Теоретические основы создания регулируемых средств пылеподавления Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

© В.И. Дремов, А.В. Дрёмов, 2012

УДК 622.4

В.И. Дремов, А.В. Дрёмов

ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ СОЗДАНИЯ РЕГУЛИРУЕМЫХ СРЕДСТВ ПЫЛЕПОДАВЛЕНИЯ

Рассмотрены достоинства и недостатки основных средств и способов борьбы с пылью в проходческих забоях угольных шахт. Дан анализ схем нагнета-тельно-всасывающего проветривания на примере проходческих комбайнов. Приведено теоретическое обоснование регулируемых схем пылеподавления на проходческих комбайнах.

Ключевые слова: пыль угольная, проходческие забои, схемы проветривания, орошение, пылеулавливание, регулирование.

А нализ условий труда на предприятиях угольной промыш-

./Т.ленности показывает, что по содержанию пыли в воздухе более 42 % рабочих мест не соответствуют допустимым нормам Особенно высок уровень запыленности в очистных и механизированных проходческих забоях.

Запыленность воздуха на рабочих местах при работе проходческих комбайнов избирательного действия характеризуется значительной неравномерностью, вызванной переменным пылевыделе-нием при обработке различных участков забоя по сечению выработки. Максимальная и минимальная запыленность могут отличается в 3-8 раз.

Пылевыделение при разрушении горного массива зависит от ряда горно-геологических и технологических факторов: влажности, крепости, структуры, вещественного состава и степени метаморфизма угольного пласта, его мощности, способа и режима разрушения угля, скорости движения воздуха, , которые могут изменяться в широких пределах.

Большое влияние оказывает на пылеобразование режим резания угля исполнительным органом и производительность комбайна.

Удельное пылевыделение при разрушении может быть определено по эмпирической формуле:

q = 150-апл. ■ Кв. ■ Кн. ■ Кт, (1)

где Кв. - коэффициент, учитывающий средневзвешенное значение влажности угля; Кн. - коэффициент, учитывающий средневзвешенное значение вынимаемой мощности пласта; Кт. - коэффициент, учитывающий температуру пласта; апл. - содержание в разрушенном угле частиц, диаметром менее d,

апл= 100 [1 - ехр ■ (-Х^)], (2)

т - показатель способности угля к измельчению, определяется по данным ситового анализа проб угля; Х - показатель степени измельчения угля.

Рекомендуемые методы расчета запыленности воздуха не учитывают особенностей работы комбайнов со стреловидным рабочим органом. Так основным источником пылеобразования здесь является отбойная коронка, а ее положение в процессе работы постоянно меняется как по высоте, так и по ширине выработки. При этом отбитая горная масса падает с различной высоты, а значит и время взаимодействия ее с воздушным потоком, обуславливающим переход пыли во взвешенное состояние, различно. Кроме того и скорости воздушных потоков будут иметь различное значение по сечению выработки в зоне пылеобразования и смешения.

В связи с вышеизложенным можно констатировать, что внедрение регулируемых средств пылеподавления в механизированных проходческих выработках, с учетом непостоянства определяющих факторов пылевыделения, становится необходимым условием для нормализации воздуха на рабочих местах проходчиков

При работе комбайнов фронтального и избирательного действий определяющими параметрами, влияющими на пылевую обстановку в забое, являются:

• скорость воздуха в месте разрушения горного массива и м/с, значение которой изменяется по сечению выработки и зависит от удаленности нагнетательного трубопровода 1\ (м), диаметра воздухопровода До (м), расхода воздуха Qo (м3/с); сечения выработки 8выр и места расположения пылеотсасывающего патрубка;

• эффективность пылеподавления орошением, которая определяется в значительной мере удельным расходом жидкости Wж (л/т) и соотношением расходов эжектируемого форсунками воздуха QэЖ и поступающего в забой Qн ^н = Qо - Qсбрас) воздуха.

