高貴軍，劉春洋

(太原理工大學(xué) 礦山流體國家地方聯(lián)合工程實驗室，機(jī)械與運載工程學(xué)院，太原 030024)

隨著煤礦開采科技的進(jìn)步，尤其是綜掘綜采工作面機(jī)械化智能化的發(fā)展，井下作業(yè)環(huán)境的污染也越來越大，煤塵治理難度也相應(yīng)增大[1]。煤礦粉塵不但能夠引發(fā)塵肺病，而且能夠?qū)е路蹓m爆炸、設(shè)備磨損加劇、管路堵塞等問題，給社會造成巨大危害。有些粉塵嚴(yán)重的掘進(jìn)工作面，其煤塵質(zhì)量濃度達(dá)到了1 200～1 300 mg/m3，細(xì)微粉塵(呼吸性)質(zhì)量濃度達(dá)到了[2]800～900 mg/m3，嚴(yán)重影響了煤礦井下工作人員健康以及生產(chǎn)的安全性。

目前礦井除塵的方式主要有干式除塵和濕式除塵。和歐美等西方國家不同的是，我國絕大部分的煤礦巷道狹窄潮濕，不太適用于干式除塵，濕式霧化降塵是我國煤礦降塵的主要方式[3]。因此綜掘工作面除塵也以濕式除塵為主[4-5]，如內(nèi)外噴霧降塵、化學(xué)除塵[6]、泡沫除塵[7]、煤層動壓注水[8]等。這些除塵方式雖然取得了一定的效果，但是仍然存在一些不足。例如，掘進(jìn)機(jī)內(nèi)外噴霧系統(tǒng)需要使用高壓做動力源，但由于噴嘴較小，煤礦井下水質(zhì)較差，容易出現(xiàn)噴嘴堵塞等問題；另外，高壓噴霧系統(tǒng)整體耗水量較大，容易在工作面形成積水，弄濕工人的衣服、影響視線、加速機(jī)械設(shè)備的銹蝕和磨損[10-11]。煤層注水措施在一些地方已取得較好的防塵效果，但存在注水工藝復(fù)雜、注水周期長的問題[9]。利用掘進(jìn)面通風(fēng)特點形成的長壓短抽式除塵方法，是近幾年發(fā)展起來的掘進(jìn)除塵技術(shù)，雖然取得了不錯的效果，但在使用過程中需要根據(jù)斷面尺寸、掘進(jìn)深度等及時調(diào)整系統(tǒng)參數(shù)，此外抽風(fēng)設(shè)備占用一定空間，因此該技術(shù)在掘進(jìn)工作面上的使用也受到限制[12-13]。

本文研究了一種環(huán)形氣液兩相流霧化裝置，本裝置屬于濕式噴霧降塵方式。它以工作面壓縮空氣為動力，將壓縮空氣引入到環(huán)形霧化裝置中心的進(jìn)氣孔，并從中心噴嘴噴出；高速氣流沖擊沿環(huán)縫噴出的液體，使其進(jìn)一步霧化成很小的微霧液滴，并與噴出的壓縮空氣混合成為微霧群噴出。該裝置的環(huán)縫與軸線的夾角θ和氣管噴嘴到環(huán)縫的距離d對環(huán)形氣液霧化裝置霧化效果影響很大。本文應(yīng)用數(shù)值模擬方法分析環(huán)縫角度θ和氣管距離d對內(nèi)部流動狀態(tài)的影響，以期為環(huán)形氣液霧化裝置提供理論依據(jù)。

