基于動網格井巷活塞風影響因素的數值模擬研究

鄔長福，鄧權龍，李樂農

(1.江西理工大學江西省礦業工程重點實驗室，江西 贛州 341000；2.江西通安安全評價有限公司，江西 贛州 341000)

基于動網格井巷活塞風影響因素的數值模擬研究

鄔長福1，鄧權龍1，李樂農2

(1.江西理工大學江西省礦業工程重點實驗室，江西 贛州 341000；2.江西通安安全評價有限公司，江西 贛州 341000)

為了研究不同因素對井巷活塞風的影響，運用控制變量法，選取了礦車速度Vc、巷道風速V0、阻塞比а三種影響因素，采用基于動網格技術的標準k-ε雙方程湍流模型對巷內氣流組織進行數值模擬，得到了不同因素對巷內氣流組織影響的變化規律。研究結果表明：隨著車速的提高，巷內活塞風效應和影響效力和范圍增大；當風流與礦車同向時，隨著風速增大活塞風效應越不明顯，對礦井通風影響越?。划旓L流與礦車反向時，隨著風速增加車頭與車尾壓差、風流紊亂程度、通風阻力均變大，對通風效果影響較大；活塞風效應隨著阻塞比的提高越來越明顯，對巷內通風干擾變大。

安全工程；礦井通風；活塞風；數值模擬；動網格

運輸設備在運輸過程中，巷道內風流受限于巷道壁面產生活塞風效應，致使風流流場發生變化，影響預期通風效果。隨著工業的迅速發展，礦產需求大量化，礦山最直接有效的辦法便是提高運輸設備的速度，卻使井巷活塞風效應更明顯。傳統礦井通風方面的研究并未對活塞風效應做深入探究，因此研究活塞風效應的影響因素具有重要意義，為減弱井巷活塞風效應提供理論指導。

關于活塞風的研究最早源于車輛通過隧道引起的空氣動力學問題，在公路、鐵路隧道、地鐵空調等工程中研究得較多，而在礦井通風領域研究較少。國內，學者王海橋、田鋒等對礦井井筒提升設備繞流進行了理論分析和數值模擬[1]；吳超、王從陸等應用Fluent軟件對礦井巷道運輸工具的活塞風進行了模擬分析[2]。本文選用尺寸近似于實際井巷礦車運輸的二維模型，用Gambit前處理器建立模型并劃分網格，然后導入Fluent 6.3.26軟件中設定計算參數，主要對巷內風流組織速度場和壓力場進行模擬[3-5]。本文選擇了礦車速度Vc、巷道風速V0和阻塞比а這三種影響因素，運用控制變量法確定三組方案，分別模擬單一因素對井巷活塞風的影響。

1 井巷活塞風效應的計算模型

1.1 數學模型

由于礦車在井巷中運行使流場發生復雜變化，為合理簡化計算模型，現做如下假設：①巷內風流流動為不可壓流動；②假定巷內壁面絕熱、風流等溫流動；③流體的紊流粘性具有同向性，紊流粘性系數可作為標量處理，且滿足Boussinesq假設。紊流模型采用標準k-ε雙方程模型[6-10]。連續方程見式(1)，動量方程見式(2)，k方程見式(3)，ε方程見式(4)。

(1)

(2)

(3)

(4)

1.2 幾何模型

根據礦山井巷和礦車的實際尺寸，結合本論文的主要研究對象為井巷設備運輸活塞風效應的影響因素，研究對象簡化為一段長度為50m的運輸巷道，其斷面為矩形，寬3.0m，高2.4m；礦車尺寸為長6.0m，高1.6m，寬度根據各方案而定，其中方案一、方案二均取1.6m，方案三則分別取1.2m、1.6m、2.0m。如圖1所示，將礦車和運輸巷道分別簡化為矩形，建立二維幾何模型。

圖1 井巷礦車運輸幾何模型

2 條件設置和動網格技術

2.1 網格劃分

利用前置模型處理軟件Gambit，根據各方案需要，建立相應尺寸的二維幾何模型，經過布爾Subtract運算后，對模型進行網格劃分。對巷道兩長邊進行0.2 m等間距劃分，其余邊進行0.1 m等間距劃分，最后對總體面網格進行非結構化三角形劃分。

