,59 2,59

Итого 50,78 ,1 18,06 . 32, 72 30,04.

4. Внутренние источники тепла

От освещения 21,80 ' , 21,80

От людей 12,69 12,69 .4,14

От оборудования 24,01 24,01

Ятого• 58,50 54,36. . 4,14 34,6

ВСЕГО 169,11 132,25 • 36,86 100

В результате расчетов определено: почасовое количество тепловой энергии помещения в течение суток изменяется по зависимости (77) (рис. 14).

Из табл. 4 видно, что при сложном процессе тепломаосопереноса тепловой баланс помещения формируют следующие источники: лучевой теплопере-нос от Солнца - 19,46 %, кондуктивный теплоперенос от внешнего тепла -

15,9%, конвективный тепломассоперенос воздушным потоком - 30,94% и внутренние источники - 34,6 %. Фоб, кВт

.12 3 1 5 6 7 8.9 10 11 12 1314.1516 1718192021?223 24 . Часы

Рис.' 14. Изменение Теплового потбка помещения Ф при сложном тепло-массопереносе в зависимости от времени т суток

Для эффективного управления тепловыми условиями в помещении необходимо знать допустимые значения факторов теплового потока.

53. Определение допустимых отачений тепловых факторов

Тепловой поток является комплексной величиной, зависящей от закона теплопереноса, который можно записать так:

Фд =

"2

(78)

где Ф - допустимый тепловой поток, Вт; Н'о, - начальное значение теплового потока; / = 1, 2, при / = 1 имеем /ц - И - разность энтальпий, при / = 2 имеем ¿2 =Т - разность температур, °С; при ; =1, 2,3, 4- имеем соответственно кон-

дуктивное, конвективное лучевое и сложные тепловые сопротивления; пип2-показатели степени факторов; 5 - площадь сечения потока, м2/ '

5.4. Управление тепловыми потоками при сложном тепломассо-переносе

Зная структуру источников тепловыделения и допустимые значения факторов, можно управлять тепловыми условиями путем изменения строения объекта или управляющих факторов. Опыт работы показывает, что наиболее оперативно можно управлять Тепловыми условиями- объекта путем -воздействия непосредственно на факторы, формирующие величины тепловых, потоков.'

Основными факторами тепловых Потоков являются: температура при кондуктивном теплопереносе; энтальпия при конвективном тепйомассоперено-се; термодинамические сопротивления и их изменения. В общем случае в процессе сложного тепломассопереноса:М01уТ участвовать.все. или часть .указанных факторов. В условиях шахт сложный тепломассоперенос в выработке происходит аналогично поверхностному помещению. Разница сострит в том, что в-помещении величины тепловых потоков и их факторов изменяются в широком диапазоне в течение суток и вне зависимости от технологических процессов. С учетом этого приведены исследования по управлению сложным тепломассопе-реносом в проветриваемых помещениях.

В результате исследований установлено, что при сложном нестационарном процессе Тепломассопереноса, в соответствии с, формулами .(62), (75) тепловые потоки зависят от температуры, ее градиентов, термического сопротивления и изменяются в течение суток по сложной зависимости •

Ф =

-ах'

{ 2 ' ах -Ы+:с

при О^т^бч .

(79)

при 6 ¿1:524 ч-

где а, Ъ, с - эмпирические коэффициенты,-определяющее температуру, ее градиенты, термическое сопротивление и тепловой поток а первый и второй периоды суток,

В соответствии с математической м.оделью (76)'тещюмассоцерецоса и формулой (79) рассмотрены .следующие четыре способа управления тепловыми потоками.

1. Способ управления тепломассопереносом в помещении при одновременном изменении всех факторов во времени.

Дано. Температура атмосферного воздуха, ее градиенты и термическое сопротивление, изменяющиеся во времени суток по зависимости (79).

Решение. Результаты расчетов факторов, определяющих величины тепловых потоков, приведены в табл. 5. . '

Таблица 5

Эмпирические коэффициенты в пегаолы

Факторы 1 т = 1—6 ч И т = 6-24 ч [ах2 -Ьх + А

а п Л* а . :ь • с R1

и 27,3 -0,0154 0,977 -0,050 1,546 19,25 .0,999

dt/dx -0,421 -1,015 1.0 0,0082 -0,253 2,18 0,9 96

г 0,0112 -0,929 0,909 0,0008 -0,0130 0,081 0,996

Ф 37,93 -0,1214 0,981 -1,025. 34,293 -135 ,1,0"

Из табл. 5 видно, что коэффициенты детерминации, показывающие тесноту связи между изучаемыми факторами, равны 0,99-1,0, что свидетельствует о весьма высокой степени достоверности расчетов по определению тепловых потоков.

