宋勝偉,　王子鵬,　楊晨升

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

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煤礦主風(fēng)機(jī)分支管路對(duì)風(fēng)門(mén)濕度的影響

宋勝偉,王子鵬,楊晨升

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

為研究煤礦主風(fēng)機(jī)分支管路參數(shù)對(duì)風(fēng)門(mén)結(jié)霜的影響,采用實(shí)驗(yàn)與模擬方法分析管路結(jié)構(gòu)及泄露情況對(duì)風(fēng)門(mén)壁面相對(duì)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(shí)驗(yàn)與模擬誤差在7.7%以內(nèi),隨著泄漏口寬度、斜管長(zhǎng)度,以及斜管夾角的增加,風(fēng)門(mén)壁面的相對(duì)濕度呈下降趨勢(shì)；當(dāng)直管長(zhǎng)度為165 mm時(shí),風(fēng)門(mén)壁面相對(duì)濕度最大。優(yōu)選分支管路的風(fēng)門(mén)壁面最大相對(duì)濕度為64%,風(fēng)門(mén)壁面未發(fā)生結(jié)霜。該研究為改善風(fēng)門(mén)結(jié)霜現(xiàn)象提供了參考依據(jù)。

風(fēng)門(mén); 分支管路; 濕度

0　引　言

冬季礦井通風(fēng)機(jī)風(fēng)門(mén)的結(jié)霜影響了風(fēng)門(mén)的開(kāi)啟,風(fēng)道無(wú)法正常通風(fēng),給井下的作業(yè)帶來(lái)極大的安全隱患?？疾祜L(fēng)門(mén)結(jié)霜的實(shí)際情況,發(fā)現(xiàn)風(fēng)門(mén)所在的分支管路結(jié)構(gòu)以及泄漏程度對(duì)風(fēng)門(mén)的結(jié)霜具有較大的影響。因此,研究分支管路的參數(shù)對(duì)于風(fēng)門(mén)的防凍具有重要的意義[1-4]。目前,對(duì)分支管路結(jié)構(gòu)的研究越來(lái)越受到重視,以往對(duì)分支管路的研究大多為壓入式通風(fēng)方式[5-7],而針對(duì)負(fù)壓通風(fēng)中管路濕度特性的研究相對(duì)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(duì)象,結(jié)合實(shí)際工況參數(shù),通過(guò)FLUENT軟件模擬分析不同管路參數(shù)對(duì)風(fēng)門(mén)壁面最大相對(duì)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(mén)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(mén)簡(jiǎn)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(zhǎng)度為145 mm,斜管長(zhǎng)度為292 mm,兩斜管夾角為42°,出口直管段長(zhǎng)度為128 mm。利用Pro/E軟件對(duì)分支管路三維實(shí)體建模,應(yīng)用前處理軟件Gambit中的四面體網(wǎng)格對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格劃分,劃分后的網(wǎng)格總數(shù)為370 671個(gè)。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(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ吞卣骷傲黧w力學(xué)理論,對(duì)管路內(nèi)流場(chǎng)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(dòng),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(shí)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(gè)方向上的速度,m/s。

1.2.2動(dòng)量方程

流體的動(dòng)量方程采用三維穩(wěn)態(tài)Reynolds的時(shí)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(dòng)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(dòng)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(dòng)能,J/kg;

ε——湍流動(dòng)耗散率;

μt——湍流動(dòng)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(duì)體積質(zhì)量;

Ds——組分s的擴(kuò)散系數(shù),m2/s。

1.3計(jì)算方法

求解器中壓力速度耦合選用SIMPLE算法,對(duì)流項(xiàng)離散方式采用二階迎風(fēng)格式,壓力、動(dòng)量、湍流動(dòng)能、湍流耗散率松弛因子均保持默認(rèn)值進(jìn)行計(jì)算。

1.4邊界條件

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

2　結(jié)果分析

2.1模擬與實(shí)驗(yàn)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(shí),實(shí)驗(yàn)與仿真計(jì)算得到的主通風(fēng)入口靜壓力p的對(duì)比曲線。二者誤差在7.7%以內(nèi),整體趨勢(shì)保持一致,結(jié)果較吻合。從實(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)與模擬仿真對(duì)比

2.2管路結(jié)構(gòu)對(duì)風(fēng)門(mén)壁面濕度的影響

2.2.1泄漏口寬度

經(jīng)過(guò)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(mén)壁面的相對(duì)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(shí)分支管路內(nèi)部的相對(duì)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(duì)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(duì)流交匯所形成。若該區(qū)域處在風(fēng)門(mén)壁面,則壁面發(fā)生結(jié)霜,因?yàn)轱L(fēng)門(mén)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(shí)相對(duì)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(duì)濕度云圖

圖4為風(fēng)門(mén)壁面最大相對(duì)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(mén)壁面濕度不斷減小。在實(shí)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(shí)的泄漏量為3.3 m3/ms,占出口流量的1.9%。

