高压喷雾

高压喷雾（精选6篇）

高压喷雾 篇1

0 引言

综采工作面粉尘防治一直是煤矿安全技术的重点与难题之一。目前煤矿综采面防尘技术繁杂,采用煤层注水预湿煤体是综采工作面最基本、最有效的防尘措施[1]。煤层注水技术始于二次世界大战期间的苏联[2];德国、法国等国家对煤层注水进行了深入的研究[3,4]。上世纪70 年代我国的煤层注水减尘技术推广应用[5]。湿润剂的研究多采用表面张力测定法、沉降法等实验方法集中研究对粉尘的湿润效果[6,7]。金龙哲等[8]在粘尘阻燃粉剂和注水降尘领域取得了较好的科研成果。喷雾降尘是综采工作面最常规的防尘技术。1984 年Plemental R. A、1996 年A. J. Yule和I. R. Widger、2000 年Nancy Diane等分别针对工作面的喷雾参数及喷嘴结构对喷雾效果的影响进行了研究[9,10,11]。李孜军、李聪等人分析了喷嘴结构参数与液滴速度、喷雾水流量、液滴直径之间的关系[12,13,14]。我国大部分采煤机喷雾系统的水由电动机冷却管路提供,电动机的耐水压力一般不超过2. 2 MPa,限制了增加内喷雾水压提高喷雾雾化程度的可能性。随着煤矿外置高压喷雾技术及应用研究起步发展,研究多级联合防尘技术,优化煤层注水减尘技术参数、喷雾降尘技术参数,提高整体除尘效果,对于煤矿生产安全工作具有重要现实意义。

1 综采工作面煤层高压注水减尘技术研究

1. 1 煤层高压注水减尘试验

在新安二矿进行煤层高压注水减尘试验。沿南三下延六层九面工作面进风巷煤层下行方向,距离巷道地面1. 5 m处、钻1 个直径为90 mm、长度为110 m高压注水钻孔,于钻孔11 m处设置加强型膨胀式封孔器。煤层注水减尘试验压力范围为0 ~ 20 MPa。140 h后,在注水钻孔两侧3、6、9、9. 8 m处各打4 个测试钻孔,取不同深度煤样,采用重量法测试不同位置煤层水分增量。注水孔及测试孔布置平剖面见图1。

每个测试钻孔内取煤样深度分别为20、40、60、80m,测定出水分增值为3、6、9、9. 8 m处水分增量分别为:6. 3% 、2. 8% 、0. 21% 、0. 05% ,绘制以注水钻孔为中心周边不同半径处煤体水分增值曲线,见图2。

1. 2 煤层高压注水数值模拟

依据非饱和带煤体内水流质量守恒和能量守恒原理及达西定律[15],导出以压力为变量的煤体内水分运移基本微分方程,确定新安二矿南三下延六层九面工作面煤层高压注水边界条件。 注水定解数学模型为[16,17,18]:

其中,S = Ssθ/n + Эθ/ЭH; L = L1+ L2,L为包围D区域的边界,L1为第一类边界,L2为第二类边界。

根据建立的煤层高压注水数学模型,采用有限元算法( FEM)[19],对煤层注水条件下,数值计算煤体增湿量与注水时间之间的变化规律,将数值计算结果与前述注水实验数据对比,反演优化注水模型参数[20]与现场煤层地质参数吻合良好。煤层高压注水模拟得出注水压力、时间与煤体湿润半径之间的关系曲线,注水压力、钻孔注水流量与注水时间的关系曲线,见图3、见图4。

由图3 得出,140 h内随着注水压力的增加其所达到的有效湿润半径不断增加,其中,第120 h时,5、10、15、18、20 MPa注水压力条件,煤体湿润半径分别为: 3.60、5. 30、6. 19、6. 90、7. 20 m; 表明适当提高煤层注水压力有利于增加煤体湿润半径。140 h内,煤体湿润半径增加的速率呈现减弱趋势,为预防煤体崩裂出现的水流旁路,确定煤层注水压力上临界值为20 MPa。由图4 得出,相同注水时间内,提高煤层注水压力有利于增加单位长度钻孔煤层注水流量流量。不同压力条件下,单位长度钻孔单位时间煤层注水流量均随着注水时间增加而减少,60 h后注水流量基本不再变化。表明初始注水时间内注水流量较大,湿润煤层效果较好,60 h后煤层高压注水降尘技术不满足经济合理性。

1. 3 确定煤层高压注水减尘最优参数

根据前述煤层注水试验及反演试验,结合新安二矿南三下延六层九面工作面斜长250 m,走向长720 m,倾角15° ~ 21°; 平均埋藏深度589 m,采高2. 6 ~ 3. 0 m,确定煤层高压注水减尘合理参数: 最小注水压为9. 0 MPa,根据工作面地层压力15 ~ 18 MPa,注水压力范围应为9. 0 ~ 18 MPa,确定高压注水压力为18 MPa。确定钻孔布置参数: 注水钻孔间距15 m,打钻孔45 个,注水压力为18 MPa,实施进风巷单侧打孔注水,单孔长度为110m × 2 = 220 m,直径90 mm,单孔注水量为320 m3,注水时间为60 h。

2 综采工作面采煤机外置高压喷雾降尘技术研究

2. 1 喷雾降尘机理及高压喷雾降尘效率模型

喷雾降尘是惯性、重力、截留、静电、扩散沉降等[21,22]多种机理联合作用的结果。假设粉尘与气流同向,液滴运动方向与混合气流垂直,每个尺寸相同的液滴具有独立捕集尘粒的能力,粉尘捕集范围设定为粉尘颗粒的最大运动自由程,建立高压喷雾降尘效率模型[23]。

2. 2 确定采煤机外置高压喷雾降尘最优参数

1) 确定高压喷雾降尘合理参数

高压喷雾降尘效率模型数值计算[6],确定粉尘- 雾滴斯托克斯碰撞合理参数: 液滴平均直径分别为25. 0μm,喷雾初速度为100 m /s。确定高压喷雾降尘合理参数: 喷嘴孔径为1. 2 mm,喷雾压力为10 MPa,喷雾水流量为1. 50 × 10- 4m3/ s( 9. 0 L / min) 。

为提高喷嘴喷雾雾化效率及克服喷嘴堵塞问题,辽宁工程技术大学环境科学与工程实验室研发了喷嘴外径为80 mm、内部流体混合腔通径为50 mm、喷嘴孔径为1. 2 mm的高压7 孔集成喷嘴,见图5。高压7 孔集成喷嘴雾锥角为90°,有效喷射距离达4 m。高压7 孔集成喷嘴能够雾化形成巨大的空心降尘雾炬,对割煤机滚筒产生的粉尘实现有效封闭。

