泡沫膠體三聯(lián)發(fā)泡器的管流特性與優(yōu)化

宋雙林，林 琦，徐朝成，劉 磊

（1.中煤科工集團(tuán)沈陽研究院有限公司，遼寧 撫順 113122；2.煤礦安全技術(shù)國家重點實驗室，遼寧 撫順 113122；3.安徽工業(yè)大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院，安徽 馬鞍山 243002）

據(jù)統(tǒng)計，在今后很長一段時間內(nèi)，煤炭仍將作為我國的主體能源，甚至到2050 年煤炭在能源中的比例仍會高達(dá)50%以上，其安全供給與否直接關(guān)系到國民經(jīng)濟(jì)的可持續(xù)發(fā)展和國家的能源安全[1]。然而，我國煤炭資源多為低變質(zhì)煤種的特點使得煤自燃火災(zāi)發(fā)生的概率和造成的損失都較大，嚴(yán)重阻礙著煤炭的安全生產(chǎn)[2-4]。對于井下空間而言，現(xiàn)有煤自燃防滅火技術(shù)主要包括灌漿[5]、注氮氣[6]、注膠體[7-8]、噴灑阻化劑[9-10]、固化泡沫堵漏[11]等。然而上述防滅火技術(shù)大多屬于兩相混合體或單相體，容易出現(xiàn)防治死角，綜合防滅火效能不盡完善[12]。而近年來新興的泡沫膠體材料具有發(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，是防治礦井火災(zāi)的有效手段，并得到較好的工程應(yīng)用[13]。

對于泡沫膠體制備方面，現(xiàn)有研究以材料的低成本、高發(fā)泡倍數(shù)和強(qiáng)穩(wěn)定為目的，集中于探究發(fā)泡機(jī)理和研制原材料配方[14-17]，但對于材料發(fā)泡設(shè)備等方面的關(guān)注度相對較少[18]。需要注意的是，發(fā)泡器結(jié)構(gòu)直接影響泡沫膠體的生成質(zhì)量和發(fā)泡倍數(shù)，進(jìn)而影響到實際工程的防滅火效果?，F(xiàn)階段，市面常見的發(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[19-21]。然而，上述各類發(fā)泡器多用于生成兩相泡沫，但是泡沫膠體發(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[13]。為了更為高效、穩(wěn)定地生成防滅火用泡沫膠體材料，有必要針對泡沫膠體發(fā)泡器的幾何結(jié)構(gòu)和實際操作時的可控參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析。為此，以可制備泡沫膠體的三聯(lián)發(fā)泡器為對象，采用可考慮固液界面張力的VOF 模型來分析發(fā)泡器內(nèi)部管流特性，并探究結(jié)構(gòu)參數(shù)（氮氣入口管數(shù)量、位置）和操作參數(shù)（漿液流量、氮氣流量、調(diào)節(jié)頭位置）對發(fā)泡器混合效果的影響，進(jìn)而得到最優(yōu)的發(fā)泡器結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)。

1 數(shù)值建模

1.1 物理模型

三聯(lián)發(fā)泡器的主體呈圓筒狀，是制備防滅火用泡沫膠體的關(guān)鍵設(shè)備，主要由引流系統(tǒng)、攪拌系統(tǒng)和發(fā)泡系統(tǒng)3 部分組成，泡沫膠體制備裝置及截面圖如圖1。

圖1 泡沫膠體制備裝置及截面圖Fig.1 The foamer and its cross section

圖1 中的筒體內(nèi)徑為100 mm，總長度為1 700 mm。其中，引流系統(tǒng)長度為200 mm，攪拌系統(tǒng)長度為500 mm，發(fā)泡系統(tǒng)長度為1 000 mm，發(fā)泡系統(tǒng)中的文丘里管喉部內(nèi)徑為91 mm，氮氣入口管內(nèi)徑21 mm。在同一排上的3 個氮氣入口管呈120°夾角均勻分布在文丘里管的擴(kuò)散管段。為提升混合效果，相對于前后2 排氮氣管入口管，中部氮氣入口管在垂直軸線方向上又進(jìn)行了60°旋轉(zhuǎn)。廉價漿液從左側(cè)入口高速進(jìn)入，在引流系統(tǒng)中利用射流卷吸效應(yīng)吸入發(fā)泡劑，在攪拌系統(tǒng)中經(jīng)多層擋板擾流后漿液與發(fā)泡劑充分混合而形成混合漿液，隨后在發(fā)泡系統(tǒng)中與氮氣充分混合，最終形成泡沫膠體。其中，發(fā)泡系統(tǒng)主要部件為文丘里管，管內(nèi)配有可前后移動的調(diào)節(jié)頭部件，通過固定環(huán)進(jìn)行固定。

