BADANIA MODELOWE PRZEPŁYWU POWIETRZA W STREFIE PRZODKOWEJ WYROBISKA Z WENTYLACJĄ LUTNIOWĄ

Transkrypt

1 GÓRNICTWO I GEOLOGIA 2013 Tom 8 Zeszyt 3 Marian BRANNY, Janusz SZMYD, Marek JASZCZUR, Remigiusz NOWAK, Wiktor FILIPEK, Waldemar WODZIAK Akademia Górniczo-Hutnicza, Kraków BADANIA MODELOWE PRZEPŁYWU POWIETRZA W STREFIE PRZODKOWEJ WYROBISKA Z WENTYLACJĄ LUTNIOWĄ Streszczenie. W artykule przedstawiono wyniki badań eksperymentalnych i analiz numerycznych przepływu powietrza przez laboratoryjny model wyrobiska ślepego przewietrzanego tłoczącą wentylacją lutniową. Celem badań jest weryfikacja jakościowa oraz ilościowa wyników uzyskanych drogą modelowania komputerowego oraz próba oszacowania dokładności, z jaką symulacje numeryczne odwzorowują przepływ rzeczywisty. Pomiary prędkości wykonano metodą Stereo-PIV (Stereoscopic Particle Image Velocimetry), umożliwiającą wyznaczenie uśrednionych i fluktuacyjnych składowych wektora prędkości oraz kinetycznej energii turbulencji. MODEL RESEARCH OF AIR FLOW IN BLIND HEADINGS WITH FUN AND DUCT SYSTEM OF VENTILATION Summary. In this study results of the experimental and numerical research of the air flow through a laboratory model of the blind heading with the fun and duct system of auxiliary ventilation. The aim of research is an attempt to evaluate the accuracy with which numerical simulations map the real flow. Stereo Particle Image Velocimetry (SPIV) method was used to measure the velocity vector components. 1. Wprowadzenie W strefie przodkowej wyrobiska pole prędkości wytwarzane przez nawiewną strugę powietrza ma charakter trójwymiarowy, przepływ zaś jest turbulentny. Do wyznaczenia parametrów charakteryzujących trójwymiarowy, turbulentny przepływ powietrza powszechnie są wykorzystywane kody CFD (Computational Fluid Dynamics) oparte na modelach RANS (Reynolds Average Navier-Stokes). Zaletą tej techniki obliczeń jest

2 6 M. Branny, J. Szmyd, M. Jaszczur, R. Nowak, W. Filipek, W. Wodziak możliwość badania 2D i 3D przepływów, dla których brak jest analitycznych rozwiązań, natomiast podstawowym ograniczeniem jest potrzeba ich uwiarygodnienia na drodze eksperymentalnej. Wynika to z faktu, że żaden z opracowanych modeli turbulencji nie jest uniwersalny, zawiera wiele założeń upraszczających i dla konkretnego zagadnienia powinien być uwiarygodniony eksperymentalnie. W artykule są przedstawione wyniki badań eksperymentalnych i analiz numerycznych przepływu powietrza przez laboratoryjny model wyrobiska ślepego przewietrzanego tłoczącą wentylacją lutniową. Analizowana geometria stanowi przeskalowany geometrycznie oraz zawierający uproszczenia model obiektu rzeczywistego. Ściany modelu są gładkie, przekrój kanału (wyrobiska) jest prostokątny, nie uwzględniono również maszyn i innych urządzeń stanowiących wyposażenie przodka. Do pomiaru składowych wektora prędkości zastosowano stereoskopową metodę cyfrowej anemometrii laserowej Stereo PIV (Particle Image Velocimetry). W analizach numerycznych zastosowano dwa modele turbulencji: standardowy model k-ε oraz model naprężeń Reynoldsa (RSM). Wśród modeli turbulencji najliczniejszą grupę tworzą modele lepkościowe, w których zakłada się istnienie lepkości wirowej, wśród nich zaś najczęściej jest wykorzystywany model k-ε. Przy użyciu tego modelu w pracach: Aminossadati i Hooman 2008, Branny i Filipek 2008, Krawczyk 2007, Wierzbiński 2009, Silvester 2002 analizowano rozkłady prędkości przepływu, stężenia metanu, temperatury i koncentracji pyłu w wyrobiskach ścianowych oraz w przodkach wyrobisk ślepych. W literaturze jest wyrażane domniemanie, że w złożonych przepływach turbulentnych model RSM powinien dostarczać prognoz bliższych przepływowi rzeczywistemu niż lepkościowe modele turbulencji. Problemem walidacji modeli turbulencji wykorzystywanych w symulacjach komputerowych przepływu powietrza przez wyrobiska eksploatacyjne zajmowano się w pracach: Wala i in. 2001, Wala i in. 2007, Jaszczur i in Prace te dotyczyły innej geometrii przepływu niż tutaj rozważana. Obliczenia numeryczne z wykorzystaniem wybranych modeli dla warunków brzegowych jak w eksperymencie wykonano programem FLUENT. Celem badań jest weryfikacja jakościowa, a także ilościowa wyników uzyskanych drogą modelowania komputerowego oraz próba oszacowania dokładności, z jaką symulacje numeryczne odwzorowują przepływ rzeczywisty.

