溫智超，王海橋,2，陳世強(qiáng),2，劉 宇，蔣加川，吳 朋

(1.湖南科技大學(xué) 資源環(huán)境與安全工程學(xué)院，湖南 湘潭 411201；2.湖南省礦山通風(fēng)與除塵裝備工程技術(shù)研究中心，湖南 湘潭 411100；3.深圳市中金嶺南有色金屬股份有限公司 凡口鉛鋅礦， 廣東 韶關(guān) 512300)

0 引言

水幕除塵是濕式除塵技術(shù)的一種具體實(shí)施方式[1-2]，采用通風(fēng)和凈化水幕的方式，將含塵氣流與連續(xù)液膜或噴霧式水幕混合而達(dá)到氣流凈化效果，主要涉及慣性碰撞、接觸阻流等除塵機(jī)理，一般可實(shí)現(xiàn)水膜、水滴、水霧3級(jí)除塵，除塵效率高[3-4]。同時(shí)，傳統(tǒng)的連續(xù)液膜式水幕會(huì)阻隔巷道或隧道，噴霧式水幕在較大風(fēng)量、煙塵粒徑大等復(fù)雜工況下對(duì)煙塵的阻隔能力并不理想。因此，研究新型除塵裝置對(duì)降塵作業(yè)尤為重要。

對(duì)于連續(xù)液膜式水幕，國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要對(duì)水幕安裝位置、除塵系統(tǒng)結(jié)構(gòu)等影響水幕除塵效率的因素展開研究:吳慧英等[5]研制懸浮水幕式除塵器，從根本上解決了管道、噴嘴堵塞的問題;熊建軍等[6]圍繞自激式除塵器，借助微壓檢測(cè)技術(shù)獲得除塵腔體內(nèi)的負(fù)壓分布規(guī)律；張巍等[7]和賈彬彬等[8]先后確立風(fēng)量、節(jié)流裝置開度、除塵效率和全壓損失之間的量化關(guān)系，指導(dǎo)工程優(yōu)化。采用紗網(wǎng)輔助形成水膜可解決自激式阻力大等應(yīng)用問題，但是為了使粉塵和水膜能夠進(jìn)行持續(xù)慣性碰撞，需要足夠的供水量。針對(duì)井下巷道粉塵污染，田曉紅等[9]研制水幕除塵裝置，該裝置利用除塵液在紗網(wǎng)上小孔形成水膜而吸附氣流中的粉塵，實(shí)現(xiàn)污風(fēng)凈化。針對(duì)單道或多道防塵水幕簾在實(shí)際應(yīng)用中除塵效率低于預(yù)期的問題，丁堯等[10]改進(jìn)紗網(wǎng)噴嘴布置方式，研制全斷面雙層水幕簾，顯著提升巷道內(nèi)的抑塵率。但類似于一種水幕除塵裝置的紗網(wǎng)輔助水幕除塵，會(huì)阻隔巷道或者隧道影響作業(yè)。噴霧式水幕相比液膜式極大地增加與周圍氣體進(jìn)行動(dòng)量、熱量交換的表面積，具有良好的隔煙降溫性能，因此國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其研究集中于隧道火災(zāi)治理技術(shù)領(lǐng)域中。根據(jù)相似性原理按比例搭建實(shí)驗(yàn)平臺(tái)并建立數(shù)值模擬模型， Reiko等[11]發(fā)現(xiàn)水幕對(duì)高溫和煙塵具有較好的隔斷效果；Makot等[12]研究熱煙對(duì)水幕隔斷效果的影響，發(fā)現(xiàn)水幕的隔斷效果和防火門與防火百葉窗類似；Blanchard等[13]對(duì)隧道中水霧、熱煙的相互作用進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)細(xì)水霧具有很強(qiáng)的吸熱作用，但是小霧滴在離開噴嘴后會(huì)迅速減速； Jiayun等[14]發(fā)現(xiàn)在較強(qiáng)的縱向通風(fēng)條件下，煙氣會(huì)從小霧滴間的孔隙中逸出，噴霧式水幕對(duì)煙氣阻隔的有效性降低。大量研究表明，噴霧式水幕僅在較小通風(fēng)條件下具有良好的隔煙降溫效果。

