在中国，煤炭能源的使用总量占据中国能源消费的65%，伴随着地下矿井的生产需要，高效综合机械挖掘技术的进步有效保证了煤矿开采的生产效率[1-2]。然而，地下矿井高效掘进作业带来的负面影响就是掘齿截割破碎过程中产生大量煤尘占据了整个工作面80%以上[3]。悬浮在空气中的呼吸性粉尘极易通过呼吸系统渗透进入人体肺部，长期暴露于工作面上的工人面临着严重肺部疾病肺尘病(CWP)的威胁，统计数据显示大部分CWP患者来源于矿井中掘进或者采煤工作面[4-5]。
掘进工作面粉尘常规治理方法是采用水喷雾捕捉空气中悬浮粉尘。鉴于煤料的疏水特性，研究者指出普通喷雾所产生的雾滴粒径较大，对悬浮的呼吸性煤尘捕集效果并不明显，破碎更细化的雾滴对呼吸性粉尘的捕集效果更好，并对液滴雾化破碎尺度进行了深入分析[6-8]。气体射流的冲击加剧了液滴不稳定性，进而促进液滴形态改变发生二次破碎，增强液滴破碎程度，改变了雾化场结构与雾滴运动速度分布[9-11]。近年来，中国学者在原有除尘系统基础上提出风幕控尘技术，利用通风系统强制控制风流场运动形成压风风幕，虽能有效的阻碍由掘进机旋转截割破煤工作过程中所产生的粉尘，但单独使用风幕控尘装置无法捕集随内部风流场迁移的粉尘[12-16]。为更加有效解决掘进工作面粉尘污染问题，结合以上喷雾降尘及风幕控尘技术特点，笔者提出一种新型掘进机外气动涡旋雾幕控尘装置。
该装置可用于控制掘进作业过程中产生的粉尘污染，可在掘进头位置形成控尘雾幕，有效阻碍粉尘扩散。笔者采用数值模拟方法分析气动涡旋雾幕形成机理，并通过实验测试了不同条件下的雾化规律及粉尘沉降性能，为掘进工作面降尘工艺提供指导意义。
1 气动涡旋雾幕形成机理
沿环状风筒内环均匀布置高压风流引向器出口处形成高速涡旋冲击射流，当外置于环状风筒的喷嘴向外喷雾时，喷雾受内环多重涡旋气流冲击而强制改变喷雾方向，形成了向壁面运动高速旋转螺旋网状控尘雾幕墙，进而达到了包裹尘源的效果。基于2种流体速度差引起运动流体边界层不稳定性，雾滴发生二次破碎，加强雾滴扩散性能与捕捉能力。幕墙中心区域由于正压风流斜向墙壁运动而产生的指向内环风筒中心负压区域，吸入的含尘气流在负压流场内，被迫与雾滴碰撞、凝结而快速沉降，来达到进一步净化目的。图1为气动涡旋雾幕控尘装置机理示意。
图1 气动涡旋雾幕控尘装置机理示意
Fig.1 Schematic diagram of external pneumatic vortex mist curtain mechanism
结合掘进工作面粉尘污染特性，对气动涡旋雾幕除尘效果影响因素进行如下分析:
(1)气动涡旋雾幕的形成主要由高压风流引向器风速、喷雾压力、喷嘴工作角度共同决定。单独增大喷雾压力并不能明显改善雾幕范围，反而影响煤质，增大环境湿度。面对不同截面积的掘进巷道，为减少由除尘雾幕性能不足而导致的粉尘逃逸，有必要对新型气动涡旋雾幕雾化性能各影响因素进行实验分析。
(2)涡旋雾幕除尘装置设计为圆环风筒和单面出风形式，该装置整体安装于掘进机臂，又因工作过程中截割破煤产尘及地下煤质的影响，导致作业过程中所产生的粉尘粒径不同，进而对粉尘捕集效率产生影响。因此，基于相似原理构建气动涡旋雾幕装置样机系统，选择可完全封闭掘进巷截面的雾化参数，对气动涡旋雾幕装置样机系统除尘性能进行实验分析。
2 数值模拟
利用CFD模拟软件对涡旋高速气流冲击高压雾化水射流中流场迁移化进行模拟，直观展示了气动涡旋雾幕控尘装置高压风流引向器出口处风流场的运动规律。本研究为气动涡旋雾幕应用在掘进工作面进行粉尘控制现场提供了理论依据。