1 環(huán)形氣液霧化裝置工作原理

環(huán)形氣液霧化裝置主要由殼體、霧化腔、透蓋、進(jìn)氣管、進(jìn)水口等構(gòu)成，如圖1所示。裝置的霧化主要機(jī)理是沖擊破碎霧化原理。首先低壓液體通過進(jìn)水管進(jìn)入裝置的環(huán)型腔，再經(jīng)過與軸線成一定角度的環(huán)形縫隙噴射到裝置的霧化腔內(nèi)，此時為一次霧化過程。同時，由進(jìn)氣管噴嘴噴射出來的高速氣體在霧化腔內(nèi)對一次霧化后的液滴進(jìn)行沖擊剪切，形成二次沖擊霧化破碎，破碎后的微霧群在流動氣體的作用下從霧化腔噴射出去。空氣中，高速運動的霧滴與相對速度較低的煤塵相碰撞結(jié)合形成較重的顆粒，在重力作用下加速沉降，達(dá)到噴霧除塵的目的。

該裝置采用壓縮空氣噴射沖擊環(huán)縫射流液體的破碎霧化方式，其氣源和水源分別來自現(xiàn)場的壓縮空氣和靜壓水，不需要另設(shè)高壓水泵。因此，該裝置結(jié)構(gòu)簡單，無旋轉(zhuǎn)部件，易于維護(hù)，無外接電源，適用于煤礦井下這種有爆炸性危險氣體存在的環(huán)境。

1-殼體；2-霧化腔；3-密封圈；4-螺栓；5-透蓋；6-進(jìn)氣管；7-環(huán)腔；8-進(jìn)水口圖1 環(huán)形氣液霧化裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of annular gas liquid atomization device

2 理論基礎(chǔ)

該裝置的霧化理論基礎(chǔ)為在高速氣流中的橫向液體射流霧化機(jī)理，該技術(shù)的應(yīng)用十分廣泛，例如超燃沖壓發(fā)動機(jī)、火箭推進(jìn)器的氫燃料噴射霧化等[14]。主要原理是當(dāng)液體從噴嘴噴射出來之后，在橫向風(fēng)流的沖擊作用下，射流液柱或液絲由于受力不均勻，開始變形、扭曲形成毛細(xì)波，在波動的作用下較大的液塊或液絲開始破碎形成直徑更小的液滴。研究者們[15-16]經(jīng)過觀察，將氣流中的橫向射流分成了液柱、液塊和液滴，其過程分為一次霧化和二次霧化。描述霧化的模型主要有臨界準(zhǔn)則數(shù)選定法；液滴初始直徑修正法；TAB模型；Reitz波不穩(wěn)定性模型和附面層法[17]。

高速氣流沖擊霧化采用歐拉-拉格朗日法計算。其中，氣相采用歐拉法，控制方程來自三維N-S方程。液相采用拉格朗日法建立顆粒跟蹤模型，液氣兩相流的相互影響可通過方程中的源相來實現(xiàn)[18]。

三維N-S方程為：

(1)

其中：

式中：ρ為密度；u,v,w分別為x,y,z向速度；p為壓強(qiáng)；E為單位質(zhì)量的總能量；S項為源項；τxx，τyy，τzz，τyx=τxy，τzx=τxz，τyz=τzy為各項應(yīng)力。

如果把液滴在運動中受到的空氣阻力和重力的影響也考慮進(jìn)去，液滴受到的單位外力FY如下：

(2)

阻力系數(shù)Cd和氣體雷諾數(shù)Re的定義為

3 仿真模型的建立

環(huán)形氣液霧化裝置是軸對稱結(jié)構(gòu)，因此可將計算簡化為2D模型，以加快計算速度。根據(jù)環(huán)形氣液霧化裝置的結(jié)構(gòu)繪制2D計算模型，如圖2所示。計算模型總長為220 mm，寬為35 mm，環(huán)縫與軸線的夾角為15°，環(huán)縫寬度b為1 mm；采用三角形單元劃分計算區(qū)域[19]；設(shè)水的入口邊界條件為Velocity inlet，其值設(shè)為0.4 m/s；水的出口邊界條件為Pressure outlet，壓力值設(shè)定成大氣壓101 325 Pa，同時設(shè)湍流強(qiáng)度為5%，水力直徑為0.035 m；整個裝置設(shè)置為以中心線為軸的軸對稱類型(Axis)；其余邊界設(shè)置為壁面(Wall).在計算仿真中，通過改變環(huán)縫與軸線的角度θ和氣體射流管噴嘴與環(huán)縫距離d得到不同結(jié)構(gòu)的模型；其中，角度θ分別設(shè)為30°,35°,40°,45°,50°,60°,70°，距離d分別設(shè)為0,2,4,6,8,10 mm.

