高地温掘进巷水玻璃膨胀蛭石隔热围岩传热与降温特性

薛韩玲，郭佩奇，彭俊杰，郭 栋，陈 柳，张 进，张小艳

(西安科技大学 能源学院，陕西 西安 710054)

0 引 言

随着矿井开采深度的增加，由主要热源-地热引起的矿井热害愈发严重[1]。目前治理矿井热害，国内外主要采用围岩隔热、通风降温、矿井制冷及个体冷却等方法[2-7]，其中围岩隔热法具有工期短、施工方便，使用范围广等优点，可从源头上控制地热向巷道风流的传热。

隔热材料的类别对矿井巷道围岩隔热效果至关重要，早期前苏联使用炉渣混凝土喷层进行隔热研究，南非等国家研究使用聚氨基甲酸酯、膨胀珍珠岩保温砂浆、聚乙烯泡沫等材料[8-10]。目前有以石英废料[11]、预成型泡沫与粉煤灰[12-13]为原料，合成泡沫型隔热材料，最具有典型性的 MERMER等人研发合成的二氧化硅疏水气凝胶具有极低导热性[14]。中国李珠等试验了玻化微珠类保温砂浆隔热巷道热释放量减少了64%[15-16]，郭文兵等研制了主要成分为水泥、珍珠岩、粉煤灰等深井煤矿巷道隔热材料[17]。

研究不同类别隔热材料对巷道围岩传热的影响，数值模拟法已成为主要手段。王飞帆通过FLUENT对喷射粉煤灰陶粒玻化微珠混凝土巷道围岩温度场进行数值模拟，表明改性混凝土可有效减少围岩向巷道的传热[18]。宋怀涛采用 C++和Qt图形框架平台开发相应的非圆形和圆形巷道围岩散热计算模型，得到了非稳态周期性风温对矿井围岩温度场的影响[19]。张源设计了高地温巷道热湿环境相似模拟试验系统，并对高地温巷道围岩温度场数值模拟，得到了具有阻热圈结构巷道围岩温度分布特征及阻热圈隔热机理。宋东平等根据能量守恒定律和围岩散热特点，通过Matlab解算了隔热巷道围岩温度场，得出了隔热层对围岩温度场分布的影响规律[20]。

上述文献多为隔热材料对矿井围岩温度场变化及风流降温效果研究，供风参数变化及隔热层厚度对隔热特性的影响不够详尽。一定工艺和配比下的水玻璃膨胀蛭石耐高温、绝缘、防火且具有低的热导率而被广泛研究作为经济性围护墙面保温材料，在矿井围岩隔热应用方面研究较少。采用以有限元为基础的COMSOL Multiphysics模拟软件，研究水玻璃膨胀蛭石对高地温矿井掘进巷道围岩隔热下调热圈半径和巷道风流温度的影响，分析隔热材料不同厚度的隔热性能，不同风筒出口风温、风速对围岩传热的影响，从而为实际矿井隔热层设计提供理论依据。

1 掘进巷道围岩隔热与风流传热模型

1.1 几何模型

掘进巷道围岩与风流传热物理模型如图1所示，巷道围岩计算区域为50 m×50 m×1 500 m；截面为拱形的巷道位于围岩中心，尺寸为宽5.5 m，高6.5 m，长1 480 m；通风方式为压入式，风筒半径为0.75 m，长1 455 m，如图2、图3所示。

图1 物理模型网格划分Fig.1 Mesh generation of physical model

图2 压入式通风风筒布置Fig.2 Air pipe layout of forced ventilation

图3 风管布置截面位置Fig.3 Cross-sectional layout of air pipe

由于水玻璃膨胀蛭石隔热层厚度与巷道围岩区域计算尺寸相差很大，COMSOL模拟采用传热接口中的薄层模拟隔热层，对巷道空气域以及边界层部分进行细化，设置最小单元大小为0.01 m，整个物理模型共具有1 470 197个网格，网格平均单元质量为0.645 7。

1.2 数学模型

建立掘进巷道围岩与风流传热数学模型并设定以下条件[21]。

1)假设围岩均质且为各向同性的干围岩。

2)隔热层均匀，沿厚度方向的温差忽略不计。

3)巷道风流风速不变，围岩壁面无滑移。

4)忽略巷道内热辐射对温度场的影响。

5)围岩和隔热材料接触良好，不考虑热阻。

6)井下巷道中风流不可压缩，流动连续且为充满整个巷道的稳定紊流。

巷道围岩-隔热传热遵循固体导热微分方程

(1)

