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Mar 10, 2023

高温爆破後のCO移行に関する数値研究

Rapporti scientifici Volume 12,

Scientific Reports volume 12、記事番号: 14696 (2022) この記事を引用

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メトリクスの詳細

中国西部の高原では、低気圧によってもたらされる換気の問題を克服する必要があります。 そして、高高度トンネル内での斜坑による発破後の二酸化炭素の移動は、重大な科学的問題となっている。 本研究では、数値流体力学（CFD）法を用いて、斜坑とトンネルの接合部における流れ場の特性を解析しました。 さらに、異なるファン開口モードと異なる初期 CO 濃度分布が換気に及ぼす影響についても議論しました。 シミュレーション結果は、ファン開口モードの違いにより、換気風場の主な違いが渦領域の位置に反映されることを示しました。 一方、左右のトンネルの風量差がない場合には、初期のCO濃度分布はそれぞれ異なる移動を示した。 渦ゾーンを排除し、高速気流を完全に使用すると、相対的な換気効率が少なくとも 18% 向上する可能性があります。 ファンの 1 つだけがオンになっている場合、CO はトンネルの反対方向に蓄積します。 そこで、二段階換気方式が提案され、エネルギー消費量が少なくとも 33% 削減されました。 この研究は、換気効率を向上させ、エネルギー消費を削減するために複数の作業面を備えた高高度トンネル建設に関する指針を提供することができます。

中国西部は、標高が高く、極寒で、気圧が低いことが特徴です。 一方、トンネル発破では大量の一酸化炭素（CO）が発生します。 ヘモグロビン (Hb) は CO に対する親和性が高いため、血液の酸素輸送能力が大幅に低下します。 高原の過酷な環境ではさらに致命的です1。 作業員の労働衛生を確保し、高高度トンネルの建設を円滑に進めるためには、高高度トンネルのCO伝播則をより深く研究する必要がある。

トンネル建設中は、依然として強制換気が有毒ガスを希釈する主な手段です。 De Souza と Katsabanis2 は、危険なガスの希釈要件を考慮して、爆発ガス拡散モデルを使用して安全な再突入時間を決定しました。 有毒ガス濃度をできるだけ早く濃度限界以下に下げ、換気コストを削減するには、トンネル内の流れ場の特性を調査して換気を最適化する必要があります。 Parra et al.3 は、3 つの異なるタイプの換気システムを調査し、エアダクトのレイアウトが気流場に直接影響を与えることを観察しました。 Kurnia et al.4 は、エネルギーを節約するために新しい間欠換気システムを導入しました。 ただし、トンネル内には、危険なガスがより集中する 2 本のトンネルの交差通路など、換気のデッド ゾーンがいくつか存在します。 ジェットファンの適用によりこの問題を解決できることが実証されています5。 さらに、ジェットファンのパラメータが異なると、換気効率の改善に異なる影響を与えます6、7、8、9、10。 さらに、エアカーテン技術はトンネル換気にも徐々に導入されています。 特定のエリアの粉塵や爆発煙を制御する機能があり、これらはダクト 11 から急速に排出されます。 多くの研究者が、エア カーテン換気の流れ場の特性と最適なパラメーターを調査してきました12、13、14。 さらに、すべての換気ダクトからある程度の漏れがあり、ダクト効率を使用して漏れ率が換気システムに及ぼす影響を評価できることが広く受け入れられています15、16。 Wang et al.17 は、漏れ率を分析するために CFD を使用して 3 次元モデルを確立しました。 シミュレーションの結果、圧力と漏水量がトンネルに沿った漏水率に影響を与えることが明らかになりました。

