馬正中 宋春節(jié) 劉 杰

（1中能服（北京）節(jié)能投資有限公司 北京 100044）（2清華大學(xué)航天航空學(xué)院 北京 100084）（3 中國(guó)科學(xué)院先進(jìn)能源動(dòng)力重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（工程熱物理研究所）北京 100190）

前言

我國(guó)的能源特點(diǎn)是煤炭?jī)?chǔ)量豐富，石油和天然氣短缺，已探明的煤炭資源儲(chǔ)量占世界總量的11.1%，但石油和天然氣資源分別僅占世界總量的2.4%和1.2%［1］。在已探明的煤炭?jī)?chǔ)量中，埋深在地下千米以下的為2.95萬(wàn)億t，占煤炭資源總量的53%。長(zhǎng)期開采使得我國(guó)淺層資源日漸枯竭，因而深度開采將成為煤炭資源開采的必然趨勢(shì)。隨著開采深度的增加，礦井地溫升高、涌水量加大，從而導(dǎo)致作業(yè)環(huán)境惡化、通風(fēng)降溫設(shè)施擴(kuò)容、巷道維護(hù)困難，生產(chǎn)成本急劇升高等一系列問題。

加強(qiáng)通風(fēng)并選擇合理的通風(fēng)方式是目前礦井降溫的主要途徑［2～4］。但隨著礦井開采深度的增加，風(fēng)流沿途將不斷被加熱使通風(fēng)降溫的效果受到限制［5］。可以預(yù)見，機(jī)械式降溫技術(shù)［6］將在深井降溫領(lǐng)域發(fā)揮越來(lái)越重要的作用。

筆者采用高導(dǎo)熱型碳化硅陶瓷管換熱器替代常規(guī)金屬管換熱器，對(duì)換熱器內(nèi)部風(fēng)流的流動(dòng)和降溫效果進(jìn)行了二維數(shù)值模擬研究。

1 深井降溫系統(tǒng)

礦井涌水量大，水害是威脅礦井安全生產(chǎn)的重要因素之一，目前我國(guó)北方主要的礦務(wù)局，有百余個(gè)礦井受到地下水威脅。隨著向深部開采，水壓不斷增加，涌水災(zāi)害威脅日趨嚴(yán)重。礦井涌水熱量、空氣壓縮機(jī)壓縮熱、礦井回風(fēng)余熱、洗浴中心排水等蘊(yùn)含大量低品位熱能，通常未能有效地加以利用，造成大量余熱資源的浪費(fèi)?；厥绽眠@部分余熱資源［7］，可以有效地減少供熱運(yùn)行費(fèi)用，降低企業(yè)成本，減少污染物的排放。

筆者采用的深井降溫系統(tǒng)，是利用礦井涌水量大、溫度適中的優(yōu)點(diǎn)，將礦井水作為冷源，利用水源熱泵機(jī)組制取冷凍水。通過換熱器與巷道風(fēng)流進(jìn)行換熱，將礦井巷道溫度降到《煤礦安全規(guī)程》要求值；冷凍水經(jīng)過加熱后，仍使用礦井原排水系統(tǒng)排到地面進(jìn)行回收利用，如圖1所示。

圖1 井下巷道降溫系統(tǒng)流程圖

換熱器的管束材料通常為金屬銅管。由于礦井涌水的水質(zhì)差，在井下經(jīng)過初步過濾后依然含有少量煤粒和其它顆粒物，長(zhǎng)期運(yùn)行會(huì)對(duì)換熱管束內(nèi)壁造成一定程度的磨損，同時(shí)在后面清洗表面污垢的操作過程中，由于清洗液腐蝕而容易導(dǎo)致管壁的局部破損。

筆者考慮選用高導(dǎo)熱型碳化硅陶瓷管替代金屬換熱管，以消除上述問題。陶瓷換熱管由碳化硅原料燒結(jié)而成，不僅具有接近金屬管高導(dǎo)熱系數(shù)的特點(diǎn)（導(dǎo)熱系數(shù)約為270W／m·K［8］），還具有硬度高、耐磨性能好、耐腐蝕、耐高溫、強(qiáng)度高、膨脹率低及耐熱沖擊等優(yōu)良性能［9～10］。經(jīng)過半個(gè)世紀(jì)的發(fā)展，目前該材料已廣泛應(yīng)用于陶瓷化工、航空等各個(gè)領(lǐng)域［11～12］。

2 模型假設(shè)

模擬過程基于如下假設(shè)：

1）假設(shè)巷道內(nèi)風(fēng)流與圍巖等附近熱源間的傳熱達(dá)到熱平衡，模擬僅需考慮風(fēng)流與管壁間的傳熱過程。

2）忽略管壁間的輻射換熱、管壁的軸向熱傳導(dǎo)和污垢熱阻影響。

3）由于管束曲折次數(shù)大于4次，因而可作為純逆流換熱型式處理。

4）假設(shè)管壁溫度恒定為進(jìn)口冷凍水溫度，換熱器內(nèi)風(fēng)流為定常不可壓縮層流。

3 物理模型與網(wǎng)格生成

換熱器的物理模型如圖2所示。其中，換熱器左側(cè)為進(jìn)風(fēng)口，右側(cè)為出風(fēng)口，上、下兩端為蓋板，換熱管束內(nèi)為冷凍水，管壁邊界為固壁類型。

