陳慶光，徐聰聰，聶 鵬，于智偉，王伯韜

（山東科技大學(xué) 機(jī)械電子工程學(xué)院，山東 青島266590）

抽出式礦井主要通風(fēng)機(jī)通常都需要在風(fēng)機(jī)出口處加裝擴(kuò)散器，以回收風(fēng)機(jī)出口的部分動(dòng)壓，即利用擴(kuò)散器將部分動(dòng)壓轉(zhuǎn)變?yōu)殪o壓，用于克服礦井通風(fēng)阻力，從而達(dá)到降低風(fēng)機(jī)出口動(dòng)能損失、提高礦井通風(fēng)系統(tǒng)運(yùn)行效率的目的[1]。

關(guān)于擴(kuò)散器的優(yōu)化設(shè)計(jì)研究，前人已從其外壁形狀、斷面擴(kuò)張系數(shù)和擴(kuò)散角等方面做了大量工作，Zhang 等[2]基于分離渦方法分析了卡門渦發(fā)生器安裝的位置及其尺寸對(duì)某錐形擴(kuò)散器內(nèi)流動(dòng)分離的影響。Chen[3]運(yùn)用速度勢(shì)反演法設(shè)計(jì)了1 種雙切流線型擴(kuò)散器，并對(duì)不同斷面擴(kuò)張系數(shù)下的模型進(jìn)行了數(shù)值分析，發(fā)現(xiàn)斷面擴(kuò)張系數(shù)越大，擴(kuò)散器對(duì)于動(dòng)壓的回收能力越強(qiáng)。Yao[4]對(duì)混流風(fēng)機(jī)尾部加裝的新型擴(kuò)散器進(jìn)行了數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)測(cè)試，發(fā)現(xiàn)當(dāng)其仰角增大為10°時(shí)，風(fēng)機(jī)的流量及效率得到進(jìn)一步提升。賈興豪[5]使用RNG k-ε 湍流模型對(duì)加裝導(dǎo)流器的彎管內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明在彎管內(nèi)合理地加裝導(dǎo)流器可以明顯地改善彎管內(nèi)流體的均勻性與穩(wěn)定性。Walter[6]對(duì)速度進(jìn)口分別為均勻分布及近似風(fēng)機(jī)出口分布2 種進(jìn)氣方案下的擴(kuò)散器進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)近似風(fēng)機(jī)出口分布條件下的擴(kuò)散器壓力恢復(fù)系數(shù)更低且更容易在葉片角區(qū)處發(fā)生流動(dòng)分離?？椎虏诺萚7]對(duì)現(xiàn)場(chǎng)使用中的擴(kuò)散器進(jìn)行實(shí)測(cè)發(fā)現(xiàn)其內(nèi)部存在渦流區(qū)，因而對(duì)擴(kuò)散器的形狀給出了改進(jìn)建議，并指出擴(kuò)散器效率隨工況的改變而變化。艾子健[8]在參考文獻(xiàn)［1］中改進(jìn)型擴(kuò)散器的基礎(chǔ)上加裝1 片導(dǎo)流板，并對(duì)其進(jìn)行了多工況模擬計(jì)算，結(jié)果顯示加裝導(dǎo)流板后擴(kuò)散器的擴(kuò)散效率較無(wú)導(dǎo)流板時(shí)增加5%左右。

文獻(xiàn)檢索發(fā)現(xiàn)，針對(duì)礦用主通風(fēng)機(jī)通過(guò)在擴(kuò)散器內(nèi)加裝導(dǎo)流板來(lái)改善其內(nèi)部流動(dòng)、減少流動(dòng)損失的定量研究很少，這在一定程度上限制了擴(kuò)散器性能的發(fā)揮和在工程中的應(yīng)用效果。同時(shí)，礦用主通風(fēng)機(jī)的運(yùn)行工況隨礦井通風(fēng)要求及風(fēng)道阻力的改變而變化，因而對(duì)風(fēng)機(jī)尾部連接的擴(kuò)散器進(jìn)行多工況的模擬是十分必要的，而對(duì)于擴(kuò)散器來(lái)講，工況的改變主要體現(xiàn)在進(jìn)口速度上。為此，利用CFD 技術(shù)對(duì)一擴(kuò)散器內(nèi)部加裝導(dǎo)流板前后不同進(jìn)口速度下的流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值分析，研究導(dǎo)流板的布置方式對(duì)擴(kuò)散器性能的影響，為擴(kuò)散器及導(dǎo)流板的配套和優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 擴(kuò)散器幾何模型與性能參數(shù)