しかし、高度の上昇により、トンネルの換気には大きな課題が生じます。 平野部の必要風量、ファン供給量、流れ場の特性が台地部には当てはまらなくなりました。 まず、酸素欠乏はエンジンの燃焼不足を悪化させ、有害ガスの排出を増加させます。 一般に、実走行排出ガス (RDE) テストは、排出ガスを研究するための主な研究方法です 18。 Ramos ら 19 は、3 つの異なる燃料を使用してフィールドテストを実施し、高度、代替燃料、運転条件が排気ガスに及ぼす影響を包括的に研究しました。 その結果、高地では窒素酸化物（NOx）の排出量が欧州基準が定めた制限値の約10倍であることが示された。 Wang et al.20 は、CO、PN、および NOx 排出量はすべて高度とともに増加する一方、NOx 排出量は高度 2990 m を超えると減少することを観察しました。 CO 高度係数に対応して、NOx 高度係数を使用して、NOx 排出係数に対する高度の影響を反映できます。 比較によると、CO は標高の影響をより大きく受けます21。 第二に、プラトー環境は人体の多くの生理学的システムに大きな影響を与え、平均労働能力を低下させ、有毒ガスに対する抵抗力を低下させます。 労働者はめまいや中毒を起こしやすくなります22、23、24。 有名なコバーン・フォースター・ケーン (CFK) 方程式は、環境中の CO 濃度と人体内のカルボキシヘモグロビン (COHb) 濃度の間の関数関係を記述しており、CO 濃度限界の研究に理論的な強固な基礎を築きました 25。 さらに、空気密度の低下は、プラトー領域でのファンの通常の動作に影響を与えます26。 その結果、高地環境の換気ニーズを満たすためにファンを交換する必要があります。 高高度のトンネル建設では、有毒ガスや粉塵の時空変化が変化し、換気レイアウトに直接影響します。 高地でのトンネル火災における煙輸送の特性は徹底的に調査および研究されており 27,28,29 、これは発破後の高地トンネル換気に関する研究アイデアを提供する可能性があります。 Huang、Shen、Wang、Liao30 は、CFD モデルを使用して高原鉱山での発破後の CO 移動の法則を研究し、低高度の場所では CO を希釈するのに必要な換気時間が高高度の地域よりも明らかに短いことを指摘しました。 Feng et al.31 は、数値シミュレーションを使用して、さまざまな高度状況下での一連の CO 濃度関数を確立し、フィールドデータを通じて検証しました。

結論として、多くの学者が高所トンネル換気に関する研究を実施し、有益な成果を上げています。 しかし、より複雑な建設条件に直面して換気レイアウトを最適化する方法は依然として大きな問題であり、さらなる研究が必要です。 工期を短縮するために、長いトンネル内に斜立坑を設置して切羽を追加することがよくあります。 そして、左右のトンネルからの気流はトンネルと斜坑の接合部で合流します。 渦帯が発生すると換気効率が低下します。 この研究の目的は、傾斜坑による高高度トンネル内の CO 移動を調査し、さまざまな換気配置の影響を明らかにすることです。

流体の流れでは、質量の保存、運動量の保存、エネルギーの保存に従う必要があります。 そして、さまざまな種が存在する場合、それぞれの種も質量保存則に従う必要があります。 層流と乱流は、一般支配方程式の形では同一ですが、変数の式は異なります。 さらに、乱流の計算には乱流輸送方程式を含める必要があります。 層流の支配方程式は次のとおりです。

質量保存方程式または連続方程式31:

運動量保存方程式:

エネルギー保存方程式:

種の質量保存方程式:

ここで、 \(\rho \) はガス密度 kg/m3 を表します。 \(t\) は時間 s を表します。 \(p\) は圧力 Pa を表します。 u = (vx, vy, vz) は速度ベクトル m/s を表します。 τ は応力テンソルを表します。 T は温度 K を表します。 \(F=\left({F}_{x},{F}_{y}{,F}_{z}\right)\mathrm{ is}\) 力、N; \(\omega \) は総熱伝達係数 W/(m \(\mathrm{K}\)) です。 \({c}_{p}\) は比熱容量 J/(kg \(\mathrm{K}\)) を表します。 \({S}_{T}\) は粘性散逸項を表します。 \({c}_{s}\) は質量分率を表します。 \({D}_{s}\) は拡散係数 m2/s を表します。

標準的な k-ε モデルは乱流が十分に発達した流れに対して確立されていますが、強い旋回流や曲面に沿った流れには適していません。 Yakhot と Orzag32 は、ひずみ速度の高い複雑な乱流を予測するのに有効な RNG k-ε モデルを最初に提案しました。 それは汚染物質の拡散にうまく適用されています33、34、35、36。 k と ε の式は次のとおりです。

ここで、 \(k\) は乱流の運動エネルギーを表し、 \({m}^{2}/{s}^{2}; {G}_{k}\) は平均速度せん断による生成量を表します。 \(\varepsilon \) は乱流の運動エネルギーの散逸率、\({m}^{2}/{s}^{3}; \mu \) および \({\mu }_{t}\) を表します。は層流粘度と乱流粘度、\(\mathrm{pa s}\)、\({\mu }_{t}=\rho {C}_{\mu }{k}^{2}/\varepsilon \) ; \({C}_{1\varepsilon }\)、\({C}_{2\varepsilon }\)、\({C}_{\mu }\)、\({\sigma }_{k }\) と \({\sigma }_{\varepsilon }\) は、\({C}_{1\varepsilon }=1.42\)、\({C}_{2\varepsilon }=1.68\) の定数です。 )、\({C}_{\mu }=0.0845\)、\({\sigma }_{k}={ \sigma }_{\varepsilon }=0.7179; {R}_{\varepsilon }\)は追加の用語を表します。