在泡沫膠體的混合制備過程中，形成均勻均質(zhì)泡沫膠體的關(guān)鍵[18]在于實現(xiàn)氣泡與漿液之間的充分混合，以及提供足夠的外力破壞漿液與氣泡間的水化層，從而令固體顆粒黏附在氣泡上。滿足上述條件的關(guān)鍵在于發(fā)泡系統(tǒng)設(shè)計，特別是文丘里管段部分。

在數(shù)值模擬中，考慮到漿液與氣體在引流和攪拌系統(tǒng)中并未發(fā)生接觸，因而只需保證氣液混合前的流型一致，即可在忽略上述系統(tǒng)的情況下仍得到與實際吻合的結(jié)果?？紤]到葉輪會令泡沫膠體進(jìn)一步破碎和混合，從而弱化了不同工況間的性能差異，不利于對比分析，故而發(fā)泡系統(tǒng)僅研究到葉輪前側(cè)。

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1 連續(xù)性方程

式中：u→為速度，m/s；t 為時間，s；αg為氣相體積分?jǐn)?shù)，αg=0 為全是漿液，αg=1 為全是氣體，0<αg<1 為氣液均有、存在相界面。

同時，氣相體積分?jǐn)?shù)αg和液相體積分?jǐn)?shù)αf還需滿足式（2）所述關(guān)系：

注意到VOF 模型每個控制體內(nèi)只有1 組物性參數(shù)，因而密度ρ 是各相的平均密度，如式（5）。

式中：k 為湍動能，J；ε 為耗散率；x、t 分別為距離和時間；μt為渦流黏度，Pa·s；Gk為由于速度梯度引起的湍流動能項；C1ε、C2ε為常數(shù)；σk、σε分別為k和ε 的湍流普朗特數(shù)。

1.3 模型簡化與驗證

為了分析上游引流和攪拌系統(tǒng)對下游發(fā)泡系統(tǒng)的影響，利用ANSYS Fluent 軟件模擬對比了忽略引流和攪拌系統(tǒng)前后的發(fā)泡器管流特性，三聯(lián)發(fā)泡器中心截面的流場分布與對比如圖2。

圖2 三聯(lián)發(fā)泡器中心截面的流場分布與對比Fig.2 Flow field distribution and comparison in the central section of a triplet foamer

漿液以30 m3/h 流量通入發(fā)泡器中，其密度和動力黏度分別為1 800 kg/m3和1.809×10-3Pa·s。由圖2（a）可以看出，在攪拌系統(tǒng)中，漿液受擋板作用出現(xiàn)明顯擾動；當(dāng)漿液流入發(fā)泡系統(tǒng)后，漿液速度分布趨于充分發(fā)展?fàn)顟B(tài)，并在喉部位置達(dá)到穩(wěn)定。對比圖2（b）和圖2（c）的流場分布可知，簡化后算例（忽略攪拌系統(tǒng)）與簡化前算例在發(fā)泡器入口處具有顯著區(qū)別，但從喉部位置開始簡化前后的算例結(jié)果是一致的。考慮到漿液與氮氣的混合集中發(fā)生于喉部之后的擴(kuò)散段，可認(rèn)為忽略攪拌系統(tǒng)不會對發(fā)泡器混合作用結(jié)果產(chǎn)生明顯影響。進(jìn)一步分析發(fā)泡系統(tǒng)的平均壓降發(fā)現(xiàn)，忽略攪拌系統(tǒng)前后的算例壓降分別為2 197、2 009 Pa，相對誤差為8.56%，也在允許范圍之內(nèi)。因此，對于研究而言，忽略引流和攪拌系統(tǒng)來提升模擬計算效率是合理的。

2 結(jié)果與討論

2.1 發(fā)泡器管流特性

發(fā)泡系統(tǒng)中心截面的管流特性如圖3。

圖3 發(fā)泡系統(tǒng)中心截面的管流特性Fig.3 Pipe flow characteristics in the central section of a foaming system

