雙風機并聯機站局阻特性研究*

王文才，趙曉坤，梁素鈺

(內蒙古科技大學 礦業研究院，內蒙古，包頭 014010)

0 引言

機站通風作為礦井局部風量調節方法和多級機站通風系統基本單元，具有風量調節靈活、易控制、低能耗等諸多優點[1-3]，在較多礦山推廣應用中均取得了顯著的社會效益和經濟效益[4]。機站局部阻力占風機全壓比例較大，尤其多風機并聯時機站風流結構復雜，通風設計參數依靠經驗取值，常導致機站設計數據和實際運行參數不符，造成通風能耗損失。

機站通風是提高礦井通風系統各項指標有效的技術手段[5]，相關學者針對機站局部阻力組成及其局阻特性以及測試方法等方面進行了諸多研究。文獻[6]用N-S方程揭示了機站局阻的實質，阻力損失主要存在于進口加速縮小、出口突然擴大、進口分流和出口多股風流匯流等，并提出采用叉管結構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了機站通風的總能耗，提出了機站局部阻力及其系數測定的理論依據，給出了裝有擴散器、集流器的多風機并聯機站局阻及其系數的常用計算表達式，同時建立對方形斷面的機站通風模型，并對不同風機并聯臺數的通風機站相關參數進行了測試，得出機站局阻系數計算的綜合校正系數Kc值與風機并聯臺數呈正相關；李雨林等[8]在上述測試的基礎上對并聯4臺風機、不同外阻情況下對機站局阻系數進行測定，得出綜合校正系數Kc隨風機臺數的增加而增加，說明風機并聯數越多，進口分流與出口匯流造成的機站局阻損失越大。目前針對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生機理及流場特性[9-11]，文獻[12]采用數值模擬與現場實測結合的方法，對巷道交叉對通風局部阻力的影響進行分析研究，得出設計巷道時應盡量減少分流與鈍角匯流；文獻[13-14]通過大渦數值模擬對流體交匯處流場進行了研究，得出了各因素對局部阻力、流體特性及其空間分布的影響機理，定量分析了斷面不均勻系數的分布規律，為研究交匯處流體特性變化的本質提供參考。相關文獻中的研究成果對雙風機并聯機站的局部阻力損失的影響因素考慮的不夠全面，忽略了測點間的沿程阻力損失，以及對機站入口分流、出口匯流導致斷面速度分布不均勻引起的附加能量損失研究較少，且缺乏完善并試驗驗證的機站通風局部阻力的普遍表達式。本文通過理論分析、相似實驗，佐以數值模擬的方法，在分析雙風機機站風流特性以及阻力損失機理的基礎上，總結適用于機站局部阻力系數計算的普遍表達式，以期為井下通風機站設計參數選取提供參考。

1 雙風機并聯機站通風理論模型

雙風機并聯機站風流流動模型如圖1所示，1-1，2-2斷面假定為機站入口和出口側風流速度、風壓均勻斷面，2-2，3-3斷面間只存在沿程損失。

圖1 雙風機并聯機站風流示意Fig.1 Schematic diagram of air flow in double-fan parallel station

多風機機站結構中，相同特性風機在斷面1-1，2-2斷面間產生的全壓差一致，且各風機風量相同、全壓相同，此時全流量能量方程為：

(1)

定義機站有效風壓Hs為：

(2)

能量方程改寫為：

Hf=hj+Hs

(3)

(4)

式中：Hs為機站風壓(或機站外阻)，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斷面的平均風速，m/s；hj為機站局部阻力，Pa；ξj為機站局阻系數；hf為測試斷面間的摩擦阻力，Pa；Hf為風機全壓，Pa；δ為機站局阻與風機全壓的百分比，表示局阻大小。上述公式給出了機站局阻及其系數測定的理論依據，以及局阻大小判定標準。

井下巷道風流多為紊流狀態，忽略進口分流、出口匯流風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，風機全壓一部分克服機站負擔區域的通風阻力，另一部分消耗于機站局部阻力。礦井通風的目的是以最小的能耗獲得最佳的通風效果，當巷道斷面與需風量一定時，盡量減小機站局部系數是機站通風節能降耗的主要目的，ξj的一般表達式為：

