掘进工作面冲击射流换热特性.pdf

第 38 卷第 4 期煤 炭 学 报Vol. 38 No. 4 2013 年4 月JOURNAL OF CHINA COAL SOCIETYApr. 2013 文章编号0253-9993201304-0554-07 掘进工作面冲击射流换热特性 姬建虎1,2,3,廖 强1,胡千庭2,3,褚召祥2,3,张习军2,3 1． 重庆大学 工程热物理研究所,重庆 400044;2． 瓦斯灾害监控与应急技术国家重点实验室,重庆 400037;3． 中国煤炭科工集团重庆研究院, 重庆 400037 摘 要针对高温矿井掘进工作面的通风和换热特点,运用量纲分析法,得出掘进工作面射流冲击 换热系数的关联式,结果表明,射流冲击换热无量纲 Nu 与 Re、巷道特征直径 D、风筒直径 d 和风筒 出口距工作面断面的距离 H 有关。 采用 ANSYS 软件对特定巷道的不同风流雷诺数 Re、风筒直径 d 和风筒出口距工作面断面的距离 H 的 216 种组合方式下的换热情况进行了模拟。 模拟结果回归 分析表明当 D/ d 为 5． 60 时,Nu 与 Re,H/ d 之间的关系式符合 Lorentzian 模型;当 D/ d 为 4． 20 和 3． 36 时,Nu 与 Re,H/ d 之间的关系式符合抛物面模型,相关系数 R2分别为 0． 882 2,0． 699 0 和 0． 875 4。 关键词掘进工作面;射流;对流换热;模拟;回归分析;热害矿井 中图分类号TD727 文献标志码A 收稿日期2012-04-18 责任编辑张晓宁 基金项目“十二五”国家科技支撑计划资助项目2012BAK04B02;中国煤炭科工集团创新基金重点资助项目2011ZD001 作者简介姬建虎1978,男,山西晋城人,工程师,博士研究生。 Tel023-65239294,E-mailjijianhu sina． com Characteristics of jet flow heat transfer in heading face JI Jian-hu1,2,3,LIAO Qiang1,HU Qian-ting2,3,CHU Zhao-xiang2,3,ZHANG Xi-jun2,3 1． Engineering Thermophysics Institution,Chongqing University,Chongqing 400044,China;2． National Key Laboratory of Gas Disaster Detecting,Preventing and Emergency Controlling,Chongqing 400037,China;3． Chongqing Research Institute of China Coal Technology jet flow;convective heat transfer;simulation;regression analysis;heat harmful mine 随着浅部煤炭资源的日益枯竭,为保证能源供 给,我国特别是华东地区的煤矿开采逐渐向深部 发展[1]。 矿井进入深部开采后除面临一些局部偶发 性的煤与瓦斯突出、冲击地压、突水等灾害威胁外,普 遍面临着高温热害的难题[2-4]。 为解决矿井高温热 害问题,首先需要计算井下各种热源如围岩散热、 机电设备散热的散热量,根据散热量确定主要需冷 地点采掘工作面所需降温冷负荷,才能为矿井降 温系统及方案的选择提供决策依据[5]。 目前对矿井下各热源散热量与降温冷负荷计算 所采用的关键参数大多依靠经验取得,或根据现场实 测结果进行拟合分析获得。 以围岩散热量计算中风 流与围岩之间对流换热系数为例,吴世跃等[6]对矿 井不同支护方式下干燥巷道壁面传热系数的计算公 DOI10.13225/ki.jccs.2013.04.014 第 4 期姬建虎等掘进工作面冲击射流换热特性 式进行了推导;周西华等[7]通过对井下风流与巷壁 换热过程的理论分析,得出了围岩与风流的不稳定对 流换热系数的解析式;高建良等[8-9]从现场实际出 发,通过实测数据的回归分析,得到了井下巷道平均 对流换热系数的简化计算公式,分析了掘进巷道围岩 的温度分布和变化;G Danko 等[10]利用 Climsim,Mul- tiflux 软件对矿井巷道壁面的传热、传质现象进行了 数值模拟, 并对有关结果进行了对比分析; Mal- colm[11]通过传热学理论分析给出了风流和围岩之间 对流换热系数计算式。 杨高飞[12]、王义江[13]和 I. S. Lowndes 等[14]对风流与围岩之间对流换热系数及换 热特性进行了相似模拟实验。 