環形氣液霧化裝置霧化因素研究與降塵試驗

高貴軍，劉春洋

(太原理工大學 礦山流體國家地方聯合工程實驗室，機械與運載工程學院，太原 030024)

隨著煤礦開采科技的進步，尤其是綜掘綜采工作面機械化智能化的發展，井下作業環境的污染也越來越大，煤塵治理難度也相應增大[1]。煤礦粉塵不但能夠引發塵肺病，而且能夠導致粉塵爆炸、設備磨損加劇、管路堵塞等問題，給社會造成巨大危害。有些粉塵嚴重的掘進工作面，其煤塵質量濃度達到了1 200～1 300 mg/m3，細微粉塵(呼吸性)質量濃度達到了[2]800～900 mg/m3，嚴重影響了煤礦井下工作人員健康以及生產的安全性。

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]，如內外噴霧降塵、化學除塵[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，掘進機內外噴霧系統需要使用高壓做動力源，但由于噴嘴較小，煤礦井下水質較差，容易出現噴嘴堵塞等問題；另外，高壓噴霧系統整體耗水量較大，容易在工作面形成積水，弄濕工人的衣服、影響視線、加速機械設備的銹蝕和磨損[10-11]。煤層注水措施在一些地方已取得較好的防塵效果，但存在注水工藝復雜、注水周期長的問題[9]。利用掘進面通風特點形成的長壓短抽式除塵方法，是近幾年發展起來的掘進除塵技術，雖然取得了不錯的效果，但在使用過程中需要根據斷面尺寸、掘進深度等及時調整系統參數，此外抽風設備占用一定空間，因此該技術在掘進工作面上的使用也受到限制[12-13]。

本文研究了一種環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形霧化裝置中心的進氣孔，并從中心噴嘴噴出；高速氣流沖擊沿環縫噴出的液體，使其進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。該裝置的環縫與軸線的夾角θ和氣管噴嘴到環縫的距離d對環形氣液霧化裝置霧化效果影響很大。本文應用數值模擬方法分析環縫角度θ和氣管距離d對內部流動狀態的影響，以期為環形氣液霧化裝置提供理論依據。

1 環形氣液霧化裝置工作原理

環形氣液霧化裝置主要由殼體、霧化腔、透蓋、進氣管、進水口等構成，如圖1所示。裝置的霧化主要機理是沖擊破碎霧化原理。首先低壓液體通過進水管進入裝置的環型腔，再經過與軸線成一定角度的環形縫隙噴射到裝置的霧化腔內，此時為一次霧化過程。同時，由進氣管噴嘴噴射出來的高速氣體在霧化腔內對一次霧化后的液滴進行沖擊剪切，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合形成較重的顆粒，在重力作用下加速沉降，達到噴霧除塵的目的。

該裝置采用壓縮空氣噴射沖擊環縫射流液體的破碎霧化方式，其氣源和水源分別來自現場的壓縮空氣和靜壓水，不需要另設高壓水泵。因此，該裝置結構簡單，無旋轉部件，易于維護，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境。

1-殼體；2-霧化腔；3-密封圈；4-螺栓；5-透蓋；6-進氣管；7-環腔；8-進水口圖1 環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

該裝置的霧化理論基礎為在高速氣流中的橫向液體射流霧化機理，該技術的應用十分廣泛，例如超燃沖壓發動機、火箭推進器的氫燃料噴射霧化等[14]。主要原理是當液體從噴嘴噴射出來之后，在橫向風流的沖擊作用下，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則數選定法；液滴初始直徑修正法；TAB模型；Reitz波不穩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[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；E為單位質量的總能量；S項為源項；τxx，τyy，τzz，τyx=τxy，τzx=τxz，τyz=τzy為各項應力。

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去，液滴受到的單位外力FY如下：

(2)

