初硯昊 柳靜獻(xiàn) 常德強(qiáng) 李元輝

（東北大學(xué)資源與土木工程學(xué)院，遼寧沈陽(yáng)110819）

隨著我國(guó)工業(yè)快速發(fā)展，礦山開采深度不斷加深，導(dǎo)致我國(guó)眾多礦井開采面臨嚴(yán)重的地?zé)岘h(huán)境［1］。深層礦井的高溫?zé)岷Νh(huán)境不僅導(dǎo)致員工生理疲勞和工作效率降低，而且影響井下設(shè)備穩(wěn)定運(yùn)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(duì)深層礦井高溫?zé)岷χ卫碚归_研究。

對(duì)礦井熱害治理方面的研究，國(guó)外法國(guó)學(xué)者早在1740 年就對(duì)金屬礦山的地溫進(jìn)行過(guò)監(jiān)測(cè)［3］。1985年，南非礦井實(shí)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(guó)礦井熱害治理研究開始于20 世紀(jì)50 年代，最早是煤炭研究總院在撫順礦區(qū)進(jìn)行地溫觀測(cè)，并進(jìn)行了局部降溫技術(shù)的研究與應(yīng)用［5］。目前，我國(guó)礦山降溫系統(tǒng)研究已趨于成熟，現(xiàn)代降溫技術(shù)使得礦井熱環(huán)境得到了有效改善，并有效實(shí)現(xiàn)了井下熱能源再利用。2006 年，瓦斯發(fā)電制冷技術(shù)被研發(fā)出，用于抽采礦井井下瓦斯發(fā)電，再利用電能進(jìn)行制冷［6］。2007 年，張亞平等［7］就分離式熱管應(yīng)用于礦井降溫進(jìn)行了理論論證。2008年，何滿朝等［8］提出了深井HEMS 降溫技術(shù)，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(duì)高溫礦井熱害降溫系統(tǒng)進(jìn)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(diào)裝置，用以解決制冷空調(diào)無(wú)法滿足深井高溫降溫等問(wèn)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(shù)、人工制冷降溫技術(shù)以及現(xiàn)代降溫技術(shù)，但現(xiàn)有的降溫技術(shù)都有一定的適用范圍和使用弊端，無(wú)法有效解決深層礦井熱害問(wèn)題［11］。

礦井地?zé)峥刂婆c研究非常有必要，對(duì)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(shù)，研發(fā)基于熱管的高效傳熱與換熱技術(shù)有助于實(shí)現(xiàn)井下氣流的快速冷卻，采用動(dòng)力型熱管的熱害控制系統(tǒng)，改善井下高溫高濕環(huán)境，對(duì)于確保礦山安全穩(wěn)定生產(chǎn)有重要意義。

1 動(dòng)力型熱管對(duì)熱源傳熱分析

動(dòng)力型熱管是利用泵提供動(dòng)力使得冷凝液體工質(zhì)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(zhì)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(zhì)，泵產(chǎn)生動(dòng)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(zhuǎn)移傳輸［13］。該熱管系統(tǒng)應(yīng)用于井下降溫與現(xiàn)有的降溫方法相比有著獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)，現(xiàn)有的降溫技術(shù)在深層礦井應(yīng)用上耗能高、降溫效率低，而動(dòng)力型熱管傳輸熱量快、效率高、冷損小、布置維護(hù)方便［14］。動(dòng)力型熱管用于礦井降溫的主要優(yōu)點(diǎn)為［15-18］：①動(dòng)力型熱管的蒸發(fā)段與冷凝段可分開按需位置布置，對(duì)于大型化換熱裝置的適應(yīng)性好；②能實(shí)現(xiàn)冷源與熱源遠(yuǎn)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(diào)整控制；④熱管的管壁溫度遠(yuǎn)高于腐蝕性氣體的露點(diǎn)和水蒸氣露點(diǎn)，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(guò)分析動(dòng)力型熱管性能與結(jié)構(gòu)在礦井降溫方面的優(yōu)點(diǎn)，認(rèn)為動(dòng)力型熱管應(yīng)用于井下降溫是可行的。對(duì)礦井熱源的分析，發(fā)現(xiàn)礦井中回采工作面熱災(zāi)害最嚴(yán)重，將動(dòng)力型熱管蒸發(fā)段布置在工作面附近（不影響生產(chǎn)設(shè)備工作），吸收來(lái)自于工作面的熱量，工質(zhì)蒸發(fā)快速流向冷凝段，氣態(tài)吸收冷量成液態(tài)，通過(guò)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(dá)到國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)要求，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)地?zé)釣?zāi)害的控制。