可以看出国内外部分 学者已经采用不同的方法对风流和围岩之间对流换 热系数及相关换热特性进行了研究,但是缺乏对一些 特定区域,如掘进工作面,尤其是工作面附近风流和 围岩之间的换热特性的研究。 本文主要针对掘进工 作面区域风流对掘进工作面冲击射流换热特性进行 分析。 1 掘进工作面通风与换热特点 掘进工作面的压入式通风方式实际上是射流通 风。 风筒一般布置在掘进巷道的一侧,因而沿巷道侧 壁形成附壁射流,风流必须到达掘进工作面才能产生 回流。 因此,掘进工作面的通风方式实际上是有限空 间的受限冲击射流通风,如图 1 所示[15]。 根据风流 特点,可将风流和掘进工作面围岩的换热分为 3 部 分① 风流和掘进工作面间的换热;② 风流贴壁射 流和侧面围岩间的换热;③由掘进工作面返回的风流 和侧面围岩间换热。 本文仅研究第①部分 风流 和掘进面工作面间的换热,②,③部分将作为后续研 究。 图 1 掘进工作面流场示意 Fig． 1 Ventilation flow field in driving face 2 掘进工作面冲击射流换热系数 2． 1 换热系数影响因素关联式的确定 由于流体动力的不同、流动状态的区别,流体是 否产生相变及换热表面几何形状的差别构成了多种 类型的对流换热现象。 因此,表征对流传热强弱的换 热系数是取决于多种因素的复杂函数。 以掘进工作 面通风射流冲击换热为例,根据传热学相关理论[16], 换热系数 h 的主要影响因素有流体流速 u、流体密 度 ρ、流体动力黏度 η、流体的导热系数 λ、比定压热 容 Cp、巷道断面特征直径 D、风筒直径 d、风筒出口距 掘进工作面的距离 H,即 h f u,d,λ,η,ρ,Cp,H, D。 上述关系式共有 9 个物理量,其量纲均由 4 个基 本量的量纲时间 t、长度 L、质量 M、温度 T组成,根 据 π 定律[16],可以组成 5 个无量纲量。 这里取 u,d, λ,η 为基本物理量,这 4 个物理量包含时间 t、长度 L、质量 M、温度 T 四个基本量的量纲。 上述 9 个物理量的量纲如下 dim h MT -1 t -3 , dim d L, dim λ MLT -1 t -3 , dim ηML -1 t -3 ,dim uLt -1 ,dim Cp L 2t -2 T -1 ,dim ρ ML -3 ,dim HL,dim DL。 由 π 定律可得 π1 hua1db1λc1ηd1 π2 ρua2db2λc2ηd2 π3 C pu a3db3λc3ηd3 π4 Hua4db4λc4ηd4 π5 Dua5db5λc5ηd5 1 式中,π1 π5无量纲量;a1 a5,b1 b5,c1 c5,d1 d5为待定指数。 π1 hua1db1λc1ηd1 MT -1 t -3 Lt -1 a1Lb1MLT -1 t -3 c1ML -1 t -3 d1 M1c1 d 1T-1-c1t-3-a1-3c1 -d 1La1 b 1 c 1 -d 1 2 因为 π 定律为无量纲,所以式2中各量纲量的 指数和为 0,即 1 c1 d 1 0 - 1 - c1 0 - 3 - a1- 3c1- d1 0 a1 b 1 c 1 - d 1 0 3 解方程组3,得 a1 0,b1 1,c1- 1,d1 0 将 a1,b1,c1,d1代入 π1得 π1 hd λ Nu努塞尔数 555 煤 炭 学 报 2013 年第 38 卷 同理,解得π2ρdu/ ηRe雷诺数 π3 ηCp λ Pr普朗特数,π4 H d ,π5 D d 因此,关系式 hfu,d,λ,η,ρ,Cp,H,D可转化 为 Nu f D d ,Re, H d ,Pr 4 对于煤矿来说,式4中的 Pr 为空气的普朗特 数,为常数,针对流体介质为空气的情况,式4可简 化为 Nu f D d ,Re, H d 5 2． 2 ANSYS 数值模拟 通过量纲分析法确定的关联式,其具体函数形式 具有经验性,且相关公式的获得需要进行数百、甚至 上千次的实验,工作量大。 因此,采用数值模拟方法, 根据我国煤矿的实际情况,确定不同的 Re,H/ d 和 D/ d,再进行掘进工作面射流换热特性的数值模拟。 2． 2． 1 参数的确定 我国煤矿掘进工作面差异较大,风筒直径 d、风 筒出口到掘进工作面的距离 H 以及因配风量不同而 对应的 Re 也有较大不同。 但一般掘进工作面通风量 在 100 500 m3/ min 具有一定的代表性。 风筒直径 主要有 600,800 和 1 000 mm 等 3 种,风筒出口距工 作面的距离 H 一般不超过 10 m。 1D/ d 的确定。 