2) 确定采煤机外置高压喷嘴安装方式及最优参数

新安二矿南三下延六层九面工作面煤层原煤含水量中等,密度为1. 35 t /m3,工作面采高2. 4 m,截深0. 8m,牵引速度5. 0 m / min。采煤机前后两个截煤滚筒摇臂电机侧盖处各外置一个高压7 孔集成喷嘴,采用螺栓加装20 mm厚度钢板固定安装。现场测定表明: 喷出3m的距离后,水雾屏障覆盖直径约为 Φ6 m,前后两个喷雾组整体喷雾锥角均为90 ℃ ,形成喷雾帷幕对前后直径为1. 8 m的割煤滚筒封闭良好。

3 新安矿综采工作面二级联合防尘实施效果

3. 1 二级联合降尘技术方案

新安二矿南三下延六层九面工作面防尘总体方案为: 先实施进风巷煤层高压注水第一级减尘,然后实施工作面采煤机外置高压喷雾第二级降尘,二级联合防尘系统布置见图6。

3. 2 高压注水减尘联合高压喷雾降尘二级防尘技术应用

对新安二矿、新安三矿综采工作面推广应用实施煤层高压注水减尘联合高压喷雾降尘二级防尘技术与方案。以综采机司机位下风侧15 m处作为二级防尘效率验证测试断面,布设1. 5 m呼吸带高度4 个粉尘监测点。通过粉尘测试,计算粉尘防治平均效率,见表1 和表2。

应用结果表明: 煤层高压注水作为第一级防尘措施的全尘减尘效率范围为72% ~ 75% ,高压喷雾作为第二级防尘措施的全尘降尘效率范围为81% ~ 85% 。通过二级联合防尘,新安二矿综采工作面全尘去除率达94.8% ,呼吸性粉尘去除率达96. 0% ; 新安三矿综采工作面全尘去除率达92. 7% ,呼吸性粉尘去除率达94. 0% 。结合液体颗粒斯托克斯碰撞理论,可以得出: 喷雾系统由于提高了喷雾压力,减少了雾滴粒径,提高了雾滴喷射速度,大大增加了雾滴与呼吸性( 斯托克斯粒径小于5 μm) 细微颗粒粉尘之间碰撞效率,原因是漂浮状态下的细微颗粒粉尘之间可能存在团聚、凝并过程[24]。煤层高压注水联合高压喷雾二级防尘技术对于综采工作面呼吸性粉尘治理效果明显,为煤矿井下细微颗粒粉尘防治提供了研究新思路。

4 结论

1) 煤层高压注水实验研究了高压注水压力、时间与煤体湿润半径之间的关系及注水压力、钻孔注水流量与注水时间的关系; 煤层高压注水数值模拟方法结合注水实验数据进行了高压注水参数的反演试验; 确定了综采工作面煤层高压注水减尘参数合理范围。

2) 运用煤层高压注水实验方法及数值反演试验分析,优化确定了新安矿综采工作面煤层高压注水减尘技术最优参数为: 注水压力为18 MPa,注水时间为60 h,钻孔间距为15 m。

3) 采用数值模拟方法优化确定了新安二矿综采工作面高压喷雾降尘技术最优参数为: 喷雾压力为10MPa,喷嘴喷孔直径为1. 2 mm。自主研发了孔径为1. 2mm的7 孔高压集成喷嘴,形成雾炬具有封闭的降尘作用。

4) 提出了综采工作面煤层高压注水减尘联合高压喷雾降尘二级粉尘防治技术,新安矿工作面粉尘治理结果表明: 全尘去除率可达96% ,呼吸性粉尘去除率可达94% ,煤层高压注水联合高压喷雾二级防尘技术对于呼吸性细微颗粒粉尘防治具有良好应用前景。

高压喷雾 篇2

采煤机割煤时的尘源是煤矿井下产尘最大和最难控制的尘源之一。高压喷雾是控制采煤机粉尘污染的有效技术, 因此, 根据现有高压喷雾存在的问题, 结合三元煤矿实际而研制了一套采煤机高压喷雾高效降尘技术。

1 高压荷电喷雾降尘技术

高压喷雾不同于普通中低压喷雾主要在于喷雾压力和喷嘴结构。高压喷雾的喷雾压力一般要求大于7.2MPa。普通中低压喷嘴孔径较大 (孔径≧lmm) , 高压喷嘴孔径则比较小 (孔径≦1mm) , 高压喷头还有单孔和多孔组合喷头之分, 普通中低压喷嘴一般多为单孔。此外, 高压喷雾单位体积内的雾粒数量也远远大于中低压喷雾。

高压喷雾降尘过程, 可看作是一个液态雾粒与固态粉尘的凝结过程。高压喷雾降尘在很大程度上表现为惰性凝结、静电凝结和涡流凝结。惰性凝结的实质是水雾碰撞上粉尘并捕捉它们, 雾粒的粒径越接近粉尘的粒径, 其效果就越好。一定粒径的雾粒, 其捕捉最小粉尘的粒径是一定的。

煤矿粉尘在产生过程中, 由于摩擦破碎致使其带上不同极性和不同电量的电荷。煤矿粉尘本身带一定的油性, 加之水的表面张力的作用, 微细粉尘雾粒很难捕捉, 静电凝结就是利用特制高压喷头, 产生大量带电荷的高浓度雾粒, 利用电荷之间的库仑力来有效捕捉微细粉尘。

在使用静电凝结时, 两个带电区 (雾粒和粉尘) 的相互作用是由电荷的符号、大小及雾粒和粉尘以及它们之间的距离所决定。带不同电荷的粉尘粒比不带电荷的粉尘容易凝结。雾粒和粉尘的电荷越多, 这种凝结法的效果和高压喷雾降尘的效果就越显著, 由于煤岩在被破碎时、许多粉尘带有正电荷和负电荷, 因此也要求高压喷雾的雾粒带有不同的电荷, 才能使粉尘与雾粒较好的凝结, 取得好的降尘效果。

惰性凝结、静电凝结和涡流凝结的强度及喷雾降尘效果取决于一系列的因素。这些因素是:喷雾雾粒的运动速度及粒度, 粉尘颗粒的密度, 粉尘和雾粒的电荷的大小, 雾流 (雾粒) 的涡流强度等, 除此之外, 降尘效果在很大程度上还取决于喷雾雾流的形式和参数, 而以上因素又是由喷雾压力和喷嘴的结构等因素决定的。

