Pobierz jako PDF - Stowarzyszenie Inżynierów i Techników Górnictwa

Transkrypt

ISSN 0033-216X
2/2016
W GÓRNI
CT
A
W
ZYSZENIE
AR
IN
W
O
KÓ
NI
ÓW I T
IER
EC
N
H
ŻY
ST
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
1
założono 01.10.1903 r.
MIESIĘCZNIK STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW GÓRNICTWA
Nr 2 (1119) luty 2016
Tom 72 (LXXII)
„Leć nasz Orle w górnym pędzie,
Sławie, Polsce, światu służ!
Kto przeżyje wolnym będzie,
Kto umiera – wolnym już …” Drogi Profesorze Stanisławie - Ty już jesteś wolny na zawsze
Tym fragmentem „Warszawianki” pożegnaliśmy
w dniu 13 stycznia 2016 roku na Cmentarzu Rakowickim
w Krakowie jednego z najwybitniejszych profesorów Wydziału
Górniczego – obecnie Wydziału Górnictwa i Geoinżynierii
Akademii Górniczo Hutniczej i jednego z najwybitniejszych
polskich uczonych w obszarze nauk górniczych Profesora
Stanisława Knothe. „Warszawianka” na pogrzebie ? – tego nie
pamiętał nikt z obecnych na tym smutnym wydarzeniu, tego
nie grała jeszcze nigdy na pogrzebie – żegnająca profesora –
orkiestra dęta Kopalni Mysłowice-Wesoła z Katowickiego
Holdingu Węglowego.
Ale taka była wola Profesora. Na kilka dni przed śmiercią
kiedy nic nie wskazywało na zbliżający się ostatni oddech,
profesor opowiadał swojej Córce Annie rzeczy, o których
przez całe wspaniałe i długie życie – zmarł mając 97 lat –
nigdy nie wspomniał.
Profesor Knothe znany jako profesor zwyczajny nauk górniczych, całe życie związany z Akademią Górniczo-Hutniczą
w Krakowie, gdzie studiował od zaraz po II Wojnie Światowej,
i którą ukończył w 1947 roku. Po kilkumiesięcznej pracy
w przemyśle wydobywczym w kopalni eksploatującej ropę
naftową szybko rozpoczął pracę w zespole innego wspaniałego naukowca w obszarze nauk górniczych profesora Witolda
Budryka.
Ale zanim rozpoczął studia w Krakowie w 1945 roku –
jeszcze przed wojną po zdanej maturze w 1937 r w gimnazjum
Witkowskiego w Krakowie udał się na studia na Politechnikę
Warszawską – Wydział Mechaniczny, które trzeba było
odroczyć ze względu na Jego służbę i edukację wojskową
w Szkole Podchorążych, którą ukończył z trzecią lokatą.
Choć kochał mundur, konie i muzykę, kawalerzystą jednak
nie został tłumacząc to pytaniem: „dlaczego Ktoś miałby mi
rozkazywać przez całe życie?”.
Został górnikiem, ściślej - profesorem górnikiem, bo właścicielem kopalni w Ostrowach Górniczych w Sosnowcu
mógł zostać jeszcze przed wojną, ale też odmówił stryjowi
– właścicielowi tego zakładu górniczego.
I choć od 1945 roku do śmierci był związany z górnictwem, wychowany w duchu głębokiego patriotyzmu – ojciec
Bronisław był posłem na sejm z ramienia SL Piast do przewrotu w maju 1926 roku. Służba wojskowa oraz udział w kampanii
wrześniowej 1939 r. zachowały w jego sercu wielki sentyment
do wojska. W kampanii wrześniowej niestety szybko dostał
się do niewoli. Transportowany – nie wiadomo dokąd, uciekł
i ukrywał się w okolicach Połańca w majątku stryja. Tam też
nawiązał kontakt z operującą w tym rejonie grupą partyzancką
„Jędrusie”, którą wspierał, głównie materialnie, dostarczając
konie, żywność itp. Kiedy oznajmiono mu, że jego bezpieczeństwo jest w tym regionie zagrożone, pod koniec wojny
wrócił do Krakowa. Spadkobiercy tamtej grupy pamiętali
o profesorze i pojawili się na pogrzebie ze słynnym sztandarem kieleckich „Jędrusiów”.
Profesor Knothe kochał wolność, której Jemu i Polsce
brakowało również w czasach nazywanych „czasami PRL-u.”
Profesor kochał też muzykę. Sam grał na fortepianie i bardzo
to lubił. I tu się wyjaśnia prośba o Warszawiankę na pogrzebie.
To zapewne tradycja podchorążówki, wojskowa tęsknota za
domem, miłość do muzyki, honor i oficerska elegancja oraz
patriotyzm, sprawiły, że zamiast powszechnie granej „ciszy”,
zabrzmiała dziarska, najbardziej patriotyczna polska pieśń
„Warszawianka”.
W górnictwie ze względu na poziom zagrożenia jest
prawie jak w wojsku w czasie działań wojennych. Górnicy
nigdy nie zostawią w nieszczęściu kolegi, tak samo jak żołnierze nie zostawią rannego na polu walki. Górnicy wedle
starych przepisów mieli przywilej noszenia białej broni,
a „Honorowa Szpada Górnicza” jest jednym z najwyższych
honorowych odznaczeń dla górnika. Ta w kolekcji profesora
Stanisława Knothego zajmowała bardzo szczególne miejsce,
podobnie jak Jego galowy mundur górniczy. Ubierał go
z wielkim szacunkiem. Do kiedy mógł, chętnie uczestniczył w uroczystościach barbórkowych na swoim Wydziale
Górniczym AGH. Najważniejszym jednak wydarzeniem były
uroczyste msze św. barbórkowe w jego kościele akademickim
– Kolegiacie św. Anny, gdzie nawet w najmroczniejszych
czasach PRL-u wspólnie z kilkoma osobami organizowali
mszę św. barbórkową, prosząc o jej celebrowanie Ekscelencję
ks. Biskupa Jana Pietraszkę – przyjaciela Profesora. Profesor
Stanisław Knothe był bardzo głęboko wierzącym człowiekiem. Ale głęboka wiara to nie jedyna cnota profesora. Był
cichym spokojnym, skromnym i niezwykle życzliwym człowiekiem. Będąc w górniczym świecie wielkim autorytetem,
autorem - uznanej na całym globie - teorii ruchu górotworu pod
wpływem eksploatacji górniczej nazwanej w literaturze teorią
„Knothego-Budryka” nigdy nie manifestował swojej nad
innymi wyższości. Poza błyskawiczną karierą naukową, bo
pracując na stanowisku starszego asystenta od roku 1947 już
w roku 1951 otrzymał stopień doktora. Potem bardo szybko habilitacja, stanowisko profesora nadzwyczajnego i w roku 1975
tytuł profesora zwyczajnego. Jako wybitny uczony należał do
wąskiego grona Członków Rzeczywistych Polskiej Akademii
Nauk i Członków Krajowych Czynnych Polskiej Akademii
Umiejętności oraz wielu innych Towarzystw naukowych
o zasięgu krajowym i międzynarodowym. W roku 1992 prof.
2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Knothe został wpisany na bardzo krótką listę „Zasłużonych dla
Akademii Górniczo-Hutniczej” otrzymując piękną i masywną
statuetkę Stanisława Staszica z wygrawerowanym numerem
„5”. Teraz po śmierci, Jego nazwisko winno się pojawić
na pamiątkowej tablicy z listą Zasłużonych umieszczoną
w holu pawilonu A-0. W roku 1994 Senat Akademii Górniczo-Hutniczej uhonorował prof. S. Knothe najwyższą godnością
akademicką – tytułem Doktora Honoris Causa.
W swoim życiu został także wyróżniony licznymi odznakami, tytułami i odznaczeniami państwowymi włącznie
z Krzyżem Kawalerskim, Krzyżem Oficerskim i Krzyżem
Komandorskim Orderu Odrodzenia Polski. Wspólnie z innymi uczonymi był współzałożycielem Instytutu Mechaniki
Górotworu Polskiej Akademii Nauk w Krakowie, gdzie był
ekspertem i najwyższej klasy Autorytetem do końca swoich
dni.
Profesor S. Knothe był bardzo silnie związany z tradycją
górniczą. Pielęgnował ją w sposób szczególny jako dwukrotny
Dziekan Wydziału Górniczego: pierwszy raz w latach 1958
– 1960 i drugi raz w latach 1981 -1984.
Pierwsza kadencja była ostatnią, gdzie po krótkotrwałej
odwilży popaździernikowej 1956 roku, dziekana wybierała
społeczność akademicka. Kolejny okres pełnienia funkcji
dziekana był również rezultatem wyborów po kolejnej odwilży
i zmianach będących wynikiem wydarzeń i podpisanych porozumień w roku 1980. Drugi okres pełnienia funkcji dziekana
był jednak bardzo trudny dla profesora S. Knothe. W okresie
stanu wojennego ogłoszonego w 1981 roku w uczelniach
była również bardzo trudna sytuacja. Liczni pracownicy
zostali internowani i rolą Dziekana oraz Rektora były próby
ich uwolnienia.
W roku 1989 – roku kiedy Polska odzyskała swoją
prawdziwą wolność – profesor w wieku 70 lat udał się na
emeryturę, ale jego profesorski gabinet – jako Doktor Honoris
Causa AGH zgodnie z uczelnianą regułą zachowano do dnia
dzisiejszego. Profesor Knothe mimo wspaniałego wieku nadal
interesował się tym co się działo w Polskiej Akademii Nauk.
Kiedy kłopoty z chodzeniem uniemożliwiały Profesorowi
uczestnictwo w spotkaniach barbórkowych na jego ukochanym wydziale Górnictwa i Geoinżynierii, profesor Stanisław
zapraszał najbliższych, byłych swoich współpracowników
do siebie do domu, aby wspólnie z nimi w duchu górniczej
tradycji świętować ten charakterystyczny i radosny dla
wszystkich górników dzień.
Obok wspaniałej biblioteki profesor gromadził – w ramach swojego hobby – okolicznościowe medale wydawane
z różnych okazji.
W roku 2009 w pierwszym dniu dorocznej konferencji „Szkoła Eksploatacji Podziemnej” w teatrze im.
J. Słowackiego w Krakowie odbył się Jubileusz 90 urodzin
2016
profesora, natomiast w roku 2013 w AGH odbyło się pod patronatem JM rektora Prof. Tadeusza Słomki specjalne – niestety
już ostanie - sympozjum naukowe z udziałem prof. S. Knothe,
poświęcone Jego dorobkowi ze szczególnym uwzględnieniem
teorii znanej w literaturze jako teoria „Knothego-Budryka”.
Dla naukowca i uczonego to najwspanialszy moment,
kiedy rzesza wychowanków po latach tak bardzo pozytywnie
ocenia jego wkład do nauki górniczej docenianej na całym
świecie.
31 grudnia 2015 roku, gdy wszyscy szykowali się do
pożegnania roku 2015 i powitania roku 2016 nad ranem –
równolatek Akademii Górniczo-Hutniczej - ikona polskiej
nauki - prof. Stanisław Knothe, cichutko, niepostrzeżenie
zasnął i odszedł.
Jeden z ostatnich wielkich profesorów górnictwa XX
wieku, wielki uczony i patriota dotrwał w swej niezwykłej
szlachetności do końca. Ukochany mąż, ociec i dziadziuś,
żołnierz Rzeczypospolitej przeszedł „z życia do życia” – jak
stwierdził w swej pogrzebowej homilii ks. Prof. Tadeusz
Panuś – proboszcz parafii św. Anny w Krakowie.
Odszedł z „życia do życia” jak w górniczej piosence
z nadzieją wyrażoną słowami „Wszak się obaczym tam”
- „Szczęść Boże nam”. Odszedł i udał się na spotkanie
z bliskimi, rodzicami, żoną zmarłą w 2009 roku i siostrą, którą
pożegnał zaledwie kilkanaście dni przed swoim odejściem.
Wielki Człowiek i wielkie słowa pierwszych wersów
„Warszawianki”, która zabrzmiała w momencie opuszczania
trumny do ciemnej mogiły: „Oto dziś dzień krwi i chwały,
oby dniem wskrzeszenia był”.
Oby ten dzień był dla Niego dniem zwycięstwa i początkiem wiecznego odpoczynku.
Niech spoczywa w pokoju.
Prof. dr hab. inż. Piotr Czaja
Dziekan Wydziału Górnictwa i Geoinżynierii AGH
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
3
UKD 622.333:622.1:550.8:661.5
Zastosowanie schłodzonego azotu
do likwidacji termicznych skutków działania
georeaktora podziemnego zgazowania węgla
The use of cooled nitrogen to eliminate thermal effects of the
operation of the georeactor for underground coal gasification
Dr inż. Janusz Cygankiewicz*)
Treść: Wyznaczono pole temperatury skał wokół czynnego georeaktora podziemnego zgazowania węgla. Dla ograniczenia skutków
działania tego georeaktora zaproponowano podanie w miejsce jego działania azotu schłodzonego do temperatury -100°C.
Korzystając z metody modelowania numerycznego badano jaki jest wpływ czasu podawania schłodzonego azotu na zmiany
pola temperatury skał. Zmiany tego pola badano również dla przypadku, gdy zimny azot nie jest podawany.
Abstract: The temperature field of rocks surrounding the active georeactor for underground coal gasification was determined. A proposal for the reduction of adverse effects of the georeactor operation was submitted, consisting in feeding nitrogen gas cooled
down to 100ºC into the place of operation. By the use of the numerical modeling method, it was examined how the duration
of feeding cooled nitrogen affects the variations in the temperature field of rocks. Variations of this field were also examined
for the case in which the cooled nitrogen was not used.
Słowa kluczowe:
georeaktor podziemnego zgazowania węgla, pole temperatury skał, przenoszenie ciepła, schłodzony azot
Key words:
georeactor for underground coal gasification, temperature field of rocks, heat transfer, cooled nitrogen
1. Wprowadzenie
Badania pilotowej instalacji georeaktora podziemnego
zgazowania węgla [5] wykazały, że jego praca powoduje
znaczne nagrzanie otaczającego masywu skalnego. Jeśli
przewodem płyną produkty zgazowania o temperaturze około
10000C, wówczas temperatura ścian przewodu jest zbliżona
do temperatury gorących gazów (ts = 9750C), zaś temperatura
otaczającego masywu skalnego w najbliższym otoczeniu przewodu wynosi setki stopni Celsjusza (tablica 1). Podwyższona
temperatura otaczającego masywu skalnego sięga kilkunastu
metrów. Wysoka temperatura górotworu stanowi poważne
zagrożenie pożarowe. Z uwagi na zmiany temperatury gazów
wzdłuż przewodu zagrożenie to jest największe na początku
przewodu, którym płyną wymienione gazy. Aby zagrożenie
pożarowe ograniczyć do minimum, należy zastosować środki
do obniżenia temperatury otaczającego masywu skalnego.
Firma „AZIS” – Mining Service Sp. z o.o. zaproponowała
zastosowanie schłodzonego azotu. Wyniki przeprowadzonych prób w Kopalni „Wieczorek” okazały się zachęcające.
W artykule postanowiono zbadać skuteczność tego środka
prewencji na przykładzie pilotowej instalacji, która pracowała
na Kopalni „Wieczorek”.
Tablica 1. Modelowanie temperatury masywu skalnego wokół czynnego georeaktora (prognozowana temperatura skał
otaczających przewód z gorącymi spalinami)
Table 1. Modeling of the temperature of the rock mass around the active georeactor (projected temperature of rocks
surrounding a pipe with hot exhaust fumes)
x, m
0
5
10
15
20
25
30
35
40
46
tspalin
1000
927
860
798
740
687
637
591
549
502
0
974,6
903,0
837,8
777,5
721,0
669,4
620,7
575,9
535,1
489,3
1
456,5
424,1
394,4
367,0
341,3
317,8
295,6
275,2
256,6
235,8
2
263,2
245,3
228,9
213,7
199,5
186,5
174,3
163,0
152,7
141,2
3
158,0
148,0
138,8
130,3
122,3
115,0
108,2
101,9
96,1
89,6
4
96,9
91,4
86,4
81,8
77,5
73,5
69,8
66,4
63,2
59,7
x – odległość od ścianki przewodu w głąb górotworu oraz wzdłuż przewodu, m
*) Główny Instytut Górnictwa, Katowice
6
42,5
41,2
39,9
38,7
37,6
36,6
35,7
34,8
34,0
33,1
8
27,7
27,4
27,2
26,9
26,7
26,5
26,3
26,1
26,0
25,8
10
24,6
24,5
24,5
24,4
24,4
24,4
24,4
24,3
24,3
24,3
12
24,1
24,1
24,1
24,1
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
13
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
4
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2. Metoda badań i przyjęte założenia
W badaniach przyjęto metodę modelowania numerycznego. W tym celu wyznaczono pole temperatury otaczającego masywu skalnego, przyjmując różne czasy podawania
schłodzonego azotu, przy czym zastosowano tutaj metodę
różnic skończonych [6]. Pole temperatury wyznaczano wokół
przewodu, którym płynęły gorące produkty spalania. Długość
przewodu wynosiła L = 46 m, a jego średnica D = 0,3 m.
Zgodnie z deklaracjami Kierownictwa „AZIS” – Mining
Service Sp. z o.o. przyjęto, że do przewodu, którym płynęły
gorące produkty spalania podawany jest azot w ilości V =
1200 m3/h ≈ 0,333 m3/s schłodzony do temperatury -100C.
Dla tak przyjętych założeń współczynnik przenoszenia ciepła
od ścian przewodu do chłodnego azotu α obliczony według
wzoru zaproponowanego przez E. Kempfa [3]:
(1)
równy jest α = 15,077 W/(m2.K).
Ponadto, na podstawie literatury [1] przyjęto współczynnik
przewodnictwa cieplnego skał w badanym rejonie równy λq
= 2,4 W/(m.K), współczynnik wyrównywania temperatury
skał równy aq = 1,1.10-6 m2/s oraz temperaturę pierwotną skał
[4] równą tpg = 240C. Gęstość azotu przyjęto ρN2 = 1,25 kg/
m3, a właściwą pojemność cieplną cpN2 = 1043 J/(kg.K) [7].
Zgodnie z założeniami metody różnic skończonych przedziały
przestrzenne i czasowe dobrano tak, aby spełniona była nierówność h2/l >2aq [2], gdzie h – oznacza długość przedziału
przestrzennego w metrach, zaś l – długość przedziału czasowego w sekundach. Obliczenia wykonano dla ośmiu czasów
podawania schłodzonego azotu: τ1 = 1 dzień, τ2 = 5 dni,
τ3 = 10 dni, τ4 = 20 dni, τ5 = 50 dni, τ6 = 100 dni, τ7 = 150 dni
oraz τ8 = 200 dni. Dla porównania, czego należałoby oczekiwać, gdyby nie zastosowano chłodzenia azotem, wykonano
również obliczenia dla przypadku naturalnego stygnięcia
górotworu.
3. Uzyskane wyniki
Wyniki modelowania numerycznego przedstawiono
w tablicach 1 - 7 oraz na rysunkach 1 - 4. Tablica 1 dotyczy
pola temperatury masywu skalnego tuż po ukończeniu pracy
2016
georeaktora, a tablice 2 - 7 dotyczą stanów wychłodzenia tego
masywu dla wariantów z podawaniem schłodzonego azotu
oraz naturalnego stygnięcia (bez podawania azotu).
Gorące produkty spalania w georeaktorze, o temperaturze
około 1000°C na początku przewodu, przekazują ciepło do
masywu skalnego, dzięki czemu ich temperatura na końcu
przewodu spada do około 500°C (tablica 1). Temperatura
ścian przewodu jest niewiele niższa od temperatury spalin.
W odległości około 2 m od ścian przewodu temperatura skał
jest dużo wyższa od 100°C. Temperatura ta spada nie tylko
ze wzrostem odległości od przewodu, ale również (chociaż
w mniejszym stopniu) wzdłuż przewodu.
W przypadku podania do przewodu, azotu schłodzonego
do temperatury -10°C, temperatura skał szybko obniża się.
Już po upływie 1 doby podawania azotu temperatura ścian
przewodu spada do około 200°C (tablica 2). Jednak temperatura skał aż do około 2 m jest wyższa od temperatury ścian.
W odległości 1m od przewodu jest ona wyższa od 400°C. Po
pięciu dniach w odległości 1 m od przewodu temperatura skał
wynosi już tylko 300°C. Sytuację tę przedstawiono na rysunku
1. Dotyczy on okolic początku przewodu. Linia koloru czerwonego dotyczy temperatury skał tuż po zakończeniu pracy
georeaktora. Ciągła linia koloru zielonego dotyczy temperatury masywu po upływie 1 doby od rozpoczęcia podawania
schłodzonego azotu, a koloru niebieskiego po upływie 5 dni.
Linie przerywane dotyczą temperatury skał w przypadku
naturalnego stygnięcia (bez podawania schłodzonego azotu).
Temperatura ścian przewodu silnie zależy od tego czy podaje
się schłodzony azot, czy też nie. W odległości 1 m od przewodu wyraźnej różnicy nie widać, jeśli czas podawania zimnego
azotu wynosi 1 dzień. Ale już po pięciu dniach wspomniana
różnica wynosi powyżej 100°C. W miarę oddalania się od
przewodu różnice temperatury skał (dla wariantu z użyciem
chłodnego azotu i bez użycia) maleją.
Po upływie 10 dni obserwuje się dalsze obniżenie temperatury masywu skalnego, przy czym obszar wyższej temperatury
przesuwa się w głąb górotworu (tablica 3). Po upływie jednego
dnia temperatura skał w odległości 5 m od przewodu (na jego
początku) była równa 62,80C, a po dziesięciu dniach temperatura ta wzrosła do 71,40C. Po upływie 20 dni temperatura skał
dalej się obniża, ale jeszcze na znacznym obszarze jest wyższa
od 1000C. Po upływie 50 dni wspomniana temperatura już tylko w kilku miejscach jest wyższa od 1000C (rys. 2). Obserwuje
się dalsze przesunięcie obszaru podwyższonej temperatury
skał na odległość 5÷11 m od przewodu w głąb górotworu.
Tablica 2. Modelowanie temperatury masywu skalnego wokół przewodu, którym płynęły gorące produkty spalania
w georeaktorze po upływie 1 dnia od zakończenia pracy georeaktora – do przewodu doprowadzany jest azot
o temperaturze -100C w ilości 1200 m3/h
Table 2. Modeling of the temperature of the rock mass surrounding the pipe through which hot products of combustion
were flowing in the georeactor, 1 day after termination of its operation – the pipe was fed with nitrogen gas
at -10ºC and a flow rate of 1200 m3/h
x, m
0
5
10
15
20
25
30
35
40
46
tN2
-10,0
26,0
56,6
82,4
104,0
121,8
136.4
148,1
157,2
165,5
0
210,3
213,1
214,4
214,3
213,0
210,9
207,7
204,0
199,7
194,1
1
418,0
389,3
363,0
338,7
315,8
294,8
274,9
256,6
239,8
221,1
2
265,0
246,9
230,4
215,1
200,8
187,7
175,4
164,0
153,6
142,1
3
159,7
149,5
140,2
131,6
123,5
116,1
109,3
102,9
97,0
90,4
4
98,3
92,7
87,6
82,9
78,5
74,4
70,7
67,2
63,9
60,4
5
62,8
59,9
57,3
54,8
52,4
50,4
48,4
46,6
44,8
43,0
6
43,2
41,8
40,5
39,2
38,1
37,0
36,1
35,2
34,3
33,4
8
27,9
27,6
27,4
27,1
26,9
26,6
26,4
26,2
26,1
25,9
10
24,6
24,6
24,5
24,5
24,4
24,4
24,4
24,3
24,3
24,3
12
24,1
24,1
24,1
24,1
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
14
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
5
Rys.1. Zmiany temperatury masywu skalnego ogrzanego przez gorące produkty spalania w georeaktorze podziemnego
zgazowania węgla po pięciu dniach od zakończenia jego pracy
Fig. 1. Temperature variations in rock mass heated up by hot products of combustion in the georeactor for underground
coal gasification, 5 days after termination of its operation
Pomimo znacznego wychłodzenia masywu skalnego widać
wyraźne różnice temperatury skał w zależności od tego czy
jest podawany schłodzony azot czy nie. W miarę wzrostu odległości od osi przewodu różnice te zanikają. Wydłuża się też
strefa podwyższonej (tzn. wyższej od temperatury pierwotnej
skał) temperatury masywu skalnego otaczającego przewód,
którym płynęły produkty spalania. W momencie rozpoczęcia
podawania schłodzonego azotu strefa ta sięgała 13 m (tablica1), po 10 dniach strefa ta dochodziła do 14 m (tablica 2), po
50 dniach – 17 m, a po 100 dniach 20 m (tablica 4).
Wyniki obliczeń zawarte w tablicy 4 wskazują na to, że
górotwór w znacznej mierze został wychłodzony. Temperatura
skał jest dużo niższa od 1000C. W wielu jednak miejscach
temperatura ta jest jeszcze wyższa (i to znacznie) od 600C. Z
doświadczeń zakładu Aerologii Górniczej GIG wynika, że
jeśli temperatura węgla jest wysoka, następuje silne samozagrzewanie węgla, które prowadzi do pożaru endogenicznego.
Temperatura samozapłonu zależy od rodzaju węgla. Dla niektórych węgli samozapalenie następuje już przy temperaturze
70°C. Z tablicy 4 wynika, że w odległości 3 m od przewodu
Tablica 3. Modelowanie temperatury masywu skalnego wokół przewodu, którym płynęły gorące produkty spalania
w georeaktorze po upływie 10 dni od zakończenia pracy georeaktora – do przewodu doprowadzany jest azot
o temperaturze -100C w ilości 1200 m3/h
were flowing in the georeactor, 10 days after termination of its operation – the pipe was fed with nitrogen gas
at -10ºC and a flow rate of 1200 m3/h
x, m
0
5
10
15
20
25
30
35
40
46
tN2
-10,0
11,6
30,2
46,2
59,8
71,3
80,9
88,9
95,4
101,6
0
122,3
125,6
128,0
129,5
130,1
130,2
129,6
128,5
127,1
124,9
1
246,9
233,0
220,1
208,0
196,4
185,7
175,4
165,9
157,0
146,9
2
223,3
209,1
196,0
183,9
172,5
162,0
152,1
142,9
134,5
125,1
3
162,5
152,3
142,9
134,2
126,1
118,6
111,6
105,1
99,2
92,5
4
108,3
102,0
96,3
90,9
85,9
81,3
77,1
73,1
69,4
65,4
5
71,4
67,9
64,6
61,6
58,8
56,2
53,8
51,6
49,5
47,2
6
49,2
47,3
45,6
44,0
42,5
41,1
39,8
38,6
37,5
36,3
8
30,0
29,6
29,2
28,8
28,4
28,1
27,8
27,5
27,2
26,9
10
25,2
25,1
25,0
24,9
24,8
24,8
24,7
24,7
24,6
24,6
12
24,2
24,2
24,2
24,2
24,1
24,1
24,1
24,1
24,1
24,1
14
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
6
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 2.Zmiany temperatury masywu skalnego ogrzanego przez gorące produkty spalania w georeaktorze podziemnego
zgazowania węgla po upływie 10÷50 dni od zakończenia jego pracy
Fig. 2. Temperature variations in rock mass heated up by hot products of combustion in the georeactor for underground
coal gasification, 10÷50 days after termination of its operation
można się takiej temperatury spodziewać. Nie można również
wykluczyć samozapalenia przy temperaturze nieco niższej od
700C. Wydaje się, że bezpieczniejszą byłaby granica 600C. Z
analizy rysunku 3 wynika, że, wydłużając czas podawania
schłodzonego azotu do 150 dni można uzyskać temperaturę
skał dużo niższą od 600C.
Na rysunku 3 oraz w tablicach 4÷7 przedstawiono wyniki
modelowania numerycznego dla czasów stygnięcia górotworu
od 100 do 400 dni. W wariantach dotyczących podawania
schłodzonego azotu temperatura skał uległa znacznemu obniżeniu. Gdy czas podawania schłodzonego azotu wydłuży
się do 200 dni, wówczas temperatura skał w żadnym miejscu
Tablica 4. Modelowanie temperatury masywu skalnego wokół przewodu, którym płynęły gorące produkty spalania w georeaktorze po upływie 100 dni od zakończenia pracy georeaktora – do przewodu doprowadzany jest azot o temperaturze
-100C w ilości 1200 m3/h
were flowing in the georeactor, 100 days after termination of its operation – the pipe was fed with nitrogen gas at
-100ºC and a flow rate of 1200 m3/h
x, m
0
5
10
15
20
25
30
35
40
46
tN2
-10,0
-4,1
1,1
5,8
10,0
13,7
17,0
19,9
22,4
25,0
0
25,9
27,9
29,7
31,2
32,5
33,6
34,5
35,3
35,9
36,4
1
59,7
58,1
56,6
55,1
53,7
52,3
51,0
49,8
48,6
47,1
2
69,7
67,0
64,4
62,0
59,7
57,6
55,5
53,6
51,9
49,8
3
71,9
68,7
65,8
63,1
60,5
58,1
55,9
53,8
51,8
49,6
4
69,5
66,3
63,5
60,8
58,2
55,9
53,7
51,7
49,8
47,7
6
57,9
55,4
53,2
51,1
49,2
47,4
45,7
44,1
42,7
41,1
8
44,6
43,1
41,7
40,4
39,2
38,1
37,1
36,1
35,2
34,3
10
34,5
33,7
33,0
32,4
31,7
31,2
30,6
30,1
29,7
29,2
12
28,6
28,2
27,9
27,6
27,4
27,1
26,9
26,7
26,5
26,3
14
25,7
25,6
25,5
25,4
25,3
25,2
25,1
25,0
24,9
24,8
16
24,6
24,5
24,5
24,4
24,4
24,4
24,4
24,3
24,3
24,3
18
24,2
24,2
24,1
24,1
24,1
24,1
24,1
24,1
24,1
24,1
20
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
7
Rys. 3.Zmiany temperatury masywu skalnego ogrzanego przez gorące produkty spalania w georeaktorze podziemnego zgazowania węgla po upływie 100÷400 dni od zakończenia jego pracy
Fig. 3. Temperature variations in rock mass heated up by hot products of combustion in the georeactor for underground coal gasification, 100÷400 days after termination of its operation
nie osiągnie wartości nawet 500C, a w wielu miejscach będzie
dużo niższa od 400C (tablica 5).
Inaczej przedstawia się sytuacja, kiedy nie będzie podawany schłodzony azot. W przypadku naturalnego stygnięcia
masywu skalnego na podobne efekty trzeba dłużej czekać. Po
upływie około 100 dni temperatura skał w wielu miejscach
dochodzi do 1000C, po upływie 150 dni, temperatura ta jest
już dużo niższa, ale w dalszym ciągu bardzo wysoka i dochodzi do 800C. Po upływie 200 dni jest jeszcze wyższa od 600C
(tablica 6), po upływie 250 dni niższa od 60°C, po upływie
300 dni wyższa od 500C, a po upływie 400 dni uzyskuje się
wyniki zbliżone do tych, jakie można uzyskać podając przez
200 dni schłodzony azot (tablica 7).
Analiza wyników podanych w tablicach od 4 do 7 oraz na
rysunku 3 wskazuje na duże różnice temperatury uzyskanej z
zastosowaniem schłodzonego azotu i temperatury wynikającej
z naturalnego wychładzania górotworu, przy czym różnice te
maleją z czasem. Dalszemu przesunięciu ulega strefa podwyższonej temperatury skał. Dla krótszych czasów było to od 5
do 10 m (rys. 2), a dla dłuższych czasów strefa ta znajduje się
Tablica 5. Modelowanie temperatury masywu skalnego wokół przewodu, którym płynęły gorące produkty spalania w georeaktorze po upływie 200 dni od zakończenia pracy georeaktora – do przewodu doprowadzany jest azot o temperaturze
-100C w ilości 1200 m3/h
Table 5. Modeling of the temperature of the rock mass surrounding the pipe through which hot products of combustion were
flowing in the georeactor, 200 days after termination of its operation – the pipe was fed with nitrogen gas at -100ºC
and a flow rate of 1200 m3/h
x, m
0
5
10
15
20
25
30
35
40
46
tN2
-10,0
-6,2
-2,8
0,4
3,3
5,9
8,3
10,4
12,3
14,4
0
13,3
14,5
16,5
17,9
19,2
20,3
21,3
22,1
22,9
23,8
1
35,3
34,0
34,7
34,4
34,1
33,8
33,5
33,2
32,9
32,6
2
43,0
40,9
41,0
40,1
39,3
38,5
37,7
37,0
36,3
35,6
4
47,7
45,1
44,8
43,5
42,2
41,1
40,0
39,0
38,1
37,0
6
46,1
43,7
43,2
41,9
40,7
39,6
38,6
37,6
36,7
35,7
8
41,6
39,8
39,3
38,2
37,2
36,3
35,5
34,7
33,9
33,1
10
36,5
35,2
34,8
34,0
33,3
32,6
32,0
31,5
30,9
30,3
12
31,9
31,2
30,9
30,3
29,9
29,5
29,1
28,7
28,4
28,0
14
28,6
28,2
27,9
27,6
27,4
27,1
26,9
26,7
26,5
26,3
16
26,4
26,2
26,1
25,9
25,8
25,6
25,5
25,4
25,3
25,2
18
25,2
25,1
25,0
24,9
24,8
24,8
24,7
24,7
24,6
24,6
20
24,5
24,5
24,4
24,4
24,4
24,3
24,3
24,3
24,3
24,2
22
24,2
24,2
24,2
24,2
24,1
24,1
24,1
24,1
24,1
24,1
25
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
8
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Tablica 6. Naturalne stygnięcie masywu skalnego wokół przewodu, którym płynęły gorące produkty spalania w georeaktorze
po upływie 200 dni od zakończenia pracy georeaktora
Table 6. Natural cooling of the rock mass surrounding the pipe through which hot products of combustion were flowing in
the georeactor, 200 days after termination of its operation
x, m
0
5
10
15
20
25
30
35
40
46
0
64,3
62,3
60,1
58,1
56,1
54,1
52,3
50,5
48,8
46,8
1
66,7
64,2
61,5
59,1
56,8
54,6
52,6
50,6
48,8
46,7
2
66,3
63,7
60,9
58,4
56,1
53,9
51,8
49,8
48,0
46,0
4
61,8
59,3
56,1
54,5
52,3
50,3
48,4
46,7
45,1
43,2
6
54,5
52,4
50,3
48,4
46,7
45,1
43,5
42,1
40,8
39,3
8
46,4
44,8
43,3
41,9
40,6
39,4
38,3
37,2
36,2
35,2
9
42,5
41,2
39,9
38,8
37,7
36,7
35,8
34,9
34,1
33,2
10
39,0
37,9
36,9
35,9
35,1
34,3
33,5
32,8
32,1
31,4
12
33,2
32,5
31,8
31,3
30,7
30,2
29,8
29,4
28,9
28,5
14
29,1
28,7
28,4
28,1
27,7
27,5
27,2
27,0
26,7
26,5
16
26,6
26,4
26,2
26,1
25,9
25,8
25,7
25,5
25,4
25,3
18
25,2
25,1
25,0
25,0
24,9
24,8
24,8
24,7
24,7
24,6
20
24,5
24,5
24,5
24,4
24,4
24,3
24,3
24,3
24,3
24,3
22
24,2
24,2
24,2
24,2
24,1
24,1
24,1
24,1
24,1
24,1
25
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
Tablica 7. Naturalne stygnięcie masywu skalnego wokół przewodu, którym płynęły gorące produkty spalania w georeaktorze
po upływie 400 dni od zakończenia pracy georeaktora
Table 7. Natural cooling of the rock mass surrounding the pipe through which hot products of combustion were flowing in
the georeactor, 400 days after termination of its operation
x, m
0
5
10
15
20
25
30
35
40
46
0
45,5
44,5
43,4
41,7
41,3
40,3
39,4
38,4
37,5
36,5
1
46,8
45,5
44,1
42,2
41,7
40,5
39,6
38,5
37,5
36,4
2
46,9
45,5
44,1
42,1
41,6
40,4
39,4
38,3
37,3
36,2
4
45,8
44,4
43,0
41,0
40,5
39,4
38,4
37,3
36,4
35,3
6
43,5
42,2
40,9
39,1
38,7
37,7
36,8
35,8
34,9
34,0
8
40,6
39,5
38,4
36,7
36,4
35,5
34,8
34,0
33,2
32,5
10
37,4
36,5
35,6
34,1
34,0
33,3
32,7
32,0
31,4
30,8
12
34,3
33,6
32,9
31,7
31,7
31,1
30,7
30,1
29,7
29,2
14
31,5
31,0
30,5
29,6
29,6
29,2
28,9
28,5
28,1
27,8
16
29,3
28,9
28,5
27,9
27,9
27,6
27,4
27,1
26,9
26,6
18
27,5
27,2
27,0
26,6
26,6
26,4
26,2
26,1
25,9
25,7
20
26,2
26,0
25,9
25,7
25,6
25,5
25,4
25,3
25,2
25,1
22
25,3
25,2
25,1
25,0
25,0
24,9
24,8
24,8
24,7
24,7
26
24,4
24,4
24,4
24,3
24,3
24,3
24,3
24,2
24,2
24,2
30
24,1
24,1
24,1
24,1
24,1
24,1
24,1
24,1
24,1
24,0
32
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
24,0
od 8 do około 20 m od przewodu (rys. 3). Np. w odległości 12
m od przewodu temperatura skał po upływie 100 dni od rozpoczęcia podawania schłodzonego azotu była równa 28,60C,
po upływie 150 dni – 33,50C, a po upływie 200 dni – 31,90C.
Z rysunku 3 wynika również, że termiczne efekty działania
georeaktora sięgają na odległość 32 m od przewodu, którym
płynęły gorące produkty spalania. Na rysunku 4 przedstawiono
wpływ czasu na zasięg zmian temperatury masywu skalnego otaczającego przewód, którym płynęły gorące produkty
zgazowania w wyniku działania georeaktora podziemnego
zgazowania węgla. Dla warunków panujących na Kopalni
„Wieczorek” strefa podwyższonej temperatury skał sięgała
32 m od osi przewodu. Przy długości przewodu równej 46 m
jest to obszar o objętości około 150 000 m3.
4. Podsumowanie
Badano wpływ podawania zimnego azotu do przewodu,
którym płynęły gorące produkty zgazowania węgla, na proces
wychładzania otaczającego masywu skalnego. Stopień tego
wychłodzenia zależy oczywiście od temperatury schłodzonego azotu i natężenia jego przepływu. W artykule odniesiono
się do wartości jakie udało się uzyskać podczas prób na
dole kopalni. Azot udało się schłodzić do temperatury -100C
i zapewnić intensywność jego przepływu równą 1200 m3/h ≈
0,3333 m3/s. Nawet krótki czas podawania azotu daje efekty
w postaci wyraźnego ochłodzenia skał. Już po 10 dniach po-
dawania schłodzonego azotu temperatura skał w odległości
1 m od ścian przewodu spadła o ponad 2000C (tablica 3). Po
100 dniach podawania azotu temperatura ta spadła poniżej
600C (tablica 4). Po 150 dniach podawania schłodzonego azotu
w żadnym badanym miejscu nie stwierdzono temperatury
wyższej od 600C (rys.3). Im dłuższy czas podawania azotu,
tym większe wychłodzenie. Po około 200 dniach temperatura otaczającego masywu jest niższa od 500C. Stwierdzono
również przesuwanie się strefy podwyższonej temperatury
(tzn. od temperatury pierwotnej skał) w miarę upływu czasu
w głąb górotworu i to niezależnie od tego czy jest podawany
schłodzony azot, czy też nie. Dla krótkich czasów (po zakończeniu pracy georeaktora) rzędu 10 do 50 dni, strefa ta sięga
od 5 do 11 m (rys. 2). Dla czasów dłuższych, rzędu 100 do
200 dni wspomniana strefa sięga od około 8 do ponad 20 m
(rys. 3). W miarę upływu czasu rozszerza się również strefa
wzrostu temperatury skał (rys. 4). Znaczy to, że niezależnie
od stosowania technicznych środków schładzania górotworu,
przejmuje on część ciepła pochodzącego z procesu podziemnego zgazowania węgla.
Rozważania prowadzono w odniesieniu do poziomu
płytkiego, na którym temperatura pierwotna skał jest niska
(tpg = 240). Obecnie w polskim górnictwie węgla kamiennego
mamy 9 ruchów górniczych, w których temperatura ta sięga
400C, a nawet znacznie ją przekracza. Dlatego analogiczne
rozważania należałoby przeprowadzić w odniesieniu do oddziałów gorących.
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
9
Rys. 4.Wpływ czasu na zasięg zmian temperatury skał pod wpływem działania georeaktora podziemnego zgazowania
węgla
Fig. 4. The influence of time on the range of rock mass temperature variations generated by operation of the georeactor
for underground coal gasification
Przeprowadzone rozważania wykazały, że zastosowanie
schłodzonego azotu do obniżenia temperatury masywu skalnego daje dobre efekty i może być stosowane w prewencji
zagrożenia pożarowego.
Praca została wykonana w ramach zadania badawczego
pt. „Opracowanie technologii zgazowania węgla dla wysokoefektywnej produkcji paliw i energii elektrycznej” finansowanego przez NCBR w ramach strategicznego programu
badań naukowych i prac rozwojowych pt.: „Zawansowane
technologie pozyskiwania energii nr 23.23.660.8902/R34”.
3.
4.
5.
Literatura
1.
2.
Chmura K.: Własności fizyko-termiczne skał niektórych polskich zagłębi
górniczych, Śląsk, Katowice 1970.
Holek S.: Metoda prognozowania temperatury i wilgotności powietrza
6.
7.
w wyrobiskach górniczych z uwzględnieniem przestrzennej i czasowej
zmienności czynników, Materiały konferencyjne z I Posiedzenia Grupy
Roboczej nr 1 Międzynarodowego Biura Górniczej Fizyki Cieplnej,
Katowice 9-13 czerwca 1980 r., Główny Instytut Górnictwa, Katowice
1981, str.485-502.
Kempf E.: Zur Berechnung der Wettertemperatur in sonderbewetterten
Grubenbauen, Freiberger÷Forschungshefte, A460, 1969.
Knechtel J., Gapiński G.: Zaktualizowane mapy izolinii temperatury
pierwotnej skał kopalń Górnośląskiego Zagłębia Węglowego (GZW),
Główny Instytut Górnictwa, Katowice 2005.
Knechtel J., Krause E., Świądrowski J.: Ocena zagrożenia temperaturowego w wyrobiskach, w których zabudowany będzie rurociąg
transportujący produkty wytworzone w georeaktorze podziemnego
zgazowania węgla, monografia GIG pod red. J. Kabiesza: Zagrożenia
i technologie, Katowice 2012, str. 151-165
Nikitienko N. I.: Issledowanije niestacionarnych processow tiepło-massoobmiena mietodom sietok, Naukowa Dumka, Kijów 1971.
Ochęduszko S.: Termodynamika stosowana, WNT, Warszawa 1974.
10
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
UKD 622.333:622.544.723:622.1:550.8
Analiza sorpcji gazów współistniejących
w atmosferze kopalnianej
Analysis of sorption of gases present in the mine atmosphere
mgr Agnieszka Dudzińska*)
Treść: W pracy przedstawiono chłonności sorpcyjne węgli kamiennych w stosunku do gazów obecnych w atmosferze kopalnianej:
ditlenku węgla, etanu, etylenu, propanu, propylenu, acetylenu, tlenku węgla i wodoru. Badania sorpcyjne wykonano metodą
objętościową w temperaturze 298 K, zbliżonej do rzeczywistych warunków panujących in situ, dla 4 próbek węgli kamiennych
pobranych z eksploatowanych pokładów węglowych. Badane węgle w największej ilości sorbują ditlenek węgla i acetylen.
W nieco mniejszej ilości etylen i propylen. Dosyć duża sorpcja węglowodorów nienasyconych jest wynikiem m.in. oddziaływania elektronów p podwójnego (potrójnego) wiązania występującego między atomami węgla w cząsteczkach tych związków
z centrami energetycznymi powierzchni węgli. Pozostałe gazy są sorbowane w mniejszych ilościach. Ilości zaadsorbowanych
węglowodorów nasyconych: etanu i propanu są niewielkie, co związane jest prawdopodobnie z adsorpcyjnym mechanizmem
pochłaniania tych sorbatów przez węgle kamienne. Gazy sorbowane w najmniejszej ilości to wodór i tlenek węgla, ich wartości
sorpcji są kilkadziesiąt razy mniejsze w stosunku do sorbowanego w największej ilości ditlenku węgla. Na podstawie zebranych
danych wykazano, że objętości sorbowanych gazów ściśle wiążą się z porowatością węgli oraz ich stopniem metamorfizmu.
W analizowanej populacji prób największą chłonnością sorpcyjną charakteryzują się węgle niskouwęglone o mniejszej refleksyjności witrynitu i podwyższonej porowatości. Proces sorpcji węglowodorów nienasyconych: etylenu, propylenu i acetylenu
może wpływać na zmniejszenie stężenia tych gazów w atmosferze kopalnianej, a tym samym na prawidłowość oceny zjawiska
samozagrzewania.
Abstract: This paper presents the sorption capacities of hard coals in relation to gases present in the mine atmosphere: carbon dioxide,
methane, ethane, ethylene, propane, propylene, carbon monoxide and hydrogen. Tests on sorption were performed on 4
samples of hard coals collected from exploitable coal seams, applying the volumetric method at 298 K, close to the actual
temperature in situ. The coals examined, sorb mostly carbon dioxide and acetylene. Ethylne and propylene are sorbed in
sligtly smaller amounts. Quite large sorption of the unsaturated hydrocarbons results from i.e. interactions of p electrons in
the double (triple) bond between carbon atoms in molecules of these compounds with energetic centers of the coal surface.
Other gases are less sorbed. The amounts of the sorbed saturated hydrocarbons: ethane and propane are small, which is
probably related to the adsorption mechanism of their sorption by hard coals. Hydrogen and carbon monoxide are sorbed in
the smallest amounts, the values of their sorption being dozen times smaller than those of the mostly sorbed carbon dioxide.
On the basis of the obtained results, it was shown that the volumes of the sorbed gases are closely related to porosity of coals
and their metamorphism degree. The highest sorption capacity possess low-rank coals having the lowest vitrinite reflectance
and elevated porosity. The process of sorption of unsaturated hydrocarbons: ethene, propene and acetylene can lead to the
reduction in concentration of those gases in the mine atmosphere and thus may affect correctness of the self-heating phenomenon assessment.
