超音速汲水虹吸氣動霧化降塵技術

張 天,荊德吉,葛少成,王繼仁,任帥帥,孟祥曦

(1.遼寧工程技術大學 安全科學與工程學院，遼寧 阜新 123000；2.礦山熱動力災害與防治教育部重點試驗室，遼寧 阜新 123000；3.太原理工大學 安全與應急管理工程學院，山西 太原 030024)

粉塵污染是煤礦行業的重要災害之一，空氣動力學粒徑在7.07 μm以下的呼吸性粉塵可經呼吸作用進入人體[1-2]，嚴重危害礦山工作人員的健康[3-4]。目前，微米級噴霧降塵方式是控制此類粉塵最有效且成本低廉的方法，但由于霧滴與粉塵的尺寸越接近，2者碰撞概率越大[5-6]，往往需要噴霧降塵技術達到更高的霧化效率。

為此，國內外學者開展了大量研究。聶文等[7]研制了一種煤壁與液壓支架間的高壓噴霧裝置，并得出霧化壓力8 MPa時其降塵效果最佳。金龍哲等[8]研發了一種礦山井下移動濕式旋流除塵器，延長了微霧同粉塵接觸的軌跡和時間。王鵬飛等[9]研究了內混式空氣霧化噴嘴出口直徑對其霧化特性及降塵性能的影響?？茏用鞯萚10]采用格子Boltzmann方法模擬得到了噴嘴噴口處的壓力與噴霧效率的關系，以及可減少噴嘴能量、提高霧化效率且分布平穩的壓力曲線。鄒常富等[11]根據工作面粉塵粒徑、噴霧粒徑與降塵效率的關系，確定了高壓噴霧粒徑的最佳范圍。KUPPA Ashoke Raman等[12-13]采用格子Boltzmann方法獲得了液滴的速度與其沖擊固體表面時的形態變化的關系。葛少成等[14]研究得到增大氣、液相間速度差可以提高氣動噴霧降塵效率。INGRID K等[15]試驗發現霧滴的破碎與回彈有助于增加其對疏水型表面的碰撞粘附量。XIE Wei等[16]開發了基于高速Schliren技術的開放式霧化試驗臺，獲得了不同壓力下振蕩噴嘴的噴霧特性。楊超等[17]基于拉瓦爾結構設計了干霧抑塵噴頭，達到微米級霧化抑塵效果[18]，但霧滴柔軟無力、粒徑空間分布不均[19-20]。

盡管隨著降塵噴霧技術發展，霧化粒徑已達到微米級，但普遍捕塵動力不足、噴頭易堵塞、能耗高。目前，超音速霧化是一種高效霧化、強勁動力的先進噴霧技術，國內外相關研究包括，SHEN Shuai等[21]用高速紋影法試驗得到超音速流中激波引起的瞬態液滴形變機制。REGERT T等[22]利用激光片紅外光譜成像法(IR-LES)試驗發現超音速霧化過程中一次霧化液帶的破碎程度決定了二次霧化的效果。SALLAM K A等[23]利用數字全息顯微鏡試驗得到超音速一次射流霧化的液帶、液滴尺寸和速度的近場區域分布特性。LIU N等[24]模擬了在馬赫數Ma為1.2，1.5和1.8下的超音速液滴破碎過程，得到引起液滴破碎的表面不穩定性是迎風面高速氣體的流動剪切和背風面的旋渦誘導的共同作用結果。ANUFRIEV I S等[25]利用現代光學測量方法研究了液態烴在超音速氣流中的射流霧化過程，獲得了分散相速度、霧化角等數據。劉靜等[26]利用Kelvin-Helmholtz(K-H)不穩定模型深入研究了超音速橫向流中的射流霧化過程，并通過試驗驗證了該模型的可靠性。

綜上所述，目前國內外對提高霧化降塵效率的研究很多，但對超音速霧化降塵技術的研究很少，尤其是根據管內超音速流動特性對液相離散方式、結構參數的改進和優化研究仍為空白。為此，提出超音速汲水虹吸氣動霧化降塵技術，優化設計裝置并研究其霧化控塵和現場適用特性。

