基于熱管輸熱的礦井地熱危害控制試驗研究

初硯昊 柳靜獻 常德強 李元輝

（東北大學資源與土木工程學院，遼寧沈陽110819）

隨著我國工業(yè)快速發(fā)展，礦山開采深度不斷加深，導致我國眾多礦井開采面臨嚴重的地熱環(huán)境［1］。深層礦井的高溫熱害環(huán)境不僅導致員工生理疲勞和工作效率降低，而且影響井下設備穩(wěn)定運行，使得礦山安全生產(chǎn)事故不斷發(fā)生［2］。因此，有必要針對深層礦井高溫熱害治理展開研究。

對礦井熱害治理方面的研究，國外法國學者早在1740 年就對金屬礦山的地溫進行過監(jiān)測［3］。1985年，南非礦井實施了冰冷卻系統(tǒng)井下降溫，證明了輸冰制冷降溫方法具有可行性［4］。我國礦井熱害治理研究開始于20 世紀50 年代，最早是煤炭研究總院在撫順礦區(qū)進行地溫觀測，并進行了局部降溫技術的研究與應用［5］。目前，我國礦山降溫系統(tǒng)研究已趨于成熟，現(xiàn)代降溫技術使得礦井熱環(huán)境得到了有效改善，并有效實現(xiàn)了井下熱能源再利用。2006 年，瓦斯發(fā)電制冷技術被研發(fā)出，用于抽采礦井井下瓦斯發(fā)電，再利用電能進行制冷［6］。2007 年，張亞平等［7］就分離式熱管應用于礦井降溫進行了理論論證。2008年，何滿朝等［8］提出了深井HEMS 降溫技術，將回收的熱量用于居民洗浴、取暖等。2009 年，李勇等［9］提出利用集中控制系統(tǒng)對高溫礦井熱害降溫系統(tǒng)進行監(jiān)控管理。2012 年，張和平等［10］發(fā)明了一種礦用大溫差乙二醇空調裝置，用以解決制冷空調無法滿足深井高溫降溫等問題。目前，礦井主要采用的降溫系統(tǒng)有非人工制冷降溫技術、人工制冷降溫技術以及現(xiàn)代降溫技術，但現(xiàn)有的降溫技術都有一定的適用范圍和使用弊端，無法有效解決深層礦井熱害問題［11］。

礦井地熱控制與研究非常有必要，對深層礦井采取有效的降溫方法，提出熱害治理的新工藝與新技術，研發(fā)基于熱管的高效傳熱與換熱技術有助于實現(xiàn)井下氣流的快速冷卻，采用動力型熱管的熱害控制系統(tǒng)，改善井下高溫高濕環(huán)境，對于確保礦山安全穩(wěn)定生產(chǎn)有重要意義。

1 動力型熱管對熱源傳熱分析

動力型熱管是利用泵提供動力使得冷凝液體工質回流到蒸發(fā)段的新型分離式熱管［12］。其工作原理是蒸發(fā)段內(nèi)液態(tài)工質吸收外部熱量變成飽和蒸汽流向冷凝段中冷凝成液體工質，泵產(chǎn)生動力，將冷凝液輸送到蒸發(fā)段，持續(xù)不斷循環(huán)，持續(xù)不斷地完成熱量轉移傳輸［13］。該熱管系統(tǒng)應用于井下降溫與現(xiàn)有的降溫方法相比有著獨特的優(yōu)勢，現(xiàn)有的降溫技術在深層礦井應用上耗能高、降溫效率低，而動力型熱管傳輸熱量快、效率高、冷損小、布置維護方便［14］。動力型熱管用于礦井降溫的主要優(yōu)點為［15-18］：①動力型熱管的蒸發(fā)段與冷凝段可分開按需位置布置，對于大型化換熱裝置的適應性好；②能實現(xiàn)冷源與熱源遠距離換熱；③熱管的加熱段與冷卻段的傳熱面積可按比例調整控制；④熱管的管壁溫度遠高于腐蝕性氣體的露點和水蒸氣露點，其管壁附有的灰塵呈疏松狀態(tài)，易于清除，適用于灰塵量大的礦井。