• текущая производительность комбайна А (т/с);

- схема обработки и направление фрезерования плоскости забоя комбайном со стреловидным рабочим органом

Количество пыли, переходящей во взвешенное состояние, зависит как от свойств отбитой массы (измельченности, влажности, и т.д.), так и от динамического напора воздушного потока.

Зависимость интенсивности пылевыделения (мг/с) в тупиковой выработке от скорости вентиляционной струи у забоя можно выразить в виде уравнения [1]:

I = 1о (1+ фЦсД (3)

где иср - средняя скорость ядра постоянной массы у груди забоя, м/с; 1о -интенсивность пылевыделения при скорости воздуха близкой к 0; ф - опытный коэффициент пропорциональности, с2/м2.

Известно, что средняя скорость ядра постоянной массы в любом сечении струи пропорциональна осевой скорости

Пср = а\ Пт,

где Пт - осевая скорость свободной струи, м/с; а1 - коэффициент пропорциональности.

Подставив в (3) значение Пср, получим I = 1о (1 + ф (а1 Пт /А (4)

Значение осевой скорости свободной струи у груди забоя Пт зависит от скорости выхода воздуха из выходного отверстия вентиляционного трубопровода По, диаметра выходного отверстия d, удаления конца трубопровода от забоя /1 коэффициента структуры свободной струи а и коэффициента формы выработки Кф. взаимосвязь между этими величинами выражается зависимостью: Пт = Кф 0,816 По/(2аШ + 0,417). (5)

I = 1о (1 + уг/1 (Кф0,816/(2аШ + 0,417) По2), (6)

где щ = ф а12 / /1.

При нагнетательном проветривании процесс выноса газопылевых продуктов из призабойной зоны осуществляется турбулентной струей, теоретические основы которых были разработаны Г.Н. Абрамовичем [2]. Для реальной тупиковой выработки при удалении конца нагнетательного трубопровода на 6-8 м от груди забоя, толщина струи "угр" от "х" может быть с достаточной точностью аппроксимирована выражением (7)

у »0,17 х (7)

Большой интерес представляет процесс распространения воздушной струи, ударяющейся в плоскость забоя, с последующим ее разворотом и образованием обратных потоков. Струя настилается на плоскость груди забоя и превращается в веерную пристеночную с определенным углом принудительного расширения "а0". Толщина веерной струи возрастает с удалением от оси лобовой струи, а скорость - уменьшается.

За пределами зоны действия лобовых скоростей, скорость в точках, равноудаленных от оси веерной струи остается постоянной и не зависит от удаления конца нагнетательного трубопровода от груди забоя . [3]. и„ 0,215 dn

ио у (8)

Подставив значения % = 0,0125 в (8) получим для полуограниченной, стесненной струи у груди забоя:

ит № dо.

и0 у (9)

Средняя по сечению веерной струи скорость равна примерно 0,55 ит.

Для практических расчетов в выработке арочного сечения с симметрично расположенным воздухопроводом, значения скоростей в любой точке могут быть вычислены по формуле:

и_ и0

(10)

1а° (Н - h)

?

где Н - высота выработки; h - высота точки измерения. Среднее значение скорости

2 0 dn ир « 0,55^-0— и0

л/^°(Н - h) 0

(11)

Исследования запыленности (С) в механизированном проходческом забое при изменении производительности комбайна (потребляемой мощности) и схем обработки

6 Таблица 1

Средние значения запыленности воздуха при изменении производительности комбайна (станция Трубная - А, станция Боровицкая- Чеховская - Б)

А) Б)

А, т/мин 0,7 1,5 2,2 3

С, мг/м3 L=10M 17 36 50 70

С, мг/м3 L=9M 23 47 60 77

С, мг/м3 L=8M 47 60 83 100

А, т/мин 0,75 1,5 2,25 3

С, мг/м3 L=10M 3 17 23 37

С, мг/м3 L=9M 10 22 30 42

С, мг/м3 L=8M 12 30 42 50

L- отставание трубопровода от плоскости забоя, м

Таблица 2

Средние значения запыленности воздуха при изменении производительности комбайна (ш Осинниковская)