標準 k-ε モデル、RNG k-ε モデル、Realizable k-ε モデルのいずれであっても、それらは完全に発達した乱流に対してのみ有効です。つまり、上記の 3 つのモデルはすべて高レイノルズ数モデルです。乱流の中心領域の流れのみを解決できます。 壁領域にいる間、流れの状況は大きく異なります。 特に粘性下層では流れはほぼ層流であり、乱流による脈動の影響は分子粘性の影響よりも小さくなります。 通常、このゾーンには壁関数が適用されます。

空気の圧縮性により、大気圧と高度の間には非線形の関係があります。 その一方で、空気密度は減少します。 緯度、経度、季節の影響を無視すると、高度に応じて変化する大気圧とガス密度は次の式で計算できます30。

ここで、\(P\) は異なる高度 Pa における大気圧を表します。 \(H\) は高度 m を表します。 \({\rho }_{0}\) は標準条件下の空気密度、1.293 kg/m3 を表します。 \(T\) は、さまざまな高度 K での温度を表します。

発破後、トンネル内に煙の飛散エリアが形成されます。 このプロセスでは、大量のガス状生成物が生成されます。 爆破煙にはさまざまな成分が含まれており、そのほとんどは有毒で人間の健康に有害です。 本論文では爆破煙中のCOを研究対象としている。 CO が投入エリアに均一に分布していると仮定し、質量濃度は次のように計算できます。

ここで、\(C\) は CO の質量分率を表します。 \(m\) は爆発開始量、kg を表します。 \(q\) は単位質量当たりの火薬によって発生する CO の体積、0.04 m3/kg を表します。 \({M}_{CO}\) は CO のモル質量、28 g/mol を表します。 \({M}_{air}\) は空気のモル質量、29 g/mol を表します。 \({L}_{0}\) は煙の投射長さ m を表します。 \(A\) はトンネルの断面積 m2 を表します。 \({C}_{m}\) は初期値としての CO の質量濃度、mg/m3 を表します。 \({C}_{v}\) は CO の 100 万分の 1 を表します。

康定トンネルは四川-西蔵鉄道の主要なエンジニアリング プロジェクトの 1 つで、康定と火家中の間に位置します。 トンネルの全長は20,793メートル、標高は3700メートル。 高原の半乾燥気候帯に位置し、冬は長く寒く、低温災害や凍害が多発し、凍結融解病も深刻なため、建設にあたっては効果的な断熱対策が必要です。 超高地の影響を受け、低気圧環境における大気中の酸素含有量は、海面の酸素含有量の約 60% にすぎません。 一方、トンネル内の酸素含有量は屋外よりも低くなります。 建設作業員や機械設備は、酸欠環境下で作業効率の大幅な低下に見舞われています。 康定トンネルの第 2 斜坑の建設は 2 段階に分かれており、第 1 段階は斜坑の建設、第 2 段階は左右のトンネルを同時に建設します。 有害ガスを希釈するために、両方の段階で強制換気が使用されます。 本稿では主に第二段の換気配置について検討する。

トンネルの実際の建設中には複雑な作業条件が存在するため、現実世界の状況ではコンピューターの数値シミュレーションでは完全には考慮できない予期せぬ側面が数多く存在します。 その結果、最終的なシミュレーション結果に関係のないいくつかの重要でないパラメーターが見落とされる可能性があります。 数値計算のために、次の仮定を提案します。 (1) 気体は多数の分子で構成されています。 単一分子の流れ状態は、空間の不連続性と時間のランダム性によって定義されます。 気体は、分子の数が特定のレベルに達すると、空間と時間の連続性と確実性を特徴とします。 この研究におけるシミュレーション研究は Fluent に基づいているため、シミュレーションの前にトンネル内の空気を連続媒体として扱う必要があります。 (2) すべての流体は圧縮性があるため、その密度は温度と圧力によって変化します。 一方、トンネル内の空気の流れは、粘性があり非圧縮性の低速流体です。 (3) トンネル内では気流場が一定の温度に保たれており、壁と周囲との間で熱の伝達がありません。 (4) 拡散段階では、ガスは空気と CO だけであり、化学反応は起こりません。