通過分析動力型熱管性能與結構在礦井降溫方面的優(yōu)點，認為動力型熱管應用于井下降溫是可行的。對礦井熱源的分析，發(fā)現(xiàn)礦井中回采工作面熱災害最嚴重，將動力型熱管蒸發(fā)段布置在工作面附近（不影響生產(chǎn)設備工作），吸收來自于工作面的熱量，工質蒸發(fā)快速流向冷凝段，氣態(tài)吸收冷量成液態(tài)，通過溶液泵輸送回蒸發(fā)器中，完成循環(huán)換熱，將熱量排除井外，使得工作面溫度達到國家標準要求，從而實現(xiàn)對地熱災害的控制。

2 動力型熱管系統(tǒng)試驗平臺搭建

結合礦井實際情況，搭建試驗平臺模擬井下工作面高溫環(huán)境條件，分析動力型熱管降溫系統(tǒng)換熱性能的影響因素，討論該系統(tǒng)在礦井應用的可行性。

2.1 試驗裝置

試驗裝置主要由蒸發(fā)器、冷凝器、液體流量計、儲液罐、溶液泵、風機、液視鏡以及其他附屬設備搭建而成。矩形管道兩端分別與風機和換熱器相連，儲液罐、溶液泵和液體流量計裝置通過銅管依次連接在兩端換熱器之間，兩端換熱器相距分別為4、6、8、10 m。蒸發(fā)器和冷凝器是由管徑9.52 mm 的銅管組成，共44 根管串聯(lián)接在一起；蒸發(fā)端矩形管道長1 m，截面尺寸0.6 m×0.6 m；冷凝端矩形管道長0.5 m，截面尺寸0.6 m×0.6 m；器件與器件連接的銅管直徑10 mm，試驗裝置原理如圖1。在兩端換熱器的矩形風道頂部和側面施工鉆孔，下放傳感器和風速儀，在蒸發(fā)器、冷凝器前后測量矩形風道中空氣的溫度和風速，使用精度等級為I 級的工業(yè)用鉑電阻PT100 和熱線式風速儀［19］。風機與溶液泵是通過50 Hz 的變頻器調節(jié)不同的頻率來控制不同的風速和液體流速以滿足試驗要求。

試驗選用的工質是R134a，該系統(tǒng)工作原理是蒸發(fā)器管內(nèi)工質吸熱蒸發(fā)，由系統(tǒng)內(nèi)溫差產(chǎn)生的壓力差將氣態(tài)工質沿氣體管路輸送到冷凝器中，氣態(tài)工質冷凝成液態(tài)工質，經(jīng)溶液泵將液態(tài)工質輸送到蒸發(fā)器內(nèi)，完成一次循環(huán)換熱。系統(tǒng)通過無限次循環(huán)換熱，實現(xiàn)大量熱量的遠距離傳輸。

2.2 試驗方法

本研究試驗在實驗室環(huán)境中進行，空氣電加熱器安裝在風機前，通過風機將熱風吹到同一水平面上的蒸發(fā)器來模擬礦井空氣溫度較高的工作面工作環(huán)境?？諝怆娂訜崞骺偟淖畲蠊β蕿?2 kW，能使試驗溫度最高達到70 ℃。試驗中，采用型號為PT100、顯示精度為0.1 ℃的熱電阻測量溫度。在蒸發(fā)器與冷凝器矩形管道前后都布置PT100 熱電阻進行溫度測量。將PT100熱電阻連接溫度數(shù)據(jù)采集儀，試驗進行時每隔相同時間同時對4點（進入蒸發(fā)器前的空氣溫度、從蒸發(fā)器出來的空氣溫度、進入冷凝器前的空氣溫度、從冷凝器出來的空氣溫度）位置采集溫度數(shù)據(jù)，并將采集的數(shù)據(jù)記錄下來。通過調節(jié)風機變頻器實現(xiàn)兩端換熱器風量的變化，風速測量使用熱線風速儀，顯示精度0.01 m/s。通過監(jiān)控電子秤稱量的制冷劑罐質量的變化，控制沖注閥開閉，電子稱的顯示精度為0.001 kg。

