热害矿井风流湿热过程分析.pdf

DOI 10． 13347/j． cnki． mkaq． 2014． 01． 047 热害矿井风流湿热过程分析 姬建虎1， 2， 3 1． 重庆大学 工程热物理研究所， 重庆 400044;2． 监控与应急技术国家重点实验室， 重庆 400037; 3． 中煤科工集团重庆研究院有限公司， 重庆 400037 摘要 在矿井热害治理时常常需要考虑风流湿空气的变化， 才能准确计算矿井热源和设计所需 制冷负荷， 对湿空气的主要热力参数和过程进行了分析， 并举例分析矿井湿热空气热力过程。准 确掌握热害矿井空气变化过程对矿井热害治理和空调设计具有理论和实践意义。 关键词 热害矿井; 湿空气; 湿热过程; 风流湿空气; 热力参数 中图分类号 TD727文献标志码 B 文章编号 1003 －496X 2014 01 －0158 －05 Analysis of Air Flow Damp － heat Process in Heat Damage Mine JI Jianhu1， 2， 3 1． Institute of Engineering Thermophysics，Chongqing University，Chongqing 400044， China;2． State Key Laboratory of Gas Disaster Detecting and Emergency Technology，Chongqing 400037，China;3． Chongqing Ｒesearch Institute of China Coal Technology ＆ Engineering Group，Chongqing 400037，China Abstract In order to accurately calculate the mine heat and required cooling load， the changes of humid air flow need to be considered in mine thermal damage management． The paper concentrates on the thermodynamic parameters and the process changes of humid air， and analyzes mine humid air thermodynamic process with an example． Accurately grasping the air change process of heat damage mine has theoretical and practical significance for mine heat harm management and air conditioning design． Key words heat damage mine; humid air; damp － heat process; humid airflow; thermodynamic parameter 基金项目 “十二五” 国家科技支撑计划资助项目 2012BAK04B02 ; 中国煤炭科工集团创新基金重点资助项目 2011ZD001 我国煤矿的开采深度平均每年以 10 ～15 m 的 速度增加， 据我国煤田地温观测资料统计［1 －2 ］， 百米 地温梯度为 2 ～4 ℃ /hm， 埋深 ＞ 1 000 m 的煤炭资 源占全国预测总量的 59． 5［3 －4 ］， 热害越来越严 重。矿井内的热湿负荷较高， 研究井下湿空气过程， 对矿井热害治理和空调设计具有较好的意义。 1湿空气参数 井下湿空气中水蒸气的分压力很低， 一般处于 过热状态， 湿空气中水蒸气也可看作为理想气体， 因 此湿空气是理想气体的混合物［5 ］。 1． 1水蒸气分压和饱和蒸气压 根据道尔顿气体定律， 湿空气总压力 p 由水蒸 气分压 pv和干空气的分压力 pa组成， 单位为 pa p pa pv 1 水蒸气的饱和蒸气压只取决于温度， 由克劳修 斯 － 克拉贝隆方程式得［5 －6 ］ dps dT Lps ＲvT2 2 式中 ps为水蒸气在温度 T 时饱和蒸气压， Pa; Ｒv为水蒸气气体常数， 取 461． 