2 動(dòng)力型熱管系統(tǒng)試驗(yàn)平臺(tái)搭建

結(jié)合礦井實(shí)際情況，搭建試驗(yàn)平臺(tái)模擬井下工作面高溫環(huán)境條件，分析動(dòng)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(yīng)用的可行性。

2.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)裝置主要由蒸發(fā)器、冷凝器、液體流量計(jì)、儲(chǔ)液罐、溶液泵、風(fēng)機(jī)、液視鏡以及其他附屬設(shè)備搭建而成。矩形管道兩端分別與風(fēng)機(jī)和換熱器相連，儲(chǔ)液罐、溶液泵和液體流量計(jì)裝置通過(guò)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(zhǎng)1 m，截面尺寸0.6 m×0.6 m；冷凝端矩形管道長(zhǎng)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(yàn)裝置原理如圖1。在兩端換熱器的矩形風(fēng)道頂部和側(cè)面施工鉆孔，下放傳感器和風(fēng)速儀，在蒸發(fā)器、冷凝器前后測(cè)量矩形風(fēng)道中空氣的溫度和風(fēng)速，使用精度等級(jí)為I 級(jí)的工業(yè)用鉑電阻PT100 和熱線式風(fēng)速儀［19］。風(fēng)機(jī)與溶液泵是通過(guò)50 Hz 的變頻器調(diào)節(jié)不同的頻率來(lái)控制不同的風(fēng)速和液體流速以滿足試驗(yàn)要求。

試驗(yàn)選用的工質(zhì)是R134a，該系統(tǒng)工作原理是蒸發(fā)器管內(nèi)工質(zhì)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(zhì)沿氣體管路輸送到冷凝器中，氣態(tài)工質(zhì)冷凝成液態(tài)工質(zhì)，經(jīng)溶液泵將液態(tài)工質(zhì)輸送到蒸發(fā)器內(nèi)，完成一次循環(huán)換熱。系統(tǒng)通過(guò)無(wú)限次循環(huán)換熱，實(shí)現(xiàn)大量熱量的遠(yuǎn)距離傳輸。

2.2 試驗(yàn)方法

本研究試驗(yàn)在實(shí)驗(yàn)室環(huán)境中進(jìn)行，空氣電加熱器安裝在風(fēng)機(jī)前，通過(guò)風(fēng)機(jī)將熱風(fēng)吹到同一水平面上的蒸發(fā)器來(lái)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(yàn)溫度最高達(dá)到70 ℃。試驗(yàn)中，采用型號(hào)為PT100、顯示精度為0.1 ℃的熱電阻測(cè)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(jìn)行溫度測(cè)量。將PT100熱電阻連接溫度數(shù)據(jù)采集儀，試驗(yàn)進(jìn)行時(shí)每隔相同時(shí)間同時(shí)對(duì)4點(diǎn)（進(jìn)入蒸發(fā)器前的空氣溫度、從蒸發(fā)器出來(lái)的空氣溫度、進(jìn)入冷凝器前的空氣溫度、從冷凝器出來(lái)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(lái)。通過(guò)調(diào)節(jié)風(fēng)機(jī)變頻器實(shí)現(xiàn)兩端換熱器風(fēng)量的變化，風(fēng)速測(cè)量使用熱線風(fēng)速儀，顯示精度0.01 m/s。通過(guò)監(jiān)控電子秤稱量的制冷劑罐質(zhì)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(guò)動(dòng)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(lái)分析熱管工質(zhì)充液率、風(fēng)速、驅(qū)動(dòng)溫差等因素對(duì)熱管換熱器換熱效果的影響，進(jìn)而測(cè)試熱管換熱器蒸發(fā)器和冷凝器的工作狀況和性能。整個(gè)試驗(yàn)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(yàn)裝置出現(xiàn)漏風(fēng)、散熱等現(xiàn)象，影響試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性。