2 采煤机机载高压荷电外喷雾隆尘系统

采煤机机载高压荷电喷雾降尘系统主要由采煤机机载增压泵、高效强力引射和高效雾化喷头、既具有风流控制作用又能高效降尘的采煤机外喷雾降尘系统等组成,

2.1 采煤机机载增压泵采煤机实施高压喷雾降尘技术的关键

是高压水源的供给和喷雾系统, 我们将增压泵安装在采煤机上, 低压水到采煤机后通过泵增至高压, 供给采煤机实施高压喷雾降尘, 是一种较为理想的供水方式。

机载增压泵的动力是采用采煤机左电机闲置的一端输出轴驱动泵体工作, 泵采用三柱塞曲轴柱塞泵, 被安装在采煤机中间的箱体内。其主要参数为:公称流量80L/min;公称压力12.5MPa;配备功率22kw。

2.2 高压喷头高压喷头根据其用途不同设计了两种。一种为射

程远、雾流覆盖面大的强力引射多孔喷头, 主要用于对采煤机含尘风流的控制;另一种是射程相对较近、高效雾化、高荷电率的单孔喷头, 主要用于对采煤机装煤、破碎产尘的控制。其主要技术参数为:

多孔高压喷头:

喷雾压力12.5MPa

喷雾流量13.95L/min

有效射程6.75m

条件雾化角550

荷电率86% (12.5MPa)

单孔喷头:

喷雾压力12.5 MPa

喷雾流量3.01L/min

有效射程4.25m

条件雾化角450

荷电率89.4% (12.5MPa)

2.3 采煤机高压外喷雾系统工作原理首先, 在采煤机前滚筒位

置安设了雾粒细、单位体积雾粒浓度大的单孔喷头, 将采煤机前滚筒割煤、装煤和破碎时产生的粉尘覆盖住, 使粉尘不至于太多的扩散于风流中;另外, 利用射程远、引射力强的高压多孔喷头, 将采煤机上风流来的新鲜风流在采煤机前滚筒处分成两部分, 一部分是将前滚筒扩散于风流的尘雾引射到煤壁侧;另一部分不含粉尘的新鲜风流, 则通过采煤机司机和人行道, 实现了新鲜风流与含尘风流的分离。在采煤机机身上也安设了多孔引射喷头, 使顺风流引至煤壁侧的尘雾继续沿煤壁侧流动, 而不扩散于人行道。在后滚筒同样安设了两种作用的喷头。这样由于单孔喷头能将85%左右的粉尘捕捉沉降, 加之多孔喷头引射过程中的捕捉, 能使95%一99%的粉尘得到沉降, 剩下的没有被捕捉的粉尘则被引射至煤壁, 而不对司机和人行道处造成污染。因此该系统的降尘效果是比较理想的。

3 采煤机机载高压荷电降尘技术在煤矿井下的应用效果

本项降尘技术在三元煤矿的32015综放工作面进行了应用。在采煤机用机载高压喷雾降尘系统之前, 采取的是常规的中低压内外喷雾, 一般喷雾压力在2.0一3.5MPa左右。由于机载高压喷雾系统只是针对采煤机割煤、装煤、破碎等产尘源的, 因此测尘主要针对在未采取任何措施下, 采煤机割煤时的原始产尘强度, 采取常规内外喷雾措施及机载高压喷雾降尘系统后的粉尘浓度, 然后比较其降尘率。

3.1 测点布置其测点布置和测尘方法按照原煤炭部颁布实施

的《煤矿井下各作业场所粉尘测试规范》和《粉尘浓度与分散度测定方法》执行。综放工作面采煤机降尘系统的粉尘浓度测点布置在采煤机司机及下风流10-15m人行道处。并对顺风、逆风割煤, 喷雾前后等各种情况进行总粉尘和呼吸性粉尘浓度的测定。测尘仪器用既能测全尘又能测呼吸性粉尘的AFQ一20A矿用大流量粉尘采样器进行测定。

3.2 测试结果32015综放工作面使用了高压荷电喷雾降尘系

统后, 采煤机司机处的总粉尘浓度降至19.97mg/m3 (逆风流割煤) 和19.575mg/m3顺风流割煤) , 降尘率为98.9%和95.9%;呼吸性粉尘浓度被降至5.86mg/m3 (逆风流割煤) 和5.13mg/m3 (顺风流割煤) , 降尘率为92.9%和93.2%。采煤机下风流10-15m人行道处的总粉尘被控制在27.6mg/m3 (逆风流割煤) 和25.8mg/m3 (顺风流割煤) , 降尘率分别为98.3%和97.9%;呼吸性粉尘也下降至7.65mg/m3 (逆风流割煤) 和5.86mg/m3 (顺风流割煤) , 降尘率分别为93.7%和97.4%, 取得了非常好的降尘效果。

摘要：本文对采煤机机载高压喷雾降尘系统、喷嘴在采煤机上的安装位置、喷雾参数及降尘效果等进行了系统的叙述, 并结合实例加以说明。

高压喷雾 篇3

当今社会与经济发展面临着能源危机与环境污染两大严峻的考验, 作为传统的能源消耗大户, 我国车用发动机对石油的消耗已占总消耗量的1/3以上, 如何更为有效地提高燃油经济性, 降低排放成为发动机发展的重要课题。

缸内燃烧质量直接关系到发动机的动力性、经济性及排放特性[1], 研究表明:采用高压喷射可以减小液滴直径, 改善燃油的雾化特性, 使油气混合更加合理, 从而提高发动机性能。因而, 燃料的雾化特性对于发动机的燃烧具有决定性的意义。近些年, 国内外众多专家和学者从各个方面对发动机燃油雾化特性进行了深入的研究, 取得了诸多研究成果[2,3,4,5,6,7]。

鉴于高压喷射对于改善燃油雾化特性的重要意义, 我们利用FLUENT软件建立了柴油在高压喷射条件下喷雾特性仿真模型, 研究了在不同喷射压力、背压条件及不同喷油器孔径条件下喷雾场粒径分布规律, 为深入研究高压喷射条件下燃油雾化特性对于燃烧效率的影响提供一定的参考。

1 模型建立

1.1 几何模型及计算结果

我们采用单孔喷油器, 研究其在密闭的定容室的喷雾规律, 具体参数见表1。

由于模拟对象为圆柱形, 因而二维及四边形计算模型较为适合。采用一阶隐式非稳态模型, 连续相边界条件为壁面条件, 设置恒壁温320 K, 离散项边界条件为reflect条件, Number of Particle Streams取20。

1.2 数学模型

FLUENT中的DPM模型将缸内气体作为连续相, 将燃油颗粒作为离散项, 通过交替求解两相的控制方程和相互之间的耦合作用来模拟燃油的喷雾问题, 相间耦合计算中, 连续相和离散项之间相互影响, 交替计算两相耦合至收敛可以预测喷雾的各种特性, 如贯穿距离、喷雾锥角、喷雾速度场以及粒径分布等。