А, т/мин 0,45 0,9 1,35 1,8 0,52 0,51 0,98 0,99 1,4 1,41

С, мг/м3 L=10M 250 500 700 900 255,77 278,36 534,74 524,46 703,07 739,45

С, мг/м3 L=9M 400 700 900 1100 440,04 447,31 739,18 723,21 920,38 937,07

С, мг/м3 L=8M 600 800 900 1000 604,15 642,97 831,28 823,16 907,31 928,55

Для определения влияния производительности проходческих комбайнов (А)на среднее значение запыленности (С) за полный цикл обработки, были проведены шахтные эксперименты. Исследования проводились при проходке подходных выработок станций Мосметростроя Трубная и Боровицкая-Чеховская (комбайн 1ГПКС) а также на ш. Осинниковская, при проведении и расширении монтажной камеры лавы 1-1-5-5 (3бис) пласта Е-5. (Обработки плоскости забоя аксиальными коронками). Данные экспериментов представлены в табл. 1 и 2.

Влияние схем обработки на запыленность в забое.

Для исследования нами были выбраны из большого разнообразия схем обработки забоя наиболее типовые:

1) 2) 3) 4)

5) 6)

Рис. 1. Схемы последовательности обработки плоскости забоя

С учетом аэродинамики взаимодействия подающей отбитой горной массы с воздушными потоками у плоскости забоя, нами исследованы 7 схем (рис. 2), влияющих на запыленность в забое при прочих равных условиях (отставание трубопровода L = const, расход воздуха QH = const, производительность комбайна А = const, режим работы комбайнов не изменялся во время опытов).

Схемы 1, 2, 3, 4 исследованы в забое по проходке подходных выработок станции Трубная.(Мосметрострой),схемы №5, №6- в шахте Осинниковская. Результаты исследований представлены на рис. 3.

Рис. 2. Схемы различных режимов фрезерования

Из рис. 3 видно, что в зависимости от схемы обработки запыленность воздуха изменяется на 30-32%. Наибольшая степень выдувания пыли зафиксирована при обработке вертикальными заход-ками, наименьшая - при горизонтальных заходках снизу-вверх. Проверка схем обработки плоскости забоя аксиальными коронками проведена на ш.Осинниковская, при проведении и расширении монтажной камеры лавы 1-1-5-5 (3бис) пласта

Е-5. Замеры запыленности осуществлялись при работающей системе пылеподавления внешним орошением.

Принимая во внимание значительные изменения начальной запыленности в забое при различных схемах обработки и изменяющейся производительности, целесообразно учитывать данный фактор при выборе параметров пылеподавления.

Приняв за основу эмпирическую зависимость изменения интенсивности пылепоступления в горную выработку при работе комбайнов избирательного действия [3]

I = 10(1+022к+0,61и2), (12)

А)

120 С, мг/м1

100

80

60

40

20

0

Шиш!

Б)

С, мг/м*

№3

160 140 120 100 80 60 40 20 О

№2

№46

№4а

№1а

№16

номер схемы

№5

№6а

№66

номер схемы

Рис. 3. Запыленность при различных схемах фрезерования №1-4(ст. Трубная) (А), №5, 6 (ш. Осинниковская) (Б)

где 1о - начальная интенсивность пылевыделения (при h=0 м, и~0,1 м/с), мг/с; h - высота места разрушения горного массива над почвой выработки, м; и - скорость воздушного потока в месте разрушения угля коронкой, м/с.

С учетом полученных зависимостей, учитывающих влияние производительности отбойки угля и схему обработки забоя:

Ь = а^плАКК2, (13)

где а1 - коэффициент размерности и пропорциональности; qпл -удельное пылевыделение пласта, г/т; А - производительность отбойки, г/т; К - коэффициент, учитывающий изменение пылевыде-ления при изменении производительности; К2 - коэффициент, учитывающий схему обработки забоя комбайном избирательного действия.

Найдем рациональные параметры пылеподавления в проходческом комбайновом забое, а именно: оптимальный по пылевому фактру, объем подающегося в забой чистого воздуха ^рац и расход жидкости на внешнее орошение Wж.рац. в зависимости от изменяющихся условий пылевыделения.

