傾斜式礦井主扇擴(kuò)散塔流場特性分析

傾斜式礦井主扇擴(kuò)散塔流場特性分析

主扇是煤礦生產(chǎn)系統(tǒng)中的重要呼吸設(shè)備。它的特點(diǎn)是整個(gè)工作時(shí)間和能耗的比例都很大，占煤礦生產(chǎn)能耗的25%左右。通過將主扇能耗轉(zhuǎn)化為全壓，可以克服礦山阻力，補(bǔ)償擴(kuò)散塔的能耗損失，并克服擴(kuò)散塔的結(jié)構(gòu)阻力。結(jié)構(gòu)阻力損失主要包括：局部彎曲阻力的能量損失、液位吸附性能的反射能力和擴(kuò)散塔的摩擦阻力。擴(kuò)散塔回收率的結(jié)果與擴(kuò)散塔的結(jié)構(gòu)阻力值直接相關(guān)。由于全礦總廢水需要通過擴(kuò)散塔排放，入口流量大，風(fēng)速高。擴(kuò)散塔的液體動力學(xué)性能和出流面的流量動力學(xué)性能對實(shí)現(xiàn)主扇能量的有效利用有很大影響。1擴(kuò)散塔性能評價(jià)指標(biāo)評價(jià)擴(kuò)散塔性能參數(shù)有基于總流伯努利能量簡化方程的擴(kuò)散塔阻力系數(shù),基于擴(kuò)散塔動能回收率的擴(kuò)散塔效率,基于總流伯努利能量方程的主扇擴(kuò)散塔效率,基于流體動力學(xué)的靜壓恢復(fù)系數(shù)和擴(kuò)散塔擴(kuò)散效率,以及附屬于擴(kuò)散塔物理模型的斷面擴(kuò)大系數(shù)和雷諾數(shù)等.上述評價(jià)參數(shù),可歸總為擴(kuò)散塔形體性能系數(shù)、擴(kuò)散塔流體動力學(xué)性能系數(shù)、擴(kuò)散塔出流斷面流體動力學(xué)性能系數(shù).1.1擴(kuò)散塔體長性能系數(shù)擴(kuò)散塔形體參數(shù)包括擴(kuò)散塔斷面擴(kuò)大系數(shù)、擴(kuò)散塔高度、擴(kuò)散塔入口斷面面積、擴(kuò)散塔出口斷面面積、擴(kuò)散彎道外輪廓線轉(zhuǎn)角、擴(kuò)散彎道外輪廓線引線長度、擴(kuò)散彎道外輪廓線延長線長度、擴(kuò)散彎道內(nèi)輪廓線轉(zhuǎn)角、擴(kuò)散彎道內(nèi)輪廓線引線長度、擴(kuò)散彎道內(nèi)輪廓線延長線長度等.其中,擴(kuò)散塔斷面擴(kuò)大系數(shù)是最重要的擴(kuò)散塔形體性能系數(shù),其計(jì)算式如公式(1)所示.式中,n:斷面擴(kuò)大系數(shù);Sout:擴(kuò)散器出口斷面面積,m2;Sin:擴(kuò)散器入口斷面面積,m2.1.2擴(kuò)散塔性能系數(shù)擴(kuò)散塔流體動力學(xué)性能系數(shù)主要有擴(kuò)散塔結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)、擴(kuò)散塔靜壓恢復(fù)效率、擴(kuò)散塔擴(kuò)散效率等.其中,擴(kuò)散塔結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)和擴(kuò)散塔擴(kuò)散效率是最重要的擴(kuò)散塔流體動力學(xué)性能系數(shù),通過整理和演繹,其計(jì)算公式如公式(2)、公式(3)所示.式中,ξ:結(jié)構(gòu)阻力系數(shù);Cp:靜壓恢復(fù)效率.式中,η:擴(kuò)散效率.1.3擴(kuò)散塔出流均勻度擴(kuò)散塔出流斷面流體動力學(xué)性能系數(shù)包括擴(kuò)散塔出口斷面速度分布均勻度和擴(kuò)散塔出流斷面動壓能損失分布均勻度,其計(jì)算式依次如公式(4)、公式(5)所示.式中,:風(fēng)速分布均勻度;ν:出口某點(diǎn)風(fēng)速,m/s;出口斷面積分平均風(fēng)速,m/s.2斜式擴(kuò)散塔值模擬及結(jié)果分析2.1傾斜式擴(kuò)散塔入口速度邊界條件物理模型是某礦正在運(yùn)行中的傾斜式礦井主扇擴(kuò)散塔為實(shí)體模型,該擴(kuò)散塔高5.1m,入口斷面為2.80m×3.34m,出口斷面為2.8m×5.25m,斷面擴(kuò)大系數(shù)為1.57,其結(jié)構(gòu)形式如圖1所示.