通過動力型分離式熱管換熱器的蒸發(fā)器和冷凝器前后的空氣溫差變化來分析熱管工質充液率、風速、驅動溫差等因素對熱管換熱器換熱效果的影響，進而測試熱管換熱器蒸發(fā)器和冷凝器的工作狀況和性能。整個試驗裝置須具有較高的密封性能和保溫性能，防止冷量回收試驗裝置出現(xiàn)漏風、散熱等現(xiàn)象，影響試驗結果的準確性。

2.3 試驗步驟

在試驗平臺布置完成以及溫度和風速傳感器安裝完成后，檢查系統(tǒng)的密封性并完成抽完真空等準備工作，進行動力型熱管系統(tǒng)試驗。具體步驟為：①對系統(tǒng)進行工質充注，觀察電子秤示數(shù)，達到充注量后，關閉閥門；②開啟空氣電加熱器以及蒸發(fā)器和冷凝器兩端的風機，通過變頻器調節(jié)風速待穩(wěn)定；③在低頻率下啟動溶液泵，同時采集兩換熱器內(nèi)外的溫度以及液體流量計的示數(shù)；④不斷提高溶液泵的頻率，直至50 Hz，并且在每次改變頻率的同時采集兩換熱器的溫度及流量計的流量；⑤改變蒸發(fā)器端經(jīng)過空氣加熱器加熱后的空間溫度，重復步驟③、④；⑥追加充注熱管工質，重復步驟⑤；⑦改變兩換熱器的距離，重復以上各個步驟。

3 試驗結果與討論

3.1 充液率對換熱性能的影響

對于不同的充液量，熱管系統(tǒng)對應有不同的換熱量與換熱性能。試驗設定兩換熱器相距4 m，蒸發(fā)器風溫32.5 ℃，進風速2.5 m/s，冷凝器風溫18.5 ℃，風速3 m/s，熱管系統(tǒng)工作溫度27.5 ℃，充液率分別為35%、43%、47%、51%、54%、58%、63%、67%、72%，得出充液率與換熱系數(shù)關系如圖2 所示。根據(jù)傳熱計算的基本方程式，可得出傳熱系數(shù)K為［20］

式中，Qx為換熱器光管外表面的傳熱熱量，W；F0為換熱器的光管外表面積，m2；ΔTx為對數(shù)平均溫差，℃。

由圖2 可知：隨工質充液率的增加，換熱系數(shù)先增加后降低；充液率在51%～60%范圍內(nèi)，換熱系數(shù)最高，換熱效果最佳；該熱管系統(tǒng)的最佳充液率為51%～60%，說明充液量過多和過少都不利于動力型熱管換熱效果達到最佳狀態(tài)?？梢?，只有在最佳充液率下，動力型熱管的傳熱系數(shù)才能達到最大值，方可實現(xiàn)高效的換熱性能。

3.2 溫度對系統(tǒng)換熱量的影響

為更好地滿足現(xiàn)實礦井工作面的實際溫度，測試了兩換熱器相距4 m、冷凝器溫度16.8 ℃、風速3 m/s、溶液泵頻率20 Hz、蒸發(fā)器迎風風速1.5 m/s、迎風溫度在30.5～51.5 ℃條件下的換熱量，結果如圖3（a）所示。此外，在蒸發(fā)器迎風溫度40.5 ℃、風速1.8 m/s、冷凝器進風流風速3 m/s 狀態(tài)下，迎風溫度為14.9～22.3 ℃、溶液泵輸入頻率為20 Hz時，試驗結果如圖3（b）所示。

