导流板布置方式对矿用主要通风机扩散器性能的影响

2021-02-05陈庆光徐聪聪于智伟王伯韬

煤矿安全 2021年1期

陈庆光，徐聪聪，聂鹏，于智伟，王伯韬

（山东科技大学机械电子工程学院，山东青岛266590）

抽出式矿井主要通风机通常都需要在风机出口处加装扩散器，以回收风机出口的部分动压，即利用扩散器将部分动压转变为静压，用于克服矿井通风阻力，从而达到降低风机出口动能损失、提高矿井通风系统运行效率的目的[1]。

关于扩散器的优化设计研究，前人已从其外壁形状、断面扩张系数和扩散角等方面做了大量工作，Zhang 等[2]基于分离涡方法分析了卡门涡发生器安装的位置及其尺寸对某锥形扩散器内流动分离的影响。Chen[3]运用速度势反演法设计了1 种双切流线型扩散器，并对不同断面扩张系数下的模型进行了数值分析，发现断面扩张系数越大，扩散器对于动压的回收能力越强。Yao[4]对混流风机尾部加装的新型扩散器进行了数值模拟与现场实验测试，发现当其仰角增大为10°时，风机的流量及效率得到进一步提升。贾兴豪[5]使用RNG k-ε 湍流模型对加装导流器的弯管内流场进行了数值模拟，结果表明在弯管内合理地加装导流器可以明显地改善弯管内流体的均匀性与稳定性。Walter[6]对速度进口分别为均匀分布及近似风机出口分布2 种进气方案下的扩散器进行了实验研究，发现近似风机出口分布条件下的扩散器压力恢复系数更低且更容易在叶片角区处发生流动分离。孔德才等[7]对现场使用中的扩散器进行实测发现其内部存在涡流区，因而对扩散器的形状给出了改进建议，并指出扩散器效率随工况的改变而变化。艾子健[8]在参考文献［1］中改进型扩散器的基础上加装1 片导流板，并对其进行了多工况模拟计算，结果显示加装导流板后扩散器的扩散效率较无导流板时增加5%左右。

文献检索发现，针对矿用主通风机通过在扩散器内加装导流板来改善其内部流动、减少流动损失的定量研究很少，这在一定程度上限制了扩散器性能的发挥和在工程中的应用效果。同时，矿用主通风机的运行工况随矿井通风要求及风道阻力的改变而变化，因而对风机尾部连接的扩散器进行多工况的模拟是十分必要的，而对于扩散器来讲，工况的改变主要体现在进口速度上。为此，利用CFD 技术对一扩散器内部加装导流板前后不同进口速度下的流场进行数值分析，研究导流板的布置方式对扩散器性能的影响，为扩散器及导流板的配套和优化设计提供参考。

1 扩散器几何模型与性能参数

1.1 几何模型

在参考文献［1］中改进型扩散器基础上加装导流板。由于导流板沿径向分割流道的方式对缓慢转弯风道内流场的均匀性影响较小[9]，因此在沿径向均分流道的位置上安装1 片导流板。安装上述导流板的扩散器模型如图1，通过改变导流板的中心角θ和起始角α，来分析二者对扩散器扩散效率与压力恢复系数的影响规律。

1.2 性能参数

扩散器的性能参数主要有压力恢复系数CP及扩散效率η，为便于说明上述2 个参数，首先列出扩散器进、出口断面的能量方程与连续性方程：

图1 带有导流板的扩散器几何模型Fig.1 Geometric model of diffuser with deflector

式中：p1、p2分别为扩散器进、出口截面上的静压，Pa；ρ 为空气密度，kg/m3；V1、V2分别为扩散器进、出口截面气流的平均速度，m/s；△h 为扩散器阻力损失，Pa，△h＝ξρV12/2；ξ 为扩散器阻力系数；A1、A2分别为扩散器进、出口截面积，m2。

压力恢复系数CP表示扩散器所回收的静压与进口断面动压的比值，也直接反映了扩散器回收静压能力的大小，其定义式为:

由式（1）、式（2）可知，式（3）还可写为：

当扩散器阻力系数ξ 为0 时，式（4）可写为：

式中：CPi表示扩散器的理想压力恢复系数。

扩散器的扩散效率η 定义为压力恢复系数与理想压力恢复系数的比值，即：η=CPi/CPi×100%，扩散效率可以用来评价具有相同进、出口断面面积的扩散器的性能，因此，采用压力恢复系数CP及扩散效率η 作为衡量扩散器性能的参数。

2 数值计算方法

1）网格划分与网格无关性验证。对扩散器进行结构网格划分，在满足湍流模型要求的y+的基础上，对扩散器弯道及导流板壁面附近的网格节点进行加密。在多套网格数下计算进行网格无关性验证，综合考虑计算精度与计算时间，最终选择的网格数为275 016。