利用Fluent6.0大型商業(yè)化計(jì)算流體力學(xué)軟件包,進(jìn)行了傾斜式礦井主扇擴(kuò)散塔的多工況數(shù)值模擬計(jì)算,入口為速度入口邊界條件、出口為壓力出流邊界條件、筒體為絕熱無滑移壁面邊界條件、流動為穩(wěn)態(tài)流動;模型選用重整化群к-ε雙參數(shù)湍流模型、迭代算法采用二階壓力精度的SIMPLE算法.對于傾斜式擴(kuò)散塔入口速度邊界條件的設(shè)定,需要特別說明的是:在主扇葉輪的上游,空氣受到輪彀阻擋,其中部速度較小,在流動速度分布上出現(xiàn)了一個(gè)凹陷;在主扇葉輪下游是尾流區(qū),同樣也形成凹陷;由于來自主扇的氣流經(jīng)過較短的距離就進(jìn)入擴(kuò)散塔的工程實(shí)際,須將主扇擴(kuò)散塔的入口來流視為非均勻平行流.所以,在初始化入口速度時(shí),用profile文件給定非均勻分布的入口速度值,其積分平均速度(單位:m/s)依次為6.00、7.00、8.00、9.00、10.00、10.90、12.54、12.87、14.00、15.10、16.00、16.82、18.10、18.80、20.00、21.14、22.00、23.00、24.00、24.50、26.17、27.17、28.18、29.10、30.00、31.00、32.00、33.00共28種工況.2.2擴(kuò)散塔流體動力學(xué)性能利用傾斜式礦井主扇擴(kuò)散塔28個(gè)入口工況的數(shù)值計(jì)算結(jié)果,其出流斷面速度分布均勻度和出流斷面動壓能損失分布均勻度,如圖2和圖3所示.從圖2可以看出,在傾斜式礦井主扇擴(kuò)散塔的出流斷面上,其出流斷面內(nèi)側(cè)存在反向吸風(fēng)區(qū)域,該區(qū)域面積約占擴(kuò)散塔出口面積的1/3.從圖3可以看出,傾斜式擴(kuò)散塔出流斷面上動壓能分布均勻度差,且存在反向動壓能區(qū)域,該區(qū)域也約占擴(kuò)散塔出口斷面面積的1/3.由此,傾斜式礦井主扇擴(kuò)散塔的實(shí)際出口面積僅為其物理出口面積的2/3左右,導(dǎo)致其出流速度進(jìn)一步增加和動壓能損失進(jìn)一步加大,其結(jié)果必然是傾斜式礦井主扇擴(kuò)散塔的出流流體動力學(xué)性能差.對于傾斜式礦井主扇擴(kuò)散塔的擴(kuò)散塔流體動力學(xué)性能系數(shù),將在數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比分析中,一并討論.3實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ秃脱b置傾斜式礦井主扇擴(kuò)散塔實(shí)驗(yàn)分為模型實(shí)驗(yàn)和現(xiàn)場試驗(yàn),其裝置依次如圖4、圖5所示.依據(jù)某煤礦主扇擴(kuò)散塔實(shí)體,遵循相似原理,設(shè)計(jì)制作了傾斜式擴(kuò)散塔實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ腿肟诔叽?30mm×190mm、出口尺寸361mm×190mm,對應(yīng)于原型的入口尺寸3.34m×2.80m、出口尺寸5.25m×2.80m,模型與原型之間的比例為1:14.53;模型材料為寶龍板;利用了8386A多參數(shù)通風(fēng)表測風(fēng)速,YJB-1500補(bǔ)償微壓計(jì)測氣流全壓和動壓,數(shù)碼相機(jī)拍攝模型實(shí)驗(yàn)照片;用3m長帆布風(fēng)筒連接擴(kuò)散塔模型和實(shí)驗(yàn)動力裝置,動力裝置為YBT-2.2軸流風(fēng)機(jī);通過調(diào)節(jié)風(fēng)機(jī)吸入口處厚紙片堆積密度,控制實(shí)驗(yàn)所需風(fēng)量.