3 Badania modelowe przepływu powietrza Badania eksperymentalne Wykorzystywane w pomiarach eksperymentalnych stanowisko laboratoryjne przedstawiono na rys. 1. Stanowisko składa się z prostokątnego kanału o długości 3,35 m i przekroju poprzecznym 0,4 m 0,2 m. Powietrze doprowadzano przewodem (lutnią) o długości 3,0 m i średnicy 0,076 m. W celu ustabilizowania strugi powietrza i wyrównaniu rozkładu prędkości za wentylatorem zainstalowano element o długości 1,35 m składający się z dyfuzora, konfuzora i przewodu o średnicy 0,2 m, na początku którego zainstalowano wentylator pracujący w trybie tłoczącym. Odległość osi przewodu doprowadzającego powietrze do układu od górnej i bocznej ściany kanału wynosiła 0,08 m. Odległość otworu wlotowego strugi powietrza od zaślepionej ściany kanału (od calizny przodka) wynosiła 0,75 m. Rys. 1. Schemat stanowiska pomiarowego Fig. 1. Scheme of the measuring Zakres badań obejmował eksperymentalne i numeryczne wyznaczenie pola prędkości w sekcji pomiarowej stanowiska laboratoryjnego z wykorzystaniem techniki Cyfrowej Anemometrii Obrazowej (PIV) i metod Komputerowej Mechaniki Płynów (CFD). Jako posiew dla metody PIV zastosowano olej DEHS rozpylony atomizerem, uzyskując cząstki o średnicy około 1 μm. Cząstki znacznika wprowadzano do nawiewnej strugi powietrza tuż za sekcją stabilizującą przepływ. Cząstki w sekcji pomiarowej były oświetlane dwuimpulsowym laserem Nd:YAG i rejestrowane przez monochromatyczną kamerę CCD. Zdjęcia zapisywano z częstotliwością 3 Hz. Wykonano pomiary testowo-kalibracyjne aparatury wykorzystywanej do wyznaczania składowych wektora prędkości. W wyniku analiz ustalono niezbędną dla uzyskania poprawnej statystyki liczbą nieskorelowanych rejestrowanych obrazów przepływu (około 1000) oraz wielkość okna interrogacji 3232 pikseli dla zastosowania funkcji korelacji

4 8 M. Branny, J. Szmyd, M. Jaszczur, R. Nowak, W. Filipek, W. Wodziak krzyżowej. Analizy obrazów stanowiących podstawę wyznaczania wektorów prędkości dokonano za pomocą programu Davis 7.2. Pomiary wykonano dla warunków ustalonego i izotermicznego przepływu. Dla tych warunków z równości liczb Reynoldsa w modelu i obiekcie rzeczywistym wynika warunek podobieństwa uśrednionych pól prędkości. Przepływ w warunkach rzeczywistych jest realizowany przy liczbach Reynoldsa (dla średnicy lutni) przekraczających Pomiary wykonano dla prędkości średniej powietrza w przewodzie dolotowym wynoszącej 35,4 m/s, czyli dla liczby Reynoldsa wynoszącej około Symulacja numeryczna Klasyczne modelowanie matematyczne przepływów turbulentnych opiera się na hipotezie Reynoldsa, zakładającej, że parametry ruchu turbulentnego można przedstawić jako sumę wielkości uśrednionej po czasie i składowej fluktuacyjnej. Taka dekompozycja prędkości prowadzi do uśrednionych równań ciągłości oraz Naviera-Stokesa, które dla przepływu ustalonego i nieściśliwego przyjmują postać: równanie ciągłości Vi x i 0 (3.1) równanie Naviera-Stokesa (Reynoldsa) V i Vi 1 P V V i j V j v iv j t x j x i x j x j x i dla i,j=1,2,3 (3.2) gdzie: V i i v i uśrednione i fluktuacyjne składowe wektora prędkości, ρ gęstość płynu, p ciśnienie statyczne, ν współczynnik lepkości kinematycznej, v i v j tensor naprężeń Reynoldsa. Pojawienie się dodatkowego członu w równaniu (3.2) tensora naprężeń turbulentnych powoduje, że układ równań ciągłości i Reynoldsa jest niezamknięty. Hipotezy zamykające układ równań (3.1), (3.2) noszą nazwę modeli turbulencji. Najliczniejszą grupę wśród modeli turbulencji tworzą modele zakładające istnienie lepkości wirowej (koncepcja Boussinesqa), wśród nich zaś najczęściej jest wykorzystywany