Słowa kluczowe:
węgiel, sorpcja, gaz, porowatość
Key words:
coal, sorption, gas, porosity
1. Wprowadzenie
Skład atmosfery kopalnianej w wielu sytuacjach jest
odzwierciedleniem procesów przebiegających w kopalniach
węgla kamiennego. Jednym z takich procesów jest zjawisko
samozagrzewania powstające w wyniku kontaktu węgla kamiennego z tlenem z powietrza. Kumulacja wydzielającego
się w tej reakcji ciepła, jest przyczyną zagrzewania się złoża
węglowego. W wyniku wzrostu temperatury samozagrzewającego się węgla, do atmosfery kopalni wydziela się szereg
gazów, a najważniejsze z punktu widzenia oceny zagrożenia
pożarowego to: tlenek węgla, wodór i węglowodory nienasycone: etylen, propylen i acetylen. Stężenia ww. gazów
w powietrzu kopalnianym wzrastają wraz ze wzrostem temperatury zagrzewającego się złoża węgla i są odzwierciedleniem
stopnia zaawansowania procesu samozagrzewania [1, 4, 10].
W sytuacji zaistnienia pożaru, zawartości gazów gwałtownie
wzrastają, a w przypadku tlenku węgla i wodoru osiągają
wartości nawet kilku procent [21]. Mierzone stężenia gazów
w powietrzu kopalnianym wykorzystywane są do wyznaczenia wskaźników pożarowych stosowanych do bieżącej
oceny zagrożenia pożarowego i prognozowania temperatury
zagrzewającego się złoża [16, 20]. Najczęściej stosowane
wskaźniki pożarowe konstruowane są w oparciu o stężenia
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
tlenku, ditlenku węgla, tlenu, azotu, a także węglowodorów
nienasyconych i wodoru. Wśród nich najbardziej znane to:
wskaźnik Grahama, wskaźnik przyrostu tlenku węgla oraz
wskaźniki WP1 – WP3 ujęte w przepisach górniczych [18].
Spotyka się też wskaźniki pożarowe: C2H4/C2H2, C3H6/C2H2,
C2H4/H2, C3H6/H2 [17, 13].
Węgiel kamienny jest polimerycznym układem związków,
w którym podstawowy szkielet tworzą skondensowane węglowodory aromatyczne. Na zewnątrz tych aromatów znajduje
się otoczka z węglowodorów alifatyczno-alicyklicznych,
wśród których można wyróżnić łańcuchy usieciowane, łączące
między sobą pierścienie aromatyczne, jak również łańcuchy
nieusieciowane będące łańcuchami alifatycznymi, związkami
alicyklicznymi niełączącymi układów aromatycznych. Na
krańcach polimeru aromatycznego obecne są również ugrupowania tlenowe występujące w postaci reaktywnych grup:
metoksylowych (-OCH3), hydroksylowych (-OH), karboksylowych (-COOH) oraz karbonylowych ( =CO), które powierzchni węgla nadają charakter polarny i są odpowiedzialne
za polarne oddziaływania węgla z cząsteczkami sorbowanych
gazów [15, 26]. Węgiel kamienny jest substancją porowatą.
W węglu obecne są wszystkie rodzaje porów: makropory
o średnicy >50 nm, mezopory (50-2 nm) i najmniejsze mikropory < 2 nm (IUPAC 1982). Przyjmuje się, że około 90%
całej objętości porów przypada na mikro i submikropory
i one właśnie są podstawowym układem chłonnym węgli kamiennych [2,19]. Dostęp do mikroporów umożliwiają mezo
i makropory, które odpowiadają za dyfuzję sorbowanych
cząsteczek gazów do mniejszych mikroporów [9].
Z uwagi na porowatą strukturę węgla i jego zdolność do
sorbowania par i gazów można przypuszczać, że wydzielające
się z ogniska samozagrzewania gazy, migrując przez zroby,
mogą ulegać zjawisku sorpcji, powodując zmniejszenie stężeń
tych gazów w atmosferze kopalni i tym samym nieprecyzyjną ocenę procesu samozagrzewania. Interesujące zatem
będzie zbadanie procesów zachodzących na granicy węgiel
kamienny – gaz. Interpretacja zaproponowanych w niniejszej
pracy pomiarów sorpcyjnych może być pomocna podczas
prognozowania zagrożenia pożarowego w kopalniach węgli.
W artykule przedstawiono badania sorpcji gazów obecnych
w powietrzu kopalnianym: ditlenku węgla, etanu, etylenu, propanu, propylenu, acetylenu, tlenku węgla i wodoru, określono
wpływ właściwości węgli na ich chłonność sorpcyjną oraz
dokonano próby interpretacji wyników badań sorpcyjnych pod
kątem oceny zjawiska samozagrzewania węgla.
2. Część doświadczalna
Do badań sorpcyjnych wytypowano cztery próbki węgli
kamiennych pobrane z czynnych polskich kopalń: Bogdanka
11
pokład 391, Chwałowice pokład 404, Marcel pokład 505,
Szczygłowice pokład 401/1. Próbki do badań przygotowano zgodnie z polską normą PN-G-04502:2014-11 „Węgiel
kamienny i brunatny. Pobieranie i przygotowanie próbek do
badań laboratoryjnych. Metody podstawowe.”
Charakterystykę chemiczną, techniczną oraz analizę petrograficzną badanych próbek wykonano w oparciu o wytyczne
polskich norm. Wyniki tych analiz zestawiono w tabeli 1.
Dla badanych próbek węglowych wyznaczono porowatość
oraz objętość porów metodą porozymetrii rtęciowej. Badania
wykonano przy użyciu aparatu Pascal 440CE Instruments
w zakresie ciśnień 0.1 - 400 MPa. Otrzymane wyniki badań
zamieszczono w tabeli 2.
Dla badanych próbek określono również powierzchnie właściwe wyliczone według modelu Dubinina-Raduszkiewicza
w oparciu o izotermy sorpcji ditlenku węgla wyznaczone
w temperaturze 298 K oraz powierzchnie właściwe wyliczone
według modelu BET w oparciu o izotermy sorpcji azotu wyznaczone w temperaturze 77,5 K. Izotermy sorpcji ditlenku
węgla i azotu wyznaczono metodą objętościową z wykorzystaniem aparatu ASAP 2010 firmy Micromeritics. Otrzymane
wyniki przedstawiono w tabeli 2. W tabeli 2 zawarto również
objętości mikroporów wyliczone według modelu DubininaRaduszkiewicza na podstawie izoterm sorpcji ditlenku węgla.
Pomiary sorpcji wytypowanych gazów wykonano na węglach kamiennych rozdrobnionych do uziarnienia 0,5-0,7 mm
metodą objętościową w zakresie niskich ciśnień do 0 – 0,1
MPa, stosując aparat ASAP 2010 firmy Micromeritics. Próbki
węgli przed pomiarem odgazowano pod próżnią, kilkakrotnie
płucząc helem, celem lepszego usunięcia zanieczyszczeń
z powierzchni węgli. Pomiary izoterm sorpcji przeprowadzono w temperaturze 298 K zbliżonej do rzeczywistych
warunków temperaturowych panujących in situ. W wyniku
pomiarów otrzymano izotermy sorpcji, czyli krzywe podające
zależność ilości zasorbowanego sorbatu od jego ciśnienia
równowagowego w stałej temperaturze. W przypadku sorpcji
węglowodorów zaobserwowano bardzo długie czasy ustalania
się równowag sorpcyjnych, co wskazuje na bardzo powolny
proces sorpcji węglowodorów na węglach kamiennych.
3. Dyskusja wyników badań
Izotermy sorpcji: ditlenku węgla, etanu, etylenu, propanu,
propylenu, acetylenu, tlenku węgla i wodoru przedstawiono
dla poszczególnych węgli kamiennych na rysunkach 1-4.
Wi e l k o ś c i s o r p c j i g a z ó w n a b a d a n y c h w ę glach kamiennych maleją w następującej kolejności:
CO2~C2H2>C2H4>C3H6>C2H6>C3H8>CO>H2.
W największej ilości sorbowane są ditlenek węgla i acetylen. Z danych literaturowych wynika, że ditlenek węgla jest
Tabela 1. Charakterystyka próbek węglowych
Table 1. Characteristics of coal samples
Węgiel
Bogdanka
p. 391
Chwałowice
p. 404
Marcel
p. 505
Szczygłowice p. 401/1
R0, %
C
Analiza elementarna
% daf
H
N
S
O
Analiza techniczna
%
Wa
Aa
Vdaf
Skład macerałów
% obj.
V
I
L
0,68
82,17
5,38
1,86
1,82
8,84
4,36
4,17
39,63
84
11
5
0,70
84,39
5,29
1,14
0,37
9,01
3,39
2,65
37,91
60
30
10
0,89
84,07
4,44
1,40
0,32
9,99
1,19
7,69
32,94
67
31
2
0,93
88,45
5,69
1,52
1,03
3,58
1,76
3,48
35,81
70
22
8
R0 – refleksyjność witrynitu; C, H, N, S, O – zawartość pierwiastków węgla, wodoru, azotu, siarki i tlenu; W – zawartość wilgoci
w próbce analitycznej; Aa – zawartość popiołu; Vdaf – zawartość części lotnych; V, I, L – zawartość witrynitu, inertynitu, liptynitu.
a
12
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Tabela 2. Wyniki badań porozymetrycznych: porowatość, objętość porów oraz adsorpcyjnych: objętość mikroporów,
wartości powierzchni właściwych wyznaczone z sorpcji ditlenku węgla i azotu
Table 2. Porosity and pore volume determined from mercury porosimetry and values of specific surface area determined
from nitrogen sorption and carbon dioxide sorption
Węgiel
Bogdanka
p. 391
Chwałowice
p. 404
Marcel
p. 505
Szczygłowice p.
401/1
e, %
Vp, cm3/g
VD-R, cm3/g
SD-R, m2/g
SBET, m2/g
6,32
0,049
0,057
141,3
1,54
3,47
0,028
0,064
160,5
0,75
1,86
0,014
0,036
90,4
0,48
2,12
0,017
0,043
108,5
0,55
e, % - porowatość wyznaczona metodą porozymetrii rtęciowej, Vp, % - objętość porów wyznaczona metodą porozymetrii rtęciowej, VD-R, cm3/g
– objętość mikroporów wyznaczona z modelu Dubinina-Raduszkiewicza, SD-R, m2/g - powierzchnia właściwa wyznaczona z sorpcji ditlenku
węgla według modelu Dubinina-Raduszkiewicza, SBET m2/g - powierzchnia właściwa wyznaczona z sorpcji azotu według modelu BET
Rys. 1.Izotermy sorpcji gazów wyznaczone w temp. 298 K na węglu z kopalni Bogdanka p. 391
Fig. 1. Isotherms of gas sorption at 298 K on coal from seam no. 391
Rys. 2.Izotermy sorpcji gazów wyznaczone w temp. 298 K na węglu z kopalni Chwałowice p. 404
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
13
Rys. 3.Izotermy sorpcji gazów wyznaczone w temp. 298 K na węglu z kopalni Marcel p. 505
Rys. 4.Izotermy sorpcji gazów wyznaczone w temp. 298 K na węglu z kopalni Szczygłowice p. 401/1
Fig. 4. Isotherms of gas sorption at 298 K on coal from seam no. 401/1
gazem bardzo dobrze adsorbującym się w strukturze węgli
kamiennych [3]. Niska wartość energii aktywacji, mała reaktywność chemiczna ditlenku węgla oraz niewielkie wymiary
cząsteczki (średnica kinetyczna równa 0,33 nm) to czynniki
sprzyjające lokowaniu cząsteczek CO2 w pory niedostępne dla
innych gazów. Zagadnienie sorpcji ditlenku węgla na węglach
kamiennych jest aktualne i interesujące z uwagi na możliwość
zatłaczania tego gazu w wyeksploatowanych pokładach węglowych. Tematyce tej poświęcono wiele prac [5, 22, 24].
Badania sorpcji acetylenu są rzadziej prowadzone.
Z danych przedstawionych w pracy [11] oraz na podstawie
otrzymanych wyników badań można stwierdzić, że cząsteczka acetylenu, mając również niewielką średnicę kinetyczną
równą 0,33 nm, równie łatwo może wnikać w mikropory
węgli. Biorąc pod uwagę budowę cząsteczki acetylenu oraz
jej reaktywność należy przypuszczać, że zachodzą również
oddziaływania pomiędzy słabo związanymi elektronami p
potrójnego wiązania występującego pomiędzy atomami węgla
w cząsteczce acetylenu a centrami energetycznymi powierzchni węgli, co sprzyja zwiększonej sorpcji tego gazu.
W mniejszej ilości sorbowane są etylen i propylen.
Wartości sorpcji tych gazów są około 2 – 3 razy mniejsze
w stosunku do sorbowanego w największej ilości ditlenku
węgla. Objętości sorbowanych etylenu i propylenu dla
poszczególnych węgli są zbliżone, z niewielką przewagą
sorpcji etylenu. Mniejsza cząsteczka etylenu (średnica
kinetyczna 0,39 nm) zapewne łatwiej wnika w pory węgli
kamiennych w porównaniu do większej cząsteczki propylenu
(średnica kinetyczna 0,45 nm). Prawdopodobnie mechanizm
oddziaływań sorbowanych cząsteczek etylenu i propylenu
14
PRZEGLĄD GÓRNICZY
z powierzchnią węgli jest podobny. Podwójne wiązanie
występujące pomiędzy atomami węgla w cząsteczkach tych
węglowodorów ma istotne znaczenie w ich oddziaływaniach
z polarnymi fragmentami struktury węgli. Można założyć, że
w kontakcie z powierzchnią węgli dochodzi do przesunięcia
jednej pary wiążących elektronów w cząsteczkach węglowodorów nienasyconych i powstaje układ dipolowy. Utworzone
cząsteczki etylenu i propylenu o charakterze dipola mogą
elektrostatycznie oddziaływać z polarnymi centrami węgla
o charakterze donorów lub akceptorów, tym samym zwiększając ilości sorbowanych węglowodorów.
Zawartości węglowodorów nienasyconych w atmosferze
kopalni są niezwykle ważne z uwagi na ich wykorzystanie
w ocenie zjawisk samozagrzewania węgla. Etylen, propylen
i acetylen, wydzielając się z ogniska samozagrzewania,
migrują przez złoże węgla i prawdopodobnie ulegają w tym
czasie zjawisku sorpcji, co może wpływać na zmniejszenie ich
stężeń w powietrzu kopalnianym, a wówczas na prawidłowość
oceny samozagrzewania.
Wartości sorpcji węglowodorów nasyconych: etanu
i propanu są mniejsze w stosunku do ilości zaadsorbowanego
etylenu i propylenu; etanu około dwóch razy w stosunku do
etylenu, a propanu od 2 - 6 razy w stosunku do propylenu,
w zależności od rodzaju węgla. Apolarny charakter węglowodorów nasyconych pozwala sądzić, że łączą się one
z powierzchnią węgla na zasadzie oddziaływań dyspersyjnych.
Sorpcja etanu i propanu ma charakter raczej powierzchniowy. Wyraźnie mniejsza sorpcja węglowodorów nasyconych
w stosunku do sorpcji węglowodorów nienasyconych podkreśla istotny udział wiązania podwójnego w procesie sorpcji
etylenu i propylenu, co skutecznie wpływa na wzrost ich
wartości sorpcji.
Porównując ilości sorbowanego etanu i propanu widać,
że etan jest sorbowany w większych ilościach. Jak podano
w pracy [8] apolarna cząsteczka etanu pod wpływem pola
elektrostatycznego węgla kamiennego może ulegać przekształceniu w cząsteczkę polarną o charakterze dipola, powodując zwiększenie ilości sorbowanego etanu. Zagadnienie
sorpcji etanu na węglach kamiennych szczegółowo opisano
w pracach [8, 25], a propanu w pracy [12].
W najmniejszych ilościach sorbowane są wodór i tlenek
węgla. Wartości sorpcji tych gazów są kilkadziesiąt razy
mniejsze od sorbowanego w największej ilości ditlenku
węgla. Ilość sorbowanego wodoru jest znikomo mała i sięga
maksymalnie 0,14 cm3/g dla węgla z kopalni Bogdanka p. 391.
Według badań [7] najwięcej wodoru sorbują węgle o zawar-
2016
tości pierwiastka C od 70 do 80 %, charakteryzujące się dużą
hydrofobowością powierzchni ze znaczną zawartością węglowodorów łańcuchowych tworzących otoczkę wokół pierścieni
aromatycznych. Hydrofilowy charakter powierzchni węgli nie
sprzyja zwiększonej sorpcji wodoru, przy dużym zawilgoceniu
węgla sorpcja wodoru bardzo wyraźnie zmniejsza się.
Ilości sorbowanego tlenku węgla również są niewielkie.
Proces sorpcji CO zachodzi wskutek działania sił dyspersyjnych, a także sił specyficznego oddziaływania z powierzchniowymi grupami tlenowymi węgla. W przypadku węgli wyżej
uwęglonych sorpcja tlenku węgla ma miejsce głównie na
zewnętrznej powierzchni ziarna węglowego [6]. Ze względu
na niebezpieczeństwo związane z tymi gazami, a głównie
toksyczność tlenku węgla i wybuchowość wodoru, skład
atmosfery kopalnianej jest poddawany nieustannej kontroli
celem zapewnienia bezpieczeństwa pracy załogom górniczym.
Oprócz specyfiki sorbowanego gazu również rodzaj węgla
jest parametrem decydującym o możliwościach sorpcyjnych
węgli. Według danych literaturowych stopień metamorfizmu
węgli ma istotny wpływ na proces sorpcji gazów [14]. W wielu
opracowaniach stwierdzono, że węgle bardziej porowate,
o niskim stopniu metamorfizmu, charakteryzują się większą
pojemnością sorpcyjną i są zdolne do pochłaniania większej
ilości gazów [8, 11, 22, 23].
Porównanie wartości sorpcji gazów pochłanianych przez
badane węgle kamienne zestawiono na rys. 5, gdzie zebrano
objętości gazów, które są sorbowane w dużych ilościach (CO2,
C2H2, C2H4, C3H6) oraz na rys. 6, gdzie przedstawiono wartości
sorpcji gazów o mniejszej sorbowalności (C2H6, C3H8, CO, H2).
Spośród badanych węgli najlepszym sorbentem dla wszystkich gazów jest węgiel z kopalni Bogdanka p. 391 o najniższym stopniu metamorfizmu (refleksyjność witrynitu wynosi
0,68%) i największej porowatości (6,32%). Charakteryzuje się
on też podwyższonymi wartościami powierzchni właściwych,
wyznaczonymi zarówno z sorpcji azotu, jak i ditlenku węgla
oraz najwyższą zawartością wilgoci (4,36%), co potwierdza
znaczną hydrofilność jego powierzchni. Struktura tego węgla
jest luźna i łatwo dostępna dla sorbujących się cząsteczek,
a na jego powierzchni znajdują się zapewne liczne ugrupowania tlenowe odpowiadające za oddziaływania powierzchni
węgla z sorbowanymi cząsteczkami o charakterze polarnym,
głównie z węglowodorami nienasyconymi. Warto zwrócić
uwagę, że wewnętrzna mikroporowata struktura węgla
z kopalni Bogdanka jest dość dobrze dostępna dla cząsteczek
sorbujących się węglowodorów, również nasyconych, czego
nie obserwuje się w przypadku pozostałych badanych węgli.
Rys. 5.Porównanie chłonności sorpcyjnej węgli kamiennych
Fig. 5. Comparison of sorption capacity of coals
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
15
Rys. 6.Porównanie chłonności sorpcyjnej węgli kamiennych
Fig. 6. Comparison of sorption capacity of coals
Nieco niższą chłonnością sorpcyjną charakteryzuje się
węgiel z kopalni Chwałowice p. 404 o wyższym stopniu
metamorfizmu (R0 0,70%) oraz niższej porowatości (3,47%).
Wartość powierzchni właściwej wg BET jest niższa, można
więc przypuszczać, że układ porów transportowych: mezo
i makroporów jest mniej rozbudowany. Może też mieć miejsce
blokada porów transportowych, co skutkuje zmniejszeniem
przepływu sorbowanych gazów do układu mikro i mezoporów,
w których mogłaby być zaadsorbowana główna część gazu.
Główny układ chłonny tego węgla jest znacznie rozbudowany,
o czym świadczy duża objętość mikroporów i duża wartość
powierzchni właściwej wyznaczona według modelu D-R,
większa niż w przypadku węgla Bogdanka p. 391.
Węgle z kopalń: Marcel p.505 i Szczygłowice p.401/1 to
węgle mniej sorbujące o podobnym stopniu metamorfizmu (refleksyjność witrynitu zawiera się w przedziale 0,89 – 0,93%).
Ich struktura jest zwarta i w mniejszym stopniu dostępna dla
cząsteczek wnikającego gazu, a porowatość wynosi 1,86 - 2,12
%. Wartości powierzchni właściwych wyznaczone według
modelu BET i D-R są niewielkie, podobnie objętości porów.
Jest prawdopodobnym, że sorpcja gazów w przypadku tych
węgli zachodzi głównie w powierzchniowych porach węgla.
Węgle te mają też bardziej hydrofobowy charakter spowodowany otoczką składającą się z węglowodorów alifatycznych i
alicyklicznych znajdujących się na zewnątrz polimeru organicznego, co powoduje zmniejszenie ilości sorbowanego gazu.
Porównując te dwa węgle, warto zwrócić uwagę na wyższą sorpcję węglowodorów nienasyconych na węglu z kopalni
Marcel p. 505, co jest wynikiem wyższej zawartości tlenu
tego węgla (9,99%) w stosunku do zawartości tlenu w węglu
z kopalni Szczygłowice p. 401/1 (3,58%). To potwierdza
wpływ polarności powierzchni węgli na sorpcję węglowodorów nienasyconych.
Podsumowując przedstawione rozważania, dużej chłonności sorpcyjnej węgli wobec gazów obecnych w atmosferze
kopalnianej sprzyja ich zwiększona porowatość i dobra dostępność wewnętrznej mikroporowatej struktury oraz niski
stopień metamorfizmu. Istotne znaczenie ma również duża
zawartość w węglu wilgoci i pierwiastka tlenu, co wpływa
na polarność powierzchni, która odgrywa zasadniczą rolę w
procesie sorpcji węglowodorów nienasyconych.
Skład atmosfery kopalnianej jest zmienny i zależny od
przebiegających w kopalni procesów, temperatury, warunków
przewietrzania, czy miejsca poboru próbki powietrza. Inny
będzie skład powietrza w prądzie obiegowym, inny za tamą
izolacyjną, czy w zrobach. W przypadku rozwijających się
zjawisk samozagrzewania wydzielające się z ogniska pożaru
gazy migrują przez złoża węglowe ulegając w tym czasie
sorpcji w różnym stopniu w zależności od specyfiki danego
gazu. Tlenek węgla i wodór są sorbowane w tak małej ilości,
że ich sorpcja może być właściwie pominięta, a mierzalne
stężenia tych gazów w atmosferze kopalni dobrze odzwierciedlają ilość wydzielanych gazów z ogniska samozagrzewania.
Nieco inaczej będzie w przypadku węglowodorów nienasyconych: etylenu, propylenu i acetylenu, wartości ich sorpcji
są znacznie wyższe, a w przypadku acetylenu bliskie sorpcji
CO2. Gazy te, migrując przez złoże węglowe, ulegają sorpcji
w znacznie większym stopniu. Czym większa odległość od
ogniska samozagrzewania do punktu pomiaru stężenia gazu,
tym większe prawdopodobieństwo kontaktu emitowanych
gazów z powierzchnią węgli i większa możliwość wystąpienia
procesu sorpcji. Mierzone wówczas stężenia węglowodorów
nienasyconych w powietrzu kopalnianym mogą być zaniżone,
gdyż gazy te mogły zostać zaadsorbowane.
Z uwagi na fakt, że wskaźniki pożarowe, stosowane do
oceny zagrożenia pożarowego, są stosunkami stężeń gazów,
ich zaniżone z powodu sorpcji stężenie może rzutować na
wartość wskaźnika, szczególnie jeśli wartości sorpcji gazów użytych do wyliczenia wskaźnika są znacząco różne,
przykładowo wskaźnik będący stosunkiem stężenia etylenu
do wodoru C2H4/H2. Sorbowalność tych gazów jest skrajnie
różna. W wyniku procesu sorpcji ilość zaadsorbowanego
etylenu jest znacznie większa w stosunku do znikomej ilości
sorbowanego wodoru. Taka sytuacja będzie skutkowała zaniżeniem wartości wskaźnika C2H4/H2. W przypadku węgli
o znacznej chłonności sorpcyjnej istotny jest więc dobór
wskaźników pożarowych do oceny zjawiska samozagrzewania. Z punktu widzenia możliwości zaistnienia procesu
sorpcji najmniejszym błędem będą obarczone wskaźniki
skonstruowane w oparciu o gazy o zbliżonej sorbowalności,
np. często stosowany wskaźnik WP1 będący stosunkiem tlenku węgla do wodoru CO/H2 [18]. Ilości sorbowanych tlenku
węgla i wodoru są bardzo małe, więc przebiegający proces
16
PRZEGLĄD GÓRNICZY
sorpcji nie ma większego wpływu na wartość wyznaczanego
wskaźnika pożarowego. Warto też zwrócić uwagę na wskaźniki C2H4/C2H2 lub C3H6/C2H2. Różnice między wartościami
sorpcji etylenu, propylenu i acetylenu nie są aż tak duże, więc
deformacje wartości wskaźników nie powinny być znaczące.
Wartości oznaczanych stężeń w powietrzu kopalnianym
są porównywane z tzw. charakterystyką wzorcową węgla
z danego pokładu, dla którego w laboratoryjnym procesie
samozagrzewania wyznaczono we wzrastających temperaturach profil wydzielających się gazów, a na podstawie
ich stężeń wyznaczono wzorcowe wskaźniki pożarowe.
W warunkach doświadczenia laboratoryjnego wydzielające się
gazy są bezpośrednio poddawane analizie chromatograficznej,
nie uwzględnia się tutaj migracji gazu przez zroby i procesu
sorpcji, który jak wykazano w niniejszej pracy ma miejsce
w wyniku kontaktu gazów z węglem kamiennym.
4. Wnioski
1. Gazy współistniejące w atmosferze kopalnianej ulegają
sorpcji na węglach kamiennych w różnym stopniu. W największej ilości sorbowany jest ditlenek węgla i acetylen,
w nieco mniejszej ilości etylen i propylen. Podwyższona
sorpcja węglowodorów nienasyconych: acetylenu, etylenu
i propylenu związana jest z oddziaływaniami p elektronów podwójnego (potrójnego) wiązania występującego
w cząsteczkach węglowodorów z centrami energetycznymi powierzchni węgli.
2. Na chłonność sorpcyjną danego węgla ma wpływ jego
porowatość, stopień metamorfizmu, zawartość wilgoci
i pierwiastka tlenu. W analizowanej populacji prób węgle
o niskim stopniu metamorfizmu i dużej porowatości charakteryzują się największą pojemnością sorpcyjną wobec
gazów obecnych w atmosferze kopalnianej.
3. Gazy sorbowane w mniejszej ilości to węglowodory
nasycone: etan i propan, przyczyną tego jest adsorpcyjny
mechanizm pochłaniania tych sorbatów przez węgiel
kamienny.
4. W najmniejszej ilości sorbowane są tlenek węgla i wodór.
Wartości sorpcji tych gazów są kilkadziesiąt razy mniejsze
w stosunku do sorbowanego w największej ilości ditlenku
węgla. Proces sorpcji CO i H2 nie wpływa na mierzalne
zawartości tych gazów w powietrzu kopalnianym.
5. Wskaźniki pożarowe są konstruowane w oparciu o stężenia gazów. Z punktu widzenia procesów sorpcyjnych,
elementami składowymi wskaźnika powinny być gazy
o podobnej sorbowalności. Wskaźniki zbudowane
w oparciu o gazy o różnej sorbowalności mogą być źródłem błędów, z uwagi na mający miejsce proces sorpcji,
szczególnie jeśli węgiel z danego pokładu charakteryzuje
się dużą chłonnością sorpcyjną.
Publikację zrealizowano w ramach badań statutowych
GIG nr 11220255.
Literatura
1.
2.
3.
Beamish B.B., Arisoy A.: Effect of mineral matter on coal self-heating
rate, Fuel, vol. 87. 2008.
Bustin R.M., Clarkson C.R.: Geological controls on coalbed methane
reservoir capacity and gas content, International Journal of Coal
Geology, vol. 38. 1998.
Chalmers G.R.L., Bustin R.M.: On the effects of petrographic composition on coalbed methane sorption. International Journal of Coal Geology,
vol. 69. 2006.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
10.
11.
12.
13.
14.
15.
16.
17.
18.
19.
20.
21.
22.
23.
24.
25.
26.
2016
Cygankiewicz J.: About Determination of Susceptibility of Coals to
Spontaneous Combustion Using an Adiabatic Test Method. Arch.Min.
Sci., Vol. 45. 2000.
Cygankiewicz J., Dudzińska A., Żyła M.: The effect of particle size
of comminuted bituminous coal on low-temperature sorption of nitrogen and room temperature sorption of carbon dioxide, „Przemysł
Chemiczny” vol. 85. 2006.
Cygankiewicz J., Dudzińska A., Żyła M.: Sorption and desorption of
carbon monoxide in several samples of polish hard coal, Archives of
Mining Sciences. vol. 52. 2007.
Cygankiewicz J., Dudzińska A., Żyła M.: Examination of sorption
and desorption of hydrogen on several samples of polish hard coals.
Adsorption, vol. 18. 2012.
Cygankiewicz J., Żyła M., Dudzińska A.: Wpływ stopnia metamorfizmu
węgli kamiennych na sorpcję i desorpcję etanu, Karbo, vol. 3. 2012.
Czapliński A..:Węgiel kamienny, Wydawnictwa AGH. Kraków 1994.
Dai G. L.: Study on the gaseous products in coal oxidation at low
temperature, Coal Mine Safety vol. 1. 2007.
Dudzińska A.: Investigation of adsorption and desorption of acetylene
on hard coal samples from Polish mines, International Journal of Coal
Geology 2014, 128-129. 2014.
Dudzińska A., Żyła M., Cygankiewicz J.: Influence of the Metamorphism
Grade and Porosity of Hard Coal on Sorption and Desorption of Propane,
Archives of Mining Sciences, vol. 58. 2013.
Dudzińska A. Cygankiewicz J.: Analysis of adsorption tests of gases
emitted in the coal self-heating process, Fuel Processing Technology
vol. 137. 2015.
Gürdal G., Yalçin N.M.: Pore volume and surface area of the
Carboniferous coals from the Zonguldak basin (NW Turkey) and their
variations with rank and maceral composition. International Journal of
Coal Geology, vol. 48. 2001.
Lasoń M., Czuhajowski L., Żyła M.: A note on the sorption of metanol
and water vapours on vitrains. Fuel, vol. 39. 1990
Lu P., Liao G.X., Sun J.H., Li P.D.: Experimental research on index
gas of the coal spontaneous at low-temperature stage, Journal of Loss
Prevention in the Process İndustries, vol. 17. 2004.
Prevention and fighting of endogenous fires in Ukraina mines,
Regulation of the Ministry of Fuels and Energetics of Ukraine no.
12.01.2000, Doneck 2000, 405.
Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 28.06.2002 r. w sprawie
w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz
specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych
zakładach górniczych, Dz.U. Nr 139 poz. 1169, 2002.
Saghafi M. Faiz D. Roberts.: CO2 storage and gas diffusivity properties
of coals from Sydney Basin, Australia, International Journal of Coal
Geology vol. 70. 2007.
Wacławik J., Cygankiewicz J., Branny M.: Niektóre zagadnienia pożarów
endogenicznych, Biblioteka Szkoły Eksploatacji Podziemnej, Seria
z Perlikiem, vol. 2. 2000.
van Heek K.H., Hodek W.: Structure and pyrolysis behavior or different
coals relevant model substances. Fuel vol. 73. 1994.
Zarębska K. Baran P., Cygankiewicz J., Dudzińska A.: Sorption of
carbon dioxide on polish coals in low and elevated pressure, Fresenius
Environmental Biulletin vol. 21. 2012.
Zarębska K.: Analiza możliwości wykorzystania polskich węgli kamiennych do sekwestracji CO2, Prace naukowe GIG, Katowice 2012.
Zarębska K., Dudzińska A.: The possibility of CO2 storage in coal beds
– verification of experimental data, Mineral Resources Management
vol. 24. 2008.
Żyła M., Dudzińska A., Cygankiewicz J.: The Influence of Disintegration
of Hard Coal Varieties of Different Metamorphism Grade on the Amount
of Absorbed Ethane, Archives of Mining Sciences, vol. 58. 2013.
Żyła M., Kreiner K.: The effect of hard coal comminution on the sorption
of vapours of polar and apolar substances, Arch.Min.Sci. vol. 38. 1993.
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
17
UKD 622.333:622.4:622.807
Wpływ jakości uszczelnienia lutniociągu
elastycznego na koszty przewietrzania
drążonego wyrobiska
The influence of air-tightness of a flexible air-duct
on ventilation costs of the driven working
Dr inż. Józef Knechtel*)
Treść: Rozpatruje się elastyczne lutniociągi tłoczące o średnicy 1m oraz długości od 1000 m do 2400 m. W badaniach zastosowano
metodę symulacji numerycznych. Biorąc pod uwagę możliwości techniczne służb kopalnianych przyjęto pięć wartości współczynnika wymiany masy: Θ = 5, 15, 30, 90 oraz 160.10-6m2,5/kg0,5. W załączonej tablicy oraz na rysunkach podano wpływ
jakości uszczelnienia lutniociągu na: sprawność lutniociągu, potrzebne parametry wentylatora współpracującego z lutniociągiem
oraz potrzebną moc do przetransportowania wymaganej ilości powietrza do strefy przodkowej drążonego wyrobiska
Abstract: Flexible forced air-ducts with a diameter of 1m and length of 1000÷2400 m are the matter of interest in this paper. A numerical simulation method was used in the studies. Given the technical capabilities of mine supervision staff, the following five
alternative values of mass transfer coefficient were adopted: Θ = 5, 15, 30, 90 and 160.10-6 m2,5/kg0,5. The attached table and
figures show the impact of air-tightness of an air-duct on: air-duct efficiency, the necessary parameters of fan which cooperates
with the air-duct line and power needed to transport the required amount of air into the face zone of the driven working.
Słowa kluczowe:
wentylacja odrębna, opór aerodynamiczny lutniociągu, sprawność lutniociągu, współczynnik wymiany masy, koszty przewietrzania
Key words:
auxiliary ventilation, aerodynamic resistance of air-duct, efficiency of air-duct, mass exchange coefficient, ventilation costs
1. Wprowadzenie
2. Metoda badań
Z analizy stanu zagrożenia klimatycznego w polskich
kopalniach węgla kamiennego w roku 2014 wynika, że na
204 drążone wyrobiska z wentylacją lutniową w 172 z nich
zastosowano lutniociągi zbudowane z lutni elastycznych.
Stanowiło to 84% wszystkich lutniociągów. Wśród nich
był jeden lutniociąg o średnicy 1,4 m, 41 lutniociągów
o średnicy 1,2 m, 103 lutniociągi o średnicy 1,0 m, 24 lutniociągi o średnicy 0,8 m oraz 3 lutniociągi o średnicy 0,6
m. Lutniociągi o średnicy 1,0 m stanowiły 60% wszystkich
lutniociągów, lutniociągi o średnicy 1,2 m – 24%, o średnicy 0,8 m – 14%, o średnicy 0,6 m – 1,5% oraz o średnicy
1,4 m – 0,5%. Lutniociągi elastyczne zbudowane z lutni
o średnicy 1,0 m stanowią zatem większość stosowanych
w polskim górnictwie węgla kamiennego lutniociągów.
W pracy rozpatruje się zatem takie lutniociągi. W okresie
letnim 2014 roku długości elastycznych lutniociągów
o średnicy 1,0 m wynosiły od 173 do 2302 m, średnio 952
m. Lutniociągów takich o długości 1000 m i więcej było 44,
w tym o długości powyżej 2000 m - cztery. Na 204 instalacje
lutniowe 162 z nich były to instalacje z lutniociągiem
elastycznym tłoczącym. Koszty przewietrzania wyrobisk
(w tym również wyrobisk drążonych) mają wpływ na koszty
wydobycia. Stosowanie lutniociągów o dobrej jakości
uszczelnienia może przyczynić się do obniżenia kosztów
przewietrzania [7]. Dlatego celem pracy jest zbadanie jak
uszczelnienie lutniociągu wpływa na koszty przewietrzania
drążonego wyrobiska.
W rozważaniach przyjęto metodę symulacji numerycznych. Z dotychczasowych badań autora [5] wynika, że kopalniane lutniociągi wentylacyjne mają jakość uszczelnienia na
ogół zadowalającą lub lepszą. Jakość uszczelnienia lutniociągu oceniamy na podstawie współczynnika wymiany masy Θ,
przy czym według H. Bystronia (1990b) jest to wielkość 106
razy większa od współczynnika nieszczelności lutniociągu k.
Na zbadanych 215 lutniociągów 75% z nich charakteryzowało
się współczynnikiem wymiany masy Θ < 160.10-6m2,5/kg0,5,
45 lutniociągów miało Θ < 32.10-6m2,5/kg0,5, zaś 26 lutniociągów miało Θ < 16.10-6m2,5/kg0,5, 7 lutniociągów miało Θ
< 3,2.10-6m2,5/kg0,5, a 6 lutniociągów – Θ < 1,6.10-6m2,5/kg0,5,
natomiast cztery lutniociągi charakteryzowały się doskonałą
jakością uszczelnienia. Biorąc pod uwagę realia panujące
na dole kopalni do rozważań przyjęto pięć wartości współczynnika wymiany masy Θ: 5, 15, 30, 90 i 160.10-6m2,5/kg0,5.
Przyjęto również osiem alternatywnych wartości długości
lutniociągu L: 1000 m, 1200 m, 1400 m, 1600 m, 1800 m,
2000 m, 2200 m oraz 2400 m. Dla tak przyjętych wartości Θ
i L postanowiono wyliczyć opór aerodynamiczny elastycznego
lutniociągu o średnicy 1,0 m, jego sprawność oraz potrzebne
spiętrzenie wentylatora lutniowego (lub układu wentylatorów
lutniowych). W obliczeniach zastosowano znane wzory [2]:
– na ciśnienie pary wodnej pp zawartej w powietrzu kopalnianym
(1)
18
PRZEGLĄD GÓRNICZY
gdzie:
p – ciśnienie barometryczne, przyjęto p = 105 kPa;
ta – temperatura termometru suchego, przyjęto ta = 200C;
tφ – temperatura termometru wilgotnego, przyjęto tφ = 170C;
- na stopień zawilżenia powietrza X
(2)
– na gęstość powietrza ρ
(3)
– na jednostkowy opór aerodynamiczny lutni używanej r
r = r0(1+0,01λ)
(4)
w którym:
– r0 – jednostkowy opór aerodynamiczny lutni fabrycznie
nowej, kg/m8;
– λ - funkcja intensywności uszkodzeń lutni;
– na wielkość obliczeniową Q wprowadzoną przez H.
Bystronia [2]
(5)
gdzie: p=ρΘ2.10-12/A2 oraz q=r Θ2.10-12/2 są pierwiastkami
równania trzeciego stopnia względem wprowadzonego przez
H. Bystronia parametru wzrostu organicznego a; przy czym A
oznacza pole powierzchni przekroju poprzecznego lutniociągu, m2, zaś Θ jest współczynnikiem wymiany masy;
– na parametr wzrostu organicznego a
(6)
– na wydajność wentylatora lutniowego (lub układu wentylatorów lutniowych) V0
V0 = Vk.exp(a.L)
(7)
w którym Vk oznacza wydajność objętościową powietrza
wypływającego z lutniociągu do strefy przodkowej, m3/s;
– na opór aerodynamiczny lutniociągu Row
(8)
w którym:
ε –czynnik znakowy określający rodzaj wentylacji lutniowej
(ε = +1 dla wentylacji ssącej oraz ε = -1 dla wentylacji
tłoczącej,
ζ0–bezwymiarowy współczynnik oporu wlotu do przewodu
(ζ0 = 1 dla wentylacji tłoczącej oraz 0,6 dla wentylacji
ssącej;
ζw–bezwymiarowy współczynnik oporu wypływu z przewodu
(ζw = 0,6 dla wentylacji tłoczącej oraz 1 dla wentylacji
ssącej);
– na sprawność lutniociągu η liczoną w %
η = 100.Vk/V0
(9)
– na spiętrzenie całkowite wentylatora lutniowego (lub
układu wentylatorów lutniowych) Δpc
(10)
– na moc wentylatora (lub układu wentylatorów) potrzebną
do przewietrzania wyrobiska
(11)
N = V0.Δpc
Korzystając z powyższych wzorów obliczono opór aerodynamiczny lutniociągu, jego sprawność oraz potrzebne
spiętrzenie wentylatora (lub stacji wentylatorów) dla doprowadzenia do strefy przodkowej 6 m3/s powietrza. Opierając się
2016
na danych literaturowych [4] oraz wynikach badan własnych
przyjęto alternatywnie wartość jednostkowego oporu aerodynamicznego lutni równą 0,02 kg/m8 oraz 0,015 kg/m8, zaś
wartość funkcji intensywności uszkodzeń lutni równą 10%.
3. Wyniki badań
Wyniki obliczeń podano w tablicy 1. W tablicy tej
w poszczególnych kolumnach zestawiono: długość lutniociągu – L, opór aerodynamiczny lutniociągu Row, wydajność
wentylatora lutniowego (lub stacji wentylatorów lutniowych)
– V0, całkowite spiętrzenie wentylatora (lub stacji wentylatorów lutniowych) – Δpc, sprawność lutniociągu – η, moc
elektryczną potrzebną do przewietrzania wyrobiska – N.
Ze wzrostem długości lutniociągu jego opór
aerodynamiczny oczywiście rośnie, jednak w miarę
pogorszenia jakości uszczelnienia wspomniany opór maleje
(rys.1). Sprawność η lutniociągu maleje zarówno ze wzrostem
długości, jak i pogorszeniem jakości uszczelnienia (rys. 2).
Odwrotnie przedstawia się sprawa ze spiętrzeniem wentylatora (lub układu wentylatorów). Wielkość ta rośnie zarówno
w miarę wzrostu długości lutniociągu, jak i ze wzrostem
współczynnika wymiany masy Θ. Ponieważ spiętrzenie zależy
w drugiej potędze od wydajności V0, zmiany spiętrzenia są
większe od zmian wydajności czy oporu aerodynamicznego
(rys. 3). Zmiany potrzebnej mocy do dostarczenia powietrza
do strefy przodkowej wraz ze zmianą jakości uszczelnienia
lutniociągu są jeszcze większe (rys. 4). Im większa długość
lutniociągu tym bardziej widoczny negatywny wpływ wzrostu
współczynnika wymiany masy Θ na intensywność i koszty
przewietrzania. Dla lutniociągu o długości 1000 m mamy:
Row(Θ=160)/Row(Θ=5)=0,606;
V0(Θ=160)/V0(Θ=5)=1,759;
Δpc(Θ=160)/Δpc(Θ=5)=1,873;
N(Θ=160)/N(Θ=5)=3,294;
Natomiast dla lutniociągu o długości 2400 m mamy:
Row(Θ=160)/Row(Θ=5)=0,370;
V0(Θ=160)/V0(Θ=5)=3,876;
Δpc(Θ=160)/Δpc(Θ=5)=5,558;
N(Θ=160)/N(Θ=5)=21,543.
Należy również zwrócić uwagę, że w przypadku dużej
wartości współczynnika wymiany masy Θ trzeba zapewnić
wysokie parametry punktu pracy wentylatora lutniowego.
Z tablicy 1 wynika, że dla Θ=160.10-6m2,5/kg0,5 oraz długości lutniociągu L=2400m potrzebne jest spiętrzenie Δpc =
12 755Pa, a wydajność V0 = 27,169 m3/s. Spiętrzenie całkowite wentylatora lutniowego na ogół nie przekracza 8000Pa,
a wydajność 20 m3/s [3]. W takim przypadku konieczne jest
stosowanie szeregowo równoległych układów wentylatorów.
4. Energetyczny koszt przewietrzania drążonego wyrobiska
W dwóch ostatnich kolumnach tablicy 1 podano wartości
mocy elektrycznej potrzebnej do przewietrzania wyrobiska.
Gdy współczynnik wymiany masy Θ = 15.10-6m2,5/kg0,5,
wówczas potrzebna moc elektryczna doprowadzenia 6 m3/s
powietrza do strefy przodkowej wyrobiska o długości 1000 m
jest o około 15% większa w porównaniu z lutniociągiem
o współczynniku Θ=5.10-6m2,5/kg0,5. Jeśli Θ=30.10-6m2,5/kg0,5,
wspomniany wzrost wynosi już 30%, gdy Θ=90.10-6m2,5/kg0,5,
potrzeba już ponad 2 razy tyle energii, a gdy Θ=160.10-6m2,5/
kg0,5, ponad 3 razy tyle. Jeśli długość lutniociągu będzie
większa, wspomniane różnice będą jeszcze większe. Wartość
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
19
Tablica 1. Parametry wentylacyjne lutniociągów tłoczących zbudowanych z elastycznych lutni o średnicy 1,0 m
Table 1. Ventilation parameters of forced air-ducts made of flexible air pipes with a diameter of 1,0 m
L.p.
Długość
lutniociągu
L, m
r0, kg/m8
Opór aerodynamiczny
lutniociągu Row, kg/m7
0,020
0,015
Wydajność stacji
wentylatorów V0,
m3/s
0,020
0,015
Spiętrzenie całkowite
stacji wentylatorów
Δpc, Pa
0,020
0,015
Sprawność
lutniociągu η, %
Moc elektryczna
potrzebna do
przewietrzania
wyrobiska N, kW
0,020
0,015
0,020
0,015
Współczynnik wymiany masy – Θ = 5 10 m /kg
.
-6
2,5
0,5
1
1000
22,120
17,063
6,402
6,363
907
691
93,72
94,30
5,807
4,397
2
1200
25,913
19,942
6,485
6,439
1090
827
92,52
93,18
7,069
5,325
3
1400
29,609
22,754
6,570
6,515
1278
966
91,32
92,10
8,396
6,293
4
1600
33,211
25,500
6,655
6,592
1471
1108
90,16
91,02
9,790
7,304
5
1800
36,720
28,183
6,742
6,670
1669
1254
88,99
89,55
11,252
8,364
6
2000
40,139
30,803
6,830
6,749
1872
1403
87,85
88,90
12,786
9,469
7
2200
43,471
33,363
6,919
6,829
2081
1556
86,72
87,86
14,398
10,626
8
2400
46,718
35,862
7,009
6,910
2295
1712
85,60
86,83
16,086
11,829
87,45
88,55
6,676
4,987
Współczynnik wymiany masy – Θ = 15.10-6m2,5/kg0,5
9
1000
20,668
16,037
6,861
6,776
973
736
10
1200
23,903
18,525
7,048
6,943
1187
893
85,13
86,42
8,366
6,200
11
1400
26,970
20,894
7,240
7,114
1414
1057
82,87
84,34
10,237
7,519
12
1600
29,877
23,151
7,436
7,290
1652
1230
80,69
82,30
12,284
8,967
13
1800
32,631
25,301
7,639
7,469
1904
1411
78,54
80,33
14,545
10,539
14
2000
35,242
27,349
7,846
7,653
2169
1602
76,47
78,40
17,018
12,260
15
2200
37,716
29,299
8,060
7,842
2450
1802
74,44
76,51
19,747
14,131
16
2400
40,061
31,157
8,279
8,035
2746
2012
72,47
74,67
22,734
16,166
Współczynnik wymiany masy – Θ = 30 10 m /kg
.