2.3 試驗(yàn)步驟

在試驗(yàn)平臺(tái)布置完成以及溫度和風(fēng)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(zhǔn)備工作，進(jìn)行動(dòng)力型熱管系統(tǒng)試驗(yàn)。具體步驟為：①對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行工質(zhì)充注，觀察電子秤示數(shù)，達(dá)到充注量后，關(guān)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(fēng)機(jī)，通過(guò)變頻器調(diào)節(jié)風(fēng)速待穩(wěn)定；③在低頻率下啟動(dòng)溶液泵，同時(shí)采集兩換熱器內(nèi)外的溫度以及液體流量計(jì)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(shí)采集兩換熱器的溫度及流量計(jì)的流量；⑤改變蒸發(fā)器端經(jīng)過(guò)空氣加熱器加熱后的空間溫度，重復(fù)步驟③、④；⑥追加充注熱管工質(zhì)，重復(fù)步驟⑤；⑦改變兩換熱器的距離，重復(fù)以上各個(gè)步驟。

3 試驗(yàn)結(jié)果與討論

3.1 充液率對(duì)換熱性能的影響

對(duì)于不同的充液量，熱管系統(tǒng)對(duì)應(yīng)有不同的換熱量與換熱性能。試驗(yàn)設(shè)定兩換熱器相距4 m，蒸發(fā)器風(fēng)溫32.5 ℃，進(jìn)風(fēng)速2.5 m/s，冷凝器風(fēng)溫18.5 ℃，風(fēng)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(guān)系如圖2 所示。根據(jù)傳熱計(jì)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(duì)數(shù)平均溫差，℃。

由圖2 可知：隨工質(zhì)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(shuō)明充液量過(guò)多和過(guò)少都不利于動(dòng)力型熱管換熱效果達(dá)到最佳狀態(tài)?？梢?jiàn)，只有在最佳充液率下，動(dòng)力型熱管的傳熱系數(shù)才能達(dá)到最大值，方可實(shí)現(xiàn)高效的換熱性能。

3.2 溫度對(duì)系統(tǒng)換熱量的影響

為更好地滿足現(xiàn)實(shí)礦井工作面的實(shí)際溫度，測(cè)試了兩換熱器相距4 m、冷凝器溫度16.8 ℃、風(fēng)速3 m/s、溶液泵頻率20 Hz、蒸發(fā)器迎風(fēng)風(fēng)速1.5 m/s、迎風(fēng)溫度在30.5～51.5 ℃條件下的換熱量，結(jié)果如圖3（a）所示。此外，在蒸發(fā)器迎風(fēng)溫度40.5 ℃、風(fēng)速1.8 m/s、冷凝器進(jìn)風(fēng)流風(fēng)速3 m/s 狀態(tài)下，迎風(fēng)溫度為14.9～22.3 ℃、溶液泵輸入頻率為20 Hz時(shí)，試驗(yàn)結(jié)果如圖3（b）所示。

