瓦斯抽放系统阻力测试与改进设计方案

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1、目录目录目录目录 .I I第一章第一章 绪论绪论 .1 11.1 课题来源及意义.11.2 国内外瓦斯研究及抽放现状 .11.2.1 国外瓦斯抽放现状 .11.2.2 我国煤矿瓦斯研究及抽放现状 .21.3 瓦斯抽放系统.4第二章第二章 矿井概况矿井概况 .7 72.1 井田概况 .72.1.1 位置与交通 .72.1.2 井田范围和煤炭储量 .72.2 屯留 3#矿井基本参数.82.2.1 矿井 3#煤层瓦斯基本参数测定情况.82.2.2 矿井 3#煤层瓦斯赋存规律.92.2.3 瓦斯可抽量 .112.3 矿井瓦斯涌出量计算 .122.3.1 预测数学模型 .122.3.2 综放工作面瓦斯涌

2、出量预测 .152.3.3 掘进工作面瓦斯涌出量预测 .162.4 抽放参数的确定 .172.4.1 抽放率的确定.172.4.2 根据煤层可抽性及抽放实践确定的抽放率 .212.4.3 矿井煤层采掘面设计的抽放率 .222.4.4 抽放时间 .23第三章第三章 管道阻力损失计算理论管道阻力损失计算理论 .24243.1 管道阻力分类 .243.1.1 沿程阻力与沿程损失 .243.1.2 局部阻力与局部损失 .253.1.3 总阻力与总能量损失 .253.2 管路中的局部损失 .253.2.1 管道截面突然扩大 .263.2.2 弯管 .283.2.3 流阀门 .30I3.2.4 非圆截面管

3、路沿程损失的计算 .303.2.5 减小局部损失的措施 .323.3 管路计算 .323.3.1 简单管路 .353.3.2 串联管路 .353.3.3 并联管路 .363.3.4 管网 .38第四章第四章 瓦抽放系统计算及设备选型瓦抽放系统计算及设备选型 .41414.1 抽放管路系统的选择及计算 .414.1.1 抽放管路系统的选择 .414.1.2 瓦斯抽放管路系统选择原则 .414.1.3 瓦斯抽放管路系统的组成及布置 .424.2 瓦斯管径计算 .424.2.1 抽放管材的选择和管径确定 .434.3 抽放管路阻力计算 .444.3.1 直管阻力损失计算 .444.3.2 局部阻力损

4、失计算 .464.4 管路敷设及附属装置 .464.5 抽放设备选型计算 .474.5.1 瓦斯泵流量计算 .474.5.2 瓦斯泵压力计算 .484.5.3 抽放泵选型 .494.6 泵房布置 .50第五章第五章 结论结论 .5151致谢致谢 .5252参考文献参考文献 .53530第一章第一章 绪论绪论1.11.1 课题来源及意义课题来源及意义所谓矿井瓦斯抽放，就是在矿井中利用专门的巷道系统将瓦斯抽排至地面或井下回风巷道的安全地点，从而达到减少矿井瓦斯涌出量，实现安全生产的目的。我国是世界上最大的产煤国，同时也是发生煤矿灾害事故最严重的国家。瓦斯灾害是造成我国煤矿灾害事故严重的主要原因，预

5、防瓦斯灾害对煤矿安全生产具有十分重要的意义。随着矿井开采深度与开采强度的增加，矿井瓦斯涌出量日益增大，仅用通风办法稀释瓦斯，有时不仅在经济上不合算，在技术上也不合理。抽放瓦斯可以降低采区及工作面瓦斯涌出量，能有效地解决瓦斯浓度超限，提高矿井安全性，降低通风费用，因此矿井瓦斯抽放是治理瓦斯的有效手段，而瓦斯抽放是防治煤矿瓦斯灾害事故的根本措施，所以，对瓦斯抽放系统的研究具有很重要的意义。本课题通过对屯留井田瓦斯抽放的研究设计，分析出瓦斯抽放系统存在的问题，提出明确的设计方法与观点，对该问题进行数学分析和建立数学公式，为屯留矿区采空区瓦斯抽放提供一个科学的、量化的参考依据，进而解决屯留矿区瓦斯抽放

6、的基本问题。1.21.2 国内外瓦斯研究及抽放现状国内外瓦斯研究及抽放现状1.2.11.2.1 国外瓦斯抽放现状国外瓦斯抽放现状早在 1907 年美国学者 Chamberlin 和 Darton 研究概括出了甲烷聚集和运移的机理。1910 年为促进安全生产，减少甲烷灾害，美国成立了矿业局这一专门的政府机构。1928 年 Rice 提出了在采煤前采用垂直钻孔从煤层中除去甲烷的设想。然而，在随后的40 年里，控制甲烷的通用做法仍然是降低煤炭产量和建立复杂的通风系统。1964 年1Lindine 等根据所观察到的气含量和残余气含量与深度之间存在的非线性函数关系，提出了第一个预测生产矿井瓦斯涌出量的经

7、验模型。1968 年，Airey 从理论上推导出第一个预测矿井静止工作面瓦斯释放量的偏微分方程，采用解析法求解，建立了一维、单孔隙、气相的产量预测解析模型。1972 年 Price-Abdalla 提出了二维、单孔隙、气一水两相综合性产量预测的数学模型和有限差分的数值模型，该模型能求解具不规则边界条件和模拟工作面推进的移动内边界问题，并且开发了相应的计算机软件工NTERCOMP-1。经过长期的矿井瓦斯抽放工作实践，人们逐渐认识到煤层气既是影响煤矿生产的灾害性气体，同时也是一种高效洁净的替代能源。1969 年美国矿业局钻出了第一个采空区瓦斯抽放井。1973 年石油禁运引发的能源危机，强化了对煤层

8、气资源的需求，由此在美国掀起了煤层气地面垂直井开发试验的热潮。19491950 年间，比利时和英国先后进行工业规模的瓦斯抽放，年抽放量达5700m3。19511987 年间，世界煤矿瓦斯抽放量呈线性增加，自 1951 年的 1.246 亿扩增至 1987 年的 54.31 亿 m3，抽放瓦斯的矿井由 68 个增加到 619 个，单个抽放矿井的平均年抽放量由 1951 年的 198 万 m3/井，增至 1987 年的 877 万 m3/井。到目前为止，世界上己有 17 个采煤国家进行了瓦斯抽放，年抽放量超过 1 亿扩的国家有 10 个，如原苏联、德、英、中、法、美、波、日、澳等。其中原苏联抽放瓦

