基于正交試驗的雙風機并聯機站結構參數優化

梁素鈺，王文才

（內蒙古科技大學 礦業研究院，內蒙古 包頭014010）

通風機站主要用于礦井的風量調節、局部區域通風和多級機站通風系統，其風機全壓做功克服較大巷道阻力，易控制等優點在礦山實踐中取得了巨大的經濟效益和社會效益[1-2]，但局部阻力較大導致機站實際運行能量損耗較高，限制了其技術的發展與應用[3]。相關學者針對機站局部阻力進行了一些研究。文獻[4]應用消耗功率的概念確定了機站局部阻力及其系數的測試方法，并對多風機并聯機站局部阻力進行實驗測定，得出了機站局部阻力綜合影響系數隨風機工況的變化規律，其大小與風機并聯臺數呈正相關。文獻[5]通過數值模擬改變射流風機的風筒長度與設置整流罩改善了風機的空氣動力性能，從而降低了機站的局部阻力；文獻[6]采用相似模擬試驗對擴散器結構參數進行了優化，得出擴散器在擴張角為16°，長度為2 倍風機直徑時機站局部阻力較小。文獻[7-8]通過數值模擬改變巷道拐彎處結構使得機站局部阻力有效降低；文獻[9]得出出風段漸縮角也是影響局阻的重要因素，并針對其角度對機站阻力的影響進行了詳細的分析。上述研究均未提到從調整巷道結構方面降低機站局部阻力,為此理論分析了巷道結構對機站局部阻力的影響并總結了影響因素，采用正交試驗與數值模擬的方法，研究了各因素對機站局部阻力系數的影響顯著程度，得出較優的結構組合，降低了機站局部阻力，同時促進了通風機站優化技術的發展。

1 雙風機并聯機站巷道結構形式及阻力影響因素

2 臺同型號風機安裝在風墻上構成雙風機并聯機站，同時風機入口、出口分別配置合理結構參數的集流器與擴散器。風機功率克服機站負擔區域的通風阻力和局部阻力，其中有相當部分阻力損失是由于巷道結構設計不合理引起的。因此，降低這部分阻力的關鍵在于找出巷道結構中影響機站局部阻力的因素，并對其參數進行優化以確定合理的巷道結構。

1.1 機站巷道結構形式及因素

井下安裝機站斷面大于原巷道斷面時，需要對巷道進行擴幫施工改造以適應機站通風。一般機站的結構形式井下一般機站結構形式如圖1。圖1 中1-1、2-2 斷面分別為風壓風速穩定斷面，將風流流線方向發生明顯變化處（1-1 斷面）至風機集流器入口定義為機站進風段；將風機擴散器出口至風流流線方向基本穩定斷面（2-2 斷面）定義為機站出風段；兩者之間定義為機站并聯段。

圖1 井下一般機站結構形式Fig.1 General structure of downhole machine station

巷道風流從1-1 斷面開始經擴散角流動至充滿整個擴幫斷面，而后經過集流器整流與風機吸風后從擴散器引射至收縮角附近，最后上下風流匯聚在2-2 斷面流出。風流在井下巷道流動多為紊流，減少紊流局部阻力的著眼點在于消除或推遲流體與壁面的分離，同時防止壁面渦流區產生或減小渦流區的大小和強度。采用擴散角較大的單側擴幫機站通風時風流更容易與壁面分離產生渦流，產生較大的局阻損失。而擴散角角度較緩時，風流的流動狀態相對穩定，不易與壁面較快分離，局阻損失較小，但同時風流流動從擴散角附近至l1處的距離也相應加長，增加了機站摩擦阻力。因此，擴散角的角度是影響機站局阻的主重要因素。

進風段l1的長度若過短，則風流到達集流器附近時流動狀態不穩定，風機吸風量不均勻；而出風段l2距離過短時，擴散器出口的風流射向幫壁的正面阻力很大。若l1與l2距離過長都會增加施工成本和風流與巷道邊壁摩擦產生的阻力。因此，應確定合適的l1和l2降低機站阻力。

機站出風段的局阻隨收縮角的加大而增加，而出口突然擴大損失卻相應減小[9]。因此，應確定合適收縮角以降低出風段機站局部阻力。

1.2 機站局部阻力測定方法

由于機站內部風流流場復雜，對風流參數無法進行準確測定，假設機站無漏風、忽略摩擦阻力，由于各風機在兩斷面間產生的壓差一致，在2 個測量斷面間列能量方程[10-11]為：

式中:p1、p2為 2 個測量斷面的平均靜壓，Pa；v1、v2為2 個測量斷面的平均風速，m/s；H 為機站風壓（或機站外阻），Pa，用于克服巷道阻力；Hf為風機全壓，Pa，根據實測風量由風機特性曲線方程計算得出；hf為機站局部阻力，Pa；ξ 為機站局部阻力系數。

