矿井智能通风是指通过智能控制实现按需供风，稳定、经济地向矿井连续输送新鲜空气，稀释并排出有害气体和粉尘，改善矿井空气质量，并在救灾时具有一定智能调控风流的作业（周福宝等，2020）。传统的风流调控措施为人工或半人工调控，难以满足矿井智能通风要求，且在条件特殊的巷道内无法实现对风流的调控或调控无法达到预期效果。矿用空气幕是一种能实现在较复杂情况的巷道中对风流进行智能调控且不影响巷道中设备运输和人员工作的新型风流调控技术。

20世纪60年代，我国开始引入空气幕技术。徐竹云等（1988，1989）率先得出了空气幕有效压力理论，并据此研制出能够代替风门来隔断运输巷道漏风的矿用空气幕。但前人开展的工作绝大部分局限于试验研究，对空气幕设计主要依靠经验公式，空气幕内分流流场情况尚不清楚，因而设计出来的空气幕难免存在一些不合理的因素。因此，将数值模拟技术运用于矿用空气幕的研究中，对研究空气幕及其内部流体的流动状況具有重要意义（王花平，2008；Hu et al.，2008）。Vittori et al.（2012）利用多变量方法并结合数值模拟，发现高雷诺数的空气幕效果更好。赵玲等（2011，2015）利用Fluent模拟得出循环型空气幕送风角度应为10°~30°。随后，王鹏飞等（2010，2015）运用平面射流理论将空气幕应用于综采工作面隔尘。陶亮亮等（2021）运用FDS对地铁隧道火灾进行分析，得到了空气幕射流角度与射流速度对于地铁隧道内温度及流场分布的影响。

综上所述，国内外研究主要针对单风机空气幕开展理论研究与技术应用（王海宁等，2007；刘成敏等，2015）。然而，单机风幕难以高效地截断、引射风流，不易实现风流调控（Luo et al.，2013；Gao et al.，2012）。Gupta et al.（2006）通过试验改变空气幕的射流角度和排烟风速，对双边空气幕阻隔效率进行讨论，发现采用双机并联的方式对巷道风流进行控制的效果明显优于单机风幕，可实现对巷道风流的阻隔、引射和增阻等调节（吴晓明，2014；Severino et al.，2013；王海宁，2012）。目前针对双机并联复式空气幕工作条件影响因素的研究相对较少。因此，本文对双机并联复式空气幕工作效率的影响因素进行了相关研究，通过设定影响因素参数范围，运用数值模拟方法研究巷道内空气幕的风机全压和射流角度对巷道隔断压差的影响及其规律，探寻双机并联的复式空气幕对巷道风流隔断能力最强时的风机全压和射流角度的条件范围，为探寻空气幕最佳工作条件提供参考依据。

我国金属矿山多采用竖井和斜坡道联合开拓。在长期地压和频繁行车等多重因素的共同作用下，风门受损严重，管理维修极为不便，因此需要设置空气幕来进行风流调控。本文将所研究的巷道模拟参数设定为宽4.2 m，高3.5 m，横截面积为14.7 m²。

为了研究空气幕射流与巷道风流在巷道中的相互作用，基于矿内风流运动相关理论，通过数值模拟分析，得出空气幕拦截风流流场特征。

紊流运动不可压缩流体的纳维—斯托克斯方程为

式中：X为在x轴方向单位质量流体的体积力（m/s²）；ρ为流体密度（kg/m³）；v∇2ϑ为单位质量流体的黏性力（m/s²）；ϑ为流体的运动黏性系数（m²/s）；∇2为拉普拉斯算子，∇2=∂2∂x2+∂2∂v2+∂2∂z2；1ρ∂P∂x为单位质量流体的法向表面力（m/s²）；∂P∂x为压力梯度（Pa/s）；dvdt为单位质量流体的惯性力（m/s²）。