阻力系數Cd和氣體雷諾數Re的定義為

3 仿真模型的建立

環形氣液霧化裝置是軸對稱結構，因此可將計算簡化為2D模型，以加快計算速度。根據環形氣液霧化裝置的結構繪制2D計算模型，如圖2所示。計算模型總長為220 mm，寬為35 mm，環縫與軸線的夾角為15°，環縫寬度b為1 mm；采用三角形單元劃分計算區域[19]；設水的入口邊界條件為Velocity inlet，其值設為0.4 m/s；水的出口邊界條件為Pressure outlet，壓力值設定成大氣壓101 325 Pa，同時設湍流強度為5%，水力直徑為0.035 m；整個裝置設置為以中心線為軸的軸對稱類型(Axis)；其余邊界設置為壁面(Wall).在計算仿真中，通過改變環縫與軸線的角度θ和氣體射流管噴嘴與環縫距離d得到不同結構的模型；其中，角度θ分別設為30°,35°,40°,45°,50°,60°,70°，距離d分別設為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時只考慮環縫射流時液體流場仿真結果。相較于圖2，圖3用霧化裝置整體結構體現流場的完整性。從結果中看出，從環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撞擊匯聚，并產生兩個方向的運動。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；而另外一個方向是朝著進氣管入口方向流動，占到匯聚液體的一小部分，在進氣管出口處形成了回流區。

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

回流區所在位置處于進氣管的出口，且回流的流動方向與進氣方向相反，對射流進入進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的液滴沖擊破碎霧化。根據橫向射流霧化理論，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環縫角度影響液流場的情況

圖4是回流區的最大速度與角度θ的關系曲線。從圖中分析可知，在距離d不變時，回流區速度最大值隨著角度θ的增大而減??；氣管距離d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。產生這種情況的原因可能是由于角度θ增大，使得發生回流的液體射流減少，致使回流區內最大速度值也隨之減小。

圖4 回流區最大速度值vr與角度θ的關系Fig.4 Relationship between angle θ and maximum velocity value in recirculation zone

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

圖5 分離區最大速度值vs與角度θ的關系Fig.5 Relationship between angle θ and maximum velocity value of separation zone

圖6是混合區最大速度值與角度θ的關系曲線。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，混合區內速度的最大值增加。這是因為在角度θ增大時，液體流入環縫的流場路線發生變化，使環縫液阻降低速度增加，同時也改變了環縫的有效面積比值，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，使得環形射流液體在中心處，進行速度合成時沿軸向速度的分量也增加，也導致了混合區速度的增加。綜合以上效果，最終使混合區最大速度值以較快的速度遞增。

圖6 混合區最大速度值vm與角度θ的關系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，回流區速度最大值也隨之增大，分離區速度最大值發生無規律的波動，其變化波動值在0.10～0.16 m/s之間，混合區內速度最大值也顯示出增加的趨勢。根據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。因此應在混合區、分離區取較低速度部分，同時保持較小范圍的渦流區，所以環縫角度θ應控制在40°～50°之間較好。

4.1.2氣管距離影響液流場的情況

圖7是回流區內最大速度與距離d的關系曲線。當角度θ一定時，隨著距離d的增加，回流區速度最大值也隨之增大。主要原因是距離d變大時，回流區空間變大，液流場在該區域流動阻力減小，導致在該區域內的最大速度值增加。

圖7 回流區內最大速度vr與距離d的關系Fig.7 The relationship between the maximum speed in the recirculation zone vr and the distance d

圖8為分離區內最大速度與距離d的關系曲線。由圖8可知，當角度θ一定時，隨著距離d的增加，分離區內速度最大值顯示出不嚴格的遞增趨勢，在個別地方有些反復，最大速度值在0.10～0.16 m/s之間波動。

圖8 分離區最大速度vε與距離d的關系Fig.8 The relationship between the maximum speed of the separation zone vε and the distance d

圖9為混合區最大速度與距離d的關系曲線。圖9表明，當角度θ一定時，隨著距離d增大，混合區最大速度值出現分段變化情況。距離d值在0～2 mm之間時，最大速度值隨距離d的增大而減小；距離d值在2～6 mm之間時，最大速度值呈現出平緩上升趨勢，總體變化不大；當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，在混合區域內的最大速度變化值相差不大，在0.2 m/s內波動。在距離d為0～2 mm段產生遞減規律的原因可能是進氣管出口的回流區空間較小，液體受到的限制作用較強，回流區液體變少混合區液體增加，最終在較近段，隨距離d減小混合區內的速度值增大。

