自吸式泡沫發(fā)生器發(fā)泡機(jī)理及其優(yōu)化設(shè)計(jì)

宋 雙 林

(中煤科工集團(tuán)沈陽(yáng)研究院有限公司 煤礦安全技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 撫順 113122)

0 引 言

礦井采空區(qū)的自燃火災(zāi)是煤礦井下主要災(zāi)害之一，嚴(yán)重阻礙著煤炭的安全生產(chǎn)[1-4]。對(duì)于井下空間而言，現(xiàn)有煤自燃防滅火技術(shù)主要包括灌漿[5]、注氮?dú)鈁6]、注膠體[7-8]、噴灑阻化劑[9-10]、固化泡沫堵漏[11-12]等。其中，三相泡沫技術(shù)具有發(fā)泡倍數(shù)高、產(chǎn)生量大、擴(kuò)散性好、阻燃效率高等優(yōu)勢(shì)，是防治礦井火災(zāi)的有效手段之一，并早在2008年就已在全國(guó)范圍內(nèi)得到了良好的應(yīng)用推廣[13]。

對(duì)于三相泡沫而言，發(fā)泡器結(jié)構(gòu)直接影響其泡沫生成質(zhì)量和發(fā)泡倍數(shù)，進(jìn)而影響到實(shí)際工程的防滅火效果?，F(xiàn)階段，市面常見(jiàn)的用于制備泡沫的發(fā)泡器主要有渦輪式、螺旋式、同心管式、擋板式、孔隙式和自吸空氣旋流式等形式，并成功應(yīng)用于消防、泡沫驅(qū)、泡沫浮選和除塵等領(lǐng)域[14]。然而，上述各類(lèi)發(fā)泡器多用于生成兩相泡沫，但是三相泡沫發(fā)泡器與傳統(tǒng)兩相發(fā)泡器在引入氣源和用途等方面具有明顯區(qū)別[15-16]。以自吸空氣式發(fā)泡器為例，兩相發(fā)泡器通過(guò)壓力水的射流卷吸效應(yīng)吸入環(huán)境空氣與發(fā)泡劑，而三相發(fā)泡器則是在發(fā)泡器前端先令泥漿與發(fā)泡劑混合，在發(fā)泡過(guò)程中通過(guò)射流卷吸效應(yīng)吸入不可燃的氣相介質(zhì)，以此實(shí)現(xiàn)三相泡沫的物理發(fā)泡。此外，在現(xiàn)階段研究中，對(duì)于防滅火用三相泡沫的專(zhuān)門(mén)研究報(bào)道主要關(guān)注于三相泡沫的發(fā)泡機(jī)理和制備配方[13,17-19]，對(duì)發(fā)泡器的結(jié)構(gòu)和操作參數(shù)等方面的優(yōu)化研究相對(duì)較小。

因此，為了更為高效、安全地制備防滅火用三相阻燃泡沫，有必要針對(duì)三相泡沫的物理發(fā)泡特性進(jìn)行深入分析，并據(jù)此對(duì)三相泡沫發(fā)生器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化分析。

1 三相泡沫及其發(fā)泡器的發(fā)泡原理

在三相泡沫發(fā)泡器中，含有固體小顆粒的泥漿與引射來(lái)的氣泡相互接觸。在射流沖擊、機(jī)械攪拌等外力作用下，顆粒與氣泡間的液膜被沖破，細(xì)小的固體顆粒黏附在氣泡上，從而形成三相泡沫。在此過(guò)程中，能否形成三相泡沫的難點(diǎn)在于固體顆粒是否可以黏附在氣泡上，而從熱力學(xué)觀點(diǎn)看，顆粒能否在氣泡上黏附的關(guān)鍵在于能否將兩者間的水化層破裂。

通過(guò)三相泡沫預(yù)攪拌試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)[20]，在低速攪拌工況下，添加發(fā)泡劑后的漿液表面出現(xiàn)大量白色兩相泡沫，但固體顆粒未能黏附在氣泡上；而在高速攪拌工況下，由于激烈的攪拌和混合，越來(lái)越多的固體顆粒開(kāi)始黏附在氣泡表面，從而形成三相泡沫。也就是說(shuō)，通過(guò)施加機(jī)械攪拌等外力作用，有助于破壞固體顆粒與氣泡間的水化層。進(jìn)一步地，考慮到機(jī)械攪拌發(fā)泡裝置的結(jié)構(gòu)復(fù)雜、維修不便，且漿液中的固體顆粒會(huì)加速葉片磨損，故而嘗試研制自吸式三相發(fā)泡器來(lái)替代機(jī)械發(fā)泡裝置。自吸式三相發(fā)泡器本身不需要任何動(dòng)力裝置，是根據(jù)文丘里管原理，依靠動(dòng)靜壓轉(zhuǎn)換和總壓力守恒原則，通過(guò)壓差驅(qū)動(dòng)來(lái)實(shí)現(xiàn)外部流體的射流作用，從而達(dá)到附加外力、破壞相間水化層的作用，實(shí)現(xiàn)三相泡沫的制備，其發(fā)泡器結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 自吸式泡沫發(fā)泡器構(gòu)造示意Fig.1 Schematic diagram of self-priming foam bubbler