由圖3 可以得出當(dāng)漿液和氮氣流量分別為30 m3/h 和900 m3/h 時，發(fā)泡系統(tǒng)中心截面在混合后0.3 s 時的壓力場、速度場和氮氣體積分?jǐn)?shù)分布規(guī)律。氮氣經(jīng)管道高速流入發(fā)泡系統(tǒng)后，由于漿液作用，氮氣始終向發(fā)泡系統(tǒng)下游運動而無法抵達(dá)喉部位置。當(dāng)漿液和氮氣撞擊到調(diào)節(jié)頭的旋轉(zhuǎn)斜面后會發(fā)生湍流渦旋而加劇混合，且調(diào)節(jié)頭后部由于負(fù)壓的產(chǎn)生也會引起明顯回流，促進(jìn)混合。最后，當(dāng)漿液和氮氣通過固定環(huán)時，也會對氣液混合具有一定的促進(jìn)作用。此外，從圖3（a）還會發(fā)現(xiàn)雖然發(fā)泡器整體壓力沿流動方向逐漸降低，但中排氮氣入口管內(nèi)壓力反而要高于前排氮氣入口管。結(jié)合圖3（b）分析可知，這主要是由于此時調(diào)節(jié)頭靠近中排氮氣入口管，氮氣流入發(fā)泡器后會受到較大的阻力，在同等流量下該處氮氣管需要克服更大的壓差。

2.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

對于相同的氮氣量，減小入口管數(shù)量雖然弱化了發(fā)泡系統(tǒng)中通入氮氣的均勻性，但同時也會增加氮氣的入口流速，從而起到強(qiáng)化擾流的目的。此外，不同氮氣通入位置也會對發(fā)泡系統(tǒng)的混合效果產(chǎn)生影響。因此，有必要分析氮氣入口管數(shù)量和位置對發(fā)泡系統(tǒng)混合效果的影響，進(jìn)而優(yōu)化發(fā)泡系統(tǒng)的幾何結(jié)構(gòu)。

為了便于論述，以q、z、h 分別代表氮氣入口管位于前、中、后3 個位置，以“數(shù)量+位置”的方式命名算例。為了量化混合效果，以不均勻系數(shù)COV 來進(jìn)行表征[22]，該值越小表示混合效果越理想，計算方法如式（9）。

式中：Q1、Q2分別為漿液和氮氣在出口截面的體積流率；Ai、c2，i分別為第i 個微元面的面積和氮氣所占體積分?jǐn)?shù)。

對比分析了氮氣入口管數(shù)量分別為6 個和9 個時的發(fā)泡系統(tǒng)混合效果，氮氣入口管數(shù)量及位置對混合效果的影響如圖4。

圖4 氮氣入口管數(shù)量及位置對混合效果的影響Fig. 4 Influence of the number and location of nitrogen inlet tubes on mixing effect

由圖4 可知，氮氣入口管數(shù)量、位置和調(diào)節(jié)頭位置對系統(tǒng)混合效果的影響較為復(fù)雜。分析6 根氮氣入口管可發(fā)現(xiàn)，當(dāng)調(diào)節(jié)頭位于頂、末兩端時，混合效果隨入口管位置的后移均呈現(xiàn)先減弱后增強(qiáng)的趨勢，且入口管分布于中后排的混合效果要優(yōu)于入口管位于前中排；而當(dāng)調(diào)節(jié)頭位于中間時所呈現(xiàn)規(guī)律剛好相反，即混合效果隨入口管位置的后移均呈現(xiàn)先增強(qiáng)后減弱的趨勢，且入口管分布于中后排的混合效果要劣于入口管位于前中排。對于9 根氮氣入口管，調(diào)節(jié)頭位于中間位置可獲得更優(yōu)的混合效果。綜合對比可知，6qz、6qh、6zh、9qzh 的平均COV 值分別為0.152、0.152、0.14、0.138，采用9 管入口的平均混合程度比6 管時提高1.7%～10.4%。進(jìn)一步考慮到9 根入口管具有較小流速，可以降低設(shè)備磨損并減小壓力損失，故而判定選取氮氣入口管數(shù)量為9 根更有利于發(fā)泡系統(tǒng)的混合。