На основе, данных табл. 5 показан характер интерактивности тепловых потоков и определяющих, их факторов (рис; 15). •

Ф

200

150

100

50

ОМ

0.03

0.02

0.01

dt_ dt

0.8 0.6 0Л 0.2

29

27

25

i \ \

• t ■ 1 \ V \ 1- 1 1 1 1 1. ]

• 1 i | \ •■■/ . 1 "/ \ / V г 1 1

и Л я ' '' т- 1 А\

" 3

. О

12

18

2U т, час

Рис. 15. Зависимость температуры t, ее градиентов di/dx, термического сопротивления г и тепловых потоков Ф от периода времени х суток при dt/dx* const, г * const: 1 - температура; 2 - градиенты температуры; 3 - термическое сопротивление; 4-тепловой поток

Из рис. 15 видно, что все факторы, определяющие тепловой поток в течение первого периода суток от 1 до 6'часов, снижаются до постоянных начальных уровней. Можно сделать вывод, что в ночной период суток величина сложного теплового потока определяется в основном процессом кондукшвного теплопереноса. В начале периода суток с 6 до 12 часов происходит резкое увеличение градиентов температуры и термического сопротивления с последующим снижением их до минимума, при плавном возрастании температуры и теплового потока. Результаты расчетов показывают, что резкий характер изменения величин, определяющих тепловой поток с началом второго - дневного периода и наличие-точек перегиба у кривда свидетельствует об увеличении доли

конвективного способа в общем процессе тепломассопереноса.- •

Из табл. 5.и рис. 15 видно, что применение данного способа управления тепломзссопереносом обеспечивает возможность . поддержания- допустимых температурно-влажносщых условий -путем ■ изменения всех факторов до допустимых уровней. По формуле (39) рассчитывались коэффициенты эффективности снижения факторов для создания комфортных-условий жизнедеятельности.

2. Способ управления тепломассопереносом при'всех постоянных факторах, определяющих тепловые потоки в помещении;

Дано. Температура атмосферного воздуха, ее градиенты и термическое сопротивление, осредненное во времени в соответствии; с. зависимостью .(79).

Решение. Результаты расчетов факторов, определяющих величина тепловых потоков, приведены в табл. 6.

Таблица 6

Период времени Средние Значения тепловых факторов

°С ¿Мх г Ф,кВт

26,9 0,199 . .0,00592 ' 33,60

Ч 29,0 0,595 - -0,0144 : 73,22

Отношение Т1 / 1,08 . 2,88 , ' ¿50 2,17 '

Из табл. б видно, что изменение величины теплового потока в 2,17 раза происходит под действием изменения температуры, ее градиентов и термического сопротивления соответственно в 1,08,2к88 И 2,5 раза.:Отсюда следует вывод, что величина градиента температуры, определяющая, изменение теплового потока является термодинамически наиболее активной, за ней следуют термическое сопротивление и температура.

Характер интерактивности тепловых потоков и'определяющих их факторов при стационарном процессе сложного теплопереноса для двух периодов времени суток показан на рис. 16.

Ф г

200

150

100

50

Ш

ом-

ом

0,02

dU d х

0.8

0.6

OA

0.2

.30

25

20

15

-—■—Г- • 1 .2

U --- -I

12

18

2А 'г, нас

Рис. 16. Зависимость температуры t, ее градиентов dt/dx, термического сопротивления г и тепловых потоков Ф от периодов времени т суток при (dt/dx)о = const, г = cdnst: 1 г- температура; -2 - градиенты температуры; 3 -термическое сопротивление; 4 -тепловой поток

Из табл. 6 и рис. 16 видно, что применение данного способа управления тепломассопереносом обеспечивает возможность поддержания в помещении постоянных значений факторов в течение любого периода времени суток. Реализация этого способа требует применения автоматического регулирования факторов с учетом их'допустимых значений, рассчитываемых по формуле (39).

•3.. Способ управления тепломассопереносом при постоянном термическом сопротивлении и переменньк остальных факторах.. •

Дано. Температура воздуха, ее градиенты и термическое сопротивление, осредненное во времени в'соответствии с зависимостью (79).

Решение. Результаты расчетов факторов, определяющих величины тепловых потоков, приведены в табл. 7. *• ' " .

Из табл. 7 видйо, что коэффициенты детерминации,, показывающие тесноту связи междуизучаемыми факторами, равны 0,990-1.0, что свидетельствует о весьма высокой степени достоверности расчетов по определению тепловых потоков.

На основе данных табл. 7 показан характер интерактивности тепловых потоков и определяющих их факторов (рис. 17).

Таблица 7

Эмпирические коэффициенты в периоды

Факторы т= 1-6 ч т = 6-24 ч ' (ат^-Ьт+с]^

а п Г а Ъ с ' К?

'с 27,3 -0,0154 0,978 -0,050 1,546 19,25 0,980

dt/dx -0,421 -0,101 1,0 0,0082 -0,253 . 2,18 0,990

г "* г = 0,0059 г =0,0148

Ф 70,27 -1,017 1,0 ' 0,55 г-17,10 147,1 0,99

Ф

80

60

U0

20

0.08

0.06

ОМ

0.02

4L

d х 0.8

0.6 OA 0.2

33

31

29

27

25

!

1 I 1 \ \ / / » Г • ■

1 1 1 \ 1 \\ / ■ / \/ у А / 1

к / 'X /д / /л i л

ч:

.У

- . О 6. ' . 12 18 . 24 ' т. час

Рис. 17. Зависимость температуры t, ее градиентов dtIdx, термического сопротивления г и тепловых потоков Ф от периодов времени т суток при' dt/di* const, г = const: 1 - температура; 2 - градиенты температурь!: 3 - термическое сопротивление; 4 - тепловой поток

Из табл. 7 и рйс.-17 видно, что применение данного метода управления тепломассопереносом позволяет путем■ поддержания постоянного термического сопротивления изменять характер кривых градиентов температуры и теплового потока по сравнению с первым способом. Реализация данного способа позволяет значительно снизить температуру воздуха и довести ее.до нормы на основании расчета по формуле (39).

