朱國(guó)寧，鮑玲玲，趙 旭，王景剛，張昌建,3

（1.河北工程大學(xué) 能源與環(huán)境工程學(xué)院，河北 邯鄲 056038；2.北京中礦賽力貝特節(jié)能科技有限公司，北京 100083；3.河北省暖通空調(diào)技術(shù)創(chuàng)新中心，河北 邯鄲 056038）

為保證煤礦順利生產(chǎn)與作業(yè)，需要消耗大量的熱量用于井口防凍。傳統(tǒng)的燃煤、燃?xì)忮仩t與電熱風(fēng)爐在使用過(guò)程中需要消耗大量煤炭，其熱效率低，能量損失嚴(yán)重，同時(shí)也會(huì)對(duì)環(huán)境造成污染[1-3]。為響應(yīng)國(guó)家能源政策與碳中和目標(biāo)[4-5]，如何合理利用礦井回風(fēng)低溫余熱資源尤為重要。礦井回風(fēng)噴淋換熱器因具有換熱效率高，阻力小而被廣泛應(yīng)用[6]。但長(zhǎng)時(shí)間的運(yùn)行會(huì)造成管道阻塞，蒸發(fā)器腐蝕等問(wèn)題。近年來(lái)，熱管技術(shù)因其高效取熱能力被廣泛應(yīng)用于煤礦領(lǐng)域提取余熱資源[7-9]，并針對(duì)不同現(xiàn)場(chǎng)問(wèn)題提出了分體式與整體式熱管技術(shù)[10-12]，但應(yīng)用范圍較窄，占地面積較大，不能滿(mǎn)足礦區(qū)供暖等需求。同時(shí)，熱管本身在傳熱極限上存在安全性隱患[2]。針對(duì)上述問(wèn)題，提出一種乙二醇間壁式換熱技術(shù)，基于熱平衡理論對(duì)寧夏銀溝煤礦礦井回風(fēng)低溫余熱綜合回收利用項(xiàng)目進(jìn)行方案設(shè)計(jì)，通過(guò)建立單管換熱分析模型，對(duì)運(yùn)行工況進(jìn)行優(yōu)化分析，得到該系統(tǒng)滿(mǎn)足井口防凍用熱需求。

1 乙二醇間壁式換熱工作原理

乙二醇間壁式換熱是通過(guò)對(duì)流方式及熱傳導(dǎo)方式進(jìn)行傳熱[13-15]，其類(lèi)型為氣-液翅片管式換熱器。在乙二醇熱交換器內(nèi)，通過(guò)利用低溫?fù)Q熱工質(zhì)與回風(fēng)之間進(jìn)行非接觸熱交換，間壁式換熱技術(shù)使得管內(nèi)低溫溶液與回風(fēng)之間換熱更充分。同時(shí)換熱工質(zhì)經(jīng)提升溫度后作為熱泵機(jī)組熱源側(cè)介質(zhì)，釋放熱量后降溫循環(huán)至熱交換器內(nèi)，使得回風(fēng)溫度降至更低。采用質(zhì)量分?jǐn)?shù)為30%的乙二醇溶液作為循環(huán)介質(zhì)，能夠防止管路結(jié)冰狀況，系統(tǒng)取熱效果更穩(wěn)定。乙二醇間壁式換熱工作原理圖如圖1。

由圖1 可知，恒溫高濕的礦井回風(fēng)由源擴(kuò)散塔設(shè)置引流風(fēng)道橫向通風(fēng)，在引流風(fēng)道內(nèi)設(shè)置乙二醇熱交換器，將礦井回風(fēng)降溫后排至大氣；翅片管內(nèi)低溫乙二醇溶液吸熱后升溫，進(jìn)入熱泵機(jī)組蒸發(fā)側(cè)進(jìn)行熱量釋放，后降溫循環(huán)至乙二醇熱交換器，實(shí)現(xiàn)熱量傳遞。

2 礦井回風(fēng)余熱回收系統(tǒng)