2.1 物理模型
采用Solidworks三维软件绘制掘进机外气动涡旋雾幕控尘装置的物理模型，该物理模型由环状风筒、高压风流引射器、喷嘴、掘进机、掘进巷5部分组成。依据比例10∶1建立掘进巷断面尺寸为:长×宽×高=2.00 m×0.45 m×0.35 m的长方体;掘进机总长度为0.93 m;环状风筒为单面内倾15°，外径0.11 m，内径为0.09 m的圆环体，环状风筒中心轴线z=0.175 m;高压风流引向器为均匀布置于环形风筒内倾壁面上的四面体，所设计出风口为规则的直角三角形指向桶壁切线方向;将喷嘴视为规则的圆柱体，分别布置4个口径为0.2 mm的喷嘴于桶壁外围。基于上述假设，所建立的三维模型以掘进机截割部涡旋气动雾幕控尘装置圆筒中心点为原点，x轴负方向由原点指向掘进工作面，y轴、z轴正方向都由原点指向环状风筒侧壁，省略高压输水管、通风管。采用CFD数值模拟软件建立几何模型，依据物理场控制网格生成进行网格划分，获得约63万个自由四面体网格，物理模型如图2所示。
图2 物理模型
Fig.2 Physical model
2.2 数学模型
Kelvin-Helmholtz(K-H)模型广泛应用于高压雾化喷嘴的二次破碎研究。本研究基于不可压缩k-ε双方程湍流模型，粒子追踪破碎K-H模型，利用CFD数值模拟软件对掘进机外截割部气动涡旋雾幕两相流场进行模拟，k为湍流脉动动能;ε为湍流脉动动能的耗散率。高压水喷雾与横向气流2种流体之间的边界面上具有足够的速度差时，由于相间表面K-H不稳定波导致液滴受剪切作用下被剥离成更细碎的液滴，通过不同气体无量纲数We和Ohnesorge昂赛格数Z，经过数值拟合得到K-H破碎模型[17-19]，获得相应情况下最大频率(ΩKH)和增长波长(ΛKH)，ΛKH和ΩKH计算式为
(1)
(2)
其中，气体的韦伯数为
为液相和气相之间的相对速度;L为特征长度;σ为液体的表面张力系数;ρg和ρl分别为气相和液相的密度;Z为昂赛格数，
为液体韦伯数;液体雷诺数为
为液体黏度;
为泰勒数。
破碎过程中，主液滴的时间变化率和尺度变化计算如下:
(3)
式中，rKH为新生成子液滴半径。
τKH=3.788B1r0/ΛKHΩKH是发生K-H破碎的时间尺度;B1为经验常数，取1.73～40。基于液体射流稳定性理论，从主液滴表面拨落而形成小的子液滴，假设新生成的小液滴尺寸正比于最快的表面增长波长，那么半径可由下式表达:
(4)
式中，B0为常数，取0.61;Ur为气液两相的速度差。
2.3 数值模拟结果
为了获得气动涡旋雾幕的形成规律，对气动涡旋雾幕环状风筒外部风流场进行模拟，设定风筒外部计算区域，其中入口截面边界类型为速度入口，沿切面法向方向射入;出口边界类型为抑制回流的压力出口;材质为空气;选定不可压缩k-ε双方程湍流模型;在计算模型中创建并加入粒子追踪模块，设置高压风流引向器的入口风速为30 m/s;粒子在计算域中受风流场曳力和z轴重力场影响，增加液滴破碎模型，壁面条件粒子滑移。获得风流场计算结果如下图3，4所示，图3中的(a),(b),(c),(d)与图4一一对应;液滴分布如图5所示。