5 J/ kgK ; T 为温 度， K; L 为水蒸气气化潜热， J/kg。 L 的计算式如下， 0 ～60 ℃范围内 L 误差不超过 0． 02［5 ］ L 1 000 2 502． 5 －2． 386t 式中 t 为温度， ℃。 Goff 和 Gratch 对0 ～60 ℃范围内的饱和蒸汽压 进行了曲线拟合， 计算式如下 ps1 000exp17． 27t 273． 3 t 3 1． 2露点温度 露点温度是在一定水蒸气压力 pv下， 未饱和湿 空气冷却达到饱和湿空气。露点温度 td可由式 3 变形得出 ［6 ］ 851 第 45 卷第 1 期分析探讨 td 237． 3 ps 610． 6 17． 27 － ln ps 610． 6 4 1． 3绝对湿度和相对湿度 绝对湿度和相对湿度统称为湿度， 绝对湿度是 指单位体积湿空气中所含水蒸气的质量， 用 ρv表 示， 结合理想气体状态方程， 可得 ρv mv V 1 Vv pv ＲvT 5 式中 mv为水蒸气的质量， kg; V 为湿空气的体 积， m3; Vv为水蒸气比体积， m3/kg; Ｒ v为水蒸气气 体常数， 取 461． 5 J/ kgK ; T 为湿空气热力学温 度， K。 相对湿度是指绝对湿度 ρv与相同温度下饱和 湿空气的绝对含湿量 ρs的比值， 用 φ 表示 φ ρv ρs 6 式 5 、 式 6 可得 φ ρv ρs pv ps 7 由上式可知 0≤φ≤1， 当 φ 0 时表示干空气， 吸湿能力最强， 0 ＜ φ ＜ 1， 未饱和湿空气空气， 仍可 以吸湿， φ 1 时， 即为饱和湿空气。 1． 4含湿量 含湿量 d 指湿空气中水蒸气的质量 mv与干空 气质量 ma之比， 单位 kg 水蒸气 / kg 干空气 。 d mv ma 8 由理想气体状态方程 pvV mvＲvT 9 paV maＲaT 10 式 9 、 式 10 相除， 得 pv pa mv ma Ｒv Ｒa 11 由式 1 、 式 3 代入式 6 得 d Ｒa Ｒv pv p － pv Ｒa Ｒv φp s p － φps 式中 Ｒv为水蒸气气体常数， 461． 5 J/ kg K ; Ｒa为干空气气体常数， 287． 04 J/ kgK 。 代入式 11 得 d 0． 622 φp s p － φps 12 1． 5干湿空气密度 假如湿空气由1 kg 干空气和 d kg 水蒸气组成， 干空气和水蒸气具有相同的体积 V， 根据理想气体 状态方程 paV 1ＲaT 13 pvV dＲvT 14 pV 1 d ＲmT 15 式中 Ｒa、 Ｒv、 Ｒm分别为干空气、 水蒸气和湿空 气的气体常数， J/ kgK 。 由式 1 、 式 13 、 式 14 和式 15 可得 Ｒm Ｒa dＲv 1 d 16 式 12 代入式 16 ， 得 Ｒm287． 04 p p －0． 378pv 17 根据迈耶公式推论 Cp γ γ －1Ｒg ［5 ］， 可得湿空气 的定压比热 Cpm为 Cpm Cpa dCpv 1 d 18 式中 Cpa为常压下干空气的定压比热， 1 005 J/ kgK ; Cpv为常压下水蒸气的定压比热， 1 884 J/ kgK 。 1 kg 干空气和水蒸气混合的湿空气， 其体积为 Vm， 即比体积， 根据理想气体状态方程 pVm1ＲmT 由湿空气密度 ρm和比体积 Vm互为倒数的关 系 ［6 ］， 得 p ρm ＲmT 19 式 16 、 式 17 代入式 19 ， 得 ρm p 1 d T Ｒa dＲv或 ρm p －0． 387Pv 287． 04T 20 湿空气密度的近似公式为 ρm p 1 －0． 608d ＲaT 21 对应的干空气密度， 称为表观密度为 ［6 ］ ρa p － pv 287． 04T 22 1． 6湿空气焓变 热害矿井的风流为湿空气， 且采掘工作面湿度 高达 90， 因此不能用 h2－ h1 Cpa t2－ t1 来衡量 湿空气的焓变， 而应按照理想气体混合物的性质， 焓 h 为干空气的焓与水蒸气的焓之和， J/kg。 