9、斯量最多，达 21.2亿扩，德、英年抽放瓦斯量均在 5 亿扩以上。这些国家都把抽放瓦斯工作作为治理瓦斯的生产工序，是高瓦斯含量煤层回采中一个必不可少的工艺环节.国外主要采用综合的总体抽放方式，在掘进过程中抽放瓦斯，回采过程中边采边抽和采空区抽放，千方百计地增加瓦斯抽放量，提高瓦斯抽放率，同时建立瓦斯监测系统，为矿井的安全生产提供了很大的保障。1.2.21.2.2 我国煤矿瓦斯研究及抽放现状我国煤矿瓦斯研究及抽放现状我国工业抽放瓦斯始于 1938 年的抚顺龙凤矿，但系统地连续抽放瓦斯是 1952 年在龙凤矿建抽放瓦斯泵站开始的。我国煤矿的瓦斯灾害是比较严重的，在原国有重点煤矿 576 处矿井中，

10、高瓦斯矿井、煤与瓦斯突出矿井有 277 处，占 48%，且 95%以上的2矿井具有煤尘爆炸危险，更加剧了瓦斯的威胁。据统计，在 19912000 年间，瓦斯事故死亡人数总体呈上升趋势。1991 年死亡 1364 人，2000 年死亡 2662 人，10 年中增加近一倍。2001 年全国煤矿事故死亡 5670 人，瓦斯事故死亡 2436 人，占总死亡人数的43%。2002 年，在一次死亡 3 人以上和 10 人以上的重、特大事故中，瓦斯事故所占比重最大。每年在 10 人以上重、特大死亡事故中，瓦斯事故死亡人数占总死亡人数的比重基本在 80%以上。由此可见，瓦斯事故是制约我国煤矿安全状况好转的最主

11、要因素。不把瓦斯事故控制住，就不能实现全国煤矿安全生产状况的稳定好转，也无法保障煤炭工业的持续健康发展。而作为防治瓦斯灾害事故的主要技术措施的瓦斯抽放，虽然取得了较快地发展，但总体上看水平仍然较低。我国目前的平均抽放率仅有 23%，而俄罗斯、美国、澳大利亚等主要采煤国家的抽放率均在 50%以上，大大高于我国。目前，我国煤矿总体瓦斯抽放效果不佳，具体表现为瓦斯抽放率低。我国抽放率低的原因主要有以下几点：一是有些矿井该建抽放系统而未建，据 2001 年统计，国有大中型矿井中的 277 座高瓦斯矿井，其中有 154 座未建立瓦斯抽放系统；二是煤层基础条件差，透气性普遍较低；三是钻孔工程量少，有些矿井

12、虽然建立了抽放系统，但对瓦斯抽放的认识不高，也缺乏相应的巷道和钻孔工程；四是抽放方法落后，很多矿区缺乏对瓦斯抽放工艺方法的研究，几十年一贯制，抽放效果差，难以满足安全生产的要求。尤其是放顶煤采煤法推广以后，工作面单产大幅度提高，日产 30005000t已是较低水平，日产万吨也较普遍，因此工作面瓦斯涌出量也大幅增长。另外，我国抽放瓦斯的发展亦不平衡，有些矿区频繁发生瓦斯爆炸，也从一个侧面说明瓦斯抽放工作搞得不好，不能满足安全生产的要求。一些企业的领导“安全第一”的观念还没有牢固树立，对抽放瓦斯重要性的认识仍然不够，对抽放瓦斯装备等的投入不能满足实际工作的需要，有些地方仍然维持在 20 世纪 80

13、 年代的水平，须尽快转变观念，加快抽放瓦斯系统建设及更新改造。只有这样才能从根本上提高抽放瓦斯的能力，减少瓦斯事故的发生，提高安全生产水平。瓦斯抽放是防治煤矿瓦斯灾害事故的根本措施，我国政府及有关部门对此给予了高度重视。从 20 世纪 50 年代开始，我国就将瓦斯抽放作为治理煤矿瓦斯灾害的重要3措施在高瓦斯和突出矿井推广；2002 年，国家煤矿安全监察局制定了“先抽后采，以风定产，监测监控”的煤矿瓦斯防治方针，强化了瓦斯抽放治理瓦斯灾害的地位；煤矿安全规程 （2001 年版）也以法规的形式对煤矿瓦斯抽放作了详尽的规定。半个世纪以来，我国实施瓦斯抽放的矿井数量和瓦斯抽放量逐年稳步上升，抽放瓦斯总

14、量仅少于美国，居世界第 2 位。尽管如此，和煤矿瓦斯灾害治理对瓦斯抽放的要求相比，我国煤矿瓦斯抽放效果有待提高。1.31.3 瓦斯抽放系统瓦斯抽放系统瓦斯抽放系统是由一系列抽放设备组成的，通过形成一定负压将瓦斯从煤层中抽出并通过管道输送到地面或者其他安全地方。它主要由瓦斯泵、管路系统、流量计和安全装置等组成。1.瓦斯泵我国常用的瓦斯泵主要有离心式瓦斯泵、回旋式瓦斯泵和水环式真空泵。水环式真空泵具有真空度高、负压大、流量小、安全性能好的特点，在我国广泛应用。2.抽放管路瓦斯抽放管路系统主要有主管、分管、支管及附属装置等组成。管路直径的大小可根据瓦斯的抽放量和管路的不同位置进行确定。对瓦斯管路敷设

15、的要求为：瓦斯抽放管路应设在曲线最少、距离最短、尽量减少弯头的使用和矿车不经常通过的巷道，减少矿车碰撞的概率，并架设一定高度和固定在巷壁上，以免水淹腐蚀管路，缩短管路的使用寿命。3.流量计在瓦斯抽放管路和各个钻场内安装流量计是为了全面掌握和了解瓦斯的抽放情况，更好的管理瓦斯抽放工作。4.安全装置瓦斯抽放系统的安全装置主要有“三方装置”和放水装置。1）三方装置是指安设在地面瓦斯抽放泵吸气管路中具有防回火、防回气、和防爆4炸作用的安全装置。2）放水装置是安装在抽放管路上的，为了放出管路中的水，减少负压的降低。5图 1-1 矿井瓦斯抽放与利用设施布置示意图61-井下抽放瓦斯区 2-瓦斯钻孔 3-瓦斯

16、钻场 4 一钻场分支管 5 一抽放区支管 6-抽放区流量计 7 一阀门 8抽放瓦斯主管 9放水器 10抽放主管阀门 11放水器 12抽放主干管阀门 13 一井下抽放主干管 14 一地面防爆阻火器 15一放水器 16-避雷器 17-防爆阻火器 18 一放空管 19 一阀门 20-瓦斯泵 21 一阀门 22放空管 23-阀门 24-流量计 25-避雷器 26 一瓦斯罐 27-防爆阻火器 28 一地面瓦斯供应干管 29-放水器 30-地面供应住宅区 31-瓦斯发电厂 32 一地面瓦斯利用车间 33-井口 34 一瓦斯泵房7第二章第二章 矿井概况矿井概况2.12.1 井田概况井田概况2.1.12.1.

