气动模拟（精选5篇）
气动模拟 篇1
风轮叶片是风力机获取风能的关键部件, 翼型的气动性能是风轮叶片性能的基础, 直接影响着风力机的风能利用[1,2]。而精确的数值模拟方法是分析翼型气动性能以及为相关工程模型提供基础数据的保证[3]。
WJ Zhu等[4]采用势流-边界层耦合方法对翼型进行了优化设计, 并获得了气动性能较好的翼型外形。
高伟等[5]采用势流-边界层耦合方法对不同厚度翼型边界层转捩进行了研究, 结果表明转捩位置对翼型升阻力系数有一定影响。
马林静等[6]采用S-A湍流模型及另外两种湍流模型对S809翼型气动性能进行了模拟, 并与实验值对比, 表明S-A模型整体计算精度相对较高, 收敛性最好。
刘磊等[7]采用几种湍流模型对某风力机进行了数值模拟, 结果显示全湍流模型SST k-w对截面压力以及转矩分布计算较为准确, 尤其是叶片表面开始出现分离的情况。
S覬rensen等[8]在SST k-w湍流模型中加入间歇因子-动量厚度雷诺数 (γ-Reθ) 转捩模型, 即T-SST湍流模型, 模拟结果比全湍流模型模拟结果更为准确。
对于风力机翼型, 不同的模拟方法得出的计算结果不同, 较少有文献对模拟方法进行较为综合的分析。且相关文献在对模拟方法分析与使用中, 也很少考虑网格结构、流动状态与湍流模型之间的相互关系与需求。
鉴于此, 本文以具有实验数据的S809翼型[9]为研究对象, 在充分考虑网格结构的基础上, 分析不同流速时各数值模拟方法对翼型计算结果的影响。主要涉及势流-边界层耦合方法和基于S-A湍流模型与T-SST模型的CFD方法。
1 数值模拟方法
1.1 势流-边界层方法
Prandtl于1904年提出边界层的概念, 并认为对于空气等黏度较小的流体, 当雷诺数Re较大时, 流体黏性的影响仅限于边界层中, 边界层之外的流体黏性可以不考虑[10]。风力机叶片流体Re多为5×105~3×106, 为大雷诺数流动, 已然可用此求解方法。Drela教授将势流方程与边界层方程耦合, 并运用en法来预测边界层转捩, 开发对翼型的快速数值分析软件Xfoil[11]。此方法一定程度上反映了流体流动的粘性效果, 且对流动的转捩有较好的预测。
1.2 CFD方法
Spalart-Allmaras (S-A) 模型为一方程模型, 能够较好预测具有逆压梯度的束缚流动, 对于翼型、墙壁等壁面流动可以得出较好的结果[12]。
在对壁面边界层的处理上, S-A模型将流动假设为全湍流流动, 忽略了流体在壁面由层流向湍流转捩。T-SST为全湍流模型SST k-w模型与间歇因子-动量厚度雷诺数 (γ-Reθ) 转捩模型耦合得到的四方程模型。
CFD计算模型采用结构化网格, 对于翼型表面节点的布置, 遵循能够较好体现翼型外形与捕捉流场细节的要求, 对曲率较大与流动复杂位置进行节点加密。
本文取第一层网格厚度为1×10-5m, 对应y+值小于1。翼型网格分布如图1所示。
计算域采用C型计算域, 计算域边界距翼型至少10倍翼型弦长, 尾流区域为25倍弦长。采用速度进口、压力出口边界条件, 叶片表面设置为无滑移固体壁面。其中进口速度对应雷诺数Re=2×106, 攻角 (AOA) 范围为-3°燮α燮18°。
2 结果与分析