圖2 霧化裝置的2D模型Fig.2 2D model of the atomizing device

4 仿真結(jié)果分析

4.1 液相流場分析

圖3為角度θ=50°，距離d=4 mm時只考慮環(huán)縫射流時液體流場仿真結(jié)果。相較于圖2，圖3用霧化裝置整體結(jié)構(gòu)體現(xiàn)流場的完整性。從結(jié)果中看出，從環(huán)形縫隙中噴射出來的高速水射流，與對面噴射出來的水射流在霧化腔內(nèi)撞擊匯聚，并產(chǎn)生兩個方向的運動。一個運動方向是朝著霧化裝置出口方向流動，占到液體的大部分體積，并在匯聚點前方(出口方向)一定距離處開始聚集，形成了混合區(qū)；而另外一個方向是朝著進(jìn)氣管入口方向流動，占到匯聚液體的一小部分，在進(jìn)氣管出口處形成了回流區(qū)。

回流區(qū)和混合區(qū)之間有一個速度較低的區(qū)域，稱之為分離區(qū)；液體射流在此處被分成沿兩個方向運動的區(qū)域，即回流區(qū)和混合區(qū)。經(jīng)過回流區(qū)向進(jìn)氣管方向運動的液體在進(jìn)氣管出口壁處發(fā)生了分化，有一小部分液體發(fā)生偏轉(zhuǎn)，向靠近環(huán)形霧化裝置的壁面處流動，另外由于高速射流負(fù)壓吸附作用，這部分射流被高速射流所吸附并發(fā)生混合，偏轉(zhuǎn)了流動方向，在環(huán)縫壁和進(jìn)氣管出口外壁之間形成了速度較高的渦流區(qū)域。渦流區(qū)、分離區(qū)、混合區(qū)及回流區(qū)位置見圖3，圖3表示不同區(qū)域的速度大小。

回流區(qū)所在位置處于進(jìn)氣管的出口，且回流的流動方向與進(jìn)氣方向相反，對射流進(jìn)入進(jìn)氣管的氣體起阻礙作用；回流速度值越大，阻礙作用越明顯，不利于氣體對混合區(qū)的液滴沖擊破碎霧化。根據(jù)橫向射流霧化理論，氣液兩相的速度相差越大，越有利于液滴的霧化，并能獲得較小的霧滴[20-21]。

圖3 θ=50°，L=4 mm的液流場情況Fig.3 Liquid flow field with θ=50° and L=4 mm

4.1.1環(huán)縫角度影響液流場的情況

圖4是回流區(qū)的最大速度與角度θ的關(guān)系曲線。從圖中分析可知，在距離d不變時，回流區(qū)速度最大值隨著角度θ的增大而減?。粴夤芫嚯xd較長且θ>45°時速度隨角度θ增加而遞減的趨勢明顯，d較小時速度隨角度θ遞減趨勢不明顯，其最大差值在0.1 m/s左右。產(chǎn)生這種情況的原因可能是由于角度θ增大，使得發(fā)生回流的液體射流減少，致使回流區(qū)內(nèi)最大速度值也隨之減小。

圖4 回流區(qū)最大速度值vr與角度θ的關(guān)系Fig.4 Relationship between angle θ and maximum velocity value in recirculation zone

圖5是分離區(qū)最大速度與角度θ關(guān)系曲線。由圖5可知，在距離d不變時，隨著角度θ的增大，分離區(qū)速度最大值具有不規(guī)律變化；其速度最大值在0.10～0.16 m/s之間波動，說明角度θ并未對分離區(qū)的速度值產(chǎn)生明顯影響。