2）数值方法与边界条件。采用基于有限体积法的SIMPLEC 数值解法对扩散器进行定常计算，考虑到扩散器内流场流线弯曲程度较大及弯曲壁面附近湍动能的强烈交换，因此湍流模型选用RNG k-ε 模型[10]，近壁面区域选用增强壁面函数进行求解。在扩散器进口采用速度进口条件，速度方向为轴向，所考虑的3 种进口速度分别为9、17、25 m/s；在扩散器出口采用压力出口条件，取相对静压pout=0 Pa；扩散器和导流板的壁面均采用无滑移条件。

3 计算结果

对于布置在缓转弯道内的导流板而言，当其中心角θ 小于30°时，导流板对弯道内部流场起到的导流作用很小[9]，因此导流板中心角θ 最小设置为35°，并逐步增大至45°与60°。导流板中心角θ 决定着导流板的尺寸，而导流板起始角α 决定着导流板在扩散器内的位置，为了全面考察导流板位置对扩散器性能的影响，同时避免过多的计算情况，导流板起始角α 最小设置为0°，并以5°为间隔递增，直至导流板尾部到达扩散器出口。

首先对导流板中心角θ 为35°时，未安装导流板与导流板起始角α 分别为0°、5°、10°、15°、20°、25°共7 种情况的扩散器进行3 种进口速度条件下的流场数值模拟。θ=35°时压力恢复系数CP和扩散效率η 的变化如图2，中心角θ 为35°，进口速度为25 m/s 时各起始角下扩散器垂直中截面的速度云图与流线如图3。

图2 θ=35°时压力恢复系数CP 和扩散效率η 的变化Fig.2 Change of pressure recovery coefficient CP and diffusion efficiency η when θ=35°

图3 θ=35°，V=25 m/s 时扩散器垂直中截面上的速度云图与流线Fig.3 Velocity contour and streamtraces on the vertical mid-section of the diffuser when θ=35° and V=25 m/s

由图2 可以看出，3 种进口速度下，除起始角α为0°外，在其他情况下，扩散器的压力恢复系数与扩散效率均随着导流板起始角α 的增大而增大。当起始角α 达到最大25°时，二者也达到最大值，且与未安装导流板的扩散器相比，二者均提高17.4%以上。可见，将导流板布置在扩散器流形变化较大的弯道中部至出口段，对于提高扩散器的性能具有显著效果。

从图3 中可看出，无导流板的扩散器内部无明显的涡流，出口也未出现回流，但当流体转向时，在离心力作用下，大量流体被甩到曲率半径更大的外侧壁面，造成外壁区域流体的积聚，形成了约占1/2流道的低速区。该低速区内气流在逆压梯度下极易发生流动分离，增加流动损失。加装导流板后，随着其起始角α 的增大，扩散器外侧的低速区逐渐减小，气流的均匀性逐渐改善，扩散器的性能也会逐渐提高，这与上述扩散器压力恢复系数与扩散效率的变化趋势是一致的。从图5 中的流线分布还可看出，当导流板起始角α 增大至10°时，导流板头部开始出现二次流，且起始角α 越大，二次流的影响区域越大。这是因为流体转向时，导流板分隔开的上、下流道各形成了局部低速区，以起始角α=25°时为例，L1区域由于压力较大阻碍了部分上游来流的正常流动，使气流被迫转向导流板的下方，由此形成二次流，其方向如图3 中的箭头。

为进一步考察导流板中心角大小对扩散器性能的影响，现对3 种进口速度下，中心角为45°、起始角分别为0°、5°、10°、15°及中心角为60°共5 种情况的扩散器内部流场进行数值模拟。θ=45°、60°时压力恢复系数CP和扩散效率η 的变化如图4。中心角为45°时扩散器垂直中截面上的速度云图与流线从图5。

图4 θ=45°、60°时压力恢复系数CP 和扩散效率η 的变化Fig.4 Changes of pressure recovery coefficient CP and diffusion efficiency η when θ=45° and 60°

图5 θ=45°、60°，V=25 m/s 时扩散器垂直中截面上的速度云图与流线Fig.5 Velocity contour and streamtraces on the vertical mid-section of the diffuser when θ=45°, 60°, V=25 m/s

从图4 可以看出，当中心角为45°时，随着起始角的增大，压力恢复系数与扩散效率也逐渐增加，并在起始角达到15°时，二者均达到最大值，且与无导流板的扩散器相比均提高了19%左右。

从图5 可看出，增大导流板中心角，弯道内的流动更趋于均匀，低速区域也仅限于被导流板分隔的上、下流道底部的局部区域，二次流的影响区域较此前显著缩小。当中心角进一步增大至60°时，压力恢复系数与扩散效率较中心角为45°时又有近6%的提高，与无导流板的扩散器相比二者均提高了25%左右。从图5 也可看出，导流板中心角为60°时其上方的小范围低速区面积较小，且距离导流板头部较远，因而对上游来流的阻碍作用也较小，所形成的二次流已很微弱。由此可见，与无导流板的扩散器相比，由于导流板的导流作用，显著缩小了流体的积聚区域，气流的均匀性得到明显改善。