2.2 邊界條件

如上圖1所示，設巷道左側邊界為巷道入口，根據不同方案選擇壓力進口(pressure-inlet)或速度進口(velocity-inlet)；巷道右側邊界為巷道出口，設為壓力出口(pressure-outlet)。礦車的四邊設為固壁邊界(wall)，其余邊界默認。

2.3 動網格設定

礦車在井巷中運行屬于移動與變形區域流動問題，本文模擬選用動網格模型(Dynamic Mesh)，先指定區域中的剛性體和流體區域，再將Profile文件導入Fluent 6.3.26軟件對礦車運動方向和速度進行控制，通過選定彈性光順法(spring-base smoothing)和局部網格重劃法(local remeshing),前者設定彈簧因子(spring constant factor)為0.3，后者設定最小合并尺寸(Minimum Length Scale)為0.1 m，最大分裂尺寸(Maximum Length Scale)為0.3 m，其他參數保持默認[6]。

2.4 求解方法

采用基于壓力隱式分離的解算器，選擇二維非恒定流動(一階隱式)，速度為絕對速度，湍流模型選用標準k-ε雙方程模型，流場求解計算方法選擇Simple算法。

3 模擬方案及結果分析

擬分析礦車速度Vc、巷內風速V0、阻塞比а對活塞風效應的影響，采用控制變量法，模擬這三種因素分別對井巷活塞風速度和壓力分布的影響。此外，為了便于分析，取巷道中心線AB作為監測對象，如圖1所示，其中A坐標(0，0)、B坐標(50,0)，取巷道長度為橫坐標，取不同因素下的速度、壓力分別為縱坐標，便得到不同影響因素巷道中心線AB速度和壓力分布曲線。

3.1 方案一：礦車速度Vc對井巷活塞風的影響

本方案是保持礦車巷內風速V0、阻塞比a不變，通過改變礦車速度Vc,模擬巷內風流速度場和壓力場。設定巷道風流速度V0為0m/s，阻塞比a等于礦車斷面面積(1.6m×1.6m)與巷道斷面面積(3.0m×2.4m)之比為0.36，礦車從橫坐標x=0處開始運行，選取車速Vc分別為3m/s、6m/s、9m/s 三種情況，模擬巷道活塞風速度場(如圖2)和壓力場云圖(圖4)。在巷道中心線AB監測不同車速情況運行相同路程時的速度和壓力的大小，便得到不同車速時巷道中心線AB速度分布曲線(圖3)和壓力分布曲線(圖5)。

圖2 不同車速時活塞風速度場云圖

圖3 不同車速時巷道中心線AB速度分布曲線

圖4 不同車速時活塞風壓力場云圖

圖5 不同車速時巷道中心線AB壓力分布曲線

如圖2所示，為礦車車速在3m/s、6m/s、9m/s三種情況下巷內風流速度流場的云圖，通過三者比較而知，車速為3m/s時，巷內活塞風效應不明顯，影響范圍較?。划斳囁龠_到6m/s時，巷內風流場有較大的變化，活塞風效應較明顯，影響的流域范圍增大；當車速升至9m/s時，活塞風效應非常明顯，巷內流場區域的流速明顯增大。

如圖3所示，為不同車速時巷道中心線AB上速度分布曲線，當車速為3m/s時，車頭處風流最大速度約3m/s，車尾部最大流速約為3.75m/s，兩者之差為0.75m/s，巷內產生活塞風風速約為1.25m/s。當車速為6m/s時，車頭處風流最大速度約6m/s，車尾部最大流速約為7.25m/s，兩者之差為1.25m/s，巷內產生活塞風風速約為2.50m/s。當車速為9m/s時，車頭處風流最大速度約9m/s，車尾部最大流速約為10.25m/s，兩者之差為1.25m/s，巷內產生活塞風風速約為3.60m/s。

如圖4所示，通過三者比較可知，車速為3m/s時，巷內壓力變化不明顯，車頭與車尾壓差較??；當車速達到6m/s時，巷內壓力有較大的變化，車頭前部區域的壓力(正值)有所升高，車頭后部的壓力(負值)明顯降低，車頭與車尾壓差增大；當車速為9m/s時，巷內流場區域的壓力變化較為顯著，且車頭與車尾壓差明顯變大。

