煤礦主風(fēng)機分支管路對風(fēng)門濕度的影響

宋勝偉,　王子鵬,　楊晨升

(黑龍江科技大學(xué) 機械工程學(xué)院, 哈爾濱 150022)

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煤礦主風(fēng)機分支管路對風(fēng)門濕度的影響

宋勝偉,王子鵬,楊晨升

(黑龍江科技大學(xué) 機械工程學(xué)院, 哈爾濱 150022)

為研究煤礦主風(fēng)機分支管路參數(shù)對風(fēng)門結(jié)霜的影響,采用實驗與模擬方法分析管路結(jié)構(gòu)及泄露情況對風(fēng)門壁面相對濕度的影響,利用FLUENT軟件模擬由正交分析方法所確定的分支管路模型的壓力與濕度分布的關(guān)系。結(jié)果表明:實驗與模擬誤差在7.7%以內(nèi),隨著泄漏口寬度、斜管長度,以及斜管夾角的增加,風(fēng)門壁面的相對濕度呈下降趨勢；當(dāng)直管長度為165 mm時,風(fēng)門壁面相對濕度最大。優(yōu)選分支管路的風(fēng)門壁面最大相對濕度為64%,風(fēng)門壁面未發(fā)生結(jié)霜。該研究為改善風(fēng)門結(jié)霜現(xiàn)象提供了參考依據(jù)。

風(fēng)門; 分支管路; 濕度

0　引　言

冬季礦井通風(fēng)機風(fēng)門的結(jié)霜影響了風(fēng)門的開啟,風(fēng)道無法正常通風(fēng),給井下的作業(yè)帶來極大的安全隱患?？疾祜L(fēng)門結(jié)霜的實際情況,發(fā)現(xiàn)風(fēng)門所在的分支管路結(jié)構(gòu)以及泄漏程度對風(fēng)門的結(jié)霜具有較大的影響。因此,研究分支管路的參數(shù)對于風(fēng)門的防凍具有重要的意義[1-4]。目前,對分支管路結(jié)構(gòu)的研究越來越受到重視,以往對分支管路的研究大多為壓入式通風(fēng)方式[5-7],而針對負(fù)壓通風(fēng)中管路濕度特性的研究相對較少。為此,筆者以某煤礦分支管路按比例縮放的模型為研究對象,結(jié)合實際工況參數(shù),通過FLUENT軟件模擬分析不同管路參數(shù)對風(fēng)門壁面最大相對濕度的影響,采用正交分析方法確定最優(yōu)參數(shù)組合,以期為風(fēng)門防凍及礦井通風(fēng)提供參考依據(jù)。

1　模型與方法

1.1有限元模型

分支管路是一種應(yīng)用較廣泛的管路類型[8-9],文中選取某煤礦分支管路,按照斜管夾角不變的前提,以1∶29.4的比例縮小,并將關(guān)閉一側(cè)風(fēng)門簡化為具有泄漏口的壁面。其中，分支管路模型的直徑為102 mm,入口直管段長度為145 mm,斜管長度為292 mm,兩斜管夾角為42°,出口直管段長度為128 mm。利用Pro/E軟件對分支管路三維實體建模,應(yīng)用前處理軟件Gambit中的四面體網(wǎng)格對其進(jìn)行網(wǎng)格劃分,劃分后的網(wǎng)格總數(shù)為370 671個。有限元模型，如圖1所示。

圖1　有限元模型

1.2數(shù)學(xué)模型

考慮實驗?zāi)Ｐ吞卣骷傲黧w力學(xué)理論,對管路內(nèi)流場做如下假設(shè):

(1)由于管內(nèi)流速遠(yuǎn)低于聲速,且忽略管路周圍擾動,因此,假設(shè)管路內(nèi)的流體為三維穩(wěn)態(tài)不可壓縮。

(2)在實際模型中的管體材料為換熱性能較差的水泥材質(zhì),故假設(shè)管壁為等溫壁面。

1.2.1連續(xù)性方程

根據(jù)上述假設(shè),流體為不可壓縮的連續(xù)性方程為

(1)

式中,ui——流體在x、y、z三個方向上的速度,m/s。

1.2.2動量方程

流體的動量方程采用三維穩(wěn)態(tài)Reynolds的時均N-S方程[10],其形式為

(2)

式中:ρ——流體密度,kg/m3;

p——流體壓力,Pa;

μ——分子動力黏性系數(shù),Pa·s。

1.2.3湍流方程

根據(jù)分支管路的流動特征,選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型,湍流方程為

(3)

(4)

式中:k——湍流動能,J/kg;

ε——湍流動耗散率;

μt——湍流動能黏性系數(shù),μt=ρCμk2/ε。

系數(shù)取Cμ=0.09、C1=1.44、C2=1.92、σk=1.0和σε=1.3。

1.2.4能量方程

根據(jù)熱力學(xué)第一定律,流體的能量方程為

(5)