由图3，4可知:在长方体计算域中，x=0.26 m为风筒出风口截面，高速风流沿计算域x轴负方向运动，可明显看出风流方向由环状风筒出口中心向四周壁面扩散，形成向外扩散的环状漩涡风流场(旋转气幕);出风口流出的高速气流卷吸周边空气进入引射流场，共同向前运动，然而受场中速度梯度、沿程阻力及空气自身的黏滞性影响，高速气流动量快速衰减，流速不断降低;在引射风流出口处，风速由最高29.8 m/s快速衰减至3.85 m/s，所形成的旋转气幕有效工作距离较小;环状冲击射流流场内部由于负压作用形成指向环状风筒内环的涡流风流场。
图3 掘进工作面风流场模拟结果
Fig.3 Simulated result of wind flow field in heading face
图4 风流场迁移模拟结果(截面)
Fig.4 Simulated result of wind flow field migration
图5 液滴分布
Fig.5 Distribution of droplets
由图5可知，喷嘴在环状风筒外指向x轴负方向喷雾，高速雾滴受内环旋转风幕墙冲击影响，运动方向发生改变,并加速向四周壁面旋转扩散运动，从而形成了流动方向指向x轴负方向工作面的雾幕—气动涡旋雾幕;其余部分破碎雾滴被内环负压涡流场卷入，形成了一个涡流雾滴场捕集粉尘。
3 基于相似实验的雾化性能测定
3.1 实验装置的研制
根据掘进机截割作业粉尘运移特征及2.3节中涡旋雾幕形成机理，研制了气动涡旋雾幕控尘装置，实现了利用气动风幕与雾滴高度耦合的旋转雾幕墙，图6为装置结构安装示意图。新型控尘装置呈“圆环”形固定布置于截割臂尾端，包含进风管、环状水管、喷嘴、高压风流引射器、环状风筒。环形风道基本尺寸:外环径1.1 m，内环径0.9 m，宽0.3 m;与风道相连的是高压风流引射器，高压风流引射器等间距均匀布置于内倾15°内壁圆环的内壁上;环状水管布置于环外壁上，水管上沿圆周布置朝向截割头工作点方向的喷头，喷嘴与水管连接处选择可变倾角的旋转接头，可通过改变喷嘴喷雾夹角和高压风流引射器间风速大小改变喷射距离，控制所产生的气动雾幕扩散范围。
图6 装置结构安装示意
Fig.6 Schematic diagram of device structure installation
1—进风管;2—水管;3—环状风筒;4—环状水管;
5—高压风流引射器;6—喷嘴
由图6可知，所研制涡旋气动雾幕控尘装置布置于截割臂末端，截割头在缓慢工作状态下发生运动时，对雾幕的形成不会造成剧烈影响。因此，所形成雾幕墙可有效隔绝含尘气流运移，进而实现捕尘、降尘的作用。
3.2 实验布置及喷雾性能测定
本研究选择相似实验方法对所研制控尘装置的性能进行实验验证。当设备工作时内部流体流动处于完全紊流状态，惯性力占主导，黏性力可以忽略不计，只要满足动力相似，流体运动特性得到充分模拟时可以保持流动相似[20]。本实验雾幕发生装置参照2.1节中物理模型，建立与实物几何尺寸比为C=L∶L′=10∶1的实验环状风筒直径为0.11 m，并在外围布置4个高压雾化喷嘴，其中，L为原型尺寸;L′为模型尺寸。实验大气条件Pamb=0.1 MPa，Tamb=298 K，其中，Pamb为实验大气压力;Tamb为热力学温度，图7为实验装置示意图。
图7 实验装置示意
Fig.7 Schematic diagram of experimental device