4. Способ управления тепломассопереносом при постоянной температуре, ее начальном градиенте и переменных остальных факторах.

.Дано. Температура воздуха, ее градиенты, термическое сопротивление и показатели режимов, изменяющиеся во времени суток по зависимости (79).

Решение. Результаты расчета факторов, определяющих величины тепловых потоков, приведены в табл. 8.

Таблица 8

Факторы Эмпирические коэффициенты в. периоды

х= 1-6 ч . х - 6^-24 ч W (ax2 -¿T + cJz

a 1 n F. a , b • : С

t = 26,9 . / = 29

dt/dx dt/dx =0,198 dt!dx .= 0,595

г 0,0112 -0,929 0,91 0,0008 -0,013 0,081 0,99

Ф 17,69 0,928 0,99 -2,86 87,53 -414 0,95

Из табл. 8 видно, что коэффициенты детерминации, показывающей тесноту связи между изучаемыми факторами, равны 0,91-1,0, что свидетельствует о весьма высокой степени достоверности расчетов по определению тепловых потоков.

На основе данных табл. 8 показан характер изменения тепловых потоков и определяющих их факторов (рис. 18).

Из табл. 8 и рис. 18 видно, что применение данного способа управления тепломассопереносом позволяет путем поддержания Постоянной температуры и начального ее'градиента температуры изменять величину теплового потока.

Проведенными исследованиями установлено, что каждый из рассмотренных способов имеет свою эффективность управления тепловыми потоками (табл. 19).

®

' , . . Таблица 9

№' Условия реализации способов . Величины тепловых потоков, кВт

n/n средние относительные

1 / * const, dtlch-ф const, r. * const -. 40 1,0

2 t = const, (dt/ch) о = const, r = const 53 ' 1,3

3 t * const, dt/ch * const, r = const 73 1,8

4 t = const, (dt/ch)о = const, r * const .130 3,2 '

Из табл. 19 видно, что ср'едйие величины тепловых потоков рассмотренных способов, по сравнению с первым, принятым за единицу, равны 1,0; 1,3; 1,8 и 3,2. Это является количественной величиной длй оценки эффективности спо-

собов управления не только при сложном тегшопереносе, но и для элементарных способов.

Ф

200

100

ОМ

0.03

0.02

0.01

Ё1 d т

1.6

1.2

0.8

0.4

30

25

20

15

10

• . /

: 1 \ L V/ V \ /

1 1 ' 1 1 1 kr2 д/ 1

/V / \ А

\ А / \ / v f * л

6 , 12

■18 \ 24 т, час

Рис. 18. Зависимость температуры 7, начальной величины, ее, начальных градиентов (dt/dx)0, термического сопротивления г и.тепловых потоков Ф от времени т суток при dt!dx = const, г * const: 1 - температура; 2 - начальные градиенты температуры; 3 - термическое сопротивление; 4 - тепловой поток

В результате реализации способов тепломассопереноса удалось решить поставленные задачи управления, тепловыми потоками в помещении и получит* значительный экономическими социальный Эффект. .■"".-'

5.5. Управление тепломассопереносом в шахтах

Проблема управления тепломассопереносом для создания,нормального микроклимата в шахтах и помещениях представляет особую важность. Анализ научно-технической "литературы показывает, что теория управления тепломассопереносом до сих пор не рассматривалась. Поэтому впервые сделана попытка разработать теорию управления тепломассопереносом в виде комплексной математической модели управления (76) на основе математических моделей тепло- и массопереноса: теплопроводностью, конвекцией, тепловым излучением и сложным тепломассопереносом для. нормализации тепловых условий в шахтах и помещениях. Важность разработки данной теории несомненна, т.к. она позволяет осуществлять управление теплом,- выделяющимся в выработке или в

помещении путем количественного влияния на конкретные параметры и оптимизировать их для получения необходимого технического результата

При кондуктивном методе рассмотрены следующие технические решения

втеПЛ°ПереН0Т В МаССИВЗХ: Р^иональные схемы вскрыт^ упГ ных пластов; схемы отработки изолированных выемочных столбов; блоковые системы управления обрушением пород и угля; схемы изоляции.выработанных пространств; специальные меры'снижения, температуры массивов' заиловкой способом импульсного нагнетания жвдхостёй, новыми способами дегазации

При конвективном методе" рассмотрены следующие технические решения управления тепломассоперенодом в вентиляционных потоках: изменением схем вентиляции выемочных участков; , способов выравнивания давления в выработках; установлением влияния ламинарного или турбулентного режимов движения на изменение тепловых условий проветривания выработанного'пространст-ва; применением кондиционеров, устройств изменения влажности воздуха- регулированием распределения воздушных потоков при нормальных и пожарных сшуациях; изменением способов регулирования расхода подаваемого воздуха в локальные зоны.выработок и участки в целом; влияние температуры на вынос метана из выработанных пространств и. др.

При радиационном методе рассмотрены следующие мер^л управления тепловым потоком излучения из массивов;..рекомендации по применению луче-защитных экранов, режимов работы и др.

При режимном методе, являющемся медико-профилактическим, рекомендуются следующие меры: использование соответствующей условиям спецодежды; учет оптимальных и предельных значений тепловых параметров для различных видов, деятельности человека.