如圖5所示，當車速為3m/s時，車頭部壓力約7.5Pa，車尾部壓力約為-7.5Pa，兩者之差為15.0Pa。當車速為6m/s時，車頭部壓力約19.8Pa，車尾部壓力約為-29.5Pa，兩者之差為49.3Pa。當車速為9m/s時，車頭部壓力約42.0Pa，車尾部壓力約為-62.5Pa，兩者之差為104.5Pa。

經過對不同車速下活塞風效應影響模擬結果進行比較分析，可得出：隨著車速的提高，巷內活塞風效應越來越明顯，影響效力和范圍增大，巷內流場流速和壓力變化變大，產生的活塞風風速逐漸升高，車頭部與車尾部壓差變大。

3.2 方案二：巷內風速V0對井巷活塞風的影響

本模擬方案是保持礦車車速Vc、阻塞比a不變，通過改變巷內風速V0，得到巷內風流速度場和壓力場。設定礦車速度Vc為5m/s，運行4s即運行路程為20m，阻塞比a等于礦車斷面面積(1.6m×1.6m)與巷道斷面面積(3.0m×2.4m)之比為0.36，礦車從橫坐標x=0處開始向x正方向運行，選取風速V0分別為+4m/s、+2m/s、0m/s、-2m/s、-4m/s五種情況，模擬巷道活塞風速度云圖(圖6)和壓力云圖(圖7)。在巷道中心線AB監測4s時刻不同風速的速度和壓力的大小，便得到不同風速時巷道中心線AB速度分布曲線(圖8)和壓力分布曲線(圖9)。

圖6 不同風速時活塞風速度場云圖

圖7 不同風速時活塞風壓力場云圖

圖8 不同風速時巷道中心線AB速度分布曲線

圖9 不同風速時巷道中心線AB壓力分布曲線

如圖6、圖7所示，共設置了風速為+4m/s、+2m/s、0m/s、-2m/s、-4m/s 五組模擬試驗，包括風流方向與車速方向相同、方向相反和風速大小為0三種情況，其中風速大小為0的情況作為參照。通過比較風速為+4m/s、+2m/s、0m/s三種情況(風速方向與車速方向相同時)的模擬結果，可以看出：當風速為+4m/s時，車尾處速度峰值約為5.25m/s，巷內活塞風效應現象不明顯；當風速為+2m/s時，車尾處速度峰值約為6.15m/s，巷內活塞風效應現象較為明顯；當風速為0m/s時，車尾處速度峰值約為7.25m/s,巷內活塞風效應現象非常明顯。當風速與車速方向相反時，即風速為-2m/s、-4m/s時，巷道內原來的風速方向與活塞風風速方向相反，在車頭前部的風流速度場比較穩定；但是在車身與巷道之間的環隙空間的流速經過疊加，速度大小急劇變大；車尾后部流場速度場出現紊亂，靠近巷道壁面的速度較大，巷道中心線附近的風速較小。

如圖7、圖9所示，當風速與車速方向相同時，巷道內的壓力場變化不大，當風速為+4m/s時，車頭與車尾的壓差約為6Pa；當風速為+2m/s時，車頭與車尾的壓差約為22Pa。當風速為0時，車頭部的壓力約為15Pa，車尾部的壓力約為-95Pa，兩者壓差為110Pa。當風速與車速方向相反時，巷內流域的壓力變化較大，當風速為-2m/s時，車頭部的壓力約為150Pa，車尾部的壓力約為-75Pa，兩者壓差為225Pa；當風速為-4m/s時，車頭部的壓力約為246Pa，車尾部的壓力約為-125Pa，兩者壓差為371Pa。

綜合分析方案二的模擬結果可得出：當風流與車速方向相同時，隨著風速增大，活塞風風速越小，活塞風效應越不明顯，對礦井通風影響越小。當風速與車速方向相反時，隨著風速增加，車頭與車尾壓差增大，通風紊亂程度大，對通風效果影響較大。

3.3 方案三：阻塞比a對井巷活塞風的影響

本方案是保持礦車車速Vc、巷內風速V0不變，通過改變阻塞比a模擬得到巷內風流速度場和壓力場。設定礦車速度Vc為5m/s，運行4 s即運行路程為20 m，巷內風速V0為0m/s，阻塞比a即為礦車斷面面積/巷道斷面面積，通過使用不同型號的礦車，其斷面不同，分別選取B×H為1.2m×1.6m、1.6m×1.6m、2m×1.6m，保持巷道斷面B×H=3m×2.4m不變，從而得到阻塞比a分別為0.27、0.36、0.44，模擬巷道活塞風速度場云圖(圖10)和壓力場云圖(圖11)。在巷道中心線AB監測運行4s時刻不同阻塞比a情況下的速度和壓力的大小，便得到不同阻塞比時巷道中心線AB速度分布曲線(圖12)和壓力分布曲線(圖13)。