ANSYS 2020R2 (https://www.ansys.com/products/3d-design/ansys-spaceclaim) を使用して 3D モデルを確立しました。 トンネルの方向は Z 軸に沿っており、右側の作業面は X-Y 平面にあります。 トンネルと斜坑の断面寸法は 128 m2 と 52 m2 であり、各作業切羽の後方 170 m を計算に使用します。 エアダクトと作業面の間の距離は 35 m、エアダクトの直径は 1.8 m です。 斜坑と左側トンネルのなす角度は45°です。 この数値シミュレーションの実際の状況を考慮すると、ICEM による構造化グリッドの分割には長い時間がかかります。 非構造化メッシュを使用すると計算の効率が大幅に向上しますが、四面体メッシュの品質は低く、解が発散しやすくなります。 したがって、メッシュを分割するために Fluent-Meshing が選択されました。これにより、メッシュの品質が保証されるだけでなく、グリッドの生成時間が大幅に節約されました。 メッシュ タイプとして多面体が選択されました。 トンネルの物理モデルとメッシュは図1のとおりです。

トンネルの物理モデルとメッシュ。

境界条件と初期条件を解条件と呼びます。 流れ場の一意の解は、境界条件と初期条件が決定された場合にのみ存在します。 メッシュを Fluent ソフトウェアにインポートした後、対応する境界条件を次のように設定する必要があります: (1) 両方の入口が速度入口として設定され、速度の大きさは 20 m/s でした。 (2) 出口を圧力出口として設定しました。 (3) 切羽およびトンネル内壁はいずれも固定壁であり、壁境界として設定した。

発破後の換気効果に対する安定した流れ場の影響を研究することは、高所トンネル建設の換気方式を決定し、換気効率を向上させ、エネルギー消費量を削減する上で重要な役割を果たします。 まず定常状態シミュレーションを使用して、トンネル換気に対する安定した流れ場の影響を検討できます。 すべての残差の値は \(1\times {10}^{-3}\) 未満まで急速に減少しました。これは計算が収束していることを示し、過渡シミュレーションの初期条件が改善されました。 数値シミュレーションにおける解パラメータを表 1 に示します。

CFD を使用して流れ場やガス拡散を解析する場合、メッシュの品質が低いとシミュレーションの精度と信頼性に直接影響するため、メッシュの独立性をテストする必要があります。 Fluent-Meshing を使用して、モデルを低品質グリッド (1,982,150 セル)、中品質グリッド (3,075,091 セル)、高品質グリッド (3,472,652 セル) の 3 つの異なる品質グリッドに分割しました。 メッシュの独立性検出の指標として平均気流速度を選択し、3 つのグリッドの速度分布を計算するために Fluent をインポートしました。 図 2 は、中品質グリッドと高品質グリッドの平均空気速度が非常に近かったことを示しており、メッシュの独立性が達成されていることを示しています。 この研究では、計算効率と精度を確保するために中品質のグリッドが選択されました。

メッシュの独立性解析。

計算結果が非定常シミュレーションのメッシュ化から独立していることを保証することに加えて、時間ステップが最終的な計算結果に影響を与えないことを保証することも必要です。 タイムステップが大きすぎると、計算の偏差が大きくなり、真の物理変化則を示すことができなくなる可能性があります。 そこで、Z = 10 m の区間を選択し、この区間における CO の平均質量分率を計算しました。 0.2 秒、0.1 秒、0.05 秒の 3 つの異なるタイプの時間ステップが選択されました。 60 秒以内のこのセクションの CO の平均質量分率を図 3 に示します。この図は 3 つの曲線がかなり近似していることを示しており、時間ステップが計算結果にほとんど影響を与えていないことを示しています。 この研究では、計算効率を確保するために時間ステップを 0.1 秒に設定しました。

モデリング方法の検証。

プロジェクトはまだ準備段階にあるため、該当するフィールドデータは取得できません。 この調査は、実際の構築に対応するガイダンスと提案を提供するための予備調査として機能します。 乱流ジェット理論は、前世紀以来広く研究され、実験データによって検証されています 37,38,39。 モデルの精度をさらに検証するために、表 2 に示すように、十分に発達した流れ領域での空気速度のシミュレーション値を理論計算値と比較しました。シミュレーション値と経験式の値には一定の差異がありましたが、しかし、減少傾向は同じであり、絶対誤差も 1.8 m/s 付近で変動しました。 この数値シミュレーションにおける速度勾配、打ち切り誤差、ガス物理パラメータの変化の影響を考慮すると、この研究で使用したモデル化手法は実行可能です。 完全に発達した流れ領域の軸方向速度は次のように計算できます。

ここで、 \({v}_{m}\) は乱流ジェットの軸方向速度、m/s を表します。 \({v}_{0}\) は空気出口の速度、m/s を表します。 \(\alpha \) は乱流係数を表し、円形パイプの場合は 0.08 です。 \(S\) は換気口からの距離、m を表します。 \({d}_{0}\) はダクトの直径 m を表します。