При комплексном методе-рекомендуются следующие меры: учет влияния на условия работы скорости теплового потока;- соответствующей изменению теплового баланса человека и месту его деятельности;

Разработанная теория управления процессами тепломассолереноса позволяет решать целый рдд практических задач. Некоторые из них'по тепловой нормализации атмосферы решены йа шахтах РФ и КНР, Кроме того, теория управления тепломассопереносом позволила ее'автору более эффективнее осуществлять проектирование, строительство и мониторинг теплофизических условий в промышленных предприятиях, жилых, общественных зданиях и помещениях с тепло-влажным климатом в.ряде стран юго-восточной Азии.

5.6. Критерий оценки и оптимизации теплового кондиционирования атмосферы

Под кондиционированием понимается комплекс мероприятий изменяющих тепловлажносгный режим атмосферы о&ьекта при нахождении в нем человека. Комфортный или дискомфортный тепловой режим деятельности человека зависит от температуры, скорости движения воздуха, его влажности и барометрического давления. В.пределах .области комфортного режима имеется

величина огшшальных значений указанных параметров. Оптимальный режим достигается изменением скорости движения воздуха, ограничением притока теплового потока, его охлаждением, осушением или подогревом воздуха, изменением барометрического давления и рядом других технических и оргайшацион-ньгх мер.

В зависимости от вида деятельности человеческий организм продуцирует энергию, которая равна соответственно в среднем при незначительной, легкой, средней и тяжелой работе: до 140,140-170,170-290, более 290 Дж/с в диапазоне от 90 до 500 Дж/с„

Для того, чтОбы человек испытывал оптимальные комфортные тепловые тепловые условия необходимо соблюдать равенство тепла выделяемого человеком и тепла отводимого от него в окружающую среду. При различной интенсивности работы человека тепловая среда должна быть различной, но она практически остается постоянной в течение рабочей смены. Поэтому организм человека вынужден сам регулировать теплоотдачу природными свойствами: лучеиспуска-нимем, конвекцией, испарением пота с поверхности тела и изменением частоты дыхания. Средний баланс теплового регулирования человеческого организма осуществляется: лучеиспусканием-10%, конвекцией - 50%,потоотделением -30% и дыханием -10 %.

Анализ показывает, что в настоящее время негг единого критерия оценки теплового кондиционирования атмосферы объектов жизнедеятельности человека. Для этого применяются: американская и бельгийская эффективная температуры, кататермометрия, французская результативная температура, немецкая предельная температура, индексы теплового напряжения, тепловой баланс человека и др.

Разработанный в данной диссертации метод теплового кондиционирования атмосферы шахт и помещений на основе теории тепломассопереноса позволил обосновать и предложить в качестве такого критерия - удельный тепловой по -ток, содержащий явную и скрытую тепловую энергию. Основные достоинства предложенного метода заключаются в следующем:

-на основе предложенного критерия представляется возможными получить достоверные комплексные энергетические данные отемперэтуре, энтальпии, скорости движения воздуха, его 'плотности, барометрического давления и режимов совместного переноса энергии и массы;

-оценка тепловой кондиции атмосферы с помощью энергии теплового потока позволяет связать: теплопродукцию энергии тела человека и тепловую энергию окружающей среды; тепловые потоки человеческого организма и среды с производительностью средств кониционирования;

-предложенный критерий позволяет рассчитывать не только текущие, прогр-нозные величины тепловых потоков, но и оптимизировать их для получения значительного социально- экономического эффекта;

- предложенный критерий позволяет повысить наше научное представление о процессах тепломассопереноса, не только в горной , строительной промышленности, но и во многих других отраслях для улучшения жизнедаятельности людей.

Заключение

В диссертации, представленной в виде научного доклада, выполнено теоретически обобщение закономерностей переноса тепла в массивах пород, атмосфере выработок и дано решение крупной научной проблемы разработки метода тейпового кондиционирования атмосферы шахт и поверхностных помещений на основе теории, прогноза и управления процессами тепломассопереноса. 01

Основные научные результаты, выводы и практические рекомендации заключаются в следующем.

1. Исследован процесс кондуктивного теплопереноса в массивах горных пород, в результате чего. установлен закон кондуктивного теплопереноса, заключающийся в том,'что плотность теплового потока изменяется по степенной зависимости от теплового напора, кондуктивного сопротивления, их начальных значений и величин показателей степеней. Особенность установленного закона кондуктивного теплопереноса в массивах горных пород состоит в том, что он учитывает неоднородность и не стационарность процесса в виде вариантов соотношений постоянных и переменных величин теплового напора, термического кондуктивного сопротивления, их начальных значений и величин степеней изменения этих параметров, включая линейные зависимости, как частные случаи. Запись вариантов соотношений параметров теплового потока в дифференциальной форме. позволяет осуществить дальнейшую разработку теорий кондуктивного теплопереноса в неоднородных средах с различной теплоемкостью. Сравнение полученного закона теплопереноса с известными показывает, что линейный характер исследуемых зависимостей наблюдается в однородных средах при стационарном теплопереносе. Горные породы существенно не однородны и- обладают разной теплоемкостью, что позволяет считать справедливым установленный не линейный закон кондуктивного теплопереноса.