由实验结果可以看出, 在攻角较小时, 翼型升力系数随攻角的增大线性增大, 并在攻角6°时出现增大减缓的现象, 进入非线性增大区, 此时翼型后缘已出现轻微分离。攻角10°时升力系数开始下降, 并且在攻角11°位置达到一个极小值点后继续增大, 在攻角15°左右达到升力的最大值。
从模拟值来看, 在攻角9°以前模拟值均与实验值较为接近, 此时流动基本为附着流状态或轻微分离状态。且Xfoil计算结果较好地体现了线性区域非线性区的位置。两种不同湍流模型的CFD方法尤其是S-A模型对于线性区范围预测较宽。
随着流动分离的进一步加深, 模拟值与实验值出现较大误差, 其中S-A湍流模型预测极大值点误差为17%, T-SST湍流模型预测极大值点误差为11%。
从整体升力系数随攻角的变化趋势来看, T-SST模型较好的预测出实验值中升力系数在11°位置下降后又上升的过程, 尽管S-A模型亦在15°时有一定的体现, 但并不明显。
Xfoil的计算结果在流动分离加深后, 其升力系数随攻角的增大而持续增大, 不仅未出现升力下降后上升的现象, 亦未出现流动大分离后的升力系数降低。
由图2可以看出, 在攻角较小时, 阻力系数实验值较小且几乎不变, 攻角6°后出现上升趋势, 并在攻角10°后出现急剧上升。Xfoil与T-SST模型由于加入了转捩预测方程, 能够预测边界层内层流向湍流转捩, 均较好的预测了附着流动与轻微分离时阻力系数的变化, 且在数值上比较吻合, 当阻力系数出现急剧上升时, 模拟值均未有较好的预测, 仅在趋势上有所体现。
S-A模型将流动假设为全湍流, 不能预测边界层内的层流现象, 在附着流区对阻力的预测偏大, 分离区与T-SST预测值较为吻合。
由以上分析可知, 在预测翼型宏观气动特性方面, 基于势流-边界层方程的方法在翼型附着流动与轻微分离流动时具有较好的表现, 且其计算快捷高效, 优于CFD方法。
CFD方法在附着流动时的表现稍逊于势流-边界层耦合方法, 但整体差别不大, 分离流动时对翼型气动特性预测优于势流-边界层耦合方法, 且高精度的湍流模型T-SST在细节捕捉上优于单方程S-A模型, 转捩方程的添加可较好地预测翼型附着流区的阻力。
3 结论
通过以上对数值模拟方法的分析比较, 可以看出, 不同模拟方法在对不同的流动状态有各自的优势。附着流状态时Xfoil由于计算快捷准确, 优势较大, 分离流状态时CFD方法表现较好, 且高精度T-SST模型表现最佳, 并能较好地捕捉流场细节变化。在模拟翼型气动特性时, 可考虑将势流-边界层耦合方法与高精度T-SST结合, 以气动参数趋势变化点作为转折点, 分别对翼型气动特性进行模拟, 获取较为准确的计算值。
摘要：采用三种数值模拟方法对风力机翼型气动性能进行模拟, 并与实验值进行对比, 验证了数值模拟方法的可靠性。结果表明, 不同模拟方法对于不同的流动状态有各自的优势, 在进行翼型气动模拟时需考虑数值模拟方法的选择。
关键词：气动性能,数值模拟方法,风力机翼型
参考文献
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气动模拟 篇2
气动塞式喷管实验与数值模拟研究
提出了塞锥型面设计的特征线法及示例结果,得出了侧喷管粘性跨音速和超音速内流场数值计算结果,及塞锥外流和尾流的`Euler方程解,总结了塞式喷管工作特性的固体推进剂燃气模拟实验系统、实验结果及主要结论.塞式喷管火箭发动机是一个复杂而有挑战性的研究方向,对于发展新一代先进天地往返运输系统有重要作用.