模型完成后先生成劃分線的網(wǎng)格，再劃分面的網(wǎng)格，采用pave方法，網(wǎng)格為三角形類型。生成的換熱器內(nèi)部網(wǎng)格如圖3、圖4所示。

4 模擬條件

二維模擬參數(shù)設(shè)置如下：

風(fēng)流比熱Cp＝1006.43J／（kg·K）；

風(fēng)流導(dǎo)熱系數(shù)k＝0.0242W／（m·K）；

風(fēng)流粘度μ＝1.7894×10－5kg／（m·s）；

進(jìn)口風(fēng)溫Ti＝305K；

進(jìn)口壓力Pi＝2.2kPa；

陶瓷管壁溫TC＝280K；

陶瓷管導(dǎo)熱系數(shù)kC＝270W／（m·K）；

陶瓷管管徑DC＝100mm；

管間距LC＝300mm。

邊界條件：左側(cè)采用壓力進(jìn)口邊界條件，右側(cè)采用壓力出口邊界條件，氣體在壁面應(yīng)用無(wú)滑移邊界條件。

5 數(shù)學(xué)模型

計(jì)算過程采用穩(wěn)態(tài)求解。由于內(nèi)部有管道擾流，流動(dòng)為湍流型式。湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k－ε模型。標(biāo)準(zhǔn)k－ε模型為半經(jīng)驗(yàn)公式，主要是基于湍流動(dòng)能和擴(kuò)散率。k方程是精確方程，ε方程是由經(jīng)驗(yàn)公式導(dǎo)出的方程。k－ε模型假定流場(chǎng)完全是湍流，分子之間的粘性可以忽略。對(duì)離散方程組的壓力速度耦合采用經(jīng)典的SIMPLE算法。密度方程、動(dòng)量方程、湍流方程、能量方程均采用一階精度格式。

6 結(jié)果與討論

圖5為換熱器內(nèi)部風(fēng)流速度矢量分布圖。從圖5可以看出，換熱器內(nèi)部的風(fēng)流方向基本均指向右側(cè)換熱器出口。從整體上看，風(fēng)流的速度大小分布較為均勻約為0.5m／s，僅在緊貼上下端板附近較窄的區(qū)域內(nèi)存在較明顯的梯度變化。

圖6為換熱器沿風(fēng)流流動(dòng)方向中心線速度圖。從圖6可以看出，當(dāng)風(fēng)流進(jìn)入換熱器后，在陶瓷管束前端由于受到阻擋，其速度迅速減小，風(fēng)流將繞過管束向其后方運(yùn)動(dòng)。中心線貼近管壁處由于采用無(wú)滑移邊界條件風(fēng)流速度降為零。當(dāng)風(fēng)流繞過陶瓷管束后，風(fēng)流速度又開始逐漸增大。風(fēng)流速度后期增大的程度主要與換熱器內(nèi)部陶瓷管布置型式以及自己流動(dòng)參數(shù)有關(guān)。從圖6還可以看出，由于陶瓷管沿風(fēng)流流動(dòng)方向均勻等距離布置，換熱器內(nèi)部風(fēng)流的速度呈現(xiàn)出周期性變化的特點(diǎn)。

圖7為換熱器左下角風(fēng)流速度矢量分布圖。從圖7可以明顯地觀察到，二維陶瓷管束風(fēng)流的低速繞流運(yùn)動(dòng)，風(fēng)流速度大小和方向在管束附近出現(xiàn)周期性的變化。風(fēng)流的低速區(qū)集中于管束尾部和緊貼上下端板附近的區(qū)域。風(fēng)流的高速區(qū)位于管束外壁附近，特別是靠近上下端板附近的區(qū)域。因而為了使風(fēng)流能夠均勻地通過換熱器，保證降溫效果，可適當(dāng)增加端板附近管束的布置密度。

圖7 換熱器左下角風(fēng)流速度矢量分布圖

從圖8中可以看出，風(fēng)流在入口處的溫度較高，當(dāng)與陶瓷管進(jìn)行換熱后溫度逐步降低，中心區(qū)域溫度降低速度明顯高于兩側(cè)，中心出口處溫度為293K（如圖9所示），已低于《煤礦安全規(guī)程》所要求的正常值299K。

7 結(jié)論

筆者對(duì)高導(dǎo)熱型碳化硅陶瓷管換熱器內(nèi)風(fēng)流的流動(dòng)進(jìn)行了二維模擬，由計(jì)算結(jié)果得出如下結(jié)論：

1）換熱器內(nèi)風(fēng)流整體上速度分布較為均勻，僅在緊貼上、下端板附近較窄的區(qū)域內(nèi)存在較明顯的速度梯度變化。由于繞流引起的速度變化呈現(xiàn)出周期性的特點(diǎn)。

2）采用高導(dǎo)熱型碳化硅陶瓷管不僅可以解決金屬換熱管的磨損和腐蝕問題，而且由于它自身具有很高的導(dǎo)熱系數(shù)，仍能夠滿足礦井降溫的要求。對(duì)巷道風(fēng)流的降溫貢獻(xiàn)集中在換熱器中部區(qū)域。

3）通過模擬，可以為優(yōu)化換熱器內(nèi)部結(jié)構(gòu)，提高換熱效率提供設(shè)計(jì)的依據(jù)。

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