我们选用耦合求解器及标准κ-ε湍流模型, 利用DPM中平口雾化模型进行喷雾模拟计算。其中, 颗粒尺寸分布采用liner, 破碎模型采用WAVE模型[8]。

当两个液滴发生碰撞时, 将会出现反弹或合并两种结果。如果是正碰则液滴会合并, 侧碰则会导致反弹。碰撞发生将导致出现哪种结果, 则需要比较碰撞参数b和临界值bcrit的大小:

式 (2) 中f为r1/r 2的函数, 定义为:

式中, r 1, r 2分别为碰撞体积内大液滴和小液滴的直径, Y为碰撞的平均偏差。

若b>bcrit, 碰撞的结果倾向于反弹;若b

式中, m1, m 2分别为大液滴和小液滴的质量, v1, v 2分别为大液滴和小液滴碰撞前的速度, b为碰撞系数。

We>100时, WAVE破碎模型的适应性更好, 因而在高速燃油射流雾化中得到了广泛的应用。对于高速射流, 通过数值方法的拟合, Reitz计算出了最不稳定波最大增长率Ω和相应的波长λ:

式中, Oh为昂赛格数, Ta为泰勒数, 表达式如下:

上述各式中, a为射流油束中大液滴的半径, We1, We 2分别为液体与气体的韦伯数, Re 1为燃料液体的雷诺数。

破碎后小液滴的半径r可通过式 (9) 计算:

式中, 模型常数B 0=0.61。

而大液滴在破碎后的半径变化率表示为:

式中, τ为破碎时间, 由式 (11) 计算:

式中, B 1为破碎时间常数, 取1.73。

1.3 计算结果

通过设置DPM相关参数, 得到了燃油喷雾场, 见图1。

1.4 模型验证

为验证计算模型的准确性, 通过试验获得了喷射压力为100 MPa, 背压2 MPa条件下的喷雾场, 图2所示为该条件下喷射0.9 ms时的喷雾场。

该条件下计算结果和试验结果的喷雾贯穿距对比见图3。

从结果来看, 计算结果比试验结果略大, 最大误差为10.6%, 最小误差为2.94%, 平均误差为6.79%。因而所建立的计算模型是准确的。

2 喷雾微观特性模拟结果

喷雾场中液滴粒径的大小与分布状态与发动机缸内燃烧效率密切相关, 对于发动机的经济性和排放具有重要意义。在不考虑温度影响的前提下, 我们在所建模型基础上, 分别研究了不同喷射压力、喷射背压对喷雾场微观特性的影响。

2.1 不同喷射压力下的喷雾场微观特性

喷射背压2 MPa, 喷射压力分别为100 MPa及180 MPa时的喷雾场空间粒径分布见图4。

通过对不同喷射压力条件下相同喷雾时刻的喷雾场数据分析比较可知:0.3 ms时, 100 MPa和180 MPa条件下喷雾场中粒子粒径在0~5µm范围内占总粒子数的比例分别为46.11%和61.94%, 5~10µm范围内的比例分别为24.74%和22.37%, 10~20µm范围内的比例分别为20.08%和9.72%。1.5 ms时, 100 MPa和180 MPa条件下喷雾场中粒子粒径在0~5µm范围内占总粒子数的比例分别为21.05%和25.58%, 5~10µm范围内的比例分别为24.26%和23.11%, 10~20µm范围内的比例分别为24.66%和23.52%。

因此, 对固定的喷射压力而言, 随着喷射时间的增加, 喷雾场中粒径较大的粒子数占总粒子数的比例逐渐增大。此外, 对相同的喷雾时刻, 喷射压力越大, 喷雾场中的粒径较小的粒子数占总粒子数的比例越大, 因而喷雾场的总体平均粒径越小。所以, 随着喷射压力的提高, 喷雾场粒径会减小。

2.2 不同背压下喷雾场微观特性

喷射压力100 MPa, 喷射背压分别为1 MPa及8 MPa时的喷雾场空间粒径分布见图5。

通过对气体背压条件下相同喷雾时刻的比较可知:0.3 ms时, 1 MPa和8 MPa背压条件下喷雾场中粒子粒径在0~5µm范围内占总粒子数的比例分别为46.60%和46.11%, 5~10µm范围内的比例分别为31.2%和24.74%, 10~20µm范围内的比例分别为15.11%和20.08%。1.5 ms时, 1 MPa和8 MPa条件下喷雾场中粒子粒径在0~5µm范围内占总粒子数的比例分别为23.98%和21.05%, 5~10µm范围内的比例分别为24.31%和24.26%, 10~20µm范围内的比例分别为27.70%和24.66%。因此, 对固定的气体背压而言, 随着喷射时间的增加, 喷雾场中粒径较大的粒子数占总粒子数的比例逐渐增大。因而, 随喷射时间的增加粒径变大。此外, 对相同的喷雾时刻, 气体背压越大, 喷雾场中的粒径较小的粒子数占总粒子数的比例越小, 通过比较分析可以得到随着气体背压的提高燃油粒径增大这一结论。文献[9]通过试验研究也得出了同样的结论, 认为环境密度对喷雾初期破碎有利, 而对喷雾后期粒子的破碎不利, 并会导致液滴之间的聚合作用。

3 结论

a.通过与试验结果的对比表明, 利用DPM模型, 通过合理准确的参数设置, 可以满足喷雾场数值模拟的精度要求。

b.喷射背压一定时, 喷射压力越大喷雾场平均粒径越小。

c.喷射压力一定时, 背压越大喷雾场平均粒径越大。

参考文献

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高压喷雾 篇4

燃油喷射过程的合理安排和精确控制是实现优化燃烧的关键和保证。电控高压共轨喷油系统具有可变喷油定时、喷油量自由调节和喷油速率柔性控制的显著特点,如何充分发挥这些优点，在燃烧过程中实现燃油的合理组织分配,达到燃烧柔和的效果,有效降低燃烧振动、噪声,并在保证经济性的前提下减少排放,是目前中高速大功率直喷柴油机技术升级工作中急需解决的问题。而喷油量、喷射次数和喷射间隔期等影响燃烧过程的主要控制参数均可准确、独立调节的多次喷射是解决直喷柴油机上述问题的有效手段[1,2,3]。笔者采用高速闪光摄影方法，研究了所设计电控喷油器在多次喷射条件下的喷雾特性[4]，以便为建立多次喷射条件下的喷雾和燃烧放热模型，为提高电控共轨柴油机的性能奠定基础。