1 超音速汲水虹吸氣動霧化降塵技術

1.1 超音速汲水虹吸氣動霧化機理及裝置

為達到對粉塵高動力、細霧化的捕集效果，在對超音速流場流動特性深入研究的基礎上，提出了超音速汲水虹吸氣動霧化技術。

1.1.1超音速橫向射流霧化機理

通常超音速霧化是指在超音速氣流中的橫向射流霧化過程，其機理如圖1所示。

圖1 超音速流場橫向射流霧化機理

在超音速流場中，高壓噴射的液體在其中受到高速剪切氣流、大尺度渦旋和激波的共同作用，經液柱斷裂、一次破碎、二次破碎之后成為微米級霧滴[27]。

1.1.2超音速汲水虹吸氣動霧化原理

超音速流場是由可壓縮流體，如空氣，流經拉瓦爾噴管產生。如圖2所示，該噴管結構包括壓縮段、喉部及擴張段，流體流經壓縮段、喉部后在擴張段可被加速至超音速，即馬赫數Ma>1。

圖2 拉瓦爾噴管內跨音速流動原理

前期研究中發現拉瓦爾跨音速流動流場呈軸對稱帶狀分布[28]。如圖3所示，高速負壓區域位于軸附近，低速區位于管壁與高速區之間，高密度膨脹氣流由軸向壁面擠壓。據此規律，提出超音速汲水虹吸原理[29]，即利用高速區的負壓汲水后，形成連通器虹吸現象，液體在進入流場之初便受到高動能剪切破碎達到微米級，不形成圖1中的液柱區和一次破碎，直接達到二次破碎水平。

1.1.3超音速汲水虹吸氣動霧化裝置

設計了采用“汲水探針”結構液相離散的霧化裝置，如圖4所示。

汲水探針由直徑0.8 mm不銹鋼微管制成，將超音速流帶與汲水槽直連，為液相到達破碎點建立負壓通道，借助金屬剛性回避了氣流的迎面動壓，保留其高速剪切動能和負靜壓力。萬向節可調整噴射角度，探針兩側金屬側壁的夾角為噴頭的出口錐度。

超音速汲水虹吸氣動霧化方式，后簡稱汲水方式，將“以高壓穿透高速氣流注水”轉變為“利用超音速流動特性汲水虹吸”，霧化時增大了相間速度差，降低了局部氣-液比和對沖能量耗散率，避免了低效射流霧化中的流量損失。如圖5所示，氣動壓力為0.4 MPa時，在暗室平行光下霧場呈“浪狀云霧”，沿軸向霧滴濃度大、速度快，向邊界處逐漸稀薄；邊界層向內渦狀卷動，地面無沾濕，表明霧滴動力強、粒度細且分布均勻。

圖5 超音速汲水虹吸氣動霧化效果

為研究氣動壓力、出口錐度對裝置霧滴特性分布的影響規律，開展試驗與數值模擬研究。

1.2 裝置霧化特性

霧滴粒徑與速度是霧化控塵性能的重要影響因素[11]。霧滴粒徑分布中小粒徑的比例越大，相同耗水量時霧滴數量濃度呈指數倍增加，對粉塵的濕潤概率越大。霧滴速度越快，覆蓋范圍越大，與粉塵作用的時間越長，降塵效果越好[8]。

1.2.1霧場霧滴粒徑分布試驗研究

試驗測量儀器采用了夫瑯禾費衍射原理粒度分析儀(測試范圍1～500 μm，測量誤差1%)，考慮到噴嘴出口外0～30 cm內(稱近場)霧滴的濃度、速度過大會導致儀器測量誤差大；由于1.5 m后霧滴的運動速度開始下降，在不同橫向風風速下的實際穿透深度比靜止空氣中相應減小，據此選擇噴口外30 cm至霧場中上段80 cm為霧滴粒徑的測量范圍。選擇常規穩壓閥的穩壓范圍0.3～0.6 MPa為氣動壓力范圍，霧滴粒徑V50即霧滴的體積分數達到50%時所對應的霧滴粒徑，如圖6所示。