2. Разработана теория теплопереноса кондукгавных тепловых потоков из массивов горных пород к поверхностям тепловыделения, заключающаяся в том, что в ней учтены особенности закона кондуктивного теплопереноса в виде полученных сложных дифференциальных уравнений. Для упрощения решения уравнений без изменения их содержания использован известный в гидрогазодинамике и математике способ обобщенных переменных, который позволил с введением тепловых кондукгавных потенциалов свести сложные по форме уравнения к классическим уравнениям теплопроводности. Разработан комплекс математических моделей кондуктивного теплопереноса, позволяющих рассчитывать тепловые потоки в неподвижных и движущихся массивах горных пород с действующими в них тепловыми источниками. Сравнение разработанной теории кондуктивного теплопереноса с теорией теплопроводности показывает их подобие по форме, но различие по содержанию входящих в уравнения параметров. Поскольку комфортность атмосферы определяет комплекс,, включенных в математическую модель

факторов, в том числе и температуру, то следует считать обоснованным использование разработанной теории для прогноза условий жизнедеятельности.

3. Разработан метод прогноза кондуктивного тешюпереноса из массивов горных пород к поверхностям выработай, состоящий- в том, он позволяет рассчитывать плотность теплового потока, а не температуру, с учетом установленных коэффициентов нестационарного теплопереноса и тепловой проницаемости массивов. Предложенный метод обеспечивает возможность рассчитывать оптимальное тепловое состояние каждого массива и общее осредненное состояние объема всей выработки по составленной блок-схеме. Анализ показывает, что разработанный метод прогноза кондуктинных тепловых потоков из массивов, по сравнению с методом прогноза температуры является более достоверным.

4. Исследован процесс конвективного тепломассопереноса в текущей воздушной среде, в результате чего установлен закон конвективного тепломассопереноса, заключающийся в том, что плотность теплового потока в движущейся среде изменяется по степенной зависимости от разности энтальпий, термодинамического сопротивления, их начальных значений и показателей режимов тепломассопереноса. Особенность закона конвективного тепломассопереноса состоит в том, что он учитывает процесс теплообмена массива со средой и процесс ее тепломассопереноса, а так же учитывает варианты соотношений переменных и постоянных величин разности энтальпий, термическое сопротивление, их начальные значения и величины степеней этих параметров, включая линейные зависимости, как частные. Сравнение известных и установленного конвективного законов тепломассопереноса показывает, что учет особенностей конвективного тепломассопереноса позволяет получить "более достоверные результаты тепловых потокоб. • • , .

5. Разработана теория конвективного тепломассопереноса с использованием особенностей тепловых потоков и соответствующих им тепловых потенциалов Определено, что потенциалы кондуктивного и конвективного теплового потоков имеют одинаковую единицу измерения и физическую природу, поэтому теория кондуктивного теплопереноса оказывается вполне приемлемой -для исследования плотности изменения тепловых потоков. С учетом этого разработан комплекс Математических моделей конвективного тепломассопереноса в воздушной среде, позволяющих определять тепловые потоки при разных вариантах соотношений параметров закона тепломассопереноса и математической модели.

6. Разработан метод прогноза конвективных тепловых потоков, в движущейся воздушной' среде, заключающийся в том, что он позволяет рассчитывать теплообмен между массивом и воздушной средой и тепломассоперенос движущимся явным и скрытым тепловым потоками. Сравнение результатов определения конвективных потоков по известному и предложенному методу показывает, что при одних и тех же температурах величины тепловых потоков могут отличаться в 5-6 раз. Это позволяет утверждать, что' разработанный метод обеспечивает получение. более

достоверных значений тепловых потоков для повышения эффективности кондиционирования атмосферы шахт и помещений.

7. Разработан метод расчета расхода воздуха для проветривания действующие и проектируемых угольных шахт, заключающийся в том, что он позволяет определять необходимый расход с учетом энтальпии, величины теплового . потока и коэффициента неравномерности тепловыделения. Предложенный метод расхода воздуха является динамическим , поскольку он позволяет определять необходимое количество воздуха для любой длины выработки и времени проветривания . Сравнение разработанного метода с известными, основанными на расчете только температуры воздуха позволяет утверждать ,что предложенный метод обеспечивает возможность повысить эффективность кондиционирования воздуха для создания более комфортных и безопасных условий труда.

8. Составлена классификация методов управления тепломассопереносом на основе теплового потока, как главного классификационного признака С учетом этого разработан комплекс математических моделей, позволяющих научно-обоснованного управлять плотностью тепловых потоков. Установлено, что для повышения эффективности управления кондиционированием воздуха атмосферы тахт и помещений необходимо учитывать варианта соотношений параметров закона тепломассопереноса, долю влияния кавдого параметра закона тепломассопереноса на величину теплового потока и варианты математической модели, формирующие величину теплового потока Определено, что учет влияния вариантов параметров закона теплопереноса, на величину теплового потока позволяет изменить его значение в 1.3 - 3.2 раза и более. Установлено, что учет доли влияния каждого параметра позволяет изменить величину теплого потока в 1.1 - 2.9 раза и более. Учет вариантов параметров составляющих математическую модель позволяет управлять величиной теплового потока еще в больших пределах. Сравнение разработанных методов управления тепломассопереносом на основе тепловых потоков, с известными методами на основе температуры, дает возможность утверждать, что предложенные методы позволяют повысить эффективность кондиционирования атмосферы шахт и помещений. Исследована структура тепловых балансов шахт и помещений 'по источникам тепловыделения при сложном тепломассопереносе кондукций, конвекцией и излучением. Установлено, влияние на величину теплового потока .температуры, ее градиентов и термодинамического сопротивления, изменяющиеся во времени суток, а так же произведена оценка доли влияния каждого перечисленных факторов на осредненную величину теплового потока. Рассмотрено влияние технических решений по управлению процессами тепломассопереноса внедренных на шахтах Кузбасса и Шандуньского угольного бассейна КНР, а так же внедренных. технических решений по. управлению тепломассопереносом в поверхностных помещениях различного назначения расположенных в условиях тепло-влажного климата.