該項(xiàng)目為寧夏固原銀洞溝煤礦低溫余熱綜合回收利用項(xiàng)目。據(jù)調(diào)研，該井區(qū)設(shè)有主井1 座，進(jìn)風(fēng)量為1 132 m3/min；副井1 座，進(jìn)風(fēng)量為3 716 m3/min；回風(fēng)井1 座，回風(fēng)量為5 157 m3/min。當(dāng)?shù)囟咀罾湓伦畹推骄鶞囟葹?20 ℃。按照要求，井口加熱后溫度應(yīng)≥2 ℃。礦方最初采用3 臺(tái)10 t/h 燃煤鍋爐提供熱量，但燃煤鍋爐熱效率低，同時(shí)燃燒釋放的污染物也會(huì)對(duì)環(huán)境造成污染。為響應(yīng)國(guó)家對(duì)能源環(huán)保問(wèn)題的實(shí)施，通過(guò)實(shí)際情況分析，最終采用乙二醇間壁式換熱技術(shù)回收礦井回風(fēng)低溫余熱資源。

2.1 熱平衡計(jì)算

1）礦井回風(fēng)余熱熱量QY。礦井回風(fēng)中含有較大的濕量，其換熱過(guò)程包括顯熱交換和潛熱交換[16]。實(shí)際工程應(yīng)用的換熱器回風(fēng)側(cè)翅片表面會(huì)產(chǎn)生由水蒸氣凝結(jié)而匯聚成的水膜，因此回風(fēng)側(cè)為析濕工況，換熱過(guò)程為冷卻減濕過(guò)程。采用焓差計(jì)算礦井回風(fēng)中所提取的熱量。冬季礦井回風(fēng)溫度為15 ℃，相對(duì)濕度為90%左右，根據(jù)高效乙二醇換熱器的換熱效率，通過(guò)該方式提取熱量后排風(fēng)溫度降溫至2 ℃，相對(duì)濕度在95%。代入數(shù)據(jù)計(jì)算可知，從礦井回風(fēng)中可提取熱量為3 031.88 kW?？紤]余熱利用率為90%，在傳輸過(guò)程中熱量損失約為5%。最終經(jīng)熱泵提升溫度后輸出熱量為3 402.34 kW。礦井回風(fēng)可利用余熱量QY由式（1）計(jì)算：

式中：h2為回風(fēng)取熱前比焓，kJ/kg；h1為回風(fēng)取熱后比焓，kJ/kg；ρ1為回風(fēng)平均空氣密度，kg/m3；L1為回風(fēng)量，m3/s。

2）井口防凍所需熱負(fù)荷QF。由《煤礦安全規(guī)程》規(guī)定：進(jìn)風(fēng)井口以下的空氣溫度必須在2 ℃以上。根據(jù)設(shè)計(jì)要求，主井進(jìn)風(fēng)溫度不低于15 ℃，副井進(jìn)風(fēng)溫度不低于5 ℃。調(diào)研參考該地區(qū)近10 年溫度變化情況，最冷月最低平均溫度為-20 ℃。代入數(shù)據(jù)，通過(guò)計(jì)算可知：主井井口防凍所需熱量QF1為758.31 kW，副井井口防凍所需熱量QF2為1 178.06 kW。井口防凍所需總熱量QF為2 563.37 kW。井口防凍所需熱量QF由式（2）計(jì)算：

式中：c 為空氣定壓比熱容，J/（kg·℃）；ρ2為礦井進(jìn)風(fēng)平均空氣密度，kg/m3；t2為冬季井筒進(jìn)風(fēng)加熱后溫度，℃；t1為最冷月最低平均溫度，℃；L2為井筒進(jìn)風(fēng)風(fēng)量，m3/s。

3）熱平衡分析。根據(jù)當(dāng)?shù)囟咀罾湓伦畹推骄鶞囟?20 ℃計(jì)算，井口防凍所需熱負(fù)荷為2 563.37 kW。礦井回風(fēng)所能提取的余熱經(jīng)熱泵提升溫度后，供熱側(cè)實(shí)際提供熱量為3 402.34 kW。能夠滿(mǎn)足最冷月最低平均溫度為-20 ℃時(shí)的用熱需求。據(jù)該地區(qū)氣象參數(shù)資料可知，礦區(qū)極少出現(xiàn)溫度低于-20℃情況。為避免極端天氣的出現(xiàn)，在井口設(shè)置2 臺(tái)280 kW 和3 臺(tái)300 kW 電輔助加熱器，當(dāng)室外溫度低于-20 ℃且井口進(jìn)風(fēng)溫度低于設(shè)計(jì)溫度時(shí)，啟動(dòng)電加熱器，進(jìn)一步保證系統(tǒng)供熱的可靠安全性。