式中:c——比熱容,J/(kg·K);

T——溫度,K;

k——流體的傳熱系數(shù),W/(m2·K)。

1.2.5組分方程

流體組分分?jǐn)?shù)的方程為

(6)

式中:cs——組分s的相對體積質(zhì)量;

Ds——組分s的擴散系數(shù),m2/s。

1.3計算方法

求解器中壓力速度耦合選用SIMPLE算法,對流項離散方式采用二階迎風(fēng)格式,壓力、動量、湍流動能、湍流耗散率松弛因子均保持默認(rèn)值進(jìn)行計算。

1.4邊界條件

由于風(fēng)門所在的分支管路通風(fēng)方式為抽出式通風(fēng),且根據(jù)實際工況中濕空氣的溫濕度,因此,出口壓力即為通風(fēng)機提供的壓力,靜壓力值為-350 Pa,溫度為11 ℃,相對濕度為86%。主通入口總壓力為0,溫度為14 ℃,相對濕度為76%。泄漏入口總壓力為0,溫度為-30 ℃,相對濕度為40%。

2　結(jié)果分析

2.1模擬與實驗壓力結(jié)果比較

圖2為泄漏口寬度b在0、1、2、4和6 mm時,實驗與仿真計算得到的主通風(fēng)入口靜壓力p的對比曲線。二者誤差在7.7%以內(nèi),整體趨勢保持一致,結(jié)果較吻合。從實驗與模擬結(jié)果得出,隨著泄漏寬度的增加,主通風(fēng)入口的壓力逐漸下降,入口流量隨之減少,致使通風(fēng)效率下降。

圖2　實驗與模擬仿真對比

2.2管路結(jié)構(gòu)對風(fēng)門壁面濕度的影響

2.2.1泄漏口寬度

經(jīng)過上述分析,泄漏口寬度影響泄漏流量,而泄漏流量則影響風(fēng)門壁面的相對濕度RH。圖3為泄漏口寬度在0.40、0.55、0.70、0.85和1.00 mm時分支管路內(nèi)部的相對濕度分布云圖。根據(jù)濕度云圖顯示,副通風(fēng)管路內(nèi)部存在相對濕度較高區(qū)域,該區(qū)域由于外部低溫空氣與內(nèi)部濕空氣的對流交匯所形成。若該區(qū)域處在風(fēng)門壁面,則壁面發(fā)生結(jié)霜,因為風(fēng)門壁面在-30 ℃下,飽和濕空氣的含濕量為0.23 g/kg。當(dāng)濕空氣中的含濕量大于該值時相對濕度大于100%即處于飽和狀態(tài),濕空氣中的水汽發(fā)生凝結(jié)現(xiàn)象。

圖3　相對濕度云圖

圖4為風(fēng)門壁面最大相對濕度RH隨泄漏口寬度b變化的曲線。由圖4可以看出,隨著泄漏口寬度的增加,泄漏量Q不斷增大,由泄漏口流入的干冷空氣使得風(fēng)門壁面濕度不斷減小。在實際工況中要求泄漏流量不大于出口流量的2%,因此泄漏寬度必須小于0.7 mm,此時的泄漏量為3.3 m3/ms,占出口流量的1.9%。

圖4　相對濕度曲線

2.2.2斜管長度

根據(jù)上述有限元模型,當(dāng)其它管路模型參數(shù)不變,斜管長度為238、292、346、400和454 mm時,風(fēng)壁面最大相對濕度RH隨著斜管長度lx的增加呈二次曲線下降,如圖5所示。當(dāng)長度大于327 mm時，風(fēng)門壁面最大相對濕度低于100%,則此時壁面不發(fā)生結(jié)霜現(xiàn)象。當(dāng)長度逐漸增加到 400 mm時相對濕度下降至49%,此時風(fēng)門壁面相對濕度變化趨于平穩(wěn)狀態(tài)。

圖5　相對濕度曲線

2.2.3兩斜管夾角

兩斜管夾角θ對風(fēng)門壁面最大相對濕度RH的影響，如圖6所示。當(dāng)其他管路模型參數(shù)不變,兩斜管夾角為42°、46°、50°、54°和58°時,風(fēng)門壁面相對濕度隨斜管夾角的增大隨之下降。當(dāng)兩斜管增大到48°時風(fēng)門壁面濕度為99%,此時風(fēng)門壁面無水汽凝結(jié)。當(dāng)斜管夾角增大到55°時,相對濕度為72%,此時夾角繼續(xù)增大,相對濕度變化較小。

圖6　相對濕度曲線

2.2.4出口端直管長度

在其他管路模型結(jié)構(gòu)參數(shù)不變的情況下,分支管路模型的出口端直管長度lz為128、165、202、239和276 mm時,風(fēng)門壁面最大相對濕度RH的變化，如圖7所示。