作 者：刘宇 张正科 程显辰 张振鹏 Liu Yu Zhang Zhengke Cheng Xianchen Zhang Zhenpeng 作者单位：北京航空航天大学,宇航学院刊 名：北京航空航天大学学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF BEIJING UNIVERSITY OF AERONAUTICS AND ASTRONAUTICS年，卷(期)：25(6)分类号：V430 V433.92关键词：实验 流场模拟 特征线法 塞式喷管
气动模拟 篇3
2006 年惠巍等应用有限元结合边界元的方法对某简单轿车模型进行了面板声学贡献度分析, 并针对贡献量较大的板块提出了降噪措施取得较好的结果[2]; 2008 年韩旭等采用了新的参数“声学贡献和”与“声场总贡献”并以某型轿车为例来分析和衡量了车身板件对乘员室声压响应的声学贡献, 确定了出车身板件上最佳的阻尼层贴附位置[3]; 2010 年邓江华等基于近场声全息技术 ( NAH) 分析了车内噪声贡献量[4]; 2011 年邹岳对某拖拉机驾驶室的面板声学贡献度进行了分析, 并提出了结构优化措施[5]; 2011 年刘东明等应用LMS ASQ计算了车身板件对车内空腔辐射噪声的贡献量, 仿真值与实验值在低频范围内比较符合[6]; 2012 年王二兵等通过计算得到车身各板件对车内噪声的声学贡献, 分析出影响比较显著的关键面板, 根据分析结果对车身相应板件进行振动抑制, 结果表明板件贡献分析方法为控制车内低频噪声提供了合理的建议[7]。
以往较少对汽车气动噪声贡献量进行研究, 本文应用商用CFD软件FLUENT对某典型车型及其白车身模型进行了数值模拟计算, 运用LightillCurle声学理论和宽带噪声源 ( broadband noise source) 模型对汽车气动噪声进行定性分析, 采用FW-H ( Ffowcs Williams-Hawkings) 对气动噪声进行定量分析, 并在此基础上对车身各部件总声压级的贡献量进行了研究。
1 气动噪声声学波动方程
Lighthill[8,9]根据N-S方程推导出运动流体的声辐射方程 ( 式1) , 首次描述了气流运动诱发声的传播问题。
令
式中, Tij称为Lighthill应力张量; ( p-p0) 为流场中压力的脉动量; ( ρ-ρ0) 为流体密度的波动量; δij为单位张量; c0为声速。
Lighthill方程直接从N-S方程出发, 把方程左边表达成为经典的声学波动方程, 而把所有偏离波动方程的项都移到了方程的右边, 看作为源项。于是可以先通过试验或仿真获得这些源项的表达, 然后把声场看作声源产生的声波在静止介质中传播, 实现流场和声场分别处理。
若将Lighthill声类比理论应用到有限容积空间V上, S为此空间的边界, 则方程的解为
式 ( 3) 中, x为响应点的位置矢量; y为声源的位置矢量; t-| x-y | /c0为时间滞后。该解是在自由空间假设中得到的, 没有考虑静止固体边界的影响。
1955 年, Curle用基尔霍夫方法将式 ( 3) 应用到流体中固体障碍物表面, 得到Lighthill-Curle的解
式 ( 4) 中, 方程右边第一项为四极子声源; 第二项为偶极子声源; 第三项为单极子声源。