我国煤矿掘进工作面断面大小差异较大,相应断 面特征直径 D 也分布较广,为便于实验验证,模拟实 验采用的掘进工作面巷道原型为中煤科工集团重庆 研究院粉尘通风防灭火试验巷道,巷道断面为规则的 半圆拱形,底宽 3． 6 m,侧帮高 1． 4 m,巷道总高度为 3． 2 m,如图 2 所示,则特征直径 D 可计算得出为 3． 36 m。 风筒直径 d 分别为 600,800 和 1 000 mm, D/ d 对应的数值见表 1。 图 2 模拟巷道断面几何尺寸 Fig． 2 Simulation roadway section geometry 表 1 不同 D 和 d 时对应的 D/ d Table 1 D/ d in different D and d D/ m D/ d 600 mm 风筒800 mm 风筒1 000 mm 风筒 3． 365． 604． 203． 36 根据表 1,并结合式5可得 D/ d5． 60 时 Nu fRe, H d ,d 600 mm6 D/ d4． 20 时 Nu fRe, H d ,d 800 mm7 D/ d3． 36 时 Nu fRe, H d ,d 1 000 mm8 2Re 的确定。 我国高温热害矿井一般掘进工作面的通风量在 100 500 m3/ min,分别对 100,150,200,250,300, 350,400,450 和500 m3/ min 等9 种情况进行模拟。 9 种风量、3 种风筒所对应的 Re 和风速见表 2。 表 2 不同情况下对应的 Re 数和风速 Table 2 Re and velocity in different situation 序号 风量/ m3min -1 Re 风速/ ms -1 600 mm 风筒 800 mm 风筒 1 000 mm 风筒 1100235 8435． 904． 433． 54 2150353 7648． 856． 645． 31 3200471 68611． 808． 857． 08 4250589 20714． 7411． 068． 84 5300707 12917． 6913． 2710． 61 6350825 05020． 6415． 4812． 38 7400942 97123． 5917． 6914． 15 84501 060 89326． 5419． 9115． 92 95001 178 81429． 4922． 1217． 69 3H/ d 的确定。 掘进工作面压入式通风系统中,风筒出风口距掘 进工作面的距离 H≤4-5 S [17] ,其中,S 为掘进巷 道断面净断面积,m2。 一般情况下我国高瓦斯矿井、 低瓦斯矿井高瓦斯区及异常区的煤和半煤岩掘进头 风筒距工作面的距离不大于6 m,岩巷不大于8 m;低 瓦斯矿井煤和半煤岩风筒距工作面的距离不大于 8 m,岩巷不大于 10 m。 根据上述情况,风筒出口距掘进工作面之间的距 离一般不超过 10 m,因此模拟的距离为 1,2,3,4,5, 655 第 4 期姬建虎等掘进工作面冲击射流换热特性 6,7 和 8 m 等 8 种情况,风筒直径 d 为 600,800 和 1 000 mm,H/ d 对应的数值见表 3。 表 3 不同 H 和 d 时对应的 H/ d Table 3 H/ d in different H and d H/ m H/ d 600 mm 风筒800 mm 风筒1 000 mm 风筒 11． 671． 251． 00 23． 332． 502． 00 35． 003． 753． 00 46． 675． 004． 00 58． 336． 255． 00 610． 007． 506． 00 711． 678． 757． 00 813． 3310． 008． 00 式6 8为 3 种情况,分别对应的 Re 有 9 种 情况表 2,分别对应的 H 有 8 种情况,上述合计共 有 216 种情况需模拟。 2． 2． 2 数值模拟 1控制方程。 矿井井下风流的流动是一个非常复杂的流体力 学问题。 其流动要遵循 3 个最基本的守恒定律,即质 量守恒定律、动量守恒定律与能量守恒定律。 在流体 力学中具体体现为连续性方程、动量方程N-S 方 程和能量方程。 尽管这些方程中因变量各不相同, 但其均反映了单位时间、单位体积内物理量的守恒性 质。 其通用形式参见文献[18]。 由于矿井井下风流大部分为湍流流动,因此模拟 选取广泛应用于解算各种条件下紊流流动过程的标 准 k-ε 模型,方程中相关参数取值参考 ANSYS 中帮 助文件,具体见 ANSYS13． 0 Help System 中的 1． 2． 1 The Mass Conservation Equation,4． 