圖7　相對濕度曲線

由圖7可見,管路長度在128～165 mm之間時，風(fēng)門壁面濕度發(fā)生了增大趨勢,這是由于直管長度的增加,使副風(fēng)道內(nèi)直管與斜管連接部產(chǎn)生了一處渦流。該渦流使斜管內(nèi)少量的濕空氣被帶到了風(fēng)門附近,因為在128～165 mm之間,相對濕度產(chǎn)生了增大趨勢。而當(dāng)長度大于165 mm時風(fēng)門壁面濕度隨之下降,當(dāng)直管長度增大到219 mm時,風(fēng)門壁面最大相對濕度為98%,風(fēng)門壁面無水汽凝結(jié)。當(dāng)長度增大到239 mm時,相對濕度為50%,風(fēng)門壁面相對濕度的變化趨于平緩。

2.3正交分析

根據(jù)上述分析,對斜管長度lx、斜管夾角θ、直管長度lz、泄漏口寬度b采用三水平四因素正交分析方法,分析因素綜合后對風(fēng)門壁面濕度RH的影響。表1為各因素下不同水平的正交分析結(jié)果。

表1　正交分析方案及結(jié)果

在表2中,ki表示因素取水平i時所得實驗結(jié)果的算術(shù)平均值。根據(jù)算術(shù)平均值算得極差R=max{k1,k2,k3}-min{k1,k2,k3},其中極差最大列所在的因素,對風(fēng)門壁面相對濕度影響最大,故對風(fēng)門壁面相對濕度影響從主到次的順序依次為斜管夾角、斜管長度、出口端直管長度、泄漏口寬度。通過極差分析,對比風(fēng)門壁面最大相對濕度低于100%的各參數(shù)組合,并考慮到盡量減小管路體積的原則,優(yōu)選斜管夾角為46°、斜管長度為292 mm、出口端直管長度為182 mm、泄漏口寬度為0.4 mm的管路參數(shù)。經(jīng)過對優(yōu)選方案的求解相對濕度分布云圖,如圖8所示。該優(yōu)選方案的風(fēng)門壁面最大相對濕度為64%。

表2　相對濕度極差分析

圖8　優(yōu)選方案模擬結(jié)果

3　結(jié)　論

(1)管路結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化對風(fēng)門壁面相對濕度有一定的影響。當(dāng)僅改變管路模型單一結(jié)構(gòu)因素時,隨著泄漏寬度的增加,泄漏量不斷增大,風(fēng)門壁面相對濕度隨之下降。斜管長度的增加,可減小風(fēng)門壁面相對濕度。當(dāng)長度大于臨界點327 mm時,風(fēng)門未發(fā)生結(jié)霜。當(dāng)兩斜管夾角增大,風(fēng)門壁面相對濕度隨之減小,夾角大于臨界點48°時風(fēng)門壁面未結(jié)霜。當(dāng)出口端直管長度增加到165 mm時,風(fēng)門壁面相對濕度最大,當(dāng)出口端直管長度大于臨界點219 mm時,風(fēng)門壁面不發(fā)生結(jié)霜。

(2)通過對影響風(fēng)門壁面濕度因素的正交分析得出,影響因素的主次順序為斜管夾角、斜管長度、出口端直管長度、泄漏口寬度,其優(yōu)選方案的風(fēng)門壁面最大相對濕度為64%,風(fēng)門壁面不發(fā)生結(jié)霜現(xiàn)象。

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(編輯李德根)

Effect of coal mine main fan branch pipeline on damper humidity

SONGShengwei,WANGZipeng,YANGChensheng

(School of Mechanical Engineering, Heilongjiang University of Science & Technology, Harbin 150022, China)

This paper is aimed at reducing the impact of coal mine fan branch pipe parameters on damper frosting. The reduction follows from using experiment and simulation to analyze the effect of pipeline structure and leaks on relative humidity of damper surface, and applying FLUENT software to simulate the relationship between the pressure and humidity distribution in branch pipe model, as determined by orthogonal analysis method. The results suggest that there occurs an error of within 7.7% between the experiment and simulation; an increase in leak width, inclined pipe length, and inclined pipe angle triggers a reducing trend in relative humidity of the damper surface; the straight pipe length of 165 mm provides the maximum relative humidity of damper surface; and the optimal maximum relative humidity of 64% in branch pipe of damper surface affords the freedom from frost in damper surface. This study may provide

for improving the frosting of damper surface.

damper; branch pipe; humidity

2014-04-02

黑龍江省教育廳科學(xué)技術(shù)研究項目(12541726)；黑龍江省應(yīng)用技術(shù)研究與開發(fā)計劃項目(GZ13C006)

宋勝偉(1968-),男,黑龍江省樺南人,教授,碩士,研究方向:現(xiàn)代機械設(shè)計及理論,E-mail:song8045676@163.com。

10.3969/j.issn.2095-7262.2014.03.010

TD441

2095-7262(2014)03-0267-05

A