1.1 幾何模型

在參考文獻(xiàn)［1］中改進(jìn)型擴(kuò)散器基礎(chǔ)上加裝導(dǎo)流板。由于導(dǎo)流板沿徑向分割流道的方式對(duì)緩慢轉(zhuǎn)彎風(fēng)道內(nèi)流場(chǎng)的均勻性影響較小[9]，因此在沿徑向均分流道的位置上安裝1 片導(dǎo)流板。安裝上述導(dǎo)流板的擴(kuò)散器模型如圖1，通過(guò)改變導(dǎo)流板的中心角θ和起始角α，來(lái)分析二者對(duì)擴(kuò)散器擴(kuò)散效率與壓力恢復(fù)系數(shù)的影響規(guī)律。

1.2 性能參數(shù)

擴(kuò)散器的性能參數(shù)主要有壓力恢復(fù)系數(shù)CP及擴(kuò)散效率η，為便于說(shuō)明上述2 個(gè)參數(shù)，首先列出擴(kuò)散器進(jìn)、出口斷面的能量方程與連續(xù)性方程：

圖1 帶有導(dǎo)流板的擴(kuò)散器幾何模型Fig.1 Geometric model of diffuser with deflector

式中：p1、p2分別為擴(kuò)散器進(jìn)、出口截面上的靜壓，Pa；ρ 為空氣密度，kg/m3；V1、V2分別為擴(kuò)散器進(jìn)、出口截面氣流的平均速度，m/s；△h 為擴(kuò)散器阻力損失，Pa，△h＝ξρV12/2；ξ 為擴(kuò)散器阻力系數(shù)；A1、A2分別為擴(kuò)散器進(jìn)、出口截面積，m2。

壓力恢復(fù)系數(shù)CP表示擴(kuò)散器所回收的靜壓與進(jìn)口斷面動(dòng)壓的比值，也直接反映了擴(kuò)散器回收靜壓能力的大小，其定義式為:

由式（1）、式（2）可知，式（3）還可寫為：

當(dāng)擴(kuò)散器阻力系數(shù)ξ 為0 時(shí)，式（4）可寫為：

式中：CPi表示擴(kuò)散器的理想壓力恢復(fù)系數(shù)。

擴(kuò)散器的擴(kuò)散效率η 定義為壓力恢復(fù)系數(shù)與理想壓力恢復(fù)系數(shù)的比值，即：η=CPi/CPi×100%，擴(kuò)散效率可以用來(lái)評(píng)價(jià)具有相同進(jìn)、出口斷面面積的擴(kuò)散器的性能，因此，采用壓力恢復(fù)系數(shù)CP及擴(kuò)散效率η 作為衡量擴(kuò)散器性能的參數(shù)。

2 數(shù)值計(jì)算方法

1）網(wǎng)格劃分與網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。對(duì)擴(kuò)散器進(jìn)行結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，在滿足湍流模型要求的y+的基礎(chǔ)上，對(duì)擴(kuò)散器彎道及導(dǎo)流板壁面附近的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加密。在多套網(wǎng)格數(shù)下計(jì)算進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，綜合考慮計(jì)算精度與計(jì)算時(shí)間，最終選擇的網(wǎng)格數(shù)為275 016。

2）數(shù)值方法與邊界條件。采用基于有限體積法的SIMPLEC 數(shù)值解法對(duì)擴(kuò)散器進(jìn)行定常計(jì)算，考慮到擴(kuò)散器內(nèi)流場(chǎng)流線彎曲程度較大及彎曲壁面附近湍動(dòng)能的強(qiáng)烈交換，因此湍流模型選用RNG k-ε 模型[10]，近壁面區(qū)域選用增強(qiáng)壁面函數(shù)進(jìn)行求解。在擴(kuò)散器進(jìn)口采用速度進(jìn)口條件，速度方向?yàn)檩S向，所考慮的3 種進(jìn)口速度分別為9、17、25 m/s；在擴(kuò)散器出口采用壓力出口條件，取相對(duì)靜壓pout=0 Pa；擴(kuò)散器和導(dǎo)流板的壁面均采用無(wú)滑移條件。

