王文才，趙曉坤，梁素鈺

(內(nèi)蒙古科技大學(xué) 礦業(yè)研究院，內(nèi)蒙古，包頭 014010)

0 引言

機(jī)站通風(fēng)作為礦井局部風(fēng)量調(diào)節(jié)方法和多級(jí)機(jī)站通風(fēng)系統(tǒng)基本單元，具有風(fēng)量調(diào)節(jié)靈活、易控制、低能耗等諸多優(yōu)點(diǎn)[1-3]，在較多礦山推廣應(yīng)用中均取得了顯著的社會(huì)效益和經(jīng)濟(jì)效益[4]。機(jī)站局部阻力占風(fēng)機(jī)全壓比例較大，尤其多風(fēng)機(jī)并聯(lián)時(shí)機(jī)站風(fēng)流結(jié)構(gòu)復(fù)雜，通風(fēng)設(shè)計(jì)參數(shù)依靠經(jīng)驗(yàn)取值，常導(dǎo)致機(jī)站設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)和實(shí)際運(yùn)行參數(shù)不符，造成通風(fēng)能耗損失。

機(jī)站通風(fēng)是提高礦井通風(fēng)系統(tǒng)各項(xiàng)指標(biāo)有效的技術(shù)手段[5]，相關(guān)學(xué)者針對(duì)機(jī)站局部阻力組成及其局阻特性以及測(cè)試方法等方面進(jìn)行了諸多研究。文獻(xiàn)[6]用N-S方程揭示了機(jī)站局阻的實(shí)質(zhì)，阻力損失主要存在于進(jìn)口加速縮小、出口突然擴(kuò)大、進(jìn)口分流和出口多股風(fēng)流匯流等，并提出采用叉管結(jié)構(gòu)減少多股氣流的相互沖擊；程厲生[7]用功率消耗的概念推導(dǎo)了機(jī)站通風(fēng)的總能耗，提出了機(jī)站局部阻力及其系數(shù)測(cè)定的理論依據(jù)，給出了裝有擴(kuò)散器、集流器的多風(fēng)機(jī)并聯(lián)機(jī)站局阻及其系數(shù)的常用計(jì)算表達(dá)式，同時(shí)建立對(duì)方形斷面的機(jī)站通風(fēng)模型，并對(duì)不同風(fēng)機(jī)并聯(lián)臺(tái)數(shù)的通風(fēng)機(jī)站相關(guān)參數(shù)進(jìn)行了測(cè)試，得出機(jī)站局阻系數(shù)計(jì)算的綜合校正系數(shù)Kc值與風(fēng)機(jī)并聯(lián)臺(tái)數(shù)呈正相關(guān)；李雨林等[8]在上述測(cè)試的基礎(chǔ)上對(duì)并聯(lián)4臺(tái)風(fēng)機(jī)、不同外阻情況下對(duì)機(jī)站局阻系數(shù)進(jìn)行測(cè)定，得出綜合校正系數(shù)Kc隨風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)的增加而增加，說(shuō)明風(fēng)機(jī)并聯(lián)數(shù)越多，進(jìn)口分流與出口匯流造成的機(jī)站局阻損失越大。目前針對(duì)流體分流與匯流方面的研究主要集中于定性分析局部阻力產(chǎn)生機(jī)理及流場(chǎng)特性[9-11]，文獻(xiàn)[12]采用數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)合的方法，對(duì)巷道交叉對(duì)通風(fēng)局部阻力的影響進(jìn)行分析研究，得出設(shè)計(jì)巷道時(shí)應(yīng)盡量減少分流與鈍角匯流；文獻(xiàn)[13-14]通過(guò)大渦數(shù)值模擬對(duì)流體交匯處流場(chǎng)進(jìn)行了研究，得出了各因素對(duì)局部阻力、流體特性及其空間分布的影響機(jī)理，定量分析了斷面不均勻系數(shù)的分布規(guī)律，為研究交匯處流體特性變化的本質(zhì)提供參考。相關(guān)文獻(xiàn)中的研究成果對(duì)雙風(fēng)機(jī)并聯(lián)機(jī)站的局部阻力損失的影響因素考慮的不夠全面，忽略了測(cè)點(diǎn)間的沿程阻力損失，以及對(duì)機(jī)站入口分流、出口匯流導(dǎo)致斷面速度分布不均勻引起的附加能量損失研究較少，且缺乏完善并試驗(yàn)驗(yàn)證的機(jī)站通風(fēng)局部阻力的普遍表達(dá)式。本文通過(guò)理論分析、相似實(shí)驗(yàn)，佐以數(shù)值模擬的方法，在分析雙風(fēng)機(jī)機(jī)站風(fēng)流特性以及阻力損失機(jī)理的基礎(chǔ)上，總結(jié)適用于機(jī)站局部阻力系數(shù)計(jì)算的普遍表達(dá)式，以期為井下通風(fēng)機(jī)站設(shè)計(jì)參數(shù)選取提供參考。