汽车行驶过程中, 表面可以看作是刚性的, 体积脉动量几乎为零, 所以单极子声源可以忽略。四极子源噪声与偶极子源噪声强度之比正比于马赫数的平方, 地面车辆马赫数小 ( Ma<0. 3) , 其四极子源噪声远小于偶极子源噪声, 也可略去不计。那么偶极子声源的噪声就成为主导声源, 其在远场的声压就可近似表示为
利用式 ( 5) 计算出的远场声压进行傅里叶变换, 就得到了声压的频谱。
2 计算模型及方法
2. 1 计算模型的建立
如图1 所示为一款典型的阶背实车模型, 为了计算汽车各部分气动噪声贡献量的大小, 保留了其底部结构 ( 包括底板、车架、排气系统、油箱等) 、后视镜、雨刮器、门把手、天线以及风窗玻璃等, 基本上保证了与实际车型的一致性, 简称为C车。为了对比有无汽车各部件流场、声场的差异并计算车身各板块气动噪声的贡献量大小, 对车身进行了简化处理, 省略了后视镜、雨刮器、天线、门把手等附件, 并将轿车底部简化为平面, 如图2 所示该车白车身模型, 简称为S车。
本文所用计算域为包围汽车模型的长方体 ( 如图3) , 长约11L, 宽约5W, 高约4H。由于汽车几何外形较为复杂, 选用贴体性良好的四面体网格, 并对某些参数变化梯度大的敏感区进行局部加密, 而在非敏感处参数变化梯度小的区域, 采用较稀网格。同时由于汽车车身表面的流体黏性作用, 存在一个厚度在几毫米至几十毫米的附面层。为了更好的模拟附面层效应, 在车身外表面生成三层精细的棱柱网格来计算附面层的影响。最终生成网格在1 200×104左右。
2. 2 数值模拟设置
应用商用CFD软件对该车进行了仿真计算。仿真过程中, 设置入口为入流边界, 速度为30 m/s;出口为压力出口, 一个标准大气压; 地面为滑移壁面, 速度为30 m/s; 其他壁面为静止壁面。本文稳态计算采用Realizable k-ε 湍流模型求解, 迭代1 000 次。瞬态求解选用LES, 声学计算使用声类比模型。本次拟分析噪声最高频率为5 000 Hz, 采样时间为0. 1 s, 因而时间步长取0. 000 1 s。由于流场有一个起动到稳定的过程, 在0. 05 s才开始对监测点采样, 每时间步迭代20 次。
3计算结果分析
由文献[10]可知, 汽车外流场是研究汽车表面脉动压力的基础, 而表面脉动压力又是产生气动噪声的根源。因此对气动噪声的研究建立在对流场及压力场分析的基础上。
3. 1 压力及流场分析
3. 1. 1 整车流场分析
图4 是C车车身表面速度矢量图。由图4 可知, 由于A柱、后视镜、车轮等部位上拐角的存在, 会使得气流在这些区域流速加快, 发生分离, 形成较强的涡流。如图5 为S车及C车的表面压力分布图, 通过对比发现, 两车表面压力分布基本一致, 在车头前脸、风挡玻璃底部以及车轮迎风面处与来流直接冲击, 显示为正压区, A柱、车顶等部位显示为负压区。车头、车轮、A柱、后视镜等部位压力梯度大, 等压线比较密集, 同时这些区域气流速度变化大, 容易产生气流分离, 造成漩涡的生成、旋转、脱落, 气流在这些部位的分离和再附着, 使得这些地方的脉动压力远高于其他部位。
3. 1. 2 局部流场分析
图6 ( a) 为后视镜处的流线图。由于后视镜的拐角存在, 使得气流在此分离且流速加快, 且后视镜后部存在大量的回流区, 形成了两个明显的涡流, 使得该处成为重要的气动噪声源之一。
