楊驍禹 ，王義亮

（太原理工大學(xué) 機(jī)械與運載工程學(xué)院，山西 太原 030024）

綜合機(jī)械化掘進(jìn)是煤礦井下重要的生產(chǎn)工序，但隨著掘進(jìn)機(jī)械化升級，掘進(jìn)速度加快，掘進(jìn)工作面產(chǎn)塵量也隨之激增[1-2]。外噴霧噴嘴是濕式除塵裝置高壓水射流除塵的核心元件，其布置于截割部架體前端的噴霧架上。目前針對綜掘面霧化除塵技術(shù)的研究，多針對噴嘴口徑、噴霧壓力、霧化擴(kuò)散角等方面[3-9]。研究表明，噴嘴的布置方式也是影響噴霧降塵效果的主要因素之一[10]。聶文等[11]利用噴霧霧化粒度測量試驗系統(tǒng)，分析了噴嘴噴射壓力與距截割頭距離對噴嘴控塵效果的影響；LIU 等[12]通過對不同噴射壓力下噴嘴霧化特性的研究，得出隨噴霧壓力增大，液滴尺寸變化趨于小的結(jié)論；MA 等[13]通過探究濕式除塵機(jī)理對回風(fēng)側(cè)粉塵降塵效果的影響，得出壓力型噴嘴的抑塵效率主要取決于供水壓力；QIAN 等[14]使用歐拉-拉格朗日法中的綜合模型對不同霧化液體下噴嘴性能進(jìn)行了研究，得出在較小的液體密度、表面張力和黏度下有利于獲得更高的液滴霧化速度；周剛等[15]研究了理想條件下液滴與粉塵的相互作用關(guān)系；AYDIN 等[16]通過數(shù)值模擬噴嘴霧化特性，與實際工況對比得出CFD 軟件可較好預(yù)測噴嘴霧化特性的結(jié)論。盡管研究人員從理論和實驗等方面對噴嘴控塵效果進(jìn)行了多角度分析，但由于作業(yè)條件復(fù)雜，外噴霧噴嘴之間噴霧連續(xù)性較差的問題仍未解決。為了使外噴霧控塵效率進(jìn)一步提高，對噴嘴布置參數(shù)對霧滴濃度的影響進(jìn)行研究。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 氣相流動模型

為更精確模擬風(fēng)流在流場域中的擴(kuò)散速度，使計算結(jié)果更符合真實情況，使用Realizablek-ε模型對控制方程求解[17]。

k方程：

式中：t為時間變量，s； ρ為氣體密度，kg/m3；k為紊流動能，m2/s2；xi、xj分別為x、y方向上的坐標(biāo)，m；ui為連續(xù)相在i方向上的速度分量，m/s；μ為流體動力黏度系數(shù)； μ1為 湍動黏度系數(shù)； σk為與湍流動能對應(yīng)的普朗特數(shù)；Gk為由層流剪切力變化所產(chǎn)生的湍流動能，m2/s2；Gb為由浮力產(chǎn)生的湍流動能，m2/s2； ε為紊流動能耗散率，m2/s3；YM為可壓湍流波動膨脹對總耗散率的影響；Sk為用戶自定義源相。

式中： σε為由于在可壓縮湍流中過渡的擴(kuò)散產(chǎn)生的波動；C1ε、C2ε、C3ε為k方程的湍流普朗特數(shù)，分別取1.44、1.92、0.09。

1.2 霧滴離散相模型

利用DPM 模型對濕式除塵系統(tǒng)截割部外噴霧進(jìn)行模擬，每個霧滴顆粒的運動軌跡可由拉格朗日坐標(biāo)下各霧滴顆粒間的相互作用力進(jìn)行積分的微分方程求解得到，霧滴顆粒的作用力平衡方程為[18]：

模擬忽略附加質(zhì)量力、熱泳力、Saffman 升力、布朗力、Magnus 升力等對實驗結(jié)果的影響。

式中：Cd為 阻力系數(shù)；Cμ為動力形狀系數(shù)，取1；Sd為 霧滴的迎風(fēng)面面積，m2；V為流體相速度，m/s；模擬假設(shè)霧滴為球形，在一定的雷諾數(shù)范圍內(nèi)a1、a2、a3為 常數(shù)；dp為霧滴直徑，m。