Основное содержание диссертации в виде научного доклада опубликовано

в следующих работах

Монографии и учебные пособия

1. Колмаков, А. В. Тепломассоперенос: теория, прогноз и управление / А. В. Колмаков; ГУ Томе. гос. ун-т. - Томск: Изд-во ТГУ, 2007. - 149 с.

2. Kolmakov, А. V. The Preventive measures of coal Spontaneous in China/

A. V. Kolmakov; Shandoung Institute of Mining and Technology. - Taian, 1994. -52 p. "»

3. Колмаков, В. В. Эндогенная пожароопасность шахт России и Китая /

B. В. Колмаков, А. В. Колмаков, В.' А. Колмаков // Горноэкологический мониторинг метановой и пожарной опасности шахты. - Кемерово : Кузбассвузиздат 2001.-201 с. '

4. Колмаков, В. А. Горноспасательная служба и тактика ведения горноспасательных работ: учеб. пособие / В. А. Колмаков, В. А. Зубарева, А. В. Колмаков; Кузбас. гос. техн. ун-т. - Кемерово, 2008. -140 с.

Статьи

5. Колмаков, А. В. Концепция энергономики как науки о деятельности человека / А. В. Колмаков // Безопасность жизнедеятельности предприятий в угольных регионах: материалы 6-ой Междунар. науч.-практ. конф., Кемерово, 15-17 нояб. 2005 г. / Кузбас. гос. техн. ун-т. - Кемерово, 2005. - С. 431-432. '

6. Колмаков, А. В. Повышение эффективности кондиционирования шахтной атмосферы / А. В. Колмаков // Успехи современного естествознания: науч.-теоретич. журнал Академии естествознания. - 2005. - № 8. - С. 38-39.

7. Колмаков, А. В. О необходимости идентификации параметров и компонентов воздуха для повышения его кондиции./ А. В. Колмаков // Безопасность жизнедеятельности предприятий' топливно-энергетического комплекса России: тр. X Междунар. науч:-пракг. конф. «Белые ночи» /РИПК. - Кемерово, 2006.-С. 54-57.

8. Колмаков, А. В. Метод расчета тепла в помещении / А. В. Колмаков, В, А. Колмаков // Горный информ.-аналит. бюл. - 2008. - Jfs 2С. 50-54.

9. Колмаков, А. В. Метод расчета расхода воздуха по тепловому фактору для проветривания шахт / А. В. Колмаков- // Безопасность жизнедеятельности предприятий в промышленно-развитйх регионах: материалы 7-ой Междунар. науч.-практ. конф.; Кемерово; 15-16 нояб.'2007 г. / Кузбас. гос. техн. ун-т. - Кемерово, 2007. - С/49-50;"

10. Колмаков, А. В. Управление вентиляционным режимов в уклонных полях при нисходящем проветривании / А. В. Колмаков // Безопасность жизнедеятельности предприятий в угольных регионах: тез. докл. Всерос. науч.-практ. , конф., Кемерово, 23-25 мая 1994 г.-Кемерово, 1994.-С. 66. ■

11. Колмаков, А. В. Адаптация человека в аварийных ситуациях / А. В. Колмаков. // Безопасность жизнедеятельности предприятий в угольных регио-

нах: материалы 4-ой Междунар. науч.-практ. конф., Кемерово, 21-23 нояб. 2000 г. / Кузбас. гос. техн. ун-т. - Кемерово, 2000. - С. 215-21 б.

12. Колмаков, А. В. Технико-эконологаческие последствия от эндогенных пожаров в грхтах / А. В. Колмаков // Наукоемкие технологии разработки и использований минеральных • ресурсов: сб. науч. ст. Междунар. науч.-практ. конф., Новокузнецк, 5 мая 20.05 г, / Сиб. гос. индустр. ун-т. - Новокузнецк, 2005.-,С. 229-230.

13. Колмаков, А. В. .Совместные международные исследования и разработки мер-для предотвращения эндогенных пожаров в шахтах / А. В. Колмаков // Природные и интеллектуальные ресурсы Сибири: материалы 3-ей Междунар. науч.-практ. .конф., Кемерово, 16-18 нояб. 199$ г. / Кузбас. гос. техн. ун-т. - Кемерово, 1999.-С. 55-56. . '

14. Колмаков, А. В. К вопросу анализа теорий самовозгорания угля / А. В. Колмаков // Перспективы развития горнодобывающей промышленности в Ш тысячелетии : материалы 7-ой Междунар. науч.-практ. конф.,. Новокузнецк, 6-9 июня 2000 г. / Сиб. гос. индустр. ун-т. - Новокузнецк, 2000. - С. 13 8-139.