动量守恒方程为

式中： u 为速度矢量（m/s）；ρ为流体密度（kg/m³）；t为时间（s）；u、v和w分别为速度矢量 u 在x、y和z方向上的分量（m/s）；μ为动力黏度（Pa·s）；i=1，2，3，u_i 分别为x、y和z方向上的速度（m/s）；x_i 为x、y、z方向；P为压力（Pa）；S_i 为动量守恒方程的广义源项。

根据标准K-ε方程，紊流输运方程为

式中：k为单位质量流体湍流动能（m²/s²）；ε为k的耗散率（m²/s²）；μ_t 为湍流动力黏度（Pa·s）；G_k 为由于平均速度梯度引起的湍流动能k的产生项；C_1δ 和C_2δ 为经验常数；σ_δ 和σ_k 分别为与湍流动能k和耗散率ε对应的Prandtl数。

通过分析空气幕、巷道和硐室实际情况，对巷道和空气幕进行简化，保留对模拟研究结果有影响的基本参数及形态特征。运用前处理软件GAMBIT进行建模：在笛卡尔坐标系下，建立长60.0 m、宽4.2 m、高3.5 m的巷道3D物理模型。其中，硐室位于巷道中部，分别置于巷道两侧，每侧硐室长4.0 m，宽2.0 m，高3.5 m，空气幕风机置于巷道两侧硐室中，出风口与巷道风流呈α角布置，射流角度α为5°~60°，如图1所示。单个风机直径为1.0 m，高度为1.7 m，空气幕整体长1.6 m，条缝口长度为0.3 m，高度为1.7 m，出风口宽度为0.08~0.40 m，双风机纵向布置如图2所示。

网格尺寸是影响运算精度最重要的因素之一，采用ANYSY对模型进行网格划分。综合考虑计算机的计算能力和模拟效果，采用四面体网格进行非结构性划分，对空气幕及周边尺寸较小的部位进行局部网格加密处理，如图2所示。模拟中尽可能提高网格质量，以减小网格精度对模拟结果可能造成的误差，网格总数量为3 568 500个，如图3所示。

（1）数值模拟条件设定。为满足本文模拟要求，运用对射流理论和巷道风流运动理论，以及巷道和空气幕的各种参数进行分析，结合网格划分情况，最终确定在Fluent中的相关参数设置。具体数值模拟条件设定与边界条件类型见表1和表2。

（2）风机Fan边界条件设置。在本模拟的Fan边界中需要输入相应的风压区间参数，在每个全压值下其相应的流量亦会发生变化。因此，将此风机特性曲线函数整体作为变量输入即可作为边界条件。本文模拟选用K45-6型号轴流式风机，当风机叶片角度为20°、25°、30°、35°和40°时，风机特性曲线函数如式（5）~式（9），并绘制风机特性曲线，如图4所示。

为验证所建立模型的准确性，现场测量采用倾斜压差计与精密气压计相结合的方式，以减小测量误差。对巷道实测数据进行整理分析，结果见表3。由表3可知，实测数据与模型的最大误差为6.3%，证明了模型的准确性。

射流送风角度作为影响多机并联循环型空气幕工作效率的主要因素之一，直接决定着其隔断巷道风流能力的强弱。在空气幕工作并隔断巷道风流时，在其前后所产生的静压差称为空气幕的有效压力，即空气幕的隔断压差，这个指标直接反映出空气幕的阻隔能力。

目前风机的叶片角度大部分是以3°或5°的增量进行调节，文中选择5°增量进行模拟。模拟风机全压分别为风机叶片角度在20°、25°、30°、35°和40°下所进行的不同射流角度的数值模拟，可从中判断出射流角度与隔断压差之间的关系。为减小巷道壁面摩擦对模拟结果的影响，在高度为1.7 m处截取巷道断面进行分析。选取叶片角度为25°和35°风机全压下不同射流角度的模拟结果进行分析，比较结果如图5和图6所示。