5 Badania modelowe przepływu powietrza... 9 model k-ε. W modelu tym naprężenia Reynoldsa są funkcją uśrednionej prędkości deformacji i kinetycznej energii turbulencji: gdzie: t 2 k V V C współczynnik lepkości turbulentnej, 2 ' ' i j ρ v i v j μ t ρ kδij (3.3) x j x i 3 k kinetyczna energia turbulencji, szybkość dyssypacji energii kinetycznej turbulencji, C stała modelu, ij symbol Kroneckera. Kinetyczna energia turbulencji i szybkość dyssypacji kinetycznej energii turbulencji są wyznaczane z odpowiednich równań transportowych (Elsner 1987). W modelu RSM (naprężeń Reynoldsa) domknięcie układu równań (3.1), (3.2) uzyskuje się przez dołączenie dodatkowych równań transportowych dla naprężeń Reynoldsa oraz dyssypacji energii kinetycznej turbulencji (Elsner 1987) dla przepływu trójwymiarowego wymaga to zestawienia (i rozwiązania) siedmiu dodatkowych równań. Czas potrzebny na wykonanie obliczeń tym modelem jest dłuższy niż przy stosowaniu modeli lepkościowych Warunki brzegowe Zmierzony profil prędkości na wlocie do układu pomiarowego (wylot z przewodu doprowadzającego powietrze lutni) przedstawiono na rys. 2. Rys. 2. Profil prędkości w otworze wlotowym Fig. 2. The velocity profile at the inlet

6 10 M. Branny, J. Szmyd, M. Jaszczur, R. Nowak, W. Filipek, W. Wodziak W symulacjach numerycznych jako warunki brzegowe na wlocie przyjmowano eksperymentalnie wyznaczony profil prędkości strugi wpływającej do sekcji pomiarowej modelu (rys. 2). Również parametry turbulentne na wlocie określono eksperymentalnie. Intensywność turbulencji I obliczono według wzoru: gdzie: V avg średnia prędkość powietrza na wlocie. 1 2 I k V 3 (3.4) avg Wyznaczona na podstawie zmierzonych składowych fluktuacji prędkości w osi otworu wlotowego kinetyczna energia turbulencji wynosiła 5,9 m 2 /s 2. Obliczona z wzoru (3.4) intensywność turbulencji jest równa 5,6%. Skalę długości L obliczono na podstawie średnicy hydraulicznej przewodu dopływowego D h : L 0,07 D 0,00532 (3.5) Warunki brzegowe na ścianach przyjęto w postaci funkcji ściany. W otworze wylotowym warunki brzegowe opisują w pełni rozwinięty przepływ w przewodzie Siatka numeryczna Obszar przepływu dyskretyzowano z wykorzystaniem niestrukturalnej, niejednorodnej siatki obliczeniowej. Zbieżność siatki badano za pomocą indeksu GCI (Grid Convergence Index). Testowano dwie siatki o całkowitej liczbie komórek elementarnych wynoszącej około i Porównywano maksymalne i minimalne wartości współrzędnych wektora prędkości w trzech wybranych przekrojach prostopadłych do osi kanału. W testowanych przekrojach rząd wielkości współczynnika GCI zawierał się w przedziale Obliczenia wykonano przy użyciu gęstszej siatki numerycznej. h 4. Porównanie wyników eksperymentalnych z numerycznymi Eksperymentalnie i numerycznie wyznaczone pola prędkości jakościowo są podobne, natomiast obserwowane są różnice ilościowe w wyznaczonych wartościach poszczególnych