圖9 混合區最大速度vm與距離d的關系Fig.9 The relationship between the maximum speed of the mixing zone vm and the distance d

總之，當角度θ保持一定時，回流區最大速度值隨著距離d的增大而增加；分離區內最大速度值隨著距離d的增大呈現出不嚴格的小幅遞增的趨勢，個別地方有些反復，最大速度值在0.10～0.16 m/s之間波動；混合區內的最大速度值隨著距離d的增大表現分段遞增遞減趨勢，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的最佳范圍應設在2～6 mm之間。

4.2 氣流場影響因素分析

壓縮空氣從圖1的進氣管進入，進氣速度分別設為20,30,40,50,60 m/s，計算結果如圖10所示。圖10為進氣速度為30 m/s時的速度云圖，其他速度的仿真結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小；氣體離開進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：在距進氣管入口100 mm內，空氣速度值介于28.8～32.1 m/s范圍內，在距進氣管入口110～125 mm內氣體運動降到25.6～28.8 m/s范圍內；與液流場回流區和混合區相對應位置處的氣流場速度在28.8～32.1 m/s范圍內，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為進氣管進氣速度不同時，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域越來越?。辉趪娚渚嚯x大于100 mm的區域，空氣速度迅速減小，這是由于空氣阻力占主導作用的結果。從以上分析可以看出，從進氣口端到100 mm處氣流速度基本保持最大值。該區域正是液滴破碎霧化的區域，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間段在距離進氣管端100 mm之前，也就是d<6 mm的區間。根據圖4-圖9分析可知d不能太短，建議d取值區間2～4 mm.

5 試驗結果

根據以上研究，設計了環形氣液霧化裝置，并進行了霧化試驗。試驗中的環形氣液霧化裝置環縫與中心線夾角θ取45°、距離d取4 mm，通過改變進氣壓力實現改變氣體入射速度的目的，并對結果進行分析。該試驗裝置主要包括環形氣液霧化裝置、氣源系統(如空氣壓縮機、壓力流量調節閥、壓力表)、水源系統(供水泵、壓力流量調節閥、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系曲線。從圖中可以看出，在水流量保持不變的情況下，環形氣液霧化裝置產生的霧滴粒徑隨進氣壓力的增加而減小。主要原因是隨著進氣壓力的增加氣流氣體噴射速度也相應增加，霧化腔內氣液兩相的相對速度增加，液柱和液絲的扭曲、變形、波動加劇促進液滴霧化，使粒徑變小，與以上理論分析結果相一致。

1-空氣壓縮機；2-電機；3-水箱；4-供水泵；5-調節閥；6-水壓力表；7-計算機；8-粒度檢測儀接收器；9-粒度檢測儀發射器；10-環形氣液霧化裝置；11-氣體壓力表；12-調節閥圖12 環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pg的關系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進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行粉塵質量濃度的測定。粉塵取自燕子山礦工作面，利用揚塵器在模擬巷道內產生揚塵，利用環形氣液霧化裝置進行噴霧降塵，測試噴霧前后的空氣中粉塵含量。環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.試驗結果如表1所示，結果顯示利用環形氣液霧化裝置產生的霧滴降塵，在3個測塵點的降塵效率均達到了85%以上。

表1 測定結果對比Table 1 Comparison of measurement results

6 結論

環形氣液霧化裝置的霧化理論基礎為在高速氣流中的橫向射流霧化機理，其霧化過程十分復雜。本文利用Fluent仿真方法對環形氣液霧化裝置的關鍵參數進行分析討論，根據液相流動特性可將流場分為回流區、渦流區、分離區和混合區。聯合氣相仿真結果分析得出，環縫角度θ控制在40°～50°之間，環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。在此基礎上對優化后的環形氣液霧化裝置進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。