高溫高濕巷道內(nèi)不穩(wěn)定換熱系數(shù)影響因素分析及模型建立*

杜翠鳳，杜 帥，王九柱，王 遠(yuǎn)，晉偉博

(北京科技大學(xué) 土木與資源工程學(xué)院，北京 100083)

0 引言

隨著礦山行業(yè)不斷向深部開采，深部開采問題逐漸顯現(xiàn)出來，其中，礦井熱害是金屬礦山深部開采過程中常見災(zāi)害[1]，礦井深部巷道由于開采深度深，長(zhǎng)期處于溫度為30 ℃以上的高溫環(huán)境、相對(duì)濕度為80%～95%的高濕環(huán)境，在此工作環(huán)境下，員工工作效率降低，容易引發(fā)安全事故。改善井下高溫高濕環(huán)境，大多數(shù)情況采用人工制冷降溫的方式，確定制冷量的多少，需要計(jì)算井下熱負(fù)荷、預(yù)測(cè)風(fēng)流溫濕度，而研究高溫、高濕環(huán)境不穩(wěn)定換熱系數(shù)的變化規(guī)律是熱負(fù)荷計(jì)算和風(fēng)流預(yù)測(cè)的關(guān)鍵。

目前，國(guó)內(nèi)外針對(duì)礦井高溫高濕環(huán)境下熱濕交換和不穩(wěn)定換熱系數(shù)研究，主要從理論推導(dǎo)、數(shù)值計(jì)算、相似實(shí)驗(yàn)3個(gè)角度進(jìn)行探究。在理論推導(dǎo)方面，孫培德[2]通過引入地溫場(chǎng)系數(shù)，利用拉普拉斯變換推導(dǎo)出不穩(wěn)定換熱系數(shù)的計(jì)算式;岑衍強(qiáng)等[3]提出無因次不穩(wěn)定換熱系數(shù)；何昌富等[4]利用分離變量法，推導(dǎo)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的理論解；楊威等[5]考慮水分蒸發(fā)，將水分蒸發(fā)需熱量表示成巷道出口風(fēng)流理論溫度與實(shí)際溫度之差的顯熱交換量進(jìn)行風(fēng)流換熱研究；王紅兵等[6]利用分離變量法求解出不穩(wěn)定換熱系數(shù)理論計(jì)算式和簡(jiǎn)化計(jì)算式。在數(shù)值計(jì)算方面，王天明[7]利用Matlab編寫仿真軟件，得到水分蒸發(fā)對(duì)風(fēng)流溫度影響很大；李宗翔等[8]、Li等[9]利用Matlab模擬礦井風(fēng)流溫濕度變化，并修正水分蒸發(fā)影響下對(duì)流換熱系數(shù)；張一夫等[10]通過數(shù)值計(jì)算，將圍巖內(nèi)部導(dǎo)熱與圍巖和風(fēng)流熱濕交換問題耦合；Li等[11]通過建立熱濕耦合模型，將圍巖內(nèi)部傳導(dǎo)、非等溫流動(dòng)以及水分蒸發(fā)進(jìn)行耦合模擬；吳星輝等[12]利用Comsol軟件對(duì)圍巖與風(fēng)流的換熱進(jìn)行模擬。在相似實(shí)驗(yàn)方面，楊高飛[13]通過相似模擬實(shí)驗(yàn)研究井下圍巖與風(fēng)流之間的熱濕交換；趙旭光[14]利用水平管路實(shí)驗(yàn)臺(tái)，得出多種情況下對(duì)流傳熱系數(shù)的關(guān)聯(lián)式；婁志鵬[15]通過構(gòu)建巷道隔熱結(jié)構(gòu)模型，確定圍巖傳熱相關(guān)系數(shù)以及巷道隔熱結(jié)構(gòu)熱量釋放的計(jì)算方法；王長(zhǎng)彬[16]對(duì)進(jìn)出口溫度變化特性及圍巖傳熱系數(shù)變化特性進(jìn)行研究；李宗翔等[17]提出構(gòu)建淋濕巷道風(fēng)流換熱系數(shù)模型，修正圍巖與風(fēng)流的換熱系數(shù)；周少柳[18]根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)得到圍巖與風(fēng)流的不穩(wěn)定換熱系數(shù)；侯江麗[19]確定在不同換熱條件下壁面和風(fēng)流之間的換熱系數(shù)；高佳南等[20]用風(fēng)溫、風(fēng)速、潮濕率、巷道尺寸、巷壁溫度、熱物性及摩擦阻力系數(shù)等可測(cè)參數(shù)表述對(duì)流換熱系數(shù)。