由圖3可知：傳熱量隨著蒸發(fā)器的迎風(fēng)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(zhì)蒸發(fā)加快，氣泡數(shù)量增多，增大了管內(nèi)工質(zhì)流動(dòng)的擾動(dòng)，傳熱強(qiáng)化；傳熱量隨著冷凝器進(jìn)風(fēng)面風(fēng)溫的提高而降低，隨著進(jìn)風(fēng)溫度的提高，蒸汽與進(jìn)風(fēng)溫度溫差減小，冷凝效果降低，導(dǎo)致出現(xiàn)不凝結(jié)氣體，進(jìn)而使得有效換熱面積減小，致使換熱量降低，并且不凝結(jié)氣體會(huì)影響溶液泵的性能，進(jìn)而影響整個(gè)動(dòng)力型熱管的換熱性能。

3.3 風(fēng)量對(duì)換熱性能的影響

為進(jìn)一步研究換熱器迎風(fēng)風(fēng)速與系統(tǒng)換熱量的關(guān)系，設(shè)定兩換熱器相距4 m，試驗(yàn)參數(shù)為蒸發(fā)器進(jìn)風(fēng)風(fēng)溫36.5 ℃和40.5 ℃，冷凝器進(jìn)風(fēng)風(fēng)溫18 ℃，風(fēng)速3 m/s，溶液泵頻率20 Hz，充液率51%，蒸發(fā)器進(jìn)風(fēng)風(fēng)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(fēng)溫度情況下，蒸發(fā)器迎面風(fēng)速的提高，換熱量增加顯著，其曲線近似二次曲線，同時(shí)迎風(fēng)面積一定，風(fēng)速與風(fēng)量成正比，說(shuō)明一定量的風(fēng)量增加有利于熱管系統(tǒng)換熱性能增強(qiáng)。風(fēng)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(zhì)快速蒸發(fā)，氣泡脫離頻率加快，加強(qiáng)了兩相流體的擾動(dòng)，導(dǎo)致傳熱強(qiáng)化。

3.4 換熱量與溶液泵頻率的關(guān)系

動(dòng)力型熱管裝有動(dòng)力裝置，克服了熱管系統(tǒng)阻力損失，實(shí)現(xiàn)了熱能量高效的遠(yuǎn)距離傳輸。溶液泵的頻率變化影響著液體工質(zhì)流速的大小，從而影響著整個(gè)熱管系統(tǒng)的換熱效果。為實(shí)現(xiàn)消耗最小功率實(shí)現(xiàn)最大熱管系統(tǒng)換熱能力，進(jìn)行了換熱量與溶液泵頻率關(guān)系試驗(yàn)。試驗(yàn)條件為兩換熱器相距4 m，蒸發(fā)器迎風(fēng)溫度45.8 ℃，風(fēng)速2.5 m/s，冷凝器迎風(fēng)溫度16.5 ℃，風(fēng)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(yàn)結(jié)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(dāng)溶液泵頻率較低時(shí)，其提供的動(dòng)力無(wú)法克服液體工質(zhì)流動(dòng)阻力，工質(zhì)量提供不足，導(dǎo)致整個(gè)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(dāng)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(dòng)力滿足整個(gè)系統(tǒng)的阻力，達(dá)到熱管系統(tǒng)的最佳換熱效果；當(dāng)頻率達(dá)到15～50 Hz 時(shí)，兩換熱器換熱量基本不變，頻率達(dá)到15 Hz 時(shí)，已滿足整個(gè)系統(tǒng)動(dòng)力，頻率增加，只提高工質(zhì)流動(dòng)速度，對(duì)于提升系統(tǒng)換熱效果不明顯甚至有所降低。進(jìn)一步分析該圖可知：當(dāng)溶液泵輸入頻率達(dá)到15 Hz 以上時(shí)，充液率為58%的蒸發(fā)器換熱量出現(xiàn)波動(dòng)，隨著充液率達(dá)到58%～72%，換熱量出現(xiàn)的波動(dòng)現(xiàn)象逐漸變小趨于穩(wěn)定。這說(shuō)明充液率較低時(shí)，輸入頻率過(guò)大，工質(zhì)流速較快，冷凝效果差，會(huì)出現(xiàn)一定的氣蝕現(xiàn)象，影響泵連續(xù)提供動(dòng)力，工質(zhì)流量出現(xiàn)異常，蒸發(fā)器換熱效果不穩(wěn)定，導(dǎo)致?lián)Q熱量出現(xiàn)上下波動(dòng)現(xiàn)象。