17、1 位置与交通位置与交通屯留井田位于山西省屯留、襄垣县境内，潞安矿业（集团）公司西部。矿区对外交通有太（原）焦（作）铁路、邯（郸）长（治）铁路和太（原）洛（阳）公路。太焦铁路经矿区东部由北向南通过，太焦铁路的夏店站距潞矿集团约 7km，距五阳站16km。以夏店站为起点距太原市约 230km，距焦作市约 204km，距邯郸市约 216km。本矿选煤厂距邯长铁路长治站。2.1.22.1.2 井田范围和煤炭储量井田范围和煤炭储量（1）井田范围屯留矿井田井界为：北与文王山断层为界，南以西魏正断层西端点与坐标点（X=4015350，Y=38392000）连线为界；西以经线 38392000 为界，东以经

18、线 3840200为界。井田走向长约 16Km，倾斜宽 10km，面积 160.242Km（2）煤炭储量矿井煤炭地质储量为 1528.28Mt，可采储量为 679.93Mt。其中 3#煤层地质储量为1281.98Mt，可采储量为 636.04Mt。详见表 211。煤层号煤炭地质储量（ Mm3）煤炭可采储量（ Mm3）备注31281.98636.04948.172.751221.57815-238.4611.3615-3138.1029.78合计1528.28679.93表 211 矿井煤炭储量汇总表2.22.2 屯留屯留 3#3#矿井基本参数矿井基本参数煤层瓦斯基本参数包括煤层瓦斯压力、瓦斯含

19、量、钻孔自然瓦斯涌出量、钻孔瓦斯涌出衰减系数、煤层透气性系数、煤的工业分析、瓦斯吸附常数、煤的孔隙率、煤的瓦斯放散初速度、坚固性系数及钻孔瓦斯组分等参数。2.2.12.2.1 矿井矿井 3#3#煤层瓦斯基本参数测定情况煤层瓦斯基本参数测定情况重庆分院潞安矿区 3#煤层瓦斯赋存及涌出预测研究研究报告提供的在屯留矿井底车场附近南翼胶带机巷进行的煤层瓦斯基本参数测定结果为：原煤瓦斯含量： 8.48.63m3/t，平均 8.51m3/t残存瓦斯含量： 2.37m3/t煤层瓦斯原始压力： 0.420.45MPa钻孔瓦斯流量衰减系数：0.08110.2525d-1煤层透气性系数： 0.5241.7415m

20、2/MPa2d百米钻孔瓦斯涌出量： 0.0150.037m3/minhm瓦斯放散初速度P： 20煤的坚固性系数： f=0.440.53煤的空隙率： 4.936.71是否处于沼气带： 处于沼气带抽放难易度： 较难抽放到可以抽放类型煤层对瓦斯的吸附性：吸附常数a=26.209831.4086m3/t，b=1.09691.6836Mpa-1，吸9附表面积为 70.0939m2/g，吸附能力很强。 2004 年，中国矿业大学在南二胶带大巷及余吾断层附近测定 3#煤层的瓦斯含量为7.187.80m3/t。鉴于上述两个单位测定 3#煤层瓦斯含量的结果较为接近，从保证矿井安全的角度出发，采用相对较大的重庆分

21、院测定结果为基础。地勘期间采用直接法测定了 3#、12#、15-2、15-3 煤层的瓦斯含量，其结果见表2-2-1。煤层编号可燃基瓦斯含量(m3/t)原煤瓦斯含量(m3/t)备 注32.4021.059.482.2017.048.24125.8611.758.004.2310.196.4715-28.8915.0311.965.9610.238.1015-31.2815.277.870.8611.505.52表 221 地勘期间煤层瓦斯含量测定结果表2.2.22.2.2 矿井矿井 3#3#煤层瓦斯赋存规律煤层瓦斯赋存规律屯留矿井田范围较大，分布着较多的褶曲构造和断层，造成煤层瓦斯赋存极不均衡。

22、根据地勘期间测定的瓦斯含量资料分析，在向斜轴部的瓦斯含量一般较高，在背斜轴部的瓦斯含量一般较低。这次在井底车场附近的南翼胶带机巷，采用间接法测定3#煤层瓦斯含量，共打 5 个钻孔，测得 3 号煤层瓦斯压力为 0.420.45MPa，计算煤层瓦斯含量值为 8.48.63 m3/t，平均为 8.51 m3/t。测定结果比较接近，较真实地反映了测定区域的瓦斯含量分布情况，但并不能完全代表整个井田的瓦斯含量分布情况。由于目前还处于基建施工阶段，掘出的巷道较少，不可能在较大范围内打更多的钻孔10来测定煤层瓦斯压力。为此，可以利用地质勘探期间所测瓦斯含量与建井期间实测瓦斯含量进行对比分析，寻找相关系数，然

23、后以地勘中所测瓦斯含量为基础，预测各区域的瓦斯含量平均值。从屯留井田 3#煤层地质勘探钻孔上可以找到，在测定区域附近、埋深为494530m 的地质勘探钻孔(902、903、1103 钻孔)所测定的瓦斯含量为 5.539.76 m3/t（可燃基） ，换算成原煤瓦斯含量为 4.968.34 m3/t，平均为 6.13 m3/t，则瓦斯含量修正系数为 K=1.39（与重庆分院测定结果比较） 。全矿井 3#煤层修正后的瓦斯含量值见表 222。煤层编号可燃基瓦斯含量(m3/t)原煤瓦斯含量(m3/t)修正后的原煤瓦斯含量(m3/t)32.4021.059.482.2017.048.243.0623.69

24、11.45125.8611.758.004.2310.196.475.8814.168.9915-28.8915.0311.965.9610.238.108.2814.2211.2615-31.2815.277.870.8611.505.521.2015.997.67表 222 地勘期间煤层瓦斯含量测定及与实测比较修正结果表瓦斯治理研究报告对屯留矿井 3#煤层各钻孔的埋藏深度与瓦斯含量的分析如图 3-1 所示，得出了如图 2-1 所示的瓦斯含量与煤层埋藏深度关系。 屯留矿3#煤层瓦斯含量与埋深关系y = 0.028x - 3.8531051015202501002003004005006007