h hair hwater 951 分析探讨 2014 －01 湿空气的焓可写成下式［6 ］ h Cpatd［ Cwtw L Cpa td－ tw ］ 23 式中 td、 tw为干、 湿球温度。 1． 7湿球温度测定理论 1 d kg 的不饱和湿空气掠过湿球的表面进 行热湿交换， 其中水蒸气由 d kg 变为了 dskg， 由能 量守恒定律 湿球获得的显热 湿球失去的潜热。 湿球传给空气的潜热 q L ds－ d 24 式中 q 为湿球传给空气的潜热， J/ kg 干空 气 ; L 为湿球温度下的蒸发潜热， J/ kg 蒸发 。 空气传给湿球的显热为 q 1 d Cpm td－ tw 25 式中 q 为空气传给湿球的显热， J/ kg 干空 气 ; Cpm为湿空气定压比热， J/ kgK ; td、 t w为湿 空气的干、 湿球温度， ℃。 由能量平衡定律， 式 24 、 式 25 相等， 得 1 d Cpm td－ tw L ds－ d 26 这就是湿球温度测定原理。 2湿空气过程 随着矿井开采水平的深入， 风流逐渐变得湿热， 评价热害矿井降温系统的效果常用温度和相对湿度 降 2 个指标， 设计计算中常采用焓的变化量△h 和 含湿量的变化量△d 的比值 ε 来表示空气焓湿 h － d 图过程线的斜率 ε △h △d 2． 1加热或冷却过程 对湿空气单纯地加热或冷却的过程， 其特征是 过程中水蒸气分压 pv、 干空气压力 pa和含湿量都保 持不变， 过程中吸热量或放热量 q 等于焓差 q △h h2－ h1 式中 q 为单位质量的湿空气吸收或放出的热 量， kJ/kg; h1、 h2为湿空气初、 终态的焓， kJ/kg。 在 h － d 图上， 单纯加热时焓增， 含湿量不变， ε → ∞ ， 相对湿度降低， 如图 1 中 0 － 1 所示过程 线， 单纯冷却时相反， 如 0 －1所示。 2． 2绝热加湿过程 在绝热的条件下， 向空气中加入水分增加其含 湿量， 叫绝热加湿 ［7 ］。巷道风流加湿过程中， 巷道 底板水分蒸发所吸收的潜热近似看做全部来自于空 气， 加湿后空气干球温度降低。 绝热加湿过程中， 把水、 空气看做一个系统， 其 图 1井下湿空气过程 焓值不变。单独对于空气来说， 由于水变成水蒸气 前已具有显热， 因此空气的焓是变化的， 式 23 如 果忽略掉水的显热 dCwtw， 则整个绝热加湿过程中 的焓就保持不变， 这种减去水的显热 dCwtw的焓叫 做 Sigma 热， 用 S 表示， 单位 J/ kg干空气 ， 如式 27 所示 ［6 ］ S h － dCwtw Cpatd d［ L Cpa td－ tw ］ 27 在 h － d 图上， 常忽略掉 dCwtw对焓的影响， 将 焓看作不变， ε 0， 含湿量和相对湿度都增加。 2． 3加热加湿过程 对湿空气同时加入热量和水分， 湿空气的焓和 含湿量都增加， 过程中加入的热量等于湿空气的焓 增量， 加入的水分等于其含湿量的增量， ε ＞ 0， 如图 1 中 0 －3 所示过程线。 2． 4冷却去湿过程 未饱和湿空气被冷却到露点后， 如果继续冷， 水 蒸气凝结为水不断析出， 含湿量减少、 温度降低， 矿 井人工制冷对风流降温就是这一过程， 如图 2， 冷却 去湿过程中， 1 kg 干空气中析出的水分为湿空气的 含湿量减少量 d1－ d2， 冷却剂带走的热量 q 为 q h1－ h2－ d1－ d2 hw 式中 hw为凝结水的焓， kJ/kg ; d1－ d2 hw 为 凝结水带走的热量， kJ/kg。 图 2冷却去湿示意图 因此在矿井制冷设计时， 需充分考虑凝结水对 061 第 45 卷第 1 期分析探讨 制冷量的影响。 2． 5绝热混合过程 将几股状态不同的湿空气混合， 得到温度和湿 度满足要求的空气是空气调节中常用的方法， 混合 过程中和外界无热量交换， 称为绝热混合， 混合后的 状态取决于混合前各股空气的状态和流量［5 ］。