图6 ( b) 所示为雨刮器附近的涡系情况。气流沿发动机罩表面向后流动, 而前风窗玻璃处凹槽的存在使得气流在发动机罩后缘处开始分离, 在挡风玻璃底部形成一个顺时针的分离涡。气流在经过雨刮器时, 在其后部又形成两个分离涡。这些涡系使得前风窗位置有较大的压力脉动, 此处是重要气动噪声源之一。
图6 ( c) 为前车轮z = 0 截面处流线图。前方气流在车头处受阻后, 部分从车身侧边流过, 在流经车轮时, 受车底低压的影响, 一部分被吸附到轮腔内, 由于车轮以及轮腔结构的复杂性, 产生一系列漩涡。涡系逐渐向后发展, 与轮腔后部发生碰撞产生压力波动, 产成较大的气动噪声。
图6 ( d) 为门把手位置流线图。从图可以清楚地看到, 门把手凹槽内部有两个小分离涡。门把手处类似空腔的结构使得分离涡发生周期性脱落与碰撞, 产生一个向四面传播的压力波。门把手微小的凸出对其后面的流场也会产生一定干扰。
图6 ( e) 为前车轮x = 0 截面处流线图。从车头部进入到车底的高速气流与与底盘上凹凸结构、排气系统、油箱等发生碰撞, 且底盘结构复杂极易形成众多大小强度不一的涡流 ( 如图e) , 在整个底盘区域产生强烈的脉动压力, 使得底盘位置成为气动噪声最为突出的部位。
如图6 ( f) 所示为天线z = 1. 5 m截面处的流线图。气流流经天线时分离和再附着, 流速明显加快;且气流在流经圆柱或类圆柱状物体时形成周期性卡门涡, 会显著的影响车身的气动噪声大小。
3. 2 车身气动噪声分析
3. 2. 1 整车气动噪声分析
图7、图8 分别为S车和C车车身声功率级等于75 d B的等值面图, 可以直观的展示汽车表面噪声源分布情况。对比两图可以看出, S车的气动噪声源主要集中在车轮迎风处和轮腔附近, 车身其他位置辐射声能较小; 对于C车, 车轮、后视镜、雨刮器、天线等部件处都是较高的气动噪声源, 上述部件附近涡的脱落、破碎情况明显, 形成较大的脉动压力。C车车轮轮辐的加入, 使得车体侧面气流可以从辐板孔位置吸入到轮腔内, 轮腔内气流更为紊乱, 气动噪声增大。
根据国标GB1495—2002, 在车体中部, 距底部高1. 2 m处, 选取远场监测点M。根据瞬态计算得到的压强、速度等相关变量信息可求得该监测点处的声压脉动信号, 通过快速傅里叶变换得到声压频谱图。
图9 为两车体在点M处的声压频谱图。由于边界层分离和紊流脉动弹性较大, 使得气动噪声具有很宽的频率范围。在低频区能量高, 随着频率增加逐渐下降, 在2 000 Hz以上能量衰减较慢, 趋于稳定。通过比较可以看出, 两条曲线走势基本一致, S车基本在30 ~ 40 d B。C车各凸出部位都是较强的噪声源, 同时也扰乱了车身其他部位的流场, 使得其气动噪声在整个频域段都比S车高10 d B左右。
3. 2. 2 车身部件贡献量分析
为了进一步描述C车车体各部件辐射噪声的能力, 在后视镜、雨刷、车轮、天线等处选取监测点, 各监测点距离部件50 mm。在得到各点声压频谱的基础上, 将各个频率的声压级相叠加得到总声压级。图10 为各部件总声压级对比图。
