基于正交试验的双风机并联机站结构参数优化

梁素钰，王文才

（内蒙古科技大学 矿业研究院，内蒙古 包头014010）

通风机站主要用于矿井的风量调节、局部区域通风和多级机站通风系统，其风机全压做功克服较大巷道阻力，易控制等优点在矿山实践中取得了巨大的经济效益和社会效益[1-2]，但局部阻力较大导致机站实际运行能量损耗较高，限制了其技术的发展与应用[3]。相关学者针对机站局部阻力进行了一些研究。文献[4]应用消耗功率的概念确定了机站局部阻力及其系数的测试方法，并对多风机并联机站局部阻力进行实验测定，得出了机站局部阻力综合影响系数随风机工况的变化规律，其大小与风机并联台数呈正相关。文献[5]通过数值模拟改变射流风机的风筒长度与设置整流罩改善了风机的空气动力性能，从而降低了机站的局部阻力；文献[6]采用相似模拟试验对扩散器结构参数进行了优化，得出扩散器在扩张角为16°，长度为2 倍风机直径时机站局部阻力较小。文献[7-8]通过数值模拟改变巷道拐弯处结构使得机站局部阻力有效降低；文献[9]得出出风段渐缩角也是影响局阻的重要因素，并针对其角度对机站阻力的影响进行了详细的分析。上述研究均未提到从调整巷道结构方面降低机站局部阻力,为此理论分析了巷道结构对机站局部阻力的影响并总结了影响因素，采用正交试验与数值模拟的方法，研究了各因素对机站局部阻力系数的影响显著程度，得出较优的结构组合，降低了机站局部阻力，同时促进了通风机站优化技术的发展。

1 双风机并联机站巷道结构形式及阻力影响因素

2 台同型号风机安装在风墙上构成双风机并联机站，同时风机入口、出口分别配置合理结构参数的集流器与扩散器。风机功率克服机站负担区域的通风阻力和局部阻力，其中有相当部分阻力损失是由于巷道结构设计不合理引起的。因此，降低这部分阻力的关键在于找出巷道结构中影响机站局部阻力的因素，并对其参数进行优化以确定合理的巷道结构。

1.1 机站巷道结构形式及因素

井下安装机站断面大于原巷道断面时，需要对巷道进行扩帮施工改造以适应机站通风。一般机站的结构形式井下一般机站结构形式如图1。图1 中1-1、2-2 断面分别为风压风速稳定断面，将风流流线方向发生明显变化处（1-1 断面）至风机集流器入口定义为机站进风段；将风机扩散器出口至风流流线方向基本稳定断面（2-2 断面）定义为机站出风段；两者之间定义为机站并联段。

图1 井下一般机站结构形式Fig.1 General structure of downhole machine station

巷道风流从1-1 断面开始经扩散角流动至充满整个扩帮断面，而后经过集流器整流与风机吸风后从扩散器引射至收缩角附近，最后上下风流汇聚在2-2 断面流出。风流在井下巷道流动多为紊流，减少紊流局部阻力的着眼点在于消除或推迟流体与壁面的分离，同时防止壁面涡流区产生或减小涡流区的大小和强度。采用扩散角较大的单侧扩帮机站通风时风流更容易与壁面分离产生涡流，产生较大的局阻损失。而扩散角角度较缓时，风流的流动状态相对稳定，不易与壁面较快分离，局阻损失较小，但同时风流流动从扩散角附近至l1处的距离也相应加长，增加了机站摩擦阻力。因此，扩散角的角度是影响机站局阻的主重要因素。

进风段l1的长度若过短，则风流到达集流器附近时流动状态不稳定，风机吸风量不均匀；而出风段l2距离过短时，扩散器出口的风流射向帮壁的正面阻力很大。若l1与l2距离过长都会增加施工成本和风流与巷道边壁摩擦产生的阻力。因此，应确定合适的l1和l2降低机站阻力。

机站出风段的局阻随收缩角的加大而增加，而出口突然扩大损失却相应减小[9]。因此，应确定合适收缩角以降低出风段机站局部阻力。

1.2 机站局部阻力测定方法

由于机站内部风流流场复杂，对风流参数无法进行准确测定，假设机站无漏风、忽略摩擦阻力，由于各风机在两断面间产生的压差一致，在2 个测量断面间列能量方程[10-11]为：

式中:p1、p2为 2 个测量断面的平均静压，Pa；v1、v2为2 个测量断面的平均风速，m/s；H 为机站风压（或机站外阻），Pa，用于克服巷道阻力；Hf为风机全压，Pa，根据实测风量由风机特性曲线方程计算得出；hf为机站局部阻力，Pa；ξ 为机站局部阻力系数。