矿 井中风流混合如图 3， 巷道 1 的湿空气的焓、 含湿量 和干空气的质量流量分别为 h1、 d1、 qm， a1， 巷道 2 湿 空气的焓、 含湿量和干空气的质量流量分别为 h2、 d2、 qm， a2。不考虑矿井热源及其对风流的影响， 巷道 1、 巷道 2 两股风流混合于巷道 3 可看作绝热混合， 混合后的巷道 3 的焓、 含湿量和干空气的质量流量 分别为 h3、 d3、 qm， a3。 由质量守恒定律 对于干空气 qm， a1 qm， a2 qm， a3 28 对于风流中的水蒸气 qm， a1d1 qm， a2d2 qm， a3d3 29 混合过程中如果忽略宏观动能和重力势能， 由 能量守恒定律 qm， a1h1 qm， a2h2 qm， a3h3 30 由式 28 、 式 29 和式 30 可得 qm， a1 qm， a2 d3－ d2 d1－ d3 h3－ h2 h1－ h3 31 图 3湿空气绝热混合过程 3案例分析 永川煤矿 4 月下旬， 进风井总进风量 Q 7 615 m3/min， 气压 p1 97 300P a， 干球温度 td1 20 ℃， 湿球温度 tw116 ℃， 总回风井测得气压 p295 100 Pa， 干球温度 td226 ℃， 湿球温度 tw225 ℃， 风流 密度 ρ 1． 2 kg /m3， 分析矿井对风流主要热力学参 数和湿空气过程。 分析可得， 矿井空气日常可以直接测量的数据 主要为干、 湿球温度和大气压， 为此需根据上述理论 分析导出以干、 湿球温度和大气压为自变量的相关 参数计算公式。 由式 2 得湿球温度的蒸发潜热 Lw Lw1 000 2 502． 5 －2． 386 tw 32 由式 3 可得干球温度下的饱和蒸气压 psd和湿 球温度下的饱和蒸气压 psw psd610． 6exp17． 27td 273． 3 td 33 psw610． 6exp17． 27tw 273． 3 tw 34 将式 34 代入式 12 ， 得湿球温度下的饱和空 气含湿量 ds， kg 水蒸气 /kg 干空气 ds0． 622 psw p － psw 35 由式 18 、 式 26 可得空气含湿量 d d Lds－ Cpa td－ tw Cpv td－ tw L 将常压下干空气的定压比热 Cpa 1 005 J/ kg K ， Cpv 1 884 J/ kgK 代入空气含湿量 d， 得 d Lds－1 005 td－ tw 1 884 td－ tw L 36 将式 36 代入式 27 ， 得 Sigma 热 S 和焓 h S Lwds Cpatw Lwds1 005tw 37 h S dCwtw 水的比热 Cw 4 187 J/ kgK 代入式 37 ， 得 h S 4 187dtw 38 由式 12 可得水蒸气分压 pv pv pd 0． 622 d 39 式 38 代入式 22 得干空气密度 ρa ρa p － pv 287． 04T p － pv 287． 04 273． 15 td 40 由式 20 可知湿空气密度 ρm ρm p －0． 387pv 287． 04T pv－0． 387pv 287． 04 283． 15 td 41 根据式 7 、 式 32～ 式 41 计算湿空气热力 参数见表 1。 由表 1 知矿井入口处空气相对湿度为 67． 4， 回风处空气湿度达 96． 3， 干空气质量流量 M 为 M Qρa144． 69 kg /s 风流沿巷道增加的热量△q 为 △q M S2－ S14 041． 74 kW 含湿量的变化量△d 为 △d d2－ d10． 009 071 161 分析探讨 2014 －01 表 1湿空气热力参数计算表 参数入口出口 p/Pa97 30095 100 tw/℃1625．5 td/℃2026 psw/Pa1 586．962 665．87 psd/Pa1 982．422 737．16 ds/ kgkg 干空气 －1 0．010 3130． 017 939 Lw/ Jkg －1 2 464 3242 441 657 S/ Jkg 干空气 －1 41 494．5869 428．34 d/ Jkg 干空气 －1 0．008 6550． 