1 雙風(fēng)機(jī)并聯(lián)機(jī)站通風(fēng)理論模型

雙風(fēng)機(jī)并聯(lián)機(jī)站風(fēng)流流動(dòng)模型如圖1所示，1-1，2-2斷面假定為機(jī)站入口和出口側(cè)風(fēng)流速度、風(fēng)壓均勻斷面，2-2，3-3斷面間只存在沿程損失。

圖1 雙風(fēng)機(jī)并聯(lián)機(jī)站風(fēng)流示意Fig.1 Schematic diagram of air flow in double-fan parallel station

多風(fēng)機(jī)機(jī)站結(jié)構(gòu)中，相同特性風(fēng)機(jī)在斷面1-1，2-2斷面間產(chǎn)生的全壓差一致，且各風(fēng)機(jī)風(fēng)量相同、全壓相同，此時(shí)全流量能量方程為：

(1)

定義機(jī)站有效風(fēng)壓Hs為：

(2)

能量方程改寫(xiě)為：

Hf=hj+Hs

(3)

(4)

式中：Hs為機(jī)站風(fēng)壓(或機(jī)站外阻)，Pa；P1，P2分別為1-1，2-2斷面的平均靜壓，Pa；v1，v2分別為1-1，2-2斷面的平均風(fēng)速，m/s；hj為機(jī)站局部阻力，Pa；ξj為機(jī)站局阻系數(shù)；hf為測(cè)試斷面間的摩擦阻力，Pa；Hf為風(fēng)機(jī)全壓，Pa；δ為機(jī)站局阻與風(fēng)機(jī)全壓的百分比，表示局阻大小。上述公式給出了機(jī)站局阻及其系數(shù)測(cè)定的理論依據(jù)，以及局阻大小判定標(biāo)準(zhǔn)。

井下巷道風(fēng)流多為紊流狀態(tài)，忽略進(jìn)口分流、出口匯流風(fēng)流間相互摻混引起的附加摩擦阻力損失，1-1，2-2斷面間的沿程損失為：

(5)

式中：hf2-3為斷面2-2，3-3間沿程損失，Pa。

分析上述公式得出，風(fēng)機(jī)全壓一部分克服機(jī)站負(fù)擔(dān)區(qū)域的通風(fēng)阻力，另一部分消耗于機(jī)站局部阻力。礦井通風(fēng)的目的是以最小的能耗獲得最佳的通風(fēng)效果，當(dāng)巷道斷面與需風(fēng)量一定時(shí)，盡量減小機(jī)站局部系數(shù)是機(jī)站通風(fēng)節(jié)能降耗的主要目的，ξj的一般表達(dá)式為：

(6)

式中：Ke為機(jī)站進(jìn)口條件系數(shù)，與機(jī)站風(fēng)機(jī)入風(fēng)口結(jié)構(gòu)相關(guān)，一般為實(shí)驗(yàn)測(cè)定；S1為機(jī)站入風(fēng)側(cè)巷道斷面，m2；S2為機(jī)站出口巷道斷面積，m2；Sf為機(jī)站風(fēng)機(jī)入口斷面積，m2；λk為擴(kuò)散器內(nèi)部沿程摩阻系數(shù)；θ為擴(kuò)散器的擴(kuò)張角，(°)；SK為擴(kuò)散器出口斷面積，m2。

多風(fēng)機(jī)并聯(lián)時(shí)引入綜合校正系數(shù)Kc，則校正后的機(jī)站局阻系數(shù)ξ為：

ξ=Kc·ξj

(7)