初始条件：T(x，y，z，0)=T0

式中T为温度，℃；t为通风时间，s；α为热扩散系数，m2/s；T0为原始岩温，℃。

对巷道风流建立直角坐标系下三维非稳态质量守恒方程为

(2)

式中ρ为风流密度，kg/m3；t为时间，s；ux为速度u在x方向的分量，m/s；uy、uz同理。

巷道风流为不可压缩，即ρ为常数，方程(2)可变换为

(3)

对巷道风流建立直角坐标系下三维非稳态动量守恒方程为

(4)

(5)

(6)

式中τxx，τxy和τxz为作用在微元体表面的切应力τ的分量，Pa；p为流体微元体上的压力，Pa；fx是x方向上的单位质量力，m/s2；fy，fz同理，湍流模型采用标准k-ε模型。

巷道风流流动过程的质量力为重力，忽略在x，z方向的重力分量，以上动量方程可变换为

(7)

(8)

(9)

对巷道风流建立直角坐标系下三维非稳态焓能量守恒方程为

(10)

式中h为风流焓值，kJ/kg；λ为流体导热系数，W/(m·K))；φ为耗散函数。

1.3 计算参数及边界条件

水玻璃膨胀蛭石隔热材料，蛭石组分密度为80～120 kg/m3，粒径为0.25～7 mm；水玻璃密度为1 270 kg/m3，模数为3.3；水玻璃∶膨胀蛭石为2∶1，增强剂氟硅酸钠用量为水玻璃的13%。此隔热材料满足导热系数<0.23 W/(m·K)，抗压强度在龄期28 d>1.0 MPa，表观密度≤1 000 kg/m3的矿井要求[22]。此配比隔热材料及围岩传热模拟计算物性参数见表1。

表1 隔热材料及模拟计算空气物性参数Table 1 Thermal physical parameters of insulating material and air

围岩深处的边界条件为第1类边界条件，调热圈范围边界以外为原岩温度50 ℃。调热圈为围岩温度降低值超过原岩温度0.1%的范围。风流温度边界为风筒出口温度，速度边界为风筒出口速度。在模拟中，残差曲线中的连续性方程、速度方程、能量方程及k-ε湍流方程均在1e-04以下，同时进、出口流量达到稳定平衡。

2 结果分析

2.1 厚度对隔热效果的影响

矿井隔热层厚度一般为5～20 cm，选取水玻璃膨胀蛭石材料厚度为0，6，12，18 cm，在风筒出口风温26 ℃，出口风速8 m/s，通风达到稳态状态下，掘进工作面即巷道长度Z=1 480 m截面处围岩隔热与风流传热温度场分布如图4所示。沿径向的温度变化如图5所示，其中横坐标0 m为巷道中心位置，调热圈半径以模拟区域的对角线计。

图4 水玻璃膨胀蛭石不同厚度隔热巷道围岩与风流传热温度场分布Fig.4 Temperature field distribution of heat transfer balance between surrounding rock and airflow under different adiabatic thickness of water glass/expanded vermiculite in roadway

从图4可以看出，在无隔热层以及隔热层厚度为6,12,18 cm条件下，掘进工作面截面最低温度分别为27.0,26.3,26.3,26.3 ℃，可看出围岩壁面隔热后，掘进工作面最低温度有所降低，但由于风筒出口到掘进工作面距离较短，风流与隔热层外表面对流换热量较小，截面最低温度受隔热层厚度影响较小，在隔热层厚度为6 cm时换热已达到平衡。依据调热圈半径范围是原始岩温的99%，从图5可以看出，调热圈半径分别为29.62,28.44,27.65,27.01 m，即随着隔热层厚度的增加，围岩调热圈半径逐渐减小，减小的幅度随着隔热层厚度的增加而降低，隔热层厚度18 cm比12 cm调热圈半径仅减小了2.3%。

图5 水玻璃膨胀蛭石不同厚度隔热巷道围岩与风流径向温度变化Fig.5 Radial temperature variations of surrounding rock and airflow under different adiabatic thickness of water glass/expanded vermiculite

水玻璃膨胀蛭石不同厚度隔热条件下，沿巷道中心轴线风流温度模拟结果如图6所示。横坐标0 m表示掘进巷道始端平面位置，1 455 m处为风筒末端平面位置，1 480 m为掘进工作面所在位置。

图6 水玻璃膨胀蛭石不同隔热厚度掘进巷道风流温度变化Fig.6 Airflow temperature changes under different adiabatic thickness of water glass/expanded vermiculite in excavation roadway