縫隙噴口和箱式水幕可以形成寬薄水幕，常用于軋鋼冷卻和地下建筑防火隔煙[15-16]，但箱式水幕體積較大并且噴出的水幕不均勻，因此提出1種利用縫隙噴口直接形成連續(xù)液膜式水幕用于隔塵以及除塵的方法，其優(yōu)點(diǎn)在于不會(huì)對(duì)巷道或者隧道形成阻隔；水幕主體為連續(xù)液膜，對(duì)含塵氣流形成阻隔，液膜底部破碎形成的水滴和水霧，可以捕捉氣流中的塵粒，達(dá)到降塵效果。但目前常規(guī)錐形縫隙噴口形成的水幕存在出流速度不均、水膜破碎快的問題。

因此，在前人研究基礎(chǔ)上，本文基于邊界流線構(gòu)造提出流線型邊界線，建立流線型縫隙噴口的三維物理模型，采用流體動(dòng)力學(xué)技術(shù)，比較分析不同縫隙噴口的內(nèi)部流場(chǎng)，以得到更好的縫隙噴口邊界流線結(jié)構(gòu)，為隔塵水幕用縫隙噴口研發(fā)提供依據(jù)。

1 流線型邊界方程的理論推導(dǎo)

1.1 流線型邊界的提出

縫隙噴口內(nèi)的流動(dòng)是三維流動(dòng)，狹縫出口寬度一般在0.5～5.0 mm左右，噴口長(zhǎng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于寬度，因此，可將這種三維流動(dòng)狀態(tài)轉(zhuǎn)化為二維流動(dòng)進(jìn)行分析。采用平面勢(shì)流法，可將流動(dòng)從求解速度場(chǎng)問題轉(zhuǎn)化為求解勢(shì)函數(shù)和流函數(shù)的問題。王英敏等[17]基于東工流線型擴(kuò)散塔,利用平面勢(shì)流理論把復(fù)雜流動(dòng)分解成為幾種簡(jiǎn)單流動(dòng)的疊加，模擬不同結(jié)構(gòu)形式的擴(kuò)散塔內(nèi)分流流場(chǎng)和壓力場(chǎng)，其模擬結(jié)果符合理論分析預(yù)期，并在工程實(shí)際中驗(yàn)證了平面勢(shì)流法的可行性。

常規(guī)縫隙噴口一般采用錐形收縮的方式，如圖1所示[18-19]。其中,W1為縫隙噴口入口寬度，W2為縫隙噴口出口寬度，α是收縮角。水流在進(jìn)入收縮段和離開收縮段時(shí)，易引起邊界流動(dòng)失控而導(dǎo)致阻力損失大和流場(chǎng)失穩(wěn)，從而進(jìn)一步影響縫隙噴口形成水幕的穩(wěn)定性，使縫隙噴口出流不均勻，導(dǎo)致水幕厚度不均勻、成膜后容易擴(kuò)散、破裂，因此需要對(duì)錐形縫隙噴口內(nèi)部流道邊界線進(jìn)行優(yōu)化。

圖1 錐形縫隙噴口

1.2 流線型邊界方程

將平行段進(jìn)入收縮段的水流視為平行平面流和點(diǎn)匯的合成流動(dòng)，建立特定的勢(shì)函數(shù)和流函數(shù)。由于噴口關(guān)于截面中心線對(duì)稱，可只研究單側(cè)的邊界流線；收縮段的邊界流線關(guān)于中點(diǎn)M對(duì)稱，將中點(diǎn)后方的收縮段視作點(diǎn)匯和平行平面流的合成流動(dòng)，可將整個(gè)噴口的邊界流線簡(jiǎn)化為a，b實(shí)線所在區(qū)域的邊界流線，如圖2所示。

圖2 勢(shì)流疊加示意

平行平面流的復(fù)勢(shì)如式(1)所示：

(1)

式中：Z為復(fù)變量；Q為二維平面上的流量，m3/h；d為漸縮段邊界中點(diǎn)與平行段的高度差，mm。

考慮噴口較強(qiáng)的對(duì)稱性，匯流角度取45°，使其收縮角在20°～30°之間，則漸縮管前半段的匯流疊加中的點(diǎn)匯取圓形匯流的1/8，其復(fù)勢(shì)如式(2)所示：

(2)

漸縮管前半段的水流復(fù)勢(shì)為上述平行平面流復(fù)勢(shì)和點(diǎn)匯復(fù)勢(shì)的疊加組成，如式(3)所示：

W(Z)=W1(Z)+W2(Z)

(3)

由此可得出匯流的流函數(shù)如式(4)所示：

(4)

式中：θ為角度，以弧度表示；ψ為流函數(shù)值。

(5)

當(dāng)θ取值為π時(shí)，y=3d，從工程實(shí)際出發(fā)，縫隙噴口的邊界只需取邊界流線的一部分，即θ∈(π/2,28π/36)；取修正系數(shù)為3，則有式(6)：