1 多次喷射喷雾形态的测试

1.1 试验装置和方法

图1给出多次喷射高速闪光摄影试验中使用的试验装置的示意图。试验装置由定容室、燃油喷射系统和喷雾摄像系统组成。定容室用整块有机玻璃抛光制作，内径为135 mm，内部高度为140 mm。外部用钢套加固，可承受较大压力。定容室上部端盖上安装了充气阀、排气阀和压力表，两个侧面对称设置两个方形透光窗口，以便闪光灯光线充分进入定容室。

图2和图3分别为定容室结构图和实物照片。试验时，定容室可用空气加压可达到10 MPa，用来模拟发动机燃烧室内的高压环境。

如图4所示，照相机得到触发信号后ΔT3(ΔT3<<2 s)时间内的任意时刻有光线进入定容室都会曝光成像。摄影时，除闪光灯开启瞬间外，要保证定容室内处于绝对黑暗状态。闪光灯的曝光持续时间越短，既ΔT2越小，所拍摄的影像就越清晰和准确，所选闪光灯曝光持续时间小于1μs，完全满足燃油喷雾高速摄像要求。

ΔT1:喷油延迟;ΔT 2:闪光灯曝光延迟;ΔT3:快门延迟;ΔTd:成像时刻

在四种不同的背压条件下，研究了多次喷射喷雾的结构及其发展过程。喷油器电磁阀、高速闪光灯的协同配合由PIC16F877单片机控制延迟来完成。如图4所示为同步控制信号的工作原理，Td=0时为喷射开始时刻，通过不断增大T dd以获取不同时刻的一系列图象，用于瞬态燃油喷雾发展过程的研究。

1.2 试验方案

试验用喷油器全部采用六孔喷嘴，试验环境温度27℃，高压共轨腔压力保持在110 MPa不变，喷射用柴油为0#轻柴油。表1、表2为本次试验的试验工况。为了便于在结构参数间进行比较，在此考察四种型号的喷油器，其中1#喷油器的喷孔长径比选择4.5,2#，3#，4#喷油器均为3.5;喷孔直径1#，2#，3#喷油器相同，为0.2 mm,4#喷油器孔径0.15 mm;喷孔夹角1#和2#喷油器为110°，3#和4#喷油器为140°。表1中试验1～12为不同喷射背压下结构参数的比较试验。表2所示13～16试验是相同喷射背压下多次喷射控制参数变化试验方案，在此考察喷射间隔期和各次喷射持续期对喷雾发展形态的影响。

2 试验结果及特性分析

对四种不同型号的喷油器进行单次喷射喷雾试验，喷孔直径为0.2 mm和0.15 mm;喷孔长度为0.7 mm和0.9 mm;喷孔夹角为110°和140°;定容室中背压分别为4,3,2 MPa和常压。试验中选择1#喷油器在背压3 MPa时的试验结果作为参比值，通过改变其中的一个或多个参数进行一系列试验，可以获知不同喷孔直径、喷孔长度、喷孔夹角和背压对喷雾特性的影响。针对1#喷油器进行多次喷射喷雾试验，通过改变各次喷射的持续期和相邻喷射之间的间隔期，得到不同控制规律下的多次喷射雾束发展形态。

同一支喷油器由于各喷孔的结构位置不同，喷孔内流场流动特性不同，造成各喷孔雾束形态存在较大差异，图5为同一喷油器的6个喷孔位置编号。液态燃油喷入燃烧室空间后，形成一个液柱、油滴、油蒸汽和空气组成的多项混合物场——喷雾场，对于柴油喷雾而言，喷雾场在动力学和热力学上都是瞬变而又极不均匀的。

为了研究方便，一般将喷雾场划分为多个区。由于燃油喷雾是两相混合物，从汽液两相耦合作用角度出发，Bracco和O’Rourke[5]将燃油喷雾场按其离喷嘴的距离由远到近依次划分为极稀薄区、稀薄区、稠密区和翻腾流区四个区域。图6为1#喷油器在环境温度300 K和背压3 MPa条件下孔1的雾束结构及特征参数的定义。

2.1 单次喷射试验结果的特性分析

图7为1#喷油器在不同背压下的喷射雾束发展过程照片，图8为试验4的雾束发展过程。

由试验1～4的摄影试验结果可见，背压可明显限制雾束顶部贯穿距的发展，试验4中喷射开始的瞬间雾束就有较大的贯穿距，雾束在不到0.3 ms时就与定容室壁面发生碰撞，而在试验1中雾束顶部贯穿距发展较慢。2 ms喷油脉宽的实际喷油持续期在2.4 ms左右，此时雾束的初始核区开始消失，且随着定容室内压力的减小现象愈加明显，到2.7ms时，试验4中的雾束几乎消失，这是由于低压环境更有利于油滴的蒸发和扩散。另外容器内背压越大，喷雾与空气的作用越剧烈，雾束顶部出现的涡环现象也越明显。图9的1#喷油器1孔在不同背压下喷雾贯穿距随时间变化的情况对比。图10为1#喷油器1孔在不同背压下的喷雾锥角变化情况，由于喷嘴前后压力差随背压增加而减小，喷雾初速度降低，加之随着定容室内压力的升高，空气密度增大，致使喷雾物化过程所消耗的能量以及油滴向周围空气转移的能量都随之增大，从而导致喷雾贯穿速度减小，速度衰减率增大，其结果使喷雾的贯穿距缩短的同时喷雾锥角增大。

图11为4种型号喷油器在背压0.1 MPa和2MPa，喷油时刻1.5 ms时喷雾图像的比较。从喷嘴长径比L/D来看，1#喷油器L/D=4.5，其他三个均为3.5，而实测1#喷油器1.5 ms脉宽喷油量为107.08mm3,2#、3#、4#总喷油量分别为79.6,80.66,76.34C dmm3，流m.量系数C d按照公式进行了计算：

式中，为喷嘴质量流率，kg/s;A A为喷嘴总面积，为m2;ρρ为燃油密度，kg/m3;p b,piP i分别为喷孔进出口压力，Pa。

1#喷油器流量系数为0.744,2#、3#、4#喷油器流量系数分别为0.641 1,0.652 8和0.629 3，可以看出长径比LL//DD对流量的影响很大。从图像的对比上来看，1#喷油器在两种背压下的喷雾面积都大于其它三支喷油器的喷雾面积。

4#喷油器的喷孔直径为0.15 mm，其它均为0.2mm，从1.5 ms时试验结果看，与喷孔长径比和喷孔夹角与之相同的3#喷油器相比较，4#喷油器贯穿距为59.1 mm，雾束锥角为16.5°，3#喷油器贯穿距为65.8mm，雾束锥角为19.5°。这是由于小孔径喷射时流量系数小，喷射时贯穿距和锥角都小于较大喷孔喷油器。