3． 1 Standard k-ε Model 和 5． 2． 1． 1 The Energy Equation。 采用控制容 积法推导出所需要的上述支配方程的离散化方程式, 采用 SIMPLE 算法解算流场[19]。 2物理模型及尺寸的确定。 模拟实验模型以中国煤炭科工集团重庆研究院 通风防灭火试验巷道为原型图 2,模型及相关边界 条件如图 3 所示。 风筒入口风速参照表 2 数值,风筒 直径 d 和风筒出口距工作面断面的距离 H 参照表 1, 3 数值。 3边界条件及参数的确定。 模拟湍流方程采用 k-ε 模型,风筒进、出风温度 26 ℃,掘进工作面为恒壁温 40 ℃,围岩侧帮和风筒 为绝热条件图 3。 因为本文仅对掘进工作面风流 的冲击射流换热进行模拟研究,所以巷道其他围岩设 定为绝热条件。 模拟结果显示不同情况下掘进工作 面表面冲击对流换热系数 h 的平均值风流冲击射 流的换热温差为风流进风温度26 ℃和风流从掘进工 作面巷道返回的平均温度及进风温度26 ℃的平均温 度之差,这对工程应用来说相对意义较大。 然后计 算出相对应的 Nu,Nu 也为平均值,进而分析 Nu 与 Re 以及其他参数的变化关系,掌握掘进工作面冲击 射流换热特性。 图 3 模拟物理模型示意 Fig． 3 Simulation physical model schematic diagram 2． 2． 3 模拟结果分析 1D/ d5． 6600 mm 风筒。 D/ d5． 6 时,模拟数据 Nu fRe, H 0． 6 的关系 如图 4 所示,Nu 随 Re 的增加而增加,变化趋势明显。 图 4 D/ d5． 6 时,Nu 和 Re,H/ d 的关系 Fig． 4 Relationship of Nu,Re and H/ d when D/ d5． 6 取风筒出口距掘进工作面的距离 H1 8 m,当 H2 mH/ d3． 33时,Nu 最大,并没有出现在 H 为 1 m 时,这是由于风筒出口距掘进工作面太近而没有 形成冲击射流而软化换热的缘故。 而 H2 m 时,形 成了冲击射流,并且比 H3 8 mH/ d5． 0 13． 3, 表 3时的强度大,因此 Nu 较大,而后 Nu 随 H 的增 加总体变小,这是因为风筒出口距离掘进工作面越 远,换热越弱。 如图 4 所示,图像形状类型于三维 Lorentzian 模型,针对该模型进行回归分析图 5,关 系式如式13所示,相关系数 R20． 882 2。 755 煤 炭 学 报 2013 年第 38 卷 Nu 1 937． 840 8 { 1 Re - 1 214 395． 381 9 543 647． 967 0 2 1 H/ d - 3． 960 3 3． 512 7 2 } 13 图 5 回归分析后 D/ d5． 6 时,Nu 和 Re,H/ d 的关系 Fig． 5 Regression analysis relationship of Nu, Re and H/ d when D/ d5． 6 2D/ d4． 20800 mm 风筒。 D/ d4． 20 时,模拟数据 Nu fRe, H 0． 6 的关 系如图6 所示。 Nu 随 Re 的增加而变大,随 H 的增加 而变小。 H1 m H/ d1． 25时,风筒出口距掘进工 作面最近,比 H2 8 mH/ d2． 5 10． 0,表 3时 的换热强度更强烈,因此此时 Nu 最大,之后逐渐趋 于平衡,但略有波动。 由图 6 可知,图像形状类型于 三维抛物面模型,针对该模型进行回归分析,得出其 关系如图 7 所示,关系式如式14所示,相关系数 R20． 699 0。 Nu 689． 254 0 0． 000 3Re - 212． 285 2 H d 1． 095 9Re2 1 012 14． 828 9 H d 2 14 图 6 D/ d4． 2 时 Nu 和 Re,H/ d 的关系 Fig． 6 Relationship of Nu,Re and H/ d when D/ d4． 20 3D/ d3． 361 000 mm 风筒。 D/ d3． 36 时,模拟数据 NufRe, H 0． 6 的关系 如图 8 所示。 由图 8 可以看出,Nu 随 Re 的增加而变 大,随 H 的增加而变小,H 值越小,Re 越大,冲击射流 图 7 回归分析后 D/ d4． 20 时 Nu 和 Re,H/ d 的关系 Fig． 7 Regression analysis relationship of Nu,Re and H/ d when D/ d4． 2 换热越强,Nu 越大,反之 Nu 越小。 