由于井下環(huán)境復(fù)雜，理論推導(dǎo)很難將各種因素考慮在內(nèi)，相似實(shí)驗(yàn)存在諸多因素限制。因此，通過數(shù)值模擬研究高溫、高濕環(huán)境巷道內(nèi)的傳熱傳質(zhì)問題。針對(duì)剛開掘的深井巷道，以其高溫高濕的巷道環(huán)境為背景，通入相對(duì)濕度為95%的新鮮風(fēng)流，考慮壁面存在水膜且水膜發(fā)生水分蒸發(fā)的情況，利用Fluent數(shù)值模擬軟件開展模擬實(shí)驗(yàn)，研究各因素對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的變化規(guī)律的影響。

1 模型建立及參數(shù)設(shè)置

1.1 模型建立

1.1.1 物理模型

如圖1所示，為物理模型，巷道為拱形結(jié)構(gòu)，寬2.40 m，直墻高2.85 m，拱高4.05 m，長(zhǎng)度為500 m，圍巖厚度為15 m。研究當(dāng)量直徑對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響時(shí)，通過改變巷道寬度來實(shí)現(xiàn)當(dāng)量直徑的改變。

圖1 物理模型Fig.1 Physical model

1.1.2 數(shù)學(xué)模型

風(fēng)流在巷道內(nèi)部的流動(dòng)遵守連續(xù)性方程、動(dòng)量守恒方程、能量守恒方程和組分運(yùn)輸方程。由于傳熱傳質(zhì)的復(fù)雜性，對(duì)風(fēng)流與圍巖的換熱過程做出如下假設(shè)：

1)圍巖為均勻介質(zhì)，巖石密度、導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容等熱物理參數(shù)均以常數(shù)處理。

2)模擬過程中流體的密度、導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容等物理參數(shù)均以非線性處理。

3)巷道換熱過程不考慮由于圍巖產(chǎn)生的輻射換熱。

4)在初始時(shí)刻圍巖與巷道內(nèi)部溫度相同。

基于以上假設(shè)建立連續(xù)性方程如式(1)所示：

(1)

式中：ρ為氣體密度，kg/m3；t為時(shí)間，s；ux為流體在x方向上的速度，m/s。

動(dòng)量方程如式(2)所示：

(2)

式中：uy為流體在y方向上的速度，m/s；p為流體相壓力，Pa；τxy為應(yīng)力張量；gx為x方向上的重力加速度，m/s2；Fx為顆粒在x方向上的流體阻力，N。

能量方程如式(3)～(5)所示：

(3)

(4)

q=-λ?T

(5)

風(fēng)流在流動(dòng)過程中屬于湍流，選擇κ～ε湍流模型。其中湍流動(dòng)能κ及其耗散率ε由式(6)～(7)得到：

(6)

(7)

式中：κ為湍動(dòng)能，J；Gκ為湍動(dòng)能κ的產(chǎn)生項(xiàng)；ε為湍動(dòng)能κ的耗散項(xiàng)，m2/s2；Sε,Sκ分別為湍動(dòng)能的耗散率和湍動(dòng)能源項(xiàng)；μ為動(dòng)力黏性系數(shù)；μt為湍動(dòng)黏度，μt=ρCμκ2/ε；C1ε,C2ε,Cμ,σε,σκ是經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，分別取值為1.44，1.92，0.09，1.3，1.0。

井下巷道處于高溫高濕環(huán)境，且流入的新鮮風(fēng)流含濕量比較高，流體為干空氣和水蒸氣混合的濕空氣，采用組分運(yùn)輸方程，控制風(fēng)流的含濕量和空氣中水分?jǐn)U散，如式(8)～(9)所示：

(8)

(9)

1.2 網(wǎng)格劃分

采用Mesh板塊對(duì)物理模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，模型網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示，網(wǎng)格形狀為六面體，網(wǎng)格數(shù)量為508 014，網(wǎng)格平均質(zhì)量為0.92。