由圖1可以看出，自吸式三相泡沫發(fā)泡裝置主要包含引流段、預(yù)混段、文丘里段、混合段。其發(fā)泡原理是：高速流入的漿液通過(guò)自然壓差作用在引流段從外部引入發(fā)泡劑，并快速通過(guò)預(yù)混段，實(shí)現(xiàn)漿液與發(fā)泡劑的混合；然后，混合后但尚未形成泡沫的混合發(fā)泡液通過(guò)文丘里管實(shí)現(xiàn)2次加速，并產(chǎn)生較大的負(fù)壓；由于壓差作用，阻燃?xì)怏w以較大的速度被引射入發(fā)泡器內(nèi)，此時(shí)混合漿液和阻燃?xì)怏w均處于射流狀態(tài)；隨后，漿液和氣體撞擊到集流器的旋轉(zhuǎn)斜面上并產(chǎn)生劇烈的湍流渦旋，此時(shí)動(dòng)能的快速衰減產(chǎn)生了大量的過(guò)剩能量，促使氣、液、固三相在此處被充分?jǐn)嚢韬突旌希纬删哂腥嘟橘|(zhì)的泡沫群；最后，高速的泡沫漿液又會(huì)沖擊混合段的旋轉(zhuǎn)葉輪并帶動(dòng)其高速旋轉(zhuǎn)，由此對(duì)泡沫漿液進(jìn)行2次攪拌，使得泡沫再次被機(jī)械切割、擠壓分散，最終令形成的泡沫更加細(xì)膩、固體顆粒在三相泡沫中分布更加均勻，由此進(jìn)一步增強(qiáng)了三相泡沫的穩(wěn)定性。

2 發(fā)泡器數(shù)值仿真與優(yōu)化設(shè)計(jì)

2.1 泡沫發(fā)泡器的設(shè)計(jì)依據(jù)

由前文論述可知，文丘里段是自吸式三相泡沫發(fā)泡器最為核心的結(jié)構(gòu)部件之一，其結(jié)構(gòu)的合理與否直接決定著泡沫漿液與阻燃?xì)怏w的混合程度，從而影響到三相泡沫的發(fā)泡效果。

發(fā)泡器文丘里段的主體是文丘里管，由收縮管、喉部和擴(kuò)張段組成?；旌蠞{液在經(jīng)過(guò)收縮管時(shí)，由于截面積減小而流速不斷增大，當(dāng)漿液到達(dá)喉部時(shí)速度達(dá)到最大。根據(jù)伯努利方程，對(duì)同一流線(xiàn)而言，當(dāng)速度達(dá)到最大時(shí)靜壓力則達(dá)到最小，見(jiàn)式(1)。據(jù)此，若在靜壓最小的管壁部位進(jìn)行開(kāi)孔，此處的文丘里管內(nèi)外部壓差最大，具有最強(qiáng)的自然壓差驅(qū)動(dòng)力，即混合漿液射流表面的粘滯及卷吸作用最強(qiáng)。此時(shí)，管外惰性氣體會(huì)以更快的射流速度進(jìn)入文丘里段，達(dá)到管外惰性氣體與管內(nèi)混合漿液的最優(yōu)混合效果，更利于三相泡沫的產(chǎn)生。

(1)

式中，下標(biāo)1為文丘里管入口位置；下標(biāo)2為文丘里管喉部位置；p1和p2分別為文丘里管在入口處和喉部的壓力；h1和h2分別為文丘里管在入口處和喉部的高度；α1和α2分別為文丘里管在入口處和喉部的動(dòng)能修正系數(shù)；v1和v2分別為文丘里管在入口處和喉部的速度。

取文丘里管軸心位置進(jìn)行分析，動(dòng)能修正系數(shù)可認(rèn)為是定值，即α=α1=α2。此時(shí)，考慮入口斷面和速度最高處的喉部位置，聯(lián)立式(1)和流體連續(xù)性方程(式(2))，即可得到文丘里管內(nèi)部截面平均壓差的最大值，見(jiàn)式(3)。

(2)

(3)