建設の第 2 段階では、有害なガスを希釈するために、軸流ファンによって新鮮な空気が通気口から作業面に両方向に送り込まれます。 汚染された空気流は最終的に傾斜シャフトから排出されます。 ただし、斜坑とトンネルの接合部では二方向の気流が合流するため、単一のトンネル換気システムとは気流や有害ガスの拡散が異なります。 本論文は,斜坑による高高度トンネルにおけるCOの移動を可能な限り包括的に研究するために,解析のために5つの作業条件を選択した。 ケース 1: トンネルの両方向で掘削と発破工事が行われ、両方向のファンが同時に動作します。 ケース 2: 左側のトンネルのみが掘削および発破工事を実行しますが、両方向のファンは同時に動作します。 ケース 3: 右側のトンネルのみが掘削と発破工事を実行しますが、両方向のファンが同時に動作します。 ケース 4: 左側のトンネルのみ掘削および発破工事が行われ、この方向のファンが作動します。 ケース 5: 右側のトンネルのみ掘削および発破工事が行われ、この方向のファンが作動します。

中国国家規定「発破安全規定」によれば、発破施工後は適切な換気を実施する必要がある。 建設スタッフは、地下の発破現場の空気品質が認定され、換気が十分であり、待ち時間が 15 分以上であることを確認した上で、発破作業現場に入ることが許可されます。 そこで本論文では主に呼吸高さ y = 1.5 m を研究面とし、トンネル内の流れ場分布と CO 濃度分布を解析した。

傾斜シャフトがトンネルと垂直に交差していないため、両側の換気は完全に対称ではありません。 したがって、左右のトンネルを別々に建設した場合の換気を分析し、同時建設した場合の換気と比較する必要があります。 トンネル内の気流場の分布を図4aに示します。

トンネル領域の気流場。

上記の 5 つの建設条件に対して、換気流路は 3 つだけです。 研究と議論のために、図 1 に示すように、あらゆるタイプの換気流場をトンネル領域と傾斜シャフト領域に分割できます。

図4bに示すように、壁噴流の典型的な特性が作業面の近くに表示されました。 エアダクト出口から流れの発達領域が徐々に拡大し、周囲の空気が噴流に引き込まれていく。 トンネル内で切羽に衝突すると、噴流は切羽の障害物により逆方向に移動し、逆流領域が生じました。 高速ジェットの同伴効果により、周囲の低速空気が同伴され、その結果、通気ダクトの口と作業面の間に渦領域が形成されます。 そして、この領域では逆流も影響を受けることになります。 渦領域内の粒子の渦巻き運動により、汚染物質の拡散が妨げられます。 作業面と通気ダクト口の間の距離が 35 m を超えると、ジェット流は周囲の空気を吸い込まなくなります。 また、作業面からの距離が離れるほど、全体的な空気の流れが安定する傾向があります。 これは先行研究40による。

距離による面積平均風速の変化をより直接的に解析するために、左右のトンネルに沿って 10 m ごとに均等に 17 個のセクションを取得しました。 流体の粘度は運動エネルギーを内部エネルギーに変換し、その結果風速は距離とともに徐々に減少し、図4cに示すように、作業面から70 m離れたところでは約0.40 m/sまで低下しました。 2 つの平均風速曲線は本質的に同一であり、シミュレーションが信頼できることを示しています。