傾斜式擴(kuò)散塔模型實(shí)驗(yàn)工況共計(jì)5個(gè),其入口速度(單位:m/s)依次為10.5、16.0、27.3、32.5、34.0.另外,傾斜式礦井主扇擴(kuò)散塔的現(xiàn)場試驗(yàn)中,動力裝置為BD-Ⅱ-6№16對旋式主扇,進(jìn)行了4個(gè)工況的現(xiàn)場測試,其入口速度(單位:m/s)依次為10.80、15.70、16.20、18.10.擴(kuò)散塔出流斷面的速度測定中,借用網(wǎng)格劃分方法進(jìn)行測點(diǎn)布置,模型實(shí)驗(yàn)和現(xiàn)場試驗(yàn)中傾斜式擴(kuò)散器出口測點(diǎn)分布圖,測點(diǎn)數(shù)依次為9×12、6×9(豎直方向測點(diǎn)數(shù)×水平方向測點(diǎn)數(shù)),依次如圖6、圖7所示.利用傾斜式擴(kuò)散塔的數(shù)值計(jì)算、模型實(shí)驗(yàn)和現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果,3種研究手段的擴(kuò)散塔流體動力學(xué)對比分析,如圖8、圖9所示.另外,模型實(shí)驗(yàn)和現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)中傾斜式擴(kuò)散塔的出流斷面流體動力學(xué)性能,如圖10~圖13所示.上述表象發(fā)生的內(nèi)在原因是傾斜式擴(kuò)散塔的輪廓線與擴(kuò)散塔入口來流不匹配.鑒于此,從基于來流流場特性與出流流場要求的角度,優(yōu)化抽出式通風(fēng)系統(tǒng)的軸流式礦井主扇擴(kuò)散塔擴(kuò)散器結(jié)構(gòu),提出了節(jié)能型礦井主通風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器初步設(shè)計(jì).5模型實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析1)擴(kuò)散塔是主扇重要的附屬裝置,其對提高主扇運(yùn)行靜壓效率影響顯著.2)數(shù)值計(jì)算、模型實(shí)驗(yàn)和現(xiàn)場試驗(yàn)表明,由于傾斜式主扇擴(kuò)散塔輪廓線與來流流場不匹配從而導(dǎo)致其流體動力學(xué)性能和出流斷面流體動力學(xué)差,且轉(zhuǎn)化為純阻力源,增加了主扇的無功電耗.3)從優(yōu)化主扇擴(kuò)散塔結(jié)構(gòu)的角度實(shí)現(xiàn)主扇附屬裝置的結(jié)構(gòu)節(jié)能從而提高主扇運(yùn)行靜壓效率及實(shí)現(xiàn)降低煤礦生產(chǎn)電耗強(qiáng)度是有效途徑.從圖8、圖9可以看出,借助3種研究手段所得的傾斜式擴(kuò)散塔結(jié)構(gòu)阻力、擴(kuò)散效率隨入口速度的變化曲線,其結(jié)果基本一致,這說明傾斜式擴(kuò)散塔的數(shù)值模擬結(jié)果是可信的.對比分析圖6、圖7及圖10至圖13可以看出,3種研究手段所得結(jié)果均表明傾斜式擴(kuò)散塔出流斷面流體動力學(xué)性差,內(nèi)側(cè)存在著占了出口斷面面積約1/3的反向吸風(fēng)渦流耗散區(qū).綜合上述兩個(gè)方面,說明了傾斜式擴(kuò)散塔結(jié)構(gòu)阻力大及出流斷面流體動力性能差,導(dǎo)致傾斜式擴(kuò)散塔未能有效回收主扇出口動能損失反而增加主扇的無功電耗.例如,在傾斜式擴(kuò)散塔數(shù)值計(jì)算的入口風(fēng)量為8473m3/min時(shí),其對礦井主扇的能耗貢獻(xiàn)值為增加了9.26kW主扇電耗(