7 Badania modelowe przepływu powietrza składowych prędkości. Zmierzone i obliczone składowe wzdłużne wektora prędkości V y wzdłuż wybranych linii przekroju poprzecznego (rys. 1) przedstawiono na rys. 3. Linie poziome są określane współrzędnymi x[-0,2 m, 0,2 m], z=0,02 m (oś strugi nawiewnej) i z= -0,05 m (5 cm od dna kanału) oraz y = 0,25 m, 0,5 m, 0,65 m. Obydwa wykorzystywane modele turbulencji dobrze odwzorowują składowe wzdłużne prędkości V y w płaszczyźnie leżącej w osi symetrii strugi nawiewnej (rys. 3a). Jedynie w pobliżu ścian bocznych kanału wyniki obliczeń różnią się od pomiarów o więcej niż 10%. Gorzej odwzorowane jest pole prędkości w przekroju poziomym, w odległości 5 cm od dna kanału. Miarą różnic pomiędzy zmierzonymi i obliczonymi składowymi prędkości może być błąd względny procentowy, definiowany jako: V Vnum 100% (4.1) V gdzie: V exp i V num odpowiednio zmierzone i obliczone składowe wektora prędkości. exp exp W zależności od położenia obliczone wartości składowej wzdłużnej V y w odległości 5 cm od dna kanału różnią się znacznie od zmierzonych, a maksymalny błąd względny wynosi nawet ponad 100%. W przypadku obliczeń przy użyciu modelu RSM największe różnice pomiędzy pomiarami i obliczeniami zarejestrowano w pobliżu ślepej ściany kanału (czoła przodka), gdzie wyznaczona numerycznie składowa wektora prędkości V y jest ponaddwukrotnie mniejsza od zmierzonej. Z kolei przy zastosowaniu modelu k-ε maksymalne różnice pomiędzy obliczonymi i zmierzonymi składowymi V y występują w odległości 0,25 m od wlotu i w 1/4 wysokości kanału. W tym przypadku obliczone wartości V y są około dwukrotnie większe od wyników pomiarów. W modelu laboratoryjnym odległość wlotu strugi powietrza od zaślepionej (czołowej) ściany kanału wynosiła 0,75 m. Na 2/3 tej długości, granica pomiędzy strugami nawiewną i powrotną (V y =0) jest dobrze odwzorowana numerycznie. Różnica pomiędzy współrzędnymi, dla których składowa wzdłużna wektora prędkości V y =0, wynikająca z eksperymentu i obliczeń, wynosi nie więcej niż 1-2 cm. Natomiast w pobliżu ściany czołowej i dna kanału różnica ta jest wyraźnie większa i dla modelu RSM wynosi około 5 cm, a 2,5 cm dla modelu k-.

8 12 M. Branny, J. Szmyd, M. Jaszczur, R. Nowak, W. Filipek, W. Wodziak Rys. 3. Rozkład składowej prędkości V y wzdłuż linii poziomych dla: a) z=0,02 m; b) z=-0,05 m oraz odległości od wlotu 0,25 m, 0,5 m, 0,65 m ( eksperyment, standard k-ε, RSM) Fig. 3. The distribution velocity component Vy along the horizontal lines: a) z = 0.02 m, b) z = m and the distance from the inlet of 0.25 m, 0.5 m, 0.65 m (Δ experiment - standard k-ε, - -RSM) Zastosowana technika pomiarowa umożliwiła wyznaczenie trzech składowych wektora prędkości na krawędziach przecięcia płaszczyzn poziomych (z=0,02 m i z=-0,05 m) z poprzecznymi (y=0,25 m, y=0,5 m i y=0,56 m) rys. 1. Na rys. 4 przedstawiono porównanie rozkładu modułu wektora prędkości wzdłuż wybranych linii leżących