圖2 網(wǎng)格劃分示意Fig.2 Schematic diagram of meshing

1.3 參數(shù)設(shè)置

通過Fluent數(shù)值模擬軟件模擬圍巖與風(fēng)流之間的熱濕交換過程，其中，巷道內(nèi)的潮濕壁面通過Discrete Phase模型中的Droplet蒸發(fā)模型，實(shí)現(xiàn)水分蒸發(fā)過程。巷道壁面設(shè)置為耦合換熱，巷道壁面粗糙度高度設(shè)置為0.07 m,粗糙度常數(shù)設(shè)置為0.5，圍巖外壁設(shè)為恒定壁溫。風(fēng)流入口處選擇速度入口，風(fēng)流出口選擇壓力出口。模擬過程中各具體參數(shù)設(shè)置如表1所示。

表1 參數(shù)設(shè)置Table 1 Parameters setting

1.4 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的可行性，首先在不考慮水分蒸發(fā)的情況下進(jìn)行數(shù)值模擬，利用岑衍強(qiáng)[3]提出的不穩(wěn)定換熱系數(shù)的計(jì)算公式，如式(10)所示，通過該公式計(jì)算與Fluent數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

(10)

當(dāng)∞>F0≥1時(shí)，A=0.020 01;B=-0.299 841 3;C=1.597 64×10-2；A′=-1.061 628;B′=0.136 679 4;C′=-9.702 536×10-3。

當(dāng)1>F0>0時(shí)，A=2.409 134×10-2;B=-0.314 263 4;C=1.469 856×10-2；A′=-1.063 224;B′=0.151 002 4;C′=-1.625 136×10-2。

理論計(jì)算與Fluent數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比如圖3所示，由圖3可知，理論值和模擬值差異較小，其中，最大誤差僅為5.76%，表明理論值和模擬值吻合度較高，數(shù)值模擬結(jié)果可靠。

圖3 不穩(wěn)定換熱系數(shù)的理論值和模擬值的對(duì)比Fig.3 Comparison between theoretical and simulated values of unstable heat transfer coefficient

2 不穩(wěn)定換熱系數(shù)影響因素分析

2.1 不穩(wěn)定換熱系數(shù)隨時(shí)間的變化規(guī)律

時(shí)間對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響如圖4所示，由圖4可知，不穩(wěn)定換熱系數(shù)與通風(fēng)時(shí)間呈負(fù)相關(guān)，隨著通風(fēng)時(shí)間的增長(zhǎng)，巷道壁面的不穩(wěn)定換熱系數(shù)逐漸降低，最后趨于穩(wěn)定。通風(fēng)時(shí)間主要是通過改變通風(fēng)總體積的量從而影響不穩(wěn)定換熱系數(shù)的值，通風(fēng)總體積等于通風(fēng)速度乘以通風(fēng)面積乘以通風(fēng)時(shí)間。隨著通風(fēng)時(shí)間的增長(zhǎng)，通風(fēng)總體積的量增大，風(fēng)流不斷將圍巖散發(fā)的熱量帶走，圍巖被冷卻，圍巖近壁面溫度與風(fēng)流近壁面溫度接近，溫度差減小，壁面向風(fēng)流散發(fā)的熱量減小，繼而導(dǎo)致巷道壁面的不穩(wěn)定換熱系數(shù)的降低。此外，通過高溫高濕巷道和普通巷道對(duì)比發(fā)現(xiàn)，高溫高濕巷道不穩(wěn)定換熱系數(shù)隨時(shí)間的變化規(guī)律與普通巷道一致，均是隨通風(fēng)時(shí)間的增加而降低。在通風(fēng)1個(gè)月時(shí)，高溫高濕巷道不穩(wěn)定換熱系數(shù)比普通巷道增加了13.3%，在通風(fēng)時(shí)間為1 a時(shí)，高溫高濕巷道不穩(wěn)定換熱系數(shù)比普通巷道增加了12.5%。

圖4 不穩(wěn)定換熱系數(shù)隨時(shí)間的變化規(guī)律Fig.4 Variation Law of unstable heat transfer coefficient with time

