趙麗娟,田 震,王 野

(1.遼寧工程技術(shù)大學機械工程學院,遼寧阜新 123000;2.沈陽航天新光集團有限公司,遼寧沈陽 110043)

采煤機外噴霧系統(tǒng)數(shù)值模擬研究

趙麗娟1,田 震1,王 野2

(1.遼寧工程技術(shù)大學機械工程學院,遼寧阜新 123000;2.沈陽航天新光集團有限公司,遼寧沈陽 110043)

為提高采煤機外噴霧系統(tǒng)性能,改善工作面作業(yè)環(huán)境,基于Pro/E與GAMBIT聯(lián)合建立了采煤工作面模型,選用標準k-ε湍流模型構(gòu)造采煤機外流場數(shù)學模型,并通過FLUENT仿真得到巷道內(nèi)風流平均速度為1.8 m/s左右,符合《煤礦安全規(guī)程》的規(guī)定;對采煤機外噴霧系統(tǒng)進行了數(shù)值模擬,通過改變噴嘴口徑、噴霧壓力和擴散角等參數(shù),得到了不同噴霧參數(shù)下的霧滴粒徑和霧化濃度的變化規(guī)律:隨著噴霧壓力的增大,霧滴粒徑減小,噴霧濃度分布更加均勻;小口徑噴嘴霧化濃度較高,大口徑噴嘴霧化區(qū)域濃度均勻、捕集面積大;小霧化擴散角下的霧粒速度相對較大,大擴散角下的霧流濃度分布均勻,但其穿透力差。分析結(jié)果為提高采煤機噴霧降塵效率,降低采煤工作面粉塵濃度提供了依據(jù)。

采煤機;外噴霧;粒徑;霧化濃度;數(shù)值模擬

近年來,高濃度煤礦粉塵引起的事故造成了大量的人員傷亡,如2005年11月,黑龍江東風煤礦發(fā)生特大煤塵爆炸事故,造成171人死亡,48人受傷[1]; 2006年7月,山西藺家莊煤礦發(fā)生一起特別重大煤塵爆炸事故,共有53人遇難[2];2007年12月,山西新窯煤礦由于煤塵爆炸繼而引起瓦斯爆炸,造成105人遇難[3];2012年5月新疆洪山煤礦粉塵爆炸事故造成6名礦工死亡[4]。高濃度粉塵不僅使煤礦的安全開采面臨嚴峻的考驗,還將會導致煤礦工人患上職業(yè)塵肺病,危害煤礦工人的身心健康[5-6]。據(jù)相關(guān)數(shù)據(jù)統(tǒng)計,我國塵肺病患者2010年已累計超過67萬人,2011年,我國煤礦檢出塵肺病人達14 000例,呈上升趨勢[7]。因此,降低煤礦井下工作面粉塵濃度和減少呼吸性粉塵的危害已成為煤礦安全生產(chǎn)的主要研究課題。

在綜采工作面,采煤機截割過程產(chǎn)生的粉塵占整個工作面粉塵總量的60%～85%[8]。在采煤機開采過程中,工作面粉塵量過大、噴嘴易堵等問題使采煤機作業(yè)環(huán)境粉塵的沉降難以達到煤礦安全規(guī)程的要求[9]。本文基于流體動力學仿真技術(shù),對采煤機外噴霧系統(tǒng)進行數(shù)值模擬,得到不同噴嘴口徑、噴霧壓力和擴散角條件下噴霧系統(tǒng)的工作效果,找出了不同噴霧參數(shù)下的霧滴粒徑和霧化濃度的變化規(guī)律;將數(shù)值模擬技術(shù)應用到煤礦粉塵控制的研究中,通過調(diào)整噴霧參數(shù),達到提高噴霧降塵效果的目的,為改善工作面作業(yè)環(huán)境和提高煤礦生產(chǎn)安全提供了參考。

1 模型的建立

綜采工作面較多的設(shè)備(如采煤機、刮板輸送機、液壓支架等)導致巷道內(nèi)部通風區(qū)域形狀極為復雜,建立準確模型十分困難,需對計算模型進行適當?shù)暮喕痆10-11],如圖1所示,其中工作面尺寸如下:進風區(qū)8.5 m(長)×4.17 m(寬)×1.3 m(高);采空區(qū)17.5 m(長)×4.8 m(寬)×1.3 m(高);工作面高度為1.3 m,液壓支柱間距1.5 m。