2#喷油器和3#喷油器除喷射夹角不同之外，其他试验条件均相同，从试验结果来看，2#喷油器雾束贯穿距略大于3#喷油器，而喷射锥角相对较小，与理论计算的结果是一致的。喷孔夹角小，喷孔内流动阻力小，燃油流速快，产生较大贯穿距，而在几乎相同流量系数的情况下雾束锥角相对较小。

2.2 多次喷射试验结果的特性分析

试验13～16为1#喷油器多次喷射的试验结果。从4个试验的摄像结果来看，其喷雾发展过程与单次喷射的主要区别在于：第二次喷射开始于第一次喷射结束以后的蒸发和扩散阶段，第二次喷射的雾束贯穿于第一次喷雾的尾迹中，射流加速了第一部分喷雾向两侧的扩散运动，从而产生更宽广的喷雾面积。

试验13、14的第一次喷射脉宽相同，试验13两次喷射的间隔期为1 ms，而试验14为0.6 ms。试验13在喷射1.3 ms时，雾束初始核区已经消失，从1.3ms到1.9 ms过程中，第一次喷射的雾滴在定容室中呈自由扩散的状态;而试验14的自由扩散状态较短，在1.9 ms时第二次喷射已经开始并贯穿在第一次喷射的油雾尾迹中。

试验15和16为喷油持续期较短的小油量喷射，间隔期分别与13和14相同。图13和图14为相同背压下多次喷射的喷雾贯穿距和喷雾锥角与单次喷射的比较。从四个试验结果可以看出，采用多次喷射时，当各次喷射的油量相差不大时，贯穿距基本取决于第一次喷射贯穿距的大小，如试验13、试验15和试验16。而当油量相差较大时，则取决于喷射持续期较长喷射时的贯穿距，如试验14。由于第二次喷射对第一次喷射油雾的贯穿作用加快油滴向四周扩散，使得多次喷射时喷雾主体较单次喷射饱满，油雾扩散面积和喷雾锥角都比单次喷射时明显增大。

3 结论

我们采用高速闪光摄影方法对不同背压和控制参数的喷射过程进行摄影试验，重点研究多次喷射喷雾的内部结构、发展过程和宏观特性，找出多次喷射在混合气形成方面与单次喷射的区别，为喷雾数值计算参数设置及结果修正提供必要的参考对象。并得出以下主要结论：

a.高压喷射中的突出问题是燃油的碰壁现象，严重影响混合气的分布。多次喷射时贯穿距明显小于相同背压下的单次喷射，尤其对于上死点附近的喷射可有效避免燃油的碰壁，从而避免燃油在壁面上的堆积及由于碰壁激冷所产生的CH等有害物排放。

b.多次喷射过程中，后续喷射对相对静止在缸内的已喷射油雾存在明显的贯穿和排斥作用，加快了燃油在空间上的扩散，使喷雾锥角增加明显。

c.在雾束整体形态上与单次喷射存在较大区别，多次喷射使雾束顶部呈现出不规则的松散棉絮状。

摘要：开发了高压共轨系统测试平台,采用高速闪光摄影方法,对所设计的电控喷油器在多次喷射条件下进行不同方案的喷雾特性试验研究,对试验结果进行特性分析,得到了喷孔结构和喷射背压等参数对喷雾贯穿距、喷雾形状和喷雾分布面积的影响规律,以便于建立多次喷射条件下的喷雾和燃烧放热模型,为提高电控共轨柴油机的性能奠定基础。

关键词：高压共轨,电控喷油器,多次喷射,喷雾形态

参考文献

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[4]乔信起,李明华,宋永臣,等.直喷式柴油机伞形喷雾燃烧系统的试验研究[J].农业机械学报,2000,31(5):10-12.

高压喷雾 篇5

在喷嘴内部,流动状态为复杂的湍流流动,由于目前的实验技术,仍然很难从喷嘴内流中获取比较详实的流场参数。在此背景下,数值模拟就成为研究柴油喷嘴内部空化流动的一种很重要的手段。均相流模型方法,VOF方法,以及双流体模型方法是目前主要的研究方法。Reitz和Bracco[3]关于空化现象他们成功建立了燃油喷雾模型,在此基础上,并总结了最初对燃油喷束的不稳定性造成影响的多种因素,而空化现象就是其中最重要的原始扰动机制。由Nishimura等人提出的CEB( cavitation bubble collapse energy break-up) 雾化模型,这个模型可以充分显示气泡溃灭现象对燃油初次破碎产生的影响[4]。江苏大学何志霞带领的团队对喷孔的几何结构与空化现象之间的关系进行了比较系统的研究[5]。综述国内外研究均是针对喷孔的空化现象进行了验证和分析研究,但对喷嘴内的空化现象究竟对后期的燃油喷雾以及发动机的燃烧放热的影响如何,却研究极少。因此本文在空化条件,采用多维模拟仿真方法分析研究了喷嘴结构对燃油的喷雾特性以及缸内燃烧特性的影响。

1 仿真模型的建立

1. 1 数学模型

1. 1. 1 湍流模型

对于数值模拟来说,湍流模型至关重要,直接影响流场的计算精度。喷孔入口处截面的收缩,导致流动状态复杂,又喷油器油路模型尺寸极小,做多维数值计算时,划分的网格也就更小,考虑到计算的精度、稳定性以及对计算资源的要求,湍流模型采用kε双方程模型[6],分别作用于液体相和气体相。

湍动能k的输运方程

式( 1 ) 中,cμ是方程封 闭系数; σk是湍动能 的Prandtl数; Pk是湍流生成项; αk为某一相的体积分数; vk为其速度; Γkl为发生在气液交界面上的质量交换系数; ρk为某一相的密度。方程( 1) 须满足的条件是各相的体积分数总和为1,即

湍流耗散率ε的输运方程为

式( 2) 中,cε1、cε2、cε均为方程封闭系数。

1. 1. 2 空化模型

鉴于空化在液体射流分裂雾化中的重要作用, 其模型的建立是研究喷孔内空化流动的关键,形成空化的柴油蒸气的运动规律是通过单气泡动力学方程[7]来描述的。发生在气液两相交界面上的质量交换是通过单气泡动力学模型来求解的。质量交换系数的表达式为

式( 3) 中: 下标c,d分别表示液体相和气体相; N是气泡数密度; R是气泡半径,R是气泡半径对时间的一阶导数( 也就是气泡半径变化率) ,利用单气泡动力学方程即Rayleigh-Plesset方程来求取的。因温度不变,故可忽略蒸发潜热,在考虑气泡内的饱和蒸气压和液体表面张力的作用下,导出气泡半径R随时间变化的常微分方程为