15. Колмаков, А. В. Исследование механизма самовозгорания угля в Китае / А. В. Колмаков //.Безопасность-ясйзнедеяТельности предприятий в угольных регионах .' материалы 4-ой Междунар. науч.-практ. конф., Кемерово, 21-23 нояб. 2000 г. / Кузбас. гос.' техн. ун-т. - Кемерово, 2000. - С. 124-125.

16. Колмаков, А. В. Определение скорости диффузионного потока в горной выработке при пожаре / А. В. Колмаков // Управление газовыделением в угольных шахтах: межВузов. сб.-науч. тр. / Кузбас. гос. техн. ун-т. - Кемерово, 1995.-С. 72-74.'

1-7. Колмаков, А. В. Исследование факторов, определяющих опрокидывание газовоздушного потока /А. В. Колмаков // Молодые ученые Кузбасса - на-, родному хозяйству: тр. обл. науч.-практ. конф. / Кемер. гос.-ун-т. - Кемерово, 1990.-С. 61-62.

18. Колмаков, А. В. Определение аэродинамического сопротивления газообильных выработок при пожаре / А. В. Колмаков // Управление газовыделением в угольных шахтах: межвузов,' сб. науч. тр. / Кузбасс, политехи, ин-т. -Кемерово,' 1990.- С. 67-7Í.' . ' '

' 19. Колмаков, А. В. Предотвращение опрокидывания вентиляционной струи при пожаре в выработке / А. В. Колмаков, А. А. Мясников // Управление газовыделением в угольных, шахтах: межвузов, сб. науч. тр. / Кузбасс, .политехи. ин-т. -Кемерово, 1992. - С. 81-84. i

20. Артамонов, А. А. Научно-технические проблемы добычи и утилизации метана в шахтах Кузбасса / А. А. Артамонов, А. П. Емельяненко, А. В. Колмаков // Социально-экономические проблемы достижения коренного перелома в-эффективности развития производительных сил Кузбасса : тр. Всесоюз. конф. I Рос. акад. наук, Сиб. отд-ние, Ин-т горного дела. - Кемерово, 1988. -С. 249-252.

21. Колмаков, А. В. Исследование взаимосвязи факторов эндогенного пожара и взрыва газа / А. В. Колмаков П Безопасность жизнедеятельности предприятий в угольных регионах: материалы 2-ой Междунар. науч.-практ. конф.,

Кемерово, 10-12 нояб. 1998 г./ Кузбас. гос. техн. ун-т. - Кемерово, 1998. -С. 111-112.

22. Колмаков, А. В. Управление воздухораспределением при пожарах в выработках с нисходящим проветриванием / А. В. Колмаков // Управление вентиляцией и газодинамическими явлениями в шахтах: тр. Всесоюз. совещ. / Рос. акад. вдук, Сиб. отд-ние, Ин-т горного дела. - Новосибирск, 1991.-13 с.

23. Колмаков, А- В. Локальное .реверсирование вентиляционной струи в выемочных блокад при пожарах / А.: В. Колмаков // Подготовка горных инженеров и развитие научных исследований : тр. науч. конф. / Кузбасс, политехи, ин-т. - Кемерово, 1990. - С. 57-58. •

24. Колмаков, В. В. Классификация выработанных пространств / В. В. Колмаков, А. В..Колмаков // Природные и интеллектуальные ресурсы Сибири: материалы 3,-ей Междунар. науч.-практ. конф.', Кемерово, 16-18 нояб! 1999 г. / Кузбас. гос. техн. ун-т. - Кемерово, 1999. - С. 65-66:

Авторские свидетельства, патенты

25. A.c. 1633119 СССР, МКИ Е21 С 39/00: Устройство дог измерения физических характеристик массива горных пород / В. А. Колмаков, Б. К. Кретов, В. В. Колмаков, А. В. Колмаков (СССР). - № 4498234/03 заявл. 25.10.88; опубл. 07.03.91, Бюд. № 9.-6 с.

26. A.c. 1432217 СССР; МКИ Е21С 39/00. Способ определенной эффективной пористости горных пород / В- А. Колмаксз, А. Н. Фокин, В. В. Колмаков, А. В. Колмаков (СССР). - № 4075939/22-03; заявл. 29.04.86; опубл. 23.10.88, Бюл. № 39. -4 с.

27. A.c. 1285161 СССР, МКИ Е 21 Е 7/00. Способ определения фильтрационного сопротивления массива угольного пласта / В. А. Колмаков, С. П. Бра-бандер, В. В; Колмаков, В. А. Пинаев (СССР). - № 3889120/22-03 ; заявл. 26.04.85 ; опубл. 23.01.87, Бюл. № 3. - 6 с.

28. A.c. 1509543 СССР, МКИ Е 21 F 1/00. Способ определения аэродинамического сопротивления трения газовоздушному потоку газообйльноЙ горной выработки / В. А. Колмаков, В'. В. Колмаков, А. В. Колмаков (СССР). -N°. 4199185/23-03 ; заявл. 20.02.87; опубл. 23.09.89, Бюл. №35.-6 с.

29. Пат. 2097567 Российская Федерация. МПК GE21.F 7/00. Способ определения местного сопротивления азовоздушному потоку горной выработки / В. А. Колмаков, В. В. Колмаков, А. В. Колмаков (РФ); заявитель и патентообладатель Кузбас. гос. техн. ун-т. - Ms 95113264/03 ; заявл.-26.07.95 ; опубл. 27.11.97, Бюл. № 33.-9 с.

