水幕隔塵用縫隙噴口的邊界流線構(gòu)造與出流速度分布*

溫智超，王海橋,2，陳世強,2，劉 宇，蔣加川，吳 朋

(1.湖南科技大學 資源環(huán)境與安全工程學院，湖南 湘潭 411201；2.湖南省礦山通風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 512300)

0 引言

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

對于連續(xù)液膜式水幕，國內(nèi)外學者主要對水幕安裝位置、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，借助微壓檢測技術(shù)獲得除塵腔體內(nèi)的負壓分布規(guī)律；張巍等[7]和賈彬彬等[8]先后確立風量、節(jié)流裝置開度、除塵效率和全壓損失之間的量化關系，指導工程優(yōu)化。采用紗網(wǎng)輔助形成水膜可解決自激式阻力大等應用問題，但是為了使粉塵和水膜能夠進行持續(xù)慣性碰撞，需要足夠的供水量。針對井下巷道粉塵污染，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，實現(xiàn)污風凈化。針對單道或多道防塵水幕簾在實際應用中除塵效率低于預期的問題，丁堯等[10]改進紗網(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行動量、熱量交換的表面積，具有良好的隔煙降溫性能，因此國內(nèi)外學者對其研究集中于隧道火災治理技術(shù)領域中。根據(jù)相似性原理按比例搭建實驗平臺并建立數(shù)值模擬模型， Reiko等[11]發(fā)現(xiàn)水幕對高溫和煙塵具有較好的隔斷效果；Makot等[12]研究熱煙對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]對隧道中水霧、熱煙的相互作用進行研究，發(fā)現(xiàn)細水霧具有很強的吸熱作用，但是小霧滴在離開噴嘴后會迅速減速； Jiayun等[14]發(fā)現(xiàn)在較強的縱向通風條件下，煙氣會從小霧滴間的孔隙中逸出，噴霧式水幕對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)點在于不會對巷道或者隧道形成阻隔；水幕主體為連續(xù)液膜，對含塵氣流形成阻隔，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，采用流體動力學技術(shù)，比較分析不同縫隙噴口的內(nèi)部流場，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

1.1 流線型邊界的提出

縫隙噴口內(nèi)的流動是三維流動，狹縫出口寬度一般在0.5～5.0 mm左右，噴口長度遠遠大于寬度，因此，可將這種三維流動狀態(tài)轉(zhuǎn)化為二維流動進行分析。采用平面勢流法，可將流動從求解速度場問題轉(zhuǎn)化為求解勢函數(shù)和流函數(shù)的問題。王英敏等[17]基于東工流線型擴散塔,利用平面勢流理論把復雜流動分解成為幾種簡單流動的疊加，模擬不同結(jié)構(gòu)形式的擴散塔內(nèi)分流流場和壓力場，其模擬結(jié)果符合理論分析預期，并在工程實際中驗證了平面勢流法的可行性。

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。水流在進入收縮段和離開收縮段時，易引起邊界流動失控而導致阻力損失大和流場失穩(wěn)，從而進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，導致水幕厚度不均勻、成膜后容易擴散、破裂，因此需要對錐形縫隙噴口內(nèi)部流道邊界線進行優(yōu)化。

圖1 錐形縫隙噴口

1.2 流線型邊界方程

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

圖2 勢流疊加示意

平行平面流的復勢如式(1)所示：

(1)

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

考慮噴口較強的對稱性，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匯取圓形匯流的1/8，其復勢如式(2)所示：

(2)

漸縮管前半段的水流復勢為上述平行平面流復勢和點匯復勢的疊加組成，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θ取值為π時，y=3d，從工程實際出發(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

針對邊界流線方程取不同θ值得到對應的y值，通過正切函數(shù)換算x值，依據(jù)得到的x，y值在直角坐標系上進行線性擬合，得到邊界流線如圖3所示。設定狹縫出口寬度為1 mm，依據(jù)所得邊界流線，對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)均采取相同設定：進水口直徑32 mm，出水口寬度1 mm，出水口長度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散速度，對于有旋流動、流動分離有更好的表現(xiàn)的Realizablek-ε湍流模型進行計算。

2)邊界條件

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

4 計算結(jié)果與流場分析

對2種縫隙噴口采用抽取線和抽取面的方法，在2個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個截面得到相應速度云圖、湍動能云圖，并在2個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)突擴和壁面黏性力影響，發(fā)生流動分離，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，在靠近出口時快速上升的趨勢。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，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)部湍動能分布

對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)的縫隙噴口湍動能云圖

湍動能作為湍流強度的度量，可以表征流動中的能量損失。由圖8可知，2種結(jié)構(gòu)縫隙噴口均在進水端附近和出口端存在較大的湍動能，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；流線型縫隙噴口最大湍動能為0.246 m2/s2，錐型縫隙噴口最大湍動能為0.195 m2/s2，流線型在進水端兩側(cè)湍動能強度比錐形更大，這是由于進水端附近漸擴區(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能強度大于錐形噴口，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)縫隙噴口對出流速度的影響

對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)衰減趨勢較流線型平緩，但在等速核心區(qū)速度波動幅度大，尤其在曲線中點處出現(xiàn)較大速度波動及下降現(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)部流動平緩，流場更加穩(wěn)定。

移動極差MR可以用來描述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個檢測值。

圖10 不同縫隙噴口的出流速度移動極差

由圖10可知，對于完整出流速度曲線，錐形縫隙噴口在中心線位置-0.22 m時出現(xiàn)移動極差最大值0.093 8，移動極差平均數(shù)為0.021 5；流線型縫隙噴口在中心線位置0.1 m時出現(xiàn)移動極差最大值為0.049 7，移動極差平均數(shù)為0.011 4。采取移動極差平均數(shù)作為出流速度離散程度評價指標，對比錐形縫隙噴口，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，出現(xiàn)移動極差最大值0.090 3，移動極差平均數(shù)為0.020 5；流線型縫隙噴口在中心線位置0.1 m時，出現(xiàn)移動極差最大值為0.049 7，移動極差平均數(shù)為0.011 7。對比錐形縫隙噴口，流線型出流速度離散程度下降42.93%。

5 結(jié)論

1)采用平面勢流法推導邊界流動方程，對流線型縫隙噴口和錐形縫隙噴口進行數(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分離現(xiàn)象，會進一步影響出水端流速衰減快慢。

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