2.2 不同影響因素下不穩(wěn)定換熱系數(shù)變化規(guī)律

根據(jù)岑衍強(qiáng)等[3]對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的計(jì)算公式，選擇入口風(fēng)流溫度、風(fēng)流速度、巖石導(dǎo)熱系數(shù)、原巖溫度以及巷道當(dāng)量直徑作為研究變量，利用Fluent數(shù)值模擬軟件進(jìn)行單因素實(shí)驗(yàn)，以風(fēng)流溫度293 K，風(fēng)流速度2 m/s，大理巖導(dǎo)熱系數(shù)，原巖溫度313 K以及當(dāng)量直徑3.07 m為基礎(chǔ)參數(shù)，研究某一因素對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響時(shí)，其他因素為以上基礎(chǔ)參數(shù)。巷道初始溫度與原巖溫度相同，初始濕度為95%，模擬高溫高濕的初始巷道環(huán)境，在通入新鮮風(fēng)流之后，研究不穩(wěn)定換熱系數(shù)的變化。另外，通風(fēng)時(shí)間主要通過控制通風(fēng)總體積來影響不穩(wěn)定換熱系數(shù)，在研究其他因素對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)影響的時(shí)候，應(yīng)保持通風(fēng)時(shí)間或者通風(fēng)總體積一定。

1)風(fēng)流速度

速度對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響如圖5所示，研究速度對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響，需保證通入新鮮風(fēng)流的總體積相同。由圖5可知，在通風(fēng)總體積一定的條件下，不穩(wěn)定換熱系數(shù)與速度呈正相關(guān)，入口速度越大，巷道壁面的不穩(wěn)定換熱系數(shù)越大。新鮮風(fēng)流不斷從巷道入口進(jìn)入，當(dāng)風(fēng)流的速度越大時(shí)，圍巖與風(fēng)流之間的對(duì)流換熱程度越深，通風(fēng)總體積一定的條件下，風(fēng)流帶走的熱量越多，圍巖散熱量大；另外，風(fēng)流速度越大，巷道壁面處水分蒸發(fā)越劇烈，水分蒸發(fā)所吸收的熱量越多，圍巖散熱量越大。所以，風(fēng)流速度越大，巷道壁面的不穩(wěn)定換熱系數(shù)越大。

圖5 速度影響下不穩(wěn)定換熱系數(shù)隨通風(fēng)總體積的變化規(guī)律Fig.5 Variation law of unstable heat transfer coefficient with total ventilation volume under influence of velocity

2)風(fēng)流溫度

風(fēng)流溫度對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響如圖6所示，由圖6可知，入口風(fēng)流溫度的大小對(duì)于不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響較小，不同風(fēng)溫下不穩(wěn)定換熱系數(shù)并沒有明確區(qū)分，其值很接近。改變?nèi)肟陲L(fēng)流溫度，直接會(huì)改變圍巖與風(fēng)流之間的溫度差，溫度差決定圍巖散熱量的多少，當(dāng)圍巖與風(fēng)流溫差增大時(shí)，圍巖散熱量增加，但在計(jì)算不穩(wěn)定換熱系數(shù)時(shí)，熱通量與溫差成倍數(shù)增加，所以不穩(wěn)定換熱系數(shù)的值接近。另外，風(fēng)流溫度改變會(huì)影響空氣的傳熱性質(zhì)，當(dāng)空氣傳熱性質(zhì)改變以后，空氣在單位時(shí)間內(nèi)所能接收的熱量就會(huì)發(fā)生變化，由于溫度改變幅度較小，空氣傳熱性質(zhì)接近，對(duì)空氣所能接收的圍巖散熱量的影響較小。

圖6 風(fēng)流溫度影響下不穩(wěn)定換熱系數(shù)隨時(shí)間的變化規(guī)律Fig.6 Variation law of unstable heat transfer coefficient with time under influence of air flow temperature

3)巖石導(dǎo)熱系數(shù)

巖石導(dǎo)熱系數(shù)對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響如圖7所示，其中石灰?guī)r、花崗巖、大理巖、石英巖的導(dǎo)熱系數(shù)分別為2.04，2.50，2.91，5.53 W/(m·K)。由圖7可知，不穩(wěn)定換熱系數(shù)與巖石導(dǎo)熱系數(shù)呈正相關(guān)，不穩(wěn)定換熱系數(shù)隨著巖石導(dǎo)熱系數(shù)增大而增加。這是因?yàn)閹r石導(dǎo)熱系數(shù)越大，單位時(shí)間內(nèi)從圍巖深部向巷道壁面?zhèn)鬟f的熱量就越多，因此圍巖的熱通量增大，導(dǎo)致不穩(wěn)定換熱系數(shù)增大，所以巖石的導(dǎo)熱系數(shù)越大的礦井，巷道內(nèi)部溫度相對(duì)會(huì)越高。