-6
2,5
0,5
17
1000
19,193
14,989
7,416
7,270
1056
792
80,91
82,53
7,831
5,758
18
1200
21,901
17,102
7,737
7,555
1311
976
77,55
79,42
10,143
7,374
19
1400
24,389
19,059
8,072
7,850
1589
1174
74,33
76,43
12,826
9,216
20
1600
26,674
20,871
8,422
8,158
1892
1389
71,24
73,55
15,934
11,331
21
1800
28,774
22,549
8,786
8,477
2221
1620
68,29
70,78
19,514
13,733
22
2000
30,703
24,103
9,167
8,809
2580
1870
65,45
68,11
23,651
16,473
23
2200
32,475
25,542
9,564
9,154
2970
2140
62,74
65,55
28,405
19,590
24
2400
34,104
26,875
9,978
9,512
3395
2432
60,13
63,08
33,875
23,133
64,76
67,54
12,508
8,759
25
1000
15,724
12,494
9,265
8,883
1350
986
26
1200
17,351
13,821
27
1400
18,718
14,955
10,106
9,609
1772
1276
59,37
62,44
17,908
12,261
11,024
10,393
2275
1615
54,43
57,73
25,080
16,785
28
1600
19,867
15,924
12,025
11,242
2873
2013
49,90
53,37
34,548
22,630
29
1800
20,832
16,752
13,116
12,160
3584
2477
45,75
49,34
47,008
30,120
30
2000
21,643
17,460
14,307
13,153
4430
3021
41,94
45,62
63,380
39,735
31
2200
22,326
18,065
15,606
14,227
5437
3656
38,45
42,17
84,850
52,014
32
2400
22,899
18,582
17,023
15,388
6636
4400
35,25
38,99
112,965
67,707
33
1000
13,403
10,797
11,258
10,575
1699
1207
53,30
56,74
19,127
12,764
34
1200
14,444
11,682
12,768
11,844
2355
1639
46,99
50,66
30,069
19,412
35
1400
15,254
12,388
14,480
13,266
3198
2180
41,44
45,23
46,307
28,920
36
1600
15,884
12,950
16,422
14,858
4284
2859
36,54
40,38
70,352
42,479
37
1800
16,372
13,398
18,625
16,641
5679
3710
32,21
36,06
105,771
61,738
38
2000
16,753
13,756
21,123
18,639
7475
4779
28,41
32,19
157,894
89,076
39
2200
17,049
14,040
23,956
20,876
9784
6119
25,05
28,74
234,386
127,740
40
2400
17,279
14,267
27,169
23,382
12755
7800
22,08
25,66
346,541
182,380
20
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 1.Wpływ jakości uszczelnienia lutniociągu elastycznego o średnicy 1,0 m na jego opór aerodynamiczny
Fig. 1. Influence of air-tightness of a flexible air-duct with a diameter of 1,0 m on its aerodynamic resistance
Rys. 2.Wpływ jakości uszczelnienia lutniociągu elastycznego o średnicy 1,0 m na jego sprawność
Fig. 2. Influence of air-tightness of a flexible air-duct with a diameter of 1,0 m on its efficiency
Θ=160.10-6m2,5/kg0,5 jest wartością graniczną, powyżej której
jakość uszczelnienia lutniociągu jest niezadowalająca: zła,
bardzo zła lub fatalna [1]. Z analizy jakości uszczelnienia lutniociągów funkcjonujących w kopalniach węgla kamiennego
wynika, że średnia jakość uszczelnienia lutniociągów zbudowanych z lutni elastycznych wynosi około 7,5.10-5m2,5/kg0,5
[6]. Znaczny odsetek lutniociągów miał jakość uszczelnienia
poniżej 3.10-5m2,5/kg0,5. Zatem osiągnięcie dość dobrej jakości
uszczelnienia lutniociągu [1] jest całkiem realne.
Koszty funkcjonowania lutniociągów można również
zmniejszyć stosując lutnie wentylacyjne o małym jednostkowym oporze aerodynamicznym r0. Aktualnie przyjmuje się
dla lutni elastycznych o średnicy 1,0m r0 = 0,02 kg/m8 [6].
Z badań własności aerodynamicznych lutniociągów przeprowadzonych na stanowiskach u producentów lutni wentylacyjnych wynika, że jego wartość może być nawet mniejsza od
0,01 kg/m8, a nie przekracza wartości 0,019 kg/m8 [4]. Dlatego
wykonano również symulacje numeryczne dla mniejszej war-
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
21
Rys. 3.Wpływ jakości uszczelnienia lutniociągu elastycznego o średnicy 1,0 m na potrzebne spiętrzenie całkowite wentylatora lutniowego (lub układu wentylatorów)
Fig. 3. Influence of air-tightness of a flexible air-duct with a diameter of 1,0 m on the required total accumulation of
air-duct fan (or a system of fans)
Rys. 4.Wpływ jakości uszczelnienia elastycznego lutniociągu o średnicy 1,0 m na wielkość mocy potrzebnej do dostarczenia powietrza do strefy przodkowej wyrobiska
Fig. 4. Influence of air-tightness of a flexible air-duct with a diameter of 1,0 m on the amount of power needed to transport the air into the face zone of the working
tości jednostkowego oporu aerodynamicznego przyjmując r0 =
0,015 kg/m8. Z porównania wartości zestawionych w tablicy
1 widać, że tą drogą można zmniejszyć zapotrzebowanie na
energię elektryczną o kilkadziesiąt procent.
Główną jednak drogą prowadzącą do zmniejszenia kosztów przewietrzania jest dbałość o utrzymanie jak najlepszej
jakości uszczelnienia lutniociągu [7]. Przy obecnych długościach drążonych wyrobisk i wymaganej intensywności przewietrzania ich stref przodkowych jakość uszczelnienia gorsza
od 9.10-5m2,5/kg0,5 nie powinna być tolerowana. Przy zakupie
lutni wentylacyjnych należy brać pod uwagę faktyczny koszt
eksploatacji tych lutni. Nie cena jednostkowa zakupu powinna
decydować, ale współczynnik wymiany masy Θ oraz wartość
jednostkowego oporu aerodynamicznego r0. Poprawiając
jakość uszczelnienia lutniociągu można w ciągu doby zaoszczędzić setki złotych na jednym drążonym wyrobisku. Biorąc
pod uwagę, że czas funkcjonowania wyrobiska jako ślepe
wynosi kilka miesięcy (a nawet więcej), i że wyrobisk takich
22
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
na jednej kopalni jest kilka lub kilkanaście, oszczędności
sięgają setek tysięcy złotych.
go wyrobiska na jednostkową odległość (np. 1 km) i na tej
podstawie oceniać lutniociąg.
5. Podsumowanie
Literatura
W pracy rozpatrywano tłoczące lutniociągi elastyczne
o średnicy 1,0 m i długości od 1000 do 2400 m. W rozważaniach wykorzystano podstawy teoretyczne obliczania
lutniociągów kopalnianych opracowane przez H. Bystronia.
Wykorzystano metodę symulacji numerycznych. Z rozważań
wynika, że jakość uszczelnienia lutniociągu ma duży wpływ
na intensywność przewietrzania drążonego wyrobiska, wymagane parametry punktu pracy wentylatora lutniowego,
a zwłaszcza na potrzebną moc wentylatora do przetłoczenia
wymaganej ilości powietrza do strefy przodkowej drążonego
wyrobiska. Ma to proste przełożenie na koszty przewietrzania.
Również wpływ (chociaż mniejszy) na koszty przewietrzania
ma jednostkowy opór aerodynamiczny lutni. Czyniąc skuteczne starania o zapewnienie możliwie dobrej jakości uszczelnienia lutniociągu (mały współczynnik wymiany masy) można
uzyskać oszczędności w przewietrzaniu drążonych wyrobisk
sięgających setek tysięcy złotych. Omawiane zagadnienie ma
duży wpływ na koszty wydobycia węgla. Celowe jest zatem
wprowadzenie kryterium opartego na kosztach doprowadzenia
jednostkowej ilości powietrza do strefy przodkowej drążone-
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
Bystroń H.: Kryteria jakości aerodynamicznej nie rozgałęzionych lutniociągów kopalnianych, „Wiadomości Górnicze”, XLI, 1, 1990.
Bystroń H. : Metody obliczania nie rozgałęzionych lutniociągów kopalnianych, Archiwum Górnictwa, t. 34, nr3. 1990.
„ELMECH KAZETEN” : Katalog produktów producenta wentylatorów
lutniowych i pomp szlamowych typu GPSZ, Czeladź 2013.
Knechtel J.: Jednostkowy opór aerodynamiczny lutniociągów zbudowanych z lutni elastycznych, „Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa”,
2011, Nr 2.
Knechtel J.: Wyniki badań jakości uszczelnienia lutniociągów funkcjonujących w kopalniach węgla kamiennego, „Przegląd Górniczy”, 2011,
Nr 12.
Knechtel J.: Wybrane zagrożenia aerologiczne w kopalniach podziemnych i ich zwalczanie, praca zbiorowa pod red. N. Szlązaka, Rozdział 8.
Wybrane aspekty wentylacji lutniowej: ocena szczelności lutniociągów
pracujących na dole kopalni w oparciu o wyniki pomiarów, str. 461÷474,
Wydawnictwa AGH, Kraków 2011.
Knechtel J.: Dobór instalacji lutniowej jako środek do zmniejszenia
kosztów przewietrzania drążonych wyrobisk górniczych, „Przegląd
Górniczy” 2015, Nr 5.
NACZELNY REDAKTOR
w zeszycie 1-2/2010 Przeglądu Górniczego, zwrócił się do kadr
górniczych z zachętą do publikowania artykułów ukierunkowanych
na wywołanie
POLEMIKI – DYSKUSJI.
Trudnych problemów, które czekają na rzetelną, merytoryczną
wymianę poglądów – jest wiele! Od niej – w znaczącej mierze –
zależy skuteczność praktyki i nauki górniczej w działaniach na rzecz
bezpieczeństwa górniczego oraz postępu technicznego
i ekonomicznej efektywności eksploatacji złóż.
Od naszego wysiłku w poszukiwaniu najlepszych rozwiązań
– zależy przyszłość polskiego górnictwa!!!
Informujemy uprzejmie Autorów o zmianie naszego adresu meilowego.
Nasz nowy adres to
[email protected]
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
23
UKD 622.333:622.8:622.81/.82
Analiza szybkości reakcji utleniania 955-elementowej próby węgli kamiennych
z uwzględnieniem zagrożenia pożarowego
Analysis of the reaction rate of 955 samples of coals with
reference to a spontaneous fire hazard
Mgr inż. Stanisław Słowik*)
Treść: W artykule przedstawiono analizę przebiegu szybkości reakcji utleniania dla próby węgla złożonej z 955 elementów (węgli kamiennych pobranych z polskich kopalń), którą odniesiono do pożarów endogenicznych zaistniałych w podziemnych kopalniach
węgla kamiennego. Wykazano, że szybkość reakcji utleniania węgli o małych wartościach współczynnika ko i energii aktywacji
E wraz ze wzrostem temperatury zrównuje się z szybkością reakcji utleniania węgli, które mają duże wartości współczynnika
ko i energii aktywacji E. Zjawisko to zaobserwowano w wąskim przedziale temperatury, który wynosi od 261oC do 333oC,
średnio 297oC. Temperaturę tę nazwano temperaturą wyrównania szybkości reakcji dla węgli, zaś wyznaczony przedział,
przedziałem temperatury wyrównania. Zaobserwowane zachowanie dowodzi, że węgle o wysokiej wartości energii aktywacji
stwarzają niewielkie zagrożenie pożarowe w niskiej temperaturze (poniżej temperatury krytycznej), które wraz ze wzrostem
temperatury szybko się zwiększa i jest trudne do opanowania. Natomiast węgle o niskich wartościach energii aktywacji zachowują się odwrotnie, w początkowym stadium zagrożenia pożarowego stwarzają większe problemy, zaś powstałe z nich pożary
mają łagodniejszy przebieg. Analiza pożarów endogenicznych zaistniałych w kopalniach wykazała, że najwyższą możliwość
wystąpienia pożarów endogenicznych obserwujemy w przedziale energii aktywacji 60 000-65 000 J/mol.
Abstract: This paper presents an analysis of the oxidation reaction rates for a collection of coal samples consisting of 955 elements
(coals) with reference to the endogenous fires occurring in underground coal mines. It has been shown that the rate of oxidation
of coals with a low ko coefficient and activation energy E with the increase of temperature equals the rate of oxidation of
coals of large values of ko coefficient and the activation energy E. This phenomenon has been observed in a narrow temperature range, which is from 261ºC to 333ºC, with the average of 297ºC. This temperature has been called the compensation
temperature of reaction rate for coals while the designated range is referred to as the range of temperature alignment. The
observed behavior proves that coals with high activation energy value generate low fire hazard at low temperature (below the
critical temperature), however, the fire hazard increases rapidly and is difficult to control with the increase of the temperature.
Meanwhile, the coals with low values of activation energy behave inversely, generating greater problems in the initial stages
of the fire hazard, but the fires that they cause are milder. The analysis of endogenous fires that occurred in the coal mines
has shown that the highest possibility of endogenous fires was observed between the activation energy of 60 000-65 000J/mol.
Słowa kluczowe:
węgiel, szybkość reakcji, równanie Arrheniusa, energia aktywacji, współczynnik przedekspotencjalny
Key words:
coal, reaction rate, Arrhenius equation, the activation energy, pre-exponential coefficient
1. Wprowadzenie
Ciągle podejmowane są działania mające na celu rozpoznanie zagrożenia pożarowego, którego istotnym elementem
jest określenie przebiegu szybkości reakcji w zakresie niskotemperaturowego utleniania. Zazwyczaj szybkość reakcji
jest określana i analizowana dla konkretnej próbki węgla.
W artykule przeanalizowano ten proces nie dla pojedynczej
próbki węgla, ale dla próby węgli. W skład próby weszły węgle
z różnych pokładów, w efekcie czego próba została złożona z
955 elementów (węgli) różniących się przebiegiem szybkości
reakcji utleniania. Składały się na nią węgle z 93 pokładów
polskich kopalń węgla kamiennego zaliczone od I do V grupy
samozapalności, były to:
– 50 próbek z 7 pokładów grupy 200,
– 147 próbek z 27 pokładów grupy 300,
–
–
–
–
407 próbek z 28 pokładów grupy 400,
113 próbek z 10 pokładów grupy 700.
Analizowaną próbę węgli porównano z przypadkami
pożarów endogenicznych, które zaistniały w kopalniach węgla kamiennego w latach 2005-2013 [8, 9]. Pozwoliło to na
wytypowanie węgli, które stwarzają największe zagrożenie
zaistnienia pożaru endogenicznego.
2. Badania
W badaniach wykorzystano metodę określenia szybkości
reakcji utleniania węgli w punkcie temperaturowym, zwaną
metodą Olpińskiego.
Próbki węgla pobierane były z pokładów polskich kopalń węgla kamiennego i poddawane badaniom pod kątem
24
PRZEGLĄD GÓRNICZY
skłonności do samozapalenia [6, 10]. Sposób wykonania
badań i obliczeń został przedstawiony w [3]. Do wyznaczenia
parametrów równania Arrheniusa przyjmowano pomierzone
wartości szybkości reakcji. W oparciu o badania wyprowadzono dla węgli równania szybkości reakcji Arrheniusa, których
istotnymi parametrami są współczynniki ko i E:
,
(1)
gdzie:
k – szybkość reakcji [K/s],
ko – współczynnik przedekspotencjalny [K/s],
E – energia aktywacji [J/mol],
R – stała gazowa, równa 8,315 [J/mol K],
T – temperatura [K].
kładem normalnym (test chi-kwadrat = 16,254, df = 11, p =
0,132). Natomiast współczynnik przedekspotencjalny (ko) ma
przebieg nieliniowy o rozkładzie lognormalnym (test chi-kwadrat = 5,450, df = 3, p = 0,142). Dlatego przeprowadzono wyrównanie rozkładu współczynnika ko, wykorzystując do tego
przekształcenie Boxa-Coxa. Współczynnik l przekształcenia
Boxa-Coxa wynosi l= – 0,01009 (przy przesunięciu 0,00),
stąd jako przekształcenie wyrównujące rozkład przyjęto logarytmowanie koLog = ln ko. Ostatecznie więc, poszukiwano zależności regresyjnej pomiędzy zmiennymi niezależnymi koLog
i E dla równania szybkości reakcji w postaci logarytmowanej:
.
Podstawowe statystyki opisowe współczynników ko i E
przebadanych węgli przedstawiono w tablicy 1. Widać, że
współczynnik ko ma rozkład nieliniowy.
Tablica 1. Parametry statystyczne współczynnika E i ko dla
analizowanej próby
Table 1. Statistical parameters of E and ko coefficients for the
analyzed sample
Statystyki opisowe
Zmienna N ważnych Średnia Minimum Maksimum Odch.std
E, J/mol
955
61961
41950
84120
8689
ko
955
15765907
33290
288749580 37711519
Wszystkie badane węgle reprezentowały pełny zakres
skłonności do samozapalenia. Według klasyfikacji PN-93/G04558 kształtowało się to następująco:
– 237 elementy – I grupa skłonności do samozapalenia,
– 209 elementów – II grupa skłonności do samozapalenia,
– 246 elementów – III grupa skłonności do samozapalenia,
– 208 elementów – IV grupa skłonności do samozapalenia,
– 55 elementów – V grupa skłonności do samozapalenia.
Natomiast wg klasyfikacji wskaźnika SMP [3]:
– 148 elementów – I grupa skłonności do samozapalenia,
– 281 elementów – II grupa skłonności do samozapalenia,
– 329 elementów – III grupa skłonności do samozapalenia,
– 179 elementów – IV grupa skłonności do samozapalenia,
– 18 elementów – V grupa skłonności do samozapalenia.
3. Równanie szybkości reakcji Arrheniusa 955-elementowej próby węgli
Równanie szybkości reakcji dla pojedynczego elementu
próby przedstawione jest wzorem (1), natomiast w równaniu
szybkości reakcji Arrheniusa dla całej próby współczynniki
ko i E przyjmą postać zmiennych:
.
2016
(2)
Wartość współczynników ko i E zmieniać się będzie w
zakresie od minimum do maksimum (tabl. 1), natomiast
temperatura będzie obejmować przedział, w którym przebiega
proces samozagrzewania i palenia.
Ponieważ analiza funkcji trzech zmiennych jest skomplikowana, dlatego zależność (2) sprowadzono do funkcji dwóch
zmiennych poprzez redukcję jednej zmiennej. Wykorzystano
do tego regresję liniową i poszukiwano zależności pomiędzy
współczynnikami ko i E, aby jeden z nich wyeliminować.
Wykazano, że energia aktywacji (E) charakteryzuje się roz-
(3)
Równanie regresji pomiędzy zmiennymi niezależnymi
koLog i E wyrażone jest zależnością koLog= b0 + b1 · E, gdzie
b0 i b1 to współczynniki liczbowe wyznaczane dla równania
regresji. Z wstępnie przeprowadzonej analizy regresji liniowej uzyskano istotne wartości współczynników koLog i E przy
wysokim wskaźniku jakości dopasowania modelu do danych
r2=0,96 (tabl. 2).
Tablica 2. Wyniki wstępne analizy regresji liniowej
Table 2. Preliminary results of the linear regression analysis
Podsumowanie regresji zmiennej zależnej: koLog=ln(ko)
R= ,98172536 R2= ,96378468 Skoryg. R2= ,96374668
F(1,953)=25362, p<0,0000 Błąd std. estymacji: ,35237
N=955
BETA Błąd st.
B
Błąd st.
t(953) poziom p
BETA
B
W. wolny
1,980297 0,082146 24,1070
0,00
E
0,981725 0,006165 0,000209 0,000001 159,2540
0,00
Jednak pomimo istotnych współczynników, otrzymany
model nie spełniał warunku normalności reszt. Zastrzeżenia
budził też rozrzut reszt względem wartości przewidywanych,
który wykazywał niesymetryczny rozkład z wyróżniającymi
się wynikami odstającymi. Dlatego w dalszej analizie przeprowadzono usuwanie przypadków błędnych i odstających,
wykorzystując warunki standaryzowanych reszt, odległości
Mahalanobisa i Cooka. Dzięki tym operacjom otrzymano
istotny model regresji, spełniający wymagane warunki:
– podsumowanie regresji (tabl. 3),
Tablica. 3.Ostateczne podsumowanie regresji zmiennej zależnej:
koLog
Table 3. Summary of the regression of the dependent variable:
koLogg
N=770
Podsumowanie regresji zmiennej zależnej: koLog
R= ,99058915 R2= ,98126687 Skoryg. R2= ,98124248
F(1,768)=40229, p<0,0000 Błąd std. estymacji: ,23581
Błąd st.
B
Błąd st.
t(768) poziom
BETA
BETA
B
p
W.
1,934238
0,064868 29,8179
wolny
E
0,990589 0,004939 0,000211499 0,000001 200,5714
0,00
0,00
– wykres rozrzutu zmiennej zależnej względem niezależnej
(rys. 1),
– wykres rozrzutu reszt względem wartości przewidywanych
(rys. 2),
– testy normalności reszt,
otrzymano istotną wartość statystyki chi-kwadrat (test
chi-kwadrat = 25,830, df = 17, p = 0,078) potwierdzającą, że
mamy do czynienia z rozkładem normalnym reszt (p>0,05).
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
25
Rys. 1.Wykres rozrzutu koLog względem E
Fig. 1. Scatter diagram of koLog relative to E
Rys. 2.Przewidywane względem wartości resztowych
Fig. 2. Predicted values relative to the residual values
Równanie regresji, które otrzymano przed usunięciem
przypadków błędnych i odstających (tabl. 2) w małym stopniu odbiega od wyniku końcowego (tabl. 3). Porównując oba
modele można stwierdzić, że niewielka różnica występuje dla
niskich wartości, natomiast dla wysokich wartości krzywe
zbiegają się. Mimo tej małej różnicy w przebiegu równania,
usunięcie przypadków błędnych i odstających spowodowało,
że uzyskano model generalnie spełniający warunki regresji
liniowej. Ponieważ pomimo tego, że widoczny jest dość duży
rozrzut reszt względem wartości przewidywanych (rys. 2), to
można przyjąć, że model dla potrzeb prowadzonej analizy jest
istotny. Tym bardziej, że model ten posłuży nam do wstępnej
analizy równania szybkości reakcji Arrheniusa, a uzyskane
wnioski będą zweryfikowane.
Otrzymany istotny model regresji liniowej wyrażony jest
zależnością (tabl. 3):
kOLog= 0,0002115 · E + 1,9342,
(4)
zaś po uwzględnieniu przekształcenia wyrównującego zmiennej niezależnej:
ko= exp(0,0002115 · E + 1,9342) =
= 6,9185 exp(0,0002125 · E).
(5)
26
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Statystyki podstawowe współczynników równania regresji, przedstawiono w tablicy 4.
Tablica. 4.Statystyki opisowe współczynników E i ko występujących w równaniu regresji
Table 4. Descriptive statistics of E and ko coefficients occurring
in the regression equation
Zmienna N ważnych Średnia Minimum Maksimum Odch.Std.
E, J/mol
770 60986,48 43126,87
78832
8064
ko, K/s
770 10592359 45745,77 154169901 20761560
koLog=ln(ko)
770
14,83
10,73
18,85
1,72
Analiza uproszczonego równania szybkości reakcji
Arrheniusa
Podstawiając (4) do równania Arrheniusa w postaci (3)
i przekształcając, otrzymano zależność:
.
cji cechują się większą szybkością reakcji niż węgle o małej
energii aktywacji (rys. 3).
Temperaturę wyrównania, przy której następuje zrównanie szybkości reakcji wszystkich węgli próby, obliczono
porównując równanie dwóch dowolnych elementów próby:
,
porządkując mamy:
.
Po uproszczeniu otrzymujemy:
.
I ostatecznie:
(6)
Uzyskane równanie (6) wykreślono w przedziale {E,
43000, 80000} i {T, 293K, 673K} (rys. 3).
Z analizy uproszczonego równania szybkości reakcji
Arrheniusa wynika, że pojawia się temperatura, przy której
następuje zrównanie szybkości reakcji wszystkich węgli próby (rys. 3). Nazwano ją temperaturą wyrównania szybkości
reakcji.
Bardzo ważne jest też spostrzeżenie, że w przedziale do
temperatury wyrównania, węgle o małej energii aktywacji
cechują się większą szybkością reakcji niż węgle o dużej
energii aktywacji. Natomiast po przekroczeniu temperatury
wyrównania następuje zmiana i węgle o dużej energii aktywa-
2016
.
Temperatura wyrównania dla węgli analizowanej próby,
wyznaczona w oparciu o uproszczone równanie Arrheniusa,
wynosi 569K (296oC).
4. Weryfikacja uzyskanych spostrzeżeń
Analiza uproszczonego równania Arrheniusa pokazała,
że istnieje temperatura wyrównania szybkości reakcji węgli.
W celu weryfikacji tego wniosku przeprowadzono analizę
równania szybkości reakcji w pełnej postaci (bez uproszczeń),
które obejmuje wszystkie 955 elementy (węgle) próby. W tym
Rys. 3.Zależność ln(k)=f(E,T) opisana równaniem (5) dla T=293 do 673K (20 do 400oC) oraz E=43 000 do 80 000
Fig. 3. The formula ln(k)= f (E,T) described by equation (5) for T=293 to 673K (20 to 400°C) and E=43 000 to 80 000
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
celu wykorzystano sparametryzowaną, logarytmowaną postać
równania (2), gdzie współczynniki ko i E przyjęto za zmienne,
zaś temperaturę T jako parametr z krokiem DT:
(7)
Przeprowadzono analizę wykresu funkcji (7) w przedziale
wartości:
27
– ln(komin)= 10, ln(komax)= 20,
– Emin= 41000, Emax= 85000, J/mol
– Tmin= 323, Tmax= 673, DT=10, K.
Otrzymano 35 wykresów dla kroku temperatury DT=10.
Wybrano z nich trzy wykresy, które dobrze ilustrują istotę
omawianego zjawiska, odnoszą się one do temperatury
T1=353K (80oC), T2=573K (300oC) i T3=793K (520oC).
Dodatkowo na wykresach zostały naniesione punkty reprezentujące elementy (węgle) próby (rys. 4a, 4b i 4c).
Rys. 4a. Wykreślone równanie Arrheniusa próby w postaci logarytmowanej z zaznaczonymi elementami
próby dla T1=353K (80oC)
Fig. 4a. Arrhenius equation for the sample in the form of a logarithm with selected elements of the sample
for T1=353K (80°C)
Rys. 4b. Wykreślone równanie Arrheniusa próby w postaci logarytmowanej z zaznaczonymi elementami
próby dla T2=573K (300oC)
Fig. 4b. Arrhenius equation for the sample in the form of a logarithm with selected elements of the
sample for T2=573K (300°C)
28
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 4c. Wykreślone równanie Arrheniusa próby w postaci logarytmowanej z zaznaczonymi elementami próby dla T3=793K (520°C)
Fig. 4c. Arrhenius equation for the sample in the form of a logarithm with selected elements of the
sample for T3=793K (520°C)
Na rysunkach nr 4a, 4b i 4c widać, jak zmienia się
szybkość reakcji (ln(k)) poszczególnych elementów próby
względem siebie. Jest to widoczne zwłaszcza dla skrajnych
elementów:
– rys. 4a ( T1=80oC) – widać, że najniższą szybkość reakcji
mają elementy o najwyższej energii aktywacji i najwyższym współczynniku przedekspotencjalnym. Wartość
logarytmowana szybkości reakcji waha się od min. –9,3
do max –3,6, zaś większość elementów zawiera się
w przedziale od –7,4 do –5,0 o rozpiętości 2,4;
– rys. 4b ( T2=300oC) – obserwuje się zjawisko wyrównania
szybkości reakcji, wszystkie elementy próby znajdują
się w wąskim przedziale, gdzie wartość logarytmowana
szybkości reakcji waha się od min. 0,8 do max 2,7, zaś
większość elementów zawiera się w zakresie od 1,6 do
2,3 , a więc o rozpiętości 0,7;
– rys. 4c ( T3=520oC) – widoczna jest zmiana i elementy
skrajne, które wcześniej miały niższą szybkość reakcji,
teraz mają wyższą. Czyli najwyższą szybkość reakcji mają
elementy o najwyższej energii aktywacji i najwyższym
współczynniku przedekspotencjalnym. Wartość logarytmowana szybkości reakcji waha się od około 3,7 do 7,1,
zaś większość elementów próby zawiera się w przedziale
od 4,9 do 6,1.
Potwierdzono więc wnioski wyciągnięte w oparciu
o uproszczone równanie, tj. że wraz ze wzrostem temperatury
rośnie szybkość reakcji węgli w taki sposób, że większymi
przyrostami charakteryzują się elementy o niskiej energii
aktywacji i współczynniku przedekspotencjalnym. W okolicach temperatury 296 oC następuje zrównanie szybkości
reakcji węgli, a po jej przekroczeniu, przewartościowanie – tj.
węgle, które miały niższą szybkość reakcji teraz mają wyższą
i zaczynają dominować.
Przy weryfikacji temperatury wyrównania wyznaczonej
dla próby, oparto się na spostrzeżeniu, że zjawisko zrównania
szybkości reakcji węgli jest szczególnie widoczne dla skrajnie
odległych od siebie elementów. Wybrano więc z 955-elemen-
towej próby uporządkowanej według energii aktywacji dolny
(10%) oraz górny percentyl, a następnie porównano ze sobą
ich elementy. Otrzymano 9216 układów równań, których
rozwiązaniem jest temperatura wyrównania dla każdej porównywanej pary. Na rys. 5 pokazano przykładowy rozkład
elementów z wyróżnieniem dolnego i górnego percentyla, dla
których wykonano obliczenia i analizę. Podstawowe statystyki
opisowe uzyskanych wyników temperatury wyrównania szybkości reakcji dla węgli przedstawiono w tablicy 5.
Analizując otrzymane wyniki temperatury wyrównania,
można stwierdzić, że wartość średnia równa 569,9K (297oC)
jest bardzo zbliżona do mediany (tabl. 5), zaś dla większości
elementów dolnego i górnego percentyla obserwujemy wyrównanie szybkości reakcji w przedziale temperatury 534,3 do
605,6K (261,3 do 332,6oC), czyli w przedziale o rozpiętości
około 70 stopni. Można więc podać, że przedział temperatury,
w którym następuje wyrównywanie szybkości reakcji węgli
wynosi: 261 do 333oC, średnia 297oC.
5. Przedział temperatury wyrównania a zagrożenie pożarowe
Analiza uproszczonego równania Arheniusa dla 955-elementowej próby węgli pozwoliła przyjąć tezę, że istnieje
temperatura, przy której obserwujemy wyrównanie szybkości
reakcji wszystkich prób węgli. Została ona zweryfikowana
przez analizę pełnego równania Arrheniusa przy założeniu,
że wyrównywanie szybkości reakcji węgli najlepiej obrazują
skrajnie odległe od siebie elementy próby (rys. 4a, 4b i 4c, rys.
5). Temperatura wyrównania szybkości reakcji węgli wynosi
261 do 333oC, średnia 297oC.
Z analizy szybkości reakcji próby wynika, że elementy
dolnego percentyla o energii aktywacji E poniżej 51 000 J/
mol oraz współczynniku przedekspotencjalnym ko poniżej
411 000 (ln ko=12,93) w przedziale do temperatury wyrównania miały najwyższe wartości szybkości reakcji, zaś po jej
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
29
Rys. 5. Wykreślone równanie Arrheniusa próby w postaci logarytmowanej z zaznaczonymi elementami
próby dla T3=793K (520oC) oraz wyróżnieniem dolnego i górnego percentyla
Fig. 5. Arrhenius equation for the sample in the form of a logarithm with selected elements of the sample
for T3=793K (520°C) and with the marked lower and upper percentile
Tablica 5. Parametry statystyczne temperatury wyrównania otrzymane z porównania dolnego i górnego
percentyla
Table 5. Statistical parameters of compensation temperature received from the comparison of the lower
and upper percentile
N ważnych
9216
Średnia
Mediana
Minimum
Maksimum
Dolny
Kwartyl.
Górny
Kwartyl.
569,95K
567,09K
453,61K
720,51K
546,46K
590,91K
297 oC
294 oC
181 oC
448 oC
273 oC
318 oC
przekroczeniu – najniższe. Węgle dolnego percentyla, to wg
klasyfikacji PN [6] węgle należące do:
– V grupy samozapalności (10,4% elementów górnego
percentyla i stanowi to 18,2 % wszystkich elementów
zaliczonych do V grupy),
– IV grupy samozapalności (62,5% górnego percentyla
i stanowi to 28,8 % wszystkich elementów zaliczonych
do IV grupy),
– III grupy samozapalności (20,8% górnego percentyla
i stanowi to 8,1 % wszystkich elementów zaliczonych do
III grupy),
– II grupy samozapalności (6,3% górnego percentyla i stanowi to 2,9 % wszystkich elementów zaliczonych do II
grupy)
lub wg klasyfikacji wskaźnika SMP [3] węgle należące do:
– V grupy samozapalności (18,8% górnego percentyla
i stanowi to 100 % wszystkich elementów zaliczonych
do V grupy),
– IV grupy samozapalności (81,2% górnego percentyla
do IV grupy).
A więc są to głównie węgle o dużej skłonności do samozapalenia.
Natomiast elementy górnego percentyla o energii aktywacji powyżej 73 800 J/mol oraz współczynniku przedekspotencjalnym ko powyżej 23 128 000 (ln ko=16,96) zachowy-
Odch.std
35,6
wały się odwrotnie do ww., tj. w przedziale do temperatury
wyrównania miały najniższe wartości szybkości reakcji, a po
jej przekroczeniu – najwyższe. Węgle górnego percentyla, to
wg klasyfikacji PN [6] węgle należące do:
– I grupy samozapalności (93,7% dolnego percentyla
do I grupy),
– III grupy samozapalności (4,2% dolnego percentyla
i stanowi to 1,6 % wszystkich elementów zaliczonych do
III grupy),
– IV grupy samozapalności (2,1% dolnego percentyla
do IV grupy
lub wg klasyfikacji wskaźnika SMP [3] węgle należące do:
– I grupy samozapalności (97,9% dolnego percentyla
do I grupy),
– II grupy samozapalności (2,1% dolnego percentyla i stanowi to 0,7 % wszystkich elementów zaliczonych do II
grupy).
I są to przede wszystkim węgle o bardzo małej skłonności
do samozapalenia.
W początkowym okresie samozagrzewania największe
szybkości reakcji wykazują węgle, które należą do dolnego
percentyla. Po przejściu przez przedział temperatury wyrów-
30
PRZEGLĄD GÓRNICZY
nania węgle te w stosunku do pozostałych wykazują najniższe
szybkości reakcji (rys. 5). Są to głównie węgle zaliczone do
IV i V grupy samozapalności. W praktyce górniczej będą to
przypadki, kiedy węgiel stwarza ciągłe zagrożenie pożarowe,
natomiast gdy dochodzi do pożaru, jego przebieg jest łatwiejszy do opanowania ze względu na niską dynamikę.
Inaczej sprawa wygląda w przypadku węgli z górnego
percentyla, wykazują one najniższą szybkość reakcji w początkowym okresie samozagrzewania, która wraz z temperaturą zaczyna szybko rosnąć i po przejściu przez przedział
temperatury wyrównania osiąga najwyższe wartości. Są to
głównie węgle zaliczone do I grupy samozapalności. W praktyce górniczej będą to przypadki węgla, który zasadniczo nie
stwarza problemów zagrożenia pożarowego, jednak po jego
pojawieniu się następuje bardzo szybki rozwój zagrożenia,
którego przebieg jest dynamiczny i trudny do opanowania,
co zazwyczaj prowadzi do pożaru.
Węgle dolnego percentyla przez wysoką szybkość reakcji
utleniania w niskiej temperaturze stwarzają ciągłe zagrożenie
pożarowe podczas eksploatacji i wymuszają odpowiednie,
bezustanne działania profilaktyczne. Natomiast węgle górnego
percentyla w niskiej temperaturze (poniżej temperatury krytycznej) wykazują najniższą aktywność procesu utlenienia,
co powoduje, że ciężko dochodzi do ich samozapalenia, jednak pożary z ich udziałem są bardzo trudne do opanowania.
Dlatego można przypuszczać, że najwyższe zagrożenie wystąpienia pożaru endogenicznego będzie w przypadku węgli,
które posiadają właściwości zarówno dolnego, jak i górnego
percentyla – węgle takie początkowo nie będą stwarzać problemów pożarowych, a po ujawnieniu się samozagrzania
profilaktyka będzie niewystarczająca dla opanowania szybko
rosnącego zagrożenia.
Analiza pożarów endogenicznych, które powstały w kopalniach węgla kamiennego, wskazuje, że występują one zarówno
w grupie pokładów zaliczonych do wysokiej, jak i niskiej
2016
skłonności do samozapalenia [9]. Wg [8] w latach 2008-2010
pożary endogeniczne miały miejsce nie tylko w grupie IV
(dużej) i V (bardzo dużej) skłonności do samozapalenia, ale
też w II (małej) i III (średniej). Zdarzały się również pożary
w I grupie skłonności węgla do samozapalenia.
Aby określić, czy istnieje powiązanie pomiędzy zjawiskiem temperatury wyrównania szybkości reakcji
a pożarami endogenicznymi zaistniałymi w kopalniach
węgla kamiennego, przeanalizowano pod tym kątem pożary
z ostatnich lat. Wybrano 44 przypadki pożarów endogenicznych z lat 2005-2013 [9]. Na rysunku 6 przedstawiono
zależność współczynnika przedekspotencjalnego i energii
aktywacji dla wszystkich przypadków analizowanych węgli
z wyróżnieniem dolnego i górnego percentyla próby, i naniesionymi przypadkami pożarów.
Widać, że pożary pojawiają się w przedziale dolnego i na
granicy górnego percentyla, jednak w większości plasują się
pomiędzy percentylami (rys. 6). Ze statystyk podstawowych
oraz histogramów rozkładu energii aktywacji i współczynnika
przedekspotencjalnego wynika, że dla obu współczynników
występuje skośność ujemna – obserwujemy wydłużone lewe
ramię rozkładu, zaś najwyższe liczności występują po prawej
stronie (tabl. 6, rys. 7 i 8).
Opierając się o rozkłady liczności możemy wyróżnić
przedziały dla energii aktywacji E i współczynnika ko
z najwyższą liczbą zaistniałych pożarów endogenicznych.
Występują w nich węgle, których wartość energii aktywacji
i współczynnika ko wynosi:
– 60 000 do 65 000 J/mol dla energii aktywacji E (rys. 7),
– 14,0 do 16,0 dla wartości logarytmowanej współczynnika
ko (rys. 8).
Uzyskane wnioski pozwoliły wyznaczyć obszar energii
aktywacji i współczynnika przedekspotencjalnego, w którym
zaobserwowano najwyższą częstotliwość wystąpienia pożarów endogenicznych, co przedstawiono na wykresie (rys. 9).
Rys. 6. Rozkład punktowy zależności współczynnika ko i energii aktywacji analizowanych węgli z wyróżnieniem dolnego i górnego percentyla z naniesionymi wybranymi przypadkami, gdzie wystąpiły pożary w latach 2005-2013
Fig. 6. Scatter plot of E and ko coefficients with the marked lower and upper percentile along with cases of endogenous
fires in the years from 2005 to 2013
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
31
Tablica 6. Parametry statystyczne energii aktywacji i współczynnika przedekspotencjalnego określone dla
węgli z rejonów pokładów, w których zaistniały pożary endogeniczne
Table 6. Statistical parameters of E and ko coefficients set for coals from coal beds areas, where endogenous fires occurred
E, J/mol
Ln(ko)
N ważnych
44
44
Średnia
60262,3
14,71
Mediana
61113,2
14,89
Minimum
45701,6
11,58
Maksimum
72474,0
17,03
Odch.std
6008,6
1,19
Skośność
-0,20
-0,22
Rys. 7. Histogram rozkładu energii aktywacji (E) dla wybranych przypadków węgli, gdzie
wystąpiły pożary endogeniczne
Fig. 7. Histogram of E for selected cases where endogenous fires occurred
Rys. 8. Histogram rozkładu współczynnika przedekspotencjalnego (ko) dla wybranych przypadków węgli, gdzie wystąpiły pożary endogeniczne
Fig. 8. Histogram of ko for selected cases where endogenous fires occurred
32
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 9. Rozkład punktowy współczynnika przedekspotencjalnego i energii aktywacji dla przypadków węgli, gdzie
wystąpiły pożary endogeniczne z wyznaczonym obszarem o najwyższej częstotliwości wystąpienia pożarów
Fig. 9. Scatter plot of E and ko coefficients with the area with the highest frequency of endogenous fires
Z przeprowadzonej analizy wynika, że najwyższe zagrożenie wystąpieniem pożaru endogenicznego związane jest z
węglem, który plasuje się w dość wąskim przedziale energii
aktywacji 60 000–65 000 J/mol (rys. 9). W tym obszarze jest
największe zagęszczenie pożarów, 17 przypadków z 44 analizowanych, co stanowi 38,6%. Węgle z tego przedziału, dla
których odnotowano pożary, zostały zaklasyfikowane głównie
do II i III grupy samozapalności, czyli o małej lub średniej
skłonności do samozapalenia (tabl. 7). Natomiast w przedziale
tym występują węgle z wszystkich grup samozapalności.
Nieco więcej pożarów wystąpiło w przedziale energii
aktywacji poniżej zaznaczonego najaktywniejszego obszaru
(E<60 000J/mol), jednak rozłożone są one na znacznie większym przedziale energii aktywacji (45 000÷60 000J/mol). Jest
to 19 pożarów węgli (43,2%) , które zostały zaklasyfikowane
do II, III, IV i V grupy samozapalności, przeważały pożary
węgli z grupy V, czyli o bardzo dużej skłonności do samozapalenia (tabl. 7). Natomiast w przedziale powyżej zaznaczonego
najaktywniejszego obszaru (E>65 000J/mol) dominują pożary
wśród węgli zaliczonych do I grupy samozapalności (tabl. 7).
Można też wyróżnić przedziały energii aktywacji z najniższą licznością pożarów, stanowią je węgle o energii aktywacji
E<50 000 kJ/mol i E>70 000 kJ/mol (rys. 7).
6. Podsumowanie
Analizując szybkość reakcji dla 955-elementowej próby
węgli w oparciu o równanie Arheniusa zaobserwowano temperaturę, przy której następuje wyrównanie szybkości reakcji
wszystkich węgli. Została ona wyznaczona przy założeniu, że
zjawisko to najlepiej jest zauważalne dla skrajnie odległych
Tablica 7. Analizowane przypadki pożarów z podziałem na grupy i uwzględnieniem przedziału energii aktywacji o najwyższej liczbie wystąpień (E=60 do 65 kJ/mol)
Table 7. Analyzed cases of fires with regard to the range of the activation energy of the highest number of occurrences
(E=60 to 65 kJ/mol)
N ważnych
I
II
wszystkie przypadki
w przedziale E>65kJ/mol
w przedziale E = 60-65kJ/mol
w przedziale E<60kJ/mol
44
8
17
19
5
5
-
11
1
7
3
wszystkie przypadki
w przedziale E>65kJ/mol
w przedziale E = 60-65kJ/mol
w przedziale E<60kJ/mol
44
8
17
19
1
1
-
15
7
7
1
grupa samozapalności węgla
III
wg PN-93/G- 04558 [6]
11
1
7
3
wg SMP [3]
18
10
8
IV
V
7
1
2
4
10
1
9
9
9
1
1
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
od siebie elementów (rys. 4a – 4c, 5). Dlatego porównano
elementy dolnego i górnego percentyla próby i w ten sposób
uzyskano wąski przedział temperatury, w którym następuje
wyrównywanie szybkości reakcji węgli, wynosi on: 261oC do
333oC, średnia 297oC.
Badając przebieg równania Arrheniusa dla próby węgli,
zauważono, że węgle o wysokich wartościach współczynników ko i E w przedziale do temperatury wyrównania cechują
się mniejszymi przyrostami szybkości reakcji, natomiast
po przekroczeniu temperatury wyrównania – większymi.
Odwrotne zjawisko obserwujemy w przypadku węgli o niskich
wartościach współczynników ko i E. W praktyce górniczej
będą to, w pierwszym przypadku, węgle, które początkowo
wykazują małe oznaki zagrożenia pożarowego, po czym
następuje bardzo szybki wzrost zagrożenia i często dochodzi
do pożaru, który jest trudny do opanowania ze względu na
wysoką dynamikę szybkości reakcji. Drugi przypadek dotyczy węgli, gdzie będziemy obserwować zjawisko odwrotne,
a pożary tych węgli będą o wiele łatwiejsze do opanowania
ze względu na łagodniejszy przebieg szybkości reakcji
w przedziale wysokiej temperatury. Możemy więc wyróżnić:
– węgle o wysokiej dynamice rozwoju pożaru – o energii
aktywacji powyżej 73,8 kJ/mol,
– węgle o niskiej dynamice rozwoju pożaru – o energii
aktywacji poniżej 51 kJ/mol.
Analiza zaistniałych pożarów endogenicznych z uwzględnieniem wniosków wynikających z temperatury wyrównania
szybkości reakcji pozwoliła na określenie dla węgli zakresu
parametrów równania Arrheniusa, dla których najczęściej
dochodziło do pożarów endogenicznych. Ustalono, że
najwyższe zagrożenie wystąpieniem pożaru związane jest
z węglem, który plasuje się w przedziale energii aktywacji
60 000–65 000 J/mol. W przedziale tym najczęściej dochodziło do pożarów wśród węgli zaklasyfikowanych głównie do II
i III grupy samozapalności, czyli o małej i średniej skłonności
do samozapalenia.
Drugą grupę, co do zagrożenia wystąpieniem pożaru,
będą stanowić węgle sąsiadujące, tj. o energii aktywacji
poniżej 60 000 i powyżej 65 000 J/mol. W oparciu o analizę
rozkładu energii aktywacji E i współczynnika ko (rys. 7, 8 i 9)
sporządzono podział węgli wg energii aktywacji pod kątem
możliwości wystąpienia pożaru (tabl. 8).