按照掘进巷中设备布置情况，对气动涡旋雾幕的雾化性能进行了实验测定，测定了该装置在不同的风速条件、喷雾压力以及喷雾角度条件下的最远射程及相应的雾幕半径。实验采用风速仪(GM-8903)测定引射器出口风速大小分别为20,25，30 m/s，选择4，6，8 MPa三个喷雾压力，并测量了喷嘴在45°，60°，75°，90°，105°五种工况角度条件下的喷嘴雾幕半径，图8为该气动涡旋雾幕装置的雾幕效果图，获得本装置喷雾覆盖范围数据，如图9所示。
图8 设备喷雾效果
Fig.8 Spray effect of the device
图9 设备雾化性能
Fig.9 Equipment atomization performance
开启气动涡旋雾幕除尘设备后雾化效果如图8所示。由图9实验结果可知:
(1)雾化压力和工作夹角不变，只改变高压引射风流风速时，环状风筒前端形成了涡旋风幕场，气雾两相间运动干涉随风速的增大改变较为明显，致使雾滴运动方向发生改变，雾化性能表征随风速的改变呈现出线性关系:即当喷雾压力4 MPa，工作夹角75°时，随着引射风速由20 m/s增大到30 m/s，气动涡旋雾幕射程随风速的增大而降低，由30 cm降至24 cm;工作半径随风速的增大而增大，由18.5 cm增至25.0 cm。
(2)当风速和工作夹角保持不变时，随喷雾压力由4 MPa增大到8 MPa过程中，雾幕射程呈增大趋势，增加幅值在1～5 cm;雾幕半径随压力的增大呈降低趋势，降低幅值在0～3 cm，说明压力的增大有利于雾化射程的增大，但不利于雾化半径的扩大。
(3)当引射风速和喷雾压力不变时，单独改变雾化喷嘴喷雾角度，当喷雾角度由45°增至75°时，雾幕射程、雾幕半径呈现出随角度的增大而增大;但当喷雾角度达到90°时，雾场速度方向逐渐与引射风流场方向平行，减少干涉雾滴径向扩散影响，使得雾幕工作半径随角度的增加而随之降低，而雾幕射程受风流影响大幅增大;当喷雾角度超过105°时，气雾两相流场相间干涉变小，雾幕射程，雾幕半径均降低，雾化压力的改变起决定因素。
(4)当引射风流风速为30 m/s，雾化角度90°，实验雾幕半径为18～20 cm，与模拟结果20 cm误差较小，证明了模拟结果的正确性。
3.3 应用效果实验分析
为了研究3.2节中气动涡旋雾幕控尘装置的降尘性能，建立与2.1节中物理模型相同的实验区域，长×宽×高为2.00 m×0.45 m×0.35 m的半封闭实验箱。在半封闭实验箱壁面设置自制发尘器作为发尘源，实验用粉尘选用阜新电厂原煤经破碎后使用筛孔尺寸0.045 mm筛网去除较大粒径煤尘，按30 g/min进行发尘作业。在轴向断面布置4个测尘点:Ⅰ(0 m，0.15 m)，Ⅱ(0.5 m，0.15 m)，Ⅲ(1.0 m，0.15 m)，Ⅳ(1.5 m，0.15 m)，各测点间距0.5 m。实验实物和实验测点如图10,11所示。
图10 实验实物
Fig.10 Experimental platform
图11 实验测点位置
Fig.11 Experimental point location
本实验共设置4个高压喷嘴，保证实验喷雾过程中各喷嘴喷雾压力及水流量一致。在密闭实验空间内不同实验方案测定各测点粉尘质量浓度:① 选未开启除尘设备时，发尘后实验空间内粉尘质量浓度作为本实验初始质量浓度，由LBT-CCZ-1000直读式粉尘浓度测量仪依次测定实验空间内各测点的粉尘质量浓度(Dust Concentration,DC)，呼吸性粉尘质量浓度(Respirable Dust Concentration,RDC);② 关闭掘进机外涡旋雾幕控尘装置，单独开启喷雾4 MPa，高压引射风流风速为0时，改用粉尘采样器进行粉尘采集;③ 选择经济运行参数进行除尘效果实验，设置喷雾压力为4 MPa，高压引射风流风速分别设置为20，25，30 m/s，喷雾角度75°，进行粉尘捕集性能测试。采用上述实验可获得不同控尘方案条件下各个测点粉尘质量浓度结果，见表1。