綜合校正系數(shù)Kc沒(méi)有明確的理論公式計(jì)算，只能由實(shí)驗(yàn)求得，本研究的目的在于確定Kc變化規(guī)律及取值標(biāo)準(zhǔn)。

2 相似實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬驗(yàn)證

2.1 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ图皽y(cè)量系統(tǒng)

根據(jù)礦井實(shí)際生產(chǎn)設(shè)計(jì)模型率為1∶4的相似實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，制作表面粗糙的木制巷道長(zhǎng)30 m，斷面為1.2 m×0.8 m的相似模型(壁面粗糙高度ks約為0.01 m，此模型的壁面摩擦與實(shí)際巷道較為接近)。實(shí)際巷道風(fēng)速較大，雷諾數(shù)Re>5×105，所以主要考慮在幾何相似和邊界條件相似的前提下[15]，選用2臺(tái)低噪聲軸流風(fēng)機(jī)SFG-2.5-2#，使得模型內(nèi)的空氣流動(dòng)發(fā)展成完全紊流即可。風(fēng)機(jī)入口安裝曲率半徑為0.08 m的集流器，出口安裝長(zhǎng)度為0.5 m、擴(kuò)張角16°的擴(kuò)散器，選用JTY-4通風(fēng)多參數(shù)測(cè)定儀測(cè)量數(shù)據(jù)，風(fēng)機(jī)以巷道中軸線對(duì)稱布置，巷道出口處加裝擋板用以改變巷道風(fēng)阻實(shí)現(xiàn)多工況實(shí)驗(yàn)。引入?yún)?shù)σ表示風(fēng)機(jī)工況參數(shù)的無(wú)因次量，代表測(cè)試點(diǎn)時(shí)風(fēng)機(jī)的工況位置，公式為：

(8)

式中：Ht，Hm分別為風(fēng)機(jī)在實(shí)際工況點(diǎn)和高效點(diǎn)工作時(shí)的全壓，Pa；Qt，Qm分別為風(fēng)機(jī)在高效點(diǎn)和實(shí)際工況點(diǎn)工作時(shí)的風(fēng)量，m3/s。當(dāng)σ=1時(shí)，說(shuō)明風(fēng)機(jī)在特性曲線的高效點(diǎn)工作；當(dāng)σ>1時(shí)，說(shuō)明風(fēng)機(jī)實(shí)際工況點(diǎn)在高效點(diǎn)左側(cè)；當(dāng)σ<1時(shí)，說(shuō)明風(fēng)機(jī)實(shí)際工況點(diǎn)在高效點(diǎn)右側(cè)，同時(shí)反映巷道外阻的大小。

實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D2所示。取風(fēng)機(jī)入口所在斷面中心點(diǎn)為原點(diǎn)，x軸正方向?yàn)轱L(fēng)流出口方向；y軸垂直指向巷寬一側(cè)；z軸垂直指向巷高一側(cè)。x正方向布置12個(gè)測(cè)面，其中10個(gè)斷面距擴(kuò)散器出口1d～5d(d為模型巷道斷面當(dāng)量直徑，m)，間隔0.5d，剩余2個(gè)斷面為8d，10d；x負(fù)方向布置6個(gè)測(cè)面，距集流器入口-0.5d～-3d，間隔0.5d。由于實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑閷?duì)稱結(jié)構(gòu)，在測(cè)面布置測(cè)線及測(cè)點(diǎn)時(shí)，選取y>0，z>0區(qū)間進(jìn)行布置，間隔0.1 m，具體如圖3所示。

圖2 雙風(fēng)機(jī)并聯(lián)通風(fēng)機(jī)站結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of double-fan parallel ventialtion station

圖3 斷面測(cè)點(diǎn)布置Fig.3 Layout of sectional measuring points

2.2 數(shù)值模擬

按照模型試驗(yàn)原型進(jìn)行數(shù)值模擬。機(jī)站通風(fēng)流場(chǎng)復(fù)雜，為降低數(shù)值模擬難度，假設(shè)巷道內(nèi)流體為恒溫、絕熱、不可壓縮的定常紊流狀態(tài)；由于模型內(nèi)存在風(fēng)機(jī)，采用非結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格對(duì)風(fēng)機(jī)周?chē)?jì)算區(qū)域進(jìn)行局部加密；計(jì)算采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε紊流模型與流體力學(xué)方程進(jìn)行數(shù)值模擬[15]，速度壓力耦合采用Simplec格式，離散項(xiàng)采用一階迎風(fēng)格式；邊界條件設(shè)定見(jiàn)表1。