3 つの換気流路間の最大の変化は、左右のトンネル内のファンの開口状態が異なるため、傾斜シャフト領域にあります。

左右のトンネルのファンを同時にオンにすると、斜坑内の換気流場は合流領域、渦領域、多方向領域、安定領域の4つの領域に分けられます。 傾斜シャフト領域の流れ場を図 5a に示します。以下の結論が導き出されます。 (1) 流れ場の速度が遅いため、傾斜シャフトと傾斜シャフトの合流点には目に見える渦は形成されませんでした。トンネルですが、左右逆の空気の流れが合流する部分には明らかな境界線がありました。 図では赤い破線で区切られていました。 (2) 気流は傾斜シャフトに向かって移動するにつれて、側壁から分裂し、三角形の低速渦ゾーンを形成しました。 (3) 2 つのファンが同じ出力を維持した場合、風量は両方向で等しくなります。 ただし、左側のトンネルから傾斜坑に流入する気流の幅は、右側のトンネルからの気流の幅よりもわずかに小さかった。 左側のトンネルと斜坑のなす角が鋭角であるため、斜坑に流入する左側の気流の運動量変化が右側の気流よりも大きかったと考えられる。 したがって、左側の気流のエネルギー損失は右側の気流よりも大きくなりました。 (4) トンネルから斜坑に入るにつれて空気流量が増加した。 その理由は、斜坑部の面積がトンネル部に比べて小さいためである。 風量が一定の場合、断面積は減少し、速度は増加します。 結論 2 と組み合わせると、左側の気流の速度増加振幅は右側の気流の速度増加振幅よりも大きく、これは速度分布画像と一致しました。 (5) なお、注目すべき点は、斜坑の左側に長さ約 24.6m の換気不感帯があり、主流と壁面とが隔てられ、本流との間に渦帯が形成されていたことである。慣性作用により水流と壁に接触します。 渦ゾーンにより流体の乱流が増大しました。 その間、渦領域と主流領域の間の物質交換は継続し、渦の移動粒子は主流によって下流に運ばれるため、下流の一定範囲内で主流の乱流強度が強化され、流速がさらに増加し​​ます。エネルギーの損失。 (6) 境界層の剥離により逆圧力勾配が発生し、空気流が傾斜シャフトの左側に移動した。 気流が傾斜シャフトの左壁に到達すると、渦領域は消滅した。 気流は斜坑の左壁に遮られると右側に移動し、再び斜坑に沿って本流と交差し、長さ約52.4mの多方向エリアを形成した。

傾斜シャフト領域の気流場。

左側のトンネルのファンのみをオンにしたときの斜坑領域の流れ場は図 5b に示されており、次の結論が導き出されます。 (1) トンネルの断面幅は、トンネルの断面幅よりも大きかった。傾斜したシャフト。 その結果、左側のトンネル内の気流が斜立坑に移動すると、気流の一部が右側のトンネルの壁によってブロックされ、右側のトンネル内に渦領域が形成されます。 (2) 左右のファンを同時にオンした場合と同様に、傾斜シャフトの左側に換気不感帯が形成されます。 (3) 1 つのファンの風量が 2 つのファンの風量よりも少ないため、傾斜シャフトに入った後の風速の増加が大幅に減少し、全体の風量がより早く安定する傾向があります。 しかし、逆圧力勾配も小さいため、渦領域は図5aに示すものよりも長くなりました。

右トンネルのファンのみをオンにした場合の斜坑領域の流れ場は図 5c に示されており、次の結論が導き出されます。 (1) 左トンネルのファンのみをオンにした場合と同様がオンになっていると、空気流の一部が左側のトンネルの壁によってブロックされ、右側のトンネル内の気流が傾斜したシャフトに移動するときに左側のトンネル内に渦領域が作成されます。 (2) 右トンネルと斜坑のなす角は鈍角であった。 その結果、傾斜シャフトへの気流の流入がよりスムーズになりました。 さらに、空気流と壁との間に分離がないため、傾斜シャフト内に目立った渦領域は存在しませんでした。 (3) 傾斜シャフト内の全体的な空気流は安定したままであり、速度勾配の成層化の証拠はありませんでした。

気流場の分布は、CO 濃度場の分布に大きな影響を与えます。 ただし、移行プロセスは動的で複雑です。 気流場のみを解析して長期的な CO 分布則を確立することは困難です。 したがって、CO 濃度分野についてはさらなる議論が必要である。

ケース 1 の経時的な CO 分布を図 6 に示します。以下の結論が導き出されます。 (1) 150 秒間換気した後、CO は傾斜シャフトの出口に向かって移動し、移動と拡散の結合効果を示しました。 。 一方、CO ゾーンは空気流の影響で徐々に変形し、トンネル領域では継続的に伸長し、CO 濃度のピークが見られました。 また、左側のトンネル内の CO の一部は、まず斜坑に入り、その後細長い帯状に伸び、その伸びた長さは右側のトンネルよりも長くなりました。 (2) 300 秒間の換気の後、CO は作業切羽付近で効果的に希釈されました。 合流領域の流れ場の影響により、気団間に明確な境界が見られました。 CO はまだ三角渦ゾーンに拡散していないことに注意してください。 さらに、傾斜シャフトの渦領域では両方向の空気流が十分に混合され、濃度ピークが形成されました。 CO は傾斜シャフトの左側の換気デッドゾーンに徐々に拡散しました。 さらに、CO は傾斜シャフトの多方向領域で波状の形状をしていることが示されました。 そして、換気距離が増加するにつれて、CO は徐々に均一に分布しました。 (3) 450 秒間の換気後、CO 質量分率のピーク値は傾斜シャフトの出口に達しました。 ただし、斜坑左側の換気不感帯の影響により、この領域にも濃度ピークが現れた。 (4) 600 秒換気すると、CO は斜坑左側の三角渦帯と換気不感帯に滞留し、三角渦帯に濃度のピークが現れる。 (5) 750 秒および 900 秒の換気後の CO 質量分率のピーク値は 157 mg/m3 および 51 mg/m3 であり、限界濃度基準 30 mg/m3 を満たしていません。 これは、高地と渦巻き帯の複合効果によって引き起こされる可能性があります。 ただし、建設作業員は限られた時間内で切羽を検査することが許可されています。 上記の結論は、気流場の分析と一致しています。