由图10 可以看出, 各部件附近强烈的脉动压力使得其噪声值都较大, 均在100 d B以上。气流流经车身表面时与车身发生碰撞, 在车身各部位产生强烈的脉动压力。这种脉动压力具有时间上的随机性和空间分布的统计特性, 可以理解成多个数量的微型激振器随机的在车体表面发生作用, 这种气动噪声又称为风激噪声。底盘、车轮、雨刮器以及后视镜部位引起的噪声都属于风激噪声, 底盘处监测点总声压级是各部件中最大的, 达到112. 4 d B, 目前工程中通常采用封闭式底盘以控制噪声; 门把手虽然尺寸较小, 但是其深陷的结构设计使得其内部涡系形成一个持续发生、破碎的响应过程, 类似于空腔风振噪声, 声压级也较大, 达到100 d B左右; 气流高速流经天线时, 天线的类圆柱形结构使得其尾部产生周期性卡门涡, 引起气动噪声, 称之为风鸣噪声, 工程中通常采用在天线上设计螺纹线、凹槽等结构来破坏其尾部的卡门涡以控制噪声的产生。
如图11 为各部件及车身在远场监测点M处的声压级, 其面积大小见表1。由图11 可以发现车身的总声压级最大, 达到85 d B; 天线最小, 仅36 d B。参照表1、综合图7 可以发现, 车身本体辐射噪声强度不大, 但是辐射面积远大于其他部件, 所以车身在M点处的总声压级最大。 而后视镜、门把手等部件, 其噪声辐射强度相比大于车身, 但其受辐射面积限制, 在M点处声压级并不高。由此得出, 远场点噪声声压级的大小与部件辐射噪声的强度及其辐射面积成正相关。
3. 2. 3 车身板块贡献量分析
由上述分析可知, 整个车身的声压级水平较高的水平, 因而以S汽车作为计算模型, 将车身分为发动机罩、前挡风玻璃、顶盖 ( 含后风窗玻璃) 、后行李箱盖、侧围 ( 含A柱、侧窗、门) 、轮腔 ( 四个轮腔) 等板块, 以与上文相同位置处的M点作为监测点, 获取车身各板块远场噪声声压级的大小。
汽车车身各板块贡献量如图12 所示。综合图5 可知, 由于发动机罩压力梯度变化较大, 使得远场声压级也处于一个较大的水平, 约为56 d B; 而前挡风玻璃处虽然脉动压力相对较大, 但受其辐射面积限制, 远场声压级最小, 约为39 d B; 由于汽车后行李箱盖处受到来自车顶气流的直接冲击加之汽车尾部会形成的两个大涡的影响, 总声压级相对较高, 达到67 d B; 在车身各板块中侧围的总声压级最大, 达到74 d B, 这是因为侧围的面积几乎占到了整个车身面积的三分之一; 由于旋转轮腔、车轮复杂的几何结构, 加之车轮旋转带来的复杂气流, 轮腔的总声压级仅次于侧围, 约70 d B。
4 结论
( 1) 与S车相比, C车各附件的加入使得车外某监测点的气动噪声在整个频域段上都增加10 d B左右, 整个频率段上的能量分布一致。
( 2) 以某典型车型的实车数值模型为计算模型得到汽车车身及部件的板块贡献量, 其中底盘处总声压级最大, 天线处总声压级最小。
( 3) 通过对车身各板块气动噪声贡献量的定量计算发现, 车身各板块中侧围总声压级最大, 前挡风玻璃处最小。
( 4) 通过噪声贡献量分析发现, 汽车车身各部件附近都存在较大的脉动压力, 气动噪声值较大; 车外远场声压级的大小与各部件辐射噪声的强度及其辐射面积成正比。
参考文献
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气动模拟 篇4
有限元法求解QPNS方程模拟高速旋成体气动力和热
从FNS方程中略去流向粘性导数项导出熵变量形式QPNS方程(拟抛物化N-S方程)其离散解能自动满足熵增不等式.利用GLS(伽辽金/最小二乘法)有限元法构造出QPNS方程的弱解式,所形成的整体方程组用GMRES(广义最小余数法)求解.采用空间推进求解QPNS方程,能明显降低计算机内存和运算时间.算例给出典型旋成体的物面压强、剪应力、热流量分布以及流场中密度、温度分布.