(6)

2 幾何建模

針對(duì)邊界流線方程取不同θ值得到對(duì)應(yīng)的y值，通過正切函數(shù)換算x值，依據(jù)得到的x，y值在直角坐標(biāo)系上進(jìn)行線性擬合，得到邊界流線如圖3所示。設(shè)定狹縫出口寬度為1 mm，依據(jù)所得邊界流線，對(duì)稱繪制形成流線型縫隙噴口的二維邊界，如圖4所示。

圖3 邊界流線

圖4 流線型縫隙噴口邊界

基于圖4，在SolidWorks軟件中建立流線型縫隙和常規(guī)錐形縫隙噴口的三維物理模型，如圖5所示。

圖5 2種不同結(jié)構(gòu)的縫隙噴口

由圖5可知，2種物理模型除邊界流線外，其余參數(shù)均采取相同設(shè)定：進(jìn)水口直徑32 mm，出水口寬度1 mm，出水口長(zhǎng)度450 mm，噴口高度71.95 mm，上壁面寬度37.67 mm。

3 控制方程和邊界條件

1)控制方程

縫隙噴口內(nèi)流動(dòng)介質(zhì)為液態(tài)水，噴口入水口和出口處速度變化大，存在不同程度的湍流，選取能夠精確模擬平面和圓形射流的擴(kuò)散速度，對(duì)于有旋流動(dòng)、流動(dòng)分離有更好的表現(xiàn)的Realizablek-ε湍流模型進(jìn)行計(jì)算。

2)邊界條件

考慮工程用水和隔塵效果的最優(yōu)化問題，設(shè)定模型入口為速度入口，大小為1 m/s，出口設(shè)置為壓力出口?？紤]重力對(duì)流場(chǎng)的影響，壁面采用無(wú)滑移壁面條件，壓力速度耦合方式采用SIMPLE算法，壓力離散格式為Second Order，動(dòng)量、湍動(dòng)能以及湍流耗散率離散格式均設(shè)置為二階迎風(fēng)格式，初始化方法選取Hybrid Initialization，計(jì)算步長(zhǎng)設(shè)定為1 000步，收斂判據(jù)為進(jìn)出口流量平衡和殘差曲線波動(dòng)幅度。

4 計(jì)算結(jié)果與流場(chǎng)分析

對(duì)2種縫隙噴口采用抽取線和抽取面的方法，在2個(gè)模型上抽取徑向截面Ⅰ(x=-0.205 m)、徑向截面Ⅱ(x=0 m)、徑向截面Ⅲ(x=0.205 m)、軸向截面Ⅳ(z=0 m)4個(gè)截面得到相應(yīng)速度云圖、湍動(dòng)能云圖，并在2個(gè)模型的縫隙出口抽取中心線得到噴口出口中心線速度分布曲線。分別抽取的Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ 4個(gè)截面位置如圖6所示。

圖6 截面抽取位置

4.1 不同流線結(jié)構(gòu)縫隙噴口內(nèi)部速度分布

對(duì)于錐形縫隙噴口和流線型縫隙噴口而言，2者在不同截面的速度分布云圖如圖7所示。

圖7 2種結(jié)構(gòu)的縫隙噴口速度云圖

由圖7可知，不同縫隙噴口的流體均在入口段附近受邊界結(jié)構(gòu)突擴(kuò)和壁面黏性力影響，發(fā)生流動(dòng)分離，并且在兩側(cè)入水端下側(cè)存在渦旋。其中，流線型噴口在入水端下側(cè)渦旋區(qū)域比錐形大。2種結(jié)構(gòu)縫隙噴口中，流體在流動(dòng)過程中均呈現(xiàn)流速先從兩側(cè)入水口逐漸下降，在靠近出口時(shí)快速上升的趨勢(shì)。流線型噴口在出口附近的高流速區(qū)相比錐形更寬，這是由于流線型噴口的流道在接近出口時(shí)，速度緩慢上升至峰值。