圖7 巖石導(dǎo)熱系數(shù)影響下不穩(wěn)定換熱系數(shù)隨時(shí)間的變化規(guī)律Fig.7 Variation law of unstable heat transfer coefficient with time under influence of rock thermal conductivity

4)原巖溫度

原巖溫度對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響如圖8所示，由圖8可知，原巖溫度對(duì)于不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響較小，不同原巖溫度下不穩(wěn)定換熱系數(shù)的值接近。改變?cè)瓗r溫度，直接會(huì)改變圍巖與風(fēng)流之間的溫度差，溫度差決定圍巖散熱量的多少，原巖溫度增大，單位時(shí)間內(nèi)圍巖散熱量增多，即圍巖熱通量增大，在計(jì)算不穩(wěn)定換熱系數(shù)時(shí)，熱通量與溫差成倍數(shù)增加，所以不穩(wěn)定換熱系數(shù)的值接近。另外，原巖溫度通過溫度的改變來影響巖石的熱物理性質(zhì)，溫度增加，巖石的導(dǎo)熱性能增大，上文做出假設(shè)圍巖熱物理參數(shù)為常數(shù)，所以圍巖溫度改變對(duì)熱物性的影響忽略。如果只考慮溫度差對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)影響，則不穩(wěn)定換熱系數(shù)變化不明顯。

圖8 原巖溫度影響下不穩(wěn)定換熱系數(shù)隨時(shí)間的變化規(guī)律Fig.8 Variation law of unstable heat transfer coefficient with time under influence of raw rock temperature

5)巷道當(dāng)量直徑

當(dāng)量直徑對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響如圖9所示。由圖9可知，在通風(fēng)總體積一定的條件下，巷道當(dāng)量直徑與不穩(wěn)定換熱系數(shù)之間呈正相關(guān)，不穩(wěn)定換熱系數(shù)隨著巷道當(dāng)量直徑增大而增大。巷道當(dāng)量直徑增大，巷道壁面與風(fēng)流的接觸面積增大，導(dǎo)致巷道壁面水分蒸發(fā)的量增多，水分蒸發(fā)所吸收的熱量增大。所以，巷道當(dāng)量直徑越大，巷道壁面的不穩(wěn)定換熱系數(shù)越大。

圖9 當(dāng)量直徑影響下不穩(wěn)定換熱系數(shù)隨通風(fēng)總體積的變化規(guī)律Fig.9 Variation law of unstable heat transfer coefficient with total ventilation volume under influence of equivalent diameter

3 不穩(wěn)定換熱系數(shù)計(jì)算模型建立

3.1 正交實(shí)驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

為驗(yàn)證各因素對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響程度，探究各因素與不穩(wěn)定換熱系數(shù)之間的關(guān)系。本文利用正交實(shí)驗(yàn)進(jìn)行定量分析，針對(duì)風(fēng)流速度、風(fēng)流溫度、巖石導(dǎo)熱系數(shù)、初始巖溫、當(dāng)量直徑5個(gè)因素，分別取4個(gè)水平進(jìn)行正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)，取通風(fēng)時(shí)間為1個(gè)月時(shí)的不穩(wěn)定換熱系數(shù)為評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，因素水平表和正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表2～3所示。

表2 因素水平Table 2 Factors levels

表3 正交實(shí)驗(yàn)方案及結(jié)果Table 3 Orthogonal experimental scheme and results

利用正交實(shí)驗(yàn)的結(jié)果，進(jìn)行極差分析，以1個(gè)月的不穩(wěn)定換熱系數(shù)的結(jié)果為評(píng)價(jià)指標(biāo)的極差分析結(jié)果如表4所示。

由表4可知，巖石的導(dǎo)熱系數(shù)對(duì)應(yīng)的極差值為0.775，對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響程度最為顯著；巷道當(dāng)量直徑對(duì)應(yīng)的極差值為0.355，對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響僅次于巖石導(dǎo)熱系數(shù)；風(fēng)流速度對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)有一定影響，但不如導(dǎo)熱系數(shù)和當(dāng)量直徑影響程度大；原巖溫度和風(fēng)流溫度對(duì)巷道壁面不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響較小。