由圖3可知：傳熱量隨著蒸發(fā)器的迎風溫度升高而升高，傳熱量曲線近似于二次曲線，工作溫度的升高使得工質蒸發(fā)加快，氣泡數(shù)量增多，增大了管內(nèi)工質流動的擾動，傳熱強化；傳熱量隨著冷凝器進風面風溫的提高而降低，隨著進風溫度的提高，蒸汽與進風溫度溫差減小，冷凝效果降低，導致出現(xiàn)不凝結氣體，進而使得有效換熱面積減小，致使換熱量降低，并且不凝結氣體會影響溶液泵的性能，進而影響整個動力型熱管的換熱性能。

3.3 風量對換熱性能的影響

為進一步研究換熱器迎風風速與系統(tǒng)換熱量的關系，設定兩換熱器相距4 m，試驗參數(shù)為蒸發(fā)器進風風溫36.5 ℃和40.5 ℃，冷凝器進風風溫18 ℃，風速3 m/s，溶液泵頻率20 Hz，充液率51%，蒸發(fā)器進風風速在1～3 m/s 取值條件下，系統(tǒng)換熱量的變化情況如圖4所示。

由圖4 可知：在蒸發(fā)器不同迎風溫度情況下，蒸發(fā)器迎面風速的提高，換熱量增加顯著，其曲線近似二次曲線，同時迎風面積一定，風速與風量成正比，說明一定量的風量增加有利于熱管系統(tǒng)換熱性能增強。風速提高，加快了與換熱器表面的換熱效率，換熱器表面能夠充分換熱，使得換熱器管內(nèi)工質快速蒸發(fā)，氣泡脫離頻率加快，加強了兩相流體的擾動，導致傳熱強化。

3.4 換熱量與溶液泵頻率的關系

動力型熱管裝有動力裝置，克服了熱管系統(tǒng)阻力損失，實現(xiàn)了熱能量高效的遠距離傳輸。溶液泵的頻率變化影響著液體工質流速的大小，從而影響著整個熱管系統(tǒng)的換熱效果。為實現(xiàn)消耗最小功率實現(xiàn)最大熱管系統(tǒng)換熱能力，進行了換熱量與溶液泵頻率關系試驗。試驗條件為兩換熱器相距4 m，蒸發(fā)器迎風溫度45.8 ℃，風速2.5 m/s，冷凝器迎風溫度16.5 ℃，風速2.5 m/s，充液率分別為58%、63%、67%和72%，溶液泵頻率0～50 Hz，試驗結果如圖5所示。

由圖5 可知：隨著溶液泵頻率的增加，蒸發(fā)器和冷凝器的換熱量整體都是先增加而后基本保持不變。當溶液泵頻率較低時，其提供的動力無法克服液體工質流動阻力，工質量提供不足，導致整個熱管系統(tǒng)換熱量低。隨著溶液泵頻率逐漸增大，換熱量逐漸增加，當頻率為5～15 Hz，熱管系統(tǒng)兩換熱器換熱量陡然升高，發(fā)生突變，其頻率提供的動力滿足整個系統(tǒng)的阻力，達到熱管系統(tǒng)的最佳換熱效果；當頻率達到15～50 Hz 時，兩換熱器換熱量基本不變，頻率達到15 Hz 時，已滿足整個系統(tǒng)動力，頻率增加，只提高工質流動速度，對于提升系統(tǒng)換熱效果不明顯甚至有所降低。進一步分析該圖可知：當溶液泵輸入頻率達到15 Hz 以上時，充液率為58%的蒸發(fā)器換熱量出現(xiàn)波動，隨著充液率達到58%～72%，換熱量出現(xiàn)的波動現(xiàn)象逐漸變小趨于穩(wěn)定。這說明充液率較低時，輸入頻率過大，工質流速較快，冷凝效果差，會出現(xiàn)一定的氣蝕現(xiàn)象，影響泵連續(xù)提供動力，工質流量出現(xiàn)異常，蒸發(fā)器換熱效果不穩(wěn)定，導致?lián)Q熱量出現(xiàn)上下波動現(xiàn)象。