9 Badania modelowe przepływu powietrza w przekrojach poprzecznych oddalonych od otworu wlotowego odpowiednio o 0,25 m, 0,5 m i 0,65 m. Widoczna jest dobra jakościowa zgodność pomiarów z obliczeniami. Podobnie jak dla składowej prędkości V y obszar, w którym zarejestrowano największe różnice pomiędzy pomiarami i obliczeniami, jest związany ze strefą znajdującą się w pobliżu czoła przodka (rys. 4b, y=0,65 m). Znacznie przeszacowane są również obliczone wartości wektora prędkości na poziomie 1/4 wysokości kanału (rys. 4b, y=0,25 m i 0,5 m). W tych obszarach maksymalny błąd względny wynosi około 100%. Natomiast symulacje numeryczne dobrze odwzorowują wartości wektora prędkości w przekroju poziomym, w osi strugi nawiewnej (rys. 4a). Tutaj maksymalny błąd względny dla modelu RSM nie przekracza 20%. Jedną z wielkości charakteryzujących przepływ turbulentny jest kinetyczna energia turbulencji. Na rys. 5 przedstawiono porównanie zmierzonych i obliczonych wartości kinetycznej energii turbulencji. Na podstawie zmierzonych trzech składowych fluktuacji wektora prędkości wyliczono energię kinetyczną turbulencji. W przypadku porównania energii kinetycznej w tym obszarze jest widoczna dobra jakościowa zgodność wyników symulacji numerycznych z eksperymentalnymi. Jedynie w strefie oddalonej o 0,25 m od wlotu i na 1/4 wysokości kanału obliczone wartości energii kinetycznej turbulencji są kilkakrotnie mniejsze od zmierzonych (rys. 5b). W znacznej części obszaru przepływu obliczenia różnią się od pomiarów o kilkanaście procent i jedynie lokalnie błąd względny wzrasta do 30% dla modelu RSM oraz do około 55% dla modelu k- (rys. 6 dla y=0,5, z=0,02 i -0,05). Wyniki uzyskane przy stosowaniu modelu RSM są bliższe eksperymentalnie wyznaczonym wartościom kinetycznej energii turbulencji niż obliczone przy użyciu modelu k-.

10 14 M. Branny, J. Szmyd, M. Jaszczur, R. Nowak, W. Filipek, W. Wodziak Rys. 4. Rozkład wartości wektora prędkości V wzdłuż linii poziomych dla: a) z=0,02 m, b) z=-0,05 m oraz odległości od wlotu 0,25 m, 0,5 m i 0,65 m ( eksperyment, standard k-ε, RSM) Fig. 4. The distribution of the velocity vector along the horizontal lines of: a) z = 0.02 m; b) z = m and the distance from the inlet 0.25 m, 0.5 mi 0.65 m (Δ experiment the standard k-ε, RSM)

11 Badania modelowe przepływu powietrza Rys. 5. Rozkład kinetycznej energii turbulencji wzdłuż linii poziomych dla: a) z=0,02 m; b) z=-0,05 m oraz odległości od wlotu 0,25 m, 0,5 m i 0,65 m ( eksperyment, standard k-ε, RSM) Fig. 5. The distribution of turbulent kinetic energy along the horizontal lines for: a) z = 0.02 m, b) = 0.05 m and the distance from the inlet of 0.25 m, 0.65 m 0.5 mi (Δ experiment-standard k-ε, - -RSM) 5. Podsumowanie Na podstawie wykonanych badań można stwierdzić, że wyniki uzyskane przy użyciu obu testowanych modeli turbulencji z podobną dokładnością odzwierciedlają przepływ rzeczywisty. Numerycznie wyznaczone pole prędkości oraz rozkład kinetycznej energii turbulencji są jakościowo zgodne z pomiarami, natomiast występują istotne różnice ilościowe.