25、008009001000埋藏深度(m)瓦斯含量(m3/t)11图 2-1 屯留矿 3#煤层瓦斯含量与埋深关系 W=0.028H-3.8531 （2-1）式中 H煤层埋藏深度(450.08mH901.4m)，m。2.2.32.2.3 瓦斯可抽量瓦斯可抽量瓦斯可抽量是指在瓦斯储量中能被抽出的最大瓦斯量， 抽放可研报告对其计算下：Wc （2-2）抽w可k式中：可抽瓦斯量，Mm3；抽w可抽系数；可kK1K2Kg可kK1煤层瓦斯排放系数；K1K3(XXk)XK3瓦斯涌出程度系数；X煤层原始瓦斯含量，m3/t；Xk运到地面煤的残余瓦斯含量，m3/t；K2负压抽放时抽放作用系数，K21.2；Kg矿井瓦斯抽放

26、率，%。因屯留矿井瓦斯涌出主要来自于开采层，所以今后的瓦斯抽放基本上属于开采层瓦斯抽放，所以取 K30.95。经计算 3#煤层的残余瓦斯含量计算为 2.37m3/t(按绝对瓦斯压力为 0.1MPa 计算)，其他煤层因没有采取煤样测定瓦斯吸附常数，所以无法计算有关煤层的残存瓦斯含量，只有近似采用 3#煤层的残存瓦斯含量。屯留矿井 3#煤层属于较难抽放到可以抽放类型，根据国内瓦斯抽放经验对瓦斯抽放率 Kg=0.5。屯留矿井瓦斯可抽量计算结果见表 2-2-3，从表中可以看出，矿井瓦斯12可抽量为 8571.428Mm3其中 3#煤层瓦斯可抽量为 7455.834Mm3,这为屯留矿井瓦斯抽放提供了较为

27、充足的资源条件。煤 层K1K可可抽瓦斯量(Mm3)30.750.457455.83490.700.42230.079120.70.42103.0271520.750.45246.5191530.660.40535.969合计8571.428表 2-2-3 矿井瓦斯可抽量计算结果表2.32.3 矿井瓦斯涌出量计算矿井瓦斯涌出量计算根据瓦斯治理研究报告对矿区采掘工作面瓦斯涌出进行的研究，得出了分源统计预测法，即采用以分源预测法为主体、并根据矿区瓦斯涌出统计对分源预测法进行修正的综合预测方法。使用该预测模型对已采部分回采工作面和掘进工作面进行了预测，其结果为回采工作面的预测误差为 2.13%14.2

28、5%，平均误差为 8.64%，预测准确率为 85.75%97.87%；掘进工作面的预测误差为 5.5114.43%，平均为 8.89%,预测准确率为 85.67%94.49%。预测准确率均达到 85%以上。2.3.12.3.1 预测数学模型预测数学模型1矿井相对瓦斯涌出量按下式计算：Q=Q1+Q2+Q3 （2-3）式中： Q采区相对瓦斯涌出量，;3m t dQ1回采工作面相对瓦斯涌出量，;3m t d13Q2掘进工作面相对瓦斯涌出量，;3m t dQ3采空区相对瓦斯涌出量，。3m t d2回采工作面瓦斯涌出预测数学模型回采工作面的瓦斯涌出量由开采层、邻近层和采空区（含围岩）瓦斯涌出量三部分组成

29、，其相对瓦斯涌出量按下式确定： （2-4）1Q1Q2Q3Q式中：开采层相对瓦斯涌出量，；1Q3m t d邻近层相对瓦斯涌出量，；2Q3m t d采空区（含围岩）相对瓦斯涌出量，。3Q3m t d开采层相对瓦斯涌出量按下式确定：Q1K6 (K1+K2)(XXk) （2-5）式中 ：K1采煤方法系数， K1；LhL 2L回采工作面长度， m；h巷道煤体瓦斯排放带宽度， m，对瘦煤和焦煤取 h14m；K2煤柱影响系数， K2；L/ ll采空区中残留煤柱沿倾斜方向的宽度， m；K6开采影响系数。邻近层相对瓦斯涌出量按下式确定：Q2（XiXki） （1） （2-6）emm ihhip式中：mi第 i 邻

30、近层厚度，m；14me开采层开采厚度， m；Xi第 i 个邻近层的原始瓦斯含量， m3/t；Xki第 i 个邻近层残余瓦斯含量， m3/t；hi第 i 个邻近层至开采层的距离， m；hp受采动影响的瓦斯排放带范围，对下邻近层hp35m。采空区（含围岩）相对瓦斯涌出量按下式确定： Q3KnQ1式中 Kn由顶板管理方法决定的采空区（含围岩）瓦斯涌出系数，全面冒落法管理顶板时，取 Kn0.25。3掘进工作面相对瓦斯涌出预测数学模型掘进工作面的瓦斯涌出量由落煤瓦斯涌出量和煤壁瓦斯涌出量两部分组成，其绝对瓦斯涌出量按下式确定： （2-7）掘q煤q壁q式中：掘进工作面绝对瓦斯涌出量，m3/min；掘q落煤

31、瓦斯涌出量，m3/min；煤q煤壁瓦斯涌出量，m3/min；壁qSV(XXc) （2-8）煤q式中 ：S煤巷掘进断面积，m2；V掘进速度，m/min；煤的密度，t/m3。KNUVQ0(21) （2-9）壁qLV式中 ：15K巷道异常瓦斯涌出系数，一般取 11.5；N掘进巷道个数，双巷掘进，N=2；V单巷掘进速度，m/min；U巷道暴露煤壁在巷道横断面上的周长，m；L掘进工作面长度，m；Q0煤壁初始瓦斯涌出量，m3/m2min，按下式计算：Q00.0260.0004(Vr)20.16X （2-10） 式中：Vr煤的挥发份，%。掘进工作面的相对瓦斯涌出量按下式计算： Q2= （2-11）Aq掘式中

32、：A矿井平均日产量，t/d。、采空区相对瓦斯涌出量计算 Q3K2（Q1+Q2） （2-12）式中 K2采空区瓦斯涌出系数，取 K0.2。2.3.22.3.2 综放工作面瓦斯涌出量预测综放工作面瓦斯涌出量预测预测采区的基本情况见表 2-3-1，预测结果见表 2-3-2。从表中可以看出，屯留矿井余吾断层附近试采面(综放)的相对瓦斯涌出量为 5.38m3/t.d；绝对瓦斯涌出量将达到 37.37m3/min。首采面(综放)的相对瓦斯涌出量为 10.8115.95m3/t.d；绝对瓦斯涌出量将达到 67.5999.71m3/min。屯留矿井高瓦斯区综放面的相对瓦斯涌出量为19.03m3/t.d；绝对瓦