2 幾何模型

2.1 幾何模型的建立

結(jié)合某礦綜掘工作面的實際工作環(huán)境，外噴嘴噴霧主要影響迎頭與截割頭附近霧滴濃度。司機(jī)位于距迎頭8 m 處，保證該處合理的霧滴濃度十分重要。為保證數(shù)值模擬結(jié)論嚴(yán)謹(jǐn)準(zhǔn)確，將綜掘巷道簡化為總長22 m，寬5 m，高5 m，截割部簡化為3 m×1.2 m×1.2 m 的長方體、截割頭簡化為底面直徑0.8 m，頂部直徑0.6 m，高為0.8 m 的圓臺；壓風(fēng)筒總長9 m，距離掘進(jìn)迎頭8 m，直徑為0.8 m，中心線距巷道地面3.3 m；附壁風(fēng)筒簡化為徑向出風(fēng)條隙沿半圓周均勻分布的直徑為0.8 m 的圓柱，全長1.5 m，條隙間距0.1 m，單條隙寬度0.05 m；抽風(fēng)筒簡化為長15 m，直徑為0.6 m 的圓柱，前端距掘進(jìn)迎頭2 m，中心線距巷道地面2.6 m。綜掘巷道幾何模型如圖1。

圖1 綜掘巷道幾何模型Fig.1 Geometry model of fully mechanized tunnel

2.2 網(wǎng)格劃分

使用ANSYS Mesh 進(jìn)行非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，保證高適應(yīng)性的同時，考慮到網(wǎng)格間距對求解結(jié)果的精度影響很大，對重要計算區(qū)域局部網(wǎng)格進(jìn)行了合理細(xì)化。綜掘巷道網(wǎng)格模型圖如圖2。經(jīng)檢驗最小網(wǎng)格質(zhì)量高于0.3，平均網(wǎng)格質(zhì)量高于0.8，網(wǎng)格最小正交質(zhì)量高于0.2，達(dá)到完全屏蔽非物理解的要求，符合合理計算條件。

圖2 綜掘巷道網(wǎng)格模型圖Fig.2 Grid model diagram of fully mechanized tunnel

3 邊界條件及主要參數(shù)

將劃分好的網(wǎng)格的幾何模型文件導(dǎo)入Fluent 中，對該模型的邊界條件和主要參數(shù)進(jìn)行設(shè)定。將壓風(fēng)筒出口設(shè)定為速度入口1，附壁風(fēng)筒的條隙處設(shè)定為速度入口2，抽風(fēng)筒吸入端設(shè)定為速度出口，巷道模型尾部設(shè)定為壓力出口，巷道掘進(jìn)迎頭及其他壁面設(shè)定為墻體，流體計算域為巷道模型除實體構(gòu)件外的全部區(qū)域。邊界條件主要參數(shù)設(shè)定見表1。

表1 邊界條件主要參數(shù)設(shè)定Table 1 Main parameters of boundary conditions

考慮液滴破碎對霧滴運移狀態(tài)的影響，在Fluent 打開泰勒類比破碎（TAB）模型[19]；由于基于同一流體介質(zhì)下模擬結(jié)果具有很好的對比性，將被研究的流體介質(zhì)設(shè)定為液態(tài)水。噴霧離散相主要參數(shù)設(shè)定如下：質(zhì)量流率0.3 kg/s；噴嘴內(nèi)徑0.001 m；噴嘴錐角60°；噴霧壓力6 MPa；流束數(shù)量 50。

4 模擬結(jié)果

4.1 噴嘴數(shù)對霧滴特性的影響

將數(shù)個完全相同的壓力旋流霧化噴嘴平行布置于截割部噴霧架上端處，通過對巷道內(nèi)風(fēng)流-霧滴耦合流場的霧滴狀態(tài)進(jìn)行分析，研究噴嘴數(shù)對控塵效率的影響。雙噴嘴位置與噴霧范圍示意圖如圖3。