2.2 乙二醇間壁式換熱設(shè)備與選型

礦井回風(fēng)余熱回收用乙二醇換熱系統(tǒng)核心裝置為乙二醇間壁式換熱器，同時(shí)采用熱泵機(jī)組對(duì)提取的熱量轉(zhuǎn)移進(jìn)行應(yīng)用。為監(jiān)測(cè)乙二醇濃度的穩(wěn)定性，需要配置乙二醇濃溶液全自動(dòng)補(bǔ)液穩(wěn)壓裝置。

1）換熱設(shè)備參數(shù)。乙二醇間壁式換熱器類(lèi)型為氣-液翅片管式換熱器。因煤礦現(xiàn)場(chǎng)回風(fēng)井距離較遠(yuǎn)，并考慮礦井環(huán)境溫度范圍變化，選擇質(zhì)量分?jǐn)?shù)為30%的乙二醇溶液作為液態(tài)循環(huán)工質(zhì)。為考慮翅片管管材的經(jīng)濟(jì)性與液態(tài)工質(zhì)的相容性，最終選用金屬鋁為管殼材料，內(nèi)管材料為碳鋼的雙金屬?gòu)?fù)合軋制翅片管。通過(guò)設(shè)計(jì)與計(jì)算，換熱器管排采用正三角形叉排布置方式，單管全長(zhǎng)為3 m，每排管布置數(shù)目分別為13 根和12 根排列，共10 臺(tái)換熱器，每臺(tái)換熱器2 組，每組6 排?？偣軘?shù)1 520 根，傳熱面積5 746 m2。換熱系統(tǒng)管內(nèi)乙二醇循環(huán)溶液吸熱和回風(fēng)側(cè)回風(fēng)放熱按逆流方式布置。翅片管結(jié)構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 翅片管結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Finned tube structure parameters

2）其他設(shè)備選型。選用乙二醇滿(mǎn)液式螺桿熱泵機(jī)組2 臺(tái)，制熱功率為2 120 kW，總功率為1 009.4 kW；其他設(shè)備主要包括：①功率為3 kW 的風(fēng)機(jī)輪值轉(zhuǎn)換裝置4 套；②主進(jìn)風(fēng)井功率為280 kW 電輔助加熱裝置2 臺(tái)；③副進(jìn)風(fēng)井功率為300 kW 的電輔助加熱裝置3 臺(tái)；④功率為7.5 kW 乙二醇濃溶液全自動(dòng)補(bǔ)液穩(wěn)壓裝置1 臺(tái)。其中電輔熱裝置外形尺寸根據(jù)主、副進(jìn)風(fēng)井風(fēng)道尺寸確定，分別為1 200 mm×2 000 mm×500 mm 與1 200 mm×1 500 mm×500 mm，安裝在百葉風(fēng)口內(nèi)側(cè)，風(fēng)機(jī)出口側(cè)。

2.3 系統(tǒng)布置形式

相較于乙二醇間壁式換熱的工作原理，實(shí)際工程應(yīng)用中需要考慮回風(fēng)井的距離問(wèn)題以及換熱器周?chē)L(fēng)道的形狀產(chǎn)生的阻力對(duì)換熱效果的影響。礦井回風(fēng)余熱回收系統(tǒng)流程圖如圖2。

圖2 礦井回風(fēng)余熱回收系統(tǒng)流程圖Fig.2 Process flow of mine return air waste heat recovery system