Расчет рациональных параметров расхода воздуха Для выбора рациональных параметров расхода воздуха вся плоскость забоя разбивается условно на две области:

1. Зона лобовых скоростей, где средняя расчетная скорость у источника пылеобразования определяется по формуле (5).

2. Зона действия настильных скоростей. Расчетная скорость воздуха:

"р 'р- " а6 НЪг ■П»

(14)

Так как П 0 = 1,3 % ,то

0 d2

ПР СР = 0'78 (15)

Задача рационального проветривания заключается в разбавлении образующихся примесей до минимально возможных концентраций.

Зная интенсивность пылеобразования и количество подаваемого в забой воздуха можно определить концентрацию пыли в зоне смешения

С=щ (16)

а) для зоны лобовых скоростей:

Сл = (1 + 0,22к + 0,67и2 ) =

*2о

ОДпл ^К1К 2

Qо

1 + 0,22к + 0,67

Кф • 0,449ио

2а1 V 4

+ 0,417

(17)

б) для зоны настильных скоростей:

Сн = ^

н а0

1 + 0,22к + 0,39

60

d02 (Н - к)2

(18)

Формулы (17) и (18) позволяют характеризовать пылевую обстановку в забое с изменением места разрушения угольного массива к, количества подаваемого в забой воздуха, а также служить основой для расчета обеспыливающих мероприятий в выработке.

В частности, появляются возможности выбирать оптимальные по пылевому фактору режимы проветривания тупиковых забоев, а также количество орошаемой жидкости для обеспечения требуемой остаточной запыленности, которая зависит от начальной концентрации пыли в воздухе.

Для определения минимально возможного значения запыленности воздуха в забое при фиксированном значении к и постоянных коэффициентах К и К2 возьмем производную по и функции С, получим:

^ „ ,, 2аМп + 0,4^02 г——— а™.л. = 2,11-^-—л/1 + 0,22к (19)

К

ф

6оПт.н= Ш0(н - кХ/1 + 0,22к

(20)

Блок-схема алгоритма расчета расхода воздуха при известных параметрах воздухопровода и выработки приведена на рис. 4.

В каждом случае расчета проверяется безопасность по газовому фактору, то есть 6опт > 6гз ,а так же требоварние

0,55Qн.опт < Qп. опт < 0,8Qн.опт, исключающее загазирование приза-бойной части выработки при рециркуляции воздуха, вызываемой действием пылеотсасывающей установки.

2

Рис. 4. Блок-схема алгоритма расчета оптимального количества воздуха, подаваемого в забой

Расчет рациональных параметров расхода жидкости При расчете оптимимального расхода жидкости на орошение взята за основу модель инерционного пылеосаждения.

Эффективность пылеподавления в этом случае может быть выражена так:

Е=1-ехр

Qx

R3

и.

(21)

где Q - количество воздуха, проходящего по выработке, м3/с; х -коэффициент, учитывающий количество воздуха омывающего источник пылевыделения. (Qэ) приближенно равняется количеству эжектируемого воздуха форсунками I - размер завесы вдоль направления движения потока капелек, м; Wж - расход жидкости на орошение, л/с.

Задача, при разработке алгоритма расчета расхода жидкости на орошение, добиться того, чтобы остаточная средняя запыленность Сост была минимальной за время одного цикла обработки плоскости забоя.

Используя выражение для эффективного орошения, а также то,

что

Е=

С - С

^ ил,, ^ ^

С

нач

где Снач - начальная запыленность воздуха, мг/ м3 получаем:

(22)

Сост Снач' @Хр *

Wж+ уп)2• I

Q• %• R3 • ив

(23)

При работе проходческого комбайна избирательного действия начальная запыленность воздуха величина переменная, поэтому и Сост будет переменной, зависящей от места разрушения массива , количества подаваемого в забой воздуха и эффективности пылепо-давления .