圖3 雙噴嘴位置與噴霧范圍示意圖Fig.3 Schematic diagram of dual nozzle position and spray range

4.1.1 噴嘴數(shù)對霧滴粒徑的影響

用S表示噴嘴數(shù)，設(shè)定x方向為垂直巷道壁面方向，截割頭中心x方向坐標(biāo)與x=0 位置重合，將單噴嘴中心線置于x=0 處，雙噴嘴中心線置于x=±0.05 m 處、三噴嘴中心線置于x=±0.1 m 處。單只噴嘴霧滴粒徑分布如圖4，垂直紙面向里方向為巷尾指向迎頭方向。分析可知，巷道壁面與噴嘴位置附近霧滴粒徑最小，噴嘴數(shù)變化對小粒徑霧滴在巷道內(nèi)的分布影響很小。隨著噴嘴數(shù)的增加，大粒徑霧滴數(shù)目增加，部分粒徑大于80 μm 的霧滴在重力作用下沉積在巷道地面附近。

圖4 單只噴嘴霧滴粒徑分布Fig.4 Droplet size distribution of single nozzle

對單只噴嘴的霧滴粒子進(jìn)行跟蹤統(tǒng)計，繪制不同時間內(nèi)各粒子的直徑分布散點圖。散點在某一直徑范圍內(nèi)分布越密集，代表分布在該范圍的霧滴數(shù)量越多。單只噴嘴霧滴粒徑隨時間分布散點圖如圖5。

圖5 單只噴嘴霧滴粒徑隨時間分布散點圖Fig.5 Scatter plot of droplet size distribution over time for a single nozzle

由圖5 可知：S=1 時，霧滴粒徑集中在0～10 μ m ，最大粒徑約為66 μ m，少數(shù)粒徑分布范圍為10～52 μ m ，寬幅42 μ m；S=2 時，霧粒直徑集中在0～20 μ m ，最大粒徑約為118 μ m，少數(shù)粒徑分布范圍為20～82 μ m ，寬幅62 μ m；S=3 時，霧粒直徑集中在0～52 μm ，最大粒徑約為360 μ m，少數(shù)粒徑分布范圍為50～150 μm ，寬幅100 μm。綜合來看，隨著噴嘴數(shù)目的增加，單個噴嘴的霧滴直徑增加，大粒徑霧滴分布寬幅增大。

造成這一現(xiàn)象原因是單噴嘴霧滴與風(fēng)流相對速度差大，且不受干涉作用影響，其霧滴破碎更完全且小粒徑霧滴數(shù)量占比更高。隨噴嘴數(shù)量增加，多噴嘴之間的干涉作用，使得流場內(nèi)的霧滴進(jìn)一步碰撞、聚合和反射，大量小直徑液滴合并成大直徑液滴，直至合并后霧滴的韋伯?dāng)?shù)We降低至不支持進(jìn)一步合并為止，并均勻分布在工作面附近。

4.1.2 噴嘴數(shù)對霧滴速度的影響

耦合流場內(nèi)霧滴5 s 時，多噴嘴霧滴速度分布圖如圖6。

圖6 多噴嘴霧滴速度分布圖Fig.6 Multi-nozzle droplet velocity distribution

由圖6 可知，不同噴嘴數(shù)下霧滴最大速度皆在x=0 處取到，單噴嘴最大速度約為9.2 m/s，雙噴嘴與三噴嘴最大速度相差不大，約為7 m/s。單噴嘴噴霧動能最大，大于抽風(fēng)筒負(fù)壓作用下風(fēng)流的速度，霧滴粒子與風(fēng)流速度差大，經(jīng)計算此時We數(shù)為1 240，霧滴狀態(tài)極不穩(wěn)定，會迅速破碎成數(shù)個細(xì)小霧滴，由于多噴嘴各個噴嘴出流速度小于單噴嘴時流速，使得多噴嘴霧滴發(fā)生破碎作用較單噴嘴時慢，因此單噴嘴霧滴速度衰減速率明顯較大。霧滴經(jīng)過多次破碎后We數(shù)迅速降低，直至霧滴可穩(wěn)定存在于巷道內(nèi)，破碎后的霧滴向四周擴(kuò)散， |x|>0.1 m處低速霧滴大量聚積，此時速度降幅變得平緩。雙噴嘴與三噴嘴中心線附近的干涉區(qū)內(nèi)，其霧粒分布相對更為均勻，且在密集的霧粒碰撞與合并作用下，干涉區(qū)各霧粒速度差距非常小。因此當(dāng) |x|>0.1 m時，隨著噴嘴數(shù)量增加，霧滴速度曲線波動更平緩。