图像形状类型于 三维抛物面模型,针对该模型进行回归分析,得出其 关系如图 9 所示,关系式如式15所示,相关系数 R20． 875 4。 Nu 643． 598 7 0． 000 2Re - 195． 104 8 H d 1． 162 9Re2 1 011 15． 697 9 H d 2 15 图 8 D/ d3． 36 时 Nu 和 Re,H/ d 的关系 Fig． 8 Relationship of Nu,Re and H/ d when D/ d3． 36 图 9 回归分析后 D/ d3． 36 时 Nu 和 Re,H/ d 的关系 Fig． 9 Regression analysis relationship of Nu, Re and H/ d when D/ d3． 36 3 应用与分析 永川煤矿-500 m 水平主南煤巷掘进工作面原始 岩温为 41 ℃, 巷道形状为半圆拱, 宽 3． 2 m, 高 3． 4 m,巷道周长为 11． 8 m,断面积为 9． 8 m2,特征直 855 第 4 期姬建虎等掘进工作面冲击射流换热特性 径 D 约为 3． 32。 巷道施工过程中风筒出口风量为 200 m3/ min,全风压风量为 310 m3/ min,最大通风距 离 1 200 m,风筒出口至工作面的距离为 2 m,通风风 筒直径为 d0． 6 m,以风量 200 m3/ min,风筒中风速 u11． 8 m/ s,空气运动黏度为1． 50110 -5 m2/ s,计算 得出 Re471 686,Nu827． 5,模拟计算出该掘进工 作面断面平均冲击射流对流换热系数为 33． 4 W/ m2K。 在掘进工作面附近的围岩散热 Qw中,主 要包括两部分风流贴壁射流和巷道侧帮围岩间的 换热,因换热面相对较小,在此忽略不计一部分是 风流由工作面返回和巷道围岩之间的对流换热 Qhang;另一部分是风筒射出的风流和掘进工作面断面 围岩之间的冲击射流对流换热 Qtou。 Qw Q hang Q tou hhangULTw - T f htouSTw - T f 15 式中,hhang为风流和巷道围岩间的对流换热系数,W/ m2K;htou为风流和掘进工作面断面之间冲击射 流换热系数,W/ m2K,根据模拟计算结果,这里 为 33． 4 W/ m2K;Tw为该深度的围岩原始岩温, 41 ℃;Tf为巷道风流平均温度,26 ℃;U 为巷道周 长,11． 8 m;L 为巷道长度,m;S 为掘进巷道的断面 积,取 9． 8 m2。 根据 Gnielinski 公式[16],结合永川煤矿掘进工作 面相关参数,计算得风流和巷道围岩间的对流换热系 数 hhang约为 10 W/ m2K。 因掘进工作面巷道围 岩表面温度随时间而变化,这里仅计算距离掘进工作 面 10 m 范围内的围岩散热,即 L10 m,并将这 10 m 范围内的新暴露围岩表面温度近似等于围岩原始岩 温 41 ℃,根据上述数据,计算得Qw Q hang Q tou 17． 7 kW5． 0 kW22． 7 kW,掘进工作面冲击换热的 散热量约占 10 m 范围内围岩总散热量的 22。 永川煤矿工业应用实践证明,准确计算需冷量, 尤其是围岩散热量,是达到降温目标温度的关键之 一。 以上述模拟和计算结果为依据,采取局部冷水降 温系统解决掘进工作面的高温热害问题,最终使掘进 工作面附近干球温度平均降低 5． 6 ℃,最大 8 ℃,湿 球温度平均降低8． 5 ℃,最大11 ℃,相对湿度平均降 低 20,降温效果良好[20]。 4 结 论 1通过量纲分析,得出掘进工作面冲击射流无 量纲 Nu 的主要影响因素是 Re、风筒出口距掘进工作 面断面的距离 H 与风筒直径 d 的比值 H/ d、 掘进工 作面断面特征直径 D 和风筒直径 d 的比值 D/ d。 2通过 ANSYS 数值模拟,并对数据进行回归 分析,得出当 D/ d5． 60 时,掘进工作面风筒附壁冲 击射流对流换热系数的影响因素关联式符合 Lorent- zian 模型;当 D/ d 4． 20 和 3． 36 时,符合抛物面模 型,相关系数 R2分别为0． 882 2,0． 699 0 和0． 875 4。 3经实例分析得出,掘进工作面冲击换热的散 热量约占 10 m 范围内围岩总散热量的 22,是准确 计算的需冷量重要参考依据。 4针对特定情况进行了研究,并未对所有不同 的情况进行研究。 湍流问题较为复杂,现在仍然没有 一个公认的、具有较好普适性的湍流模型,下一步工 作应结合实验方法验证相关参数之间的具体关系式, 并扩大 D 的模拟和实验范围,得出普遍适应的关系 式。 参考文献 [1] 钱鸣高. 