2.3 操作參數(shù)優(yōu)化

當(dāng)三聯(lián)發(fā)泡器結(jié)構(gòu)尺寸確定后，其可控制的操作參數(shù)包含漿液流量、氮氣流量和調(diào)節(jié)頭位置。一般來說，現(xiàn)場制備時漿液流量為20～40 m3/h，氮氣流量為900～1 200 m3/h。為了尋找最優(yōu)混合工況，采用三因素五水平的正交試驗來綜合分析各個因素對發(fā)泡系統(tǒng)混合效果的影響?！皾{液流量”因素的五水平分別取為20、25、30、35、40 m3/h；“氮氣流量”因素的五水平分別取為600、750、900、1 050、1 200 m3/h；“調(diào)節(jié)頭位置”因素的五水平分別取為前部、前中、中部、中后、后部。

為了便于標(biāo)記，將漿液流量定義為變量A，調(diào)節(jié)頭位置定義為變量B、氮氣流量定義為變量C，各因素水平按照取值“從小到大”或“從前到后”的原則1～5 進(jìn)行編號。通過三因素五水平正交表格，即可通過25 組算例分析出全面試驗的125 組算例的整體結(jié)果，極大地節(jié)省了工作量。三因素五水平正交實驗表見表1

表1 三因素五水平正交實驗表Table 1 Orthogonal experimental table of three factors and five levels

表1 中的混合度M 是為了方便正交實驗分析所提出的概念，該值與COV 值呈反比例關(guān)系，混合度M 的值越大，則說明混合效果越理想。

通過正交分析，可得到的各因素的指標(biāo)如圖5。從圖5 可以看出，因素A（漿液流量）隨水平增加呈整體降低趨勢，即隨著漿液流量的增加，發(fā)泡器內(nèi)混合效果的整體趨勢是下降的，不利于泡沫膠體的生成；因素B 隨水平增加呈波動趨勢，即調(diào)節(jié)頭位置對于混合效果的影響較為復(fù)雜，當(dāng)調(diào)節(jié)頭位于中后位置時，混合效果相對較好；因素C 隨水平增加呈上升趨勢，即隨著氮氣流量的增加，發(fā)泡器內(nèi)混合效果的整體趨勢是提升的，有利于泡沫膠體的生成。然而需要注意的是，在制備泡沫膠體時氮氣是被分散在泡沫中，雖然從混合角度來說氮氣越多越有利，但從穩(wěn)定性角度來說，氮氣過多會使得泡沫壁很薄，不利于泡沫膠體的穩(wěn)定性。

圖5 指標(biāo)—因素圖Fig.5 Indicator-factor chart

由極值分析法可知，極差越大，所對應(yīng)的因素越重要。經(jīng)計算，A、B、C 3 個因素的極差數(shù)分別為145.8、36.1、132.9，A 和C 因素的顯著性分別是因素B 的4.04、3.68 倍。由此可以判斷，3 個因素的重要性排序為A>C>B，即漿液流量>氮氣流量>調(diào)節(jié)頭位置。該規(guī)律與圖5 呈現(xiàn)規(guī)律一致，可以清晰地看到因素A 和C 的變化幅度要明顯高于因素B。據(jù)此可推斷A1B4C5 是最優(yōu)工況，即漿液流量為20 m3/h、氮氣流量為1 200 m3/h、調(diào)節(jié)頭處于中后位置。

3 結(jié) 語

1）對于漿液與氮氣的混合研究，忽略三聯(lián)發(fā)泡裝置的攪拌系統(tǒng)來提升計算效率是合理的。簡化后的算例在漿液與氮氣混合處可保證與簡化前算例流型一致，且平均壓降誤差也僅為8.56%。

2）相比于不同位置的6 管入口，氮氣采用9 個入口管可顯著降低不均勻系數(shù)COV，9 管輸入的平均混合程度可提升1.7%～10.4%，且具有壓降小、磨損少等優(yōu)勢，更有利于泡沫膠體的制備。

3）正交試驗表明，漿液流量和氮氣流量對發(fā)泡系統(tǒng)混合效果的影響分別是調(diào)節(jié)頭位置所帶來影響的4.04 和3.68 倍。發(fā)泡系統(tǒng)的最優(yōu)混合工況為漿液流量20 m3/h、氮氣流量1 200 m3/h、調(diào)節(jié)頭處于中后位置。