Tablica 8. Możliwość wystąpienia pożaru endogenicznego
w zależności od energii aktywacji węgla
Table 8. The possibility of occurrence and expansion of the
endogenous fire based on the activation energy of the
coal
Węgle o energii aktywacji
E <50 kJ/mol
i
E >70 kJ/mol
50≤ E <60 kJ/mol
i
65< E ≤70 kJ/mol
60≤ E ≤65 kJ/mol
Możliwość wystąpienia pożaru
mała
średnia
duża
33
Z przedstawionej w artykule analizy wysuwa się ogólny
wniosek, że największe zagrożenie wystąpienia pożaru endogenicznego nie pochodziło wcale od węgli, które cechują
się najwyższą skłonnością do samozapalenia, ale od węgli,
których energia aktywacji E jest w przedziale 60≤ E ≤65 kJ/
mol (głównie o małej i średniej skłonności do samozapalenia).
Należy też zwrócić uwagę na to, że im wyższa energia
aktywacji, to tym trudniej jest opanować rosnące zagrożenie
pożarem z uwagi na przebieg szybkości reakcji węgla w
wysokiej temperaturze (rys. 4a-c). A więc, w tych samych
warunkach, pożar węgla o energii aktywacji E>65kJ/mol będzie trudniejszy do opanowania niż węgla o energii aktywacji
E<60kJ/mol, pomimo że oba należeć będą do grupy o średniej
możliwości wystąpienia pożaru (tabl. 8).
Powyższe wnioski mogą być szczególnie przydatne
w przypadku opisywania zagrożenia pożarowego, ustalania
profilaktyki czy analizowania zaistniałych pożarów endogenicznych. Mogą być też wykorzystane przy ustalaniu profilaktyki dla składowania węgla.
Uwaga do artykułu: możliwe jest, że przy wyznaczaniu
wskaźnika samozapalności wg PN stosowane są poprawki
korygujące zmierzoną wartość szybkości reakcji dla punktu
pomiarowego T=237K. W takich przypadkach, przy odnoszeniu się do wniosków zawartych w artykule, należy posługiwać się nie skorygowanymi, lecz rzeczywistymi wartościami
współczynnika E.
Literatura
Luszniewicz A., Słaby T.: Statystyka z pakietem komputerowym
STATISTICA PL. Teoria i zastosowania. Wydawnictwo C.H. Beck,
2008.
2. Mackenzie-Wood P., Strang J.: Fire gases and their interpretation. The
Mining Engineer, June 1990
3. Słowik S.: Klasyfikacja węgla pod kątem skłonności do samozapalenia.
Prace Naukowe GIG – „Górnictwo i Środowisko” 2008, Nr 1.
4. Strumiński A.: Zwalczanie pożarów podziemnych w kopalniach.
Wydawnictwa PAN, Zakład Narodowy im. Ossolińskich, Wrocław
1987.
5. Wacławik J., Cygankiewicz J., Branny M.: Niektóre zagadnienia pożarów
endogenicznych. Biblioteka szkoły eksploatacji podziemnej, 2000.
6. PN-93/G- 04558 Węgiel kamienny. Oznaczenie wskaźników samozapalności.
7. Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 28 czerwca 2002 r.
w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz
specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych
zakładach górniczych – wraz z późniejszymi zmianami.
8. Raport Wyższego Urzędu Górniczego 2008-2010. Stan bezpieczeństwa
i higieny pracy w górnictwie. Katowice.
9. Raport roczny o stanie podstawowych zagrożeń naturalnych i technicznych w górnictwie węgla kamiennego. Główny Instytut Górnictwa.
Katowice 2005-2013
10. PN-90/G- 04502 Węgiel kamienny i brunatny. Metody pobierania
i przygotowywania próbek do badań laboratoryjnych.
1.
34
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
UKD 622.333:622.81/.82:622.4
Wpływ prędkości powietrza przepływającego
przez ścianę na przewietrzanie zrobów
zawałowych i profilaktykę pożarową
The influence of air velocity flowing through the lognwall
on the goaf ventilation and fire prevention
mgr inż. Lucjan Świerczek*)
Treść: W artykule omówiono wyniki symulacji komputerowych przepływu powietrza przez wyrobisko oraz zroby ściany prowadzonej
z zawałem stropu przewietrzanej sposobem na „U” w aspekcie zagrożenia pożarem endogenicznym. W utworzonym modelu
numerycznym geometria wyrobisk górniczych oraz zadawane prędkości powietrza odpowiadały warunkom występującym
w ścianie wydobywczej prowadzonej na jednej z kopalń węgla kamiennego. Symulacje komputerowe przeprowadzono dla
stanu ustalonego i nieustalonego. W przypadku stanu ustalonego do obliczeń wykorzystano wybrane, stałe wartości prędkości
powietrza przepływającego przez ścianę, zaś dla stanu nieustalonego zasymulowano zmienny przepływ powietrza, zgodnie
ze wskazaniami czujnika prędkości zabudowanego w chodniku nadścianowym rozpatrywanej ściany. Wykazano znaczny
wpływ zmian prędkości powietrza płynącego przez ścianę na zasięg strefy przewietrzanej w zrobach, która odgrywa bardzo
duże znaczenie w procesie samozagrzewania węgla. Przedstawiono także przykład wykorzystania w profilaktyce pożarowej
zmniejszonego zasięgu ww. strefy.
Abstract: This paper describes the results of computer simulations of the air flow that goes through excavations and goaf of longwall
ventilated with the „U“ system, all that in the context of endogenous fire hazard. In the created numerical model the geometry of mine workings and air velocities correspond to the conditions of one of the existing longwall. The simulations were
performed for both steady and transient states. In the steady state the selected, fixed values of air speed passing through the
longwall were used. For transient simulations variable air speed was used according to the values indicated by the speed
sensor built in the top gate of the longwall. It has been shown that there is a significant influence of the changes of the speed
of air flowing through the longwall in the range of the ventilated area in a goaf, which have a very important role in the
process of selfheating of coal. The paper also presents an exemplary use of the reduced range of the mentioned zone in the
fire prevention.
Słowa kluczowe:
górnictwo, przewietrzanie ściany, zagrożenie pożarowe, modelowanie numeryczne
Key words:
mining, ventilation of longwall, fire hazard, numerical modeling
1. Wprowadzenie
Podczas eksploatacji pokładów węgla systemem ścianowym z zawałem stropu często zachodzi konieczność pozostawienia pewnej ilości węgla w zrobach. Jest to wymuszone
najczęściej przez niesprzyjające warunki geologiczno-górnicze. Pozostawianie węgla w zrobach zawsze wiąże się z możliwością jego samozagrzania, co z kolei może doprowadzić
do powstania pożaru endogenicznego.
Jednym z czynników, które w istotny sposób wpływają
na proces samozagrzewania węgla jest prędkość powietrza
przepływającego przez rozkruszony węgiel [5], [8]. Jeżeli
powietrze płynie ze zbyt dużą prędkością, wtedy ciepło generowane w ognisku samozagrzania jest wynoszone poza to
ognisko, natomiast zbyt mała prędkość powietrza prowadzi do
deficytu tlenu w zagrzewającej się masie węglowej. Pomiędzy
tymi prędkościami zawiera się przedział prędkości, który
zapewnia odpowiednie warunki dla podtrzymania procesu
samozagrzewania węgla.
Najtańszą profilaktyką pożarową stosowaną w kopalniach
jest odpowiednio duży postęp ściany, który ma na celu jak
najszybsze pozostawienie utleniającego się węgla w strefie
niedoboru tlenu. Czas osiągnięcia przez węgiel strefy zawierającej bezpieczne stężenie tlenu powinien być krótszy
niż okres inkubacji pożaru endogenicznego wyznaczony dla
danego węgla.
W artykule omówiono wyniki symulacji komputerowych
wpływu zmian intensywności przewietrzania rejonu ściany
na głębokość wcześniej opisanej strefy. Analizie poddano
ścianę wydobywczą prowadzoną z zawałem stropu w jednej z kopalń węgla kamiennego, przewietrzaną sposobem
na „U”.
Obliczenia numeryczne przepływu powietrza przez wyrobiska oraz zroby tej ściany wykonano w programie ANSYS
CFX, który bazuje na metodzie objętości skończonych MOS.
Oznacza to, że model geometryczny jest dzielony na skończoną liczbę elementów. Elementy te posiadają węzły otoczone
objętościami, dla których rozwiązywane są równania oparte
o zasadę zachowania: energii, masy i momentu.
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
35
Rys. 1.Parametry wyrobisk oraz schemat przewietrzania ściany X
Fig. 1. Parameters of excavations and longwall X ventilation scheme
2. Model numeryczny i dane wejściowe przyjęte do obliczeń
2.1. Model numeryczny rejonu ściany
Analizie poddano ścianę wydobywczą prowadzoną
w jednej z kopalń węgla kamiennego – na potrzeby artykułu
ścianie nadano nazwę X. Geometrię rejonu ściany X przedstawiono na rysunku 1.
Podczas tworzenia modelu geometrycznego ściany X
oraz wyrobisk przyścianowych oparto się na informacjach
uzyskanych od pracowników wentylacji kopalni X oraz odczytanych z map pokładowych. Jedyny problem stanowiła
wysokość zrobów, dla której należało zasymulować przepływ
powietrza. Pomocną w tej kwestii okazała się praca [10],
w której założono, że wysokość zrobów do jakiej odbywa
się przepływ powietrza wynosi 3,5×m, gdzie m oznacza
miąższość pokładu węgla. Po odczytaniu tego parametru dla
przedmiotowej ściany X do obliczeń przyjęto, że wysokość
zrobów będzie wynosiła 8 m.
Model geometryczny ściany wykonano w programie
Design Modeler, który jest częścią pakietu Ansys Workbench.
Natomiast siatka objętości skończonych została utworzona
w programie CFX-Mesh. Rysunek 2 przedstawia połączenie
wyrobisk przyścianowych oraz ściany X ze zrobami, z naniesioną siatką objętości skończonych.
Jak wiadomo, im bardziej gęsta jest siatka obliczeniowa,
tym dokładniejsze uzyskuje się wyniki – niestety dzieje się
to kosztem wydłużenia czasu potrzebnego na wykonanie
obliczeń. Siatka objętości skończonych wygenerowana dla
modelu ściany X oraz wyrobisk przyścianowych składała się
z następującej liczby elementów:
- wyrobiska przyścianowe razem ze ścianą: 36 320 elementów oraz 44 256 węzłów;
- zroby zawałowe: 590 638 elementów oraz 597 423 węzłów.
2.2. Ilość powietrza płynącego przez rejon ściany X
Ilość powietrza przepływającego przez ścianę X oparto
na wskazaniach anemometru stacjonarnego, który znajdował
się w chodniku nadścianowym X (rys. 1). Od pracowników
kopalni otrzymano wartości wskazań tego anemometru z pięciu kolejnych dni. Dysponowano więc około 7200 pomiarami
prędkości, które zmieniały się co 1 minutę. Analizę danych
z czujnika prędkości powietrza rozpoczęto od sprawdzenia
ich pod kątem występowania wartości błędnych i odstających,
z wykorzystaniem testu 3-sigma. Test wykazał, że wskazania
błędne i odstające w tym przypadku nie występują.
Wykres rzeczywistych prędkości powietrza wypływającego z chodnika nadścianowego ściany X przedstawiono na
rysunku 3. W tablicy 1 zamieszczono podstawowe statystyki
opisowe wyznaczone dla tych danych.
Prędkość powietrza przepływającego przez rejon ściany
X w badanym okresie zmieniała się w zakresie od 1,3 m/s do
2,2 m/s. Średnio wynosiła 1,72 m/s, natomiast dla większości
36
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Rys. 2.Połączenie chodników przyścianowych oraz ściany X ze zrobami zawałowymi z wygenerowaną siatką objętości
skończonych
Fig. 2. The connection of main gates and longwall X to the goaf with the generated mesh of finite elements
Rys. 3. Wykres prędkości powietrza wypływającego z chodnika nadścianowego ściany X w czasie 5 kolejnych dni
Fig. 3. Chart of the air speed flowing from the top gate of longwall X in five consecutive days
2016
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
37
Tablica 1. Podstawowe statystyki opisowe wyznaczone dla prędkości powietrza wypływającego z chodnika nadścianowego
ściany X
Table 1. Basic descriptive statistics calculated for the air speed flowing from the top gate of longwall Xa
N ważnych
7203
Średnia
m/s
1,72
Mediana
m/s
1,70
Moda
m/s
1,6
Liczność
Mody
2090
Minimum
m/s
1,3
Maksimum
m/s
2,2
Percentyl
10 m/s
1,5
Percentyl
90 m/s
2,0
Odch.std
m/s
0,18
Percentyl
90 m/s
2,1
Odch.std
m/s
0,15
Tablica 2. Podstawowe statystyki opisowe prędkości powietrza dla wydzielonego okresu 2 godzin
Table 2. Basic descriptive statistics of air velocity for a period of 2 hours
N ważnych
121
Średnia
m/s
1,95
Mediana
m/s
2,0
Moda
m/s
2,0
Liczność
Mody
37
Minimum
m/s
1,5
pomiarów zawierała się w przedziale od 1,54 m/s do 1,9 m/s.
Na rysunku 3 są zarejestrowane nagłe „skoki” prędkości
powietrza, które mogą być skutkiem otwierania i zamykania
tam wentylacyjnych znajdujących się pomiędzy chodnikiem
nadścianowym i podścianowym tej ściany – w pochylni X.
Na potrzeby obliczeń numerycznych z posiadanych
pomiarów wydzielono przedział dwóch godzin, w którym
występowały wyraźne wahania prędkości powietrza, a amplituda zmian była największa. Przedział ten przedstawiono na
rysunku 4. Natomiast podstawowe statystyki opisowe wyznaczone dla wybranego przedziału zamieszczono w tablicy 2.
Wybrany dwugodzinny przedział charakteryzuje się większą skośnością rozkładu w porównaniu do całego zakresu 5
dni. Przeważają tutaj wyższe wartości prędkości niż w okresie
przedstawionym na rysunku 3 (średnia 1,95 m/s) z pojawiającymi się spadkami do minimum równego 1,5 m/s. Z analizy
wskazań czujnika dla wydzielonego okresu wynika, że 90%
pomiarów wykazało wartość co najmniej 1,8 m/s. Należy
się więc spodziewać, że w wybranym przedziale prędkości
powietrza będzie można zaobserwować bardzo szeroki zasięg
strefy przewietrzanej w zrobach, a jak wiadomo, zasięg tej
strefy (szczególnie maksymalny) jest bardzo interesujący ze
względu na proces samozagrzewania węgla w zrobach.
Maksimum
m/s
2,2
Percentyl
10 m/s
1,8
2.3. Krytyczny przedział prędkości powietrza dla procesu
samozagrzewania węgla
W pracach [5] i [8] wykazano, że prędkość powietrza
przepływającego przez masę rozkruszonego węgla ma bardzo
istotne znaczenie dla procesu samozgarzewania węgla. Aby
proces ten mógł być zainicjowany, a następnie podtrzymywany muszą być spełnione dwa warunki:
- tlen do ogniska samozagrzania musi być dostarczany
w odpowiedniej ilości;
- ilość ciepła wynoszonego z ogniska zagrzewającego się
węgla musi być mniejsza od ilości ciepła wydzielanego
w procesie samozagrzewania (akumulacja ciepła).
Na potrzeby artykułu warunki te nazwano warunkami
krytycznymi dla procesu samozagrzewania węgla, a przedział
prędkości powietrza, który je spełnia został nazwany krytycznym przedziałem prędkości powietrza.
W literaturze światowej można znaleźć różne zakresy
przedziału krytycznego. Na przykład A. Chumak i inni [2]
jako krytyczny przedział prędkości powietrza przyjęli wartości
0,0017 m/s ÷ 0,015 m/s. Natomiast N. Szlązak i J. Szlązak
[12] dolną wartość prędkości krytycznej określili na poziomie
0,0015 m/s, a górna jest według nich równa 0,015 m/s.
Rys. 4.Wydzielony okres 2 godzin, w którym prędkość powietrza charakteryzowała się największymi zmianami
Fig. 4. Period of 2 hours, during which the air speed reached the maximum changes
38
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Na potrzeby dalszej analizy przyjęto, że krytyczny przedział prędkości powietrza będzie zawierał się w granicach:
0,0015 m/s ÷ 0,015 m/s.
2.4. Współczynnik przepuszczalności zrobów k
Zroby ściany X zostały zamodelowane jako ośrodek porowaty, dla którego współczynnik przepuszczalności k zmienia
się wraz ze wzrostem odległości od ściany [9]. Współczynnik
ten oblicza się zazwyczaj przy pomocy dwóch zależności,
a użycie odpowiedniego wzoru uzależnione jest od współrzędnej x (odległości od ściany):
:
– dla x spełniających warunek
,
– natomiast dla x z przedziału
(1)
:
,
(2)
gdzie:
k –współczynnik przepuszczalności zrobów [m2];
l –całkowita długość zrobów [m];
r0, a – współczynniki zależne od warunków geologiczno-górniczych (dotyczące zawału ściany);
μ –współczynnik lepkości dynamicznej powietrza
[Nsm-2];
x –odległość od ściany [m].
W modelowanej ścianie X zroby mają długość l = 500 m.
Dla tego wymiaru – korzystając z zależności (1) i (2) oraz
zakładając, że w stropie ściany X znajduje się piaskowiec
słaby – obliczono wartości współczynnika przepuszczalności
zrobów k, które przedstawiono na wykresie (rys. 5).
2016
Wyniki badań wartości współczynnika przepuszczalności
zrobów przedstawione w artykule [9], dla przedziału długości
zrobów od 0 m do około 75 m, nie są zbieżne z wartościami
wyznaczonymi według zależności (1). W związku z tym dla
wymienionego przedziału oparto się na badaniach wykonanych w warunkach dołowych, przedstawionych w opracowaniu [9] (rys. 5 – krzywa niebieska) zakładając, że lepiej
odzwierciedlają rzeczywistość. Natomiast dla pozostałej
długości zrobów przyjęto, że współczynnik ten będzie przyjmował wartości wyznaczone z zależności (1) i (2).
3. Wyniki obliczeń
3.1. Wyniki symulacji dla warunków stanu ustalonego
W przypadku stanu ustalonego przyjęto, że prędkość
powietrza wypływającego z chodnika nadścianowego ściany X będzie stała, w związku z czym również zasięg strefy
krytycznej w zrobach nie będzie się zmieniał. W symulacji
skupiono się na charakterystycznych prędkościach powietrza
przepływającego przez rejon ściany X, tj. prędkości minimalnej (1,5 m/s), średniej (1,95 m/s) i maksymalnej (2,2 m/s)
– tablica 2. Dla nich wyznaczono trzy strefy prędkości krytycznych w zrobach.
Celem obliczeń było również ustalenie jak znaczny skok
prędkości powietrza przewietrzającego ścianę wpłynie na
zasięg strefy krytycznej w zrobach, czyli po jakim czasie nastąpi ustabilizowanie się tej strefy przy przejściu z prędkości
minimalnej do maksymalnej.
Wyznaczone strefy krytyczne dla minimalnej, średniej
i maksymalnej prędkości powietrza wypływającego z chodnika nadścianowego X przedstawiono na rysunkach 6, 7 i 8.
Należy w tym miejscu zauważyć, że na zaprezentowanych
rysunkach wyróżniono tylko te prędkości powietrza, które zawierają się w przedziale krytycznym (0,0015 m/s – 0,015 m/s),
natomiast prędkości spoza strefy krytycznej zostały wycięte
(zastąpione kolorem białym) w celu zwiększenia przejrzystości rysunków.
Rys. 5.Wykres wartości współczynnika przepuszczalności zrobów k wyznaczony dla ściany X
Fig. 5. Chart of the goaf permeability coefficient k calculated for the longwall X
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Rys. 6.Zasięg strefy krytycznych prędkości powietrza w zrobach wyznaczony dla minimalnej prędkości powietrza wypływającego z chodnika nadścianowego X równej
1,5 m/s
Fig. 6. Range of critical air velocity zone in goaf calculated for the minimum air speed
flowing from the top gate X, equal to 1,5m/s
Rys. 7.Zasięg strefy krytycznych prędkości powietrza w zrobach wyznaczony dla średniej
prędkości powietrza wypływającego z chodnika nadścianowego X równej 1,95 m/s
Fig. 7. Range of critical air velocity zone in goaf calculated for the average air speed flowing
from the top gate X, equal to 1,95m/s
39
40
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 8.Zasięg strefy krytycznych prędkości powietrza w zrobach wyznaczony dla maksymalnej prędkości powietrza wypływającego z chodnika nadścianowego X równej
2,2 m/s
Fig. 8. Range of critical air velocity zone in goaf calculated for the maximum air speed
flowing from the top gate X, equal to 2,2m/s
W wyniku przeprowadzonych symulacji ustalono, że:
- prędkości powietrza w zrobach, które przekraczają górną
granicę krytyczną (> 0,015 m/s) mają niewielki zasięg
i kończą się za sekcjami obudowy zmechanizowanej –
z wyjątkiem obszarów znajdujących się w pobliżu wlotu
i wylotu ściany;
- linia zasięgu strefy prędkości krytycznych w zrobach wraz
ze wzrostem prędkości powietrza przepływającego przez
ścianę przyjmuje kształt coraz bardziej zakrzywionego
łuku. Maksymalny jej zasięg w głąb zrobów występuje
mniej więcej w połowie długości ściany;
- dla prędkości minimalnej, maksymalnej i średniej zasięg
strefy krytycznej w zrobach stabilizuje się po około 30 s;
- dla przyjętego maksymalnego skoku prędkości powietrza
wynoszącego 0,7 m/s czas ustabilizowania się strefy krytycznej jest krótszy niż czas repetycji czujnika prędkości
(< 60 s).
Na podstawie symulacji wyznaczono maksymalne szerokości stref krytycznych – były one następujące:
- 32,1 m dla minimalnej prędkości powietrza w chodniku
nadścianowym X równej 1,5 m/s;
- 52,4 m dla średniej prędkości powietrza w chodniku nadścianowym X równej 1,95 m/s;
- 58,8 m dla maksymalnej prędkości powietrza w chodniku
nadścianowym X równej 2,2 m/s.
Wyznaczone szerokości wskazują na to, że wzrost
prędkości powietrza przepływającego przez rejon ściany X
o 0,7 m/s spowodował wydłużenie strefy prędkości krytycznych w zrobach z 32,1 m do 58,8 m. Ma to bezpośrednie
przełożenie na poziom zagrożenia pożarowego w prowadzonej ścianie, ponieważ zwiększenie zasięgu strefy prędkości
krytycznych skutkuje dłuższym czasem przebywania węgla
w przestrzeni o dostatecznym stężeniu tlenu dla podtrzymania
procesu samozagrzewania węgla, co może w konsekwencji
doprowadzić do pożaru endogenicznego.
3.2. Wyniki obliczeń dla warunków stanu nieustalonego
W stanie nieustalonym zasymulowano rzeczywisty przepływ powietrza przez ścianę X w oparciu o prędkości zanotowane przez czujnik pomiarowy zabudowany w chodniku
nadścianowym tej ściany. W tym celu wykorzystano wydzielony okres 2 godzin obejmujący pomiar 120 pomiarów prędkości powietrza (rys. 4). Krok obliczeniowy dla tej symulacji
przyjęto równy 1 sekundzie, czyli na każdą zmianę wartości
prędkości powietrza przypadało 60 kroków obliczeniowych
(repetycja czujnika prędkości wynosiła 60 s). Dzięki temu
osiągnięto odpowiednią zbieżność równań różniczkowych –
dużą dokładność symulacji.
W wyniku przeprowadzonych obliczeń otrzymano szereg
stref prędkości krytycznych o różnym zasięgu. Z uzyskanych wyników sporządzono animację, która pozwoliła na
obserwację płynnych zmian zakresu tych stref. Następnie
otrzymane strefy krytyczne wyznaczone dla granicznych
prędkości powietrza przewietrzającego ścianę (1,5 m/s oraz
2,2 m/s) porównano z ich odpowiednikami wyznaczonymi
dla warunków stanu ustalonego.
Zasadnicza różnica pomiędzy stanem ustalonym i nieustalonym jest taka, że w stanie nieustalonym zasięg strefy
prędkości krytycznych w zrobach nie stabilizuje się z powodu
ciągłych wahań prędkości powietrza przepływającego przez
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
ścianę. Oznacza to, że strefa krytyczna przy zmniejszaniu się
prędkości powietrza przewietrzającego ścianę do minimalnej,
a następnie ponownym jej wzroście nie stabilizuje swojego
zasięgu na poziomie odpowiadającym temu przypadkowi
w stanie ustalonym. Podobnie wzrost prędkości powietrza
do maksymalnej, po której następuje jej spadek sprawia, że
strefa prędkości krytycznych dąży do zasięgu maksymalnego
uzyskanego w stanie ustalonym, ale go nie osiąga.
Zjawisko takie można zaobserwować na rysunkach 9
oraz 10, gdzie porównano ze sobą wyniki uzyskane podczas
obliczeń przeprowadzonych w warunkach stanu ustalonego
i nieustalonego, przy minimalnej (1,5 m/s) oraz maksymalnej
(2,2 m/s) prędkości powietrza wypływającego z chodnika nadścianowego X. Na przedstawionych rysunkach obserwuje się
wyraźną różnicę w zasięgu stref wyznaczonych dla prędkości
minimalnej (rys. 9). Natomiast dla prędkości maksymalnej
różnice te są znacznie mniejsze (rys. 10). Wynika to z rozkładu prędkości powietrza przepływającego przez ścianę.
Rysunek 4 ilustruje sytuację, w której dominują prędkości
wyższe od średniej (90% pomiarów wykazało wartość co
najmniej 1,8 m/s). Stąd też dla symulacji przeprowadzonych
w warunkach stanu nieustalonego obserwuje się, że strefa
41
prędkości krytycznych oscyluje częściej w okolicy swego
maksymalnego zasięgu.
Symulacja dla stanu nieustalonego daje wyniki, które
bardziej odpowiadają rzeczywistości, niesie ona jednak za
sobą pewne utrudnienia, którymi głównie są:
- konieczność ustalenia odpowiedniego kroku obliczeniowego – zbyt duża wartość tego kroku spowoduje, że nie
osiągniemy odpowiedniej zbieżności równań różniczkowych (mała dokładność symulacji);
- pracochłonna analiza podczas wyszukiwania charakterystycznych wyników – głównie minimalnego i maksymalnego zasięgu strefy krytycznych prędkości.
Wszystko to przekłada się na czasochłonność wykonania
obliczeń oraz późniejszej analizy. W tym przypadku warto
dysponować sprzętem komputerowym o jak najlepszych
możliwościach obliczeniowych.
Wyniki obliczeń wykonywanych dla warunków stanu
nieustalonego pozwalają na bardzo dobrą wizualizację migracji powietrza w zrobach, która dokładnie obrazuje wpływ
intensywności przewietrzania ściany na zasięg strefy prędkości krytycznych.
Rys. 9.Porównanie zasięgu stref krytycznych w zrobach w przypadku obliczeń przeprowadzonych dla stanu ustalonego i nieustalonego przy minimalnej prędkości powietrza przepływającego przez rejon
ściany X równej 1,5 m/s
Fig. 9. Comparison of critical zones range in the goaf for the steady and transient states calculations with
a minimum air speed flowing through the longwall X, equal to 1,5 m/s
42
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 10. Porównanie zasięgu stref krytycznych w zrobach w przypadku obliczeń przeprowadzonych dla
stanu ustalonego i nieustalonego przy maksymalnej prędkości powietrza przepływającego przez
rejon ściany X równej 2,2 m/s
Fig. 10. Comparison of critical zones range in the goaf for the steady and transient states calculations with
a maximum air speed flowing through the longwall X, equal to 2,2m/s.
3.3. Wykorzystanie wyników symulacji komputerowych
w prewencji pożarowej
Do prognozy wpływu zasięgu strefy krytycznej na poziom
zagrożenia pożarowego w zrobach ściany proponuje się korzystać z maksymalnej prędkości powietrza, które przewietrza
daną ścianę. Wyznaczona w ten sposób strefa krytyczna stwarza bowiem największy margines bezpieczeństwa. Szerokość
strefy krytycznej oraz postęp ściany przekładają się na czas,
w jakim węgiel będzie miał możliwość akumulowania ciepła.
Im większa jest ta szerokość, tym dłużej węgiel będzie miał
warunki sprzyjające jego samozagrzewaniu. Należy więc
tak sterować postępem ściany, aby węgiel pozostawiony
w zrobach odpowiednio szybko przedostał się przez strefę
krytyczną do przestrzeni ubogiej w tlen – jak już wcześniej
podano, powinno to nastąpić w czasie krótszym niż wynosi
okres inkubacji pożaru endogenicznego wyznaczony dla
danego węgla.
Poniżej przedstawiono przykład obrazujący jak postęp
ściany X, intensywność jej przewietrzania i zasięg strefy kry-
tycznych prędkości powietrza kształtują poziom zagrożenia
pożarowego w tej ścianie.
Przykład analizy zagrożenia pożarowego w rejonie ściany X.
Aby oszacować ryzyko wystąpienia pożaru endogenicznego w zrobach eksploatowanej ściany X trzeba znać:
- czas po jakim może dojść do samozapłonu węgla;
- okres, podczas którego węgiel będzie miał możliwość
samozagrzewania się.
Jako czas osiągnięcia przez węgiel temperatury zapłonu
przyjęto okres inkubacji pożaru endogenicznego. Natomiast
okres, w którym węgiel poddany będzie procesowi samozagrzewania jest wynikiem zależności pomiędzy postępem
ściany X i szerokością strefy krytycznej w zrobach.
Przyjęto, że strefa prędkości krytycznych w zrobach zostanie wyznaczona dla maksymalnej prędkości powietrza w
chodniku nadścianowym X równej 2,2 m/s. Szerokość strefy
krytycznej w zrobach dla tej prędkości osiągnęła wartość
około 59 m.
Dla warunków rozpatrywanej ściany wyznaczony okres
inkubacji węgla wynosił 30 dni. A więc postęp ściany X powinien być nie mniejszy niż
.
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Przy utrzymaniu takiego postępu ściany węgiel znajdujący
się w zrobach nie powinien ulec samozapaleniu, ponieważ tuż
przed końcem okresu inkubacji przedostanie się on do strefy,
gdzie intensywność przewietrzania zrobów jest zbyt mała,
aby zagwarantować odpowiednią ilość tlenu do podtrzymania
procesu samozagrzewania.
Wyznaczony postęp 2 m/dobę wynika z warunku wystąpienia pożaru endogenicznego, natomiast objawy zagrzania mogą
być obserwowane znacznie wcześniej, jeszcze przed osiągnięciem przez węgiel temperatury krytycznej. Pojawia się
wtedy zwiększone wydzielanie produktów utleniania węgla,
takich jak: tlenek węgla, etylen, propylen, acetylen i wodór [3]
oraz podwyższone wartości wskaźników pożarowych (należy
w tym miejscu wspomnieć o możliwości wystąpienia nietypowych wartości wskaźnika Grahama, które mogą wpłynąć
na niewłaściwą ocenę aktualnego poziomu zagrożenia [13]).
W przypadku zaobserwowania podwyższonego zagrożenia
pożarowego profilaktyka powinna być skierowana m.in. na
zwiększenie postępu ściany. Przy braku takiej możliwości
można to zrekompensować zmniejszeniem intensywności
przewietrzania ściany. W rozpatrywanym przykładzie ograniczenie intensywności przewietrzania ściany przekłada się na
zmniejszenie prędkości powietrza w chodniku nadścianowym
X. Z wykonanych symulacji wynika, że po zmniejszeniu
prędkości powietrza, na przykład do wartości minimalnej
(1,5 m/s), zasięg strefy prędkości krytycznych dla procesu
samozagrzewania węgla zmniejszył się do około 32 m.
A w takich warunkach można by prowadzić ścianę z postępem
nie mniejszym niż 1,1 m/dobę, czyli pomniejszonym o około
45% w stosunku do poprzedniego wariantu.
4. Podsumowanie
Jednym z czynników wpływających w istotny sposób na
proces samozagrzewania się węgla jest prędkość powietrza
przepływającego przez rozkruszony węgiel. W literaturze
światowej podaje się różne zakresy prędkości powietrza
migrującego przez zroby, które zapewniają odpowiednie
warunki dla podtrzymania procesu samozagrzewania węgla.
Na potrzeby artykułu założono, że przedział tych prędkości
będzie zawierał się w granicach: 0,0015 m/s ÷ 0,015 m/s
i nazwano go krytycznym przedziałem prędkości powietrza.
Wykorzystując model numerycznej mechaniki płynów
CFD (Computational Fluid Dynamics) dostępny w oprogramowaniu ANSYS CFX poddano analizie przepływ powietrza
przez zroby ściany wydobywczej prowadzonej z zawałem
stropu na jednej z kopalń węgla kamiennego. Celem takiego
działania było:
- wyznaczenie zasięgu stref krytycznych prędkości powietrza w zrobach;
- określenie wpływu zmian intensywności przewietrzania
ściany na zasięg ww. stref;
- wykorzystanie wyników symulacji do określenia minimalnego postępu ściany zapewniającego bezpieczne
przedostanie się węgla do strefy ubogiej w tlen.
Symulacje przeprowadzono dla dwóch stanów:
- ustalonego – gdzie prędkość powietrza przepływającego
przez ścianę była niezmienna, w związku z tym uzyskano
stałe zakresy stref krytycznych (dla wybranych, charakterystycznych prędkości powietrza, tj. prędkości minimalnej,
średniej i maksymalnej);
- nieustalonego – w którym prędkość powietrza zmieniała się
co 1 minutę, zgodnie ze wskazaniami anemometru stacjonarnego zabudowanego w wylotowym prądzie powietrza.
Krok obliczeniowy dla tej symulacji wynosił 1 sekundę, co
pozwoliło na osiągnięcie dużej dokładności obliczeń.
43
Zaobserwowano, że zasadniczą różnicą pomiędzy symulacją w stanie ustalonym i nieustalonym jest brak możliwości
stabilizacji stref prędkości krytycznych w zrobach (dla stanu
nieustalonego) przy szybkich wahaniach prędkości powietrza
przepływającego przez ścianę.
Natomiast symulacje przeprowadzone dla warunków
stanu ustalonego ograniczają się do wybrania tylko kilku
charakterystycznych prędkości powietrza przewietrzającego
ścianę. Pomimo tego, przy odpowiednim doświadczeniu w
prowadzeniu obliczeń, można dla nich sformułować zadowalające wnioski, jednocześnie znacznie oszczędzając czas
przeznaczony na obliczenia i analizę wyników.
Szerokość strefy krytycznej poprzez związek z postępem
ściany pozwoliła na wyznaczenie czasu w jakim węgiel miał
możliwość akumulacji ciepła. Jak wiadomo, czas ten powinien
być krótszy niż okres inkubacji pożaru endogenicznego obliczony dla danego węgla. Do analizy przyjęto strefę prędkości
krytycznych uzyskaną podczas symulacji przeprowadzonej
w warunkach stanu ustalonego dla maksymalnej prędkości
powietrza przepływającego przez ścianę, ponieważ wyznaczona w ten sposób strefa krytyczna stwarzała największy
poziom bezpieczeństwa. W przedstawionym przykładzie
postęp dobowy ściany X powinien wynosić co najmniej 2 m.
W przypadku spowolnienia biegu lub postoju ściany (np.
przejście przez zaburzenia tektoniczne, likwidacja ściany,
postój w okresie świątecznym) istnieje konieczność podjęcia
dodatkowych działań profilaktycznych, które w analizowanym
przykładzie polegały na zmniejszeniu prędkości powietrza przewietrzającego ścianę z 2,2 m/s do 1,5 m/s. Takie działanie pozwoliło na spowolnienie biegu ściany z 2 m/dobę do 1,1 m/dobę.
Jak wykazano, wyznaczanie zasięgu strefy krytycznych
prędkości powietrza w zrobach może być pomocne podczas
wykonywania prognozy zagrożenia pożarem endogenicznym
oraz przy określaniu środków prewencji pożarowej.
Literatura
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
10.
11.
12.
13.
Ansys CFX User’s Guide. 2012r
Chumak A. S., Pashkovsky P.S., Yaremchuk M.A. : Prevention of spontaneous fires by directed nitrogen supply. Proceedings of the 7th international
mine ventilation congress, June 17-22, Crakow, Poland. 2001.
Cygankiewicz J.: Ocena rozwoju ognisk samozagrzewania na podstawie
precyzyjnej analizy chemicznej prób powietrza kopalnianego. Prace
Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa 1996, nr 14, s. 505-513.
Cygankiewicz J.: Modelowanie emisji gazów z zagrzewającego się złoża
węgla, Materiały 4 Szkoły Aerologii Górniczej, s. 65-77. 2006.
Cygankiewicz J.: Prognozowanie samozagrzewania węgla w zrobach ścian. IV Konferencja Naukowo-Szkoleniowa – Problemy
Współczesnego Górnictwa, Jaworze 2011, s. 432-448.
Murtagh B. A.: The spontaneous heating of coal. 1966
Ren T. X., Balusu R.: CFD Modelling of Goaf Gas Migration to Improve
the Control of Spontaneous Combustion in Longwalls. Coal Operators’
Conference. 2005.
Strumiński A.: Zwalczanie pożarów w kopalniach głębinowych. 1996.
Szlązak J., Szlązak N.: Badania numeryczne i kopalniane przepływu
powietrza przez zroby ścian zawałowych. Górnictwo i Geoinżynieria,
R. 28, z. 3, s. 59–78. 2004.
Szlązak J., Szlązak N.: Filtracja powietrza przez zroby ścian zawałowych w kopalniach węgla kamiennego. Wydawnictwa Naukowe AGH
Kraków. 2005.
Szlązak J., Szlązak N., Borowski M., Obracaj D.: Możliwości ograniczenia
przepływu powietrza przez strefę zawału ściany eksploatacyjnej. Materiały
konferencyjne Szkoły Eksploatacji Podziemnej, 2006 str. 315–331.
Szlązak N., Szlązak J.: Wentylacja wyrobisk ścianowych w kopalniach
węgla kamiennego, w warunkach zagrożeń metanowego i pożarowego.
Górnictwo i Geologia, 2013, t. 8, z. 2, s. 115 – 131.
Słowik S., Świerczek L.: Ujemne i zawyżone wartości wskaźnika
Grahama. „Przegląd Górniczy” 2014, nr 12, s. 98-105.
44
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
UKD 622.333:622.4:622.324
Wykorzystanie metod CFD w prognozowaniu
przestrzennym rozkładu koncentracji metanu
w chodniku wentylacyjnym – opracowanie
i walidacja modeli numerycznych 3D
The use of CFD methods for predicting the three-dimensional
field of methane concentration in the ventilation roadway –
development and validation of numerical models 3D
Dr inż. Krystian Wierzbiński*)
Treść: W artykule przedstawiono porównanie wyników obliczeń numerycznych z wynikami dołowych pomiarów rozkładu stężeń
metanu w chodniku wentylacyjnym – tj. w wyrobisku odprowadzającym powietrze ze ściany przewietrzanej w układzie na
„U po caliźnie węglowej”. Symulacje przeprowadzone zostały przy użyciu komercyjnego programu ANSYS CFX, który wykorzystuje tzw. obliczeniową mechanikę płynów - CFD (ang. Computational Fluid Dynamics). Do obliczeń numerycznych
wykorzystano dwa modele 3D stanowiące fragment pola ścianowego złożony ze zrobów, chodnika wentylacyjnego oraz końcowego odcinka ściany. Różnica między modelami wynikała z długości pozostawionego chodnika za linią zawału oraz technologii
jego likwidacji. Badania dołowe przeprowadzone zostały w przekrojach poprzecznych chodnika wentylacyjnego w ustalonych
odległościach od linii zawału ściany. Pomiary wykonano w ścianach o metanowości wentylacyjnej 0,9-8,2 m3/min, w których
nie zastosowano przegrody wentylacyjnej lub wentylatora pomocniczego. Walidację opracowanych modeli obliczeniowych
przeprowadzono w oparciu o ocenę zgodności lokalizacji stref podwyższonych stężeń metanu w 21 przekrojach poprzecznych
chodnika wentylacyjnego oraz porównanie wartości stężeń metanu uzyskanych z pomiarów oraz z symulacji numerycznych.
Zbieżność wyników symulacji z wynikami badań świadczy o dobrym dopasowaniu modelu i przyjęciu właściwych założeń
dot. modelowania numerycznego stężeń metanu w warunkach kopalnianych, i ukazuje możliwość wykorzystania metod CFD
w prognozowaniu przestrzennym rozkładu koncentracji metanu w chodniku wentylacyjnym.
Abstract: This paper presents a comparison of numerical calculations with underground measurements of methane concentration
distribution in the air flowing ventilation roadway i.e. roadway of the discharge air from a longwall ventilated by means of
the “U” system. Simulations were performed in ANSYS CFX, which uses the CFD - Computational Fluid Dynamics. For
numerical calculation, two 3D models were used, as part of the longwall field which consists of gobs, longwall outlet and
ventilation roadway. The difference between the 3D models was the result of another actual length of the walkway behind
a longwall outlet and the technology of its liquidation. Measurements were made in the longwalls of the ventilation methane
emissions 0,9-8,2 m3/ min, with no brattice or auxiliary fan. Validation of the computational models was carried out on the
basis of conformity assessment zone locations of elevated concentrations of methane in 21 cross-sections of the ventilation
roadway, in order to compare the concentrations of methane obtained from measurements with numerical simulations. The
similarity of simulation results with test results indicates validity of the model and the adoption of appropriate boundary
conditions on numerical modeling of methane concentration in mining conditions. This is what demonstrates the ability to
use CFD methods for predicting the three-dimensional field of methane concentration in the air flowing ventilation roadway.
Słowa kluczowe:
wentylacja, ściana w układzie U, zagrożenie metanowe, modelowanie CFD, prognozowanie stężeń metanu
Key words:
mining ventilation, longwall ventilated in the U-system, methane hazard, modeling of CFD, prediction of methane concentrations
1. Wprowadzenie
Powszechnie wiadomo, że w ścianach przewietrzanych
w układzie na „U po caliźnie węglowej” prowadzonych w
warunkach wysokiego zagrożenia metanowego - potencjalnym miejscem występowania niebezpiecznych stężeń metanu
jest najczęściej rejon skrzyżowania ściany z chodnikiem
wentylacyjnym. Zatem identyfikacja wysokich koncentracji
metanu w potencjalnym miejscu zagrożenia, w szczególności
określenie przestrzennego rozkładu stężeń metanu w rejonie
skrzyżowania oraz w przestrzeni zrobów stanowi istotny
element bezpieczeństwa pracy w warunkach zagrożenia metanowego i wybuchowego.
Mając na uwadze aspekt bezpieczeństwa pracy, pojawiła
się konieczność opracowania algorytmów umożliwiających
trafne prognozowanie stężeń metanu w rejonie potencjalnego zagrożenia metanowego. Przy obecnym poziomie mocy
obliczeniowej komputerów, coraz częściej wykorzystuje się
badania numeryczne oparte o tzw. obliczeniową mechanikę
płynów CFD (Computational Fluid Dynamics). Symulacje
numeryczne znalazły zastosowanie dla określenia grupy
czynników i ustalenia ich wpływu na rozkład stężeń metanu
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
45
Do obliczeń wydatku powietrza przyjęto wartość uśrednioną
prędkości powietrza z dwóch metod pomiarowych, tj. trawersu
i metody punktowej.
w wyrobiskach górniczych oraz zrobach [ 1, 2, 3, 3, 4, 5, 6,
7, 8, 9]. Obliczenia modelowe wymagają jednak weryfikacji
poprawności przyjmowanych założeń dotyczących zarówno
zjawisk, jak również warunków brzegowych (tzw. walidacji
modelu), co wiąże się z koniecznością wykonania badań insitu.
Wychodząc z założenia, że umiejętność trafnego prognozowania stężeń metanu w rejonie wylotu ze ściany będzie niezwykle cenna z punktu widzenia oceny zagrożenia
metanowego i wybuchowego oraz przydatna przy analizie
wpływu zmian w technologii eksploatacji i likwidacji ścian,
opracowano dwa modele numeryczne 3D oraz wykonano
badania rozkładu stężeń metanu w chodniku wentylacyjnym dla czterech ścian przewietrzanych na U po caliźnie.
Wyniki badań posłużyły do walidacji opracowanych modeli
numerycznych.
3. Metodyka badań dołowych rozkładu stężeń metanu
W celu wyeliminowania podstawowych czynników
mających wpływ na powstawanie stanów nieustalonych
zarówno rozpływu powietrza, jak również emisji metanu
w rejonie badań, pomiary in-situ przeprowadzone zostały
w dni nieprodukcyjne. Utrzymano stałe parametry geometryczne skrzyżowania ściany z chodnikiem wentylacyjnym,
ograniczono powstanie dynamicznych zmian w emisji metanu z pokładu eksploatowanego, oraz zmiany w rozpływie
powietrza wynikające z wyeliminowania pracy kombajnu,
transportu, przesuwania sekcji obudowy zmechanizowanej.
W okresie badań zapewnione zostały warunki braku działań
na sieci wentylacyjnej kopalni (regulacji), prac związanych
z likwidacją chodnika wentylacyjnego i uszczelnianiem zrobów, a przede wszystkim ograniczono liczbę pracowników
przebywających w rejonie.
Dla jednej ściany pomiary stężeń metanu przeprowadzono w 5-7 ustalonych przekrojach poprzecznych chodnika
wentylacyjnego, których liczba i lokalizacja często wynikała
z ograniczonego czasu badań, możliwości ruchowych oraz
bezpieczeństwa. Przekroje pomiarowe założono zarówno
przed jak i za linią zawału ściany, której przebieg wyznaczono
linią połączeń stropnic sekcji obudowy zmechanizowanej z
jej osłonami odzawałowymi (rys. 1, przekrój B-B).
W przekrojach poprzecznych wyrobiska wykonano punktowe pomiary metanu według siatki pomiarowej o boku 40
cm (rys. 2). Ponadto w zależności od warunków lokalnych
wpływających na nieregularność kształtu wyrobiska (wyposażenie, deformacja obudowy, wypiętrzony spąg, itp.) pojawiła się konieczność wprowadzenia dodatkowych skrajnych
punktów pomiarowych przy obrysie wyrobiska w odległości
około 10 cm od obudowy chodnikowej lub spągu wyrobiska.
Do pomiaru stężeń metanu wykorzystano mierniki gazu
typu X-am 5000 oraz pipetowe próby powietrza do laboratoryjnej analizy chromatograficznej. Pomiar parametrów geometrycznych wyrobiska, tj. szerokość i wysokość określona
została taśmą mierniczą z dokładnością do 5 cm w nawiązaniu
do wykładki wyrobiska.
W okresach prowadzonych badań oraz w kilkudniowym
okresie poprzedzającym badania nie odnotowano długotrwałego spadku lub wzrostu ciśnienia barycznego, który mogłoby
mieć wpływ na wzmożoną emisję metanu ze zrobów do
chodnika wentylacyjnego. Wartość bezwzględna prędkości
zmian ciśnienia w okresie prowadzonych badań nie przekraczała 0,8 hPa/h.