圖6 霧滴粒徑V50測試結果

由于隨距離增加霧滴所受湍流與渦旋的剪切強度下降，其凝并大于破碎，粒徑隨距離增大而增加；隨擴散范圍增大，50 cm后其破碎、蒸發、凝并相平衡，粒徑穩定于21 μm左右，并且受氣動壓力影響較小。

因試驗缺失的近場范圍內霧滴粒徑數據對研究霧化降塵有重要參考價值，開展了相關的數值模擬研究。

1.2.2出口近場霧滴粒徑、速度數值模擬

前期研究中，基于準一維管內流動、能量守恒、質量連續方程，K-H不穩定破碎模型和CFD方法，應用COMSOL軟件中Spalart-Allmaras和液滴霧化粒子追蹤模塊建立了可靠的數值模型[28-29]。

(1)幾何模型與網格劃分。噴管幾何模型的內壁曲線函數由MATLAB軟件三次樣條模塊擬合得到，該擬合方法保障了曲線函數的二階導數連續可導，依據該曲線函數所建立的噴管幾何模型內壁是光滑的。并在噴管外建立較大的大氣計算區域。噴管和大氣的幾何建模尺寸和網格的相對質量，如圖7所示，網格劃分延對稱軸細化處理，以捕捉超音速流場軸向特性參數的快速變化。網格的平均單元質量符合精度要求，計算綜合自由度符合自由度計算要求[29]。

圖7 網格劃分與軸向網格細化

(2)數值模擬結果分析。模擬結果分析截取了近場霧滴速度大小的三維追蹤結果，如圖8所示。霧滴受到氣流的推力加速運動，隨著遠離噴嘴出口推力逐漸衰減，當霧滴運動至噴嘴出口外100 mm后，推力小于霧滴受到的空氣阻力，速度開始下降。因此，霧滴噴射速度呈軸對稱分布，延法向逐漸減小，延軸向隨噴射距離的增加先增大后減小。

圖8 近場霧滴速度大小三維分布

近場霧滴速度大小、霧滴粒徑百微米以下分布統計的結果如圖9，10所示。由于該霧化方式的噴管內部超音速流場能量被合理利用，在噴射路徑上無阻礙，其霧滴噴射速度明顯提高。

圖9 霧滴速度與數量濃度關系統計

霧滴速度累加濃度達到0.5時所對應的霧滴速度為160 m/s，表明霧滴速度超過160 m/s的數量占比為50%，累加數量濃度0.01對應50 m/s，表明50 m/s以上霧滴占比達99%。因液滴被直接釋放于超音速流域內，進入流場之初便達到最大氣液相間速度差和最大霧化速率，在百微米下霧滴數量濃度統計中10 μm和5 μm以下分別占90%和80%。

圖10 百微米下霧滴粒徑分布數量濃度統計

如圖11所示，汲水管路被置于濁度約7 500 NTU的燒杯中，由于采用負壓汲水的液相離散方式，大粒徑雜質很快沉淀于燒杯底，小粒徑雜質盡管能被吸入管路，但卻不足以堵住噴頭，該機制保障了裝置霧化效果的穩定性。

圖11 汲水防堵穩定性試驗流程

綜上研究表明，超音速汲水虹吸氣動霧化裝置具有霧滴動力強、粒徑小、分布均勻和運行穩定防堵的特點。

2 裝置控塵特性試驗研究

2.1 試驗平臺、材料與測試方法

為研究該技術裝置的控塵特性，通過控制變量和對比試驗的方法，進行降塵、隔塵等試驗，如圖12所示，搭建了控塵試驗平臺。

圖12 控塵試驗平臺

為防止霧滴影響粉塵質量濃度測量結果，濾膜采樣前后經烘干處理再稱量，測試位置為箱體幾何中心處。試驗粉塵由遼寧阜新地區塊狀亮煤研磨而成，煤質為長焰煤，水分6.92%，灰分35.21%，揮發分43.27%，粉塵粒度分布為2.5 μm下占27.3%，2.5～10 μm占61.6%，10～109 μm占11.1%。