煤炭的科学开采[J]. 煤炭学报,2010,354529-534. Qian Minggao. On sustainable coal mining in China[J]. Journal of China Coal Society,2010,354529-534. [2] 何满潮,谢和平,彭苏萍,等. 深部开采岩体力学研究[J]. 岩石 力学与工程学报,2005,24162803-2812. He Manchao,Xie Heping,Peng Suping,et al. Study on rock mechan- ics in deep mining engineering[J]. Chinese Journal of Rock Me- chanics and Engineering,2005,24162803-2812. [3] 何国家,阮国强,杨 壮. 赵楼煤矿高温热害防治研究与实践 [J]. 煤炭学报,2011,361101-104. He Guojia,Ruan Guoqiang,Yang Zhuang. Research and application on preventive measures against heat disaster in Zhaolou Coal Mine [J]. Journal of China Coal Society,2011,361101-104. [4] He Manchao. Application of HEMS cooling technology in deep mine heat hazard control[J]. Mining Science and Technology,2009,19 3269-275. [5] 苗素军,辛 嵩,彭 蓬,等. 矿井降温系统优选决策理论研究 与应用[J]. 煤炭学报,2010,354613-618. Miao Sujun,Xin Song,Peng Peng,et al. Research and application on optimization and decision theory of mine cooling system[J]. Journal of China Coal Society,2010,354613-618. [6] 吴世跃,王英敏. 干壁巷道传热系数的研究[J]. 铀矿冶,1989,8 455-58. Wu Shiyue,Wang Yingmin. Study on coefficient of heat transfer of tunnel wall[J]. Uranium Mining and Metallurgy,1989,8455- 58. [7] 周西华,单亚飞,王继仁. 井巷围岩与风流的不稳定换热[J]. 辽 宁工程技术大学学报,2002,213264-266. Zhou Xihua,Shan Yafei,Wang Jiren. The unsteady thermal exchange between wall rock and airflow of roadway[J]. Journal of Liaoning Technical University,2002,213264-266. [8] 高建良,何权富,张学博. 矿井巷道对流换热系数的现场测定 [J]. 中国安全科学学报,2010,202100-103. Gao Jianliang, He Quanfu, Zhang Xuebo. In-situ measurement of convective heat transfer coefficient on underground airway surface [J]. China Safety Science Journal,2010,202100-103. 955 煤 炭 学 报 2013 年第 38 卷 [9] 高建良,魏平儒. 掘进巷道风流热环境的数值模拟[J]. 煤炭学 报,2006,312201-205. Gao Jianliang,Wei Pingru. Numerical simulation of the thermal envi- ronment at working face of diving airway [ J]. Journal of China Coal Society,2006,312201-205. [10] Danko G,Bahrami D. Application of MULTIFLUX for air,heat and moisture flow simulations[A]. Wallace. 