圖1 綜采工作面Fig.1 Simplified diagram of fully mechanized coal face

利用Pro/E建立簡化后的采煤機模型(其中在搖臂殼體輸出端頸部上下各分布3個外噴霧噴嘴),將其導入到GAMBIT中,并在此基礎(chǔ)之上建立綜采工作面的整體模型。在GAMBIT中劃分計算網(wǎng)格,考慮到數(shù)值模擬準確度及仿真時間問題,網(wǎng)格精度應根據(jù)物理量場在模型區(qū)域中的變化情況酌情而定。模型選擇Tet/Hybrid網(wǎng)格單元進行劃分,劃分類型為TGrid[12],劃分好的網(wǎng)格模型如圖2所示。

圖2 模型網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh division ofmodel

為了便于對噴霧顆粒進行采樣分析,研究噴霧參數(shù)變化對噴霧效果的影響,在滾筒與煤壁距離100～600 mm范圍內(nèi),沿滾筒軸線方向依次建立與煤壁平行的A～F六個采樣平面,如圖3所示。

圖3 采樣截面位置Fig.3 Sampling section position

2 外流場數(shù)值模擬

針對采煤機外流場的數(shù)值模擬,采用標準k-ε湍流模型,在湍動能k方程的基礎(chǔ)上,引入湍動耗散率ε方程建立封閉的數(shù)學模型,其中湍流動能方程[13]為

式中,Gk為由平均速度梯度引起的湍動能的產(chǎn)生項; Gb為由浮力引起的湍動能的產(chǎn)生項;YM為可壓縮湍流中脈動擴張的貢獻;C1ε,C2ε和C3ε為經(jīng)驗常數(shù);σk和σε分別為與湍動能和耗散率對應的Prandtl數(shù);Sk和Sε為用戶定義的源項。

模型選擇Pressure-Swirl Atomizer(壓力旋轉(zhuǎn)霧化噴嘴)作離散相噴射源,用液滴的最可幾分布直徑以及分布指數(shù)來確定液滴的Rosin-Rammler分布[14], Rosin-Ramm ler分布是以累積體積分布來表達的,可用式(3)描述。

式中,Vc為粒徑在D以下的所有顆粒的體積與總體積的比值;D為霧滴粒徑;n為均勻度指數(shù);c為常數(shù)。

為了與實驗數(shù)據(jù)更好的擬合,Rizk和Lefebvre等[15]對Rosin-Rammler分布進行了修正,修正后的表達式為

求解得到整個工作面通風流場的速度矢量,如圖4所示。風流進入工作面后,受到液壓支柱的阻礙作用,在其附近呈現(xiàn)繞流流動,導致風流速度減小,模型中距離風流入口最遠處的液壓支柱附近風流速度減小到了0.2 m/s左右。在采煤工作面內(nèi),采煤機阻礙了風流運動,并且占據(jù)了一部分截割段巷道空間內(nèi)的體積,促使風流速度有所增加,在采煤機機身附近風流速度大約為2.64 m/s。由于風流在截割段沖擊煤壁和采煤機滾筒,致使?jié)L筒附近產(chǎn)生了回流區(qū)和渦流區(qū),整個巷道內(nèi)風流平均速度為1.8 m/s左右,符合《煤礦安全規(guī)程》[16]中規(guī)定的0.25～4.0 m/s之內(nèi)。

圖4 通風流場的速度矢量Fig.4 Velocity vectorgraph of ventilation flow field

3 噴霧參數(shù)對霧滴粒徑的影響分析

3.1 噴霧壓力對霧滴粒徑的影響

當噴嘴口徑為1.5 mm、噴霧擴散角為60°時,對其分別施加3,6和8 MPa的壓力。利用采樣截面對噴霧顆粒進行采樣統(tǒng)計,得到霧滴平均粒徑Y(jié)向分布情況,如圖5所示。由圖5可見,壓力越大,噴嘴噴出的霧滴粒徑越小,不同壓力下霧滴粒徑沿程分布變化趨勢相同,且壓力越高,霧滴粒徑沿程分布越均勻,霧滴粒徑隨著距離煤壁越來越近而逐漸變大,低壓下霧滴粒徑沿程增大趨勢要大于高壓噴霧下的情況。

選定F截面作為采樣截面,對截面上霧滴粒徑大小進行統(tǒng)計,統(tǒng)計結(jié)果如圖6所示。當壓力為3,6和8 MPa時,在直徑60～160μm范圍內(nèi)的霧粒分別占采樣數(shù)據(jù)總數(shù)的78%,82%和74%。從粒徑分布的集中區(qū)域及其所占的百分比可以看出,隨著噴霧壓力的增加,霧粒直徑分布集中區(qū)域有逐漸向小粒度范圍集中的趨勢。

圖5 不同壓力下霧滴粒徑沿Y向分布Fig.5 Diameter distribution along the Y direction of different pressures