表1 邊界條件設(shè)定Table 1 Setting of boundary conditions

2.3 模型驗(yàn)證結(jié)果

選取坐標(biāo)z=0處的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果，選取擋板3個(gè)不同位置作為驗(yàn)證工況。限于篇幅，僅給出機(jī)站入風(fēng)側(cè)、回風(fēng)側(cè)各2個(gè)斷面(-2d，-0.5d，1d，3d)的速度對(duì)比結(jié)果，如圖4所示。結(jié)果表明數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)測(cè)量數(shù)值基本吻合且變化趨勢(shì)一致，部分測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)數(shù)值不完全相同，可能是由于實(shí)驗(yàn)環(huán)境差異、測(cè)量誤差和網(wǎng)格精度的因素導(dǎo)致，總體誤差在可接受范圍內(nèi)。模擬數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果較為吻合，驗(yàn)證了數(shù)值模擬中網(wǎng)格劃分方法、邊界條件設(shè)定、求解模型選取以及各求解參數(shù)設(shè)定合理，數(shù)值模擬結(jié)果具有較高精度，可用于通風(fēng)機(jī)站局阻研究。

圖4 數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)值結(jié)果對(duì)比Fig.4 Comparison of numerical simulation results and experimental results

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 入口分流、出口匯流的不均勻性

巷道風(fēng)流在機(jī)站入口、出口的分流、匯流過(guò)程中產(chǎn)生較大的能量損失，風(fēng)流速度分布在調(diào)整過(guò)程中，由于主流區(qū)的速度梯度較大以及兩股風(fēng)流之間相互摻混引起內(nèi)摩擦力增加，導(dǎo)致風(fēng)流能量除進(jìn)口縮小、出口擴(kuò)大之外的附加能量損失。引入測(cè)量斷面測(cè)點(diǎn)流速方差s2來(lái)描述機(jī)站入口、出口流速分布不均勻性[16]，其表達(dá)式為：

(9)

圖5為不同工況條件下機(jī)站入口、出口斷面s2沿流速方向的分布曲線。由圖5(a)得出在距離集流器一定距離內(nèi)(0～1d)，沿程變化較為迅速，之前一段距離內(nèi)(1d～2d)沿程變化較為緩慢，距離集流器入口大于2d前，s2基本保持不變且量值較小，距離集流器越近，s2越大，測(cè)試斷面可選擇在距集流器入口大于2d的范圍內(nèi)；變工況條件下機(jī)站入口斷面s2沿程變化趨勢(shì)整體相似，工況越大，不均勻程度越小，說(shuō)明風(fēng)機(jī)風(fēng)速越小，風(fēng)機(jī)間風(fēng)流相互影響作用減弱，機(jī)站入口分流形成的附加阻力損失較小。由圖5(b)得出，風(fēng)流從擴(kuò)散器出口流出，風(fēng)機(jī)間相互影響劇烈，s2較大，在距離擴(kuò)散器出口一定距離內(nèi)(0～2.5d)，沿程變化較為迅速，之后一段距離內(nèi)(2.5d～5d)沿程變化較為緩慢，隨后s2基本保持不變；變工況條件下機(jī)站出口斷面s2沿程變化趨勢(shì)整體相似，距離擴(kuò)散器出口較近范圍內(nèi)，工況越大，s2越小，說(shuō)明風(fēng)機(jī)風(fēng)速越小，風(fēng)機(jī)間風(fēng)流相互影響作用越不明顯，機(jī)站出口匯流形成的附加阻力損失較小，測(cè)試斷面可選擇在距擴(kuò)散器出口大于5d的范圍內(nèi)。

圖5 不同工況下機(jī)站入口、出口的不均勻系數(shù)Fig.5 Unevenness coefficients of inlet and outlet of fan station under different working conditions

綜合比較機(jī)站入口、出口斷面不均勻性發(fā)現(xiàn)，在所測(cè)試區(qū)間內(nèi)，入口不均勻性峰值大小較出口而言基本可以忽略，主要由于機(jī)站出口風(fēng)流動(dòng)量和能量的劇烈交換所致，上述結(jié)果印證了文獻(xiàn)[8]中對(duì)裝有集流器的機(jī)站，出口段是機(jī)站降阻主要對(duì)象的論述。