除粉塵質量濃度外，測定指標定義降塵速率v0由式(1)計算。

(1)

式中，s為發塵強度，mg/s；t為發塵時間，s；t0為質量濃度降至國標的時間，s。

2.2 工況、結構參數對降塵特性的影響

工況條件和結構參數對霧化降塵特性有很大影響，采用控制變量法試驗研究了4個氣動壓力下，6種出口錐度的超音速汲水虹吸霧化裝置的射程、霧化角、耗氣量、耗水量和降塵速率。

如圖13所示，由于噴嘴出口外氣流的膨脹角主要受到其錐度的影響且與氣動壓力有關，霧化角隨錐度的增大先增后減，極值由氣壓力決定，詳細數據見表1。

圖13 不同出口錐度噴頭的霧化角

由表1得，由于增加氣動壓力后噴管總動能增大使氣流平均速度、汲水負壓增大，射程、耗氣量、耗水量隨之增大；霧化過程主要發生在噴管內，當氣動壓力相同時，因錐度對管內流場特性分布的影響較小，不同錐度噴管的霧化效率相近，耗水量大則表明相近尺寸的霧滴濃度大，射程遠則表明霧滴速度快。霧滴濃度大、速度快時，與粉塵結合效率更高，因而表中耗水量大、射程遠的類型對應的降塵速率更快。該表可為實際應用提供參考，如煤礦井下轉載可選低水量廣角型，對煤卡值影響小且覆蓋面積大，如落煤塔可選適合遠距離降塵布置類型。

表1 不同工況、結構參數噴頭的霧化降塵特性

2.3 控塵特性對比試驗

目前，煤礦井下多采用高壓噴霧、普通風水聯動噴霧降塵技術，但高壓霧化噴頭易堵塞、耗電高；普通風水聯動噴頭則霧化效果差、耗水量大，而超聲波干霧抑塵技術是其中節水霧化、降塵效果最好的方式?；诖?，將超音速汲水虹吸霧化裝置與之進行相同條件下的包括降塵、隔塵和能耗的對比試驗研究，分析汲水方式的控塵特性、驗證該技術的優勢。

2.3.1降塵對比試驗

降塵對比試驗研究的試驗條件為：水流量140 mL/min，氣動壓力0.4 MPa；在降塵的同時，用功率表測定空壓機與水泵的耗電量；汲水方式噴頭選擇了0°錐角，干霧抑塵噴頭型號ADGSV882。對比結果如圖14與表2所示。

表2 2種類型噴頭降塵特性對比

圖14 2種測試噴頭瞬時粉塵質量濃度和降塵效率對比

隨降塵時間增加，汲水方式比干霧抑塵方式降塵效率更高，降塵速度下降更慢。350 s時汲水方式降至國標，按照式(1)計算得到降塵速率為457.14 mg/s，干霧抑塵方式420 s時仍未達到，汲水方式瞬時降塵效率較之提高了2.00%～26.87%，達到相同效率(同為96%)的時間縮短了1/3。

經分散度測試，汲水方式的采樣濾膜上PM10以下粉塵分散度比干霧抑塵方式減小了24%。是因為150 s后箱體內粉塵粒徑普遍保持在10 μm以下，而干霧抑塵方式的霧滴粒徑分布在15～80 μm并混合有更大的粒徑，且霧滴速度很小，這制約了降塵的效果；而汲水方式霧滴粒徑分布在1～30 μm，速度快，與粉塵的結合效果更好。

如圖15所示，在兩噴頭降塵運行相同時刻時，因汲水方式耗氣量小，對空壓機負荷小，且不需水泵，耗電量更低，相比干霧抑塵方式節能60%左右。

圖15 2種噴頭總能耗對比折線示意

表3給出了考慮單位降塵量的運行效能參數對比結果。計算可得，汲水方式降塵速率約為干霧方式的1.5倍，耗水約為1/2，耗氣約為1/3。

表3 運行效能參數對比結果

2.3.2隔塵對比試驗

為分析所形成霧幕對塵源的隔絕效果，試驗測量了經霧幕阻隔后120 s內的總透塵量。對比數據見表4，相比干霧抑塵方式(隔塵效率84.75%)，汲水方式隔塵效率達94.07%，呼吸性粉塵隔塵效率79.43%，PM2.5占比減少15%，PM2.5隔塵效率增加30%。