4.2 不同流線結(jié)構(gòu)縫隙噴口內(nèi)部湍動(dòng)能分布

對(duì)于錐形縫隙噴口和流線型縫隙噴口而言，2者在不同截面的湍動(dòng)能分布云圖，如圖8所示。

圖8 2種結(jié)構(gòu)的縫隙噴口湍動(dòng)能云圖

湍動(dòng)能作為湍流強(qiáng)度的度量，可以表征流動(dòng)中的能量損失。由圖8可知，2種結(jié)構(gòu)縫隙噴口均在進(jìn)水端附近和出口端存在較大的湍動(dòng)能，這是由于入水端下側(cè)形成的渦旋所致，而出口端則由于過流斷面面積收縮明顯，流速大幅上升，加劇了流體的湍流脈動(dòng)；流線型縫隙噴口最大湍動(dòng)能為0.246 m2/s2，錐型縫隙噴口最大湍動(dòng)能為0.195 m2/s2，流線型在進(jìn)水端兩側(cè)湍動(dòng)能強(qiáng)度比錐形更大，這是由于進(jìn)水端附近漸擴(kuò)區(qū)更大，流體在此減速增壓更加明顯，旋渦區(qū)的增大產(chǎn)生更大的局部阻力損失；在出口端，流線型縫隙噴口湍動(dòng)能強(qiáng)度大于錐形噴口，這是由于流線型縫隙噴口出口附近具有更寬的高流速區(qū)。

4.3 不同流線結(jié)構(gòu)縫隙噴口對(duì)出流速度的影響

對(duì)于錐形縫隙噴口和流線型縫隙噴口而言，2者出流速度隨中心線位置不同的分布曲線，如圖9所示。

圖9 噴口出口中心線速度分布

2種不同結(jié)構(gòu)的縫隙噴口在流速分布均呈現(xiàn)兩側(cè)波峰中間波谷式曲線，這是由于縫隙噴口為兩端進(jìn)水結(jié)構(gòu)，兩端水流在中心段匯合，軸向速度衰減，因此出流速度曲線中心處出現(xiàn)波谷。錐形縫隙噴口在速度衰減區(qū)衰減趨勢(shì)較流線型平緩，但在等速核心區(qū)速度波動(dòng)幅度大，尤其在曲線中點(diǎn)處出現(xiàn)較大速度波動(dòng)及下降現(xiàn)象，最小速度為3.51 m/s,而流線型縫隙噴口在等速核心區(qū)出流速度曲線波動(dòng)幅度較小，最小速度為3.58 m/s，這是由于在流線型邊界線作用下，噴口內(nèi)部流動(dòng)平緩，流場(chǎng)更加穩(wěn)定。

移動(dòng)極差MR可以用來(lái)描述1組數(shù)據(jù)的離散程度，如式(7)所示：

MRi=|Xi-Xi+1| (i=1,2,…,k-1)

(7)

式中：Xi，Xi+1分別為第i，i+1個(gè)檢測(cè)值。

圖10 不同縫隙噴口的出流速度移動(dòng)極差

由圖10可知，對(duì)于完整出流速度曲線，錐形縫隙噴口在中心線位置-0.22 m時(shí)出現(xiàn)移動(dòng)極差最大值0.093 8，移動(dòng)極差平均數(shù)為0.021 5；流線型縫隙噴口在中心線位置0.1 m時(shí)出現(xiàn)移動(dòng)極差最大值為0.049 7，移動(dòng)極差平均數(shù)為0.011 4。采取移動(dòng)極差平均數(shù)作為出流速度離散程度評(píng)價(jià)指標(biāo)，對(duì)比錐形縫隙噴口，流線型縫隙噴口出流速度離散程度下降46.98%；在等速核心區(qū)，錐形縫隙噴口在中心線位置-0.02 m時(shí)，出現(xiàn)移動(dòng)極差最大值0.090 3，移動(dòng)極差平均數(shù)為0.020 5；流線型縫隙噴口在中心線位置0.1 m時(shí)，出現(xiàn)移動(dòng)極差最大值為0.049 7，移動(dòng)極差平均數(shù)為0.011 7。對(duì)比錐形縫隙噴口，流線型出流速度離散程度下降42.93%。

5 結(jié)論

1)采用平面勢(shì)流法推導(dǎo)邊界流動(dòng)方程，對(duì)流線型縫隙噴口和錐形縫隙噴口進(jìn)行數(shù)值模擬，得到不同噴口出流速度分布，證明流線型邊界線用于流道降阻優(yōu)化的合理性。

2)流線型縫隙噴口相比錐形縫隙噴口而言，在等速核心區(qū)出流速度曲線波動(dòng)幅度較小，并且在全段出流曲線和等速核心區(qū)速度離散程度均大幅下降。

3)通過模擬發(fā)現(xiàn)，縫隙噴口入水端處存在的流動(dòng)分離現(xiàn)象，會(huì)進(jìn)一步影響出水端流速衰減快慢。

4)流線型縫隙噴口的內(nèi)部流場(chǎng)更穩(wěn)定，出口速度更均勻，可對(duì)水幕隔塵用縫隙噴口的研制提供參考依據(jù)。