017 726 pv/Pa1 335．372 635．15 ρa/ kg 干空气m －1 1． 141． 08 ρm/ kg 湿空气m －1 1． 151． 10 h/ Jkg 干空气 －1 42 074．4171 320．95 φ/ 0．6740． 963 全矿井水蒸发率为 M△d 1． 312 5 kg/s≈78． 76 kg/min 全矿井每分钟蒸发 78． 76 kg 的水， 这些水分全 部被回风流带出矿井。 上述也可根据湿空气 h － d 图标标出起始点计 算相应热力学参数， 该过程是一个典型的热害矿井 加热加湿过程， 如图 2 中 0 －3 所示过程线。 4结论 热害矿井湿空气的主要热力参数可通过测定的 干、 湿球温度和气压计算其他参数， 也可通过湿空气 h － d 图描出过程起始点读出和计算其他热力参数， 较详细地分析和总结了湿空气参数和湿空气过程， 并进行可案例分析计算出湿空气的主要热力参数， 对矿井热害治理、 设计和准确掌握风流的湿热具有 参考价值。 参考文献 ［ 1］ 窦林名． 部开采冲击矿压防治研究［ J］ ． 矿山压力与顶 板管理， 2003， 58 S3 ． ［ 2］ 冀贞文，孙春江，姜福兴． 波兰煤矿冲击地压防治技 术现状及分析［ J］ ． 煤炭科学技术， 2008， 36 1 13． ［ 3］ 毛节华， 许惠龙． 中国煤炭资源分布现状与远景预测 ［ J］ ． 煤田地质， 1999 3 3． ［ 4］王永炜． 国煤炭资源分布现状和远景预测［J］ ． 煤， 2007 5 44 －45． ［ 5］ 沈维道， 童钧耕． 工程热力学［ M］ ． 第四版． 北京 高等 教育出版社， 2010． ［ 6］ Malcolm J． McPherson ． Subsurface ventilation and envi- ronmental engineering［M］ ． New York Chapman ＆ Hall， 1993． ［ 7］ 曾丹苓， 敖越， 张新铭， 等． 工程热力学［M］ ． 第三版． 北京 高等教育出版社， 2006 18， 185， 190． 作者简介 姬建虎 1978 － ， 男， 山西晋城人， 副研究 员， 主要从事矿井降温及地热利用方面的研究。 收稿日期2013 －03 －22; 责任编辑 王福厚 檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷檷 上接第 157 页 采系统能力不足而导致抽采失衡。 2 抽采平衡型防突抽采量计算式中 Ks取最大 值时为最安全的防突抽采量， 当 Ks取最大值时， 可 保证在井下所有采面回采时接替工作面均有足够的 预抽时间。 3 防突抽采量确定的前提是接替工作面预抽 时间等于回采面回采时间， 在实际生产过程中， 应根 据采区巷道布置情况及巷道掘进速度等因素， 考虑 一定的安全系数， 方可使防突抽采量更可靠。 4 防突抽采量的计算对瓦斯抽采系统的选型 有指导意义， 在实际生产过程中， 矿井应根据实际采 掘部署， 采取合理的抽采方法及钻孔布置形式， 确保 达到设计防突抽采量。 参考文献 ［ 1］ 俞启香． 矿井瓦斯防治［ M］ ． 徐州 中国矿业大学出版 社， 1992 167 －168． ［ 2］ 林柏泉， 张建国． 矿井瓦斯抽放理论与技术［M］ ． 北 京 煤炭工业出版社， 1996 20 －22． ［ 3］ 国家安全生产监督管理总局， 国家煤矿安全监察局． 防治煤与瓦斯突出规定［M］ ． 北京 煤炭工业出版社， 2009 14 －15． ［ 4］ 陈明． 合理确定煤矿瓦斯抽采量及抽采系统的探讨 ［ J］ ． 煤炭工程， 2007 9 12 －14． ［ 5］ 王海峰， 程远平， 俞启香， 等． 煤与瓦斯突出矿井安全 煤量研究［ J］ ． 中国矿业大学学报， 2008， 37 2 236 － 240． 作者简介 黄家远 1987 － ， 男， 贵州赤水人， 贵州大学 在读硕士研究生， 主要研究方向为矿山灾害防治。 收稿日期2013 －03 －28; 责任编辑 王福厚 261 第 45 卷第 1 期分析探讨