作 者：张国富 花锡青 Zhang Guofu Hua Xiqing 作者单位：南京航空航天大学601教研室,南京,210016刊 名：航空学报 ISTIC EI PKU英文刊名：ACTA AERONAUTICA ET ASTRONAUTICA SINICA年，卷(期)：19(6)分类号：V211.3关键词：GLS有限元法 QPNA方程 旋成体
气动模拟 篇5
综采、综掘采掘工艺需要大型的采掘设备。在施工风门时, 选取风门的面积较大, 以适应通过大型设备的需要。但由于矿井风压大, 风门前后压差大, 风门开启困难, 容易出现风门伤人事故。因此, 研制了气动风门和气动控制闭锁装置, 解决了风门开启困难和风门闭锁问题。
1设计思路
气动风门采用人工操作, 井下压缩空气作为动力, 通过气缸伸缩来带动风门开关。在每个风门两侧, 各安装有操作阀。人员走近风门时, 操作阀门, 气缸收缩, 风门打开。通过风门后, 操作另一个阀门, 气缸伸出, 风门关闭。一组风门中的2道风门必须具有闭锁装置, 一个风门打开后, 另一个风门气缸闭锁, 风门不能打开。操作流程如图1所示。气动风门控制原理如图2所示。
2风门受力测试
2.1风门受力状态分析
正常情况下, 2道风门处于关闭状态, 作用在风门上力的大小与风门两侧风压差和风门的面积有关。风压差越大, 风门面积越大, 开启风门所需要的力就越大;反之, 风压差越小, 风门面积越小, 开启风门所需要的力就越小。风门开启后, 风门两侧风压相等, 继续开启风门只需要很小的力即可。因此, 通过测量风门两侧风压差就可知道开启风门所需要的力。
2.2测试仪器
测试仪器为JFY-2型矿井通风参数检测仪。该仪器是一种能同时测量井下绝对压力、相对压力、风速、温度、湿度的精密手持式便携式仪器。该仪器的防爆类型为矿用本质安全型。防爆标志为ExibⅠ, 可适用于煤矿井下。
2.3测试结果及受力计算
部分风门前后压差及压力计算见表1。
3气缸的选择
(1) 气缸类型。
气压传动中, 将压缩气体的压力能转换为机械能的气动执行元件称为气缸。作往复直线运动的气缸按驱动方式可分为单作用气缸和双作用气缸2种。①单作用气缸:仅一端有活塞杆, 从活塞一侧供气聚能产生气压, 气压推动活塞产生推力伸出, 靠弹簧或自重返回。②双作用气缸:从活塞两侧交替供气, 在1个或2个方向输出力。
在井下, 需要控制风门的开和关2种状态, 因此, 选用双作用气缸来驱动风门。
(2) 气缸缸径。
赵固二矿井下压缩空气管路中, 压缩空气的压强为0.5 MPa, 根据风门受力测试结果, 打开风门需要的力按1 641.6 N计算, 据气缸理论出力表 (表2) 查出, 选用Ø80 mm的气缸最为合适。
注:A为推力, B为拉力, 单位均为N。
4气动控制闭锁装置
为使2个气缸不同时动作, 避免风流短路现象, 对2个气缸实现了气动闭锁。当1#气缸活塞杆收缩, 打开风门时, 气缸给出1个气信号, 控制2#气缸的总气源, 2#气缸因无压缩空气而不能动作;当1#气缸活塞杆伸出, 关闭风门时, 对2#气缸解锁;当2#气缸活塞杆收缩, 打开风门时, 气缸给出1个气信号, 控制1#气缸的总气源, 1#气缸因无压缩空气而不能动作;当2#气缸活塞杆伸出, 关闭风门时, 对1#气缸解锁, 从而实现气动闭锁。气动闭锁装置通过气控阀来实现, 设计时, 将所有的控制装置集中在一起。使用时应注意以下几点。
(1) 只有当一道风门完全关闭时, 另一个风门才会解锁。因此, 要加强职工培训, 必须等第1道风门完全关闭时, 再去开下一道风门。
(2) 要保证压缩空气的质量, 若压缩空气中杂物过多, 则易损坏闭锁装置。因此, 要加装空气过滤装置。
5结语
气动风门采用压缩空气控制, 无任何电气设备, 安装及维护简单, 尤其在高瓦斯矿井或煤与瓦斯突出矿井, 可以避免电气设备失爆的问题。目前, 该风门已申报国家发明专利。
摘要：为解决煤矿井下风门开启困难的问题, 设计了气动风门及气动闭锁装置。介绍了矿井气动风门及气动闭锁装置的设计思路, 阐述了其工作原理及使用中应注意的事项。该气动风门及闭锁装置采用压缩空气控制, 无任何电气设备, 安装及维护简单, 适合在瓦斯矿井使用, 尤其在高瓦斯矿井或煤与瓦斯突出矿井, 可以避免电气设备失爆的问题。