由乙二醇熱交換裝置與回風(fēng)井組成的余熱回收系統(tǒng)，回風(fēng)經(jīng)引流風(fēng)道橫掠翅片管束，能夠減少氣流阻力的影響，使換熱效果更充分。通過(guò)換熱介質(zhì)管路將熱量傳輸至水源熱泵主機(jī)，對(duì)管路的保溫以及采用質(zhì)量分?jǐn)?shù)為30%乙二醇溶液作為循環(huán)介質(zhì)，不僅能夠克服由于回風(fēng)井距離遠(yuǎn)問(wèn)題，以及冬季極端低溫天氣造成管路凍結(jié)的危險(xiǎn)。同時(shí)循環(huán)乙二醇溶液提取回風(fēng)余熱能夠使回風(fēng)溫度降至更低，充分利用余熱資源，經(jīng)取熱后的回風(fēng)直接排向室外。

2.4 系統(tǒng)運(yùn)行控制方式

1）季節(jié)和風(fēng)機(jī)輪值轉(zhuǎn)換方式。當(dāng)冬季處于供暖期間，通過(guò)關(guān)閉引流風(fēng)道頂部的密閉型保溫風(fēng)閥，開(kāi)啟通風(fēng)擴(kuò)散塔口的密閉型風(fēng)閥，礦井回風(fēng)經(jīng)引流風(fēng)道引入乙二醇熱交換回收裝置，與乙二醇循環(huán)溶液進(jìn)行熱量交換后排放。在非供暖期間，打開(kāi)引流風(fēng)道頂部的2 座密閉型保溫風(fēng)閥和通風(fēng)機(jī)擴(kuò)散塔口的密閉型風(fēng)閥，礦井回風(fēng)沿?cái)U(kuò)散塔直接排放。

2）熱泵循環(huán)控制方式。礦井回風(fēng)通過(guò)換熱裝置與乙二醇溶液進(jìn)行熱量交換后，乙二醇溶液作為熱泵熱源側(cè)的循環(huán)介質(zhì)進(jìn)入熱泵機(jī)組，實(shí)現(xiàn)熱量傳送。溶液質(zhì)量分?jǐn)?shù)檢測(cè)和補(bǔ)液、穩(wěn)壓采用乙二醇溶液全自動(dòng)補(bǔ)液穩(wěn)壓裝置，自動(dòng)檢測(cè)進(jìn)行溶液質(zhì)量分?jǐn)?shù)、壓力、自動(dòng)補(bǔ)液、補(bǔ)水、維持恒壓運(yùn)行；循環(huán)水泵為工頻控制運(yùn)行；供熱側(cè)循環(huán)水泵采用變頻控制運(yùn)行，當(dāng)回水溫度低于設(shè)定最低溫度時(shí)，調(diào)高供電頻率，進(jìn)而使循環(huán)流量增大；反之，降低供電頻率，減小循環(huán)流量；通過(guò)PLC 自動(dòng)控制，實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)溫度變化情況。

對(duì)于乙二醇間壁式換熱系統(tǒng)在設(shè)計(jì)應(yīng)用過(guò)程中，要考慮換熱機(jī)組及管道防凍問(wèn)題、非供暖季風(fēng)機(jī)系統(tǒng)切換問(wèn)題以及翅片管換熱裝置的清洗問(wèn)題。

3 系統(tǒng)運(yùn)行優(yōu)化

該系統(tǒng)于2018年12 月建成投用，現(xiàn)場(chǎng)配置PLC 自動(dòng)控制系統(tǒng)對(duì)溫度進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)。通過(guò)對(duì)前期系統(tǒng)實(shí)際運(yùn)行情況的調(diào)研分析發(fā)現(xiàn)，間壁式換熱器在長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)行狀況下，其換熱效果出現(xiàn)不穩(wěn)定，換熱能力不足等問(wèn)題。基于上述問(wèn)題，分別從間壁式換熱器結(jié)構(gòu)與管內(nèi)乙二醇換熱工質(zhì)的幾何參數(shù)進(jìn)行分析；采用數(shù)值模擬的方法，基于Threlkeld 焓差法建立濕工況下單管換熱分析模型，利用MATLAB 編程軟件進(jìn)行迭代計(jì)算，進(jìn)而確定其最佳運(yùn)行工況并進(jìn)行調(diào)試驗(yàn)證。