3.2 綜合影響系數(shù)Kc的確定

通風(fēng)機(jī)站局部阻力的判定標(biāo)準(zhǔn)為風(fēng)機(jī)定工況下的風(fēng)壓損失率，在設(shè)計(jì)低阻力機(jī)站結(jié)構(gòu)以及風(fēng)機(jī)選型時(shí)，合理確定綜合影響系數(shù)Kc成為關(guān)鍵。為研究巷道斷面積相等、不同寬高比條件下的Kc的變化規(guī)律，分別對(duì)斷面為1 m×0.96 m，1.3 m×0.74 m，1.5 m×0.64 m，1.6 m×0.6 m，寬高比A分別為1.04∶1，1.76∶1，2.34∶1，2.67∶1的不同模型做變工況數(shù)值模擬計(jì)算，此時(shí)測(cè)量斷面選擇為L(zhǎng)1=3d，L2=10d，L3=5d。機(jī)站風(fēng)機(jī)間距對(duì)局阻系數(shù)的測(cè)試結(jié)果影響較小[7]，實(shí)驗(yàn)僅以斷面形狀參數(shù)A整理分析計(jì)算結(jié)果，如圖6所示。

圖6 不同模型變工況Kc-σ關(guān)系Fig.6 Relationship of Kc-σ under variable working conditions in different models

由圖6可知：各模型的Kc隨工況的增加而增加，機(jī)站的局阻系數(shù)隨之增大，說(shuō)明ξ并非常數(shù)，此時(shí)機(jī)站風(fēng)壓損失率隨工況增大而減小，與近機(jī)站入口、出口斷面速度分布不均勻性呈現(xiàn)正相關(guān)；各模型的Kc與σ均呈現(xiàn)較好的線性關(guān)系，建立回歸方程Kc=a+bσ，相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表2，數(shù)據(jù)擬合相關(guān)性較好。

表2 回歸方程相關(guān)參數(shù)Table 2 Related parameters of regression equation

計(jì)算整理各模型高效工況點(diǎn)(σ=1)時(shí)Kc得圖7。由圖可知：隨著寬高比A值的增大Kc逐漸減小，呈現(xiàn)較好的線性關(guān)系，針對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)數(shù)函數(shù)擬合，得Kc=1.231-0.069A，相關(guān)性系數(shù)為0.995。說(shuō)明風(fēng)機(jī)工況相同、定斷面積條件下，寬高比值越大，機(jī)站入口分流、出口匯流造成的附加損失越小，機(jī)站有效風(fēng)壓越大，有利于克服巷道較大的通風(fēng)阻力，實(shí)現(xiàn)了機(jī)站通風(fēng)的低阻、高效，節(jié)省電能的消耗。

圖7 不同模型高效工況Kc-A關(guān)系Fig.7 Relationship of Kc-A under high-efficiency working condition in different models

4 結(jié)論

1)機(jī)站通風(fēng)測(cè)試斷面應(yīng)選擇在集流器前2d、擴(kuò)散器后5d的范圍內(nèi)，以保證測(cè)試數(shù)據(jù)準(zhǔn)確、可靠。

2)機(jī)站局阻計(jì)算時(shí)應(yīng)排除沿程阻力的影響，避免由于沿程損失較大而導(dǎo)致機(jī)站局阻計(jì)算值偏離實(shí)際，從理論上完善了機(jī)站局阻及其系數(shù)計(jì)算公式。

3)數(shù)值模擬得到了與相似實(shí)驗(yàn)吻合度較高的計(jì)算結(jié)果，可作為研究機(jī)站局部阻力變化規(guī)律以及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的有效方法，模擬結(jié)果符合設(shè)計(jì)要求。

4)風(fēng)機(jī)間相互影響系數(shù)Kc隨風(fēng)機(jī)工況σ增大而增大、隨斷面寬高比A增大而減小，并具有較好的線性關(guān)系，同時(shí)總結(jié)了Kc-σ，Kc-A的關(guān)系方程，為機(jī)站通風(fēng)設(shè)計(jì)計(jì)算及風(fēng)機(jī)選型標(biāo)準(zhǔn)和規(guī)范等提供方法參考。