2. Wybór i charakterystyka obiektów badań
Aktualnie dominującym układem przewietrzania ścian
w kopalniach węgla kamiennego jest układ U po caliźnie węglowej. Powszechność stosowania w kopalniach tego układu
przewietrzania wynika głównie z założenia, że zagrożenie
pożarem endogenicznym jest zagrożeniem nadrzędnym
w stosunku do pozostałych zagrożeń (w tym zagrożenia
metanowego).
Według danych zawartych w opracowaniu [10] obejmującym 25 kopalń, prawie 20% ścian prowadzona jest w warunkach wysokiego zagrożenia metanowego o metanowości
bezwzględnej całkowitej powyżej 10 m3/min, co oznacza że
w ścianach tych ma miejsce realne zagrożenie wystąpienia
stref o wysokiej koncentracji metanu w rejonach skrzyżowań
ścian z chodnikami wentylacyjnymi.
Badania stanu zagrożenia metanowego przeprowadzono na
czterech ścianach przewietrzanych w układzie na U, w których
nie zastosowano pomocniczych urządzeń wentylacyjnych, tj.
przegrody lub lutniociągu. Długość tych ścian wynosiła od
155 m do 250 m, przy ponad 500 m wybiegu zrobów. Stan
zagrożenia metanowego w ścianach, w oparciu o wskaźnik
metanowości wentylacyjnej kształtował się na poziomie od 0,9
do 8,2 m3/min. Według prognoz metanowości bezwzględnej
decydujący dopływ metanu do środowiska ścian pochodził
z pokładów otaczających (pokładów stropowych i spągowych występujących w strefie odprężenia eksploatacyjnego)
i wynosił od 70 do 80 %. Szczegóły dotyczące parametrów
technologicznych, geometrycznych i wentylacyjno-metanowych ścian zestawione zostały w tablicy 1.
Zamieszone w tablicy 1 wartości metanowości wentylacyjnej bazują na wynikach badań własnych, tj. stężeń metanu oraz
wydatku powietrza w przekroju chodnika wentylacyjnego.
Tablica 1 Parametry technologiczne, geometryczne i wentylacyjno-metanowe ścian objętych badaniami
Table 1. Technical, geometric and methane-ventilation parameters of the tested longwalls
Nr ściany
Metanowość
wentylacyjna
QWE
Wydatek
powietrza
doprowadzany
do ściany Vp
Metanowośc
zrobów
QZR
Wydatek
powietrza
w ścianie
Vsc
Długość
chodnika za
linią zawału
Sposób
likwidacji
chodnika
Uszczelnianie ociosu
odzawałowego
Przekrój
poprzeczny
chodnika
-
m3/min
m3/min
m3/min
m3/min
m
-
-
m2
Ściana 1
5,77
1650
2,82
1485
5,1
Tama
TAK
8,8-12,6
Ściana 2
8,21
1710
4,89
1317
5,6
Tama
TAK
6,5-9,5
Ściana 3
3,24
1020
2,38
694
3,0
Zawał
NIE
13,1-13,3
Ściana 4
0,90
1290
0,69
787
3,5
Zawał
NIE
10,8-14,0
46
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Rys. 1.Schemat skrzyżowania ściany z chodnkiem wentylacyjnym
Fig. 1. Scheme of longwall/ventilation roadway crossing
Rys. 2.Siatka pomiarowa w przekroju poprzecznym chodnika wentylacyjnego
Fig. 2. Measuring grid in cross-section of the ventilation roadway
2016
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
4. Metoda obliczeń numerycznych rozkładu stężeń metanu
47
występowania obudowy chodnikowej w chodniku nadścianowym,
– innych urządzeń, które mogą być dodatkowo stosowane w
wyrobisku, np. pomocniczych urządzeń wentylacyjnych
w warunkach zagrożenia metanowego.
Badania numeryczne rozkładu stężeń metanu w rejonie
skrzyżowania ściany z chodnikiem wentylacyjnym przeprowadzono przy użyciu komercyjnego programu ANSYS CFX
firmy Ansys, Incorporated. Do rozwiązywania zagadnień
przepływu płynów, oprogramowanie wykorzystuje tzw. obliczeniową mechanikę płynów - CFD (ang. Computational
Fluid Dynamics) [11]. Do dyskretyzacji równań NavieraStokesa zastosowano metodę objętości skończonych – FVM
(ang. Finite Volume Method).
Do obliczeń numerycznych opracowano i wykorzystano
modele geometryczne 3D stanowiące fragment pola ścianowego złożony ze zrobów, chodnika wentylacyjnego oraz
końcowego odcinka ściany. Poglądowy widok na model
przedstawia rys. 3.
W tablicy 3 zestawiono parametry przepuszczalności
poszczególnych elementów obszaru przepływu.
W celu optymalizacji siatki i skrócenia czasu obliczeń
wysokość zrobów została ograniczona do wysokości ściany.
Dane dotyczące ogólnych parametrów geometrycznych modelu zestawione zostały tablicy 2.
W geometrii obszaru przepływu nie uwzględniono:
– wyposażenia ściany w obudowę zmechanizowaną, kombajn, przenośnik, zmian przekroju wyrobiska z tytułu
Obliczenia wykonano dla warunków izotermicznych (bez
wymiany ciepła), przyjmując temperaturę powietrza oraz
temperaturę metanu 28oC (301,15K). Na wylocie z obszaru
przepływu (rys. 3, ścianka OUTLET), założono ciśnienie 1070
hPa. Powietrze i metan potraktowano jak gazy doskonałe, przy
czym dla powietrza przyjęto, że jest suchą mieszaniną gazów.
Dla przepływu i dopływu metanu do obszaru – przyjęto stan
Dopasowanie modelu do technologii likwidacji chodnika
wentylacyjnego, długości pozostawionego chodnika wentylacyjnego za linią zawału oraz w niektórych przypadkach
zastosowanego pasa uszczelniającego ocios odzawałowy
wymagało zastosowania do obliczeń numerycznych dwóch
modeli geometrycznych:
- Model 1 dla ścian 1, 2 (rys. 4),
- Model 2 dla ścian 3, 4 (rys. 5).
Tablica 2. Parametry geometryczne modelu obszaru przepływu
Table 2. Geometric parameters of the flow area
Lp.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Parametr geometryczny
Wysokość ściany (furta eksploatacyjna)
Szerokość ściany
Przekrój poprzeczny ściany
Długość odcinka ściany
Wysokość chodnika
Szerokość chodnika
Długość chodnika wentylacyjnego (łącznie z częścią zlikwidowaną w zrobach)
Przekrój poprzeczny chodnika
Pole powierzchni obszaru zrobów w przekroju poziomym
Wysokość zrobów
Rys. 3.Geometria 3D obszaru przepływu
Fig. 3. 3D geometry of the flow area
Wartość
2,25 m
8,0 m
16,8 m2
25,0 m
3,0 m
3,8 m
50 m
9,1 m2
25 m x 25 m
2,25 m
48
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 4.Model geometryczny skrzyżowania ściany z chodnikiem wentylacyjnym z likwidacją
chodnika tamami (wygrodzeniami) z pasem uszczelniającym ocios odzawałowy – Model 1
Fig. 4. Geometric model of longwall/ventilation roadway crossing with the use of dams to
liquidate roadways with isolator from the side of goaf – model no. 1
Rys. 5.Model geometryczny skrzyżowania ściany z chodnikiem wentylacyjnym z likwidacją chodnika na zawał – Model 2
Fig. 5. Geometric model of longwall/ventilation roadway crossing with liquidation of roadways by
getting goaf - model no. 2
Tablica 3. Założone parametry dotyczące przepuszczalności poszczególnych elementów obszaru przepływu
Table 3. Assumed parameters of permeability of individual elements of the flow area
LP
1
2
3
4
5
Element obszaru przepływu
Zroby
Ściana, część robocza
Ściana, część odzawałowa
Izolacja (uszczelnienie) ociosu odzawałowego chodnika wentylacyjnego za linią zawału (dla Modelu 1)
Tama - wygrodzenie wyznaczające linię likwidacji chodnika wentylacyjnego (dla modelu 1)
Przepuszczalność m2
10-6
5·10-6
10-6
10-9
10-9
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
ustalony. Założono model turbulencji k-epsilon oraz warunki
początkowe dot. gęstości gazów: 1,25 kg/m3 dla powietrza
i 0,65 kg/m3 dla metanu. W obliczeniach numerycznych
pominięto dopływ metanu do ściany z ociosu węglowego.
Zgodnie z oznaczeniami na schemacie (rys. 3) przyjęto
następujące założenia dotyczące dopływu metanu i powietrza
do obszaru przepływu, tzw. inlets:
– INLET-1 = Vsc = 80% Vp; wydatek powietrza w ścianie
(założenie: brak dopływu metanu z powietrzem wentylacyjnym w ścianie, 20% ucieczki powietrza przez zroby)
– INLET-2 = 20% Vp + 95%QZR; dopływ metanu do obszaru
zrobów z ucieczkami powietrza (założenie jednorodnej
mieszaniny metanowo-powietrznej),
– INLET-3 = 5% QZR; dopływ metanu do obszaru zrobów
na ściankach granicznych obszaru.
gdzie:
– QZR - strumień metanu dopływający do obszaru zrobów,
– Vp - wydatek powietrza doprowadzany do ściany chodnikiem podścianowym,
Wartości Vp i QZR przyjęte zostały zgodnie z wartościami
w tablicy 1.
5. Analiza porównawcza wyników badań insitu z rezultatami obliczeń numerycznych - walidacja modeli
Walidację opracowanych modeli obliczeniowych (Model
1, Model 2) przeprowadzono w oparciu o ocenę zgodności
lokalizacji stref podwyższonych stężeń metanu w 21 przekrojach poprzecznych chodnika wentylacyjnego (ocena jakościowa) oraz porównanie wartości stężeń metanu (zarówno
maksymalnych oraz średnich) uzyskanych z pomiarów oraz
z symulacji numerycznych.
W tablicach: 4-5 przedstawiono wizualizację rozkładów
stężeń metanu w wybranych 8 przekrojach poprzecznych
chodnika wentylacyjnego zlokalizowanych w różnych odległościach od linii zawału, opracowanych na podstawie wyników badań dołowych oraz symulacji numerycznych CFD.
Wartościami ujemnymi w drugiej kolumnie dot. odległości od
linii zawału wyszczególniono wyniki w przekrojach za linią
zawału. Tablica 4 obejmuje badania w ścianach 1 i 2 oraz
obliczenia w oparciu o Model 1, natomiast tablica 5 badania
w ścianach 2 i 3 i obliczenia na Modelu 2. Do opracowania
rozkładów wartości stężeń metanu dla wartości pomierzonych
wykorzystano metodę krigingu.
Z porównania wyników badań dołowych z wynikami
symulacji numerycznych wynika, że w decydującej części
przypadków lokalizacja maksymalnych stężeń metanu
uzyskanych na drodze numerycznej odpowiada lokalizacji
stwierdzonej badaniami dołowymi. Badania i symulacje
potwierdziły również występowanie strefy maksymalnych
stężeń metanu w chodniku wentylacyjnym, uzależnionej
od lokalizacji względem linii zawału (Wierzbiński, 2013).
Z przedstawionych wykresów w tablicy 4 i 5 wynika, że:
– Za linią zawału, tj. w części likwidowanej wyrobiska,
strefa maksymalnych stężeń występuje bezpośrednio pod
stropem chodnika wentylacyjnego (przykład przekrój -5,5
m od linii zawału dla ściany 2 w tablicy 4, przekrój -3,0
m od linii zawału dla ściany 4 w tablicy 5),
– Na linii zawału oraz między linią zawału a frontem ściany,
strefa maksymalnych stężeń przybliża się do ociosu odzawałowego, występując w przestrzeni między stropem ściany
a stropem chodnika wentylacyjnego (przekroje: 0,0 m
dla ściany 1 i 2 w tablicy 4, dla ściany 4 w tablicy 5 oraz
przekrój +4,0 m od linii zawału dla ściany 3 w tablicy 5),
49
– Przed linią zawału i przed frontem ściany strefa maksymalnych stężeń przechodzi całkowicie na ocios odzawałowy do spągu chodnika wentylacyjnego (przekrój +14,0
m od linii zawału dla ściany 1 w tablicy 4).
Przemieszczanie się ww. strefy metanu w chodniku wentylacyjnym spod stropu wyrobiska (za linią zawału) na ocios
odzawałowy w kierunku spągu chodnika wynika z rozkładu
pola prędkości powietrza w przekroju poprzecznym wyrobiska
związanego z geometrią skrzyżowania.
Porównanie wyników badań z obliczeniami CFD na
Modelach 1 i 2 pokazuje jednak, że mogą występować widoczne różnice w lokalizacji stref maksymalnych stężeń metanu.
Przykładowo dla ściany 2 na linii zawału (0,0 m, tablica 4)
strefa maksymalnych stężeń w warunkach rzeczywistych
występuje dodatkowo przy ociosie przeciwległym i częściowo
przy spągu. Rozbieżność ta wynika ze zmian geometrii chodnika (wypiętrzony spąg), której nie uwzględniono w Modelu
1. Inny przykład stanowi przekrój w odległości +1,0 m przed
linią zawału dla ściany 3 (tablica 5). W tym przypadku ma
miejsce oddziaływanie strumienicy, która ogranicza możliwość przesunięcia strefy metanowej na ocios odzawałowy,
tak jak to wynikałoby z obliczeń numerycznych na Modelu 2.
Na wykresie (rys. 6a-b) dla dokonania oceny ilościowej
modeli obliczeniowych, przedstawiono porównanie wyników
obliczeń CFD z rezultatami badań dołowych. W tym celu
wykorzystano wartości średnie i maksymalne stężeń metanu obliczone dla 21 przekrojów pomiarowych w chodniku
wentylacyjnym.
Z uwagi na to, że zakres wykresu wartości maksymalnych
(rys. 6b) ograniczono do 5%CH4, pominięto jeden wynik
tzn. pomiar ze ściany 2 wykonany 5,6 m za linią zawału.
W przekroju tym stwierdzono największą różnicę wartości bezwzględnych między wynikiem prognozy (noblicz
= 5,7%CH4) a pomiarem dołowym (n pomiar = 10% CH4).
Z porównania pozostałych wartości maksymalnych stężeń
wynika, że różnice między wynikami badań a modelem (noblicz
- npomiar) są niskie i nie przekraczają 1,6 %CH4. W przypadku
wartości średnich stężeń w dwóch przekrojach stwierdzano
różnice na poziomie 0,7-0,9%CH4, a w pozostałych poniżej
wartości 0,4%CH4.
Współczynniki dopasowania (determinacji) funkcji liniowej Y=X do chmury punktów (rys. 6a-6b) stanowiących
wartości zmierzone (Y) i wartości oczekiwane stężeń metanu
(X) wynoszą:
– 0,82 dla wartości średnich,
– 0,72 dla wartości maksymalnych.
Czynniki uwzględnione w opracowanych modelach
numerycznych w dużym stopniu objaśniają zmienność stężenia metanu w obszarze skrzyżowanie ściana – chodnik
wentylacyjny. Dla wartości średnich stężeń metanu model
objaśnia w 82% wariancję zmiennej zależnej (stężeń), a dla
wartości maksymalnych – w 72%. Z porównania wartości
stężeń metanu wynika, że średnia wartość reszt, tj. różnica
między wartością zmierzoną (npomiar) a uzyskaną z modelu
(noblicz) wynosi:
– 0,5% CH4 - dla wartości maksymalnych,
– 0,2% CH4 - dla wartości średnich.
Histogramy reszt (rys. 7 i 8) zbliżone do rozkładów normalnych potwierdzają losowy wpływ czynników nieuwzględnionych w modelu na wartości stężeń metanu w poszczególnych przekrojach poprzecznych chodnika wentylacyjnego.
Z porównania wartości modelowych z pomiarowymi
wynika również, że największe ich rozbieżności występują
za linią zawału. Dla zobrazowania tego faktu na wykresach
50
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Tablica 4. Wyniki badań dołowych oraz wyniki obliczeń CFD stężeń metanu w przekrojach poprzecznych chodnika
wentylacyjnego ściany 1 i 2 w zależności od lokalizacji względem linii zawału (ocios lewy – odzawałowy, ocios
prawy – przeciwległy)
Table 4. The results of in situ researches and CFD calculations of methane concentration in cross-section areas of ventilation roadways (longwall no. 1, longwall no. 2) depending on the location relative to the goaf line (the left
roadside – from the goaf, the right roadside – opposite to the goaf)
Ściana 1 Model 1
0,0 m
Ściana 1 Model 1
+14,0 m
Ściana 2 Model 1
Odległość od
linii zawału
-5,5 m
Ściana 2 Model 1
Ściana/
Model
0,0 m
Wg badań dołowych
Wg Modelu CFD
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
51
Tablica 5. Wyniki badań dołowych oraz wyniki obliczeń CFD stężeń metanu w przekrojach poprzecznych chodnika wentylacyjnego ściany 3 i 4 w zależności od lokalizacji względem linii zawału (ocios lewy – odzawałowy, ocios prawy
– przeciwległy)
Table 5. The results of in situ researches and CFD calculations of methane concentration in cross-section areas of ventilation roadways (longwall no. 3, longwall no. 4) depending on the location relative to the goaf line (the left roadside
– from the goaf, the right roadside – opposite to the goaf)
Ściana 3 Model 2
+1,0m
Ściana 3 Model 2
+4,0m
Ściana 4 Model 2
Odległość
od linii
zawału
-3,0 m
Ściana 4 Model 2
Ściana
Model
0,0 m
Wg badań dołowych
Wg Modelu CFD
52
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 6.Zbiorcze porównanie wartości zmierzonych z wartościami oczekiwanymi: a) - wartości średnie, b) - wartości maksymalne
dla N=21 przypadków
Fig. 6. Comparison of the measured values with the expected values (average and maximum values for N = 21 cases)
Rys. 7.Histogram reszt wartości średnich
Fig. 7. Residual histogram of average values
Rys. 8.Histogram reszt wartości maksymalnych
Fig. 8. Residual histogram of maximum values
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
53
Rys. 9.Wyniki badań dołowych oraz
wyniki obliczeń CFD stężeń metanu (średnich i maksymalnych)
w przekrojach poprzecznych
chodnika wentylacyjnego ściany 1
w zależności od lokalizacji względem linii zawału
Fig. 9. The results of in situ researches
and CFD calculations of methane
concentration (average and maximum values) in cross-section areas
of ventilation roadways (longwall
no. 1) depending on the location
relative to the goaf line
Rys. 10. Wyniki badań dołowych oraz
wyniki obliczeń CFD stężeń metanu (średnich i maksymalnych)
w przekrojach poprzecznych
chodnika wentylacyjnego ściany 3 w zależności od lokalizacji
względem linii zawału
Fig. 10. The results of in situ researches
and CFD calculations of methane concentration (average and
maximum values) in cross-section areas of ventilation roadways (longwall no. 3) depending
on the location relative to the
goaf line
rys. 9 i rys. 10 odpowiednio dla ściany 1 i ściany 3 przedstawiono przebiegi kształtowania się stężeń metanu w chodniku
wentylacyjnym w zależności od odległości od linii zawału
w oparciu o dwa modele (Model 1, Model 2). Zamieszczone
na wykresach (rys. 9-10) wartości ujemne na osi odciętych
dotyczą lokalizacji za linią zawału. Dla porównania wyników
modelowania CFD z badaniami dołowymi wykorzystano
wyniki z 7 przekrojów pomiarowych dla ściany 1 oraz z 5
przekrojów dla ściany 3.
Przykładowo dla ściany 1 (rys. 9) rozbieżność między modelem a pomiarami dla wartości maksymalnych stężeń metanu
wzrasta od 0,4%CH4 w odległości 2 m od linii zawału (npomiar
= 1,78% CH4, noblicz = 2,18%) do 1,25%CH4 (npomiar = 4,51
%CH4, noblicz = 3,36%CH4) w odległości 5 m za linią zawału.
Przedstawione na wykresach (rys. 9, 10) zarówno dane
pomiarowe, jak i wyniki obliczeń CFD potwierdzają istotny
wzrost stężeń metanu w chodniku wentylacyjnym w kierunku linii likwidacji wyrobiska, przy czym wzrost ten jest
uzależniony od sposobu likwidacji chodnika wentylacyjnego
i długości niezlikwidowanej części wyrobiska za linią zawału.
W przypadku Modelu 1 i wyników pomiarów dla ściany 1
z likwidacją chodnika tamami (wygrodzeniami) z pozostawieniem długiego odcinka niezlikwidowanego chodnika wentylacyjnego ok. 6 m za linią zawału (tzw. komora mieszania)
- wyraźny wzrost stężeń występuje za linią zawału. Natomiast
w modelu 2 dla ściany 3, w której likwidacja chodnika odbywa
54
PRZEGLĄD GÓRNICZY
się na pełny zawał z pozostawieniem krótkiej części niezlikwidowanej około 2-3 m - wzrost stężeń metanu występuje
przed linią zawału w odległości około 1,5 m
Ponadto duża różnica wartości maksymalnych i średnich
stężeń metanu uzyskana wynikami obliczeń numerycznych
i pomiarami w wyrobisku świadczy o możliwości utrzymywania się niejednorodnodnej mieszaniny metanowo-powietrznej
nie tylko w pobliżu linii zawału, ale na co najmniej kilkunastometrowej długości chodnika wentylacyjnego za wylotem
ze ściany.
6. Podsumowanie
1. Przedstawione wyniki badań i symulacji numerycznych
stężeń metanu w chodniku wentylacyjnym obejmują ściany przewietrzane w układzie na U po caliźnie węglowej,
który stanowi dominujący sposób przewietrzania ścian
w kopalniach węgla kamiennego. Rezultaty pomiarów
dotyczą ścian o metanowości wentylacyjnej 0,9-8,2 m3/
min, w których nie zastosowano pomocniczych urządzeń
wentylacyjnych, tj. przegroda wentylacyjna, wentylator
pomocniczy.
2. Symulacje numeryczne przeprowadzono na dwóch modelach numerycznych (Model 1 Model 2), dla których
założono szereg uproszczeń w stosunku do warunków
rzeczywistych, między innymi dotyczących źródeł emisji
metanu, warunków dopływu gazu, przepływu powietrza,
mieszania się powietrza z metanem, migracji powietrza
przez zroby, jak również parametrów geometrycznych obszaru przepływu. Przyjęto stan ustalony dopływu metanu
i powietrza, warunki izotermiczne mieszania się metanu
z powietrzem, stałe 20% ucieczki powietrza przez zroby
oraz brak emisji metanu z ociosu węglowego (metanowość
wentylacyjna wynika wyłącznie z emisji metanu ze zrobów, Qwe=QZR). Dla geometrii chodnika wentylacyjnego
założono prostoliniowość wyrobiska, stały przekrój poprzeczny 9,1 m2 oraz brak obudowy chodnikowej (gładkie
ścianki).
3. Uwzględnienie obudowy chodnikowej w geometrii modeli
3D nie wydało się konieczne, ponieważ wpłynęłoby to
jedynie na zwiększenie turbulencji powietrza w chodniku
wentylacyjnym poza jego częścią likwidowaną i skrócenie
drogi mieszania się metanu z powietrzem (wyrównywania
stężeń). Wyniki obliczeń w przekroju chodnika pokazałyby mniejszy rozrzut między wartościami maksymalnymi
i średnimi stężeń metanu. Obliczenia wskazałyby, że w
miarę oddalania się od linii zawału nastąpi wyrównanie
stężeń, co częściowo jest niezgodne z wynikami pomiarów wskazujących na możliwość utrzymywania się
niejednorodnodnej mieszaniny metanowo-powietrznej,
nie tylko w pobliżu linii zawału, ale na co najmniej na
kilkunastometrowej długości chodnika wentylacyjnego
za wylotem ze ściany.
4. Mając na uwadze przyjęte uproszczenia w modelach 3D
oraz niepewności pomiarowe wynikające z błędów analiz laboratoryjnych, wskazań przyrządów pomiarowych,
przyjętej metodyki badawczej insitu (brak jednoczesnego
pomiaru wielopunktowego parametru w przekroju, obecność pracowników) należy stwierdzić, że uzyskano dużą
zbieżność wyników symulacji z badaniami dołowymi.
Badania insitu i obliczenia numeryczne na modelach
potwierdziły:
– zgodność lokalizacji stref maksymalnych stężeń metanu w przekrojach poprzecznych chodnika wentylacyjnego,
– wzrost zagrożenia metanowego (stężeń metanu)
2016
w kierunku linii zawału wyrobiska, uzależniony od
długości wyrobiska pozostawianego za linią zawału
oraz technologii likwidacji wyrobiska,
– dużą niejednorodność powietrza (mieszaniny metanowo-powietrznej) wynikającą z rozrzutu wartości
maksymalnych do wartości średnich stężeń metanu
na długości chodnika wentylacyjnego.
5. Rozbieżność obliczeń z wynikami pomiarów dotycząca lokalizacji stref i wartości stężeń metanu wynikała
z obecności strumienic powietrznych oraz lokalnych zmian
geometrii wyrobisk. Dla większości przypadków (prócz
strumienic) nie jest możliwe uwzględnienie tych zmian
w geometrii modelu, ponieważ obwał, występowania
urobku, wypiętrzony na spągu chodnika są praktycznie
niemożliwe do przewidzenia na etapie projektowania.
6. Walidacja opracowanych modeli obliczeniowych (Model
1, Model 2) oparta między innymi na porównaniu wartości
stężeń metanu (maksymalnych oraz średnich) w przekrojach pomiarowych uzyskanych z badań i z symulacji
numerycznych pokazuje, że wartości reszt stężeń między
wynikami badań a modelem (noblicz - npomiar) dla wielkości
maksymalnych są niskie i najczęściej nie przekraczają
1,6%CH4 (przy średniej 0,5%CH4). Dla wartości średnich stężeń w dwóch przekrojach stwierdzono wartości
reszty na poziomie 0,7-0,9%CH4, a w pozostałych poniżej
0,4%CH4. Współczynniki dopasowania (R2) „chmury
punktów” do funkcji liniowej Y=X stanowiących wartości
zmierzone (Y= noblicz) i wartości oczekiwane stężeń metanu
(X = npomiar) wynoszą 0,82 dla wartości średnich i 0,72 dla
wartości maksymalnych. Zatem czynniki uwzględnione
w opracowanych modelach numerycznych w wystarczającym stopniu objaśniają zmienność stężenia metanu
w obszarze skrzyżowanie ściana – chodnik wentylacyjny.
Opracowane modele 3D mogą być wykorzystane do
analiz zagrożenia metanowego, prognozowania zawartości
metanu w powietrzu wentylacyjnym oraz lokalizacji stref
podwyższonych stężeń gazu w rejonie skrzyżowania ściany
z chodnikiem wentylacyjnym, w zależności od warunków
wentylacyjno-metanowych i sposobu likwidacji chodnika
wentylacyjnego. Modele mogą mieć jedynie zastosowanie do
skrzyżowań ścian, w których nie zastosowano pomocniczych
urządzeń wentylacyjnych.
Literatura
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
Branny M., Filipek W.: Modelowanie procesu przewietrzania wyrobisk
ślepych przy występujących zagrożeniach skojarzonych metodami CFD.
XXV Seminarium ROP, Rybnik 2008.
Branny M.: Komputerowa symulacja przepływu mieszaniny powietrzno-metanowej w rejonie skrzyżowania ściany z chodnikiem wentylacyjnym. „Archiwum Górnictwa” 2006, t. 51, nr 1.
Dziurzyński W.: Symulacja numeryczna procesu przewietrzania sieci
wentylacyjnej kopalni. Prace IMG PAN, Rozprawy, monografie 2. 2002.
Krause E., Cybulski K., Wierzbiński K.: Modelowanie rozkładu koncentracji metanu w rejonie skrzyżowania chodnika wentylacyjnego ze
ścianą. XXI Światowy Kongres Górniczy. Kraków – Katowice 2008
Krawczyk J.: Jedno i wielowymiarowe modele niestacjonarnych przepływów powietrza i gazów w wyrobiskach kopalnianych. Przykłady
zastosowań. Archiwum Górnictwa. Monografia nr 2, Kraków 2007.
Nawrat S., Kuczera Z., Napieraj S.: Badania modelowe zwalczania
zagrożenia metanowego na wylocie ściany przewietrzanej systemem
„U”. Materiały 4 Szkoły Aerologii Górniczej, Kraków 2006.
Sułkowski J., Dieu N.H.: Symulacja komputerowa rozkładu prędkości powietrza i koncentracji metanu w zrobach ścian zawałowych.
Konferencja, Herlany, Słowacja 1993.
Nr 2
8.
9.
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Wierzbiński K.: Modelowanie komputerowe rozkładu parametrów
powietrza oraz koncentracji metanu w rejonie skrzyżowania ściany z
chodnikiem wentylacyjnym. 5 Szkoła Aerologii Górniczej, Wrocław.
2009.
Wierzbiński K.: Wyniki badań rozkładu stężeń metanu w rejonie skrzyżowania ściany z chodnikiem wentylacyjnym w układzie przewietrzania
ścian na „u” po caliźnie. Praca zbiorowa pod redakcja redakcją J.
Cygankiewicza i S. Pruska pt. Zagrożenia aerologiczne w kopalniach
55
węgla kamiennego – profilaktyka, zwalczanie, modelowanie, monitoring. GIG, Katowice. 2013.
10. Sprawozdanie merytoryczne z realizacji projektu badawczego pt.
„Identyfikacja niebezpiecznych stref metanu w rejonach przewietrzanych w układzie na U po caliźnie węglowej”. Załącznik nr 4 do raportu
końcowego z projektu nr N N524 3381 40. Katowice, Archiwum KD-1,
(niepublikowane). 2013.
11. Ansys User guide Ansys CFX, Incorporated, 2005.
Szanowni Czytelnicy!
Przypominamy o wznowieniu
prenumeraty „Przeglądu Górniczego”
Informujemy też, że od 2009 roku w grudniowym zeszycie P.G. zamieszczamy listę naszych
prenumeratorów.
Nasz nowy adres to
[email protected]
56
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
UKD 622.333:622.4:622.167/.168
Wpływ pomocniczych urządzeń
wentylacyjnych na wylocie ze ściany
na obniżenie zdolności wentylacyjnej rejonu
The influence of auxiliary air devices, located at the outlet
of the longwall, on the reduction of air flow rate capacity
near the longwalls
Treść: W artykule przedstawiono wyniki badań oporów aerodynamicznych skrzyżowań ścian z chodnikami wentylacyjnym. Badania
przeprowadzono w 18 ścianach przewietrzanych w układzie na U po caliźnie węglowej, w których na ich skrzyżowaniu (ściana
– chodnik wentylacyjny) zastosowano pomocnicze urządzenia wentylacyjne (PUW) w różnej konfiguracji. Z przeprowadzonych badań wynika, że opór aerodynamiczny rejonów skrzyżowań z przegrodami wentylacyjnymi w stosunku do skrzyżowań
bez PUW jest o 0,1kg/m7 większy. W pracy przedstawiono również analizę wpływu oporu aerodynamicznego na ograniczenie
zdolności wentylacyjnej rejonu. Z analizy wynika, że w sieci wentylacyjnej mogą wystąpić warunki, w których zastosowanie
przegrody wentylacyjnej wpłynie na spadek zdolności wentylacyjnej. Najkorzystniejsza sytuacja wystąpi w rejonach o niskim
oporze zastępczym i płaskiej charakterystyce otoczenia, w których względny spadek zdolności wentylacyjnej może przekroczyć
30%.
Abstract: This paper presents the results of the research on aerodynamic drag of crossings between longwalls and ventilation roadways.
The research was conducted in 18 ventilated longwalls with the U-system, where their crossings (longwall – ventilation roadway) have auxiliary air devices (PUW) in various configurations. The study shows that the aerodynamic drag of crossings
with brattice is increased by 0,1 kg/m7 compared to crossings without PUW. The paper also presents an analysis of the impact
of aerodynamic drag on the reduction of air flow rate capacity near the longwalls. The analysis shows that the ventilation
system can be found under conditions where the use of brattice reduces the air flow rate. The most favorable situation occurs
in the areas of low equivalent resistance and flat characteristics of the rest of the ventilation system (the relationship between
the pressure and the volume flow rate), where the relative decrease in air flow rate may exceed 30%
Słowa kluczowe:
wentylacja, ściana w układzie U, opory aerodynamiczne, pomocnicze urządzenia wentylacyjne, badania, ocena
Key words:
ventilation, U-system longwall, aerodynamic drag, auxiliary air devices, researches, assessment
1. Wprowadzenie
Przepustowość dróg wentylacyjnych sieci wentylacyjnej
kopalni stanowi ważny parametr z punktu widzenia zwalczania zagrożenia metanowego środkami wentylacyjnymi.
Zmiany oporów bocznic spowodowane np. mniejszym przekrojem wyrobisk mogą ograniczyć zdolność wentylacyjną
rejonu. W skrajnych przypadkach, dla rejonów ścian zlokalizowanych daleko od szybów (długie drogi wentylacyjne
poza rejonem) może wystąpić sytuacja, w której niemożliwe
jest doprowadzenie odpowiedniej ilości powietrza. W takich
warunkach można mówić o niewystarczającej zdolności
wentylacyjnej rejonu.
Pod pojęciem zdolności wentylacyjnej rejonu należy rozumieć maksymalną ilość powietrza jaką można skierować do
rejonu bez tzw. rezerwy wentylacyjnej oraz bez konieczności
ograniczania ilości powietrza w innych prądach niezależnych
doprowadzanych do oddziałów wydobywczych lub do komór
funkcyjnych.
W ścianach przewietrzanych w układzie na U po caliźnie
węglowej, prowadzonych w warunkach zagrożenia metanowego prócz odmetanowania i zwalczania zagrożenia środkami wentylacyjnym, występuje konieczność zastosowania
pomocniczych urządzeń wentylacyjnych. Obecność urządzeń
pomocniczych, w szczególności przegrody wentylacyjnej,
powoduje zmniejszenie przekroju poprzecznego chodnika
wentylacyjnego. Występuje zatem uzasadniona przesłanka
wskazująca na możliwość istotnego wzrostu oporu aerodynamicznego wyrobiska i jego wpływu na obniżenie zdolności wentylacyjnej rejonu, co miałoby szczególne znaczenie
w warunkach zagrożenia metanowego, ograniczając możliwość jego zwalczania środkami wentylacyjnymi.
Uzasadnione jest zatem wyznaczenie oporów aerodynamicznych skrzyżowań ścian z chodnikami wentylacyjnymi
przy różnej konfiguracji pomocniczych urządzeń wentylacyjnych oraz przeprowadzenie analizy ich wpływu na ograniczenie zdolności wentylacyjnej rejonu. Z uwagi na wysoki
stan zagrożenia metanowego w ścianach objętych badaniami
i możliwość wzrostu zagrożenia w wyniku regulacji sieci
wentylacyjnej, analizę oparto na wynikach publikowanych
w literaturze.
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2. Charakterystyka obiektów badań
Badaniami objęte zostały ściany przewietrzane w układzie U po caliźnie węglowej. Według aktualnych danych
ten układ jest dominującym układem przewietrzania, stosowanym w ponad 75% ścian [7]. Pomiary przeprowadzono
na 18 skrzyżowaniach ścian z chodnikami wentylacyjnymi
charakteryzujących się różną konfiguracją pomocniczych
urządzeń wentylacyjnych, tj. w czterech ścianach (ściany: 1
do 4) nie zastosowano urządzeń pomocniczych (z wyjątkiem
strumienic i rurociągów perforowanych), w dwóch ścianach
(ściany: 5 i 6) występowała wyłącznie przegroda wentylacyjna, w trzech ścianach (ściany: 16 do 18) wyłącznie lutniociąg
pomocniczy, natomiast w dziewięciu ścianach (ściany 7 do 15)
układ złożony był z przegrody z lutniociągiem pomocniczym.
Oprócz różnej konfiguracji pomocniczych urządzeń
wentylacyjnych, skrzyżowania ścian charakteryzowały się
odmiennymi parametrami geometrycznymi wyrobisk, które
mogły rzutować na ich opór aerodynamiczny. Zakresem wysokości ścian objęte zostały furty eksploatacyjne od 1,3 do
3,7 m. Przekrój poprzeczny chodników wentylacyjnych na
linii zawału wahał się od 4 do 22 m2. Małe przekroje chodników wentylacyjnych (poniżej 6 m2) stwierdzono w dwóch
ścianach (ściana 5 i 6).
Występowały również różnice wynikające ze znacznego
obniżenia spągu i stropu ściany względem chodnika wentylacyjnego oraz długości pozostawionego chodnika za linią
zawału. W ścianach z przegrodą wentylacyjną, stwierdzono
różnice zarówno w długości przegrody, która wynosiła od 9,7
do 27,7 m oraz w lokalizacji względem zawału. Końcówka
przegrody najczęściej znajdowała się na linii zawału lub
w odległości do 4,5 m za nią. W jednym przypadku (ściana
6) koniec przegrody znajdował się 2,0 m przed linią zawału.
W ścianach z lutniociągami pomocniczymi występowały
różnice wynikające z usytuowania wylotu lutni względem
linii zawału i spągu wyrobiska. Lutniociąg lokalizowany
był najczęściej przed linią zawału na spągu, pod stropem lub
w połowie wysokości chodnika wentylacyjnego.
Różnorodność konfiguracji pomocniczych urządzeń wentylacyjnych wynikała ze zróżnicowanych warunków wentylacyjno-metanowych jakie miały miejsce podczas eksploatacji
tych ścian. Metanowość wentylacyjna wahała się od 0,9 m3/
min do 12,6 m3/min.
3. Metodyka badań oporów aerodynamicznych skrzyżowań ścian z chodnikami wentylacyjnymi
Dla określenia oporu aerodynamicznego skrzyżowań
ścian z chodnikami wentylacyjnymi wymagane było prze-
Rys. 1.Wykres zmian ciśnienia na powierzchni
w trakcie badań w ścianie 17
Fig. 1. Chart of the air pressure change at the
surface during the tests in longwall no. 17
57
prowadzenie pomiarów wydatków powietrza w chodniku
wentylacyjnym oraz różnicy ciśnień miedzy dwoma punktami
pomiarowymi (P-1, P-2). W celu wyeliminowania głównych
czynników mających wpływ na powstawanie stanów nieustalonych, pomiary przeprowadzono w dni nieprodukcyjne.
Ograniczono zmiany w rozpływie powietrza wynikające
z wyeliminowania pracy kombajnu, przesuwania sekcji obudowy zmechanizowanej i transportu materiałów. Pomiary
przeprowadzono w warunkach ograniczonych działań na sieci
wentylacyjnej kopalni oraz prac związanych z likwidacją
chodnika wentylacyjnego, zapewniając również w dużym
stopniu stałe parametry geometryczne skrzyżowania ściany.
W okresach prowadzonych badań (zmiana robocza)
oraz w kilkudniowym okresie poprzedzającym pomiary nie
odnotowano długotrwałego spadku lub wzrostu ciśnienia
barycznego. Wartość bezwzględna prędkości zmian ciśnienia
w okresie prowadzonych badań nie przekraczała 0,8hPa/h.
Jako przykład zmian ciśnienia w trakcie prowadzonych
badań w ścianie 17 (okres między liniami czerwonymi) oraz
w 1-tygodniowym okresie poprzedzającym pomiary przedstawia wykres (rys. 1.).
Pomiary ciśnień bezwzględnych przeprowadzono
w dwóch punktach pomiarowych P-1 i P-2 naniesionych na
schemacie (rys. 2). Punkt P-1 lokalizowano najczęściej na
trzeciej sekcji od wylotu ze ściany, natomiast punkt P-2 w
chodniku wentylacyjnym w odległości 6,0 do 30,0 m przed
frontem ściany, obejmując cały układ przegrody wentylacyjnej
w przypadku jej stosowania.
Pomiar parametrów geometrycznych wyrobiska, tj.
szerokość i wysokość określona została taśmą mierniczą
z dokładnością do 5 cm w nawiązaniu do wykładki wyrobiska.
Badania prędkości powietrza wykonane zostały w kilku
przekrojach poprzecznych chodnika wentylacyjnego (minimum trzech) w oparciu o dwie niezależne metody pomiarowe
(trawersu i średniej z pomiarów punktowych). W chodniku
wentylacyjnym pomiary punktowe prędkości powietrza (wy składowej równoległej do osi wyrobiska 0-y) przeprowadzone
zostały według siatki pomiarowej o boku 0,4 m.
Przyjmowany do obliczeń oporu aerodynamicznego wydatek powietrza ustalony został w oparciu o uśrednioną wartość
prędkości powietrza wynikającą z dwóch ww. metod z co
najmniej trzech przekrojów pomiarowych zlokalizowanych
w chodniku wentylacyjnym przed frontem ściany.
Do pomiaru prędkości wykorzystano anemometry skrzydełkowe mAS-4 (producent IMG PAN) o obniżonym zakresie
pomiarowym <0,2 m/s. Do pomiaru temperatury powietrza
użyty został psychrometr Assmanna oraz termohogrometr
MTH-1A.
Opory aerodynamiczne skrzyżowań (RS) wyznaczone
zostały według zależności:
58
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 2.Przykładowe objęte badaniami skrzyżowanie ściany z chodnikiem wentylacyjnym (ściana 1) wraz z rozmieszczeniem punków pomiarowych
P-1, P-2 i przekroi pomiarowych w chodniku wentylacyjnym
Fig. 2. Example of longwall/ventilation roadway crossing (longwall no. 1) along
with the location of measurement points P-1, P-2 and measuring cross-sections in ventilation roadway
Rys. 3.Siatka pomiarowa prędkości powietrza i stężeń metanu w ścianie
Fig. 3. Measuring grid of air velocity and methane
concentration in the longwall
Rys. 4.Karta do identyfikacji parametrów geometrycznych ściany
Fig. 4. Card to identify the geometric parameters
of the longwall
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Rs=ΔW/V2
(1)
gdzie:
DW–różnica ciśnień (wartość skorygowana o wielkość
różnicy ciśnień powietrza wynikającą z różnicy
wysokości miedzy P-1, a P-2), Pa,
V –wydatek powietrza w chodniku wentylacyjnym,
m3/s.
Dla celów kontrolnych wykonane zostały również pomiary punktowe składowych prędkości powietrza w ścianie,
tj. wx - składowej równoległej do ociosu węglowego 0-x wg
siatki pomiarowej na rys. 3. oraz zdjęcie geometrii ściany wg
karty do identyfikacji parametrów geometrycznych (rys. 4).
Pomiary przeprowadzone zostały najczęściej na odcinku 3-5
sekcji, licząc od wylotu ściany
59
kg/m7
3. Wyniki badań parametrów powietrza i oporów aerodynamicznych
Rys. 7. Wyniki badań rozkładu prędkości powietrza (składowej
wy) w chodniku wentylacyjnym ściany 5 w odległości 8 m
przed linią zawału (wyrobisko z przegrodą wentylacyjną)
Fig. 7. Results of air velocity measurements (velocity component in the direction Wy) in the ventilation roadway
(longwall no. 5) located at a distance of 8m from the goaf
line (roadway with ventilation brattice)
3.1. Wyniki badań parametrów powietrza
Do pomiarów ciśnienia wykorzystane zostały dwa mierniki ciśnienia bezwzględnego μBAR produkcji IMG PAN.
Badania prowadzone były z rejestracją ciśnienia co 5 s w okresie 60 minut. Przykład kształtowania się pomiarów ciśnienia
w jednej ze ścian przedstawia wykres (rys. 5). Do obliczeń
oporu skrzyżowania przyjęto wartość uśrednioną w czasie.
Na wykresach (rys. 5) przedstawiono wyniki badań
zmian ciśnienia powietrza zarejestrowane miernikiem μBAR
w punktach pomiarowych P-1, P-2. Pomiary prowadzone były
na skrzyżowaniu ściany 14 w okresie 50 minut z częstotliwością próbkowania co 5 s. Różnicę ciśnień bezwzględnych
przestawiono na rys. 6.
Rys. 5.Wyniki pomiarów ciśnienia powietrza w ścianie 14
w punktach pomiarowych: P-1, P-2
Fig. 5. Results of the measurements of air pressure in longwall
no. 14 located in measuring points P-1, P-2
Rys. 8. Wyniki badań rozkładu prędkości powietrza (składowej
wy) w chodniku wentylacyjnym ściany 5 w odległości 12,5
m przed linią zawału (wyrobisko z przegrodą wentylacyjną)
Fig. 8. Results of air velocity measurements (velocity component in the direction Wy) in the ventilation roadway
(longwall no. 5) located at a distance of 12,5m from the
goaf line (roadway with ventilation brattice)
Rys. 9 Wyniki badań rozkładu prędkości powietrza (składowej
wx) w ścianie 6 (sekcja nr 5)
Fig. 9. Results of air velocity measurements (velocity component in the direction Wx) in longwall no. 6 (powered
roof support no. 5)
Rys. 6.Różnica ciśnień powietrza między punktami pomiarowymi P-1, P-2 w ścianie 14
Fig. 6. Difference of air pressure between the measuring points
P-1, P-2 in longwall no. 14
Na rys. 7, 8 przedstawione zostały rozkłady prędkości
powietrza (składowej wy) w chodniku wentylacyjnym ściany
5 w odległości 8,0 i 12,5 m przed linią zawału ściany, a na rys.
9, 10 rozkłady prędkości powietrza (składowej wx) w ścianie
6 i 14. Wyniki pomiarów interpolowano metodą krigingu.
Rys. 10. Wyniki badań rozkładu prędkości powietrza (składowej wx) w ścianie 14 (sekcja nr 3)
Fig. 10. Results of air velocity measurements (velocity component in the direction Wx) in longwall no. 14 (powered
roof support no. 3)
60
PRZEGLĄD GÓRNICZY
W tabeli 1 zawarto przykładowe wyniki badań wydatków
powietrza w chodniku wentylacyjnym ściany 1 (na podstawie
uśrednionych wartości z punktowego pomiaru prędkości
powietrza). Wyniki badań parametrów powietrza, tj. temperatura, ciśnienie, wydatek w rejonie skrzyżowania ściany 14
zestawione zostały w tabeli 2. Do obliczeń oporu przyjęto
wartość uśrednioną różnicy ciśnień w czasie.
2016
3.2 Wyniki obliczeń oporów aerodynamicznych
W tabeli 3 zestawione zostały wyniki badań parametrów powietrza oraz obliczenia oporów aerodynamicznych.
Pogrupowane wartości oporów aerodynamicznych skrzyżowań Rs w zależności od zastosowanych pomocniczych
urządzeń wentylacyjnych zestawiono na wykresie - rys. 11.