12th U. S. / North A- merican Mine Ventilation Symposium 2008[C]. NevadaNevada University Press,2008267-274. [11] Malcolm J,Mc Pherson. Subsurface ventilation and environmental engineering[M]. New YorkChapman Hall,199315. [12] 杨高飞. 矿井围岩与风流热湿交换规律的实验与模拟研究 [D]. 天津天津大学,200816-40. Yang Gaofei. Experimental research and simulation on heat and hu- midity exchange between airflow and rock wall in mine[D]. Tian- jinTianjin University,200816-40. [13] 王义江. 深部热环境围岩及风流传热传质研究[D]. 徐州中国 矿业大学,201041-108. Wang Yijiang. Heat and mass transfer of surrounding rock and air- flow for deep thermal environment[D]. XuzhouChina University of Mining and Technology,201041-108. [14] Lowndes I S,Crossley A J,Yang Z Y. The ventilation and cli- mate modelling of rapid development tunnel drivages[J]. Tunnel- ling and Underground Space Technology,2004,19139-150. [15] 王海桥. 掘进工作面射流通风流场研究[J]. 煤炭学报,1999, 245498-501. Wang Haiqiao. Study on jet ventilation flow field in heading face [J]. Journal of China Coal Society,1999,245498-501. [16] 杨世铭,陶文铨. 传热学[M]. 北京高等教育出版社,20077, 237,248. Yang Shiming,Tao Wenquan. Heat transfer[M]. BeijingHigher Education Press,20077,237,248. [17] 张国枢,谭允祯,陈开岩,等. 通风安全学[M]. 徐州中国矿业 大学出版社,2000118-120. Zhang Guoshu,Tan Yunzhen,Chen Kaiyan,et al. Ventilation and safety [ M]. Xuzhou China University of Mining Technology Press,2000118-120. [18] 张艳利. 局部通风掘进工作面换热系数计算方法研究[D]. 焦 作河南理工大学,20107-9. Zhang Yanli. Calculation of heat-transfer coefficient in working face[D]. JiaozuoHenan Polytechnic University,20107- 9. [19] 周西华,王继仁,卢国斌,等. 回采工作面温度场分布规律的数 值模拟[J]. 煤炭学报,2002,27159-63. Zhou Xihua,Wang Jiren,Lu Guobin,et al. The numerical simula- tion of distribution law of temperature field in coal face[J]. Journal of China Coal Society,2002,27159-63. [20] 黄华良. 永川煤矿高温热害防治技术研究与实践[J]. 煤炭科 学技术,2012,40542-45. Huang Hualiang. Study and practices on high temperature heat dis- aster prevention and control technology in Yongchuan Mine[J]. Coal Science and Technology,2012,40542-45. 065