33、斯涌出量将达到 127.75m3/min。矿井名称采区名称埋藏深度（m）煤层厚度(m)工作面长 度(m)平均日产量(t)地质构造情况开采情况16试采面余吾断层附近5.3620010000断层两侧未采首采面5006325.362009000两侧未采屯留矿井高瓦斯区7008005.362009667两侧未采表 2-3-1 预测区域回采工作面基本情况一览表注:3#煤层的残存瓦斯含量为 2.37m3/t。矿井名称采区名称断层影响系数陷落柱影 响系 数褶曲影响系数开采影响系数瓦斯含量（m3/t）相 对涌出量（m3/t.d）绝 对涌出量（m3/min）试采面0.81.01.01.17.85.3837.37

34、首采面1.01.01.01.110.1513.8410.8115.9567.59 99.71屯留矿井高瓦斯区1.01.01.01.015.8719.03127.75表 2-3-2 综放工作面瓦斯涌出预测结果一览表2.3.32.3.3 掘进工作面瓦斯涌出量预测掘进工作面瓦斯涌出量预测1高瓦斯区采面瓦斯涌出如前所述，矿井高瓦斯区采面瓦斯涌出量为 19.03m3/t.d，按工作面设计年产量2.9Mt/a 计算，则回采工作的绝对瓦斯涌出量为 127.75m3/min。2高瓦斯区掘进面瓦斯涌出由上述计算可得：1 个掘进工作面绝对瓦斯涌出量为：q 掘25.97m3/min。17按矿井达产时配备 5 个综掘

35、工作面，则掘进工作面相对瓦斯涌出量为：Q2525.97144020000 9.35m3/t.d3高瓦斯区采空区相对瓦斯涌出量计算： Q3K2（Q1+Q2） 0.2（19.03+9.35） 5.68m3/t.d4高瓦斯区矿井相对瓦斯涌出量计算： QQ1+Q2+Q3 19.03+9.35+5.68 34.06m3/t.d根据上述计算结果，矿井相对瓦斯涌出量为 34.06m3/t.d，按矿井设计生产能力6.0Mt/a 计算，则矿井绝对瓦斯涌出量为 473.06m3/min。2.42.4 抽放参数的确定抽放参数的确定2.4.12.4.1 抽放率的确定抽放率的确定1根据采掘情况、通风及瓦斯涌出量确定的采

36、掘面瓦斯抽放率1）高瓦斯区 （1）高瓦斯区综放面瓦斯治理方案根据瓦斯治理研究报告 ，在矿井高瓦斯区，屯留矿井高瓦斯区瓦斯含量为15.87m3/t，综放开采工作面的日产量在 9667t 时，工作面瓦斯涌出相对量最大为19.03m3/t，对应绝对量为 127.75m3/min，其中开采层为 90.63m3/min，占总涌出量的70.94%；邻近层为 14.44m3/min，占总涌出量的 11.30%；采空区(围岩)为22.68m3/min、占总涌出量的 17.76%。18工作面采用“3 进 2 回加采区专用瓦排巷” （试采面两进一回加外错瓦斯巷，切眼断面 12m2）的巷道布置，通风方式，工作面总供

37、风 4200m3/min，工作面配备ZFS6000/17/33 型放顶煤液压支架，有效通风断面为 11.9m2时，工作面可以进风2856m3/min（47.6m3/s） ，其余 1344m3/min 风量从工作面回风侧的进风巷通过。根据瓦斯治理研究报告,矿井高瓦斯区综放面瓦斯治理方案如表 2-4-1 所示。采面总涌出量（m3/min）通风解决涌出量（m3/min）采空区抽放瓦 斯量（m3/min）本层预抽解决涌出量（m3/min）瓦斯量127.7542.0014.8570.90条件供风量 4200 m3/min采空区抽放率达40%瓦斯含量从15.87m3/t 降到8.35m3/t，预抽率达 4

38、7.39%表 2-4-1 高瓦斯区综放面瓦斯治理方案表 （2）高瓦斯区掘进面瓦斯治理方案根据瓦斯治理研究报告预测，工作面巷道长 2500m，断面 13.28(矩形断面)，2m煤层瓦斯含量 15.87m3/t，月进 500m 时预计其瓦斯涌出量为 25.97m3/min，其中落煤涌出 3.23m3/min，煤壁涌出 22.74m3/min。掘进面的供风量设计为 2000m3/min，通风解决瓦斯涌出量 20.00m3/min，尚有5.97m3/min 的瓦斯须由抽放治理。此时预抽率为 10可减少涌出 2.65m3/min 瓦斯，加上掘进面煤壁抽放减少涌出 3.32m3/min 瓦斯，可解决掘进面

39、瓦斯涌出问题。2）首采面 （1）首采综放面瓦斯治理方案根据瓦斯治理研究报告 ，屯留矿井首采面瓦斯含量为 10.1513.84m3/t(以下取最大值)，综放开采工作面的日产量在 9000t 时，工作面瓦斯涌出相对量最大为15.95，对应绝对量为 99.71m3/min，其中开采层为 78.88m3/min，占总涌出量的tm379.00%；邻近层为 1.12m3/min，占总涌出量的 1.00%；采空区(围岩)为 19.72m3/min、19占总涌出量的 20.00%。根据瓦斯治理研究报告,工作面采用“3 进 2 回加采区专用瓦排巷”的巷道布置、通风方式，首采面总供风 6200m3/min矿井首采

40、面综放面瓦斯治理方案如表 2-4-2 所示。采面总涌出量（m3/min）通风解决涌出量 m3/min）采空区抽放瓦斯量（m3/min）本层预抽解决涌出量（m3/min）瓦斯量99.7161.288.3430.09条件供风量 6128 m3/min采空区抽放率达40%瓦斯含量从13.84m3/t 降到10.38m3/t，预抽率达 25%表 2-4-2 首采面综放面瓦斯治理方案表（2）首采面掘进面瓦斯治理方案根据预测，工作面巷道长 2000m，断面 13.28(矩形断面)，煤层瓦斯含量2m13.84m3/t，月进 500m 时预计其瓦斯涌出量为 17.16m3/min，其中落煤涌出2.10m3/m

41、in，煤壁涌出 15.06m3/min。由于首采面掘进基本上无抽放时间，建议掘进面的供风量设计为 2000m3/min（通风解决瓦斯涌出量 20.00m3/min） ，通风基本能达到治理掘进面瓦斯涌出的目的。3）试采面 （1）试采面瓦斯治理方案根据预测，屯留矿井试采面瓦斯含量为 7.8m3/t（中国矿大测定） ，综放开采工作面的日产量在 10000t 时，工作面瓦斯涌出相对量最大为 5.58m3/t，对应绝对量为37.37m3/min工作面采用“2 进 1 回加瓦排巷”的巷道布置、通风方式，采面总供风2880m3/min(工作面断面 12,按 4m/s 风速计算，可通过风量 2880m3/mi