从图6可以看出，风筒末端1 455 m与掘进工作面1 480 m处，风流温度相差不大。巷道始端平面位置，在无隔热层时，风流温度为35.26 ℃，隔热层厚度为6,12,18 cm时，风流温度分别为34.27,33.67,33.26 ℃，与无隔热相比，温度分别降低了2.8%，4.5%，5.7%；不同隔热层厚度的隔热效果相比，随着隔热层厚度的增加巷道出口风流温度逐渐降低，且降低幅度逐渐减小，分别为1.8%，1.2%。

2.2 风筒出口风温的影响

水玻璃膨胀蛭石隔热材料厚度为12 cm，风筒出口风速为8 m/s，出口风温分别为24，26，28 ℃，在通风稳态状态下，掘进工作面1 480 m截面处围岩及风流温度沿径向分布如图7所示，横坐标0 m处为巷道中心位置。沿巷道中心轴线风流温度模拟结果如图8所示，图中横坐标表示位置同图6。

图7 风筒不同出口风温掘进工作面处围岩与风流径向温度变化(Z=1 480 m)Fig.7 Radial temperature changing course of surrounding rock and airflow around the drifting face at different supply air temperature(Z=1 480 m)

图8 风筒不同出口风温下巷道风流温度变化Fig.8 Airflow temperature variation at different supply air temperature from venting duct

在风筒出口风温分别为24，26，28 ℃条件下，从图7可以看出，调热圈半径分别为28.23，27.65，26.94 m，调热圈半径随着风筒出口风温的增大而减小。

从图8可以看出，风筒末端平面即1 455 m处，无隔热层时，温度分别为24.04，26.03，28.03 ℃，添加隔热层后温度分别为24.03，26.03与28.03 ℃，温度基本未发生变化。在掘进工作面即1 480 m处，无隔热层时，温度分别为25.21，27.09，28.97 ℃，添加隔热层后温度分别为24.36，26.34，28.31 ℃，模拟结果未超过掘进工作面停止作业的30 ℃温度规定，对应的降低幅度分别为3.4%，2.8%，2.3%。在巷道始端位置处，无隔热层时，风流温度分别为34.13，35.35，36.58 ℃，添加隔热层后温度分别为32.30，33.67，35.03 ℃，降低幅度分别为5.4%，4.8%，4.2%；可以看出在添加隔热层后，巷道出口风流温度均降低，而且在风筒出口风温为24 ℃时，降低幅度最大。

2.3 风筒出口风速的影响

隔热材料水玻璃膨胀蛭石厚度为12 cm，风筒出口风温26 ℃，根据煤巷与半煤岩巷道允许风速为0.15～4 m/s范围，经风量核算风筒出口风速，选取风筒出口风速分别为6，8，10 m/s，通风稳态状态下，掘进工作面截面Z=1 480 m处围岩隔热与风流传热温度场分布如图9所示，沿径向的温度变化如图10所示，图中横坐标位置表示同图5。

图9 掘进工作面隔热围岩与风流传热温度场分布Fig.9 Temperature field distribution of heat transfer balance between insulation surrounding rock and airflow around the drifting face(Z=1 480 m)

在风筒出口风速分别为6，8，10 m/s条件下，从图9、图10可以看出，无隔热层条件下，掘进工作面最低温度分别为27.4，27.0，26.7 ℃，调热圈半径分别为28.27，28.62，28.67 m。添加隔热层后，掘进工作面最低温度分别为26.4，26.3，26.2 ℃，调热圈半径分别为27.38，27.65，27.82 m，同无隔热层相比，截面最低温度均降低，降低幅度分别为3.6%，2.6%，1.9%；围岩调热圈半径均减小，减小幅度分别为3.1%，3.4%，3.0%。

图10 风筒不同出口风速下隔热巷道围岩与风流径向温度变化Fig.10 Radial temperature variations of surrounding rock and airflow under different airflow speed from venting duct

从图11可以看出，在不同风筒出口风速条件下，风筒末端平面1 455 m与掘进工作面1 480 m处，有、无隔热层对温度影响不大。在风筒出口风速分别为6,8,10 m/s条件下，巷道始端平面0 m处，无隔热层时，风流温度分别为37.39,35.35,33.93 ℃；添加隔热层后，该处风流温度分别为35.46,33.67,32.44 ℃，降低幅度分别为5.2%,4.8%,4.4%；可以看出在添加隔热层后，巷道出口风流温度均降低，且在风筒出口风速为6 m/s时，降低幅度最大为1.93 ℃。