Tabela 1. Przykładowe wyniki badań wydatków powietrza w chodniku wentylacyjnym ściany 1 (na podstawie
uśrednionych wartości z punktowego pomiaru prędkości powietrza)
Table 1. Examples of measuring volumetric flow rate through ventilation roadway of longwall no. 1 (based on
the average values of air velocity by use of the method of sample point measurement)
Odległość przekroju
pomiarowego od linii
zawału, m
+10,1
+14,1
+23,7
Wartość średnia składowej prędkości
powietrza (równoległa do kierunku 0-y
(osi wyrobiska), m/s
2,81
2,73
2,33
Przekrój poprzeczny
chodnika
wentylacyjnego, m2
9,45
10,32
11,84
Średnia:
Wydatek objętościowy
powietrza w wyrobisku,
m3/min
1593
1692
1658
1648 m3/min
Tabela 2. Wyniki badań parametrów powietrza w punktach pomiarowych P-1, P-2 ściany 14
Table 2. Results of measuring air parameters in points (P-1, P2) of longwall no. 14
Punkt
pomiarowy
Temperatura sucha
Temperatura
Wilgotność
ts
wilgotna, tw
względna j
oC
oC
%
P-1
28,1
26,3
86,50
P-2
26,7
24,9
86,99
Różnica ciśnień zmierzonych, Dp
Różnica wysokości między P1 a P2, Dz
Różnica ciśnienia wynikająca z różnicy poziomów, Dz×r×g
Odległość między P1 a P2,
Różnica ciśnień skorygowana (założona do obliczeń oporu), DW=Dp-Dz×r×g
Wydatek powietrza odprowadzany chodnikiem wentylacyjnym, Vp,
Ciśnienie bezwzględne
Gęstość
powietrza p,
powietrza r,
hPa
kg/m3
1065,15
1,22
1064,32
1,22
83 Pa
0,90 m
11 Pa
27,0 m
72 Pa
1650 m3/min
Tabela 3. Opory aerodynamiczne skrzyżowań dla ścian: 1-18 oraz założone do obliczeń
wartości wydatków i różnicy ciśnień powietrza
Table 3. Aerodynamic drag coefficients of crossings (longwall no. 1-18) as well as values
of flow rate, and air pressure differences assumed for calculation
Ściana
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
Wydatek
powietrza
(*), Vp m3/
min
1650
1710
1020
1290
980
1640
1640
1120
1740
1620
1660
1810
1690
1650
1540
1730
900
990
Różnica
Opór
ciśnień (*), aerodynamiczny
DW,
Rs,
Pa
kg/m7
35
0,0463
39
0,0480
7
0,0242
22
0,0476
31
0,1162
71
0,0950
122
0,1633
63
0,1062
143
0,1700
81
0,1111
135
0,1764
119
0,1308
115
0,1450
72
0,0952
30
0,0455
32
0,0385
3
0,0133
10
0,0367
Opór
aerodynamiczny
(**),
kg/m7
(*) – wartość założona do obliczeń
(**) – wartość uśredniona dla grupy ścian w zależności od PUW
0,04
0,11
0,13
0,03
Układ PUW
przegroda
przegroda
przegroda/lutniociąg
lutniociąg
lutniociąg
lutniociąg
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
61
Rys. 11. Wyniki badań oporów aerodynamicznych skrzyżowań ścian z chodnikami wentylacyjnymi
Fig. 11. Results of the measurements of the aerodynamic drag of longwall/
ventilation roadway crossings
Z przedstawionych badań wynika (tabela 3, rys. 11), że
opór aerodynamiczny skrzyżowania ściany z chodnikiem
wentylacyjnym uzależniony jest od zastosowanego układu
pomocniczych urządzeń wentylacyjnych. W zależności od
konfiguracji tych urządzeń opór aerodynamiczny wynosi:
– 0,013-0,038 kg/m7 - dla skrzyżowań z lutniociągiem pomocniczym,
– 0,024-0,048 kg/m7 - dla skrzyżowań bez PUW,
– 0,095-0,116 kg/m7 - dla skrzyżowań z przegrodą wentylacyjną,
– 0,045-0,176 kg/m7 - dla skrzyżowań z układem przegrody
wentylacyjnej z lutniociągiem.
Największe różnice w oporach występują między grupą
ścian wyposażonych w przegrodę wentylacyjną lub w układ
przegrody wentylacyjnej z lutniociągiem a ścianami bez
pomocniczych urządzeń wentylacyjnych lub wyposażonych
wyłącznie w lutniociąg. Opory aerodynamiczne dla wariantów z przegrodami są średnio około 3-4 krotnie większe.
Z przeprowadzonych badań można zatem wysunąć wniosek,
że zastosowanie przegrody wentylacyjnej powoduje zauważalny wzrost oporu skrzyżowania.
W grupie badanych ścian z układem przegrody z lutniociągiem stwierdzono 1 przypadek wyraźnie odstający od
pozostałych wyników badań Rs = 0,09-0,18 kg/m7 (kolor czerwony na wykresie - rys. 11). Jest to skrzyżowanie ściany 15
z chodnikiem. Niska wartość oporu Rs = 0,04 kg/m7 dla tego
skrzyżowania wynika z nieszczelnego zamknięcia przegrody
(śluzy) podczas prowadzonych badań. Przypadek ten będzie
pominięty w dalszej analizie.
Porównując wyniki badań dla skrzyżowań bez pomocniczych urządzeń wentylacyjnych z wynikami badań skrzyżowań wyposażonych wyłącznie w lutniociąg pomocniczy
oraz skrzyżowań wyposażonych w przegrodę wentylacyjną
z wynikami badań skrzyżowań wyposażonych w układ przegrody wentylacyjnej z lutniociągiem pomocniczym, można
stwierdzić, że wartości oporów są zbliżone. Zatem trudno
jest ocenić wpływ zastosowania lutniociągu pomocniczego
na zmianę oporu skrzyżowania.
Z uwagi na to, że badania potwierdziły wyłącznie wpływ
przegród wentylacyjnych na wzrost oporu skrzyżowania,
obiekty badań (skrzyżowania ścian) podzielono na dwie
grupy, stosując kryterium zastosowania przegrody wentylacyjnej, niezależnie od pozostałych pomocniczych urządzeń
wentylacyjnych (lutniociągów). Przyjmując takie założenie,
wartości średnie oporów wynoszą:
– 0,131 kg/m7 – dla skrzyżowań z przegrodami wentylacyjnymi,
– 0,036 kg/m7 – dla skrzyżowań bez przegród wentylacyjnych.
Do dalszych analiz przyjęto średni opór przegrody wentylacyjnej Rp = 0,1 kg/m7 wynikający z różnicy ww. wartości
średnich.
4. Analiza wpływu oporu przegrody wentylacyjnej
na ograniczenie zdolności wentylacyjnej rejonu
Ocena wpływu przegrody wentylacyjnej na ograniczenie
zdolności wentylacyjnej rejonu jest problemem złożonym.
O ograniczeniu zdolności wentylacyjnej decyduje szereg
czynników związanych ze strukturą sieci wentylacyjnej.
Problem ten można rozpatrywać w kategoriach podsieć rejonowa (związana z rejonem eksploatacyjnym) – otoczenie podsieci, pod warunkiem gdy sieć wentylacyjną można podzielić
na dwie części o dwóch węzłach wspólnych. Taki warunek
spełniają podsieci rejonowe ze ścianami przewietrznymi
w układzie na U. Każda z części (podsieć, otoczenie) posiada
swoją indywidualną charakterystykę zastępczą. Punkt przecięcia charakterystyki zastępczej podsieci rejonowej ΔW = RV2
z charakterystyką otoczenia Hzot = Hzot (V) wyznacza ilość
powietrza jaka doprowadzana jest do rejonu eksploatacyjnego,
czyli tzw. zdolność wentylacyjna rejonu (rys. 12).
Na zdolność wentylacyjną rejonu wpływa głównie opór
zastępczy podsieci rejonowej (zależny od struktury podsieci
oraz oporów aerodynamicznych bocznic wchodzących w jej
skład łącznie z regulatorami rozpływu) oraz przebieg charakterystyki otoczenia podsieci rejonowej. Charakterystyka
otoczenia jest funkcją charakterystyk wentylatorów głównych
oraz struktury i oporów bocznic otoczenia.
Przy ustalonej ilości powietrza płynącego przez rejon,
wzrost wartości oporu zastępczego rejonu o ΔR (wprowadzenie dodatkowego oporu np. w postaci przegrody) tylko
w podobnych warunkach spowoduje te same skutki w postaci
zmniejszenia ilości powietrza w rejonie - ograniczenia zdolności wentylacyjnej.
Przy skrajnych przebiegach charakterystyk otoczenia
(rys. 12) ograniczenie zdolności wentylacyjnej rejonu
w wyniku zwiększenia oporu zastępczego rejonu będzie uzależnione od przebiegu tych charakterystyk. Dla charakterystyk
„płaskich” wpływ zmian oporu będzie maksymalny, a dla
charakterystyk „stromych” może już nie mieć tak istotnego
znaczenia. Na ograniczenie zdolności wentylacyjnej w wyniku
wprowadzenia przegrody wentylacyjnej istotne znaczenie ma
również początkowa wartość oporu zastępczego podsieci, tj.
przed wprowadzeniem przegrody wentylacyjnej. Bardziej
wrażliwe na to ograniczenie będą podsieci o niskim oporze
zastępczym (rys. 13).
62
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Z badań nad rzeczywistymi charakterystykami otoczenia
[5] wynika że: charakterystyka otoczenia podsieci może być
aproksymowana funkcją liniową (2):
Rys. 12. Graficzna interpretacja zmian ilości powietrza pod
wpływem wzrostu oporu podsieci o ustaloną wartość
ΔR w dwóch rejonach o różnych charakterystykach
otoczenia: Hzot(1) i Hzot(2)
Fig. 12. Graphic interpretation – change in the air flow rate
due to the subsystem resistance increase by a determined value ΔR in two locations of different characteristics: Hzot(1) and Hzot(2)
Rys. 13. Graficzna interpretacja zmian ilości powietrza pod
wpływem wzrostu oporu podsieci o ustaloną wartość
ΔR w dwóch rejonach o różnych oporach początkowych: R1, R2
Fig. 13. Graphic interpretation – change in the air flow rate
due to the subsystem resistance increase by a determined value ΔR in two locations of different initial resistance: Hzot(1) and Hzot(2)
Hzot = b+aV
(2)
gdzie:
a – współczynnik kierunkowy nachylenia charakterystyki wynosi najczęściej od 0 do -30 Pas/m3,
b – wyraz wolny określony w Pa,
V – wydatek powietrza .
Z analiz sieci wentylacyjnych przeprowadzonych w pracy [6] wynika, że zmiany w strukturze sieci wentylacyjnej
(w otoczeniu podsieci) spowodowane np. zmianą liczby
bocznic w strukturze otoczenia lub zmianą wartości oporów
aerodynamicznych bocznic, stanowiących pozarejonowe
drogi powietrza łączące rozpatrywany rejon z szybami, nie
mają istotnego wpływu na zmianę wartości współczynnika
kierunkowego „a” nachylenia charakterystyki otoczenia.
Przykłady prostych zmian struktury w sieci wentylacyjnej
dla sieci normalnych przedstawiają rys. 14-15.
W ścianach przewietrzanych w układzie na U po caliźnie
węglowej, struktura podsieci rejonowej może być ograniczona do prostego układu: ściana – wyrobiska przyścianowe.
W takim przypadku opór zastępczy podsieci rejonowej jest
sumą oporów aerodynamicznych jej elementów, w której
skład wchodzą wyrobiska oraz elementy ich wyposażenia
wpływających na zmianę wektora prędkości powietrza (kierunku i wartości).
Analizę wpływu przegrody wentylacyjnej na obniżenie
zdolności wentylacyjnej rejonu można przeprowadzić na
przykładzie typowego modelu rozcinki (rys. 16).
Dla pola ścianowego założono długość Lsc = 220 m oraz
wybieg Lch = 1000 m. W analizie wzięto pod uwagę dwa
graniczne warianty różniące się oporem zastępczym podsieci
rejonowej:
– Wariant 1 – charakteryzuje się wysokim oporem podsieci
rejonowej. Przykładem może być pole eksploatacyjne
złożone ze ściany o wysokości 1,6 m oraz chodników
przyścianowych o przekrojach poprzecznych odpowiednio
6 m2 (chodnik wentylacyjny) i 12 m2 (chodnik podścianowy).
– Wariant 2 – charakteryzuje się niskim oporem podsieci
rejonowej. Jako przykład może posłużyć pole eksploatacyjne o większych parametrach geometrycznych, tj.
Rys. 14. Przykład schematu kanonicznego sieci wentylacyjnej oraz przebiegi charakterystyk otoczenia („0” „1”
„2” „3” „4” „5”) podsieci zredukowanej do bocznicy 5-6 w wyniku kolejnego usuwania bocznic: 2, 3, 4, 5,
6 z sieci wentylacyjnej stanowiących rejonowe prądy niezależne
Fig. 14. Exemplary graph of ventilation system and linear functions Hzot („0” „1” „2” „3” „4” „5”) of ventilation
subsystems reduced to branch 5-6 as a result of subsequent removal of branches: 2, 3, 4, 5, 6, which are
independent air-flows
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
63
Rys. 15. Przykład schematu kanonicznego sieci wentylacyjnej oraz przebiegi charakterystyk otoczenia („0” „1”
„2” „3” „4” „5”) podsieci zredukowanej do bocznicy 5-6 w wyniku wzrostu oporu bocznicy 6-100
Fig. 15. Exemplary graph of ventilation system and linear functions Hzot („0” „1” „2” „3” „4” „5”) of ventilation
subsystems reduced to branch 5-6 as a result of increase of resistance of branche 6-100
ściana o wysokości 3,2 m z chodnikami przyścianowymi
o przekrojach poprzecznych 12 m2 .
W tabeli 4 podano opory aerodynamiczne ściany i wyrobisk przyścianowych oraz opory zastępcze rozpatrywanej
podsieci rejonowej w przypadku braku lub zastosowania
przegrody wentylacyjnej o oporze Rp = 0,1 kg/m7. Przyjęto
założenie, że opór przegrody wentylacyjnej będzie stanowił
dodatkowy opór układu. Do obliczeń wykorzystano zależności
na opór aerodynamiczny chodników [2, 3] oraz ścian [1, 4].
Rys. 16. Przykład rozcinki na pola eksploatacyjne dla ścian przewietrzanych w układzie na U (eksploatacja ściany 1)
Fig. 16. Longwall mining panels for U-system ventilation.
Longwall no. 1 in operation
W wariantach założono 2 skrajne charakterystyki otoczenia wynikające z badań na sieciach rzeczywistych tj.:
– charakterystykę „płaską”, o współczynniku nachylenia
prostej a =0 Pas/m3,
– charakterystykę „stromą”, o współczynniku nachylenia
prostej a = -30 Pas/m3.
Punkty przecięcia charakterystyk otoczenia z funkcją
oporu zastępczego podsieci przyjęto dla wartości wydatków
Tabela 4. Wartości oporów aerodynamicznych ścian, wyrobisk
przyścianowych oraz oporów zastępczych podsieci
rejonowej
Table 4. Aerodynamic drag coefficients of longwall excavations, mine roadways and ventilation subsystems
LP
Opór
aerodynamiczny
ściany, kg/m7
Opór
aerodynamiczny
wyrobisk
przyścianowych,
kg/m7
Wariant 1
0,9879
0,0042
Wariant 2
0,0617
0,0006
Opór zastępczy
podsieci Rz, kg/m7
0,9921 (bez przegrody
went.)
1,0921 (z przegrodą)
0,0623 (bez przegrody
went.)
0,1623 (z przegrodą)
powietrza 900 m3/min oraz 1700 m3/min wynikają z wartości
granicznych doprowadzanych do ścian wentylacją opływową
i są traktowane jako zdolność wentylacyjna rejonu, w którym
nie zastosowano przegrody wentylacyjnej. Wykres (rys. 17)
przedstawia wpływ przegrody wentylacyjnej w wariancie 1.
Natomiast rysunek 18 w wariancie 2.
Z przedstawionych wykresów wynika, że wpływ przegrody wentylacyjnej w wariancie 1 będzie znikomy. Może
ona co najwyżej ograniczyć ilość powietrza o około 80 m3/
min w warunkach wysokiej zdolności wentylacyjnej rejonu
1700 m3/min i płaskiej charakterystyki otocznia (a = 0 Pas/
m3). W warunkach niskiej zdolności wentylacyjnej 900 m3/
min i stromej charakterystyki otocznia (a = -30 Pas/m3) wpływ
ten będzie jeszcze mniejszy (spadek ilości powietrza o około
15 m3/min). Można zatem stwierdzić że w takich warunkach
przegroda wentylacyjna nie spowoduje istotnego ograniczenia zdolności wentylacyjnej rejonu. Odmienna sytuacja
występuje w wariancie 2. W warunkach wysokiej zdolności
wentylacyjnej oraz charakterystyki płaskiej otoczenia spadek
ten wynosi 600 m3/min, a w przypadku charakterystyki stromej
150 m3/min. Przy niskiej zdolności wentylacyjnej powiązanej
z charakterystyką płaską otoczenia – 330 m3/min.
Z przedstawionych wyliczeń wynika, że w sieci wentylacyjnej mogą wystąpić takie warunki, w których zastosowanie
przegrody wentylacyjnej wpłynie na obniżenie zdolności
wentylacyjnej. Przy założeniu braku rezerwy wentylacyjnej,
64
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 17. Wpływ przegrody wentylacyjnej o oporze Rp = 0,1 kg/
m7 na obniżenie zdolności wentylacyjnej w podsieci
(rejonie) o wysokim oporze zastępczym (wariant 1)
Fig. 17. The impact of brattice with aerodynamic resistance
coefficient Rp = 0,1 kg/m7 on the decrease of air flow
rate capacity through ventilation subsystem with high
equivalent resistance coefficient (variant no. 1)
Rys. 18. Wpływ przegrody wentylacyjnej o oporze Rp = 0,1 kg/
m7 na obniżenie zdolności wentylacyjnej w podsieci
(rejonie) o wysokim oporze zastępczym (wariant 2)
Fig 18. The impact of brattice with aerodynamic drag coefficient Rp = 0,1 kg/m7 on the decrease of air flow rate
capacity through ventilation subsystem with low equivalent resistance coefficient (variant no. 2)
najniekorzystniejsza sytuacja wystąpi w rejonach o niskim
oporze zastępczym i płaskiej charakterystyce otoczenia, w
których, jak wynika z obliczeń, względny spadek zdolności
wentylacyjnej może przekroczyć nawet 30% (rys. 18, spadek
DV2 = 350 m3/min). Taka sytuacja będzie miała miejsce przy
wysokich oporach aerodynamicznych dróg pozarejonowych,
spowodowanych np. ich znaczną długością (tzw. daleki rejon)
lub pozaciskanymi wyrobiskami poza rejonem o małym przekroju poprzecznym (tzw. wąskie gardła wentylacyjne), które
często występują przy eksploatacji podpoziomowej.
Problematyczne jest przyjęcie określonego kryterium
dotyczącego obniżenia zdolności wentylacyjnej, które jednoznacznie wskazywałoby czy spadek ten jest istotny z punktu
widzenia zagrożenia metanowego. Problem jest na tyle indywidualny, że trudno go uogólniać.
W systemie zabezpieczeń anemometrycznych na kopalniach stosowane jest kryterium 20 % spadku ilości powietrza
w rejonie. Przekroczenie ww. kryterium traktowane jest jako
stan zagrożenia i następuje przy nim wyłączenie energii
elektrycznej w rejonie. Przyjmując, zgodnie z zakładanym
w kopalniach kryterium 20 % spadku ilości jako kryterium
istotnego obniżenia zdolności wentylacyjnej, można określić
jakie warunki muszą być spełnione, aby wpływ przegrody
wentylacyjnej spowodował ten efekt.
Na wykresie (rys. 19) przedstawiono wpływ początkowego
oporu zastępczego podsieci (bez przegrody wentylacyjnej)
oraz wpływ wartości współczynnika nachylenia charakterystyki otoczenia „a” na spadek zdolności wentylacyjnej rejonu.
Spadek zdolności wentylacyjnej powyżej 20% występuje
dla oporu zastępczego podsieci Rz < 0,09 kg/m7 i współczynniku nachylenia charakterystyki otoczenia a = -10 Pas/m3 oraz
przy oporze zastępczym podsieci mniejszym Rz < 0,18 kg/m7
i współczynniku nachylenia a = 0 Pas/m3.
Ostatecznie można wyznaczyć warunek (3) na opór
zastępczy podsieci (bez PUW) i wartość współczynnika nachylenia charakterystyki otocznia, przy którym umieszczenie
przegrody spowoduje ponad 20 procentowy spadek zdolności
wentylacyjnej rejonu.
Rys. 19. Spadek zdolności wentylacyjnej rejonu w zależności od początkowego oporu zastępczego podsieci (bez
przegrody wentylacyjnej) oraz od wartości współczynnika nachylenia charakterystyki otoczenia „a”
Fig. 19. Decrease of air flow rate capacity through ventilation
depending on the initial equivalent resistance coefficient of ventilation subsystem (without brattice) and
on the coefficient of linear function HZot „ a”
Rz < 0,01a+0,18
[3]
5. Podsumowanie
1. Badaniami objęte zostały ściany przewietrzane w układzie
U po caliźnie węglowej. Pomiary przeprowadzono na
18 skrzyżowaniach ścian z chodnikami wentylacyjnymi
charakteryzujących się różną konfiguracją pomocniczych
urządzeń wentylacyjnych (PUW), tj. brak PUW, przegroda wentylacyjna, lutniociąg pomocniczy, układ złożony
z przegrody z lutniociągiem pomocniczym. Skrzyżowania
ścian charakteryzowały się również odmiennymi parametrami geometrycznymi wyrobisk.
2. Badania potwierdziły wyłącznie wpływ przegród wentylacyjnych na wzrost oporu aerodynamicznego skrzyżowania, niezależnie od pozostałych pomocniczych urządzeń
wentylacyjnych zlokalizowanych na wylocie ze ściany, np.
lutniociągów pomocniczych. Po uwzględnieniu kryterium
zastosowania przegrody wentylacyjnej (niezależnie od
pozostałych PUW) do podziału obiektów skrzyżowań
ścian na dwie grupy obiektów badań, można stwierdzić,
że średnie wartości oporów aerodynamicznych wynoszą:
- 0,131 kg/m7 dla skrzyżowań z przegrodami wentylacyjnymi,
- 0,036 kg/m7 – dla skrzyżowań bez przegród wentylacyjnych.
Zatem średni opór przegrody wentylacyjnej wynikający z
różnicy ww. wartości średnich stanowi Rp = 0,1 kg/m7.
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
3. Wpływ przegrody wentylacyjnej na ograniczenie zdolności wentylacyjnej rejonu jest problemem złożonym.
O ograniczeniu zdolności wentylacyjnej decyduje szereg
czynników związanych ze strukturą sieci wentylacyjnej,
między innymi charakterystyka otoczenia podsieci i opór
zastępczy rejonu. Z przeprowadzonej analizy, opartej na
wariantowych charakterystykach otoczenia podsieci i oporach zastępczych rejonu wynika, że w sieci wentylacyjnej
mogą wystąpić warunki, w których zastosowanie przegrody wentylacyjnej (o oporze Rp = 0,1 kg/m7) wpłynie
na obniżenie zdolności wentylacyjnej rejonu. Przy założeniu braku rezerwy wentylacyjnej, najniekorzystniejsza
sytuacja wystąpi w rejonach o niskim oporze zastępczym
i płaskiej charakterystyce otoczenia, w których względny
spadek zdolności wentylacyjnej może przekroczyć nawet
30%.
4. Obniżenie ilości powietrza w rejonie o 30% w stosunku
do wartości zakładanych, np. na etapie projektowania
eksploatacji w warunkach zagrożenia metanowego, niesie
ryzyko braku lub poważnego ograniczenia możliwości
zwalczania zagrożenia środkami wentylacyjnymi.
65
Literatura
1. Abramov F.A.: Niekotoryje rezultaty eksperimentalnogo issledowanija
aerodynamiczeskogo soprotiwlenija ław oborudowannych miechanizirowanymi kriepiami. Ugol Ukrainy, nr 4. 1967.
2. Biernacki K., Kropsz K.: Opory aerodynamiczne zmechanizowanych
wyrobisk ścianowych. „Przegląd Górniczy” 1982, nr 1-7
3. Kolarczyk M.: Rezerwa wydatku powietrza w oddziale wydobywczym
wynikająca z nachylenia charakterystyki otoczenia podsieci oddziałowej. XXIX Dni Techniki ROP 2003. Seminarium: Metan i inne
zagrożenia współwystępujące – teoria i praktyka, Rybnik 2003.
4. Norma: BN‑73/0422-01 Wyrobiska korytarzowe w obudowie murowej
lub betonowej. Podstawowe parametry oporu przepływu powietrza.
1973.
5. Norma: BN-75/0422-02 Wyrobiska korytarzowe w obudowie odrzwiami
z łuków korytkowych. Podstawowe parametry oporu. 1975.
6. Sprawozdanie z prac wykonanych w ramach działalności statutowej pt.
„Wpływ wielkości przekrojów poprzecznych wyrobisk korytarzowych
na kształtowanie się zagrożenia wentylacyjno-metanowego w rejonach
eksploatowanych ścian”. GIG, Archiwum KD-1, (niepublikowane),
2005.
7. Sprawozdanie merytoryczne z realizacji projektu badawczego pt.
„Identyfikacja niebezpiecznych stref metanu w rejonach przewietrzanych w układzie na U po caliźnie węglowej”. Załącznik nr 4 do raportu
końcowego z projektu nr N N524 3381 40. GIG Katowice, Archiwum
KD-1, (niepublikowane), 2015.
Nasz nowy adres to
[email protected]
66
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
UKD 622.333:622.4:622.167/.168
Geometria skrzyżowań ścian z chodnikami
wentylacyjnymi – konfiguracja pomocniczych
urządzeń wentylacyjnych
Geometry of crossings between longwalls and ventilation
roadways (outlet of longwall) - configuration of auxiliary
air devices
Treść: W artykule przedstawione zostały konfiguracje pomocniczych urządzeń wentylacyjnych stosowane na wylocie ze ścian przewietrzanych w układzie na U po caliźnie dla zwalczania zagrożenia metanowego. Z analizy wynika, że rozwiązaniem, które
w warunkach zagrożenia metanowego znalazło najszersze zastosowanie w kopalniach jest układ stanowiący przegrodę wentylacyjną z lutniociągiem pomocniczym. W artykule przedstawiono również wyniki badań paramentów geometrycznych skrzyżowań
ścian z chodnikami wentylacyjnymi oraz parametrów wentylacyjno-metanowych. Badania oparto na ankietach z 71 ścian oraz
wynikach badań własnych przeprowadzonych w 18 ścianach. Zakres wyników parametrów geometrycznych wyrobisk oraz
urządzeń pomocniczych może być wykorzystany do założeń dotyczących projektowania geometrii modelu obszarów przepływu,
przy modelowaniu i obliczeniach numerycznych. Parametry wentylacyjno-metanowe ścian wynikające z badań metanowości
wentylacyjnej, wydatków powietrza w wyrobiskach oraz wydajności lutniociągów pomocniczych mogą stanowią bazę dla
założeń warunków brzegowych w modelowaniu numerycznym rozpływu powietrza i rozkładu stężeń metanu.
Abstract: This paper presents typical configurations of auxiliary air devices used at the outlet of a longwall ventilated by means of the
U system. These devices are used to reduce methane hazard in coal mines. The analysis showed that in conditions of methane
hazards the preferred solution is a system consisting of a brattice with auxiliary fan. Additionally, the paper presents the test
results of geometric parameters of crossings between longwalls and ventilation roadways, and methane-ventilation parameters.
The study was based on surveys for 71 longwalls and results of own studies carried out in 18 longwalls. Range of results
of geometrical parameters of longwalls, ventilation roadways and auxiliary air devices can be used to design the geometry
of the flow area model with modeling and numerical calculations. The results of measurements of methane emissions, air
flow rate in the roadways and efficiency of the auxiliary air ducts can form the basis of boundary conditions for numerical
modeling of air distribution and distribution of methane concentrations.
Słowa kluczowe:
wentylacja, ściana w układzie U, pomocnicze urządzenia wentylacyjne, geometria wyrobisk, badania
Key words:
mining ventilation, longwall ventilated U-system, auxiliary air devices, geometry mining workings, research
1. Wprowadzenie
Aktualnie do rozwiązywania zadań z aerologii górniczej
coraz częściej znajduje zastosowanie modelowanie numeryczne [1, 2, 3, 5, 6, 7, 8, 9]. Istotne znaczenie w modelowaniu
numerycznym ma oprócz przyjęcia właściwych warunków
brzegowych również zaprojektowanie odpowiedniego modelu
obszaru przepływu. Ponieważ geometria i wymiary projektowanego obszaru wpływają na wynik obliczeń, ważne jest aby
były zbliżone do wymiarów rzeczywistych. W modelowaniu
może zatem pojawić się problem przyjęcia odpowiednich
założeń dotyczących zakresu wymiarów wyrobisk, które
często odbiegają od parametrów pierwotnych z uwagi na ich
zaciskanie.
Skrzyżowanie ściany z chodnikiem wentylacyjnym,
przewietrzanej w układzie na U po caliźnie prowadzonej
w warunkach zagrożenia metanowego uznawane jest za miej*) Główny Instytut Górnictwa, Katowice
sce szczególnie narażone na wystąpienie niebezpiecznych
stężeń metanu w powietrzu wentylacyjnym. Z tego powodu
znajduje się w obszarze badań, które mają na celu wyjaśnienie szeregu zjawisk (procesów) zachodzących w otoczeniu
zrobów ścian eksploatowanych. Mając na uwadze możliwość wykorzystywania metod modelowania numerycznego
wymagających jednak zaprojektowania obszaru przepływu,
przeprowadzono rozpoznanie parametrów geometrycznych w
71 skrzyżowaniach ścian z chodnikami wentylacyjnymi z 22
kopalń oraz badania własne w 18 ścianach. Zakres obejmował
wysokość ścian, wymiary chodników wentylacyjnych, lokalizację spągu i stropu ściany względem chodnika, mających
istotny wpływ na rozpływ powietrza w rejonie skrzyżowania
ściany z chodnikiem wentylacyjnym.
Przy opracowywaniu założeń dotyczących geometrii
obszaru przepływu istotne zmiany w geometrii skrzyżowań
powoduje wprowadzenie pomocniczych urządzeń wentylacyjnych w szczególności przegrody wentylacyjnej, powodującej
uintensywnienie przewietrzania likwidowanej części chodnika
wentylacyjnego. Na rozpływ powietrza w rejonie skrzyżo-
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
wań ścian z chodnikami wentylacyjnymi wpływa również
zastosowanie wentylatorów pomocniczych. Można uznać,
że najważniejszymi parametrami wpływającymi na warunki
przewietrzania skrzyżowania są: lokalizacja wylotu z lutniociągów w chodniku wentylacyjnym, określona względem
spągu wyrobiska, względem linii likwidacji chodnika i linii
zawału ściany, średnica lutniociągu oraz wydatek powietrza.
Powszechność stosowania na kopalniach wentylatorów
pomocniczych i przegród wentylacyjnych wymagała przeprowadzenia rozpoznania typowych konfiguracji tych urządzeń,
w zależności od warunków wentylacyjno-metanowych, tj.
metanowości wentylacyjnej oraz ilości powietrza doprowadzanych do ścian wentylacją opływową. Przy modelowaniu
procesów mieszania się metanu z powietrzem wentylacyjnym,
metanowość wentylacyjna, a także ilość powietrza doprowadzana wentylacją opływową oraz wentylacją odrębną
w ramach wentylatorów pomocniczych będą przydatne do
przyjmowania warunków brzegowych dopływu metanu oraz
przepływu powietrza w analizowanym obszarze.
Rys. 1.Układ pomocniczych urządzeń wentylacyjnych na wylocie ze ściany złożony wyłącznie
z przegrody wentylacyjnej
Fig. 1. System of auxiliary air devices located at the
outlet of longwall, which is composed of ventilation brattice only
Rys. 2.Układ pomocniczych urządzeń wentylacyjnych na wylocie ze ściany złożony wyłącznie
z lutniociągu pomocniczego
Fig. 2. System of auxiliary air devices located at the
outlet of longwall, which is composed of auxiliary air duct only
67
2. Parametry geometryczne i wentylacyjno-metanowe
uwzględnione w badaniach
Rozpoznanie parametrów geometrycznych, parametrów
wentylacyjno-metanowych, konfiguracji pomocniczych
urządzeń wentylacyjnych przeprowadzone zostało w oparciu
o badania ankietowe obejmujące 71 ścian przewietrzanych
w układzie na U z 22 kopalń, oraz badania własne zrealizowane w 18 skrzyżowaniach ścian z chodnikami wentylacyjnymi.
W badaniach uwzględniono między innymi:
– konfigurację pomocniczych urządzeń wentylacyjnych
(PUW): przegroda wentylacyjna, lutniociąg pomocniczy
(rys. 1, 2, 3) bez uwzględnienia strumienic i rurociągów
perforowanych,
– wydatek powietrza odprowadzany ze ściany chodnikiem
wentylacyjnym (doprowadzany do ściany prądem opływowym), Vp,
– wydatek powietrza doprowadzany do skrzyżowania ściany
z chodnikiem wentylacyjnym wentylacją odrębną (wentylatorem pomocniczym w ramach PUW), VL
– metanowość wentylacyjną, Qwe.
68
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 3.Układ pomocniczych urządzeń wentylacyjnych na wylocie ze
ściany złożony z przegrody wentylacyjnej z lutniociągiem pomocniczym
Fig. 3. System of auxiliary air devices located at the outlet of longwall,
which is composed of a ventilation brattice and auxiliary air duct
Zakresem badań objęte zostały następujące parametry
geometryczne wyrobisk:
1. Długość niezlikwidowanego chodnika wentylacyjnego za
linią zawału, L (rys. 1-4).
2. Wysokość ściany (furta eksploatacyjna), Hsc (rys. 5).
3. Pole przekroju poprzecznego chodnika wentylacyjnego,
Ach (rys. 5).
4. Wysokość chodnika wentylacyjnego, Hch (rys. 5).
5. Szerokość chodnika wentylacyjnego, Bch (rys. 5).
6. Lokalizacja spągu ściany względem spągu chodnika, P-1
(rys. 5).
7. Lokalizacja stropu ściany względem stropu chodnika, P-2
(rys. 5).
8. Lokalizacja końcówki przegrody wentylacyjnej względem
linii zawału, YP(lz) (rys. 3).
9. Lokalizacja wylotu lutniociągu względem spągu chodnika
wentylacyjnego, hL (rys. 5).
10.Lokalizacja wylotu lutniociągu względem linii zawału
ściany, YL(lz) (rys. 3).
11.Lokalizacja wylotu lutniociągu względem linii likwidacji
chodnika, YL(ll) (rys. 2).
12.Średnica wylotu z lutniociągów, DL.
Za długość niezlikwidowanego chodnika wentylacyjnego
za linią zawału (wymiar L, rys. 1) przyjęto odległość między
linią zawału a linią likwidacji chodnika wentylacyjnego.
Przebieg linii zawału oznaczono linią połączeń stropnic obudowy zmechanizowanej z osłonami odzawałowymi, a linię
likwidacji chodnika wentylacyjnego miejscem w chodniku
wentylacyjnym oddzielającym część likwidowaną wyrobiska
od części utrzymywanej za linią zawału. W przypadku skał
stropowych łatwo rabujących i likwidacji chodnika na zawał
- linia likwidacji określana została w miejscu pełnego (lub
prawie pełnego) wypełnienia wyrobiska skałami stropowymi.
W przypadku skał trudno rabujących - linia likwidacji nawiązuje do miejsca zabudowy tamy izolacyjnej lub wygrodzenia.
Parametry geometryczne skrzyżowań (1-7), wynikające
z warunków górniczo-geologicznych oraz z zastosowania
pomocniczych urządzeń wentylacyjnych tj. przegród i lutniociągów pomocniczych parametry (8-12), mogą mieć istotny
wpływ na rozpływ powietrza w rejonie wylotu ze ściany.
Wzrost długości chodników (L) przyczynia się do zwiększania przestrzeni o niskiej intensywności przewietrzania
i wzrostu zagrożenia metanowego za linią zawału. Obniżenie
furty eksploatacyjnej (Hsc), przy utrzymaniu odpowiedniego
Rys. 4.Przykład obszaru przepływu dla skrzyżowania ściany z chodnikiem wentylacyjnym
Fig. 4. Flow area of longwall outlet (longwall/roadway crossing)
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
a)
69
a)
b)
b)
Rys. 5.Przekrój poprzeczny przez chodnik wentylacyjny ze
ścianą: a) z obniżeniem spągu ściany względem chodnika o wielkość P-1, b) spąg ściany i spąg chodnika na tej
samej wysokości
Fig. 5. Cross-section of ventilation roadway and longwall excavation: A) the floor of longwall is lower than the floor of
roadway, B) height of floors of longwall and roadway is
the same
wydatku powietrza, prócz istotnego wpływu na zwiększenie
prędkości powietrza w ścianie, powoduje wzrost oporu aerodynamicznego ściany i przy utrzymywaniu odpowiednio
długich chodników wentylacyjnych za linią zawału (L) może
wpływać na zmianę relacji w rozpływie powietrza między
obszarem zrobów a obszarem wyrobisk (ściana – chodnik)
wentylacyjny. Za istotne parametry uznano również obniżenie
spągu i stropu ściany względem chodnika (P-1, P-2), ponieważ
wpływają one na zmianę rozpływu powietrza w rejonie, tworząc powstanie słabo przewietrzanej przestrzeni w chodniku
wentylacyjnym między stropem chodnika wentylacyjnego
a stropem ściany (rys. 6a, rys. 6b).
Parametr 12, czyli średnica wylotu z lutniociągu (DL) z
punktu widzenia geometrii obszaru skrzyżowania może być
uznany za nieistotny, jednak w powiązaniu z wydatkiem powietrza doprowadzanym przez lutniociąg decyduje o prędkości powietrza na wylocie z lutniociągu i zasięgu oddziaływania
strumienia powietrza w wyrobisku.
Mając na uwadze niewielkie rozbieżności badanych parametrów, w tablicy 1 przedstawiono ich szczegółowy zakres
objęty badania ankietowymi i badaniami własnymi.
W badaniach własnych, pomiar parametrów geometrycznych chodnika wentylacyjnego (Bch, Hch), ściany (Hsc) oraz
wymiary pomocniczych urządzeń wentylacyjnych pomierzono taśmą mierniczą z dokładnością do 5 cm w nawiązaniu do
wykładki wyrobiska. Wydatek powietrza doprowadzany do
ściany wyznaczony został z zależności (1):
Vp = wsr ∙ Ach
(1)
Rys. 6.Rozkład prędkości powietrza w płaszczyźnie przekroju
poprzecznego chodnika wentylacyjnego a) dla obniżonego spągu ściany względem chodnika, b) dla spągu
ściany i chodnika na jednym poziomie
Fig. 6. Air velocity field In the cross-section of ventilation roadway A) the floor of longwall is lower than the floor of
roadway, B) height of floors of longwall and roadway is
the same
gdzie:
wsr – średnia prędkość powietrza w chodniku wentylacyjnym, m/min (m/s).
Wyznaczenie prędkości średniej bazowało na wynikach
badań prędkości powietrza w chodniku wentylacyjnym, które
wykonano w minimum trzech przekrojach poprzecznych,
w oparciu o dwie niezależne metody pomiarowe (trawersu,
średniej z pomiarów punktowych). Pomiary punktowe prędkości powietrza (składowej równoległej do osi wyrobiska)
przeprowadzone zostały według siatki pomiarowej o boku 0,4
m. Do pomiaru prędkości wykorzystano anemometry skrzydełkowe mAS-4 o obniżonym zakresie pomiarowym <0,2 m/s.
Metanowość wentylacyjna określona została ze wzoru (2):
Qwe = Vp ∙ nCH4(sr) ∙ 0,01
(2)
gdzie:
Vp –wydatek powietrza odprowadzany ze ściany chodnikiem wentylacyjnym, m3/min;
nCH4(sr) – uśrednione stężenie metanu w chodniku wentylacyjnym, %.
Wartość nCH4(sr) wyznaczona została jako wartość średnia
z punktowanych pomiarów stężeń metanu z minimum trzech
przekrojów poprzecznych wyrobiska wentylacyjnego. Do pomiarów punktowych wykorzystane zostały mierniki gazu typu
X-am 5000 i pipetowe próby powietrza do laboratoryjnej analizy chromatograficznej oraz analogiczna siatka pomiarowa.
70
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Tablica 1. Zakres parametrów objęty badania ankietowymi i badaniami własnymi na skrzyżowaniu ściany z chodnikiem wentylacyjnym
Table 1. Range of parameters of longwall/roadway crossing, according to survey research and own investigations
L.p.
Badany parametr lub identyfikowany układ
1
2
Konfiguracja PUW
Wydatek powietrza odprowadzany ze ściany chodnikiem wentyl. (doprowadzany do ściany prądem opływowym), Vp
Wydatek powietrza doprowadzany do wylotu ściany wentylacją odrębną (wentylatorem pomocniczym w ramach
PUW), VL
Metanowość wentyl. ściany, Qwe
Wysokość ściany (furta eksploatacyjna), Hsc
Długość niezlikwidowanego chodnika wentylacyjnego za linią zawału, L
Pole przekroju poprzecznego chodnika wentyl., Ach
Wysokość chodnika wentylacyjnego, Hch
Szerokość chodnika wentyl., Bch
Lokalizacja spągu ściany względem spągu chodnika, P-1
Lokalizacja stropu ściany względem stropu chodnika, P-2
Lokalizacja końcówki przegrody wentylacyjnej względem linii zawału, YP(lz)
Lokalizacja wylotu lutniociągu względem spągu chodnika wentylacyjnego, hL
Lokalizacja wylotu lutniociągu względem linii zawału ściany, YL(lz)
Lokalizacja wylotu lutniociągu względem linii likwidacji chodnika, YL(ll)
Średnica lutniociągu, DL
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
3. Wyniki identyfikacji parametrów geometrycznych
i wentylacyjno-metanowych w oparciu o badania
ankietowe
3.1. Układy pomocniczych urządzeń wentylacyjnych
Z przeprowadzonych badań ankietowych wynika, że
stosowane na skrzyżowaniach ścian pomocnicze urządzenia
wentylacyjne występują w następującej w konfiguracji:
1. wyłącznie przegroda wentylacyjna (9 ścian, rys. 1),
2. wyłącznie lutniociąg pomocniczy (17 ścian, rys 2),
3. układ złożony z przegrody i 1 lutniociągu pomocniczego
(20 ścian, rys. 3),
4. układ złożony z przegrody i 2 lutniociągów pomocniczych
(3 ściany).
W pozostałych 22 ścianach nie stosowano przegrody
wentylacyjnej lub lutniociągu pomocniczego. Przedstawiona
konfiguracja urządzeń pomocniczych w dużym stopniu jest
uzależniona od zagrożenia metanowego (tablica 2).
Tablica 2. Liczba ścian w zależności od stosowania PUW i zagrożenia metanowego
Table 2. Number of tested longwalls depending on the used
PUW and methane hazard
Układ pomocniczych
Brak PUW
Tylko przegroda
Tylko lutniociąg
Przegroda + 1 lutniociąg
Przegroda + 2 lutniociągi
Metanowość wentylacyjna, Qwe, m3/min
0-0,5 0,5-5
5-10
10-15
15-20
10
12
2
6
1
3
13
1
3
5
7
4
1
1
2
Z tablicy 2 wynika, że układy pomocniczych urządzeń
wentylacyjnych złożone wyłącznie z przegrody wentylacyjnej
wykorzystywane są w ścianach o metanowości wentylacyjnej
do 7,72 m3/min. W szerszym zakresie, tj. do metanowości wentylacyjnej 12,35 m3/min, stosowane są urządzenia stanowiące
wyłącznie lutniociąg. Jednak preferowanym rozwiązaniem w
warunkach najwyższego zagrożenia jest układ złożony z lut-
Badania
ankietowe
tak
tak
Badania
własne
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
tak
niociągu i przegrody wentylacyjnej. To rozwiązanie występuje
w ścianach o metanowości wentylacyjnej do 17,85 m3/min.
Układ złożony z przegrody i 2 lutniociągów pomocniczych
stosowany jest w wąskim zakresie górnego przedziału metanowości wentylacyjnej (14,60-17,51 m3/min). Można więc
wnioskować, że zastosowanie drugiego wentylatora pomocniczego w układzie PUW wynika wyłącznie z ekstremalnie
wysokiego zagrożenia metanowego.
3.2. Warunki wentylacyjno-metanowe
3.2.1. Metanowość wentylacyjna ścian Qwe
Metanowość wentylacyjna analizowanych ścian przewietrzanych w układzie na U nie przekracza 18 m3/min:
– w 17 ścianach metanowość wentylacyjna jest poniżej 0,2
m3/min
– w 36 ścianach metanowość wentylacyjna wynosi od 0,2
do 5 m3/min,
– w 8 ścianach metanowość wentylacyjna wynosi od 5 do
10 m3/min,
– w 10 ścianach metanowość wentylacyjna jest powyżej
10m3/min.
3.2.2. Wydatek objętościowy powietrza doprowadzany
do ściany prądem opływowym, Vp
Nie uwzględniając zagrożenia metanowego, w ramach
wentylacji opływowej do ścian przewietrzanych w układzie
U doprowadzane jest od 300 m3/min do 2100 m3/min powietrza (rys. 7).
Z wykresu ilości powietrza doprowadzanej do ściany
w funkcji metanowości wentylacyjnej (rys. 8) wynika, że
w ścianach o metanowości wentylacyjnej Qwe w zakresie 2,515 m3/min zapewniony jest wydatek powietrza w zakresie od
900 do 1750 m3/min i w tym zakresie nie występuje zauważalny wzrost wydatku ze wzrostem metanowości wentylacyjnej.
Wyjątek stanowią dwie ściany o najwyższej metanowości
wentylacyjnej powyżej 15 m3/min, gdzie zapewniono odpowiednio 1320m3/min i 2100 m3/min powietrza.
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
71
Rys. 7.Histogram Vp - na podstawie danych z 71 ścian przewietrzanych w układzie U
Fig. 7. Histogram Vp - based on data of 71 longwalls ventilated with the U-system
Rys. 8.Ilość powietrza doprowadza do ściany Vp w funkcji metanowości wentylacyjnej Qwe
Fig. 8. Volumetric flow rate of air flowing into the longwall Vp in relation to methane inflow into the air ventilating the longwall Qwe
Rys. 9.Histogram VL dla 40 ścian z lutniociągami
Fig. 9. Histogram VL - based on 40 longwalls with air ducts
3.2.3. Wydatek powierza doprowadzany lutniociągiem
pomocniczym do skrzyżowania ściany z chodnikiem
wentylacyjnym, VL
Wydatek powietrza doprowadzany lutniociągiem pomocniczym do skrzyżowań ścian z chodnikami wentylacyjnymi
wynosi od 20 m3/min do 560 m3/min.
Jak wynika z wykresu (rys. 11) wydatki powietrza (VL)
w zakresie 100 – 500 m3/min stosowane są zarówno w ścianach o metanowości wentylacyjnej poniżej 0,5 m3/min, jak
i powyżej 15 m3/min.