2 机站结构数值模拟与正交试验

模拟针对机站在其风机间距b、扩帮高度D、粗糙度一致等条件下改变影响因素进行正交数值模拟试验，分析各因素间相互影响的规律，进而得出较优的、可行的结构设计方案。

2.1 物理模型及网格划分

利用Fluent 前处理软件GAMBIT 依托某煤矿1 350 m 处的TB1 机站构建机站模型[6]，该巷道断面呈矩形，断面高度d 为3 m，宽度约为4 m，断面积为12 m2，挑顶后高度D 为6 m，选取回风巷道长度L 为120 m，巷道采用锚喷支护，锚网为15 cm×15 cm 的金属网。机站所用风机为JK40-1-№7.5 型轴流风机，风机直径为1 500 mm，间距b 为2.7 m。设定扩散器长度为3 m，扩张角为16°。

对物理模型进行网格划分，采用非结构化网格，网格元素以四面体为主。为提高结果精度风机设备及风墙部分区域对其网格进行加密处理。模型总划分网格数为344 861。

2.2 数学模型和边界条件及模型求解

巷道中风流属于紊流流动，对巷道风流作出假设：①风流为不可压缩风流；②不考虑空气重力；③壁面不存在漏风现象。采用k-ε 双方程,基于以上假设采用以下数学模型进行描述：①连续性方程；②动量守恒方程；③能量守恒方程。

2.3 模拟试验结果及分析

为保证机站进风段、出风段风流渐变，尽可能减小机站阻力，选用扩散角、收缩角、进风段巷道长度l1、出风段巷道长度l2作为正交试验的考虑因素，将机站的局部阻力系数作为指标衡量通风效果。采用4 因素3 水平进行正交试验，试验因素水平表见表1；不考虑各因素间的交互作用，选用L9（34）正交试验，正交试验方案及结果见表2。同时调节挡板使各组试验中巷道风速均为1.2 m/s，在相同测面位置处测量机站风压。

表1 试验因素及水平表Table 1 Table of test factors and levels

表2 中极差Rj的大小反映了各因素对机站局阻影响的大小，极差越大，说明因素对机站局阻的影响程度越大。根据极差分析可得，影响机站局部阻力因素的主次顺序为：扩散角、收缩角、巷道长度l1、巷道长度l2。结合正交试验数据可知：

表2 正交试验方案及结果Table 2 Orthogonal test scheme and results

1）由极差数据得知，随着扩散角角度的变化，机站局阻变化最明显，极差值最大。因此，扩散角角度的变化对机站局部阻力的影响最为显著，当扩散角角度为60°时机站局阻系数最小，角度为30°时机站局阻系数最大，所以扩散角选择60°机站通风效果较好。

2）当收缩角为45°时机站局阻系数最大，30°时局阻系数最小，所以选择30°的收缩角效果更好。同时这也说明收缩角的不同，对出风段风流流场的射流与回流影响也不同。

3）巷道长度l1与巷道长度l2对机站局阻系数的影响程度基本相同。巷道长度l1从3 m 至9 m 机站局阻系数先增大后减小，在9 m 时，机站局阻系数最小。而巷道长度l2从4 m 至10 m 机站局阻系数一直减小，在10 m 处机站局阻最小。因此，进风段巷道长度l1选择9 m，出风段巷道长度l2选择10 m效果较好。但在实际机站应用中，机站辅助设施需要足够的空间，进风、出风段机站巷道不能过短，但是也不宜过长增加工程量。故实际运用中应优先考虑成本，施工条件允许情况下尽量延长进风、出风段巷道长度。

综上所述，通过极差分析可得出该扩帮机站结构在巷道风速为1.2 m/s 下的最优组合设置为：扩散角 60°，收缩角 30°，进风段巷道长度 l1为 9 m，出风段巷道长度l1为10 m。

为得出最优机站巷道结构的确定方法，依照表1 中各因素及水平在巷道风速为1.5 m/s 与2 m/s进行试验，得出的极差趋势图如图2。

图2 极差趋势图Fig.2 Range trend chart

由图2 可知：①随着巷道风速逐渐增加，影响机站局阻系数的因素仍然是扩散角、收缩角、巷道长度 l1、巷道长度 l2，其中 l1与 l2的极差比风速为 1.2 m/s 时大，说明风速变大，l1与l2对机站阻力影响程度有所增加，这是由于机站摩擦阻力较大导致的；②在巷道风速为2 m/s 时，受机站摩擦阻力影响，l1为6 m 时机站局阻系数最小，最优结构组合变为扩散角 60°，收缩角 30°，l1为 6 m，l2为 10 m。

3 结 语

1）理论分析了双风机并联机站巷道结构阻力的影响因素，通过正交数值模拟试验得出在风机间距、粗糙度等因素一定时，机站局阻系数的影响因素主次顺序为：扩散角、收缩角、进风段巷道长度l1、出风段巷道长度l2。

2）巷道风速不同，机站最优结构参数发生变化。风速为 1.2～1.5 m/s 最优组合为：扩散角 60°，收缩角30°，进风段巷道长度l1选取9 m，出风段巷道长度 l2选取 10 m，风速为 1.5～2 m/s 时 l1选取 6 m 效果更好。实际机站参数还应结合成本因素进行考虑。

3）基于正交数值模拟的方法对一般机站结构进行了初步优化，对于机站局阻系数仅考虑了巷道结构参数，而风机间距、挑顶高度等重要因素都假定为条件一定，因此对机站结构还需要进一步优化研究。