2 機站結構數值模擬與正交試驗

模擬針對機站在其風機間距b、擴幫高度D、粗糙度一致等條件下改變影響因素進行正交數值模擬試驗，分析各因素間相互影響的規律，進而得出較優的、可行的結構設計方案。

2.1 物理模型及網格劃分

利用Fluent 前處理軟件GAMBIT 依托某煤礦1 350 m 處的TB1 機站構建機站模型[6]，該巷道斷面呈矩形，斷面高度d 為3 m，寬度約為4 m，斷面積為12 m2，挑頂后高度D 為6 m，選取回風巷道長度L 為120 m，巷道采用錨噴支護，錨網為15 cm×15 cm 的金屬網。機站所用風機為JK40-1-№7.5 型軸流風機，風機直徑為1 500 mm，間距b 為2.7 m。設定擴散器長度為3 m，擴張角為16°。

對物理模型進行網格劃分，采用非結構化網格，網格元素以四面體為主。為提高結果精度風機設備及風墻部分區域對其網格進行加密處理。模型總劃分網格數為344 861。

2.2 數學模型和邊界條件及模型求解

巷道中風流屬于紊流流動，對巷道風流作出假設：①風流為不可壓縮風流；②不考慮空氣重力；③壁面不存在漏風現象。采用k-ε 雙方程,基于以上假設采用以下數學模型進行描述：①連續性方程；②動量守恒方程；③能量守恒方程。

2.3 模擬試驗結果及分析

為保證機站進風段、出風段風流漸變，盡可能減小機站阻力，選用擴散角、收縮角、進風段巷道長度l1、出風段巷道長度l2作為正交試驗的考慮因素，將機站的局部阻力系數作為指標衡量通風效果。采用4 因素3 水平進行正交試驗，試驗因素水平表見表1；不考慮各因素間的交互作用，選用L9（34）正交試驗，正交試驗方案及結果見表2。同時調節擋板使各組試驗中巷道風速均為1.2 m/s，在相同測面位置處測量機站風壓。

表1 試驗因素及水平表Table 1 Table of test factors and levels

表2 中極差Rj的大小反映了各因素對機站局阻影響的大小，極差越大，說明因素對機站局阻的影響程度越大。根據極差分析可得，影響機站局部阻力因素的主次順序為：擴散角、收縮角、巷道長度l1、巷道長度l2。結合正交試驗數據可知：

表2 正交試驗方案及結果Table 2 Orthogonal test scheme and results

1）由極差數據得知，隨著擴散角角度的變化，機站局阻變化最明顯，極差值最大。因此，擴散角角度的變化對機站局部阻力的影響最為顯著，當擴散角角度為60°時機站局阻系數最小，角度為30°時機站局阻系數最大，所以擴散角選擇60°機站通風效果較好。

2）當收縮角為45°時機站局阻系數最大，30°時局阻系數最小，所以選擇30°的收縮角效果更好。同時這也說明收縮角的不同，對出風段風流流場的射流與回流影響也不同。

3）巷道長度l1與巷道長度l2對機站局阻系數的影響程度基本相同。巷道長度l1從3 m 至9 m 機站局阻系數先增大后減小，在9 m 時，機站局阻系數最小。而巷道長度l2從4 m 至10 m 機站局阻系數一直減小，在10 m 處機站局阻最小。因此，進風段巷道長度l1選擇9 m，出風段巷道長度l2選擇10 m效果較好。但在實際機站應用中，機站輔助設施需要足夠的空間，進風、出風段機站巷道不能過短，但是也不宜過長增加工程量。故實際運用中應優先考慮成本，施工條件允許情況下盡量延長進風、出風段巷道長度。

綜上所述，通過極差分析可得出該擴幫機站結構在巷道風速為1.2 m/s 下的最優組合設置為：擴散角 60°，收縮角 30°，進風段巷道長度 l1為 9 m，出風段巷道長度l1為10 m。

為得出最優機站巷道結構的確定方法，依照表1 中各因素及水平在巷道風速為1.5 m/s 與2 m/s進行試驗，得出的極差趨勢圖如圖2。

圖2 極差趨勢圖Fig.2 Range trend chart

由圖2 可知：①隨著巷道風速逐漸增加，影響機站局阻系數的因素仍然是擴散角、收縮角、巷道長度 l1、巷道長度 l2，其中 l1與 l2的極差比風速為 1.2 m/s 時大，說明風速變大，l1與l2對機站阻力影響程度有所增加，這是由于機站摩擦阻力較大導致的；②在巷道風速為2 m/s 時，受機站摩擦阻力影響，l1為6 m 時機站局阻系數最小，最優結構組合變為擴散角 60°，收縮角 30°，l1為 6 m，l2為 10 m。

3 結 語

1）理論分析了雙風機并聯機站巷道結構阻力的影響因素，通過正交數值模擬試驗得出在風機間距、粗糙度等因素一定時，機站局阻系數的影響因素主次順序為：擴散角、收縮角、進風段巷道長度l1、出風段巷道長度l2。

2）巷道風速不同，機站最優結構參數發生變化。風速為 1.2～1.5 m/s 最優組合為：擴散角 60°，收縮角30°，進風段巷道長度l1選取9 m，出風段巷道長度 l2選取 10 m，風速為 1.5～2 m/s 時 l1選取 6 m 效果更好。實際機站參數還應結合成本因素進行考慮。

3）基于正交數值模擬的方法對一般機站結構進行了初步優化，對于機站局阻系數僅考慮了巷道結構參數，而風機間距、挑頂高度等重要因素都假定為條件一定，因此對機站結構還需要進一步優化研究。