42、n)。2m建议矿井试采面瓦斯治理方案如表 2-4-3 所示。20采面总涌出量（m3/min）通风解决涌出量（m3/min）采空区抽放瓦斯量（m3/min）本层预抽解决涌出量（m3/min）瓦斯量37.3728.802.626.02条件瓦斯含量为7.8m3/t，日产量10000t供风量2880m3/min采空区抽放率40%瓦斯含量从7.80m3/t 降到7.02m3/t，预抽率 10%表 2-4-3 试采面瓦斯治理方案表（2）试采面掘进面瓦斯治理方案根据预测，工作面巷道长 2000m，断面 13.28(矩形断面)，煤层瓦斯含量2m7.80m3/t，月进 500m 时预计其瓦斯涌出量为 9.48m

43、3/min，其中落煤涌出 1.00m3/min，煤壁涌出 8.48m3/min。由于试采面掘进基本上无抽放时间，建议掘进面的供风量设计为 2000m3/min（通风解决瓦斯涌出量 20.00m3/min） ，通风能达到治理掘进面瓦斯涌出的目的。4)由上可知，由矿井采面产量、掘进面情况、采掘面通风及瓦斯涌出量确定相应瓦斯抽放率如表 2-4-4 所示。区域采面预抽率（）采面采空区抽率（）掘进面预抽率（）备注高瓦斯区47.394010首采面25.0040试采面10.0040掘进面煤壁抽放与采面预抽相结合表 2-4-4 满足矿井采掘面情况、瓦斯涌出及通风的瓦斯抽放率212.4.22.4.2 根据煤层可

44、抽性及抽放实践确定的抽放率根据煤层可抽性及抽放实践确定的抽放率屯留矿井的瓦斯主要来源于开采层，根据前面预测，回采工作面瓦斯涌出占 55.87，掘进工作面瓦斯涌出占 27.45，采空区瓦斯涌出占 16.68%。因此，在实施抽放时应坚持“以开采层抽放为主、采空区抽放为辅”的原则。开采层瓦斯抽放的可行性取决于煤层的自然透气性，其评价指标有两个：煤层的透气性系数()和钻孔瓦斯流量衰减系数()。原煤炭工业部于 1997 年新颁布的矿井瓦斯抽放管理规范规定的开采层预抽瓦斯可行性评价标准见表 2-4-5。抽放难易程度钻孔瓦斯流量衰减系数 (d-1)煤层透气性系数 (m2/MPa2d)容易抽放10可以抽放0.

45、0030.05100.1较难抽放0.050.1表 2-4-5 开采层预抽瓦斯难易程度分类表为了确定屯留矿井 3#煤层预抽瓦斯难易程度，在南翼胶带机巷打钻孔进行了有关参数的测定，测定结果见表 2-4-6。 孔 号百米钻孔涌出量(m3/min.hm)煤层透气性系数(m2/MPa2d)瓦斯涌出衰减系数 (d-1)备 注10.0301.21320.0811南翼胶带机巷20.0371.74150.1406南翼胶带机巷30.0251.02740.2449南翼胶带机巷40.0150.52400.2525南翼胶带机巷表 2-4-6 3#煤层透气性测定结果从表中可以看出，煤层透气性系数均大于 0.1m2/MPa

46、2d，说明煤层透气性较好，属于可以抽放类型。但钻孔瓦斯流量衰减系数均大于 0.05d-1,属于较难抽放类型。这22两种指标的评价结果出现不一致，其影响因素较多，可能与这两种指标的适用条件不一致有关，有待今后进一步考察测定后再作分析。综合分析认为，屯留矿井 3#煤层的瓦斯抽放难易程度可暂定为可以抽放到难以抽放之间。邻近矿井五阳矿 7601 工作面(煤层瓦斯含量为 6.157.95m3/t，平均为 7.17m3/t)现已开始进行煤层的瓦斯预抽工作。目前的抽放情况为在抽钻孔为 135 个，抽放总量为1.55m3/min 纯瓦斯，单孔钻孔抽放量为 0.008m3/min.hm 纯瓦斯，由于刚开始进行瓦

47、斯抽放工作，其抽放量的变化情况还在考察中。五阳矿的抽放试验说明，在潞安矿区进行预抽瓦斯将是较困难的。根据我国其他预抽瓦斯矿井实际抽放瓦斯情况的统计分析,预计不同抽放时间的预抽率见表 2-4-7。从表中可以看出,预抽 3 年的预抽率可达 50%。不同抽放时间百米钻孔累计预抽抽率(%)钻孔间距1 年2 年3 年4 年5 年10m2540505560表 2-4-7 不同抽放时间的预抽率在屯留矿井的采掘计划安排中，如为综放面允许的预抽时间为 3 年，按表 2-4-1，综放面的瓦斯预抽率可达 50%。对于高瓦斯区掘进工作面，在有 0.年的抽放时间，其预抽率可达到 12.5。2.4.32.4.3 矿井煤层

48、采掘面设计的抽放率矿井煤层采掘面设计的抽放率如前所述，矿井煤层采掘面设计的抽放率及抽放时间如表 2-4-所示。高瓦斯区首采面试采面项目综放面掘进面综放面掘进面综放面掘进面预抽时间（年）0.51-0.5-预抽率（）501025-10-23表 2-4-矿井煤层采掘面设计的抽放率2.4.42.4.4 抽放时间抽放时间1.采面的抽放时间从保证回采工作面的安全需要，结合矿井采掘计划安排，如表 2-4-所示。综放面抽放时间为高瓦斯区年、首采面年，试采面 0.5 年。掘进面抽放时间从保证回采工作面的安全需要，结合矿井采掘计划安排，如表 2-4-所示。掘进面抽放时间为高瓦斯区 0.5 年、首采面及试采面可不抽

49、放（首采面及试采面的掘进面煤壁瓦斯抽放与综放面预抽相结合） 。24第三章第三章 管道阻力损失计算理论管道阻力损失计算理论3.13.1 管道阻力分类管道阻力分类实际流体在管内流动时，由于粘性的存在，总要产生能量损失。产生能量损失的原因和影响因素很复杂，通常可包括粘性阻力造成的粘性损失和和局部阻力造成的局部损失3.1.13.1.1 沿程阻力与沿程损失沿程阻力与沿程损失粘性流体在管道中流动时，流体与管壁面以及流体之间存在摩擦力，所以沿着流动路程，流体流动时总是受到摩擦力的阻滞，这种沿流程的摩擦阻力，称为沿程阻力。流体流动克服沿程阻力而损失的能量，就称为沿程损失。沿程损失是发生在缓变流整个流程中的能量