式中Δp是压力差; psat是柴油的饱和蒸汽压; σ是液体表面张力; μc为液体动力黏性系数。

将方程( 4) 线性化,忽略惯性项,求取气泡半径及其变化率,可得质量交换系数

式( 6) 中sign( ) 为符号函数; CCR为经验系数,多数情况下取1。气泡数密度N受许多因素影响,除喷射工况和喷嘴几何结构之外,还受到液体物性特别是表面张力以及流体纯净度的影响[8],其经验式为

式( 7) 中,初始气泡数密度N0通常取1 012,为柴油蒸气体积分数。

气泡直径Db,由气体体积分数和气泡数密度求得,

1. 2 燃烧室模型建立及验证

该喷油器有9个喷孔,而且具有周向对称性,为了提高计算效率,所以计算模型只选取了整个燃烧室的1 /9. 图1为建立的燃烧室三维网格模型,网格单元数为97 290。计算过程是从进气门关闭( 下止点后39. 3℃A) 时刻开始,到排气门打开( 下止点前55. 6℃A) 时刻结束,曲轴转角720°是默认的上止点时刻,即仿真计算的时域为579. 3 ~ 844. 4℃A。计算开始时刻缸内的压力设置为374 755 Pa,温度设置为340. 6 K。

图2显示了在标准工况下喷油器喷孔内部流场在不同时刻的流动状态。从图2中可以看出从喷油开始到结束,喷孔内的燃油经历了单向流动,空化初生,部分空化以及超空化现象。喷孔内的空化现象是不可避免,并且随着喷油的持续是在发展变化的。因此作为燃油喷射系统的关键部件,在空化效应下, 喷嘴结构对喷雾的分布及燃烧的影响分析就显得非常有必要。关于喷孔内部空化的具体分析见前期所发表文章[10]。

由图3可见仿真计算得到的压力示功图与实验得到的数值基本吻合,模型具备一定的计算精度。

2 喷嘴结构对燃油雾化及燃烧的影响研究

2. 1 喷孔直径的影响分析

在保证喷油器的喷孔流通总面积不变的前提下,改变喷孔数目就意味着改变喷孔直径。本文在保持喷孔其他几何结构以及喷射条件不变的前提下,对喷孔参数分别为8×ф0. 477 3 mm、9×ф0. 45 mm( 原型) 、10×ф0. 426 9 mm三种方案进行了模拟计算。

由于篇幅限制,本文重点对喷雾贯穿距离,喷雾平均索特直径和燃空当量比分布进行了具体分析。由图4可见,从上止点( 720°) 到上止点后16℃A喷油过程结束这段时期,喷雾的贯穿距离在不断缩短。随着喷孔直径的减小喷雾的平均索特直径也随之减小。

由图5可见,喷孔数n = 10( 喷孔直径最小) 方案中燃油蒸气的外围边界与燃烧室壁面的距离相对于其它两种方案最近,这一点在图5( b) 中表现最明显。从图5( 1) 看到此时随着喷孔直径的减小即喷孔数目的增加喷孔内部空化现象出现的区域有所扩大,空化现象发生的强度也有所增强。从图4,图5中不难得出结论,随着喷孔直径减小,空化现象加强,这将对燃油初次破碎有着重要影响,喷雾贯穿距离随之缩短,喷雾平均索特直径也有减小趋势。而最终喷孔直径越小,燃油雾化质量越好[9],对最终燃烧越有利,该结论在图8中得到验证。

2. 2 喷孔直径对燃烧特性的影响

由图6和图7所示,随着喷孔直径变小缸内燃烧平均压力的峰值有明显提高,缸内燃烧平均温度也有显著提高。由图8可以看出随着喷孔直径的减小,预混燃烧阶段的峰值随之增加,但是扩散燃烧阶段的峰值却随之降低,而且从整体上讲燃烧放热的开始时刻也明显提前,即着火延迟期明显缩短; 随着喷孔直径的减小,放热率峰值出现的时刻随之有所提前,这表明燃烧放热的主体阶段离上止点越来越近,这一趋势符合理想放热规律的追求。

2. 3 喷孔入口圆角对喷雾特性的影响

随着喷孔入口圆角半径的增大,即喷孔入口处将变得更加圆滑,所以当燃油流经入口处时就会变得更加流畅,燃油的流动损失会大大降低,这就意味着离开喷孔进入燃烧室的燃油初始速度会明显增大,所以如图9所示喷雾贯穿距离自然也会随之增大。由图11( 1) 可见,随着喷孔入口圆角半径的增大,空化发生的范围以及强度都在不断缩小和减弱, 这就导致对燃油雾化起重要作用的初次破碎效果会随之减弱,所以如图10所示喷雾平均索特直径有增大的趋势。

由图11可见不同喷孔入口圆角半径对燃油浓度场分布的影响,r/d = 0方案中燃油的贯穿距离相对来说最小,但是此方案中喷孔内部的空化强度最大,这对燃油的初次破碎非常重要,所以最终使得该方案液态燃油的平均索特直径最小,而液态油滴直径越小越容易发生蒸发汽化,具体到本文,这个因素对燃油蒸气位置的影响大于喷雾的贯穿距离,所以最终导致r/d = 0方案中燃油蒸气的外围部分最先接触到燃烧室壁面。r/d = 0. 1和r/d = 0. 2方案中的燃油蒸气仍然聚集在燃烧室壁面附近,显然这两种方案中燃油和空气的混合效果没有第一种方案理想。

2. 4 喷孔夹角对喷雾特性的影响

喷孔夹角是影响柴油机工作性能的一个重要参数。本文对喷孔夹角为144°( 本文用ΔA = - 5°表示) 、154°( ΔA = 0°原型) 、164°( ΔA = 5°) 三种方案进行了模拟计算。

随着喷孔夹角的减小燃油流经喷孔入口处时更加能够保持原有的流动方向,这样就会使得燃油的流动损失减少,从而使得离开喷孔进入燃烧室的燃油初始速度增大,所以燃油喷雾的贯穿距离理所当然也应该随之增大,但是观察图12会发现这种推测结果表现得并不明显,三种方案得到的结果显示燃油喷雾的贯穿距离在整个喷油过程中几乎没有差异。同样,如图13所示在整个喷油期间燃油喷雾的平均索特直径也几乎相同。

对比图14所示的不同喷孔夹角在六个时刻的燃油浓度场不难看出喷孔夹角的大小对燃油蒸气在燃烧室的空间分布位置有直接影响,而且也严重影响燃油蒸气与燃烧室壁面之间的相互作用情况。通过观察可以得出如下结论: 随着喷孔夹角的增大燃油蒸气分布的重心由燃烧室底部逐渐向上移动,而且燃油蒸气在燃烧室中发生撞壁的位置也随之从底部凹坑向顶部喉口处移动。