(6)

式中：Ke為機站進口條件系數，與機站風機入風口結構相關，一般為實驗測定；S1為機站入風側巷道斷面，m2；S2為機站出口巷道斷面積，m2；Sf為機站風機入口斷面積，m2；λk為擴散器內部沿程摩阻系數；θ為擴散器的擴張角，(°)；SK為擴散器出口斷面積，m2。

多風機并聯時引入綜合校正系數Kc，則校正后的機站局阻系數ξ為：

ξ=Kc·ξj

(7)

綜合校正系數Kc沒有明確的理論公式計算，只能由實驗求得，本研究的目的在于確定Kc變化規律及取值標準。

2 相似實驗及數值模擬驗證

2.1 實驗模型及測量系統

根據礦井實際生產設計模型率為1∶4的相似實驗模型，制作表面粗糙的木制巷道長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際巷道較為接近)。實際巷道風速較大，雷諾數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臺低噪聲軸流風機SFG-2.5-2#，使得模型內的空氣流動發展成完全紊流即可。風機入口安裝曲率半徑為0.08 m的集流器，出口安裝長度為0.5 m、擴張角16°的擴散器，選用JTY-4通風多參數測定儀測量數據，風機以巷道中軸線對稱布置，巷道出口處加裝擋板用以改變巷道風阻實現多工況實驗。引入參數σ表示風機工況參數的無因次量，代表測試點時風機的工況位置，公式為：

(8)

式中：Ht，Hm分別為風機在實際工況點和高效點工作時的全壓，Pa；Qt，Qm分別為風機在高效點和實際工況點工作時的風量，m3/s。當σ=1時，說明風機在特性曲線的高效點工作；當σ>1時，說明風機實際工況點在高效點左側；當σ<1時，說明風機實際工況點在高效點右側，同時反映巷道外阻的大小。

實驗模型如圖2所示。取風機入口所在斷面中心點為原點，x軸正方向為風流出口方向；y軸垂直指向巷寬一側；z軸垂直指向巷高一側。x正方向布置12個測面，其中10個斷面距擴散器出口1d～5d(d為模型巷道斷面當量直徑，m)，間隔0.5d，剩余2個斷面為8d，10d；x負方向布置6個測面，距集流器入口-0.5d～-3d，間隔0.5d。由于實驗模型為對稱結構，在測面布置測線及測點時，選取y>0，z>0區間進行布置，間隔0.1 m，具體如圖3所示。

圖2 雙風機并聯通風機站結構Fig.2 Structure of double-fan parallel ventialtion station

圖3 斷面測點布置Fig.3 Layout of sectional measuring points

2.2 數值模擬

按照模型試驗原型進行數值模擬。機站通風流場復雜，為降低數值模擬難度，假設巷道內流體為恒溫、絕熱、不可壓縮的定常紊流狀態；由于模型內存在風機，采用非結構性網格對風機周圍計算區域進行局部加密；計算采用標準k-ε紊流模型與流體力學方程進行數值模擬[15]，速度壓力耦合采用Simplec格式，離散項采用一階迎風格式；邊界條件設定見表1。

表1 邊界條件設定Table 1 Setting of boundary conditions

2.3 模型驗證結果

選取坐標z=0處的實驗數據驗證數值模擬結果，選取擋板3個不同位置作為驗證工況。限于篇幅，僅給出機站入風側、回風側各2個斷面(-2d，-0.5d，1d，3d)的速度對比結果，如圖4所示。結果表明數值模擬與實驗測量數值基本吻合且變化趨勢一致，部分測點數據數值不完全相同，可能是由于實驗環境差異、測量誤差和網格精度的因素導致，總體誤差在可接受范圍內。模擬數據與實驗結果較為吻合，驗證了數值模擬中網格劃分方法、邊界條件設定、求解模型選取以及各求解參數設定合理，數值模擬結果具有較高精度，可用于通風機站局阻研究。