72
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 10. Histogram VL dla 35 ścian metanowych Qc>0,2m3/min z lutniociągami
Fig. 10. Histogram VL - based on 35 methane longwalls (Qc>0,2m3/min) with air
ducts
Rys. 11. Wydatek powietrza doprowadzany lutniociągiem pomocniczym
VL w funkcji metanowości wentylacyjnej Qwe
Fig. 11. Volumetric airflow rate of auxiliary air duct flowing into the longwall VL in relation to methane inflow into the air ventilating the
longwall Qwe
Z wykresu (rys. 11) trudno jest zaobserwować bezpośrednią zależność między wydatkiem powietrza (VL), a metanowością wentylacyjną (Qwe).
3.3. Parametry geometryczne skrzyżowań wynikające
z warunków górniczo-geologicznych
3.3.1. Wysokość ścian (furta eksploatacyjna), HSC
Wysokość ścian (furta eksploatacyjna) waha się w zakresie
od 1,35 m do 4,50 m (rys. 12).
3.3.2. Przekrój poprzeczny chodników wentylacyjnych,
Ach
Przekrój poprzeczny chodników wentylacyjnych wynosi
od 6 m2 do 24 m2 (rys. 13), jednak najczęściej, bo w 85%
ścian występują chodniki o przekroju poprzecznym od 8 m2
do 16 m2.
W zależności od zastosowanego układu pomocniczych
urządzeń wentylacyjnych zakres parametru wynosi:
– 6,3 - 19,4 m2 - dla układów stanowiących wyłącznie
lutniociąg pomocniczy,
Rys. 12. Histogram furty eksploatacyjnej
Hsc dla 71 ścian
Fig. 12. Histogram of height of longwall
excavation Hsc - based on 71 longwalls
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
73
Rys. 13. Histogram przekroju poprzecznego chodnika wentylacyjnego Ach dla 71 ścian
Fig. 13. Histogram of cross-section area of ventilation roadway Ach - based on 71 longwalls
– 11,0 - 23,0 m2 - dla układów stanowiących wyłącznie
przegrodę wentylacyjną,
– 8,8 - 23,0 m2 - dla układów złożonych z przegrody z 1
lutniociągu pomocniczego,
– 10,75 - 12,0 m2 - dla układów złożonych z przegrody z 2
lutniociągów pomocniczych.
Wartości najniższe przekrojów poprzecznych mogą
wskazywać minimalne wymiary wyrobiska umożliwiające
zastosowanie odpowiedniego rozwiązania. Zatem wielkości
8,8 m2 i 10,75 m2 mogą określać dolny zakres przekroju,
gdzie można zastosować odpowiednio układ przegrody z 1
lutniociągiem i układ przegrody z 2 lutniociągami. Z kolei
dużo niższa wartość przekroju chodnika 6,3 m2 w układzie
złożonym wyłącznie z lutniociągu może sugerować brak możliwości zastosowania przegrody wentylacyjnej w wyrobisku.
Zbyt mały gabaryt ograniczający utrzymanie wymaganego
przekroju między przegrodą a ociosem przeciwległym, nie
zapewniałby efektywnego funkcjonowania przegrody wentylacyjnej w warunkach zagrożenia metanowego.
3.3.3. Długość chodników wentylacyjnych pozostawionych za linią zawału, L
Maksymalna długość chodników wentylacyjnych utrzymywanych za linią zawału ściany najczęściej nie przekracza
6,0 m, niezależnie od zastosowanego układu pomocniczych
urządzeń wentylacyjnych. Ograniczenie długości nielikwidowanych chodników za linią zawału do 6.0 m stanowi konsekwencję przestrzegania zasad dotyczących prowadzenia ścian
w warunkach zagrożenia metanowego [4].
Występuje jednak kilka przykładów ścian, w których długość jest większa od 6,0 m. Chodniki wentylacyjne o długości
10,0 m występują wyłącznie w ścianach niemetanowych,
w których nie wykorzystuje się pomocniczych urządzeń
wentylacyjnych.
Utrzymywanie długiego (15 m) chodnika za linią zawału stwierdzone zostało w ścianach niemetanowych lub
w ścianach o metanowości wentylacyjnej poniżej 1,5 m3/
min. Do przewietrzania części likwidowanego chodnika wentylacyjnego wykorzystuje się układ pomocniczych urządzeń
wentylacyjnych złożony z jednego lutniociągu pomocniczego
i przegrody wentylacyjnej lub wyłącznie lutniociągu pomocniczego. Wylot lutni lokalizowany jest pod stropem 12,0-13,0
m za tzw. linią zawału ściany, tj. w odległości 2,0-3,0 m od
linii likwidacji chodnika. W takich przypadkach stosowane
są lutniociągi o wydatku powietrza w granicach 50-200 m3/
min i średnicach lutni do 400-600 mm.
Rys. 14. Histogram odległości linii zawału od linii likwidacji chodnika L - dla 71
ścian
Fig. 14. Histogram of distance between goaf line and line of roadway liquidation L - based on 71 longwalls
74
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 15. Histogram lokalizacji spągu ściany względem spągu chodnika P-1
dla 71 ścian
Fig. 15. Histogram of location of longwall floor relative to roadway floor P-1
- based on 71 longwalls
3.3.4. Lokalizacja spągu ściany względem spągu chodnika, P-1
W decydującej większości przypadków, spąg ściany znajduje się poniżej chodnika wentylacyjnego. Spąg ścian może
być obniżony względem spągu chodnika maksymalnie do 1,2
m, jednak najczęściej nie przekracza 0,3 m (rys. 15). Tylko w
jednej ścianie stwierdzono sytuację odwrotną, tj. przesuniecie
spągu ściany powyżej spągu chodnika o 0,5 m.
3.4. Parametry geometryczne skrzyżowań wynikające
z zastosowania lutniociągu pomocniczego
3.4.1. Lokalizacja wylotu lutniociągu względem spągu
chodnika wentylacyjnego, hL
Z analizy wynika, że wylot z lutniociągu może być lokalizowany dowolnie w chodniku wentylacyjnym, tj. na spągu
chodnika, pod stropem lub na ustalonej wysokości wyrobiska.
Najczęściej jednak wylot z lutniociągu umieszczany jest w
górnej części, tj. pod stropem, rzadziej w spągu chodnika, a
tylko wyjątkowo w środku wysokości chodnika.
3.4.2. Lokalizacja wylotu lutniociągu względem linii zawału ściany, YL(lz)
Wylot lutniociągu pomocniczego może znajdować się
od 6,0 m przed linią zawału do 13,0 m za linią zawału.
Lokalizacja wylotu lutniociągu względem linii zawału ściany uzależniona jest od długości chodnika wentylacyjnego
pozostawionego za linią zawału (którego długość wynika
z zagrożenia metanowego):
– W chodniku o długości 2,0-4,0 m wylot lutniociągu może
być umieszczony na odcinku 6,0 m przed linią zawału.
– W chodniku o długości 6,0 m wylot lutniociągu może być
umieszczony na odcinku od linii zawału do 5,0 m za linią
zawału.
– W wyrobiskach bardzo długich (15,0 m) wylot lutniociągu
znajduje się 12,0 -13,0 m za linią zawału.
Lokalizacja wylotu lutniociągu względem linii zawału
ściany nie zależy od zastosowanego układu pomocniczych
urządzeń wentylacyjnych z wentylatorem pomocniczym, tj.
układu przegrody z wentylatorem lub wyłącznie wentylatora
pomocniczego.
Rys. 16. Histogram lokalizacji końcówki lutniociągu od spągu hL dla 40
przypadków z lutniociągami
Fig. 16. Histogram of location of duct outlet relative to floor of ventilation
roadway, hL - based on 40 longwalls
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
75
Rys. 17. Histogram odległości końcówki lutniociągu od linii likwidacji
chodnika YL(ll) dla 40 ścian, gdzie zastosowany został lutniociąg
pomocniczy
Fig. 17. Histogram of location of duct outlet relative to line of roadway
liquidation, YL(lI) - based on 40 longwalls with the use of an auxiliary air duct
3.4.3. Lokalizacja wylotu lutniociągu względem linii
likwidacji chodnika, YL(ll)
Odległość końcówki lutniociągu od linii likwidacji chodnika wynosi najczęściej od 1,0 m do 6,0 m (rys. 17) i występuje
w ścianach bez względu na metanowość wentylacyjną lub
zastosowanie przegrody.
Występują jednak przykłady ścian, w których wylot lutniociągu może być odsunięty na większą odległość od linii
likwidacji chodnika. Przypadki te dotyczą wyłącznie ścian
metanowych, w których długość chodnika za linią zawału nie
przekracza 4,0 m. Zwiększenie odległości do 8,0 m zastosowano w ścianie o metanowości 2,68 m3/min (w ramach PUW
wyłącznie 1 wentylator) oraz odpowiednio do 12 m w ścianie
o metanowości 13,49 m3/min (w ramach PUW przegroda
z 1 wentylatorem). Odsunięcie to nie jest jednak rekompensowane większą ilością powietrza doprowadzaną wentylatorem
pomocniczym, która wynosi 330 m3/min (rys. 18).
3.4.4. Średnica wylotu z lutniociągów, DL
Do lutniociągów pomocniczych stosowane
są lutnie o średnicach DL: 400, 600, 800, 1000
Rys. 18. Odległość wylotu z lutniociągu pomocniczego od linii likwidacji chodnika YL(ll)
w funkcji wydatku powietrza doprowadzanego lutniociągiem VL
Fig. 18. Distance between duct outlet and line of
roadway liquidation YL(lI) in relation to
volumetric airflow rate of air duct VL
Rys. 19. Zależność średnicy lutniociągu od wydatku powietrza doprowadzanego lutniociągiem pomocniczym
Fig. 19. Relation between diameter of air duct and
volumetric airflow rate of auxiliary air duct
i 1200 mm. Skrajne małe średnice lutniociągów tj., 400 mm
stosowane są w ścianach o metanowości wentylacyjnej poniżej
10 m3/min w układzie pomocniczych urządzeń wentylacyjnych z 1 wentylatorem. W układzie z 2 wentylatorami mogą
być wykorzystywane w ramach drugiego lutniociągu WLP w
warunkach dużo wyższego zagrożenia metanowego (>15 m3/
min). Średnice lutniociągów 1200 mm występują w układzie
z przegrodą wentylacyjną zarówno w ścianach o metanowości
wentylacyjnej poniżej 5 m3/min, jak i wyższej, tj. od 10 do 15
m3/min. Ogólnie obserwuje się zastosowanie większych lutniociągów ze wzrostem zagrożenia metanowego w ścianach.
Wynika to z konieczności doprowadzenia większych ilości
powietrza (rys. 19).
Średnice 1000 mm lub 1200 mm stosowane są zarówno
w ścianach niskich (HSC<1,5 m) jak i wysokich (HSC>3,5 m).
Podobnie średnice małe (400 mm), które występują w ścianach o furcie eksploatacyjnej poniżej 1,8 m oraz powyżej 4m.
Przekrój chodnika może ograniczać możliwość wykorzystywania odpowiednio dużych średnic lutniociągów. Jak
76
PRZEGLĄD GÓRNICZY
wynika z badań, średnice najmniejsze (400 mm) wykorzystywane są w chodnikach o przekroju od 6,3 m2. Większe 600,
800, 1000mm w przekrojach od 8,8 m2. Natomiast średnice
1200 mm chodniku wentylacyjnym o przekroju od 12,0 m2.
3.5. Podsumowanie wyników ankiet
Z przeprowadzonych badań ankietowych wynika, że
preferowanym w kopalniach układem pomocniczych urządzeń wentylacyjnych stosowanym w warunkach najwyższej
metanowości wentylacyjnej, tj. do 17,85 m3/min jest układ
złożony z lutniociągu i przegrody wentylacyjnej.
W ścianach o metanowości wentylacyjnej Qwe w zakresie
2,5-15 m3/min zapewniony jest wydatek powietrza w przedziale od 900 do 1750 m3/min i w tym zakresie zagrożenia
metanowego nie zauważa się tendencji zwiększenia ilości
powietrza ze wzrostem metanowości wentylacyjnej.
Wydatek powietrza doprowadzany lutniociągiem pomocniczym VL waha się w zakresie 20 – 560 m3/min. Wydatki
powietrza w zakresie 100 – 500 m3/min stosowane są zarówno
w ścianach o metanowości wentylacyjnej poniżej 0,5 m3/min,
jak i powyżej 15 m3/min.
Długość chodników wentylacyjnych utrzymywana za linią
zawału wynosi od 2 do 15 m. Jest ona jednak uzależniona
od metanowości wentylacyjnej ścian. W warunkach zagrożenia metanowego chodniki wentylacyjne utrzymywane są
w odległości od 2 do 6 m za linią zawału. W warunkach braku
zagrożenia lub metanowości wentylacyjnej Qwe poniżej 1,5
m3/min, długość chodników wynosi 10-15 m. Pozostałe parametry geometryczne wg badań ankietowych przedstawione
zostały w tablicy 3.
4. Wyniki badań własnych parametrów geometrycznych
skrzyżowania ścian z chodnikami wentylacyjnymi.
Porównanie wyników badań własnych z wynikami
badań ankietowych
Wyniki badań własnych parametrów geometrycznych
skrzyżowań ścian oraz pozostałe informacje dotyczące rozmieszczenia pomocniczych urządzeń wentylacyjnych zestawiono w tablicy 4-6. Znakami plus i minus oznaczono informację związaną z lokalizacją końca przegrody wentylacyjnej
względem linii zawału. Znak (+) przypisano lokalizacji przed
linią zawału, znak (-) - za linią zawału. W tablicy 4 zamieszczono informacje dot. konfiguracji PUW, metanowości wentylacyjnej (Qwe), wydatku powietrza doprowadzanego do ściany
wentylacją opływową (Vp) i odrębną (VL) oraz odległości
przegrody od linii zawału Yp(lz). W tablicy 5 podano wymiary
wysokości ściany, długości chodnika wentylacyjnego utrzy-
2016
mywanego za linią zawału, obniżenie stropu i spągu ściany
względem chodnika oraz parametry geometryczne chodnika
wentylacyjnego względem linii zawału. tj. wysokość, szerokość oraz pole przekroju poprzecznego. Z kolei tablica 6
zawiera informacje związane z wymiarami geometrycznymi
oraz parametrami zabudowy lutniociągu pomocniczego w
chodniku wentylacyjnym czyli położenia wylotu lutniociągu
względem spągu oraz linii zawału ściany (YL(lz)).
Wyniki badań własnych potwierdziły, że układy pomocniczych urządzeń wentylacyjnych złożone z:
– wyłącznie lutniociągu pomocniczego,
– przegrody wentylacyjnej z lutniociągiem pomocniczym.
– wyłącznie przegrody wentylacyjnej,
są typowymi układami stosowanymi w kopalniach. Wyniki
badań zakresu warunków metanowych (metanowości wentylacyjnej do 13 m3/min) w ścianach z układami PUW stanowiącymi wyłącznie lutniociąg pomocniczy lub przegrodę
wentylacyjną z lutniociągiem w dużym stopniu korespondują
z wynikami badań ankietowych (metanowości wentylacyjnej
do 15 m3/min). Z przeprowadzonych badań własnych wynika
jednak, że układ złożony wyłącznie z przegrody wentylacyjnej może być stosowany w szerszym zakresie metanowości
wentylacyjnej ścian (do 8,5 m3/min, tablica 4), niż to wynika
z badań ankietowych (do 7,7 m3/min). Występuje również
ściana o wysokiej metanowości (Qwe= 8,2 m3/min), w której
nie zastosowano ww. urządzeń.
Zawarty w tablicy 4 zakres wydatków powietrza doprowadzanego do ścian w ramach wentylacji opływowej (Vp =
980-1710 m3/min) oraz odrębnej (VL = 75-420 m3/min) mieści
się w przedziale wynikającym z badań ankietowych.
Zakres większości parametrów geometrycznych skrzyżowań ścian z chodnikami (tablica 6) dotyczących wysokości
ścian (Hsc = 1,3-3,7 m), obniżenia spągu ściany względem
chodnika (P-1 = 0,0-1,0 m) oraz parametrów pracy i warunków zabudowy lutniociągów pomocniczych w chodniku
wentylacyjnym (tablica 7) odpowiada zakresowi wyników
badań ankietowych.
Zauważalne są jednak rozbieżności między wynikami badań własnych a wynikami badań ankietowych, które dotyczą:
– lokalizacji wylotu lutniociągu pomocniczego względem
linii zawału (YL(lz)) i względem linii likwidacji chodnika
wentylacyjnego (YL(ll)),
– wielkości przekrojów poprzecznych chodników wentylacyjnych (Ach),
– długości chodników pozostawionych za linią zawału (L)
w ścianach metanowych.
W szczególności badania własne pokazały:
– w ścianie 15 (tablica 6) - większe odsunięcie wylotu lutniociągu do linii zawału YL(lz) = 13,2 m lub od linii likwidacji
Tablica 3. Zbiorcze zestawienie wyników badań parametrów geometrycznych w oparciu o ankiety
Table 3. Summary list of geometrical characteristic based onsurvey research Badany parametr
Wysokość ściany (furta eksploatacyjna), Hsc
Długość niezlikwidowanego chodnika wentylacyjnego za linią zawału, L
Pole przekroju poprzecznego chodnika wentylacyjnego, Ach
Lokalizacja spągu ściany względem spągu chodnika, P-1
Lokalizacja wylotu lutniociągu względem spągu chodnika
wentylacyjnego, hL
Lokalizacja wylotu lutniociągu względem linii zawału ściany, YL(ll)
Lokalizacja wylotu lutniociągu względem linii likwidacji chodnika,
YL(lz)
Średnica lutniociągu, DL
Zakres
1,35 m-4,50 m
1 m-12 m (dla Qwe < 1,5 m3/min)
1 m-6 m (dla Qwe > 1,5 m3/min)
6 m2 do 24 m2
0,0 m-1,2 m
pod stropem/na spągu
1m-12 m
od 6 m przed linią zawału
do 13 m za l. zawału
400 mm-1200 mm
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
77
Tablica 4. Wyniki badań konfiguracji PUW, parametrów wentylacyjno-metanowych ścian oraz geometrycznych warunków
zabudowy przegrody wentylacyjnej
Table 4. Results of research on settings of auxiliary air devices, methane-ventilation parameters of the tested longwalls
and geometric characteristics of the ventilation brattice
Wydatek objętościowy
powietrza doprowadzany do
Nr ściany
ściany wentylacją opływową,
Vp
m3/min
m3/min
1
brak(*)
5,77
1650
2
brak(*)
8,21
1710
3
brak(*)
3,24
1020
4
brak(*)
0,90
1290
5
przegroda
3,80
980
6
przegroda
8,50
1640
7
przegroda, lutniociąg
3,63
1180
8
7,15
1020
9
2,61
1320
10
12,96
1520
11
3,44
1505
12
9,05
1450
13
12,60
1390
14
6,90
1350
15
9,05
1190
16
lutniociąg
12,80
1280
17
lutniociąg
3,30
900
18
lutniociąg
3,00
990
(*) wyłącznie strumienice, inżektory lub nadmuch powietrza z rur perforowanych
Metanowość
wentylacyjna,
Qwe,
Układ pomocniczych
Wydatek powietrza
doprowadzany
lutniociągiem,VL
Odległość przegrody
od linii zawału,
Yp(lz)
m3/min
460
100
420
100
155
360
300
300
350
450
100
75
m
0,0
2,0
0,0
-1,0
-2,5
0,0
-4,5
0,0
0,0
-1,0
0,0
-
Tablica 5. Wyniki badań parametrów geometrycznych skrzyżowań ścian z chodnikami wentylacyjnymi
Table 5. Results of the measured geometric parameters of longwall/roadway crossings
Wysokość
ściany,
Nr ściany
Hsc
Długość
chodnika
za linią
zawału, L
Obniżenie stropu
ściany względem
stropu chodnika,
P-2
Obniżenie
spągu ściany
względem spągu
chodnika, P-1
-
m
m
m
m
1
2,86
5,1
0,55
0,40
2
2,70
5,6
0,45
0,00
3
2,70
3,0
0,50
0,00
4
1,80
3,5
2,45
1,00
5
2,10
0,8
0,80
0,70
6
2,85
0,0
0,30
0,00
7
1,40
5,0
2,40
1,00
8
3,30
2,1
0,00
0,00
9
2,00
11,0
1,60
0,85
10
2,40
4,2
1,20
0,20
11
2,00
11,5
1,20
0,50
12
3,20
1,5
0,40
0,40
13
3,70
4,0
0,00
0,00
14
2,45
3,0
0,50
0,00
15
2,70
2,0
0,00
0,20
16
1,30
7,2
2,60
0,00
17
2,50
2,0
0,60
0,00
18
1,85
1,0
1,10
0,30
Lokalizacja
przekroju
wzg. lz
Szerokość
chodnika
wentylacyjnego,
Bch
Wysokość
chodnika
wentylacyjnego,
Hch
Przed
Za
Przed
Za
Przed
Za
przed
Za
Przed
Za
Przed
Za
Przed
Za
Przed
Za
Przed
Za
Przed
Za
Przed
Za
Przed
Za
Przed
Za
Przed
Za
Przed
Za
Przed
Za
Przed
Za
Przed
Za
m
3,6
4,0
3,6
3,4
4,3
4,3
4,6
4,8
3,5
3,6
3,7
3,6
4,4
4,4
5,2
5,4
3,8
3,6
6,1
5,1
4,1
5,0
5,6
5,6
4,7
4,7
4,8
4,8
4,1
4,7
6,0
5,9
3,1
4,6
4,1
4,7
m
2,8
3,2
2,4
2,9
3,3
3,3
3,2
3,2
1,9
1,9
1,6
2,4
2,8
3,0
3,3
3,5
2,4
2,5
3,4
3,6
2,7
2,9
3,2
3,2
3,2
3,2
2,6
2,8
2,3
2,5
3,9
4,1
3,1
3,1
2,7
3,0
Przekrój
poprzeczny
chodnika
wentylacyjnego,
Ach
m2
9,3
12,2
7,5
9,8
13,0
13,3
12,4
13,0
5,2
5,7
4,3
7,4
10,5
11,4
14,5
16,2
7,5
7,9
16,8
16,2
9,4
12,1
14,6
14,6
13,1
10,6
9,9
11,2
7,7
11,1
20,0
21,2
10,1
12,3
9,5
12,1
78
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Tablica 6. Wyniki badań parametrów zabudowy wentylatora pomocniczego w chodniku wentylacyjnym
Table 6. Results of the measured geometric parameters for mounting an auxiliary air duct in the ventilation roadway
Nr ściany
Położenie lutniociągu
względem spągu, hL
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
Na spągu
Na spągu
Pod stropem
Pod stropem
Pod stropem
Pod stropem
Pod stropem
Pod stropem
Na spągu
½ Bch
½ Bch
Pod stropem
Lokalizacja wylotu
z lutniociągu względem
linii zawału YL(lz)
m
7,5
8,0
0,0
-2,0
2,0
3,0
-1,5
0,0
13,2
-3,0
6,0
1,0
chodnika YL(ll) = 15,2 m (wg badań ankietowych YL(lz)
= 6,0 m, YL(ll) = 12,0 m),
– w ścianach: 5 i 6 (tablica 5) - znacznie mniejszy przekrój
poprzeczny chodników wentylacyjnych Ach = 5,2 m2 i Ach
= 4,3 m2 (wg badań ankietowych Ach > 6 m2).
– w ścianach: 9 i 11 (tablica 6) o metanowości wentylacyjnej
powyżej 2,5 m3/min - możliwość występowania dłuższych
chodników wentylacyjnych za linią zawału, L=11,0 m
i L=11,5 m (wg badań ankietowych L ≤ 6 m).
5. Podsumowanie
Z badań ankietowych obejmujących 71 ścian przewietrzanych w układzie na U po caliźnie węglowej oraz z badań
własnych opartych na 18 ścianach wynika, że typowymi dla
zwalczania zagrożenia metanowego układami pomocniczych
urządzeń wentylacyjnych na skrzyżowaniach ścian z chodnikami wentylacyjnymi są układy złożone z:
– wyłącznie lutniociągu pomocniczego ,
– przegrody wentylacyjnej z lutniociągiem pomocniczym.
– wyłącznie przegrody wentylacyjnej.
Rozwiązaniem, które w warunkach wysokiego zagrożenia metanowego znalazło najszersze zastosowanie
w kopalniach jest układ stanowiący przegrodę wentylacyjną
z lutniociągiem pomocniczym. Do analiz parametrów pracy
i konfiguracji pomocniczych urządzeń wentylacyjnych, geometrii wyrobisk, technologii likwidacji chodników na stan
zagrożenia metanowego w rejonie wylotu ze ściany często
wykorzystywane są obliczenia numeryczne wymagające
zaprojektowania odpowiedniego modelu obszaru przepływu.
Dla opracowania modelu przepływu dla skrzyżowania ściany
z chodnikiem wentylacyjnym powinien być brany pod uwagę
zakres parametrów geometrycznych wyrobisk wynikający
z przeprowadzonych badań:
– wysokość ściany: 1,3-4,5 m,
– przekrój poprzeczny chodnika: 4-24 m2,
– długość chodników wentylacyjnych pozostawionych za
linią zawału: 0-12 m,
– obniżenie stropu ściany względem stropu chodnika: 0-2,4 m,
– obniżenie spągu ściany względem spągu chodnika: 0-1,2
m.
W analizach wpływu układu pomocniczych urządzeń
wentylacyjnych na rozpływ powietrza i stężeń metanu
w rejonie skrzyżowania powinno być uwzględnione skrajne
Lokalizacja wylotu
z lutniociągu względem linii
likwidacji chodnika YL(ll)
m
12,5
10,1
11,0
2,2
13,5
4,5
2,5
3,0
15,2
4,2
8,0
2,0
Średnica lutniociągu
pomocniczego na wylocie
z lutni, DL
mm
1000
1000
800
400
600
800
800
800
1000
800
400
600
usytuowanie końca przegrody wentylacyjnej od linii zawału,
tj. od 2,0 m przed linią do 4,5 m za linią zawału. W przypadku
zastosowania lutniociągu pomocniczego należy dodatkowo
wziąć pod uwagę:
– zakres odległości wylotu lutniociągu od linii likwidacji
chodnika: 1,0-15,5 m,
– skrajne usytuowanie wylotu lutniociągu względem linii
zawału: od 13,5 m przed linią do 13,0 m za linią zawału,
– różną lokalizację wylotu lutniociągu w przekroju wyrobiska: na spągu/pod stropem,
– zakres średnic lutni: 400-1200 mm.
Parametry wentylacyjno-metanowe ścian wynikające
z badań metanowości wentylacyjnej, wydatków powietrza
w wyrobiskach oraz wydajności lutniociągów pomocniczych mogą stanowić bazę założeń warunków brzegowych
w modelowaniu numerycznym przypadków typowych.
Z badań wynika że, do analiz numerycznych rozpływu powietrza i rozkładu stężeń metanu dla skrzyżowań ścian z chodnikami wentylacyjnymi warunki brzegowe powinny być zawarte
w przedziale:
– 0,5-15 m3/min, dla dopływu metanu,
– 900-1750 m3/min, dla przepływu powietrza prądem opływowym,
– 50-550 m3/min, dla dopływu powietrza lutniociągiem
pomocniczym.
W pewnych warunkach, np. przy niskiej furcie eksploatacyjnej (Hsc < 1,6 m) górna wartość graniczna przepływu
powietrza prądem opływowym powinna być obniżona do
wartości Vp = 1250 m3/min, z uwagi na możliwość przekroczenia dopuszczalnej prędkości powietrza w ścianie (5,0 m/s),
co stanowiłoby przypadek wyjątkowy. Do analiz przypadków
ekstremalnych można przyjmować w założeniach brzegowych
wyższy dopływ metanu i intensywność przewietrzania, z uwagi na występowanie trzech ścian o metanowości wentylacyjnej
15-20 m3/min i wydatku powietrza Vp = 1100-2100 m3/min.
Literatura
1.
2.
Branny M., Filipek W.: Modelowanie procesu przewietrzania wyrobisk
ślepych przy występujących zagrożeniach skojarzonych metodami CFD.
XXV Seminarium ROP, Rybnik 2008.
Branny M.: Komputerowa symulacja przepływu mieszaniny powietrzno-metanowej w rejonie skrzyżowania ściany z chodnikiem wentylacyjnym. Archiwum Górnictwa 2006, t.51, Nr 1.
Nr 2
3.
4.
5.
6.
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Dziurzyński W.: Symulacja numeryczna procesu przewietrzania sieci
wentylacyjnej kopalni. Prace IMG PAN, Rozprawy, monografie 2. 2002.
Krause E., Cybulski K., Wierzbiński K.: Modelowanie rozkładu koncentracji metanu w rejonie skrzyżowania chodnika wentylacyjnego ze
ścianą. XXI Światowy Kongres Górniczy. Kraków – Katowice, 2008.
Krawczyk J.: Jedno i wielowymiarowe modele niestacjonarnych przepływów powietrza i gazów w wyrobiskach kopalnianych. Przykłady
zastosowań. Archiwum Górnictwa. Monografia nr 2, Kraków, 2007.
Nawrat S., Kuczera Z., Napieraj S.: Badania modelowe zwalczania
zagrożenia metanowego na wylocie ściany przewietrzanej systemem
„U”. Materiały 4 Szkoły Aerologii Górniczej, Kraków, 2006.
7.
8.
9.
79
Sułkowski J., Dieu N.H.: Symulacja komputerowa rozkładu prędkości powietrza i koncentracji metanu w zrobach ścian zawałowych.
Konferencja, Herlany, Słowacja, 1993.
Krause E., Łukowicz K.: Zasady prowadzenia ścian w warunkach
zagrożenia metanowego. Instrukcja nr 17, Główny Instytut Górnictwa
w Katowicach – Kopalnia Doświadczalna „Barbara” w Mikołowie,
Katowice – Mikołów, 2004.
Wierzbiński K.: Modelowanie komputerowe rozkładu parametrów
powietrza oraz koncentracji metanu w rejonie skrzyżowania ściany
z chodnikiem wentylacyjnym. 5 Szkoła Aerologii Górniczej, Wrocław,
2009.
Zwiększajmy prenumeratę
najstarszego – czołowego miesięcznika
Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Górnictwa!
Liczba zamawianych egzemplarzy określa zaangażowanie jednostki
gospodarczej w procesie podnoszenia kwalifikacji swoich kadr!
80
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Prenumerata i reklama na rok 2016
Warunki prenumeraty w 2016 roku
Okres prenumeraty
Kwartalna
Półroczna
Roczna
Opłata pełna
Opłata ulgowa*
75 PLN + 5% VAT = 78,50 PLN
150 PLN + 5% VAT = 157,50
50 % opłaty pełnej
PLN
300 PLN + 5% VAT = 315,00
PLN
* prenumerata indywidualna dla emerytów i członków SITG i FSNT
Stowarzyszenie Inżynierów i Techników Górnictwa
Zarząd Główny
40-952 Katowice, ul. Powstańców 25
ING Bank Śląski o/Katowice: 63 1050 1214 1000 0007 0005 6898
Redakcja przyjmuje zamówienia REKLAM i OGŁOSZEŃ. Cena jednej strony formatu A4 wynosi
1500 PLN + 23% VAT = 1845 PLN.
Informujemy uprzejmie Autorów o zmianie naszego adresu meilowego. Nasz nowy adres to
[email protected]
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
81
Wyższy Urząd Górniczy
Stowarzyszenie Inżynierów i Techników Górnictwa
Główny Instytut Górnictwa
XVIII KONFERENCJA
Problemy Bezpieczeństwa i Ochrony Zdrowia w Polskim
Górnictwie
Konferencja odbędzie się w dniach 26 – 27 kwietnia 2016 r.
w Centrum Kongresów i Rekreacji Orle Gniazdo Szczyrk Sp. z o.o.,
ul. Wrzosowa 28 a, 43-370 Szczyrk
Konferencja jest kontynuacją corocznego cyklu spotkań na temat działań podejmowanych dla poprawy bezpieczeństwa
pracy osób zatrudnionych w zakładach górniczych: podziemnych, odkrywkowych, otworowych. Celem konferencji jest
propagowanie działań zmierzających do zmniejszenia liczby wypadków w górnictwie, uciążliwości pracy oraz zwalczania
czynników szkodliwych dla zdrowia osób zatrudnionych w zakładach górniczych.
Konferencja obejmuje zagadnienia:
– bezpieczeństwa i higieny pracy,
– zagrożeń naturalnych i technicznych oraz stosowanej profilaktyki,
– innowacyjnych rozwiązań maszyn i urządzeń górniczych.
Rada Naukowa konferencji
Przewodniczący:
mgr inż. Piotr WOJTACHA – Wiceprezes WUG
I Wiceprzewodniczący:
prof. dr hab. inż. Józef DUBIŃSKI – Prezes SITG
Wiceprzewodniczący:
prof. dr hab. inż. Andrzej TYTKO – Prorektor ds. Kształcenia AGH
dr hab. inż. Stanisław PRUSEK, prof. GIG – Naczelny Dyrektor GIG
Członkowie:
prof. dr hab. inż. Adam KLICH – Akademia Górniczo-Hutnicza im. St. Staszica w Krakowie
mgr inż. Paweł MARKOWSKI – Dyrektor Naczelny ds. Produkcji KGHM Polska Miedź S.A.
mgr inż. Stanisław ŻUK – Wiceprezes Zarządu PGE Górnictwo i Energetyka Konwencjonalna SA
mgr inż. Zbigniew STOPA – Prezes Zarządu LW „BOGDANKA” S.A.
mgr inż. Aleksander KABZIŃSKI – Prezes Polskiego Związku Producentów Kruszyw
mgr inż. Jerzy KOLASA – Dyrektor OUG w Katowicach
mgr inż. Krzysztof KRÓL – Dyrektor Dep. Górnictwa Otworowego i Wiertnictwa WUG
mgr inż. Zbigniew RAWICKI – Dyrektor Dep. Górnictwa Podziemnego i Odkrywkowego WUG
mgr inż. Zbigniew de LORM – Dyrektor Specjalistycznego Urzędu Górniczego
Sekretarz konferencji: mgr inż. Alicja STEFANIAK– WUG
KOMITET ORGANIZACYJNY KONFERENCJI
Przewodniczący:
mgr inż. Eugeniusz RAGUS – Sekretarz Generalny SITG
Wiceprzewodniczący:
mgr inż. Józef KOCZWARA–Dyrektor Dep.Energomechanicznego WUG
Członkowie:
mgr inż. Kazimierz Halama– SITG
Natalia Lindner– SITG
mgr Mariusz Ludwig– SITG
mgr inż. Andrzej Stępień – WUG
mgr inż. Dariusz Wójcik – WUG
82
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
UKD 622.332:622.332-049.7:622.93/94
Z dziejów poszukiwania i prób eksploatacji
węgla brunatnego w Jerce (Wielkopolska)
The history of exploration and attempst at lignite mining
in Jerka (Wielkopolska)
Prof. dr hab. Janusz Skoczylas*)
Treść: Wobec powracających koncepcji rozpoczęcia odkrywkowej eksploatacji węgla brunatnego w południowej Wielkopolsce,
w rejonie Poniec-Krobia, autor przypomniał dzieje poszukiwań wiertniczych węgla brunatnego w rejonie Jerki, Lubinia,
Bieżyna i Bielawy. Poszukiwania te, w początkach XX wieku, mimo bardzo optymistycznych prognoz, nie doprowadziły do
zyskownej eksploatacji. Bardzo korzystne dla potencjalnej inwestycji orzeczenia wydali trzej niemieccy, niezależni, eksperci
Kriebitz, Butterlin i Krisch. Postulowali oni podjęcie natychmiastowych prac eksploatacyjnych, szacując roczne zyski na około
pół miliona marek. Jednak budowa szybów i próby eksploatacji węgla brunatnego w rejonie Jerki nie zakończyły się sukcesem,
a wręcz przeciwnie. Doprowadziły głównego sponsora Władysława Taczanowskiego do ruiny, a kierowaną przez niego spółkę
do bankructwa w 1912 roku. Okres I wojny światowej i późniejszy nie sprzyjały kontynuacji wydobycia metodą podziemną
tego cennego surowca energetycznego.
Abstract: In the context of new concepts of starting lignite mining in the south of the Greater Poland, in the region of Krobia and
Poniec, the author recalls the history of coal exploration and drilling in the area of Lubin, Bieżyń and Bielawa. Despite very
optimistic forecasts, this exploration in the early twentieth century, has not led to a profitable exploitation. Very promising
expertises for potential investors were released by three German independent appraisers: Kriebitz, Butterlin and Krisch. They
postulated to begin immediate exploitation works and estimated the annual profits of about half a million marks. However,
the construction of shafts and attempts at lignite mining in the area were not successful. On the contrary, the main sponsor,
Władysław Taczanowski and his company went into bankruptcy in 1912. The period of World War I and on, did not favor
the continuation of the underground mining method of this valuable energy source.
Słowa kluczowe:
węgiel brunatny, szyb, otwór wiertniczy, kopalnia, ekspertyza, rzeczoznawcy
Key words:
lignite, shaft, borehole mining, mine, expertise, appraisers
1. Wstęp
Firma PAK Górnictwo, należąca do grupy kapitałowej
Zespołu Elektrowni Pątnów-Adamów-Konin, podjęła energiczne kroki w celu rozpoznania złoża węgla brunatnego
w rejonie Poniec-Krobia w południowej Wielkopolsce.
Działania tej spółki polegające na ponownym przeanalizowaniu zebranych danych, a także na ponownej ocenie budowy
geologicznej, wielkości zasobów węgla brunatnego, warunków hydrogeologicznych, środowiskowych, społecznych,
a przede wszystkim ekonomicznych, zdają się nieuchronnie
zmierzać w kierunku podjęcia odkrywkowej eksploatacji.
Taki zamach na dotychczasowe racjonalne i ustabilizowane życie lokalnej społeczności wywołał uzasadniony niepokój,
wyrażający się m.in. sprzeciwem w postaci np. artykułów w
lokalnych gazetach, a także środowiskowym oporem przeciw
przyrodniczej, społecznej i cywilizacyjnej degradacji tej najbogatszej części południowej Wielkopolski.
Przez miejscową ludność podjęte zostały wszelkie, dostępne, legalne działania i środki zamierzające odwieść inwestora
*) Uniwersytet im. Adama Mickiewicza, Poznań.
od rolniczej, sadowniczej i przyrodniczej degradacji tej perły
Wielkopolski, w której walory przyrodnicze, historyczne,
a przede wszystkim osiągnięte rezultaty gospodarcze przemysłu rolno-spożywczego są, jak dotychczas, niedoścignionym
wzorem dla pozostałych regionów rolniczych Polski.
Jedną z prób bardziej szerokiego, wszechstronnego,
a przede wszystkim wyważonego, rozpatrzenia prognoz
podjęcia próby eksploatacji w rejonie Krobia-Poniec była
konferencja informacyjno-diagnostyczna pt. „Węgiel brunatny w południowo-zachodniej Wielkopolsce. Rozpoznanie
i diagnoza skutków eksploatacji odkrywkowej” zorganizowana w dniu 30 stycznia 2015 r. przez Stowarzyszenie
Gospodarka Przestrzenna, Instytut Geologii Uniwersytetu
im. Adama Mickiewicza w Poznaniu oraz Stowarzyszenie
Przedsiębiorczość dla Ekologii.
Niezależnie od ogólnego, bardzo pozytywnego wydźwięku konferencji, szerokiego grona uczestników, gromadzących wśród prelegentów profesorów Wydziału Nauk
Geograficznych i Geologicznych UAM, a także Uniwersytetu
Przyrodniczego w Poznaniu, Urzędu Marszałkowskiego,
a wśród dyskutantów przedstawicieli lokalnych władz i społeczności nastąpiło zbliżenie stanowisk opierających się tej
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
nowej inwestycji. Przy okazji konferencji autor niniejszego
artykułu zdał sobie sprawę jak mało wiemy o dziejach poszukiwań i prób eksploatacji węgla brunatnego w Wielkopolsce,
a w tym regionie w szczególności. Niektórzy prelegenci
powoływali się na ekspertyzy i publikacje z przełomu lat
siedemdziesiątych i osiemdziesiątych ubiegłego tysiąclecia,
kiedy to sprawa eksploatacji węgla brunatnego w tzw. rowie poznańskim była równie paląca i aktualna jak obecnie.
Różnica polegała może na tym jedynie, że wówczas bardziej
zagrożone eksploatacją wydawały się rejony położone na
północ od Poznania w okolicy Trzcianki.
Tymczasem zagadnienia poszukiwań i eksploatacji węgli
brunatnych w Wielkopolsce rozpoczęły się na początku lat
czterdziestych XIX wieku. Natomiast w rejonie Jerki od początku XX wieku miały miejsce intensywne prace wiertnicze
i eksperckie pomiędzy rywalizującymi spółkami polskimi
i pruskimi [6, 7, 8, 9].
Także już w wyzwolonej Polsce w okresie dwudziestolecia międzywojennego cała Wielkopolska i region Jerki
w szczególności były poddawane systematycznym badaniom
geologiczno-wiertniczym. Dzieje badań, poszukiwań i prób
eksploatacji na obszarze Jerki do 1939 r. znajdziemy dosyć
dokładnie opisane w kilku publikacjach [6, 7, 8].
Wobec ponownego zainteresowania inwestorów tym
problemem warto przypomnieć jeszcze rezultaty ekspertyz
zlecone przez Władysława Taczanowskiego trzem, tzw.
niezależnym ekspertom, które miały wyjaśnić prywatnemu,
potencjalnemu inwestorowi stopień opłacalności eksploatacji
metodą podziemną złóż węgla brunatnego w rejonie Jerki,
a więc obszaru położonego około 24 km na północ od terenów
Krobia – Poniec.
2. Dyskusja wyników badań w kontekście historycznym
W 1905 r. Władysław Taczanowski, syn generała Edmunda
Taczanowskiego (1822 – 1879), jednego z przywódców powstania styczniowego, właściciel Choryni i Jerki postanowił
poddać fachowej analizie wyniki 26 wierceń wykonanych na
swoim terenie w poszukiwaniu węgla brunatnego. Pomyślne
rezultaty 21, a później 22 wierceń, przebijających pokład tej
kopaliny, skłoniły go do zwrócenia się do trzech specjalistów
– ekspertów w celu ogólnej, geologicznej, górniczej i technicznej oceny możliwości eksploatacji węgla brunatnego oraz
wyceny i prognozy ewentualnych nakładów finansowych,
zysków lub strat w przypadku podjęcia ryzyka eksploatacji,
a także budowy zakładów przeróbczych, np. brykietowni.
Ekspertyzy wykonali specjaliści niemieccy w terminach
od 16 lutego do 11 lipca 1905 roku. Wszystkie te ekspertyzy
napisane były w języku niemieckim. Jednak zostały przetłumaczone na język polski i opublikowane w trzech osobnych
niedużych broszurach, wydanych czcionkami Drukarni
Dziennika Poznańskiego w 1907 roku [1,2,3] (rys.1,2,3).
Prawdopodobnie zlecenie wykonania ekspertyz przez
Taczanowskiego nawiązywało do zawiązania się w 1905 r.
gwarectwa Adelheid, które 5 grudnia 1906 r. opracowało statut. Miało ono siedzibę w Gocie, natomiast siedzibę zarządu w
Poznaniu. Właśnie w 1906 r. gwarectwo Adelheid zaproponowało Taczanowskiemu zakup kopalni z prawem wyłączności.
Propozycja ta znalazła swój ślad w akcie notarialnym nr 916
rejestru notariusza dr. Pawła Titkina z Berlina za rok 1906
[9]. Niestety transakcja nie doszła do skutku. W związku
z tym uruchomiono nową spółkę w dniu 5 czerwca 1907 roku,
w której do głównych akcjonariuszy należał Taczanowski,
poseł dr Dziembowski, adwokat Woliński, kupiec R. Salinger
z Charlottenburga oraz dyrektor Lilienfeld. Akcje posiadało
także kilku mieszkańców Kościana. Było 500 udziałów po
Rys. 1.Okładka ekspertyzy Kriebitza [2]
Fig. 1. The cover of Kriebitz’s expertise [2]
Rys. 2.Okładka ekspertyzy Butterlina [1]
Fig. 2. The cover of Butterlin’s expertise [1]
83
84
PRZEGLĄD GÓRNICZY
Rys. 3.Okładka ekspertyzy Krischa [3]
Fig. 3. The cover of Krisch’s expertise [3]
2500 marek. Pomimo zgromadzonego kapitału postanowiono liczbę akcji podwoić, bowiem zgłaszało się bardzo dużo
nowych kandydatów. [9].
3. Ekspertyza Paula Kriebitza
Pierwszy, bo 16 lutego 1905 r, ekspertyzę napisał Paul
Kriebitz, który podpisał się jako dyrektor Towarzystwa
„Glűckauf – Actiengesellschaft fur Braunkohlenverwertung”.
Z jego najbardziej obszernej, bo liczącej, wraz z dodatkiem
31 stron ekspertyzy, dowiedzieliśmy się, że zlecenie otrzymał
od Władysława Taczanowskiego i dotyczyło ono opinii rzeczoznawczej w sprawie pól kopalnianych węgla brunatnego
zlokalizowanych w Jerce, Lubiniu, Bieżynie i Bielawie [2]
(rys.1, 4).
Autor ekspertyzy podkreśla, że z 26 otworów osobiście
odwiedził trzy, stwierdzając że węgiel brunatny jest dobrej
jakości. Ponieważ w 5 otworach miąższość węgla brunatnego
była znikoma, rozpatrywał jedynie wyniki 21 otworów, które
otrzymały nazwy bohaterów powieści Henryka Sienkiewicza
„Quo vadis”. Wszystkie otwory rozmieszczone zostały na
obszarze 12 km długości i 4 km szerokości. Podkreślił także,
że przez teren ten przechodzi kolej szerokotorowa z Kościana
do Gostynia, a także, że w obrębie pól kopalnianych znajdują
się 4 stacje kolejowe w Jerce, Lubiniu, Bieżynie i Bielewie.
Dodał także, że w myśl paragrafu 27 ustawy górniczej z dnia
2016
Rys. 4.Strony publikacji P. Kreibitza [2]
Fig. 4. Pages of the publication by Kreibitz [2]
24 czerwca 1867 roku, obowiązującej w monarchii pruskiej,
każdy otwór – szyb - kopalnia może obejmować obszar 2189
m2. W sumie cały teren potencjalnej eksploatacji dotyczył
około 18 000 morgów pruskich (magdeburskich).
Następnie Kriebitz przedstawił zestawienia rezultatów
wierceń w 21 otworach, podając głębokość nawiercenia pokładu węgla brunatnego oraz jego miąższość. Stwierdził on,
że głębokość zalegania węgla we wszystkich otworach wynosi
około 88 m, że pokłady są bez wkładek skał płonnych. Dodał
również, że z otworu Vitellius w dniu 6 grudnia 1904 r. pobrał
i posłał kilka prób węgla do analizy, a później posłał również
do analiz próby z otworów Seneca i Galba. Pobranie i wysłanie prób nadzorował radca górniczy Osterkamp z Poznania.