表4 隔塵試驗參數及結果

綜上試驗研究結果表明，超音速汲水虹吸氣動霧化降塵技術具有高效節能和穩定控塵的特性，尤其對呼吸性粉塵具有較強的捕集效果。

2.4 超音速汲水虹吸霧化降塵機理

結合數值模擬與試驗研究結果，揭示超音速汲水虹吸霧化降塵機理，如圖16所示。

圖16 超音速汲水虹吸霧化降塵機理

霧滴軸向及噴口近場霧滴粒徑小、運動速度快，粉塵與之接觸時受到負壓卷吸作用進入軸向高速細霧區域，PM10以上快速沉降，PM10以下受到負壓牽引、主動捕捉、截流碰撞、松弛濕潤的綜合作用。PM2.5～ PM10可由此迅速凝并、生長、沉降，但對PM2.5以下潤濕、沉降效率不高。

3 現場工程應用

3.1 應用背景

敏東一礦隸屬于內蒙古蒙東能源有限公司，負責井下煤炭開采工作。因煤層含水較多，煤質中水分大，井下早期設計水泵排水量有限，又因回風巷等粉塵濃度大、呼吸性粉塵含量高，常規濕式降塵方式應用遇到排水困難、降塵效率低的問題。

以該礦06回風巷與無極繩機頭過度段為工程試點，設計實施了一套節水、防堵、高效的全斷面超音速汲水虹吸氣動霧幕控塵系統。

3.2 應用效果

工程試點處巷道幾何尺寸為，頂板高約3.5 m，巷道寬約5.8 m，巷道斷面積約20 m2，巷道斷面中心風速平均0.86 m/s，人行道風速平均0.25 m/s。

系統懸掛距底板約3.3 m處，為從頂板噴射實現全斷面覆蓋，需要抵抗橫向巷道中心平均0.86 m/s的高速風流，并且需在較低氣壓和耗氣量條件下覆蓋20 m2大斷面。

為此，霧幕中心噴頭需要根據表2選擇射程遠的型號和工況，中間3枚噴頭的錐度為0°并配合渦旋氣動增壓裝置，氣動壓力最大0.6 MPa，兩側風速低選定覆蓋面積大的錐角60°廣角型號，工況根據現場需要調節，效果如圖17所示。

圖17 全斷面超音速汲水虹吸霧幕效果

全斷面超音速汲水虹吸噴霧控塵系統所產生的高速氣霧將巷道斷面完全覆蓋，同時高效捕捉呼吸性粉塵，使其脫離風載流線在巷道底板上迅速聚結。由表5可得，治理后呼吸性粉塵濃度明顯下降，降塵效率達88.80%～92.58%。系統低濕特性使過往行人免受“灑水”淋濕，地面無積水，大幅增加了該礦安全、環保水平，符合其降塵要求。

表5 綜合治理前后呼吸性粉塵質量濃度對比

4 結 論

(1)提出了超音速汲水虹吸氣動霧化技術并設計對應裝置，達到低至0.2 MPa氣動壓力的無液相來壓汲水，并產生虹吸過程，達到微米級、高動力的霧化效果，射程遠、耗氣量低、耗水量低。

(2)相比干霧抑塵方式，超音速汲水虹吸氣動霧化降塵速率大幅度提高。瞬時降塵效率提高2%～26%，相同降塵效率時，呼吸性粉塵比例減少24%；隔塵效率提高10%，PM2.5減少15%；不同工況、錐度時，降塵速率隨霧滴速度、濃度增大而增加。

(3)以超音速汲水虹吸氣動霧化降塵技術為核心的控塵系統，在敏東一礦06回風巷應用后，在中心風速為0.86 m/s的風流擾動下，能夠將之穿透并覆蓋全斷面，呼吸性粉塵降塵效率為88.80%～91.58%，證明該系統達到了低濕節水、高效控塵的效果。