Решение задачи должно учитывать ограничение по расходу жидкости, но в несколько измененном виде.

Расход воды в среднем за цикл отработки плоскости забоя не должен превышать максимально допустимого удельного расхода, т. е.

н

J Wx (h) • dh < qydpy , (24)

о

где qyd - удельный расход жидкости, л/т; Ру- количество добытой горной массы за один цикл, т; н - высота выработки в каждом цикле, м.

Ру=АЦ, (25)

где А - производительность комбайна, т/с; tц - время одного цикла,

с.

Количество отбитой массы может быть определено за цикл

так:

Py=ylKSe, (26)

где у = 1.5 - удельный вес угля, т/м3; 1к - заглубление коронки, м; Se -площадь сечения выработки.

Критерием оптимальности процесса принимаем минимальную суммарную запыленность в течение цикла, то есть

н

Cz= J Сост (h)dh = min, (27)

0

тогда средняя запыленность в течение цикла, тоже будет минимальной

CE

Сср=—= min. (28)

U

Исходя из физического смысла эффективности орошения, можно заранее утверждать, что функция Wж(h), характеризующая расход жидкости на единицу выработки, будет возрастающей с ростом значения h.

Функцию предполагаемого изменения расхода жидкости с высотой Wж(h), аппроксимируем (приближенно представим) своими значениями в n точках по высоте: hi, h2, ...hn = Н.

Число разбиений n может браться любым разумным значением (при неполном захвате на глубину коронки), но надо учитывать,

что на каждом выбранном отрезке высоты должен меняться и режим орошения.

Берем в середине каждого из п интервалов «представитель» интервала. Рассматриваем в этих точках значения функций Wж(h) и

Сост(^.

Обозначим

Жж(й1)=Ж1; г = 1,2,3...п

СоМ=0 ; г = 1,2,3...п (29)

Тогда исходная задача будет формулироваться так: найти такие значения Ж1, Ж2... Жп, чтобы

п

а)Ж+Ж2+Жз+... +Жп<дудР—,

Н

Пояснение

Дй

(3°)

н Дй 2 Дй Н

IЖ (й)^й = | Ж (й^й + | Ж (й^й +... + | Ж (й^й

(31)

°

или

Дй

Н-Дй

11

IЖ(й)с1й « Дй + Ж2Дй + Ж3Дй + ... + ЖпДй

= Дй • (Ж1 + Ж2 + Ж3 + ... + Жп) = Н(Ж1 + Ж2 + ... + Жп) (32)

) п

б) С1+С2+С3+. +Сп=тгп Пояснение (с учетом 3.63):

Н Дй 2Дй Н

| Сост (й)^й = IС(й)^й + I С(й)dй +... + IС(й^й

(33)

(34)

°

или

Н

Дй

Н -Дй

I Сост (й¥й - (С! + С2 + С3 + ... + Сп )

Н

= тт

п

где С1=Снач(й)вхр

1=1,2,3... п

Ж • (R + гп)2 • К°I

xQ(hг) • R3 • ие (й)

(35)

(36)

Эту задачу можно решить численным приближенным методом. Идея метода состоит в направленном переборе различных допустимых значений [Ж], Ж Жв ...Ж„} с целью отыскания

Рис. 5. Блок-схема алгоритма расчета Wж

такого набора, при котором приближенно достигается минимум

Е С = т1п .

Блок-схема алгоритма рассчета оптимального расхода воды на орошение, с изменением места разрушения массива по сечению выработки, приведена на рис. 5.

Полученные в результате расчета расходы жидкости на единицу высоты выработки Ж^, следует выразить в литрах/с.

Расход в единицах, удобных для расчета количества и типа форсунок, давления в системе, будет рассчитавыться Ж

* = Т^Г (37)

I • АН

Число форсунок Ыф, одновременно подключаемых для орошения будет находится (при известном давлении)

Ыф = (38)

«Ф

где Ыф - число форсунок выбранного типа; «ф - производительность одной форсунки, л/мин.