3.1 模型分析

采用多路溫度記錄儀與遠(yuǎn)程控制系統(tǒng)對(duì)實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)24 h 記錄與采集，數(shù)據(jù)處理采用Threlkeld焓差法進(jìn)行分析。以回風(fēng)側(cè)翅片管管外表面積為計(jì)算依據(jù)，忽略換熱管管壁熱阻，基于焓差的總傳熱系數(shù)與換熱器各部分熱阻關(guān)系式如下：

式中：Uo為基于焓差的總傳熱系數(shù)，kg/（m2·s）；A0為總表面積，m2；Ap，i為管內(nèi)表面積，m2；Ap，o為管外表面積，m2；Af為翅片表面積，m2；Dc為管外徑，m；Di為管內(nèi)徑，m；br為管內(nèi)壁與管內(nèi)流體溫度的飽和空氣焓差和溫差的比率；bp為管內(nèi)外壁溫度的飽和空氣焓差和溫差的比率；bw，p為基于翅片表面冷凝水膜平均溫度下飽和空氣曲線(xiàn)的斜率；hi為管內(nèi)傳熱系數(shù)，W/（m2·K）；kp為管的導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；Lp為換熱管長(zhǎng)，m；ho為濕式外表面的總傳熱系數(shù)，W/（m2·K）；ηf，wet為濕翅片效率；bw，m為換熱器翅片管外水膜平均溫度Tw，m下飽和空氣曲線(xiàn)的斜率；Cp，a為濕空氣比熱容，J/（kg·K）；yw為水膜厚度，m；kw為水膜的導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；hs為回風(fēng)側(cè)換熱系數(shù)，W/（m2·K）。

通過(guò)假定翅片水膜表面平均溫度Tw,m，進(jìn)行迭代計(jì)算。根據(jù)假定的數(shù)值利用式（5）計(jì)算水膜表面平均溫度下的飽和空氣焓is,w,m，并與假設(shè)值進(jìn)行比較。進(jìn)而判斷迭代過(guò)程是否收斂。最后確定Tw,m的準(zhǔn)確值。根據(jù)修正的濕翅片效率，在水膜平均溫度為T(mén)w,m下的飽和空氣焓迭代方程式如下：

式中：ia,m為平均空氣焓，kJ/kg；ir,m為平均溶液溫度下的飽和空氣焓，kJ/kg。

回風(fēng)進(jìn)、出口溫度變化對(duì)比圖如圖3。

圖3 回風(fēng)進(jìn)、出口溫度變化對(duì)比圖Fig.3 Comparison of return air inlet and outlet temperature changes

由圖3 可知，模擬的進(jìn)、出口溫度與實(shí)測(cè)的進(jìn)、出口溫度在整體上并未出現(xiàn)偏差。但在實(shí)際工程中，實(shí)測(cè)的回風(fēng)進(jìn)口溫度變化范圍在16.0～16.8 ℃，而模擬的回風(fēng)進(jìn)口溫度為恒定16.5 ℃。同時(shí)室外環(huán)境溫度的變化也會(huì)影響回風(fēng)進(jìn)口溫度的變化，影響換熱器換熱量。因此模擬的回風(fēng)出口溫度存在一定波動(dòng)。

3.2 工況優(yōu)化

對(duì)于間壁式換熱技術(shù)而言，影響換熱器的換熱效果主要為回風(fēng)橫掠翅片管束的換熱器結(jié)構(gòu)與管內(nèi)乙二醇溶液的幾何參數(shù)。通過(guò)采用逐排法對(duì)不同傳熱過(guò)程下各環(huán)節(jié)溫度、回風(fēng)側(cè)傳熱系數(shù)與翅片效率的變化進(jìn)行分析，能夠直接反應(yīng)換熱器換熱效果在結(jié)構(gòu)上的變化問(wèn)題。換熱器為逆流換熱器，回風(fēng)進(jìn)口溫度為16.5 ℃，相對(duì)濕度為70%；乙二醇溶液進(jìn)口溫度為-2 ℃時(shí)，各環(huán)節(jié)溫度變化曲線(xiàn)如圖4，回風(fēng)側(cè)傳熱系數(shù)與翅片效率變化曲線(xiàn)如圖5。