表4 極差分析結(jié)果Table 4 Range analysis results

各個(gè)因素對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)影響的排序?yàn)閹r石導(dǎo)熱系數(shù)>當(dāng)量直徑>風(fēng)流速度>風(fēng)流溫度>原巖溫度，原巖溫度和風(fēng)流溫度對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響主要是通過改變巖石和風(fēng)流傳熱性質(zhì)，當(dāng)溫度發(fā)生改變，巖石和風(fēng)流傳熱性質(zhì)改變較小，所以對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的值也影響較小，故可以視作次要因素考慮。

3.2 模型建立及驗(yàn)證

通過SPSS多元非線性回歸分析，探究不穩(wěn)定換熱系數(shù)與各因素之間的關(guān)系。由極差分析可知，風(fēng)流溫度和原巖溫度與不穩(wěn)定換熱系數(shù)不存在強(qiáng)相關(guān)性，所以忽略，不參與模型建立。由單因素實(shí)驗(yàn)可知，不穩(wěn)定換熱系數(shù)與風(fēng)流速度、巖石導(dǎo)熱系數(shù)、巷道當(dāng)量直徑和通風(fēng)總體積4個(gè)因素分別呈冪函數(shù)關(guān)系，所以建立關(guān)系式，如式(11)所示：

Kτ=va·λb·Dc·Vd

(11)

式中：v為風(fēng)流速度，m/s；λ為巖石導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；D為當(dāng)量直徑，m；V為通風(fēng)總體積，107m3；Kτ為不穩(wěn)定換熱系數(shù)，W/(m2·K)；a，b，c，d為系數(shù)。

通過SPSS的非線性擬合可以得出a，b，c，d各個(gè)系數(shù)的值，如表5所示。

表5 回歸系數(shù)Table 5 Regression coefficients

注：各變量對(duì)應(yīng)的系數(shù)為常數(shù)，無單位。

由表5可以得到擬合關(guān)系式，如式(12)所示：

Kτ=v0.293·λ0.586·D0.013·V-0.259

(12)

該擬合關(guān)系式的R2為0.96，說明該關(guān)系式的擬合程度較高。

通過現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)得到的數(shù)據(jù)進(jìn)行模型驗(yàn)證，利用實(shí)測(cè)基礎(chǔ)數(shù)據(jù)求解不穩(wěn)定換熱系數(shù)的計(jì)算值，不穩(wěn)定換熱系數(shù)的計(jì)算結(jié)果為1.09 W/(m2·K)。由式(10)對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)進(jìn)行預(yù)測(cè)計(jì)算，不穩(wěn)定換熱系數(shù)的計(jì)算結(jié)果為1.22 W/(m2·K)，誤差為11.1%，計(jì)算結(jié)果吻合度較高，證明該計(jì)算模型可靠。

4 結(jié)論

1)高溫高濕巷道不穩(wěn)定換熱系數(shù)隨通風(fēng)時(shí)間的變化規(guī)律與普通巷道一致，均隨時(shí)間的增加而降低，但高溫高濕巷道不穩(wěn)定換熱系數(shù)高于普通巷道，當(dāng)通風(fēng)時(shí)間為1 a時(shí)，不穩(wěn)定換熱系數(shù)較普通巷道增加了12.5%。

2)通過單因素模擬實(shí)驗(yàn)，得到通風(fēng)時(shí)間與不穩(wěn)定換熱系數(shù)呈負(fù)相關(guān)，風(fēng)流速度、巖石導(dǎo)熱系數(shù)和當(dāng)量直徑與不穩(wěn)定換熱系數(shù)呈正相關(guān)，風(fēng)流溫度和原巖溫度對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)影響不明顯。

3)利用正交模擬實(shí)驗(yàn)，得到高溫高濕環(huán)境下各因素對(duì)不穩(wěn)定換熱系數(shù)的影響程度為：巖石導(dǎo)熱系數(shù)>當(dāng)量直徑>風(fēng)流速度>風(fēng)流溫度>原巖溫度。

4)以不穩(wěn)定換熱系數(shù)為目標(biāo)因子，對(duì)單因素和多因素?cái)?shù)據(jù)進(jìn)行分析，利用SPSS軟件對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，建立高溫高濕巷道下不穩(wěn)定換熱系數(shù)與各因素之間的計(jì)算模型，擬合程度較好，可為高溫高濕巷道內(nèi)熱負(fù)荷計(jì)算及井下風(fēng)溫預(yù)測(cè)提供參考。