圖4　相對(duì)濕度曲線

2.2.2斜管長(zhǎng)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(zhǎng)度為238、292、346、400和454 mm時(shí),風(fēng)壁面最大相對(duì)濕度RH隨著斜管長(zhǎng)度lx的增加呈二次曲線下降,如圖5所示。當(dāng)長(zhǎng)度大于327 mm時(shí)，風(fēng)門(mén)壁面最大相對(duì)濕度低于100%,則此時(shí)壁面不發(fā)生結(jié)霜現(xiàn)象。當(dāng)長(zhǎng)度逐漸增加到 400 mm時(shí)相對(duì)濕度下降至49%,此時(shí)風(fēng)門(mén)壁面相對(duì)濕度變化趨于平穩(wěn)狀態(tài)。

圖5　相對(duì)濕度曲線

2.2.3兩斜管夾角

兩斜管夾角θ對(duì)風(fēng)門(mén)壁面最大相對(duì)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(shí),風(fēng)門(mén)壁面相對(duì)濕度隨斜管夾角的增大隨之下降。當(dāng)兩斜管增大到48°時(shí)風(fēng)門(mén)壁面濕度為99%,此時(shí)風(fēng)門(mén)壁面無(wú)水汽凝結(jié)。當(dāng)斜管夾角增大到55°時(shí),相對(duì)濕度為72%,此時(shí)夾角繼續(xù)增大,相對(duì)濕度變化較小。

圖6　相對(duì)濕度曲線

2.2.4出口端直管長(zhǎng)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(zhǎng)度lz為128、165、202、239和276 mm時(shí),風(fēng)門(mén)壁面最大相對(duì)濕度RH的變化，如圖7所示。

圖7　相對(duì)濕度曲線

由圖7可見(jiàn),管路長(zhǎng)度在128～165 mm之間時(shí)，風(fēng)門(mén)壁面濕度發(fā)生了增大趨勢(shì),這是由于直管長(zhǎng)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(mén)附近,因?yàn)樵?28～165 mm之間,相對(duì)濕度產(chǎn)生了增大趨勢(shì)。而當(dāng)長(zhǎng)度大于165 mm時(shí)風(fēng)門(mén)壁面濕度隨之下降,當(dāng)直管長(zhǎng)度增大到219 mm時(shí),風(fēng)門(mén)壁面最大相對(duì)濕度為98%,風(fēng)門(mén)壁面無(wú)水汽凝結(jié)。當(dāng)長(zhǎng)度增大到239 mm時(shí),相對(duì)濕度為50%,風(fēng)門(mén)壁面相對(duì)濕度的變化趨于平緩。

2.3正交分析

根據(jù)上述分析,對(duì)斜管長(zhǎng)度lx、斜管夾角θ、直管長(zhǎng)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(duì)風(fēng)門(mén)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(shí)所得實(shí)驗(yàn)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(duì)風(fēng)門(mén)壁面相對(duì)濕度影響最大,故對(duì)風(fēng)門(mén)壁面相對(duì)濕度影響從主到次的順序依次為斜管夾角、斜管長(zhǎng)度、出口端直管長(zhǎng)度、泄漏口寬度。通過(guò)極差分析,對(duì)比風(fēng)門(mén)壁面最大相對(duì)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(zhǎng)度為292 mm、出口端直管長(zhǎng)度為182 mm、泄漏口寬度為0.4 mm的管路參數(shù)。經(jīng)過(guò)對(duì)優(yōu)選方案的求解相對(duì)濕度分布云圖,如圖8所示。該優(yōu)選方案的風(fēng)門(mén)壁面最大相對(duì)濕度為64%。

表2　相對(duì)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(duì)風(fēng)門(mén)壁面相對(duì)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(shí),隨著泄漏寬度的增加,泄漏量不斷增大,風(fēng)門(mén)壁面相對(duì)濕度隨之下降。斜管長(zhǎng)度的增加,可減小風(fēng)門(mén)壁面相對(duì)濕度。當(dāng)長(zhǎng)度大于臨界點(diǎn)327 mm時(shí),風(fēng)門(mén)未發(fā)生結(jié)霜。當(dāng)兩斜管夾角增大,風(fēng)門(mén)壁面相對(duì)濕度隨之減小,夾角大于臨界點(diǎn)48°時(shí)風(fēng)門(mén)壁面未結(jié)霜。當(dāng)出口端直管長(zhǎng)度增加到165 mm時(shí),風(fēng)門(mén)壁面相對(duì)濕度最大,當(dāng)出口端直管長(zhǎng)度大于臨界點(diǎn)219 mm時(shí),風(fēng)門(mén)壁面不發(fā)生結(jié)霜。

(2)通過(guò)對(duì)影響風(fēng)門(mén)壁面濕度因素的正交分析得出,影響因素的主次順序?yàn)樾惫軍A角、斜管長(zhǎng)度、出口端直管長(zhǎng)度、泄漏口寬度,其優(yōu)選方案的風(fēng)門(mén)壁面最大相對(duì)濕度為64%,風(fēng)門(mén)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(xiàng)目(12541726)；黑龍江省應(yīng)用技術(shù)研究與開(kāi)發(fā)計(jì)劃項(xiàng)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(jī)械設(shè)計(jì)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