3.5 不同距離性能比較分析

通過測定兩換熱器相距不同距離時，隨著溫度變化換熱器進風風溫和出風風溫的變化情況，分析隨著溫度的改變不同距離的換熱性能相差情況。試驗條件為兩換熱器相距分別為4、6、8、10 m，蒸發(fā)器迎風溫度為30～70 ℃，迎風風速1.1 m/s，冷凝器迎風風溫10.8 ℃，迎風風速3 m/s，溶液泵頻率20 Hz，充液率分別為47%和54%。根據(jù)試驗數(shù)據(jù)繪制出了在不同距離下風溫與換熱量的關系圖，如圖6所示。

由圖6 可知：充液率為47%和54%時，兩換熱器不同距離下的換熱量變化趨勢基本相同，距離的改變對換熱器性能影響不大，只有個別試驗條件下不同距離的換熱量有少量差別，可以認為距離改變對于動力型熱管系統(tǒng)換熱能力沒有影響。不同距離不同的蒸發(fā)器迎風風溫下的系統(tǒng)沿程損失小，如果在沿程熱量損失大的情況下，距離在4～10 m 范圍內(nèi)變化，其換熱量會有所變化，換熱量的曲線走向趨勢也會發(fā)生變化，因此觀察圖6換熱量變化和曲線走向基本相同，沒有發(fā)生變化，可以確定動力型熱管傳輸熱量沿程損失小。

4 結 論

針對現(xiàn)有熱害控制技術存在深層礦井工作面降溫效果不明顯的問題，建立了采用動力型熱管的熱害控制系統(tǒng)，通過分析動力型分離式熱管降溫系統(tǒng)在典型工況下，風速、風溫、充液率、泵頻率、傳輸距離等工藝參數(shù)對系統(tǒng)換熱效率和性能的影響，得出以下結論：

（1）充液率在35%～72%范圍內(nèi)，蒸發(fā)器和冷凝器的換熱量隨著系統(tǒng)充液率的增加，兩換熱器的換熱量都是先增加后降低。試驗系統(tǒng)的最佳充液率區(qū)間為51%～60%，在此區(qū)間內(nèi)，充液率能夠使得動力型熱管的換熱效果達到最佳。

（2）動力型熱管蒸發(fā)器和冷凝器不同迎風溫度和系統(tǒng)的換熱量之間表現(xiàn)出一定的規(guī)律性。動力型分離式熱管的傳熱量隨著蒸發(fā)器迎風溫度升高而升高，隨著冷凝器迎風風溫升高而降低，其曲線近似為二次曲線。

（3）隨著驅動溫差的增加，兩換熱器的換熱量也隨之增加，換熱量曲線近似于二次曲線。適當?shù)脑龃篁寗訙夭?，可使得熱管系統(tǒng)換熱能力提高。

（4）在試驗溫度范圍內(nèi)，換熱性能隨著風速增大而提高，蒸發(fā)器的換熱系數(shù)和換熱量隨著風速的增加而增大。風速適宜時，可促進蒸發(fā)器吹出的熱風（即模擬礦井采場環(huán)境的現(xiàn)場空氣熱量）有效地傳遞到蒸發(fā)器中及與翅片相鄰的熱管中，使熱管系統(tǒng)的換熱效率達到最佳。

（5）隨著溶液泵頻率的增加，蒸發(fā)器和冷凝器的換熱量先增加后基本不變。當輸入頻率達到5 Hz 左右時，換熱量陡然升高，發(fā)生突變。當熱管系統(tǒng)進入正常工作后，隨著溶液泵輸入頻率的增大，熱管系統(tǒng)換熱量變化不大。

（6）兩換熱器不同距離（4～10 m）條件下，溫度對系統(tǒng)換熱量變化的影響相差不大，沿程熱量損失小，說明兩換熱器距離在4～10 m 范圍內(nèi)改變對動力型熱管系統(tǒng)的換熱性能無影響。

（7）動力型熱管換熱器布置不受礦井巷道和工作面限制，在礦井采掘工作面和回風巷布置兩換熱器，將工作面的熱量轉移到回風巷中排出，從而達到礦井降溫效果。試驗中動力型熱管能夠遠距離熱量傳輸，可以實現(xiàn)井下巷道長距離熱量轉移。