3 計(jì)算結(jié)果

對(duì)于布置在緩轉(zhuǎn)彎道內(nèi)的導(dǎo)流板而言，當(dāng)其中心角θ 小于30°時(shí)，導(dǎo)流板對(duì)彎道內(nèi)部流場(chǎng)起到的導(dǎo)流作用很小[9]，因此導(dǎo)流板中心角θ 最小設(shè)置為35°，并逐步增大至45°與60°。導(dǎo)流板中心角θ 決定著導(dǎo)流板的尺寸，而導(dǎo)流板起始角α 決定著導(dǎo)流板在擴(kuò)散器內(nèi)的位置，為了全面考察導(dǎo)流板位置對(duì)擴(kuò)散器性能的影響，同時(shí)避免過(guò)多的計(jì)算情況，導(dǎo)流板起始角α 最小設(shè)置為0°，并以5°為間隔遞增，直至導(dǎo)流板尾部到達(dá)擴(kuò)散器出口。

首先對(duì)導(dǎo)流板中心角θ 為35°時(shí)，未安裝導(dǎo)流板與導(dǎo)流板起始角α 分別為0°、5°、10°、15°、20°、25°共7 種情況的擴(kuò)散器進(jìn)行3 種進(jìn)口速度條件下的流場(chǎng)數(shù)值模擬。θ=35°時(shí)壓力恢復(fù)系數(shù)CP和擴(kuò)散效率η 的變化如圖2，中心角θ 為35°，進(jìn)口速度為25 m/s 時(shí)各起始角下擴(kuò)散器垂直中截面的速度云圖與流線如圖3。

圖2 θ=35°時(shí)壓力恢復(fù)系數(shù)CP 和擴(kuò)散效率η 的變化Fig.2 Change of pressure recovery coefficient CP and diffusion efficiency η when θ=35°

圖3 θ=35°，V=25 m/s 時(shí)擴(kuò)散器垂直中截面上的速度云圖與流線Fig.3 Velocity contour and streamtraces on the vertical mid-section of the diffuser when θ=35° and V=25 m/s

由圖2 可以看出，3 種進(jìn)口速度下，除起始角α為0°外，在其他情況下，擴(kuò)散器的壓力恢復(fù)系數(shù)與擴(kuò)散效率均隨著導(dǎo)流板起始角α 的增大而增大。當(dāng)起始角α 達(dá)到最大25°時(shí)，二者也達(dá)到最大值，且與未安裝導(dǎo)流板的擴(kuò)散器相比，二者均提高17.4%以上。可見(jiàn)，將導(dǎo)流板布置在擴(kuò)散器流形變化較大的彎道中部至出口段，對(duì)于提高擴(kuò)散器的性能具有顯著效果。

從圖3 中可看出，無(wú)導(dǎo)流板的擴(kuò)散器內(nèi)部無(wú)明顯的渦流，出口也未出現(xiàn)回流，但當(dāng)流體轉(zhuǎn)向時(shí)，在離心力作用下，大量流體被甩到曲率半徑更大的外側(cè)壁面，造成外壁區(qū)域流體的積聚，形成了約占1/2流道的低速區(qū)。該低速區(qū)內(nèi)氣流在逆壓梯度下極易發(fā)生流動(dòng)分離，增加流動(dòng)損失。加裝導(dǎo)流板后，隨著其起始角α 的增大，擴(kuò)散器外側(cè)的低速區(qū)逐漸減小，氣流的均勻性逐漸改善，擴(kuò)散器的性能也會(huì)逐漸提高，這與上述擴(kuò)散器壓力恢復(fù)系數(shù)與擴(kuò)散效率的變化趨勢(shì)是一致的。從圖5 中的流線分布還可看出，當(dāng)導(dǎo)流板起始角α 增大至10°時(shí)，導(dǎo)流板頭部開(kāi)始出現(xiàn)二次流，且起始角α 越大，二次流的影響區(qū)域越大。這是因?yàn)榱黧w轉(zhuǎn)向時(shí)，導(dǎo)流板分隔開(kāi)的上、下流道各形成了局部低速區(qū)，以起始角α=25°時(shí)為例，L1區(qū)域由于壓力較大阻礙了部分上游來(lái)流的正常流動(dòng)，使氣流被迫轉(zhuǎn)向?qū)Я靼宓南路?，由此形成二次流，其方向如圖3 中的箭頭。