4.2 噴嘴布置方式對霧滴特性的影響

3 個噴嘴的位置關(guān)系簡圖如圖7，圖為外噴霧噴嘴在截割部噴霧架拐角處布置方式示意圖，為準(zhǔn)確清晰表達(dá)位置關(guān)系，將截割頭截面外輪廓簡化為虛線圓弧，截割部架體前端面簡化為矩形。通過固定2 個噴嘴位置，改變頂角處噴嘴位置來確定3 個噴嘴間位置關(guān)系。噴霧架形狀根據(jù)噴嘴不同布置方式簡化為不同樣式。

圖7 3 個噴嘴的位置關(guān)系簡圖Fig.7 Schematic diagram of positional relationship of the three nozzles

4.2.1 噴霧架拐角處噴嘴布置對霧滴濃度的影響

噴嘴不同布置方式噴霧分布圖如圖8，圖為3個噴嘴在噴霧架拐角處不同布置方式時截割頭處霧滴濃度圖。

圖8 噴嘴不同布置方式噴霧分布圖Fig.8 Spray distribution diagrams of different nozzle arrangements

由圖8 可知，在風(fēng)流作用下，部分霧滴脫離主流向巷道四周運動，在圖中表現(xiàn)為截面上有諸多塊狀霧滴濃度區(qū)出現(xiàn)，在迎頭附近的巷道壁面的風(fēng)流處于回流區(qū)外圍，此處回流作用更強(qiáng)，塊狀霧滴在風(fēng)流卷攜下多集中在此處，濃度約為0.01～0.06 kg/m3。造成不同位置下霧滴分布差異的主要原因是位置關(guān)系不同時，頂角噴嘴與其他噴嘴間距不同，頂角噴嘴霧滴運移狀態(tài)受抽風(fēng)筒負(fù)壓影響的效果也不同，使得干涉作用發(fā)生的位置與效果不同，從而影響截割頭處霧滴分布。

耦合流場中，截割頭處霧滴分布受噴嘴位置影響明顯，等邊狀分布時高濃度霧滴分布集中，但面積較小且不均勻；圓弧狀分布時截割頭上側(cè)與壓風(fēng)側(cè)處噴霧屏障不致密；直線狀分布時，截割頭附近霧滴分布較均勻，但截割頭附近霧滴濃度較低，高濃度霧滴分布位置較遠(yuǎn)；直角狀分布時，霧滴分布均勻且在截割頭附近形成了致密的噴霧屏障，截割頭壓風(fēng)側(cè)霧滴濃度約為0.12 kg/m3，上側(cè)霧滴濃度約為0.06 kg/m3，有利于高效捕集截割頭作業(yè)時的揚塵，防范粉塵逸散污染巷道后方作業(yè)環(huán)境。

4.2.2 噴霧架拐角處噴嘴間距對霧滴濃度的影響

在噴霧架上端兩側(cè)拐角處以直角狀分別布置3 個壓力旋流噴嘴，設(shè)置噴嘴間距L1分別為80、90、100、110、120 mm，截割頭霧滴濃度隨時間變化曲線如圖9，司機(jī)位霧滴濃度隨時間變化曲線如圖10。

圖9 截割頭霧滴濃度隨時間變化曲線Fig.9 Variation curves of droplet concentration of cutting head with time

圖10 司機(jī)位霧滴濃度隨時間變化曲線Fig.10 Curves of droplet concentration at driver’s position with time