Warto także podkreślić, że próbkę z otworu Seneca
analizowano w królewskim chemiczno-technicznym zakładzie doświadczalnym w Charlottenburgu. Natomiast
próbki z otworów Galba i Vitellius analizował dr L. Gebeck
z Chociebuża (Cottbus), ministerialnie zaprzysiężony
i ministerialnie egzaminowany chemik.
Kriebitz podał procentowy udział substancji węglowej
osuszonej na słońcu oraz wartość opałową obliczaną według
różnych metod. W końcu stwierdził, że węgiel z okolic Jerki
dorównuje swoimi własnościami najlepszym markom węgla
brunatnego. Uważał on, że około 50% całej masy będzie można wydobywać w dużych kawałach znajdujących bezpośred-
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
nie zastosowanie w kotłach parowych. Natomiast pozostałe
około 50% masy, wydobytej w postaci drobnej frakcji, będzie
trzeba zużyć do produkcji brykietów.
Powołując się jeszcze na opinię dr L. Gebecka i własne
badania Kriebitz stwierdził, że warstwy spągowe pokładu
węgla brunatnego oddziaływać mogą bardzo korzystnie przy
jego eksploatacji. Także nadkład pokładu węgla brunatnego
nie powinien stwarzać dodatkowych trudności przy eksploatacji, a liczne warstwy surowców ilastych mogą być wykorzystywane do produkcji ceramiki. Rzeczoznawca nie zawahał
się napisać „... pola węglowe pana Taczanowskiego należą
bez zaprzeczenia do najlepszych, jakie spotykamy na całym
wschodzie monarchii. Nie wykluczonem nawet jest, iż one w
ogólności są najlepszymi jakie dotychczas odkryto. Uważam
za rzecz pewną, że pola tutejsze pod względem ekonomicznym
wielką odegrają rolę, tworząc bardzo zyskowne źródło dla
tych, którzy podejmą się ich eksploatacji” [2].
Kriebitz zajął się następnie obliczeniem masy węgla. Na
21 pól wziętych pod uwagę uznał, że w dziesięciu miąższość
węgla brunatnego wynosi 4 m, a w jedenastu 3,5 m. Przy
takim założeniu obliczył, że całkowita ilość węgla wynosi
około 1490 mln hektolitrów. Ponadto stwierdził, że z jednego szybu można rocznie wydobyć około 3 mln hektolitrów
węgla, a żywotność takiego szybu może dotyczyć około 100
mln hektolitrów.
Obliczając przypuszczalne koszty eksploatacji, proponował wykonanie szybu wydobywczego i szybu wentylacyjnego,
budowli towarzyszących na powierzchni oraz zakup i zmontowanie maszyn, rurociągów i narzędzi. Koszt takiej inwestycji
oszacował na 591 000 marek. Do tego należy dodać 905 000
marek jako koszt budowy fabryki brykietów, kotłowni, przyłączenie torów kolejowych, urządzenia do przewozu węgla
od szybu do brykietowni, itp.
Po dosyć długotrwałych, skomplikowanych i detalicznych
wyliczeniach obejmujących m.in. 300 dni roboczych w roku,
cenę dnia roboczego 3,5 marki, itp. Kriebitz wyliczył, że koszt
wydobycia 1 hektolitra węgla brunatnego wynosić może 15
fenigów, a zysk ze sprzedaży węgla w skali roku powinien
wynosić 250 320 marek, zaś zysk ze sprzedaży brykietów
powinien osiągnąć 248 250 marek. W tej sytuacji roczny
dochód powinien oscylować wokół 417 620 marek.
Oczywiście wyliczenia te dotyczą tylko 1 szybu, a przecież
z biegiem lat, przy zwiększającej się podaży można stopniowo budować jeszcze następne kopalnie służące wydobyciu
węgla brunatnego. Można ich wybudować, według Kriebitza,
nawet do 10.
Na życzenie Taczanowskiego Kriebitz oszacował wartość
21 pół kopalnianych na około 6 542 000 marek.
2 kwietnia 1905 r. Kriebitz dopisał jeszcze dodatek informujący, że 22 otwór pod nazwą Mirian przewiercił pokład
węgla brunatnego o miąższości 5 m i nie zawierał żadnych
domieszek lub przewarstwień skał płonnych. W zakończeniu
Kriebitz jeszcze raz podkreśla, „.. iż złoże nasze węgla brunatnego przedstawia znakomity wyjątek wobec podobnych
innych w Księstwie Poznańskiem” [2].
1905 roku. Druga część pt. „Obliczanie wartości”, o objętości
8 stron, została podpisana 2 lipca 1905 roku, a urzędowo
potwierdził notariusz dr Teodor Link w dniu 11 lipca 1905 r.
w Zittau [1] (rys. 2,5,6).
Rys. 5.Początek drugiej części publikacji Butterlina [1]
Fig. 5. The beginning of the second part of the publication by
Butterlin [1]
4. Ekspertyza Georga Butterlina
W przeciwieństwie do Kriebitza, Butterlin, określający się
jako dyrektor kopalń i przedsiębiorca wiertniczy, uczestniczył i nadzorował większość z 22 wierceń w Jerce. Posiadał
zatem większą wiedzę i znajomość lokalnych uwarunkowań
i problemów związanych poszukiwaniem, wierceniem i
dokumentowaniem złoża węgla brunatnego. Jego sprawozdanie składa się z dwóch części. Pierwsza część pt. „Ogólne
sprawozdanie”, licząca 9 stron została podpisana 17 kwietnia
85
Rys. 6.Strona 16 publikacji Butterlina [1]
Fig. 6. Page 16 of the publication by Butterlin [1]
86
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
węgla brunatnego jest trzykrotnie mniejsza od wartości opałowej węgla kamiennego, łatwo obliczył, że równowartości 100
kg węgla kamiennego, który wówczas kosztował 160 fenigów,
odpowiada 300 kg węgla brunatnego, czyli 400 hektolitrów.
W tej sytuacji, kiedy 100 hektolitrów mogłoby kosztować 30
fenigów, to za 400 hektolitrów zapłacimy 120 fenigów. Zysk
wynosiłby 40 fenigów, nie licząc kosztów przewozu itp.
Nie wchodząc w dalsze szczegóły, warto przypomnieć, że
dalsze obliczenia Butterlina skłoniły go do stwierdzenia, że
wartość 22 pól górniczych wynosi 7 088 000 marek.
5. Ekspertyza Juliusa Krischa
Rys. 7.Początek publikacji Krischa [3]
Fig. 7. The beginning of Krisch’s publication [3]
W pierwszej części znajdują się informacje, które
w większości pokrywają się z doniesieniami i rozważaniami
zawartymi w ekspertyzie P. Kriebitza. Różnice dotyczą z reguły szczegółów, np. Butterlin zakłada, że średnia głębokość
stropu pokładu węgla brunatnego znajduje się na głębokości
90 m, podczas gdy Kriebitz zakładał 88 m. Butterlin szacował
zasoby na 2340 milionów hektolitrów węgla brunatnego.
Natomiast Kriebitz zasoby do wyeksploatowania oszacował
na 1638,56 miliona hektolitrów. W tej sytuacji postulował, aby
w eksploatacji uczestniczyły co najmniej 4 kopalnie.
Część pierwszą swojej ekspertyzy kończy takim oto
stwierdzeniem: „Wobec tego wszystkiego sumiennie przepowiedzieć mogę przedsiębiorstwu temu bardzo wysoką
rentowność, gdyż podstawy do pomyślnego rozwoju pod
każdym względem są zabezpieczone” [1].
W części drugiej, dotyczącej wartości złoża w razie jego
sprzedaży Butterlin założył, że powstaną na początek 2 szyby
wydobywcze. Według jego szczegółowych wyliczeń budowa
i wyposażenie 2 szybów wydobywczych będzie kosztować
około 1 160 000 marek. Wspólna dla obu kopalni fabryka
brykietów powinna kosztować około 470 000 marek. W sumie
nakłady powinny zamknąć się w granicach 1 630 000 marek.
Przy takich wstępnych nakładach i innych uwzględniających siłę roboczą, koszt wydobycia jednego hektolitra węgla
brunatnego wynosiłby 14 fenigów, a koszt wytworzenia
1 cetnara (50 kg) brykietów wyniósłby 32 fenigi. Przy rocznej
produkcji trzech milionów hektolitrów węgla brunatnego,
czyli 100 000 hektolitrów dziennie, Butterlin obliczył, że
1 górnik mógłby wydobyć średnio 175 hektolitrów dziennie.
Następnie Butterlin zajął się porównaniem zysków
i strat między potencjalnym, miejscowym węglem brunatnym
a wykorzystywanym wtedy węglem kamiennym. Zakładając,
że 1 hektolitr węgla brunatnego to 75 kg, a wartość opałowa
Julius Krisch, dyrektor brunszwickich kopalń węgla
brunatnego, swoją ekspertyzę podpisał 26 kwietnia 1905
roku [3] (rys.3, 7). W sprawozdaniu rzeczoznawczym
podkreślał, że znana mu była ekspertyza Kriebitza, do której w toku dalszych swoich rozważań ciągle się odnosił.
Sprawia to niekiedy wrażenie dokumentu wtórnego, mało
samodzielnego. Całość jego sprawozdania liczy 11 stron.
Krisch stwierdził m.in.: „Piszący to, miał już kilkakrotnie
sposobność robienia badań nad polami węgla brunatnego
w Księstwie Poznańskiem, jednakże nie napotkał jeszcze
dotychczas drugiego pola o równie wielkiej rozległości,
a przytem odznaczającego się choć w przybliżeniu tak korzystnemi warunkami pod względem spągu i stropu, jak również
i tak czystym węglem o tak małej zwartości popiołu. Rozumie
się samo przez się, iż korzystne te warunki bardzo dodatnio
wpłynąć muszą na koszta późniejszej eksploatacji” [3].
Krisch uważał, że cena 15 fenigów za wydobycie 1
hektolitra węgla brunatnego, oszacowana i przedstawiona
przez Kriebitza wydaje się zawyżona. W tym samym czasie
w Dolnych Łużycach wydobycie 1 hektolitra węgla brunatnego wyceniano na 6-8 fenigów, a w Górnych Łużycach
8-11 fenigów. Krisch nie zgodził się także z przekonaniem
Kriebitza, że roczna produkcja powinna oscylować wokół 3
mln hektolitrów. W jego odczuciu wydobycie w ciągu roku
powinno być dużo wyższe, nawet dwukrotnie. Uważał także,
że budowa szybów i całej infrastruktury zaplecza kopalni będzie o około 100 000 marek droższe niż to oszacował Kriebitz.
Krisch wysunął tezę, że eksploatacja węgla brunatnego na
tym terenie może trwać nawet 280 lat. Ponadto obliczył, że
roczny dochód przez pierwsze cztery lata wydobycia węgla
produkcji brykietów powinien osiągnąć 575 000 marek.
Wydaje się, że ekspertyza Krischa jest najmniej konkretna
i najmniej przydatna. Za bardzo wzoruje się i nawiązuje do
ekspertyzy Kriebitza.
6. Zakończenie
Przypomnienie sposobu postępowania, w celu racjonalnego oszacowania zysków i strat, przy dużej prywatnej
inicjatywie dotyczącej wydobycia węgla brunatnego metodą
podziemną w okolicach Jerki zasługuje na podkreślenie i porównanie z obecnie toczącymi się, najczęściej zakulisowymi
przymiarkami do ponownej eksploatacji, tym razem w rejonie
Krobia-Poniec.
Mimo bardzo optymistycznych orzeczeń i prognoz inwestycja nie została zrealizowana. Dzięki J. Świątkiewiczowi
[9] mamy przytoczone bezpośrednie informacje zamieszczone
w „Poradniku Gospodarskim” [5] opisujące budowę szybu
odwodnieniowego w miejscu otworu Galba, w Radosinie,
a także początki głębienia szybu wydobywczego. Niestety
dobrze zapowiadająca się inwestycja nie została zrealizowana. Różnego rodzaju trudności techniczne i przyrodnicze
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
spowodowały, że eksploatacja nie przyniosła spodziewanych
zysków. W 1912 r. spółka zbankrutowała, doprowadzając
tym samym Taczanowskiego do ruiny. W grudniu 1912 r.
zmuszony był do sprzedaży Jerki i Chorynia księciu weimarskiemu, ówczesnemu właścicielowi Racotu. Wybuch I wojny
światowej przyczynił się także do zapomnienia o inwestycjach, a po odzyskaniu niepodległości do sprawy wydobycia
węgla brunatnego metodą podziemną w rejonie Jerki już nie
powrócono [9].
5.
6.
7.
8.
Literatura
1.
2.
3.
4.
9.
Butterlin G.: Pola górnicze węgla brunatnego w Jerce. Poznań 1907.
Kriebitz P.: Pola kopalniane węgla brunatnego w Jerce. Poznań 1907.
Krisch J.: Pola kopalniane węgla brunatnego w Jerce. Poznań 1907.
87
Łuczak Cz.: Dzieje gospodarcze Wielkopolski w okresie zaborów (18151918). Seria: Dzieje Gospodarcze Wielkopolski, nr 4, Poznań 2001.
Poradnik Gospodarski,: Kopalnie węgla brunatnego pod Jerką. 1909
nr 22, s. 165-176.
Skoczylas J.: Zarys historii kopalnictwa na obszarze Ziemi
Leszczyńskiej. Technika Poszukiwań Geologicznych. „Geosynoptyka
i Geotermia”. 1988, z. 5-6.
Skoczylas J.: Początki górnictwa w Wielkopolsce i geologiczno-górnicza
działalność Józefa Zwierzyckiego. Przegląd Górniczy. 2011,t. 66, Nr
12, s. 130 – 137.
Skoczylas J.: Dzieje badań geologicznych w Wielkopolsce do 1939
roku. Wydawnictwo Naukowe UAM. Poznań 2011.
Świątkiewicz J.: Dawne kopalnie węgla brunatnego na Ziemi
Kościańskiej W: H. Florkowski (red.) Pamiętnik Towarzystwa
Miłośników Ziemi Kościańskiej. 1975-1978. Kościan 1980.
Nasz nowy adres to
[email protected]
88
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
UKD 622.33:622.624.044
Ocena przydatności wybranych metod
sztucznej inteligencji w prognozach
przemieszczeń spowodowanych odwodnieniem
górotworu na terenach górniczych
Assessment of suitability of selected approaches of artificial
intelligence in the prediction of surface subsidence due to
rock mass drainage in mining areas
mgr inż. Wojciech T. Witkowski*)
Treść: W publikacji przedstawiono problem osiadań powierzchni spowodowanych przez odwodnienie górotworu, obserwowanych
na terenach górniczych. Przedstawiono możliwość prognozowania tych ruchów z wykorzystaniem narzędzi sztucznej inteligencji. Omówiono dwie metody obliczeniowe: wielowarstwową sieć perceptronową oraz metodę wektorów podtrzymujących.
Proces uczenia sieci wykonano na zestawie danych reprezentujących jeden z polskich terenów górniczych. Uzyskane wyniki
zaprezentowano w postaci wykresów korelacyjnych danych prognozowanych przez sieci oraz oczekiwanych odpowiedzi
(dane wysokościowe). Weryfikację poprawności wytrenowania sieci przeprowadzono na próbce danych nieuczestniczących
we wcześniejszej procedurze obliczeniowej. Zaprezentowano najlepsze rezultaty z procesu uczenia sieci MLP oraz SVM.
W podsumowaniu wskazano możliwości dalszego rozwoju badań w zakresie wykorzystania sztucznej inteligencji w zagadnieniu
osiadań odwodnieniowych obserwowanych na terenach górniczych.
Abstract: This paper presents a phenomenon of surface subsidence caused by dewatering of rock mass observed in mining areas.
The possibility of forecasting these movements by the use of artificial intelligence tools was presented, and two calculation
methods discussed: Multilayer Perceptron Network (MLP) and the Support Vectors Machines (SVM). The teaching process
of the network was performed on the basis of a data set, representing one of the Polish mining areas. Obtained results were
presented in the form of correlation graphs of data forecasted by neural networks and expected responses (elevation data).
Verification of network training correctness was conducted on a sample of data not involved in the earlier calculation procedure.
The best results of the learning process of MLP and SVM networks were presented. The summary indicated the possibility
of further development of research in terms of using artificial intelligence in the issue of drainage subsidence observed in
mining areas.
Słowa kluczowe:
osiadania odwodnieniowe, sztuczna inteligencja, MLP, SVM, deformacje terenu, drenaż górniczy, prognoza
Key words:
drainage subsidence, artificial intelligence, MLP, SVM, surface deformation, mine drainage, prediction
1. Wprowadzenie
Prowadzenie prac górniczych związane jest z koniecznością ciągłego odwadniania górotworu, co wywołuje z reguły
powstanie rozległego leja depresji w warstwach zawodnionych. W konsekwencji obserwowany jest spadek ciśnienia
piezometrycznego oraz kompakcja warstwy wodonośnej,
ujawniająca się na powierzchni w postaci rozległej niecki
obniżeniowej. W literaturze polskiej zmiany wywołane odwodnieniem górotworu określa się jako pośrednie wpływy
eksploatacji górniczej, w przeciwieństwie do wpływów bezpośrednich wywołanych wprost przez eksploatację pewnej
objętości kopaliny [9]. Zjawisko osiadań odwodnieniowych
często traktowane jest marginalnie w analizach deformacji
powierzchni terenu, z uwagi na niewielkie wartości przemieszczeń pionowych w stosunku do obniżeń wywołanych
bezpośrednimi pracami górniczymi. Często też brak szcze*) AGH w Krakowie
gółowych pomiarów piezometrycznych na terenie górniczym
wyklucza możliwość wyznaczenia zakresu tych osiadań.
Nieuwzględnienie kompakcji ośrodka porowatego może
wpływać na wiarygodność i dokładność wykonywanych
prognoz deformacji powierzchni terenu [7, 14]. Istnieje zatem
konieczność rozpoznania warunków wodnych w górotworze
oraz podjęcia próby matematycznego ujęcia procesu osiadań
odwodnieniowych w celu określenia możliwych przemieszczeń pionowych z tytułu zaciskania się warstw ściśliwych.
Istniejące modele matematyczne do prognozowania deformacji powierzchni terenu dla ośrodków porowatych wykorzystywane są głównie w zagadnieniach dotyczących złóż ciekłych
i gazowych [4, 5, 6, 18]. Niektóre modele stosuje się również
dla opisu niecek odwodnieniowych oraz ruchów powierzchni
w fazie odtwarzania się poziomów wodonośnych w zlikwidowanych kopalniach. Dokładniejszy przegląd literatury dotyczącej istniejących modeli prognostycznych przedstawiono
m.in. w [6, 18]. W jednej z wcześniejszych prac zwrócono
uwagę na możliwość badań nad wykorzystaniem nowego
podejścia, poprzez zastosowanie narzędzi sztucznej inteli-
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
gencji, do zagadnienia prognozowania wpływów pośrednich
na terenach górniczych [18]. Sieci neuronowe, które stanowią
jedno z narzędzi sztucznej inteligencji, znalazły zastosowanie
w wielu dziedzinach nauk technicznych, co świadczy o ich
potencjale i możliwościach [1, 10, 11, 12, 13, 20].
2. Dane pomiarowe
Rozwijający się w czasie lej depresji monitorowany
jest przez zainstalowane w warstwach wodonośnych piezometry [17]. Na wykresie 1 zaprezentowano przykładowe
dane pomiarowe z wybranego urządzenia celem ilustracji
związku między przyrostem obniżenia zwierciadła wody
w otworze piezometrycznym (Δh) oraz odwrotnością odległości w płaszczyźnie poziomej między aktualnie prowadzoną
eksploatacją a urządzeniem (D-1). Wysokości lustra wody
zostały zestandaryzowane do wartości 1 w celu poprawy
czytelności wykresu. Wraz ze zbliżaniem się eksploatacji
w kierunku urządzenia odczytowego obserwuje się zwiększony przyrost obniżenia zwierciadła wody (rys. 1). Trzeci wyraźny pik w przebiegu odwrotności odległości od eksploatacji
nie znajduje odzwierciedlenia w rejestrowanych odczytach,
co związane jest przypuszczalnie z całkowitym obniżeniem
zwierciadła napiętego.
Przemieszczenia pionowe powierzchni terenu wynikające
zarówno z wpływów bezpośrednich, jak i pośrednich, rejestrowane są przez geodezyjne pomiary wysokościowe wykonywane na liniach obserwacyjnych lub w sieci reperów rozproszonych [14]. Dominującą składową tych przemieszczeń są
bezpośrednie wpływy eksploatacji. Przemieszczenia pionowe
wynikające z kompakcji ośrodka porowatego występują na
całym obszarze prowadzonych prac górniczych i związane są
89
z rozwijającym się lejem depresji w warstwie wodonośnej.
Należy jednak wyraźnie podkreślić, że rozdzielenie wpływu
obu czynników na obniżenia powierzchni jest niezwykle
utrudnione. W nielicznych przypadkach udaje się to w efekcie złożonych analiz przybliżonego rozwoju leja depresji
i przemieszczeń pionowych prowadzonych na całym terenie
górniczym [np. 7]. Na wykresie 2 zaprezentowano obniżenia
punktów przykładowej linii obserwacyjnej, gdzie zarejestrowane obniżenia wynikają bezpośrednio z drenażu górniczego.
Analizowany fragment linii znajdował się poza wpływem
bezpośrednim prowadzonej eksploatacji. W kolejnych cyklach
pomiarowych widoczne jest w przybliżeniu stałe obniżanie
się punktów na całej długości odcinka linii. W przeprowadzonym eksperymencie obliczeniowym wykorzystano fragment
innej linii pomiarowej, który zaprezentowano na wykresie 6.
Również w tym przypadku wartości przemieszczenia pionowego zarejestrowane na powierzchni terenu wynikają tylko
z wpływów pośrednich – drenażu górotworu. We wstępnej
analizie danych pomiarowych usunięto obserwację odstającą
zarejestrowaną na punkcie 33 wynikającą z prawdopodobnego
błędu grubego (rys. 6). Tak uzyskane dane empiryczne przyjęto do dalszych analiz.
3. Wybrane narzędzia sztucznej inteligencji
W analizach zdecydowano się wykorzystać narzędzia
sztucznej inteligencji z uwagi na ich zdolności adaptacyjne
oraz generalizacyjne [2, 13, 16]. Bazując na obserwacjach
budowy i działania ludzkiego mózgu, stworzono narzędzia
obliczeniowe, które podobnie jak ludzki odpowiednik nabywają i generalizują wiedzę zdobytą w procesie uczenia [13].
Podstawową jednostką budującą strukturę sztucznych sieci
Rys. 1.Przyrost obniżenia zwierciadła piezometrycznego (Δh) oraz odwrotność odległości rozwijającej się eksploatacji górniczej od otworu piezometrycznego (D-1)
Fig. 1. The increase in piezometric level (Δh) and inverse distance of developing mining operations from the
piezometric borehole (D-1)
90
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 2.Obniżenia punktów fragmentu przykładowej linii obserwacyjnej wywołane drenażem górniczym
Fig. 2. Vertical displacements of the points of exemplary observation line caused by mining drainage
jest pojedyncza komórka neuronowa. Pierwszym sztucznym
neuronem był zaproponowany w roku 1943 model stworzony
przez McCullocha-Pitts [13], który można przedstawić za
pomocą równania:
(1)
gdzie:
yi – j-ty sygnał wyjściowy;
xi – i-ty sygnał wejściowy;
wi – i-ta waga sygnału wejściowego;
wi0 – bias;
f – funkcja aktywacji.
Zasada działania neuronu polega na przetworzeniu sygnału
wejściowego z wykorzystaniem tak zwanej funkcji aktywacji,
która w modelu McCullocha-Pitts’a przyjmuje postać funkcji
skokowej. Obecnie istnieje szereg innych rozwiązań w zakresie budowy i działania sztucznych sieci neuronowych [2, 13,
16]. Najczęściej spotykanym i wykorzystywanym jest model
neuronu sigmoidalnego z ciągłą unipolarną funkcją aktywacji:
(2)
dla której w procesie uczenia zostają ustalone wagi połączeń
między neuronami [13].
Drugą metodą, wykorzystaną w prezentowanych analizach, jest opracowana na początku lat 90 technika uczenia
maszynowego Support Vector Machines (SVM) [3, 15, 16].
Optymalizacja sieci SVM sprowadza się do programowania
kwadratowego przez zminimalizowanie funkcji celu dla danych pomiarowych (xi, d(xi)) w dziedzinie liczb rzeczywistych
[3, 13] zdefiniowanej przez funkcję:
(4)
przy poniższych ograniczeniach:
i rozwiązaniu problemu dualnego z wykorzystaniem mnożników Lagrange'a:
lub bipolarną w postaci:
(5)
(3)
gdzie:
β – parametr dobierany przez użytkownika, determinuje
kształt krzywej aktywacji.
Zestawienie pojedynczych komórek neuronowych w duże
struktury nazywane sieciami pozwala uzyskać zdolności do
nabywania i generalizacji wiedzy, zgromadzonej w procesie
uczenia. Spośród wielu istniejących modeli sieci neuronowych za najpopularniejszy można uznać wielowarstwową
sieć perceptronową (ang. Multi Layer Perceptron - MLP),
przy ograniczeniach:
gdzie:
xi – wektor wejściowy danych uczących;
d(xi) – oczekiwana odpowiedź;
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
91
w – wektor wag;
– zmienne dopełniające i odpowiadające
im mnożniki Lagrange’a;
C – stała regularyzacyjna dobierana przez użytkownika
– funkcją jądra;
- polaryzacja i tolerancja funkcji błędu.
Po rozwiązaniu równania (5) sygnał wyjściowy sieci
w metodzie SVM opisuje się zależnością:
struktury sieci do zestawu danych uczących w taki sposób,
aby oddać ogólne wzorce charakteryzujące dany proces
z możliwością ich późniejszego, efektywnego wykorzystania.
Do określenia stopnia generalizacji wiedzy zawartej w strukturach sieci wykorzystany został zestaw danych, który nie brał
udziału w procesie trenowania sieci. Stanowi on fragment linii
obserwacyjnej wolnej od wpływów bezpośrednich (rys. 6).
(6)
Proces uczenia sieci typu MLP wymaga podziału zbioru wejściowego na dane uczące, testujące i walidujące.
Przeprowadzono łącznie 1000 symulacji procesu uczenia
uzyskując współczynniki korelacji danych wejściowych i wyjściowych sieci na poziomie 0,98 dla losowego podziału zbioru.
Dla każdej z wytrenowanych sieci wykonano obliczenia dla
danych nieuczestniczących w procesie uczenia i porównano
z danymi pochodzącymi z bezpośredniego pomiaru terenowego, prezentując wyniki na wykresach korelacyjnych (rys. 3,
rys. 4). W większości przypadków uzyskane prognozowane
wartości znacząco odbiegały od obserwowanych przemieszczeń pionowych (rys. 3), co może świadczyć o przeuczeniu
sieci lub niereprezentatywnym zbiorze uczącym. Na rysunku
3 zaprezentowano przykładowe wykresy korelacyjne, które
wskazują na brak generalizacji wiedzy nabytej przez sieć
oraz świadczą o braku powtarzalności procesu uczenia sieci.
Zadowalającą prognozę uzyskano jedynie dla kilku
struktur, dla których prognozowane wartości przemieszczeń
pionowych zaprezentowano na rysunku 4. Widoczna jest wysoka korelacja odpowiedzi uzyskanych przez sieć z danymi
pomiarowymi. Należy jednak zaznaczyć, że zadowalające
wyniki uzyskano jedynie w przypadku 1% wszystkich wytrenowanych sieci. Należałoby przeprowadzić ponowny proces
walidacji na innym zestawie danych w celu sprawdzenia
- liczba wektorów podtrzymujących
Sieci neuronowe typu MLP oraz SVM znalazły zastosowanie w rozwiązywaniu szeregu problemów związanych
z górnictwem, hydrogeologią, jak również z deformacjami
powierzchni terenu [1, 4, 10, 11, 12, 20]. Nie były jednak
dotychczas stosowane w prognozowaniu przemieszczeń
odwodnieniowych.
4. Testowanie sieci neuronowych
W eksperymencie obliczeniowym wykorzystano dane
pozyskane na terenie jednej z polskich kopalń głębinowych.
Obserwacje wykonywane w otworach piezometrycznych
pozwoliły na określenie spadku ciśnienia piezometrycznego
w warstwach zawodnionych. Zebrane informacje [8, 19]
w postaci spadku ciśnienia piezometrycznego, miąższości
warstw zawodnionych, odległości od strefy uskokowej oraz
odpowiadające im przemieszczenia odwodnieniowe, posłużyły do przeprowadzenia procesu uczenia sieci MLP oraz SVM.
W procesie uczenia sieci najważniejszym elementem jest
generalizacja nabytej wiedzy, która polega na dopasowaniu
4.1. Badania dla sieci typu MLP
Rys. 3. Przykłady błędnie wytrenowanej sieci MLP
Fig. 3. Examples of mistakenly trained MLP network
92
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
Rys. 4.Przykłady uzyskanych odpowiedzi sieci MLP zbliżonych do wartości oczekiwanej
Fig. 4. Examples of responses of MLP networks close to the expected value
poprawności uzyskiwanych wyników. To zadanie jednak nie
jest przedmiotem niniejszego artykułu.
4.2. Badania dla sieci typu SVM
W kolejnym etapie eksperymentu ten sam zestaw danych
wykorzystany został do przeprowadzenia symulacji techniką
SVM. Podobnie jak w przypadku sieci MLP, do określenia
jakości generalizacji wiedzy wykorzystano osobny zestaw
danych z tego samego obszaru górniczego. Przeprowadzono
łącznie 324 symulacje. Mniejsza ilość wykonanych obliczeń
w porównaniu z metodą MLP wynika z różnic w sposobie
uczenia sieci. Przykładowe, wybrane wyniki uzyskane techniką SVM zaprezentowano na wykresie 5, gdzie prognozowane
Rys. 5.Uzyskane odpowiedzi metodą SVM
Fig. 5. Responses obtained by SVM method
odpowiedzi sieci zestawiono z wartościami oczekiwanymi.
Przemieszczenia pionowe na wykresie 5 przeskalowano
w zakresie od -1 do 1, co wynika z realizacji samej metody
obliczeniowej [3]. Wyniki uzyskane dla sieci SVM charakteryzują się wysokim stopniem zgodności z wartościami oczekiwanymi oraz powtarzalnością uzyskiwanych odpowiedzi
(rys. 5). Na rysunku 5 zaprezentowano uzyskane warianty
przeprowadzonych symulacji.
Na wykresie 6 zaprezentowano wyniki uzyskane z wykorzystaniem sieci MLP oraz SVM, charakteryzujące się
największym stopniem generalizacji nabytej wiedzy. Wartości
pomierzone przyjęto bezpośrednio z pomiarów, odrzucając
z analiz jedynie błędy grube (punkt 33). W odniesieniu do danych pomiarowych obliczono błędy MSE w celu ilościowego
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
porównania uzyskanych wyników metodą MLP oraz SVM ,
zgodnie ze wzorem [3]:
(7)
gdzie:
f(xi) – odpowiedź sieci na podstawie danych wejściowych;
yi – wartość oczekiwana odpowiedzi;
n – liczba obserwacji.
Uzyskane wyniki prezentują się następująco:
MSEMLP = 288 mm2
MSESVM = 558 mm2
(8)
Błąd uzyskany dla sieci SVM jest blisko dwukrotnie
większy w porównaniu do błędu dla sieci MLP. W przebiegu
uzyskanych odpowiedzi z sieci MLP widoczny jest skokowy
charakter kolejnych wartości w punktach 6 oraz 23. Z kolei
krzywa reprezentująca odpowiedzi sieci SVM charakteryzuje
się ciągłością i zbliżonych kształtem, różniącym się jedynie
nachyleniem, w stosunku do krzywej wynikającej z pomiaru,
co wskazuje na korzyść sieci SVM (rys. 6).
5. Podsumowanie i wnioski
Przeprowadzone analizy miały na celu określenie
możliwości adaptacyjnych wybranych narzędzi sztucznej
inteligencji w zagadnieniu prognozowania przemieszczeń
odwodnieniowych. W obliczeniach wykorzystano wielowarstwową sieć percepronową MLP oraz metodę wektorów
podtrzymujących SVM.
Analizując rozwijającą się eksploatację górniczą, zwrócono uwagę na wyraźną zależność między spadkiem ciśnienia
w warstwach wodonośnych a postępującymi pracami górniczymi (rys. 1). Spadek ciśnienia inicjuje proces kompakcji
warstw ściśliwych, którego skutek rejestrowany jest na
liniach obserwacyjnych zastabilizowanych na powierzchni
terenu. Cechą charakterystyczną rejestrowanego procesu są
systematyczne, w przybliżeniu stałe przyrosty obniżeń obserwowane na całej długości fragmentu linii obserwacyjnej
93
(rys. 2). Powiązanie rejestrowanego spadku ciśnienia piezometrycznego z obniżeniami powierzchni terenu możliwe jest
z wykorzystaniem narzędzi sztucznej inteligencji. Analizy
wykonane z wykorzystaniem sieci MLP oraz SVM można
podsumować następująco:
– Pożądaną generalizację wiedzy w przypadku sieci MLP
uzyskano tylko w nielicznych przykładach. Zdecydowana
większość uzyskiwanych wyników miała charakter
przypadkowy i wskazywała na brak generalizacji wiedzy
nabytej przez sieci w procesie uczenia (rys. 3). Jedynie
1% wszystkich symulacji przeprowadzonych z wykorzystaniem sieci MLP prezentowały zadowalające wyniki
dobrze korelujące z wartościami oczekiwanymi (rys. 4).
W przypadku sieci MLP bazę danych uczących należałoby
rozbudować w celu poprawy stopnia generalizacji wiedzy,
co będzie kolejnym etapem dalszych badań.
– Metoda SVM charakteryzowała się większą stabilnością
oraz powtarzalnością uzyskiwanych wartości końcowych
(rys. 5). Uzyskiwane odpowiedzi z metody SVM oscylowały w ograniczonym zakresie liczbowym, bez przypadkowości w wynikach, jakie w większości charakteryzowały
sieci MLP.
– Po wyborze najlepszych rozwiązań z metod MLP oraz
SVM i wyznaczeniu wartości błędów średniokwadratowych MSE wyniki wskazują na większą dokładność sieci
MLP. W przebiegu wartości prognozowanych przez sieć
MLP (rys. 6) widoczne są wyraźne skoki w punktach 6 oraz
23, co może wskazywać na niepewność uzyskiwanych wyników z wykorzystaniem tych sieci. Analizując przebieg
prognozowanych wartości z metody SVM widoczny jest
regularny i niezaburzony przebieg, zbliżony kształtem do
danych empirycznych, różniący się jedynie nachyleniem
wykresów (rys. 6). Rozbudowanie bazy danych uczących
może, również w przypadku metody SVM, poprawić uzyskiwane rezultaty i stopień generalizacji wiedzy, co będzie
przedmiotem dalszych badań.
– Po obecnym etapie badań można zauważyć, że sieci
typu SVM są stabilniejsze i szybciej generalizują wiedzę
w procesie uczenia, natomiast ustępują dokładnością
generalizacji sieciom MLP. Dalsze badania powinny po-
Rys. 6.Zestawienie wybranych wyników sieci MLP oraz SVM z obserwacjami
Fig. 6. Comparison of selected results of MLP and SVM networks with observation data
94
PRZEGLĄD GÓRNICZY
zwolić na uściślenie tej konkluzji w kierunku praktycznego
zastosowania konkretnych rozwiązań.
Publikacja powstała w ramach projektu Narodowego
Centrum Nauki nr 2014/13/N/ST10/02845
Literatura
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
Ambrozic T., Turk G.: Prediction of subsidence due to underground
mining by artificial neural networks. Computers & Geosciences, 2003,
T. 29, no. 5, p. 627–637. DOI 10.1016/S0098- 3004(03)00044-X
Bishop Ch.M.: Neural networks for pattern recognition, Oxford,
Clarendon Press, 1996
Chih-Chung Ch., Chih-Jen L.: LIBSVM : a library for support vector
machines, ACM Transactions on Intelligent Systems and Technology,
2:27:1--27:27, 2011. Software available at http://www.csie.ntu.edu.
tw/~cjlin/libsvm
Galloway D.L., Burbey T.J.: Review: Regional land subsidence accompanying groundwater extraction, „Hydrogeology Journal”, 2011,
vol.19, iss. 8, pp. 1459–1486
Geertsma J., Van Opstal G.: A numerical technique for predicting
subsidence above compaction reservoirs, based on the nucleus of strain
concept. Verhandelingen Kon. Ned. Geol. Mijnbouwk. Gen. vol. 28,
1973, s. 63-78.
Hejmanowski R.: Zur Vorausberechnung Förderbedingter
Bodensenkungen Über Erdöl- und Erdgaslegerstätten. Praca doktorska,
Technische Universität Clausthal 1993
Hejmanowski R., Sopata P., Stoch T., Wójcik A., Witkowski W.T.: Wpływ
odwodnienia górotworu węglowego na osiadanie powierzchni terenu
[Impact of coal rock mass drainage on surface subsidence], „Przegląd
Górniczy”, 2013, t. 69, nr 8, pp. 38–43
Hejmanowski R., Witkowski W.T.: Suitability assessment of artificial
neural network to approximate surface subsidence due to rock mass
9.
10.
11.
12.
13.
14.
15.
16.
17.
18.
19.
20.
2016
drainage, Journal of Sustainable Mining, 2015 vol. 14 iss. 2, pp.
101–107, DOI 10.1016/j.jsm.2015.08.014.
Knothe S.: Równanie profilu ostatecznie wykształconej niecki osiadania.
Archiwum Górnictwa i Hutnictwa, t. I, vol.1, 1953
Kim K.D., Lee S., Oh H.J.: Prediction of ground subsidence in Samcheok
City, Korea using artificial neural networks and GIS. Environmental
Geology, 2008, T. 58, nr 1, s. 61–70. DOI 10.1007/s00254-008-1492-9.
Kumar M., Raghuwanshi N.S., Singh R.: Artificial neural networks approach
in evapotranspiration modeling: a review. Irrigation Science, 2010, T. 29,
nr 1, s. 11–25. DOI 10.1007/s00271-010-0230-8.
Lee S., Park I., Choi J.K.: Spatial prediction of ground subsidence susceptibility using an artificial neural network. Environmental management,
2012, T. 49, nr 2, s. 347–58. DOI 10.1007/s00267-011-9766-5.
Osowski S.: Sieci neuronowe do przetwarzania informacji (wyd. II).
Oficyna Wydawnicza PW, Warszawa 2006.
Popiołek E. i inni: Analiza rozwoju i prognoza niecki obniżeniowej
ze szczególnym uwzględnieniem rejonów projektowanej eksploatacji
górniczej, Kraków 2003, 2005, 2007, 2009 i 2011 (materiały niepublikowane).
Steinwart I., i Christmann A.: Support Vector Machines, Springer 2008.
Vapnik V.: Statistical Learning Theory, Wiley, New York, NY, 1998.
Wilk Z., Bocheńska T.: Hydrogeologia polskich złóż kopalin i problemy
wodne górnictwa. Wydawnictwo AGH Kraków t. 2, 2003.
Witkowski W.T.: Review of computational models using to subsidence
prediction due to fluid withdrawal,15. Geokinematischer Tag : 15-16
May 2014, TU Bergakademie Freiberg, Germany pp. 117-127.
Witkowski W.T.: Artificial intelligence in modelling of surface subsidence due to water withdrawal in underground mining, International
Multidisciplinary Scientific GeoConference SGEM, 18–24 June 2015,
Albena, Bulgaria, pp.503–510.
Zhi-xiang T., Pei-xian L., Li-li Y., Ka-zhong D.: Study of the method
to calculate subsidence coefficient based on SVM, Procedia Earth and
Planetary Science, 2009, vol.1, iss. 1, pp. 970–976.
" ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
"
Nr 2
PRZEGLĄD GÓRNICZY
95
........................, dnia
............2016r.
Zamawiający ..........................................................
.................................................................................
Dokładny adres: .....................................................
................................................................................
nr NIP .................................................................... Redakcja „Przeglądu Górniczego”
ul. Powstańców 25
40-952 Katowice
Zamówienie
na prenumeratę ............... ... ....... egzemplarzy miesięcznika „Przegląd Górniczy” na rok 2016
Kwotę ........... PLN słownie ............................................................................................
wpłacono na konto: 63 1050 1214 1000 0007 0005 6898 w ING Bank Śląski O/Katowice
Załączamy kopię dowodu wpłaty z dnia ....................................
Oświadczamy, że jesteśmy płatnikiem podatku VAT i upoważniamy Was do wystawiania faktur VAT
bez podpisu. Wyrażamy (nie wyrażamy) zgodę na przesyłanie faktury e-mailem ...................................
Zamówione egzemplarze miesięcznika proszę przesłać na adres: ............................................................
....................................................................................................................................................................
dane osoby kontaktowej: ...........................................................................................................................
pieczątka i podpis
Redakcja przyjmuje zamówienia REKLAM i OGŁOSZEŃ. Cena jednej strony formatu A4 wynosi
1500 PLN + 23% VAT = 1845 PLN.
Za treść reklam i ogłoszeń odpowiada zleceniodawca.
96
PRZEGLĄD GÓRNICZY
2016
WSKAZÓWKI DLA AUTORÓW
„Przegląd Górniczy” („PG”) jest czasopismem naukowo-technicznym merytorycznie obejmującym całokształt zagadnień
związanych z górnictwem kopalin stałych wydawanym przez Zarząd Główny Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Górnictwa.
Autorzy składanych artykułów są zobligowani do podania stopnia naukowego, afiliacji i danych teleadresowych niezbędnych do podpisania umowy autorskiej oraz dostarczenia fotografii (pdf).
Artykuły publikowane w „PG” są opiniowane przez dwóch niezależnych recenzentów. Recenzje wraz z uwagami redakcji są
udostępniane autorowi w celu przygotowania ostatecznej wersji w uzgodnionym terminie.
w celu ułatwienia prac redakcyjnych prosimy o przygotowanie artykułów zgodnie z poniższymi wskazówkami:
•
objętość artykułu z rysunkami nie powinna przekraczać 15 stron formatu A4 z interlinią 1,5, marginesami 1,5 cm,
czcionką Times New Roman, wielkość 12, wyrównany do lewej strony, z wyłączoną opcją dzielenia wyrazów, bez
wcięć akapitowych
•
na lewym marginesie należy zaznaczyć miejsca włamania rysunków i tablic
•
tekst i tablice powinny być przekazane w Microsoft Office Word, a rysunki w CorellDRAW
•
jednostki miar podawać w systemie SI
•
tekst, objaśnienia do rys. i tablic należy zapisać w osobnych plikach
•
artykuł do redakcji należy przekazać w wersji papierowej (2 egz.) i w wersji elektronicznej z podaniem (edytora teksty,
programu graficznego i programu kompresującego jeśli taki został zastosowany.
Tytuł artykułu należy podać w językach polskim i angielskim
Treść (j. polski) i Abstract (j. angielski) o objętości do 750 znaków w tym spacje
Słowa kluczowe i Key words należy podać maksymalnie 8 słów
Literatura ułożona alfabetycznie powinna zawierać tylko prace publikowane, cytowane w tekście lub w podpisach tablic
i rysunków:
Bodnar A.: Wytrzymałość materiałów. Wydawnictwo Politechniki Krakowskiej. Kraków 2004
Krowiak A.: Analiza wpływu nakładów inwestycyjnych na budowę nowego poziomu wydobywczego na rentowność projektu
udostępniania i eksploatacji pokładów węgla kamiennego. Przegląd Górniczy nr 2/2012 str. 1 - 7, Katowice 2012.
Ogrodnik R.: Rola interesariuszy w zarządzaniu przedsiębiorstwem górniczym. Wiadomości Górnicze nr 1, Katowice 2011
Rysunki (Figury), fotografie należy dostarczyć w wersji elektronicznej wraz z wydrukiem. Rozdzielczość skanowanych
fotografii kolorowych powinna wynosić minimum 300 dpi, fotografii czarno-białych 600 dpi, a rysunków 1200 dpi.
Ze względu na trudności z pozyskiwaniem funduszy na pokrycie kosztów produkcji „PG” najprawdopodobniej w kwietniu
zostanie wprowadzona ujednolicona odpłatność za artykuł w kwocie 400 PLN netto + 23% VAT = 492 PLN
Zeszyty tzw. zamawiane w 2016 roku będą realizowane w kwocie 750 PLN netto + VAT 23% = 922,50 PLN za arkusz
wydawniczy
Dodatkowe informacje dla autorów i recenzentów są dostępne na stronie internetowej SITG http://www.sitg.pl/przegladgorniczy/
u
p
b
Nr 2/2016
Dr inż. Janusz Cygankiewicz
Mgr Agnieszka Dudzińska
Dr inż. Józef Knechtel
Mgr inż. Stanisław Słowik
Mgr inż. Lucjan Świerczek
Dr inż. Krystian Wierzbiński
Prof. dr hab. Janusz Skoczylas
Mgr inż. Wojciech T. Witkowski
Zastosowanie schłodzonego azotu do likwidacji
termicznych skutków działania georeaktora podziemnego
zgazowania węgla
3
Analiza sorpcji gazów współistniejących w atmosferze
kopalnianej
10
Wpływ jakości uszczelnienia lutniociągu elastycznego na
koszty przewietrzania drążonego wyrobiska
17
Analiza szybkości reakcji utleniania 955 elementowej
próby węgli kamiennych z uwzględnieniem zagrożenia
pożarowego
23
Wpływ prędkości powietrza przepływającego przez
ścianę na przewietrzanie zrobów zawałowych i
profilaktykę pożarową
34
Wykorzystanie metod CFD w prognozowaniu
przestrzennym rozkładu koncentracji metanu w chodniku
wentylacyjnym - opracowanie i walidacja modeli
numerycznych 3D
44
Wpływ pomocniczych urządzeń wentylacyjnych na
wylocie ze ściany na obniżenie zdolności wentylacyjnej
rejonu
56
Geometria skrzyżowań ścian z chodnikami
wentylacyjnymi - konfiguracja pomocniczych urządzeń
wentylacyjnych
66
Z dziejów poszukiwania i prób eksploatacji węgla
brunatnego w Jerce (Wielkopolska)
82
Ocena przydatności wybranych metod sztucznej
inteligencji w prognozach przemieszczeń
spowodowanych odwodnieniem górotworu na terenach
górniczych
88

Pobierz jako PDF - Stowarzyszenie Inżynierów i Techników Górnictwa

Transkrypt

Podobne dokumenty

Rozwiązać podaną ramę (wykresy M Q N ) HB 30 3 20 20 C 20 3 x

Instrukcja obsługi

opis śmietnik wykonawczy

Prefabrykowana ściana warstwowa PRECON

Uszczelnienie statyczne X-RING/QUAD-RING

KONFIGURACJA KLIENTA POCZTOWEGO OPERA