图5所示为空气幕风机叶片角度为25°时不同射流角度下工作巷道的压力云图。可以看出，在空气幕的作用下，巷道压力分布发生非常明显的变化：巷道风流上游的压力明显大于巷道下游，产生了隔断压差。由于空气幕风机抽取巷道空气，吸入的气流经过供风器形成高速射流射出，且受到来自巷道风流横向压力的影响，射流发生弯曲、偏移，流向巷道风流下游，使得气流在空气幕的入口与出口之间形成一个循环，导致在硐室位置云图颜色呈蓝色，形成负压。由图5还可以看出，当射流角度为5°、15°、30°和45°时，空气幕所在巷道中间位置的颜色较深，说明空气幕抵抗巷道风流能力较强；当射流角度为60°时，硐室位置的颜色较浅，说明形成的局部负压较小，两侧空气幕射流虽然也在巷道中间发生了碰撞，但是否形成了完整的闭合风幕并不明确，对比射流角度为15°和30°时的压力云图可知，此时风幕抵抗巷道风流的能力明显较弱。由图6可以看出，硐室位置的颜色接近于巷道风流下游，证明硐室两侧空气幕入口与出口之间并没有形成循环气流，没有形成完整闭合风幕，未能起到隔断巷道风流的效果。对比图5相同射流角度下的结果，证明空气幕风机叶片角度在35°时工作性质发生转变，空气幕可能出现了隔断过余现象，需要从具体数据中进行进一步分析确定。

在空气幕与巷道风流作用下每个Y轴高度平面的压力接近但并不完全相同，且空气幕射流与巷道风流发生碰撞时局部会形成涡旋，导致风流扰动变化较大。为避开风流扰动变化较大的位置，分别在硐室上、下游20 m处取巷道断面，分别计算出压力平均值，进而计算出空气幕所产生的隔断压差，得到具体数值进而判断出不同射流角度下空气幕隔断能力的强弱。

根据风机全压和射流角度与压差、风量之间的关系，结合上述模拟得到的数据可计算出空气幕在不同风机全压和不同射流角度下所产生的隔断压差在28.6~69.5 Pa之间。绘制隔断压差的计算结果，如图7所示。

由图7中叶片角度为20°的隔断压差折线可以看出：当射流角度为5°时，隔断压差为36 Pa；当射流角度增大至15°时，隔断压差明显增大；当射流角度达到30°时，隔断压差达到最大值，但在射流角度为15°~30°时，隔断压差的上升趋势较射流角度为5°~15°时平缓；当射流角度继续增大至45°时，隔断压差下降非常明显；当射流角度继续增大至60°时，隔断压差仍在下降，但下降速率较前一段有所减小，此时的隔断压差达到最小值。对其他隔断压差折线进行分析，可以发现相同的变化规律，得出当射流角度一定时，随着风机全压的增大，隔断压差也持续增大，二者呈正相关关系。当射流角度为5°~60°时，风机全压与隔断压差之间的变化规律相同，证明双机并联循环型空气幕隔断巷道风流的能力随着风机全压的增大而增强。

由于射流角度为15°~30°时，隔断压差增大速率较前一段平缓，且基本达到最大值，证明多机并联循环型空气幕的最佳射流角度范围为15°~30°。当射流角度大于30°时，隔断压差会急剧下降；当射流角度增大至45°后，隔断压差继续减小，但此时射流角度对隔断压差的影响较小。其原因是当射流角度大于30°时，两股射流从空气幕出口喷出后，在较短时间内未卷吸到足够空气，射流的边界和断面没有充分扩大到一定程度，且射流在巷道风流横向压力作用下发生弯曲，顺着巷道风流流动，使得两股射流未发生碰撞形成风幕或形成的风幕未完全闭合，空气幕拦截不完全，导致部分巷道风流穿过，造成一定程度的漏风，产生的隔断压差较小。