由圖9 可知：噴嘴間距不同時，截割頭處霧滴濃度變化趨勢差別不大，隨時間在一定濃度范圍內(nèi)呈波動變化；L1=80 mm 時，曲線波動較大，噴霧濃度浮動范圍約為0.35 kg/m3；L1=90 mm 時，曲線波動減小，噴霧濃度浮動范圍減小至0.125 kg/m3；L1=100 mm 時，曲線波動與L1=90 mm 相近，噴霧濃度浮動范圍約為0.15 kg/m3；L1=110 mm時，曲線較為平滑，噴霧濃度浮動范圍約為0.1 kg/m3；L1=120 mm 時，曲線波動加大，噴霧濃度浮動范圍約為0.22 kg/m3。由此可得，L1=110 mm時，霧滴在截割頭處分布最為均勻，霧滴濃度主要分布在0.1～0.15 kg/m3的區(qū)間內(nèi)。

分析圖10 可知：從4.2 s 起司機(jī)位置霧滴濃度開始出現(xiàn)變化，在6 s 時，司機(jī)位置霧滴濃度發(fā)生突增，其中L1=100 mm 突增值最大，達(dá)到3 250 mg/m3；L1=80 mm 突增值最小，約為1 700 mg/m3。在8 s 時，L1=110 mm 時司機(jī)位置處最小霧滴濃度最大，約為2 490 mg/m3；L1=90 mm 時司機(jī)位置處最小霧滴濃度最小，約為500 mg/m3。L1=120 mm整體曲線波動較大，均勻性較差；L1=80 mm 時曲線波動較小，數(shù)據(jù)點連接平滑，但相比L1=110 mm 時霧滴濃度較低；L1=90 mm 與L1=100 mm 曲線變化規(guī)律相似，但霧滴濃度均遠(yuǎn)低于L1=110 mm 時霧滴濃度。

綜合來看，當(dāng)L1=110 mm 時有最優(yōu)的霧滴濃度分布，截割頭處霧滴濃度適宜且霧化均勻，利于持續(xù)高效地抑制截割頭揚塵；司機(jī)處霧滴濃度曲線更平滑，曲線波動更小，利于均勻濕潤空氣，實現(xiàn)控塵效率的最大化。

4.2.3 噴霧架上端噴嘴間距對霧滴濃度的影響

三噴嘴在噴霧架上端平行分布，間距L2分別為60、70、75、80、90、100 mm 時，截割頭處霧滴濃度分布圖如圖11。

分析圖11 可知，噴嘴間距增加，噴嘴受抽風(fēng)筒負(fù)壓作用影響減小，出流霧滴保存更完整，霧滴干涉作用增強(qiáng)，在目標(biāo)面上留存更多霧滴。噴嘴間距增大使得霧滴在耦合流場作用下運移規(guī)律改變，L2＞80 mm 時，截割頭附近霧滴分布面積減小但霧滴濃度明顯升高。部分霧滴在風(fēng)流作用下向巷道迎頭與巷道尾部運動，圖中表現(xiàn)為巷道沿墻位置有濃度各異的片狀霧滴區(qū)出現(xiàn)。綜合來看，噴嘴間距80 mm 時截割頭上端的霧滴分布最優(yōu)，截割頭上側(cè)形成了分布均勻且范圍大的圓弧狀噴霧屏障，霧滴濃度約為0.07 kg/m3，利于取得理想的控塵效果。

5 結(jié) 論

1）噴嘴數(shù)變化對小粒徑的霧滴在巷道內(nèi)的分布影響很小，小粒徑霧滴主要分布在巷道壁面與噴嘴位置附近。隨噴嘴數(shù)量增加，大粒徑霧滴數(shù)量明顯增多，但各噴嘴流量和霧滴動能降低，噴霧擴(kuò)散距離更短。

2）噴嘴在截割部噴霧架拐角處直角狀布置時霧滴分布最優(yōu)，間距為110 mm 時，截割頭能被較好包含在噴霧范圍中。

3）噴嘴在截割部噴霧架上端平行布置時，間距為80 mm 時截割頭上側(cè)形成了分布均勻且范圍大的圓弧狀噴霧屏障，霧滴分布最優(yōu)。