12 16 M. Branny, J. Szmyd, M. Jaszczur, R. Nowak, W. Filipek, W. Wodziak Dobrą zgodność obliczeń z pomiarami dla składowej wzdłużnej V y oraz wartości wektora prędkości zarejestrowano w płaszczyźnie leżącej w osi symetrii strugi nawiewnej (rys. 3a i 4a). Jedynie w pobliżu ścian bocznych kanału wyniki obliczeń różnią się od pomiarów o więcej niż 10%. Wyraźnie gorzej jest odwzorowane pole prędkości w przekroju poziomym, w odległości 5 cm od dna kanału. W niektórych strefach badanego obszaru przepływu obliczone składowe wektora prędkości różnią się od wartości zmierzonych o ponad 100%. Z podobną dokładnością w porównaniu z pomiarami są wyznaczane wielkości charakteryzujące turbulencję (intensywność turbulencji, energia kinetyczna turbulencji), które lokalnie różnią się od wartości mierzonych o kilkadziesiąt procent. W pobliżu czoła przodka różnice te nie przekraczają kilkunastu procent. Z przeprowadzonych badań wynika, że na około 1/3 długości strefy przodkowej obliczony strumień objętości w strudze nawiewnej oraz powrotnej jest przeszacowany. W zależności od odległości od wlotu szacunkowa ilość powietrza płynąca w kierunku przodka jest większa od zmierzonej o 15%-45% dla modelu k-ε oraz o 15%-30% w przypadku modelu RSM. Z kolei ilość powietrza dopływająca do czoła przodka przez przekrój poprzeczny strugi oddalony o 10 cm od czoła przodka jest zaniżona. Szacuje się, że teoretyczny strumień objętości powietrza w tym przekroju jest mniejszy od zmierzonego o około 25% dla modelu k-ε oraz o 45% dla modelu RSM. Jest to nieco zaskakujący wynik, ponieważ uważa się, że model naprężeń Reynoldsa lepiej odzwierciedla przepływ rzeczywisty niż modele lepkościowe. Praca naukowa finansowana ze środków budżetowych na naukę w latach jako projekt badawczy nr 4653/B/T02/2010/39. BIBLIOGRAFIA 1. Aminossadati S.M., Hooman K.: Numerical simulation of ventilation air flow in underground mine workings. 12 th U.S./North American Mine Ventilation Symposium, 2008, p Branny M., Filipek W.: Numerical simulation of ventilation of blind drifts with a forceexhaust overlap system in condition of methane and dust hazards. Archives of Mining Sciences, Vol. 53, Issue 2, 2008, p Elsner J.: Turbulencja przepływów. Państwowe Wydawnictwo Naukowe, Warszawa Jaszczur M, Nowak R., Szmyd J., Branny M., Karch M., Wodziak W.: Eksperymentalne i numeryczne badania przepływu powietrza przez skrzyżowanie wyrobisk w kształcie litery T. Zwalczanie zagrożeń aerologicznych w kopalniach, Główny Instytut Górnictwa, Katowice 2012, s

13 Badania modelowe przepływu powietrza Krawczyk J.: Jedno i wielowymiarowe modele niestacjonarnych przepływów powietrza i gazów w wyrobiskach kopalnianych. Przykłady zastosowań. Archives of Mining Sciences, nr 2, Nawrat S., Kuczera Z., Napieraj S.: Badania modelowe zwalczania zagrożenia metanowego na wylocie ściany przewietrzanej systemem U. Materiały 4. Szkoły Aerologii Górniczej, Kraków 2006, s Silvester S.A.: The integration of CFD and VR methods to assist auxiliary ventilation practice. PhD thesis, The University of Nottingham, Wala A.M., Vytla S., Taylor C.D., Huang G.: Mine face ventilation: a comparison of CFD results against benchmark experiments for CFD code validation. Mining Engineering, Vol. 59, 2007, p Wala A.W., Stoltz J.R., Jacob J.D.: Numerical and experimental study of a mine face ventilation system for CFD code validation. Proceedings of the 7 th International Mine Ventilation Congress, Kraków 2001, p Wierzbiński K.: Modelowanie komputerowe rozkładu parametrów powietrza oraz koncentracji metanu w rejonie skrzyżowania ściany z chodnikiem wentylacyjnym. 5. Szkoła Aerologii Górniczej, Wrocław 2009, s Abstract In this study results of the experimental and numerical research of the air flow through a laboratory model of the blind heading with the fun and duct system of auxiliary ventilation. The aim of research is an attempt to evaluate the accuracy with which numerical simulations map the real flow. Stereo Particle Image Velocimetry (SPIV) method was used to measure the velocity vector components. Two turbulence models were tested: standard k-ε and the Reynolds Stress Model. The experimental results have been compared against the results of numerical simulations. Good agreement is achieved between turbulence model predictions and measurements of air velocity in the horizontal plane lying in the axis of symmetry of the supply air stream. Only near the side walls of the heading the calculation results differ from the measurement of more than 10%. Clearly worse is mapped the velocity field in a horizontal plane at a distance of 5 cm from the bottom of the heading. In this zone, the maximum difference between the measurements and calculations reach 100%. On the basis of this research it can be concluded that the results obtained using the k-ε model and the Reynolds Stress Model with similar accuracy reflect the real flow.