式中，d為所在位置處的管道直徑，即d1為發(fā)泡器筒體直徑，d2為喉部直徑；Δp1-2為文丘里管入口處與喉部的壓力差。

由式(3)可以看出，影響文丘里管最大可用壓差的因素包含漿液物性、流量，以及筒體與喉部的管徑比，而與發(fā)泡器結(jié)構(gòu)相關(guān)的參數(shù)主要為管徑比。一般來(lái)說(shuō)，筒體直徑是預(yù)先確定好的，此時(shí)喉部直徑的大小與擴(kuò)散角度呈負(fù)相關(guān)關(guān)系。換言之，隨著喉部直徑的減小，筒體與喉部的管徑比增大，文丘里段的收縮和擴(kuò)散角度逐漸增加。因此，后文研究中對(duì)于發(fā)泡器的優(yōu)化設(shè)計(jì)，主要針對(duì)文丘里段的擴(kuò)散角度進(jìn)行分析研究，確定最優(yōu)結(jié)構(gòu)和開(kāi)孔位置。

2.2 發(fā)泡器的流體動(dòng)力學(xué)仿真與驗(yàn)證

為了確定發(fā)泡器的最優(yōu)結(jié)構(gòu)借助ANSYS FLUENT軟件，利用CFD模擬方法來(lái)直觀分析三相泡沫發(fā)生器內(nèi)部的壓力和速度等分布規(guī)律，簡(jiǎn)化物理模型如圖2所示。出入口直徑均為100 mm，喉部直徑為20 mm，混合漿體的入口流量為20 m3/h。假定漿液密度為1 800 kg/m3，動(dòng)力黏度為1.809×10-3Pa·s，則由式(4)可得管道入口雷諾數(shù)Re為70 647，屬于湍流流動(dòng)。此時(shí)，文丘里管入口處的湍流強(qiáng)度I可由式(5)計(jì)算獲得，數(shù)值為3.96%。

圖2 發(fā)泡器文丘里段簡(jiǎn)化示意Fig.2 Schematic diagram of venturi segment in bubbler

(4)

I=0.16Re-1/8

(5)

式中，μ為混合漿液的動(dòng)力黏度，Pa·s；Re為雷諾數(shù)，用于判斷流體形態(tài)是層流還是湍流。

圖3給出了擴(kuò)散角為30°時(shí)的壓力、速度和湍流強(qiáng)度分布規(guī)律。由圖3可知，當(dāng)混合漿液流過(guò)文丘里管時(shí)，截面平均速度和湍流強(qiáng)度沿著流動(dòng)方向均呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，在喉部附近達(dá)到極值，而管內(nèi)的靜壓分布規(guī)律與之剛好相反，這與前文分析的結(jié)果是一致的。通過(guò)云圖結(jié)果還可以發(fā)現(xiàn)，負(fù)壓區(qū)基本集中在喉部附近，且最大負(fù)壓區(qū)出現(xiàn)在喉部折點(diǎn)附近，因而喉部區(qū)域最適于引射阻燃?xì)怏w。此外，結(jié)果發(fā)現(xiàn)最小壓力和較大湍流強(qiáng)度區(qū)域均靠近壁面位置，在此處開(kāi)口有利于達(dá)到引射氮?dú)獾哪康?。故而在工況下采用最為簡(jiǎn)易和可靠的壁面直接開(kāi)孔結(jié)構(gòu)即可實(shí)現(xiàn)良好的管外氣流引射和氣液固三相混合效果。

圖3 擴(kuò)散角為30°時(shí)管道軸向中心截面的模擬結(jié)果Fig.3 Simulation results of axial central section of pipeline with diffusion angle of 30°

為了驗(yàn)證本文數(shù)值模型的準(zhǔn)確性，將模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)[21]進(jìn)行了對(duì)比分析。試驗(yàn)采用的文丘里管出入口直徑為1.4 cm，喉部直徑為0.8 cm，擴(kuò)散角為15°，其在不同流量下的實(shí)測(cè)結(jié)果與對(duì)應(yīng)驗(yàn)證模擬結(jié)果的對(duì)比如圖4所示。由圖4可知，模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有很好的一致性，其平均誤差僅為3.6%，且最大誤差不超過(guò)10%。由此說(shuō)明所得到的模擬結(jié)果是可信的。

圖4 文丘里管數(shù)值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.4 Comparison of numerical results and experimental data in Venturi tube

2.3 發(fā)泡器結(jié)構(gòu)的優(yōu)化分析

本節(jié)研究不同擴(kuò)散角(25°～70°)對(duì)文丘里管內(nèi)部物理場(chǎng)特征的分布規(guī)律，并據(jù)此完成了發(fā)泡器結(jié)構(gòu)的優(yōu)化分析。圖5—圖7分別給出了文丘里管內(nèi)部壓力、速度和湍流強(qiáng)度隨擴(kuò)散角度的變化規(guī)律。

圖5 文丘里管內(nèi)靜壓隨擴(kuò)散角的變化規(guī)律Fig.5 Variation of static pressure in venturi tube with diffusion angle