圖5 分離區(qū)最大速度值vs與角度θ的關(guān)系Fig.5 Relationship between angle θ and maximum velocity value of separation zone

圖6是混合區(qū)最大速度值與角度θ的關(guān)系曲線。分析圖中曲線可知：在保持距離d不變時，隨著角度θ的增大，混合區(qū)內(nèi)速度的最大值增加。這是因為在角度θ增大時，液體流入環(huán)縫的流場路線發(fā)生變化，使環(huán)縫液阻降低速度增加，同時也改變了環(huán)縫的有效面積比值，最終使噴射速度增高。另外在速度合成上，由于角度θ的增大，使得環(huán)形射流液體在中心處，進(jìn)行速度合成時沿軸向速度的分量也增加，也導(dǎo)致了混合區(qū)速度的增加。綜合以上效果，最終使混合區(qū)最大速度值以較快的速度遞增。

圖6 混合區(qū)最大速度值vm與角度θ的關(guān)系Fig.6 Relationship between angle θ and maximum velocity value of mixing zone

綜上分析，在保持距離d不變時，隨著角度θ的增大，回流區(qū)速度最大值也隨之增大，分離區(qū)速度最大值發(fā)生無規(guī)律的波動，其變化波動值在0.10～0.16 m/s之間，混合區(qū)內(nèi)速度最大值也顯示出增加的趨勢。根據(jù)CHEN et al[15]和WU et al[16]的理論，為了取得更好的霧化效果，盡可能使氣液相對速度較大。因此應(yīng)在混合區(qū)、分離區(qū)取較低速度部分，同時保持較小范圍的渦流區(qū)，所以環(huán)縫角度θ應(yīng)控制在40°～50°之間較好。

4.1.2氣管距離影響液流場的情況

圖7是回流區(qū)內(nèi)最大速度與距離d的關(guān)系曲線。當(dāng)角度θ一定時，隨著距離d的增加，回流區(qū)速度最大值也隨之增大。主要原因是距離d變大時，回流區(qū)空間變大，液流場在該區(qū)域流動阻力減小，導(dǎo)致在該區(qū)域內(nèi)的最大速度值增加。

圖7 回流區(qū)內(nèi)最大速度vr與距離d的關(guān)系Fig.7 The relationship between the maximum speed in the recirculation zone vr and the distance d

圖8為分離區(qū)內(nèi)最大速度與距離d的關(guān)系曲線。由圖8可知，當(dāng)角度θ一定時，隨著距離d的增加，分離區(qū)內(nèi)速度最大值顯示出不嚴(yán)格的遞增趨勢，在個別地方有些反復(fù)，最大速度值在0.10～0.16 m/s之間波動。

圖8 分離區(qū)最大速度vε與距離d的關(guān)系Fig.8 The relationship between the maximum speed of the separation zone vε and the distance d

圖9為混合區(qū)最大速度與距離d的關(guān)系曲線。圖9表明，當(dāng)角度θ一定時，隨著距離d增大，混合區(qū)最大速度值出現(xiàn)分段變化情況。距離d值在0～2 mm之間時，最大速度值隨距離d的增大而減??；距離d值在2～6 mm之間時，最大速度值呈現(xiàn)出平緩上升趨勢，總體變化不大；當(dāng)d在6～10 mm之間時，最大速度值隨距離d的增大而緩慢增加。整體看來，隨著距離d的增加，在混合區(qū)域內(nèi)的最大速度變化值相差不大，在0.2 m/s內(nèi)波動。在距離d為0～2 mm段產(chǎn)生遞減規(guī)律的原因可能是進(jìn)氣管出口的回流區(qū)空間較小，液體受到的限制作用較強(qiáng)，回流區(qū)液體變少混合區(qū)液體增加，最終在較近段，隨距離d減小混合區(qū)內(nèi)的速度值增大。