圖6 F截面上霧粒直徑的統(tǒng)計分布Fig.6 Diameter’s statistical distribution of spray particles at F section

3.2 噴嘴口徑對霧滴粒徑的影響

對口徑分別為1.0,1.2和1.5 mm的噴嘴(噴霧擴散角均為60°)分別施加3,4,5和6 MPa的噴霧壓力,統(tǒng)計得到B截面在不同噴嘴口徑下的霧滴粒徑見表1。其中大口徑噴嘴的霧滴粒徑較大,但在相同壓力下,隨著噴嘴口徑的增大,霧滴粒徑的增幅逐漸減小;隨著噴霧壓力的提高,霧滴粒徑隨口徑增大而增大的幅度也逐漸減緩。

表1 不同噴嘴口徑下的霧滴粒徑Table 1 Diameter of spray par ticles of d ifferent nozzle caliber

3.3 霧化擴散角對霧滴粒徑的影響

對口徑為1.0 mm、噴霧擴散角分別為30°,60°和75°的噴嘴均施加3 MPa的壓力。選取B采樣平面進行采樣統(tǒng)計,得到在不同噴霧擴散角度下的霧滴平均粒徑以及噴霧顆粒沿Y軸的平均速度見表2。霧滴粒徑隨著噴霧擴散角度的增加而減小,噴霧擴散角的增大,加大了噴嘴霧化的擴散區(qū)域,同時擴大了多個噴嘴之間的噴霧重疊區(qū),使更多的噴霧顆粒發(fā)生碰撞產(chǎn)生碎裂,進而導致了噴霧粒徑的減小。隨著噴霧擴散角的增大,在整體坐標系下霧滴沿Y軸的運動速度減小,但是減小的幅度很小。由于Y軸方向并不是噴霧軸線的方向,因此,在B采樣平面處,隨霧化角的增大,霧滴沿Y軸方向的運動速度變化不是很明顯。

表2 不同噴霧擴散角下的霧滴粒徑及速度Table2 Diameter and velocity of spray particles under different diffusion angles

4 噴霧參數(shù)對霧化濃度的影響分析

4.1 噴霧壓力對霧化濃度的影響

對口徑為1.0 mm、噴霧擴散角60°的噴嘴,分別施加3和6 MPa的壓力,得到噴嘴霧化濃度如圖7所示。由圖7可見,采煤機搖臂外噴霧可以較好的將粉塵抑制在產(chǎn)塵源處,當壓力為3 MPa時,霧化區(qū)域周邊濃度較低,只有4.56 g/m3,但區(qū)域內(nèi)的最大濃度達到了91.2 g/m3,整體濃度主要集中在27.3～63.8 g/m3;當壓力達到6 MPa時,噴霧區(qū)域的霧化濃度更加的均勻,其濃度分布規(guī)律與3 MPa時大致相同,都是中間部分濃度高,周邊濃度低,但隨著壓力的增高,噴霧區(qū)域的整體濃度也隨之增加,整體濃度的大小主要集中在36～72 g/m3。

4.2 噴嘴口徑對霧化濃度的影響

對口徑分別為1.0和1.2 mm的噴嘴(噴霧擴散角均為60°)施加3 MPa的壓力。選取F截面作為觀察平面,得到不同噴嘴口徑下的霧化濃度,如圖8所示。由圖8可見,當壓力及霧化擴散角相同時,口徑為1.0 mm的噴嘴其霧化濃度高于口徑為1.2 mm的噴嘴。噴嘴口徑為1.0 mm時,霧流較為緊密,噴霧區(qū)的中心處出現(xiàn)了高濃度區(qū),且噴霧區(qū)的整體濃度變化梯度比較明顯;當噴嘴口徑為1.2 mm時,霧流較為分散,噴霧區(qū)的濃度分布相對均勻,沒有出現(xiàn)明顯的梯度變化。這主要是由于大口徑噴嘴的霧化液滴具有較大粒徑,在噴霧過程中沒有進一步破碎,進而降低了噴霧區(qū)的濃度。

4.3 噴霧擴散角對霧化濃度的影響

圖7 不同壓力下噴嘴霧化濃度Fig.7 Atomizing concentration of different pressures

圖8 不同噴嘴口徑在F截面處的霧化濃度Fig.8 Atomizing concentration of different calibers at F section