ケース1のCO分布。

実際のトンネル工事のスケジュールにより、一定期間内にトンネル切羽の一方向しか掘削できない場合があります。 流れ場が変化しない場合、CO の異なる初期分布により、濃度場にさまざまな変動が生成されます。

ケース 2 の CO の経時分布を図 7 に示します。以下の結論が得られます。 (1) 斜坑の合流部、渦、多方向領域では、CO は斜坑の左側に分布していました。傾斜したシャフト。 これは、右側のトンネルからの空気の流れが、右側のトンネルへの CO の拡散を効果的に防止できることを示しています。 (2) 450 s および 600 s 換気後、常に傾斜シャフト左側の換気不感帯にピーク濃度が現れた。 CO はこの領域に長期間蓄積されると考えられます。 傾斜シャフト右側の高速気流が十分に活用されず、エリア全体の換気効率が低下しました。 (3) 750 秒換気後、三角渦領域に濃度ピークが現れた。 900 秒間の換気後のピーク濃度は 28 mg/m3 で、安全濃度基準の 30 mg/m3 に達しました。 (4) この値は、両方向の空気流を完全に混合した後の濃度のピーク値と比較した場合、単純な倍数関係ではありませんでした。 これは主に渦領域と速度勾配分布の影響を受けました。

ケース2のCO分布。

ケース 3 の経時的な CO 分布を図 8 に示します。以下の結論が導き出されます。 (1) 150 秒間換気した後、右側のトンネルの濃度ピークはケース 2 の濃度ピークよりも高かった。これは主に次の理由によるものです。これは、右側のトンネルからの気流が傾斜立坑の広い領域に流入し、その結果流速が遅くなり、トンネル領域の CO 濃度が高くなったことによるものです。 (2) ケース 2 と同様に、左トンネルからの気流により、左トンネルおよび斜坑左側の換気不感帯への CO 拡散を効果的に防止できた。 違いは、多方向ゾーンでは、CO が傾斜シャフト内に徐々に均一に分布していたことです。 (3) 450 s および 600 s 換気後の濃度ピークはケース 2 よりも小さくなりました。これは、傾斜シャフトの右側の気流速度が速いためです。 (4) 750 秒換気後に三角渦領域にピーク濃度が現れ、その値はケース 2 より若干高かったが、900 秒換気後のピーク濃度は 23 mg/m3 であり、ケース 2 に比べて有意に低かった。ケース 2 も安全濃度基準 30 mg/m3 に達しました。 より大きな濃度値に対するピーク濃度差値の比率を使用して、換気効率の変化を計算しました。 全体の換気効率がケース 2 と比較して 18% 向上したことがわかりました。

ケース3のCO分布。

トンネルの掘削距離が 200 メートル未満の場合は、トンネル区域内のすべての建設作業員を避難させる必要があります。 掘削用の切羽が 1 つだけの場合、省エネのためにこの方向のファンのみがオンになり、反対方向のファンはオフになります。 ケース 4 の経時的な CO 分布を図 9 に示します。以下の結論が得られます。 (1) 150 秒と 300 秒の換気の後、傾斜シャフト部分は換気に完全に使用されました。 慣性により、CO は最初に傾斜シャフトの右壁に近づき、次に傾斜シャフトの左側にあるデッド換気ゾーンに拡散します。 (2) 450 秒換気すると、広範囲に高濃度領域が出現し、ピーク濃度が前 3 ケースよりも大きくなった。シングルファン。 その間、CO は徐々に右側のトンネルに移動し始めます。 (3) 風速が低かったため、CO は斜坑付近の側壁に沿って斜めに分布し、右側トンネル内の拡散範囲はあまり変化しなかった。

ケース4のCO分布。

ケース 5 の時間の経過に伴う CO 分布を図 10 に示します。以下の結論を導き出すことができます。 (1) 300 秒間換気した後、CO は左側のトンネルに拡散しました。 右トンネルのみから風が吹いている場合、速度分布は比較的平均的であると考えられる。 CO は傾斜立坑への移動中に細いストリップに分布せず、より多くの CO が左側のトンネル内に拡散する原因となります。 (2) 左側のトンネル内に渦領域が形成されることにより、左側のトンネル内に明らかな濃度ピーク領域が形成される。 (3) 750 秒および 900 秒の換気後の CO 質量分率のピーク値は 219 mg/m3 および 193 mg/m3 であり、限界濃度基準 30 mg/m3 を満たしていません。 (4) ケース 4 と比較して、ピーク CO 濃度が高く、分布範囲が広く、換気時間が長くなっています。 この状態を改善し、換気効率を高めるには、ジェットファンやエアカーテンの設置をご検討ください。