50、损失，它的大小与流过的管道长度成正比。造成沿程损失的原因是流体的粘性，因而这种损失的大小与流体的流动状态（层流或紊流）有密切关系。单位重量流体的沿程损失称为沿程水头损失，以表示，单位体积流体的沿程损fh失，又称为沿程压强损失，以表示 =gfpfpfh在管道流动中的沿程损失可用下式求得 （3-1）gvdlf2h2其中 称为沿程阻力系数，它与雷诺数和管道表面的粗糙度有关，是一个无量纲数，由实验确定。 管道长度，m；l管道内径，m；d25管道中有效截面上的平均流速，m/s。v3.1.23.1.2 局部阻力与局部损失局部阻力与局部损失在管道系统中通常装有阀门、弯管、变截面管等局部装置。流体流经这些局部

51、装置时流速将重新分布，流体质点与质点及与局部装置之间发生碰撞、产生漩涡，使流体的流动受到阻碍，由于这种阻碍是发生在局部的急变流动区段，所以称为局部阻力。流体为克服局部阻力所损失的能量，称为局部损失。单位重量流体的局部损失称为局部水头损失，以表示，单位体积流体的局部损jh失，又称为局部压强损失，以表示 =g。jpjpjh在管道流动中局部损失可用下式求得 （32）gvh22j其中： 为局部阻力系数，是一个由实验确定的无量纲数。3.1.33.1.3 总阻力与总能量损失总阻力与总能量损失在工程实际中，绝大多数管道系统是由许多等直管段和一些管道附件连接在一起所组成的，所以在一个管道系统中，既有沿程损失又

52、有局部损失。我们把沿程阻力和局部阻力二者之和称为总阻力，沿程损失和局部损失二者之和称为总能量损失。总能量损失应等于各段沿程损失和局部损失的总和，即 （3-3）jfwhhh3.23.2 管路中的局部损失管路中的局部损失当流体流过阀门、变截面管道（例如管道截面突然扩大和缩小） 、弯管等管件时，26由于流动状态急剧变化，流体质点之间发生碰撞、产生旋涡等原因，在管件附近的局部范围内产生的能量损失，称为局部损失或局部阻力。局部损失通常用符号hj来表示。且： gvhj22式中:V管道截面的平均流速，单位 m/s；管件的局部损失系数，无量纲。局部损失系数主要靠实验测定，少数可用分析法来求。下面分别介绍几种常

53、用管件的局部损失。3.2.13.2.1 管道截面突然扩大管道截面突然扩大当管道截面突然扩大时，如下图所示，由于流线不能折转，管道截面由A1突然扩大到A2时，管中的流线是逐渐扩散的，因而在管壁的拐角处形成旋涡，由于旋涡要靠主流带动旋转，因此，旋涡动运必然要消耗流体的能量，并且，由于细管流速高，粗管流速低，因此，从细管流出的流体微团必然要和粗管的流体微团发生碰撞，碰撞和旋涡均会引起流体的能量损失，然后变成量耗散。下面用分析法来推导因管道截面突然扩大形成的局部损失。如图3-1，截面 I-I 处流体的压强为 p1，流速为V1，截面积为A1。截面-处流体的压强为 p2，流速为 V2，截面积为 A2。列

54、I-I 至-截面的伯努利方程，则有27 2211221222jpvpvzzhgggg则： 图3-1 22112212()()22jpvpvhzzgggg再列出 I-I 至-两截面沿流动方向的动量方程，则有：112212121()cos()FPAP AP AAGQ VV其中为作用于旋涡区环形面积上的压强，由于在 I-I 截面上，主流部份是缓变1p流，故假定在旋涡区的压强也服从流体静压强的分布规律，即近似认为，而11pp为 I-II 截面间流体的重力在流动方向的分量。且：cosG2212coscos()GgA LgA ZZ再将，代入动量方程，则方程简化为：22QAV1222122221()()()

55、PP AgA ZZAV VV消去A2，再将上式两边除以g，则有：1222112()PPV VVZZgg将上式代入hj的表达式，则有： （34）22222211212()22jVV VVVVVhgggg上式又称为包达定理。由上式可见，管道截面突然扩大的能量损失，等于损失了V1-V2的速度水头。经实验验证，(2)式具有足够的准确性，若将代入1122QV AV A(2)式，又可得到： （3-5）22211112(1)22jAVVhAgg28或 （3-6）22222221(1)22jAVVhAgg所以，管道截面突然扩大的局部损失系数为： 21122221(1)(1)AAAA即计算管道截面突然扩大的局部

56、损失，有两个局部损失系数，计算时，注意选用相对应的速度水头。当液体从管道流入大容器中，或气体流入大气中时，即，故21AA021AA，意味着管道出口的速度水头全部损失，这是管道截面突然扩大的特2111,2jvhg殊情况，称为出口损失系数。3.2.23.2.2 弯管弯管弯管也是管路系统中的常用管件，弯管可引起另外一种典型的局部损失，但弯管只改变流体的流动方向，不改变平均流速的大小。弯管的局部阻力主要包括两部份：（1）旋涡损失；（2）二次流损失。下面分别介绍。1旋涡损失如图3-2所示，流体流过弯曲管道，流体质点必然要受到离心惯性力的作用，为平衡离心惯性力，弯曲管道的外侧（即管道内壁的凹面）压强升高，

57、内侧（即管道内壁的凸面）压强降低，对不可压均质流体，在位能变化可忽略的情况下，由伯努利方程，压能与动能之和在短距离内沿流线不变，所以，压强高的地方，速度必然降低，反之，压强低的地方，速度必然加大。 图3-2 29因此如图3-3所示，流体进入变管以后，凹面，从 A 点开始，由直管进入弯管，故压强上升，速度下降，直至 B 点压强上升到最大值，然后，沿流动方向，压强下降，速度上升，直至到 C 点又进入直管道，压强与速度又恢复正常。凸面，从点开始，A压强下降，速度上升，直至到点，压强降到最小值，然后，从点开始直至点为BBC升压减速区，直至点又进入直管道，压强与速度恢复正常。C图3-3由边界层理论可知，

58、流体流过弯曲壁面时，在减速升压区，将会发生边界层分离，形成旋涡。如图所示，AB、区域均是减速升CB压区，因此，在 AB 与区域会产生旋涡，形CB成旋涡损失，旋涡损失的大小，取决于管子的弯曲程度，管子弯曲得越厉害，因旋涡造成的能量损失就越大。2二次流损失所谓二次流，即发生在垂直于流动的平面内的一种流动，前面我们已经说明，弯管外侧的压强高于内侧的压强，如图3-4所示，B 处的压强高于处的压强，另一方面，B弯管上下两侧（即处）靠近壁面处由于流速较低，离心惯性力较小，因而压强也EE较小，这样，就形成了弯管某一截面沿壁面自外向内的压强降，即： BEBPPP 图3-4BEBPPP30结果形成了流体沿壁面自