為進(jìn)一步考察導(dǎo)流板中心角大小對(duì)擴(kuò)散器性能的影響，現(xiàn)對(duì)3 種進(jìn)口速度下，中心角為45°、起始角分別為0°、5°、10°、15°及中心角為60°共5 種情況的擴(kuò)散器內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬。θ=45°、60°時(shí)壓力恢復(fù)系數(shù)CP和擴(kuò)散效率η 的變化如圖4。中心角為45°時(shí)擴(kuò)散器垂直中截面上的速度云圖與流線從圖5。

圖4 θ=45°、60°時(shí)壓力恢復(fù)系數(shù)CP 和擴(kuò)散效率η 的變化Fig.4 Changes of pressure recovery coefficient CP and diffusion efficiency η when θ=45° and 60°

圖5 θ=45°、60°，V=25 m/s 時(shí)擴(kuò)散器垂直中截面上的速度云圖與流線Fig.5 Velocity contour and streamtraces on the vertical mid-section of the diffuser when θ=45°, 60°, V=25 m/s

從圖4 可以看出，當(dāng)中心角為45°時(shí)，隨著起始角的增大，壓力恢復(fù)系數(shù)與擴(kuò)散效率也逐漸增加，并在起始角達(dá)到15°時(shí)，二者均達(dá)到最大值，且與無(wú)導(dǎo)流板的擴(kuò)散器相比均提高了19%左右。

從圖5 可看出，增大導(dǎo)流板中心角，彎道內(nèi)的流動(dòng)更趨于均勻，低速區(qū)域也僅限于被導(dǎo)流板分隔的上、下流道底部的局部區(qū)域，二次流的影響區(qū)域較此前顯著縮小。當(dāng)中心角進(jìn)一步增大至60°時(shí)，壓力恢復(fù)系數(shù)與擴(kuò)散效率較中心角為45°時(shí)又有近6%的提高，與無(wú)導(dǎo)流板的擴(kuò)散器相比二者均提高了25%左右。從圖5 也可看出，導(dǎo)流板中心角為60°時(shí)其上方的小范圍低速區(qū)面積較小，且距離導(dǎo)流板頭部較遠(yuǎn)，因而對(duì)上游來(lái)流的阻礙作用也較小，所形成的二次流已很微弱。由此可見(jiàn)，與無(wú)導(dǎo)流板的擴(kuò)散器相比，由于導(dǎo)流板的導(dǎo)流作用，顯著縮小了流體的積聚區(qū)域，氣流的均勻性得到明顯改善。

4 結(jié) 語(yǔ)

對(duì)礦用主通風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器在多種導(dǎo)流板布置方式和進(jìn)口速度條件下的流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，數(shù)值分析了導(dǎo)流板的布置方式對(duì)擴(kuò)散器性能的影響，得到以下主要結(jié)論：

1）當(dāng)擴(kuò)散器內(nèi)部無(wú)導(dǎo)流板時(shí)，氣流轉(zhuǎn)向時(shí)受離心力作用會(huì)被甩向外側(cè)壁面，從而在擴(kuò)散器的底部積聚形成低速區(qū)，阻礙上游來(lái)流，增大流動(dòng)損失。

2）在加裝導(dǎo)流板中心角較小的情況下，安裝起始角越大，擴(kuò)散器底部的低速區(qū)越小，壓力恢復(fù)系數(shù)與擴(kuò)散效率越高；在某些安裝起始角下，導(dǎo)流板頭部出現(xiàn)二次流，這主要由于上流道底部低速區(qū)阻礙了上游來(lái)流所致，并因此降低了擴(kuò)散器性能。

3）隨著導(dǎo)流板中心角的增大，各起始角下擴(kuò)散器內(nèi)的氣流更趨于均勻，導(dǎo)流板頭部的二次流影響區(qū)域也逐漸減小。當(dāng)導(dǎo)流板中心角達(dá)到60°時(shí)，上、下兩流道內(nèi)的流體積聚現(xiàn)象已得到明顯改善，消除了二次流，可顯著提高擴(kuò)散器的性能。