圖9 混合區(qū)最大速度vm與距離d的關(guān)系Fig.9 The relationship between the maximum speed of the mixing zone vm and the distance d

總之，當(dāng)角度θ保持一定時，回流區(qū)最大速度值隨著距離d的增大而增加；分離區(qū)內(nèi)最大速度值隨著距離d的增大呈現(xiàn)出不嚴(yán)格的小幅遞增的趨勢，個別地方有些反復(fù)，最大速度值在0.10～0.16 m/s之間波動；混合區(qū)內(nèi)的最大速度值隨著距離d的增大表現(xiàn)分段遞增遞減趨勢，2～6 mm之間時為遞減趨勢，6～10 mm之間時為遞增趨勢。同理根據(jù)CHEN et al[15]和WU et al[16]的理論，為了取得更好的霧化效果，盡可能使氣液相對速度相差較大，所以氣管距離d的最佳范圍應(yīng)設(shè)在2～6 mm之間。

4.2 氣流場影響因素分析

壓縮空氣從圖1的進(jìn)氣管進(jìn)入，進(jìn)氣速度分別設(shè)為20,30,40,50,60 m/s，計算結(jié)果如圖10所示。圖10為進(jìn)氣速度為30 m/s時的速度云圖，其他速度的仿真結(jié)果也具有相同分布形狀。如圖所示，在中心線處速度較大，沿徑向方向速度越來越??；氣體離開進(jìn)氣管出口處沿軸向方向速度迅速降低并成“拋物線”狀的遞減：在距進(jìn)氣管入口100 mm內(nèi)，空氣速度值介于28.8～32.1 m/s范圍內(nèi)，在距進(jìn)氣管入口110～125 mm內(nèi)氣體運動降到25.6～28.8 m/s范圍內(nèi)；與液流場回流區(qū)和混合區(qū)相對應(yīng)位置處的氣流場速度在28.8～32.1 m/s范圍內(nèi)，此處保持氣體較大的沖擊速度，有利于液滴霧化。

vin=30 m/s的速度云圖(z=0處裝置中心平面)圖10 氣流場速度分布云圖Fig.10 Airflow field velocity distribution

圖11為進(jìn)氣管進(jìn)氣速度不同時，沿霧化裝置的中心線上速度分布曲線圖。在0～25 mm段速度基本保持為氣體進(jìn)口的速度；在25～50 mm段，氣體運動速度略有上升，這是由于空氣在出口處部分壓力能轉(zhuǎn)化為動能使射流速度提高；在50～100 mm段速度保持不變，與上一段的末速度相同，沿徑向方向的高速區(qū)域越來越??；在噴射距離大于100 mm的區(qū)域，空氣速度迅速減小，這是由于空氣阻力占主導(dǎo)作用的結(jié)果。從以上分析可以看出，從進(jìn)氣口端到100 mm處氣流速度基本保持最大值。該區(qū)域正是液滴破碎霧化的區(qū)域，入口速度值越大，越有利于液體的沖擊霧化破碎。

圖11 不同進(jìn)氣速度下的氣流場中心線上速度分布曲線Fig.11 Speed on the centerline of the airflow field

通過氣相流場與液相流場聯(lián)合分析可知，為了使液滴充分霧化，主要是二次霧化充分，必須獲得較大的液滴與氣體的相對速度，同時還要保證液滴在高速流動氣體內(nèi)的停留時間。通過以上對圖11分析可知，液滴二次霧化最有利的區(qū)間段在距離進(jìn)氣管端100 mm之前，也就是d<6 mm的區(qū)間。根據(jù)圖4-圖9分析可知d不能太短，建議d取值區(qū)間2～4 mm.