由圖5可知，最大壓力值隨擴(kuò)散角的增大呈增大趨勢(shì)，最小壓力則呈現(xiàn)出拋物線(xiàn)規(guī)律，這與產(chǎn)生渦旋的條件有關(guān)。對(duì)于負(fù)壓區(qū)而言，當(dāng)擴(kuò)散角度小于45°時(shí)，管內(nèi)最小壓力隨擴(kuò)散角度的增加而減??；當(dāng)擴(kuò)散角度大于55°時(shí)，最小壓力隨擴(kuò)散角度的增加而增加；當(dāng)擴(kuò)散角度在45°～55°內(nèi)，最小壓力達(dá)到最低并基本維持不變。由此可知，三相泡沫發(fā)生器文丘里段的擴(kuò)散角度在45°～55°時(shí)可獲得最小壓力值(即具有最大的負(fù)壓值)，此時(shí)最有利于引入外部氣體。

由圖6可知，文丘里管內(nèi)部的最大速度隨擴(kuò)散角度的增大而不斷增加，但其增加的比例是不斷降低的。當(dāng)擴(kuò)散角度小于55°時(shí)，其最大速度的增加比例近似線(xiàn)性下降，而當(dāng)擴(kuò)散角度大于55°時(shí)，速度增加比例穩(wěn)定在一個(gè)相對(duì)較低的范圍內(nèi)，即擴(kuò)散角每增加1°，最大速度僅增加0.02 m/s。由此可知，當(dāng)擴(kuò)散角度大于55°時(shí)，雖然增加擴(kuò)散角度仍可提升裝置內(nèi)的最大速度，但其提升效果十分微弱。

圖6 文丘里管內(nèi)最大速度隨擴(kuò)散角的變化規(guī)律Fig.6 Variation of maximum velocity in venturi tube with diffusion angle

流體的湍流強(qiáng)度直接關(guān)系著三相泡沫發(fā)生裝置在引入阻燃?xì)怏w后的三相混合效果，湍動(dòng)程度越大，流體的混合越好，傳熱速率越快。由圖7可知，當(dāng)擴(kuò)散角小于30°時(shí)，擴(kuò)散角對(duì)最大湍流強(qiáng)度的影響可忽略；當(dāng)擴(kuò)散角在30°～50°時(shí)，增加擴(kuò)散角會(huì)顯著提高湍流強(qiáng)度；當(dāng)擴(kuò)散角度大于50°時(shí)，湍流強(qiáng)度隨擴(kuò)散角度的增加而呈近似線(xiàn)性地平穩(wěn)上升。由此可知，為了保證較好的湍流混合效果，擴(kuò)散角應(yīng)大于50°。

圖7 文丘里管內(nèi)最大湍流強(qiáng)度隨擴(kuò)散角的變化規(guī)律Fig.7 Variation of maximum turbulence intensity in venturi tube with diffusion angle

綜上所述，維持管內(nèi)最大負(fù)壓值需保證擴(kuò)散角在45°～55°，提供管內(nèi)最高速度需保證擴(kuò)散角大于55°，產(chǎn)生管內(nèi)最大湍流強(qiáng)度需保證擴(kuò)散角大于50°。通過(guò)分析上述3者的綜合影響，確定出自吸式三相泡沫發(fā)生器的最優(yōu)擴(kuò)散角度應(yīng)為55°。同時(shí)，管外氣流的引射位置應(yīng)結(jié)合實(shí)際情況，優(yōu)先選擇在喉部附近的壁面處進(jìn)行開(kāi)孔處理。

3 結(jié) 論

1)自吸式泡沫發(fā)生器無(wú)需外界動(dòng)力，借助文丘里原理在發(fā)泡器喉部營(yíng)造出負(fù)壓區(qū)，并通過(guò)在負(fù)壓區(qū)壁面開(kāi)孔，利用自然壓差將阻燃?xì)怏w引射至管路內(nèi)，實(shí)現(xiàn)氣體與漿液的充分混合。

2)當(dāng)混合漿液流經(jīng)文丘里管時(shí)，速度和湍流強(qiáng)度沿著流動(dòng)方向均呈先增后減的趨勢(shì)，并在喉部附近達(dá)到極值。管內(nèi)負(fù)壓區(qū)分布在喉部，且最大負(fù)壓靠近管道壁面，在喉部管壁處開(kāi)孔來(lái)引射阻燃?xì)怏w有利于三相泡沫的生成。

3)隨擴(kuò)散角度的增加，管內(nèi)最大負(fù)壓呈現(xiàn)先增后減的變化規(guī)律，而最高流速和湍流強(qiáng)度則呈現(xiàn)出先快速增加、后緩慢上升的趨勢(shì)。經(jīng)綜合分析，當(dāng)擴(kuò)散角度為55°時(shí)，最利于生成三相泡沫。