對口徑為1.0 mm、噴霧擴散角分別為30°和75°的噴嘴施加3 MPa的壓力,得到噴嘴霧化濃度如圖9所示。由圖9可見,隨著噴霧擴散角度的增大,噴霧區(qū)域體積增加,霧化濃度逐漸均勻。噴霧擴散角為30°時,霧流較細,在噴嘴出口較遠處各噴嘴的霧流開始重疊,搖臂上側(cè)與下側(cè)霧化區(qū)域中心處濃度分布較高,最大濃度達到98.2 g/m3;當霧化角度為75°時,霧流在離開噴嘴不遠處開始重疊,霧滴發(fā)生激烈碰撞進而破碎,使霧化區(qū)域濃度分布較為均勻,且霧化區(qū)域體積明顯增大,同時由于霧滴破碎成了較小液滴,在霧化區(qū)域周邊有部分液滴顆粒產(chǎn)生了比較明顯的飄散現(xiàn)象。

5 結(jié) 論

圖9 不同擴散角下的霧化濃度Fig.9 Atom izing concentration of different diffusion angles

(1)由于受到液壓支柱和采煤機等設(shè)備的阻礙,巷道內(nèi)的風流呈現(xiàn)出不均勻分布,其中在出風口液壓支柱處風速減小到了0.2 m/s左右,采煤機處風速為2.64 m/s左右,在滾筒附近產(chǎn)生了回流區(qū)和渦流區(qū);整個巷道內(nèi)風流平均速度在1.8 m/s左右,符合《煤礦安全規(guī)程》的規(guī)定。

(2)隨著噴霧壓力增加,霧粒分布集中區(qū)域出現(xiàn)逐漸向小粒度范圍集中的趨勢,同時噴霧區(qū)域也會增大,且分布更加均勻。小口徑噴嘴因霧滴粒徑較小而使霧化濃度較高,但大口徑噴嘴所形成的霧化區(qū)域濃度更加均勻,捕集面積更大,粒徑增大的幅度隨口徑的增加逐漸趨于平緩。小擴散角下的霧流較細,霧粒速度相對較大;大擴散角下的液膜破碎更加完全,使得其捕集范圍較大,霧流濃度分布均勻,但霧滴速度較小。在實際的生產(chǎn)中,根據(jù)不同噴霧參數(shù)下霧滴粒徑和霧化濃度的變化規(guī)律,對相關(guān)參數(shù)進行合理匹配,可以提高噴霧降塵效率。

(3)基于本文提出的研究方法,可為采煤機外噴霧系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計和性能評價提供技術(shù)支持,同時也為提高外噴霧降塵效率、降低采煤工作面粉塵濃度、減少呼吸性粉塵的危害提供參考。

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Numerical simulation of shearer external spray system

ZHAO Li-juan1,TIAN Zhen1,WANG Ye2
(1.College ofMechanical Engineering,Liaoning Technical University,Fuxin 123000,China;2.Shenyang Aerospace Xinguang Group Co.,Ltd.,Shenyang 110043,China)

In order to improve the shearer external spray system performance and environment ofworking face,amodel ofmechanized coal face was established by the union of Pro/E and GAMBIT,a standard k-εturbulence flow model was selected to build the external flow field of shearer,the average speed of ventilation in roadway was about1.8 m/ s,itwas comply with the provisions of the Safety Standard of Coal Mine.The numerical simulation of shearer external spray situation wasestablished by the software FLUENT,the law of the influence about the effectof parameter variation to spray was obtained through the changes of nozzle caliber,spray pressure and diffusion angle.As the spray pressure increase,the diameter decreases and the spray concentration distribution ismore uniform;Small-bore nozzle’s concentration is higher,large-bore nozzle’s concentration is uniform and trapping area is large;the fog particles velocity with small diffusion angle is opposite bigger,the spray concentration distribution with large diffusion angle ismore uniform, but its penetration is poor.The result provides foundation for improving the efficiency of shearer spraying dust and reducing the coalface dust concentration.

shearer;external spray;diameter;atomizing concentration;numerical simulation

TD421.6

A

0253-9993(2014)06-1172-05

趙麗娟,田 震,王 野.采煤機外噴霧系統(tǒng)數(shù)值模擬研究[J].煤炭學報,2014,39(6):1172-1176.

10.13225/j.cnki.jccs.2013.0981

Zhao Lijuan,Tian Zhen,Wang Ye.Numerical simulation of shearer external spray system[J].Journal of China Coal Society,2014,39(6): 1172-1176.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2013.0981

2013-07-10 責任編輯:許書閣

中國煤炭工業(yè)科技計劃資助項目(MTKJ2009-264)

趙麗娟(1964—),女,遼寧阜新人,教授,博士生導師。Tel:0418-3352413,E-mail:zlj2120@163.com。通訊作者:田 震(1987—),男,安徽界首人,博士研究生。E-mail:lntutian2008@126.com