圖4 各環(huán)節(jié)溫度變化曲線(xiàn)Fig.4 Temperature variation curves in session

圖5 回風(fēng)側(cè)傳熱系數(shù)與翅片效率變化曲線(xiàn)Fig.5 Variation curves of heat transfer coefficient and efficiency on the return air side

由圖4 可知，對(duì)于換熱器的管排結(jié)構(gòu)，不同傳熱過(guò)程的各環(huán)節(jié)溫度變化存在明顯的差異?；仫L(fēng)側(cè)翅片表面的溫度低于回風(fēng)的露點(diǎn)溫度。在第12 排時(shí)，回風(fēng)側(cè)翅片表面水膜的平均溫度為2.5 ℃。不同于干工況條件，圖5 顯示全濕工況下回風(fēng)側(cè)傳熱系數(shù)隨著管排排數(shù)的增加逐漸降低，翅片效率逐漸增大。為防止該地區(qū)在極端低溫天氣時(shí)，出風(fēng)口管排翅片水膜溫度低于0 ℃翅片管出現(xiàn)結(jié)冰的風(fēng)險(xiǎn)，其換熱器管排排數(shù)應(yīng)控制在12 排以?xún)?nèi)。

為進(jìn)一步提升換熱器的換熱效果，確定最佳運(yùn)行工況。分別從管內(nèi)乙二醇溶液流速以及溶液入口溫度的變化進(jìn)行分析。乙二醇溶液進(jìn)口溫度在-2～5℃；乙二醇溶液進(jìn)口流速在1.49～4.64 m/s 時(shí)，不同進(jìn)口溫度不同流速對(duì)換熱量的影響如圖6。

圖6 不同進(jìn)口溫度不同流速對(duì)換熱量的影響Fig.6 Effect of different inlet temperatures and flow rates on heat exchange

由圖6 可知，在不同進(jìn)口溫度下，隨著流體流速的增加，換熱器的換熱量出現(xiàn)明顯提升。當(dāng)流體進(jìn)口溫度為-2 ℃，管內(nèi)側(cè)乙二醇溶液流速增加到4.64 m/s 時(shí)，其單管換熱量最高能達(dá)到1 329.66 W。但由于流體流速的持續(xù)增加會(huì)造成管內(nèi)阻力的增大。使得換熱器的換熱效果存在上述等問(wèn)題。因此，流速最佳變化范圍在1.49～2.76 m/s。

3.3 實(shí)際運(yùn)行情況

針對(duì)模擬優(yōu)化后所確定的運(yùn)行工況，現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行了實(shí)際變工況的測(cè)試與分析。溫度測(cè)試裝置采用多路溫度記錄儀24 h 不間斷進(jìn)行自動(dòng)記錄。通過(guò)結(jié)合PLC 自動(dòng)控制系統(tǒng)的監(jiān)測(cè)，每間隔5 min 記錄1 次，對(duì)2020 年12 月14 日0：00 至16 日12：00 連續(xù)60 h 的測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行分析整理，得到系統(tǒng)運(yùn)行變化情況。60 h 回風(fēng)換熱器溫度變化曲線(xiàn)如圖7，60 h 井口溫度變化曲線(xiàn)如圖8。

圖7 60 h 回風(fēng)換熱器溫度變化曲線(xiàn)Fig.7 Temperature curves of 60 h return air heat exchanger

圖8 60 h 井口溫度變化曲線(xiàn)Fig.8 Temperature change graph of 60 h wellhead

由圖7 和圖8 可知，在優(yōu)化工況運(yùn)行下的乙二醇間壁式換熱器，其加熱后井口溫度均在5 ℃以上，能夠滿(mǎn)足《煤安規(guī)程》所規(guī)定的井口進(jìn)風(fēng)溫度，同時(shí)還達(dá)到了礦方所要求溫度。井口溫度的變化趨勢(shì)與室外溫度的變化趨勢(shì)一致，說(shuō)明系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定。當(dāng)室外溫度低于-15 ℃，井口溫度仍能達(dá)到5 ℃，換熱器的出口翅片管處并未出現(xiàn)結(jié)冰現(xiàn)象。同時(shí)回風(fēng)進(jìn)出口溫差與乙二醇溶液進(jìn)出口溫差呈動(dòng)態(tài)變化。說(shuō)明的換熱器在優(yōu)化工況后具有良好的換熱能力，運(yùn)行效果穩(wěn)定。