圖4 數值模擬與實驗值結果對比Fig.4 Comparison of numerical simulation results and experimental results

3 數值模擬結果分析

3.1 入口分流、出口匯流的不均勻性

巷道風流在機站入口、出口的分流、匯流過程中產生較大的能量損失，風流速度分布在調整過程中，由于主流區的速度梯度較大以及兩股風流之間相互摻混引起內摩擦力增加，導致風流能量除進口縮小、出口擴大之外的附加能量損失。引入測量斷面測點流速方差s2來描述機站入口、出口流速分布不均勻性[16]，其表達式為：

(9)

圖5為不同工況條件下機站入口、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(0～1d)，沿程變化較為迅速，之前一段距離內(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，測試斷面可選擇在距集流器入口大于2d的范圍內；變工況條件下機站入口斷面s2沿程變化趨勢整體相似，工況越大，不均勻程度越小，說明風機風速越小，風機間風流相互影響作用減弱，機站入口分流形成的附加阻力損失較小。由圖5(b)得出，風流從擴散器出口流出，風機間相互影響劇烈，s2較大，在距離擴散器出口一定距離內(0～2.5d)，沿程變化較為迅速，之后一段距離內(2.5d～5d)沿程變化較為緩慢，隨后s2基本保持不變；變工況條件下機站出口斷面s2沿程變化趨勢整體相似，距離擴散器出口較近范圍內，工況越大，s2越小，說明風機風速越小，風機間風流相互影響作用越不明顯，機站出口匯流形成的附加阻力損失較小，測試斷面可選擇在距擴散器出口大于5d的范圍內。

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

綜合比較機站入口、出口斷面不均勻性發現，在所測試區間內，入口不均勻性峰值大小較出口而言基本可以忽略，主要由于機站出口風流動量和能量的劇烈交換所致，上述結果印證了文獻[8]中對裝有集流器的機站，出口段是機站降阻主要對象的論述。

3.2 綜合影響系數Kc的確定

通風機站局部阻力的判定標準為風機定工況下的風壓損失率，在設計低阻力機站結構以及風機選型時，合理確定綜合影響系數Kc成為關鍵。為研究巷道斷面積相等、不同寬高比條件下的Kc的變化規律，分別對斷面為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值模擬計算，此時測量斷面選擇為L1=3d，L2=10d，L3=5d。機站風機間距對局阻系數的測試結果影響較小[7]，實驗僅以斷面形狀參數A整理分析計算結果，如圖6所示。

圖6 不同模型變工況Kc-σ關系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，機站的局阻系數隨之增大，說明ξ并非常數，此時機站風壓損失率隨工況增大而減小，與近機站入口、出口斷面速度分布不均勻性呈現正相關；各模型的Kc與σ均呈現較好的線性關系，建立回歸方程Kc=a+bσ，相關參數見表2，數據擬合相關性較好。

表2 回歸方程相關參數Table 2 Related parameters of regression equation

計算整理各模型高效工況點(σ=1)時Kc得圖7。由圖可知：隨著寬高比A值的增大Kc逐漸減小，呈現較好的線性關系，針對數據進行對數函數擬合，得Kc=1.231-0.069A，相關性系數為0.995。說明風機工況相同、定斷面積條件下，寬高比值越大，機站入口分流、出口匯流造成的附加損失越小，機站有效風壓越大，有利于克服巷道較大的通風阻力，實現了機站通風的低阻、高效，節省電能的消耗。

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

4 結論

1)機站通風測試斷面應選擇在集流器前2d、擴散器后5d的范圍內，以保證測試數據準確、可靠。

2)機站局阻計算時應排除沿程阻力的影響，避免由于沿程損失較大而導致機站局阻計算值偏離實際，從理論上完善了機站局阻及其系數計算公式。

3)數值模擬得到了與相似實驗吻合度較高的計算結果，可作為研究機站局部阻力變化規律以及結構設計的有效方法，模擬結果符合設計要求。

4)風機間相互影響系數Kc隨風機工況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系，同時總結了Kc-σ，Kc-A的關系方程，為機站通風設計計算及風機選型標準和規范等提供方法參考。