3.5 不同距離性能比較分析

通過(guò)測(cè)定兩換熱器相距不同距離時(shí)，隨著溫度變化換熱器進(jìn)風(fēng)風(fēng)溫和出風(fēng)風(fēng)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(yàn)條件為兩換熱器相距分別為4、6、8、10 m，蒸發(fā)器迎風(fēng)溫度為30～70 ℃，迎風(fēng)風(fēng)速1.1 m/s，冷凝器迎風(fēng)風(fēng)溫10.8 ℃，迎風(fēng)風(fēng)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(yàn)數(shù)據(jù)繪制出了在不同距離下風(fēng)溫與換熱量的關(guān)系圖，如圖6所示。

由圖6 可知：充液率為47%和54%時(shí)，兩換熱器不同距離下的換熱量變化趨勢(shì)基本相同，距離的改變對(duì)換熱器性能影響不大，只有個(gè)別試驗(yàn)條件下不同距離的換熱量有少量差別，可以認(rèn)為距離改變對(duì)于動(dòng)力型熱管系統(tǒng)換熱能力沒(méi)有影響。不同距離不同的蒸發(fā)器迎風(fēng)風(fēng)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(huì)有所變化，換熱量的曲線走向趨勢(shì)也會(huì)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(méi)有發(fā)生變化，可以確定動(dòng)力型熱管傳輸熱量沿程損失小。

4 結(jié) 論

針對(duì)現(xiàn)有熱害控制技術(shù)存在深層礦井工作面降溫效果不明顯的問(wèn)題，建立了采用動(dòng)力型熱管的熱害控制系統(tǒng)，通過(guò)分析動(dòng)力型分離式熱管降溫系統(tǒng)在典型工況下，風(fēng)速、風(fēng)溫、充液率、泵頻率、傳輸距離等工藝參數(shù)對(duì)系統(tǒng)換熱效率和性能的影響，得出以下結(jié)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(yàn)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(dòng)力型熱管的換熱效果達(dá)到最佳。

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

（3）隨著驅(qū)動(dòng)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(dāng)?shù)脑龃篁?qū)動(dòng)溫差，可使得熱管系統(tǒng)換熱能力提高。

（4）在試驗(yàn)溫度范圍內(nèi)，換熱性能隨著風(fēng)速增大而提高，蒸發(fā)器的換熱系數(shù)和換熱量隨著風(fēng)速的增加而增大。風(fēng)速適宜時(shí)，可促進(jìn)蒸發(fā)器吹出的熱風(fēng)（即模擬礦井采場(chǎng)環(huán)境的現(xiàn)場(chǎng)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(dá)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(dāng)輸入頻率達(dá)到5 Hz 左右時(shí)，換熱量陡然升高，發(fā)生突變。當(dāng)熱管系統(tǒng)進(jìn)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(duì)系統(tǒng)換熱量變化的影響相差不大，沿程熱量損失小，說(shuō)明兩換熱器距離在4～10 m 范圍內(nèi)改變對(duì)動(dòng)力型熱管系統(tǒng)的換熱性能無(wú)影響。

（7）動(dòng)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(fēng)巷布置兩換熱器，將工作面的熱量轉(zhuǎn)移到回風(fēng)巷中排出，從而達(dá)到礦井降溫效果。試驗(yàn)中動(dòng)力型熱管能夠遠(yuǎn)距離熱量傳輸，可以實(shí)現(xiàn)井下巷道長(zhǎng)距離熱量轉(zhuǎn)移。