4 環(huán)保與經(jīng)濟(jì)效益

低溫余熱回收系統(tǒng)的運(yùn)行費(fèi)用主要為風(fēng)機(jī)和水泵等運(yùn)轉(zhuǎn)類(lèi)耗電設(shè)備所用電費(fèi)。除此之外，還包括人工費(fèi)、設(shè)備維修費(fèi)等。按照冬季采暖季180 d 計(jì)算，系統(tǒng)每天開(kāi)啟24 h，電價(jià)0.55 元/kWh。乙二醇換熱系統(tǒng)耗電費(fèi)用為239.8 萬(wàn)元。當(dāng)室外溫度低于-20℃時(shí)，開(kāi)啟電輔熱系統(tǒng)，按每年溫度低于-20 ℃時(shí)間30 d，每天18 h 計(jì)算。井口防凍電輔熱耗電費(fèi)用為43.36 萬(wàn)元。其中設(shè)備維修費(fèi)用為18 萬(wàn)元/年，人工費(fèi)用為30 萬(wàn)元/年。其他費(fèi)用121.49 萬(wàn)元。低溫余熱回收系統(tǒng)運(yùn)行總費(fèi)用為452.65 萬(wàn)元。

采用傳統(tǒng)燃煤鍋爐運(yùn)行所消耗的燃煤費(fèi)，電費(fèi)，維修費(fèi)，人工費(fèi)以及排渣、脫硫脫硝除塵運(yùn)行費(fèi)用共計(jì)658 萬(wàn)元。相較于燃煤鍋爐，每年可以節(jié)約運(yùn)行費(fèi)用205.35 萬(wàn)元。同時(shí)燃煤鍋爐耗煤量巨大，每年產(chǎn)出4 279.36 t 碳粉塵、2 2287.2 t CO2、251.4 t SO2、125.7 t NOx等污染物污染環(huán)境。因此采用乙二醇間壁式低溫余熱回收系統(tǒng)具有顯著的經(jīng)濟(jì)環(huán)保效益，而且對(duì)于改善礦區(qū)的大氣環(huán)境具有顯著的效果。

5 結(jié) 語(yǔ)

針對(duì)礦井進(jìn)風(fēng)井口防凍安全問(wèn)題，提出了一種乙二醇間壁式換熱技術(shù)提取排風(fēng)余熱加熱進(jìn)風(fēng)井口的方法，利用熱平衡理論結(jié)合實(shí)際工程案例進(jìn)行方案設(shè)計(jì)與應(yīng)用研究，并通過(guò)數(shù)值模擬方法對(duì)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)與運(yùn)行工況進(jìn)行優(yōu)化分析。

1）設(shè)計(jì)采用乙二醇溶液作為管內(nèi)循環(huán)工質(zhì)能夠?qū)⒒仫L(fēng)溫度降至更低。并且乙二醇溶液能夠防止極端天氣管道結(jié)冰等風(fēng)險(xiǎn)。同時(shí)該系統(tǒng)克服了回風(fēng)井在高處、距離遠(yuǎn)、占地面積大等安裝環(huán)境限制問(wèn)題。

2）管內(nèi)傳熱工質(zhì)的入口溫度為-2 ℃，流速為1.49～2.76 m/s 時(shí)，乙二醇間壁式換熱器在優(yōu)化工況下的運(yùn)行效果良好。當(dāng)室外溫度低于-15 ℃時(shí)，仍能夠保證進(jìn)風(fēng)井口溫度為5 ℃以上，同時(shí)乙二醇間壁式換熱器換熱效果穩(wěn)定，能夠滿(mǎn)足冬季井口防凍熱需求。

3）相比傳統(tǒng)采用燃煤鍋爐年運(yùn)行費(fèi)用節(jié)約205.35 萬(wàn)元，在經(jīng)濟(jì)上能夠帶來(lái)效益。同時(shí)，該系統(tǒng)能夠大幅度減少粉塵顆粒和CO2、SO2、NOx等污染物的排放，環(huán)保效益顯著。