图11 风筒不同出口风速下掘进巷风流温度变化Fig.11 Airflow temperature variation at differentsupply air speed from venting duct

3 隔热对流换热系数变化规律

非隔热围岩与风流换热的主要形式为对流换热，隔热围岩主要增加了隔热层的导热热阻，热量通过隔热层传递至近风流侧表面后，仍然以对流换热的形式与风流进行热量交换。本研究为干围岩状态，风流得热量仅用于风流显热的增加，即平均对流换热系数计算式为

h=[mcp·g(tf2-tf1)]/A(tw-tf)

(11)

式中h为平均对流换热系数，W/(m2·K)；A为围岩散热面积，m2；tw,tf为分别为围岩壁面平均温度和风流平均温度，℃；m为空气的质量流量，kg/s；cp·g为干空气的定压比热，1.005 J/(kg·℃)；tf1,tf2为巷道进、出口风流温度，℃。

不同隔热厚度、风筒出口风温、风速条件下，对流换热系数变化规律如图12～14所示。

图12 对流换热系数随隔热层厚度的变化Fig.12 Variation of convective heat transfer coefficient with thickness of insulating layer

无隔热层时，h为0.278 W/(m2·K)，从图12可以看出，隔热层厚度为6,12,18 cm，h为0.249,0.230,0.218 W/(m2·K)，分别降低约10%,17%,22%；隔热层厚度由0 cm增至6 cm时，由6 cm增至12 cm时，由12 cm增至18 cm时，对流换热系数分别减小了0.029，0.019，0.012 W/(m2·K)，随着隔热层厚度的增大，对流换热系数减小，且减小幅度降低，这与图5、图6所反映的随着隔热层厚度的增加巷道出口温度逐渐降低的结果相一致。

图13表明无隔热层风筒出口风温分别为24，26，28 ℃时，h为0.261，0.282，0.300 W/(m2·K)，在隔热层厚度为12 cm时，h为0.210，0.223，0.238 W/(m2·K)，随着风筒出口风温的增大，对流换热系数均增大。隔热层厚度从0 cm变为12 cm，风筒出口风温24 ℃下减小0.051 W/(m2·K)，26 ℃下减少0.059 W/(m2·K)，28 ℃下减少0.062 W/(m2·K)；与无隔热相比，对应工况隔热层的对流换热系数均降低约21%。

图13 对流换热系数随风筒出口风温的变化Fig.13 Variation of convective heat transfer coefficient with outlet airflow temperature of venting duct

从图14可以看出，无隔热层时，风筒出口风速分别为6，8，10 m/s时，h为0.256，0.278，0.299 6 W/(m2·K)，在隔热层厚度为12 cm时，h为0.213，0.229，0.245 W/(m2·K)，随着风筒出口风速的增大，对流换热系数均增大。隔热层厚度从0 cm变为12 cm，风筒出口风速6 m/s下减小0.043 W/(m2·K)，8 m/s下减少0.049 W/(m2·K)，10 m/s下减少0.054 6 W/(m2·K)，对应工况有隔热层的对流换热系数均降低约18%。

图14 对流换热系数随风筒出口风速的变化Fig.14 Variation of convective heat transfer coefficient with outlet airflow speed of venting duct

4 结 论

1)掘进工作面处随着水玻璃膨胀蛭石隔热层厚度的增加，围岩调热圈半径减小，掘进巷道出口风流温度降低，隔热效果越好，且调热圈半径减小及风流温度降低的幅度随隔热厚度的增加逐渐变小，隔热层18 cm比12 cm厚的调热圈半径仅减小了2.3%，巷道出口风温仅降低1.2%，厚度≥6 cm其温度不再降低。实际应用中综合分析地热源项及通风参数，确定最优隔热层经济厚度。

2)与无隔热对应的风筒出口风温、风速相比，围岩调热圈半径减小；随着风筒出口风温、风速的增大，掘进工作面处调热圈半径分别减小、增大，掘进工作面处及巷道出口的风流温度对比相应的无隔热工况，降温幅度逐渐减小，即风筒出口风温24 ℃、风筒出口风速6 m/s隔热降温幅度最大。

3)平均对流换热系数随隔热层厚度的增加而减小，随风筒出口风温、风速的增大而增大；与无隔热相比，添加隔热层后的平均对流换热系数在厚度为6～18 cm范围内降低约10%～22%，在风筒出口风温24～28 ℃之间降低约21%，在风筒出口风速6～10 m/s时降低约18%。