为探究空气幕射流角度对隔断风流的影响，绘制出风机叶片角度为25°时，各射流角度下喷出气流的速度云图（图8）和速度矢量图（图9）。由于模型数量较多，本文仅列出风机叶片角度为20°、30°、35°和40°的具体情况。巷道入口风速为4 m/s，总风量为58.8 m³/s，当空气幕关闭时，由于2条巷道横截面积相同，因此并联风网中这2条巷道自然分配的风量均为29.4 m³/s，即风速均为2 m/s。由图8可以看出，2条巷道的颜色明显存在差异：有空气幕的巷道呈绿色，速度为0.0~1.0 m/s；没有空气幕的巷道呈黄色，速度为3.0~4.0 m/s。证明在多机并联循环型空气幕作用下，部分巷道风流得到了有效拦截。

由图9（a）可以看出一股明显的高速风流在两股射流之间穿过，原因是在射流角度为5°时巷道两侧的空气幕产生的射流一开始紧贴巷道壁运动，射流会与巷道壁发生摩擦，摩擦位置形成涡流，具有明显的附壁效应。在射流动量一定的情况下，随着射流向前运动过程中不断卷吸巷道的空气，射流动量逐渐变小，达到一定距离后，动量减至0，但此时空气幕的两股射流还未在巷道中间位置发生碰撞、合并及形成闭合风幕，故而有较多的巷道风流穿过，漏风量较大，此时空气幕拦截巷道风流的能力较差。

由图9（b）~9（d）中可以看出，当射流角度为15°、30°和45°时，硐室位置的空气幕出口与入口之间形成循环气流，且图8（b）~8（d）中空气幕巷道上、下游颜色接近一致，说明空气幕拦截巷道风流的效果较好。当射流角度为30°时，硐室位置的风流速度分布最为均匀，形成的风幕最为完整，风流紊乱情况良好。由图9（e）可以看出，由于射流角度过大，射流喷出后还未卷吸足够的气流来进一步转化动量就受到来自巷道风流的横向压力，发生了弯曲和偏移，使得两股射流无法在巷道中间位置碰撞合并，导致有较多的巷道风流穿过，漏风量较大，空气幕拦截巷道风流的能力很差。

为准确判断各个叶片角度下漏风量与阻风率（王海宁，2005）的变化情况，从而得到漏风量与阻风率的变化趋势以及隔断巷道风流效果最好的射流角度区间，设定叶片角度为5°~60°，在硐室下游20 m处截取巷道断面，计算出整个截面的漏风量和阻风率。绘制隔漏风量与阻风率的计算结果，得到图10和图11。

漏风量存在正值和负值，正值表示空气幕未拦截住的巷道风流，负值表示隔断过余，没有巷道风流穿过空气幕，此时空气幕发挥的功能不再是阻隔而是引射。由图10可以看出，当风机叶片角度为30°，射流角度为30°时，漏风量最小，仅为2.5 m³/s；当射流角度为45°时，漏风量增至4.8 m³/s，隔断能力明显变差；当射流角度继续增大至60°时，漏风量达到最大值，为6.8 m³/s，此时双机并联循环型空气幕隔断巷道风流的能力最差，且在射流角度为45°~60°时漏风量增大速率较射流角度为30°~45°时明显加快，图中斜率变得更加陡峭。即当射流角度达到45°后，再继续增大射流角度，隔断能力会急剧减弱。当射流角度为5°~15°时，漏风量为负数，此时所取的巷道截面不仅没有来自巷道上游的风流穿过，而且巷道下游风流在空气幕的作用下被引向上游，造成反风现象，表明当射流角度为30°时双机并联空气幕隔断效果已达到最佳，减小射流角度会使得空气幕失去阻隔巷道风流的能力，开始引射风流。