30. A.c. 1530795 СССР, МКИ Е 21 F 7/00. Способ определения коэффициента эффективности диффузии.в гордой выработке / В. А. Колмаков, В. В. Колмаков, А. В. Колмаков (СССР), -г № 4303211/23-03 ; заявл. 08.09.87; опубл. 23.12:89, Бюл. №47.-5 с. ■ " .

31. A.c. 1546674 СССР, МКИ Е 21 F 7/00. Способ определения аэродинамического сопротивления выработки при пожаре / В. А. Колмаков, В..В. Кол-

маков, А. В. Колмаков (РФ). - № 431426.6/23-03; заявл. 08.10.87 ; опубл. 28.02.90, Бюл.№ 8.-7 с.

32. A.c..-1420187' СССР, МКИ Е 21 F 5/00. Способ предварительного увлажнения угольного пласта / В. А. Колмаков, В. В. Иванов, Р. Р. Масенас, В. В. Колмаков, А. В. Колмаков (РФ). - № 4134044/22-03 ; заявл. 30.06.86; опубл. 30.08.88, Бюл. № 32. - 4 с.

33. A.c. 2169844 Российская Федерация, МКИ Е 21 F 5/00. Способ обнаружения самонагрева угля / В. А. Портола, В. А. Колмаков (РФ). № 99123770/03; заявк- 10.11.99; опубл. 27.06^2001,Бюл. № 18. -5 с.

3.4. A.c. 1559207 СССР, МКИ.Е 21 F 7/00. Способ дегазации выработанного пространства/В. А. Колмаков,'В, В. Колмаков, В. П. Мазикин, А. В. Колмаков (РФ). -№ 4358759/23-03 •; заявл. 04.01.88 ; опубл. 23.04.90, Бюл. № 15. -4 с,

35. Заявка 2006/03 Российская Федерация, МПК Е 21 F 3/00.. Способ определения'теплового потока в текущей среде / А. В. Колмаков, В. А. Колмаков (РФ). № 2006116147/03;'заявл. 10.05.2006. Положительное решение о.выдаче патента на изобретение 24.10.2007, - 5 с.

36. Заявка 2007102179 Российская Федерация, МПК 7 Е 21 F 5/00. Способ определения допустимой нагрузки на очистную выработку по газовому фактор / М. В. Колмакова, А. В. Колмаков, В. А. Колмаков (РФ). - № 200710217.9 ; заявл. 19.01.2007. Положительное решение о выдаче патента на изобретение 25.01.2008.-4 с.

Нормативно-методические документы (разработанные с участием автора)

37. Методика разработки способа й средств автоматического предотвращения теплового опрокидывания вентиляционной струи в выработке : отчет о НИР: № 110-05-90 / Рос. акад; наук, Сиб.отд-ние, Ин-т угля : рук. А. А. Мясников, отв. исполн. А. В. Колмаков. - Кемерово, 1989. - 60 с.

38. Методика адаптации существующей измерительной аппаратуры для подземной тепловой газификации углей : отчет о НИР : № 110-02-87 / Рос. акад. наук, Сиб. отд-ние, Ин-т угля.: рук. Ä. А. Мясников, исполн. А. В. Колмаков. -Кемерово, 1988. - 70 с. '

39. Руководство по обнаружению и контролю за тушением очагов самовозгорания угля в шахтах / Рос. науч.гисслед. йн-т горного дела. - Кемерово, 1999.-50 с.

40. Способ определения местного. аэродинамического сопротивления газовоздушному потоку газообильной горной выработки / сост.: А. В. Колмаков, В. В. Колмаков, В. А. Колмаков. - Кемерово, 1997. - 2 с. (Информ. листок / Ке-мер. ЦНТИ :№ 171-97).

.41. Устройство для определения эффективной пористости горных пород / сост.: А. В. Колмаков, В. В. Колмаков, В.. А. Колмаков, А. И. Фокин. - Кемерово, 1997. - 2 с.' (Информ. листок / Кемер. ЦНТИ: № 172-97).

42. Устройство для измерения физических характеристик, массива горных пород / сост.: А. В. Колмаков, В. В. Колмаков, В. А. Коямаков.- Кемерово, 1997. - 2 с. (Информ. листок / Кемер. ЦНТИ :№ 173-97).

43. Способ повышения эффективности предварительного увлажнения •. краевой зоны угольного пласта / сост.: А. В. Колмаков, В. В. Колмаков, В. А. Колмаков, Р. Р. Масенас. - Кемерово, 1997. -г 2 с. (Информ. листок / Кемер.

ЦНТИ-.№425-85).

44. Способ управления дегазацией выработанных пространств выемочных полей шахт / сост.: А. В. Колмаков, В. В. Колмаков, В. А. Колмаков, В. П. Мазикин. - Кемерово, 1994. - 4 с. (Информ. листок / Кемер. ЦНТИ: № 86-94).

Подписано к Печати -Формат 60x84/ 16.Бу мага офсетаая № 1. Печать офсетная. Печ. л. 3.75; усл. печ. л. 3.48; уч.- изд. л. 3.64. Тираж 100 экз.

Типография ГУ КузГТУ, 690099, Кемерово, ул. Д. Бедного, 4 а