如圖10、圖12所示，當阻塞比a為0.27時，巷內活塞風速度流場云圖較為明顯，巷道中心線AB上監測的活塞風風速達到了1.45m/s；當阻塞比a為0.36時，巷內活塞風速度流場云圖非常明顯，巷道中心線AB上監測的活塞風風速達到了2.20m/s；當阻塞比a為0.44時，巷內活塞風速度流場云圖最為明顯，巷道中心線AB上監測的活塞風風速達到了3.15m/s。

圖10 不同阻塞比時活塞風速度云圖

圖11 不同阻塞比時活塞風壓力云圖

圖12 不同阻塞比時巷道中心線AB速度分布曲線

圖13 不同阻塞比時巷道中心線`壓力分布曲線

如圖11所示，三組不同阻塞比a情況下，巷內流場壓力云圖均比較明顯，但是相比較而言，a=0.44時最為明顯，a=0.36時次之，a=0.27時最不明顯。如圖13所示，為巷道中心線AB上監測的活塞風壓力大小，三種阻塞比情況下車頭前部的壓力(為正值)大小分布曲線基本重合，區別不明顯；車尾后部的壓力(為負值)大小分布情況：a=0.44時壓力值最大，a=0.36時次之，a=0.27時壓力值最小。

通過對本方案的模擬結果進行分析而知：隨著阻塞比的增大，活塞風效應現象越明顯，活塞風風速隨之增大，巷內壓差增大。

4 結論

1)礦車速度的提高導致活塞風效應越來越明顯：活塞風風速升高，車頭與車尾壓差變大，流場內流速和壓力變化幅度變大，影響效力和范圍增大。所以，適當地控制減小礦車速度，能夠減弱活塞風對井巷通風的干擾。

2)當風流與礦車同向時，隨著風速增大，活塞風風速越小，活塞風效應越不明顯，對礦井通風影響越小。當風流與礦車反向時，隨著風速增加，車頭與車尾壓差增大，通風紊亂程度大，通風阻力變大，對通風效果影響較大。

3)隨著阻塞比的增大，活塞風效應現象越明顯，活塞風風速隨之增大，巷內壓差增大，不利于井巷通風，應適當減小阻塞比。

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Numerical simulation of laneway piston pind under different influence factors based on dynamic mesh

WU Chang-fu1，DENG Quan-long1，Li Le-nong2

(1.Jiangxi Key Laboratory of Mining Engineering，Jiangxi University of Science & Technology，Ganzhou 341000，China；2.Jiangxi Tongan Secutity Assessment Co..Ltd.，Ganzhou 341000，China)

This paper is aimed to study the influence of different factors on the laneway piston wind，under the influence factors of tramcar speed，laneway wind speed and blockage ratio，there are four simulation schemes with the application of control variable method，and the numerical simulation of airflow distribution of laneway byk-εturbulence model based on dynamic mesh is proposed.The numerical simulation results show thatk-εturbulence model and dynamic mesh method could properly simulate the airflow distribution and tramcar operation；the piston wind influence range become larger with the increase of tramcar speed；when airflow and tramcar move in the same direction，the piston wind effect is less evident and the influence on laneway ventilation is smaller with the increase of wind speed；when airflow and tramcar move in the opposite direction，the differential pressure between the tramcar front and rear is greater，airflow turbulence is more obvious，ventilation resistance and the influence on laneway ventilation grow larger with the increase of wind speed；the larger blockage ratio，the more obvious the piston wind effect，and the disturbance to laneway ventilation grows larger.

safety engineering；mine ventilation；piston wind；numerical simulation；dynamic mesh

2014-12-20

鄔長福(1963-)，男，江西貴溪人，碩士，現任教授，碩士生導師，主要從事礦井通風優化設計研究、工業災害事故預防方面的教學與研究工作。E-mail：beyond100001@163.com。

TD 727

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1004-4051(2015)08-0110-05