当风机叶片角度分别为20°和25°时，射流角度在5°~60°区间内的漏风量皆为正值，即空气幕在隔断风流，但在任意角度时都存在漏风情况；当射流角度由5°增大至15°时，漏风量明显降低；当射流角度为15°~30°时，漏风量仍持续下降，下降速率较前一段放缓，表明在该射流角度范围内空气幕隔断能力在增强，且逐步趋近于最优角度；当射流角度继续增大至45°时，漏风量开始以较快速率增大，隔断能力迅速下降；当射流角度增大至60°时，漏风量增大到相应风机全压的最大值，隔断能力最差。

当风机叶片角度为35°和40°时，大部分漏风量为负值，即此时空气幕在引射风流。当风机叶片角度为35°且射流角度为45°~60°，以及风机叶片角度为40°且射流角度为60°时，漏风量均为正值，表明在该条件下空气幕起隔断巷道风流的作用，且隔断能力与角度的变化关系规律均与风机叶片角度为20°和25°时保持一致。在风机叶片角度为40°的折线中，当射流角度为5°时，漏风量达到最低值（-12.2 m³/s），当射流角度逐渐增大时，漏风量随之增大，证明空气幕的引射能力随射流角度的增大而减小。

图11直观地反映了射流角度、风机全压与阻风率之间的关系。由图11可以看到，阻风率有超过100%的情况。其原因是当空气幕风机全压过大时，在一定射流角度下产生了隔断过余现象。以阻风率100%为界限，将图11划分为上下2个部分进行分析。当空气幕风机叶片角度为30°且射流角度为30°时，多机并联空气幕的阻风率达到91.4%，已达到该全压条件下的最佳隔断效果；在射流角度增大至60°的过程中，阻风率呈明显下降趋势。当叶片角度为20°和25°时，阻风率为61.6%~85.7%，均低于100%，表明在这2种全压值下任意射流角度均会对巷道风流产生影响，且随着射流角度的增大，阻风率呈现先增后减的变化规律。当风机叶片角度为35°和40°，射流角度为45°~60°时，阻风率为81.0%~89.1%，隔断巷道风流能力较强，且叶片角度为35°、射流角度为45°的隔断效果与叶片角度为30°、射流角度为30°的隔断效果相当，但由于风机全压较大，会产生额外功耗；当射流角度为5°~30°时，阻风率均大于100%，表明此时空气幕在引射风流，且引射能力随着射流角度的增大而减弱。综合比较5组数据可知，叶片角度为30°是最优的，能够满足工程需要。

本文研究了双机并联复式轴流式通风机空气幕射流角度对双机并联循环型空气幕在矿井巷道中拦截风流的影响，得到以下结论：

（1）巷道内设置双机并联复式轴流式通风机空气幕可以有效阻隔巷道风流，实现对风流的控制。对巷道风流产生影响的主要因素为风机射流角度和风机全压。

（2）当风机全压为定值时，随着空气幕射流角度的增大，隔断压差与阻风率呈现先增大后减小的变化趋势。当射流角度为5°~15°时，隔断压差和阻风率增长速率较快，双侧风机产生的风幕逐渐在巷道中心汇合；当射流角度为15°~30°时，隔断压差和阻风率增长速率趋于平缓；当射流角度达到30°时，巷道形成了最为完整的风幕，隔断压差和阻风率达到阶段性高点；当射流角度继续增大时，由于射流角度过大，射流喷出后还未卷吸足够的气流来进一步转化动量就受到来自巷道风流的横向压力，发生了弯曲和偏移，两股射流无法在巷道中间位置碰撞合并，不能形成完整的风幕，隔断压差和阻风率开始减小。

（3）当射流角度过小或风机全压过大时会发生引射风流现象，此时风机将巷道下游空气吹向上游，双机并联空气幕不再拦截巷道风流。模拟结果表明：当射流角度为30°时，硐室位置的风流速度分布最为均匀，形成的风幕最为完整，风流紊乱情况良好，且在风机叶片角度为30°时，双机并联空气幕可保证阻隔风流效果最佳，同时能耗最低。