5 試驗結(jié)果

根據(jù)以上研究，設(shè)計了環(huán)形氣液霧化裝置，并進(jìn)行了霧化試驗。試驗中的環(huán)形氣液霧化裝置環(huán)縫與中心線夾角θ取45°、距離d取4 mm，通過改變進(jìn)氣壓力實現(xiàn)改變氣體入射速度的目的，并對結(jié)果進(jìn)行分析。該試驗裝置主要包括環(huán)形氣液霧化裝置、氣源系統(tǒng)(如空氣壓縮機(jī)、壓力流量調(diào)節(jié)閥、壓力表)、水源系統(tǒng)(供水泵、壓力流量調(diào)節(jié)閥、壓力表)和激光粒度分析儀等組成，如圖12所示。

圖13是霧滴直徑與氣壓的關(guān)系曲線。從圖中可以看出，在水流量保持不變的情況下，環(huán)形氣液霧化裝置產(chǎn)生的霧滴粒徑隨進(jìn)氣壓力的增加而減小。主要原因是隨著進(jìn)氣壓力的增加氣流氣體噴射速度也相應(yīng)增加，霧化腔內(nèi)氣液兩相的相對速度增加，液柱和液絲的扭曲、變形、波動加劇促進(jìn)液滴霧化，使粒徑變小，與以上理論分析結(jié)果相一致。

1-空氣壓縮機(jī)；2-電機(jī)；3-水箱；4-供水泵；5-調(diào)節(jié)閥；6-水壓力表；7-計算機(jī)；8-粒度檢測儀接收器；9-粒度檢測儀發(fā)射器；10-環(huán)形氣液霧化裝置；11-氣體壓力表；12-調(diào)節(jié)閥圖12 環(huán)形氣液霧化實驗裝置原理圖Fig.12 Schematic diagram of annular gas-liquid atomization experimental device

圖13 霧滴直徑D與入射氣體壓強(qiáng)pg的關(guān)系Fig.13 Relationship between droplet diameter D and incident gas pressure pg

利用本裝置在燕子山礦模擬巷道內(nèi)進(jìn)行了模擬霧化降塵試驗，該模擬巷道為半圓拱形，長9.3 m，寬3.18 m，高2.75 m.試驗過程中利用AKFC-92型礦用粉塵采集儀進(jìn)行粉塵質(zhì)量濃度的測定。粉塵取自燕子山礦工作面，利用揚塵器在模擬巷道內(nèi)產(chǎn)生揚塵，利用環(huán)形氣液霧化裝置進(jìn)行噴霧降塵，測試噴霧前后的空氣中粉塵含量。環(huán)形氣液霧化裝置布置在水平方向的中線上，距離地面2 m，距離巷道一端1.5 m處，粉塵測量點設(shè)為3個，分別距離霧化裝置1.5 m、2.5 m、3.5 m處，距離地面高度1 m.試驗結(jié)果如表1所示，結(jié)果顯示利用環(huán)形氣液霧化裝置產(chǎn)生的霧滴降塵，在3個測塵點的降塵效率均達(dá)到了85%以上。

表1 測定結(jié)果對比Table 1 Comparison of measurement results

6 結(jié)論

環(huán)形氣液霧化裝置的霧化理論基礎(chǔ)為在高速氣流中的橫向射流霧化機(jī)理，其霧化過程十分復(fù)雜。本文利用Fluent仿真方法對環(huán)形氣液霧化裝置的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行分析討論，根據(jù)液相流動特性可將流場分為回流區(qū)、渦流區(qū)、分離區(qū)和混合區(qū)。聯(lián)合氣相仿真結(jié)果分析得出，環(huán)縫角度θ控制在40°～50°之間，環(huán)縫出口至氣管出口距離控制在2～6 mm之間時，液滴和氣體具有足夠大的相對速度，并且有充分的二次霧化時間和距離，能取得較好的霧化效果。在此基礎(chǔ)上對優(yōu)化后的環(huán)形氣液霧化裝置進(jìn)行了霧化與降塵試驗，獲得較好的霧化降塵效果，為霧化降塵的研究提供一定的理論基礎(chǔ)。