59、外侧向内侧的流动，同时，由于连续性以及离心惯性的作用，处的流体则沿线自内向外流动。这样，就在径向平面内形成了二个环流，BBB即二次流。这个二次流与主流迭加在一起，使通过弯管的流体质点作螺旋结动，结果加大了通过管流体的能量损失。这个能量损失，则称为二次流损失。3弯管的损失，主要就是旋涡损失与二次流损失，实验证明，弯管的曲率半径R和管道内直径d之比R/d对弯管局部损失系数影响很大。3.2.33.2.3 流阀门流阀门工程中，随着外界的需要或负荷的变化，管道中流体的流量要随之发生变化。通常情况下，流量的调节主要靠装设在管路中的各种阀门，通过改变阀门的开度来调节流量，即节流调节。用阀门调节流量迅速简单，

60、然而，能量损失却很大，这是因为，流体绕流阀门或闸板时，阀门或闸板前后，必然要形成旋涡，如图3-5所示。而旋涡的产生与维持旋转，必然要消耗流体的能量，即所谓节流损失。由于节流损失有时很大，所以，在可能的情况下，也可采用其它方法调节管路流量，或将阀门全开，不用阀门调节，以减小绕流阀门的阻力。图3-53.2.43.2.4 非圆截面管路沿程损失的计算非圆截面管路沿程损失的计算在工程中，除了圆截面的管道外，非圆截面的管道也经常用到。例如，通风系统中的风道，锅炉设备中的烟道、风道就是矩形截面。除此而外，某些换热器中还采用圆环形截面，锅炉尾部受热面（例如空气预热器）中采用管束等。所有这些非圆截面管道的沿程损

61、失，均可采用达西威斯巴赫公式进行计算。即31 （3-7）gvdlhf22当其不同之外就是对非圆管道，中的d在这里用当量直径代替。fh当d而对非圆管道，雷诺数为： vVd当Re再将圆管道中的用非圆管道的代替，这样一来，前面根据圆截面管道d当d制定的公式与图表，就可近似地适用于非圆管道了。而当量直径则定义为： （3-8）RAd44当式中：A过水截面面积；x湿周；R水力半径。1、 对充满流体的矩形截面管道 （3-9）bhhbbhhbd2)(24当应用条件：长边长度8倍短边长度。2、充满流体的环形截面管道 （3-10）1222212122444ddddddd）（当应用条件：。123dd 3、充满流体的

62、管束（流动为垂直于纸面方向的纵掠） 。 ddSSddSSd21221444）（当（3-11）32实验证明，对正方形、长方形、三角形截面，使用当量直径，所获得的实验数据结果与圆管是很接近的，而长缝形、星形截面差别就较大，即非圆截面的形状与圆形偏差越小，运用当量直径而产生的误差就越小。而对圆形截面。所以，圆形截d当d面的当量直径就是圆的直径。判定非圆截面管道中流体流动状态的临界雷诺数仍然为。2000e临界R可以证明，过水截面面积相等，但形状不同，湿周长短就不等，湿周越短，当量直径越大，则沿程损失随当量直径的加大而减小。因此，当其它条件相同时，正方形管道比矩形管道水头损失小，而圆形管道又比正方形管道

63、水头损失小。从减少能量损失的观点来看，圆形截面是最佳的。3.2.53.2.5 减小局部损失的措施减小局部损失的措施我们知道，对于管内流动，流体的能量损失包括沿程损失和局部损失，即=wh+，对于细长的直管道和管道中管件较少的情况下，此时为能量损fhjhfh失的主要部分；而对于大直径的管道和管道的走向较复杂，管件较多的情况下，则为能量损失的主要部分。例如火电厂锅炉中的烟风道，此时为了减少能量损失，jh就应设法减少局部损失，而减少局部损失的关键就是防止或推迟流体与壁面的分离，将管件的边壁加工得接近流线型，以避免旋涡区的产生或减少旋涡区的大小和强度。总之，减少局部损失的主要思想就是尽量将管件转角加工成

64、圆角，使突然扩大和突然缩小改变成逐渐扩大与逐渐缩小，并选择最佳的扩散角。并尽量使管件的边壁接近流线型，以避免旋涡的产生。此外，近年来还有人在流体内部投入极少量的添加剂，使其影响流体运动的内部结构来实现减阻。333.33.3 管路计算管路计算管路计算是工程设计与校核中经常遇到的一个问题，在介绍管路计算之前，有必要介绍一下长管与短管的概念。因为管路系统的能量损失，包括沿程损失和局部损失两种，通常根据这两种能量损失在总能量损失中所占比例的大小而将管道分为长管与短管。所谓长管即计算管路总能量损失时，以沿程损失为主，速度水头与局部损失之和小于沿程损失的5%，即 %51dl局部损失可忽略不计的管道。所谓短

65、管即局部损失和速度水头之和占总能量损失中相当大的一部分。计算时，局部损失不能忽略的管道。例如，当 15%ld时，则不能忽略局部损失。为了计算方便，也可将局部损失折合成一段管道的长度，这个折合的管道长度又称为当量管长，用表示，相当于将管件的局部损失折合成管长为的管路上的沿程当l当l损失，即令 (3-12)gVgVdl2222当则当量管长： (3-13)dl当于是 gVdLgVdllhhhjfw2222当(3-14)式中：34管路实际长度；l管路局部损失折合成的当量管长；当l管路的计算管长。当llL(2)式中，假定管径都相同。从上述定义来看，长管与短管并不完全是一个几何长短的概念，而是一个阻力计算

66、上的概念。一般情况下，也可近似分为：当时，按长管计算；当1000dl时，按短管计算。1000dl并且，在进行管路的水力计算时，还需掌握四个参数，它们是：管路通过的流量Q，管路长度l，管路总水头H（或总能量损失hw） ，管内径d。而管路计算的任务共有三个，它们是：（1）已知Q、H（或） 、 ，求d，即确定管道直径。whl这类问题在工程上反映为：当管路走向已定，泵或供水（或其它流体）装置已经选定。此时，选用多大直径的管子才能确保供应流量为Q的流体。（2）已知Q、l、d求H（或） ，即求管路的总水头或总能量损失，也可归结为wh求维持管路流动所需的总功率N=rgQH。工程中，给水、排水泵的选择，即为此类问题。（3）已知d、l、H（或） ，求Q。即校核给定管路的流量。wh在一定的流量范围内，确定管道直径d的经济原则如下图所示，以确定既经济又满足流量要求的管径。35 另外，在工程设计中，也有根据流体的经济流速来确定管径d。如前所述，在平方阻力区与流速的平方成正比，在流量Q已确定的情况下，流速V的大小，仅仅fh取决于管径d，若想降低流体的水头损失，当然是选择大管径为好，但管子过大，虽然管内流速降低，