ケース5のCO分布。

工事のために逆方向に再進入する前に、まず換気のためにファンをオンにする必要があります。 ケース 4 を例にとると、図 9 に示すように、600 秒間換気した後、CO が左側のトンネルから右側のトンネルに移動したところです。このとき、CO の拡散を止めるために換気のために両方向のファンが同時に作動しました。反対方向に。 次の 300 秒で、換気効果がシミュレーションされ、ケース 2 と比較されました。

2 段階換気スキームの経時的な CO 分布を図 11 に示します。750 秒および 900 秒の換気後の CO 質量分率のピーク値は 59.6 mg/m3 および 20 mg/m3 であり、それぞれより低かった。ケース 2 の濃度も安全濃度基準 30 mg/m3 に達しました。 すべてのファンの出力が同じであると仮定すると、出力と換気時間の積がエネルギー消費量を表すために使用されます。 そして、より大きなエネルギー消費値に対するエネルギー消費差分値の比率を使用して、エネルギー消費変化を計算します。 ケース 2 と比較して、換気効率が 28.5% 向上し、エネルギー消費量が少なくとも 33% 削減されました。

二段階換気方式によるCO2分配。

したがって、単一の作業面を構築するときに、2 段階の換気スキームが提案されました。 まず、掘削切羽方向にファンを回転させます。 次に、両方向のファンを同時にオンにします。 この換気方式にはエネルギー消費を削減できる可能性があります。

斜坑による高高度トンネル内の気流場とCO濃度場特性を主に三次元数値モデルを用いて解析した。 異なるファン開口モードと異なる初期 CO 濃度分布が換気に及ぼす影響について議論しました。 また、換気効率を向上させ、エネルギー消費を削減するために、新しい最適化された換気スキームが提案されました。 主な結論は次のとおりです。

換気風場の主な違いは渦領域の位置に反映され、換気効率に直接関係していました。 渦領域により CO が長期間滞留し、エネルギー消費が増加しました。

2 つの作業切羽が同時に建設されている場合、さまざまな初期 CO 濃度分布は異なる移動を示しました。 単一作業面を構築した場合、CO 濃度は 15 分間換気した後に安全レベルに達することができました。 渦ゾーンを排除し、傾斜シャフトの高速気流を最大限に利用することで、相対的な換気効率を少なくとも 18% 向上させることができます。

CO 濃度の分布は、ファンの開口モードが異なると変化します。 作業切羽のうちの 1 つだけが建設中で、この方向のファンがオンになっていると、CO は他の方向のトンネルに拡散し、高濃度のピーク領域が形成されます。

作業切羽の 1 つだけが建設中である場合には、2 段階換気方式を採用する必要があります。 換気効率は 28.5% 向上し、エネルギー消費量は 33% 以上削減されました。

将来の研究のために、標高、換気技術、建築方法、およびエアダクトのレイアウトが換気に及ぼす影響を完全に調査する必要があります。 同時に、この研究では主に数値シミュレーションを研究方法として使用しました。 数値シミュレーションの合理性は、現場でのモニタリングやモデルのテストなどの次のステップでより正確に証明される必要があります。

現在の研究中に生成された、および/または研究中に分析されたデータセットは一般に公開されていませんが、合理的な要求に応じて責任著者から入手できます。

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この研究は、中国国家自然科学財団 (助成金番号: 52168055; 51478118) の支援を受けました。 広西自然科学財団 (助成金番号: 2018GXNSFDA138009)。

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Bo Wu、Rui Zhao、Guowang Meng、Shixiang Xu、Weixing Qiu、Huihao Chen

中国華東理工大学土木建築工学部、南昌、330013、江西省、中国

ボー・ウー

建築工学部、広州市建設大学、広州、510925、広東省、中国

ボー・ウー

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趙瑞氏への対応。

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転載と許可

Wu、B.、Zhao、R.、Meng、G. 他。 高高度トンネルにおける斜坑による発破後のCO移行に関する数値研究。 Sci Rep 12、14696 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-18995-y

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受信日: 2022 年 5 月 18 日

受理日: 2022 年 8 月 23 日

公開日: 2022 年 8 月 29 日

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-18995-y

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