表1 各测点粉尘质量浓度
Table 1 Dust concentration of each measuring pointmg/m3
方案DCⅠⅡⅢⅣRDCⅠⅡⅢⅣ初始质量浓度719.2603.5482.3326.863.647.834.420.2单独水喷雾335.7192.6132.695.832.915.611.66.620 m/s574.990.668.241.347.47.75.22.8气动涡旋喷雾25 m/s559.273.153.533.446.65.83.82.130 m/s565.756.139.726.246.75.43.41.8
由表1实验粉尘质量浓度结果可知:
(1)初始质量浓度:未开启控尘设备时，在实验区域内Ⅰ～Ⅳ测点的粉尘质量浓度和呼吸性粉尘质量浓度随着距离的增大有不同程度的降低，说明较大粒径的粉尘颗粒随着运动距离的增大，受重力势能影响而逐渐自沉降，粉尘浓度变化呈递减状态。
(2)单独水喷雾控尘实验:在实验区域Ⅰ～Ⅱ测点，全尘和呼吸性粉尘的平均捕集率由53.32%和48.15%上升至68.08%和67.42%。
(3)气动涡旋雾幕除尘:① 开启掘进机外气动涡旋雾幕除尘装置，引射风速由20 m/s升至30 m/s，测点Ⅰ粉尘平均捕集率分别为21.21%和26.24%。② 测点Ⅱ位置位于雾幕发生装置后方，高压风流引射器出口风速由20 m/s升至30 m/s时，全尘捕集率分别为84.98%，87.88%和90.70%，呼吸性粉尘捕集率为83.89%，87.87%和88.71%，这说明在掘进机外涡旋气动雾幕设备前端的混合涡流场中，吸入的含尘气流被迫与雾滴碰撞、凝结而快速沉降;对比单独喷雾捕尘效率，新型掘进机外涡旋气动雾幕更易于隔绝工作面运动的煤尘，对粉尘的治理效果更为优秀。③ 测点Ⅲ，Ⅳ处位于设备后方，表现出的控尘效果略高于自然降尘，但是由于粉尘虽然突破雾幕，但重量增加，更易发生自沉降。
4 结 论
(1)采用CFD数值模拟方法获得了掘进机外气动涡旋雾幕除尘装置外部风流场及雾滴运动规律，为除尘装置的开发提供了理论依据。
(2)依据数值模拟结果设计除尘装置，对雾化进行性能测定，实验结果表明，雾幕的形成主要受射流风速、雾化角度和雾化压力变化而决定:① 当喷雾夹角小于75°时，气液两相间干涉较大时，雾化性能的改变由喷雾角度、出口风速决定，喷雾压力对性能改变并不明显;② 喷雾角度超过75°时，相间干涉变小，雾化性能主要由喷雾压力决定。③ 实验结果与模拟结果较为一致，证明了数值模拟的正确性。
(3)新型掘进机外气动涡旋雾幕控尘装置的应用效果实验分析结果表明:相对于单独喷雾捕尘，新型装置在测点Ⅱ处对全尘和呼吸性粉尘的平均捕集率分别提高了19.77%和19.46%，这说明根据工作截面合理的选择雾化参数，形成完整的封闭工作区域，新型掘进机外涡旋气动雾幕更易于隔绝工作面运动的煤尘，阻碍前端工作面煤尘污染扩散，对粉尘的捕集效果更为优秀。
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