Регулирование расхода жидкости и количества эжектируемого факелом воздуха может быть осуществлено путем изменения давления воды на работающем оросителе.

На основе закона сохранения количества движения профессором Ерохиным С.Ю. получена формула для определения количества эжектируемого ^э) факелом воздуха, определяемого для каждого типоразмера форсунки:

дэ = а^Р (82Nфg(а/2)I(0,05Р + 0,251)/dc -2,55^ , (39)

где а - коэффициент расхода форсунки; Р - давление воды на работающем оросителе, МПа; N - количество форсунок; I - длина факела, мм; ёс - площадь сопла форсунки, мм. Расчетные значения приведены на рис. 6.

Диспергируемый водовоздушный поток эжектирует окружающий воздух, который движется в спутном потоке окружающего аэрозоля. Скорость выхода капель жидкостного аэрозоля (у=15-20 м/с) значительно превосходит скорость вентиляционного потока в выработке (у=2,4-2,6 м/с). В объеме, занимаемом факелом диспергированной воды, происходит смачивание частиц и их частичная коагуляция.

А)

Qэ, м3/мин 400

0,5

1,0

1,5

2,0

Б)

Оэ. м3/мин 1000

0,2 0,4 0,6 0,8 0,1

Рис. 6. Изменение эжектирующей способности форсунки О, от 1(А) и Р(Б): 1

КФ-2,2-15; 2 - КФ-3,3-40; 3 - КФ-5-75 - для одной форсунки; 4 - КФ-2,2-15; 5 КФ-3,3-40; 6 - КФ-5-75 - для двух форсунок

м

6

5

0

В области факела диспергированной воды подвод пылинок к каплям осуществляется, в основном, за счет турбулентной диффузии. Согласно изложенному механизму улавливания пыли, эффективность осаждения пыли будет тем выше, чем больше эжектиру-ется водой запыленного воздуха и чем интенсивнее в нем развита турбулентность.

В зоне активного воздействия воздушных струй и интенсивного пылеобразования преобладающим становится процесс инерционного осаждения пыли.

Значение объемного расхода qv жидкости определяется выражением:

= (а/бСОдДор , л/с, (40)

Управление параметрами средств пылеподавления

Рассмотренные закономерности пылевыделения и борьбы с пылью в проходческом забое, позволяют выделить основные факторы, которые определяют пылевую обстановку в забое.

Задачей системы управления расхода воздуха является обеспечение подачи определенного, рассчитанного заранее количества воздуха, в соответствии с местом разрушения горного массива, то есть с высотой "h" и потребляемой мощностью двигателя. Регулирование воздуха рекомендуется осуществлять путем сброса части воздуха на расстоянии 15-25 м от плоскости забоя

Изменение расхода жидкости на орошение наиболее целесообразно обеспечивать подключением различного числа форсунок. Наличие управляемой по расходу автоматической насосной установки позволило бы значительно увеличить гибкость управления орошением. Можно так же применить регулирование расхода жидкости в функции изменения давления в сети подачи жидкости на внешнее орошение комбайна. Это позволило бы более точно осуществить регулирование, т.к. при изменении количества форсунок, изменяется суммарная площадь пересекающихся частей факелов форсунок, что приводит к изменению количества эжектируемого запыленного воздуха, а значит, и к изменению эффективности пылеулавливания при работе свободно расположенных форсунок.

- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Дьяков В.В., Ковалев В.И. Противопылевые вентиляционные режимы на рудниках. 1984. - М.: Недра, -.200 с.

2. Абрамович Г.Н. Теория турбулентных струй. - М.:Физматгиз, 1960.-715с.

3. Кирин Б.Ф., Карпов А.М., Дремов В.И. Управление пылевыделением в подготовительной выработке. /Безопасность труда в промышленности. - М.: Недра, 1981, №12, с.4. ЕШ

КОРОТКО ОБ АВТОРАХ

Дремов В.И. - профессор, доктор технических наук, Московский государственный горный университет, ud@msmu.ru

Дрёмов А.В. - кандидат технических наук, ОАО «Газпром газэнергосеть».