2. 5 喷孔长度对喷雾特性的影响

在保证喷孔直径不变的前提下,改变喷孔长度就意味着喷孔的长径比发生了变化,本文对L /d = 2、L / d = 3. 56、L / d = 5三种方案进行了模拟计算。

由图15 ~ 图17可见,随着喷孔长度的增加,燃油的喷雾特性基本相同。原因在于虽然三种方案的喷孔长度不同,但是它们喷孔入口处附近的几何结构并没有发生任何改变,所以燃油在流经喷孔入口处时引起的流动损失的大小也不存在任何差异,这就是说燃油在离开喷孔喷入气缸时的初始状态也基本相同,因此喷孔长度这一参数对燃油的喷雾特性以及燃烧情况产生的影响微乎其微,基本可以忽略。

3 结论

本文在考虑空化现象的基础上数值模拟了不同喷孔结构时燃油的喷雾分布情况,得出以下结论:

( 1) 喷孔入口圆角半径和喷孔直径对燃烧过程都有显著影响,喷孔入口圆角半径的增加以及喷孔直径的增大从根本上都会使得对燃油初次破碎起重要作用的喷孔内部空化现象减弱,从而降低燃油与空气形成的混合气质量并最终对燃烧过程产生不利影响;

( 2) 喷孔夹角的增大虽然使得喷孔内部的空化现象得到加强,从而改善燃油的初次破碎情况,但是这个因素对燃烧室内混合气分布的重心位置有强烈影响,从而直接影响缸内空气的利用率并最终对燃烧情况产生明显影响,所以喷孔夹角过大或者过小都是不可取的;

( 3) 喷孔长度对燃油的喷雾特性影响很小。

参考文献

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高压喷雾 篇6

目前,综掘工作面主要采用煤层注水、高压喷雾、泡沫除尘、长压短抽通风除尘等技术进行降尘。其中,煤层注水技术一般用于煤层预湿润,从源头上降低粉尘的产生量,其降尘效率可达70%,还有30%的粉尘需要治理; 高压喷雾、泡沫除尘和长压短抽通风除尘技术均可用于掘进机割煤期间的粉尘治理。长压短抽通风除尘技术主要通过控尘装置降低工作面压风流对工作面端头的冲击,以减少工作面冲击性粉尘产生量,同时利用除尘器进行抽尘净化。目前长压短抽通风除尘技术已经在我国得到广泛应用,主要适用于较大断面积巷道,否则易导致设备安装和移动时存在一定困难,限制该技术在综掘工作面的应用。高压喷雾雾粒具有速度快、密度大、粒径小、带有微量电荷等特点,能够显著降低工作面粉尘浓度。泡沫对粉尘具有良好的弹性、湿润性、隔绝性、粘连性等物理特点,同时有较大的比表面积,通过产生大量无间隙、密实的泡沫粒子群,使其几乎可以捕捉所有与之相遇的粉尘。为了有效降低新桥煤矿2501 综掘工作面粉尘浓度,并选择适合该工作面生产条件、产尘特点的降尘技术及工艺,开展了高压喷雾和泡沫除尘技术的对比分析研究[1,2,3,4]。

1 工作面概况

新桥煤矿2501 综掘工作面宽3. 8 m、高2. 5 m,断面积9. 5 m2。工作面直接底为砂质泥岩,老底为粉砂岩; 直接顶为粉砂岩,老顶为泥岩、粉砂岩。采用EBZ-132 型悬臂式纵轴掘进机沿煤层顶板掘进,并使用胶带输送机将煤炭运至煤仓。

该工作面绝对瓦斯涌出量为0. 75 m3/ min,煤层不易自燃,煤尘爆炸性指数为13. 3%。采用1 台FBD№6. 0 / 2×18. 5 局部通风机向工作面供风,供风量236 ~ 486 m3/ min。工作面目前仅采用低压喷雾降尘措施,喷雾压力低,且未采取有效过滤措施,掘进机内外喷雾未能正常使用,导致生产期间工作面粉尘浓度严重超标。经测试,工作面未采取防尘措施时总粉尘和呼吸性粉尘的质量浓度分别为3 531、318. 4 mg / m3。

2 高压喷雾除尘技术的应用

2. 1 高压喷雾降尘系统的组成

综掘工作面高压喷雾降尘系统主要由矿用喷雾泵、自动控制水箱、精密水质过滤器、高压喷雾降尘器、高压管路等组成。高压喷雾降尘系统如图1 所示。

综掘工作面高压喷雾降尘系统通过矿用喷雾泵产生8 ~ 12 MPa压力水,沿高压管路输送到掘进机上的高压喷雾装置,并形成速度高、密度大、带电荷的微细水雾粒,掘进机割煤时产生的粉尘经过水雾粒区时,与水雾粒相互碰撞、拦截、凝结并迅速沉降,达到降低工作面粉尘浓度的目的[5]。

2. 2 高压喷雾降尘系统设备现场布置

2. 2. 1 喷雾泵站布置

高压泵站主要由一泵一箱组成,根据现场调研,有3 种安装布置方式: 一是布置在掘进机机身上,由于喷雾泵和水箱体积较大,不适宜在掘进机上安设;二是将高压泵站布置在掘进机二运跑道上,由于水箱装满水后总重约1. 2 t,再加上喷雾泵质量约973 kg,当工作面延伸到1 000 m以上时,存在跑道拉动困难现象; 三是考虑到泵站与水箱体积较大、较重,将其放置在巷道一侧的方式,每200 m向前移动一次。综合考虑工作面生产条件,工作面距离远时采用第3 种安装固定方式。

2. 2. 2 高压喷雾装置布置

高压喷雾装置( 包括高压喷嘴、底座、支撑架) 的固定方案有2 种: 一是采用圆环型固定底座,将高压喷雾装置固定在掘进机摇臂上; 二是采用固定平板和紧固螺栓,将高压喷雾装置分别固定在掘进机摇臂尾部左侧、右侧和上侧。第1 种方案,喷嘴围绕滚筒圆周布置,能够将所有截齿包裹起来,缺点是离截齿太近导致截齿没有处在喷雾最佳覆盖范围内,因此需要更多喷嘴,增加了耗水量; 同时致使喷雾装置经常被煤块砸碰或淹没在煤堆里,增加了喷雾装置损坏几率。第2 种方案,高压喷雾装置固定在掘进机摇臂尾部,保证截齿处在喷雾最大覆盖范围内,减少了喷嘴数量,减少了工作面喷雾耗水量,同时避免了喷雾装置被煤块损坏的几率[6]。

通过比较可知,采用第2 种方案时喷雾装置随摇臂摆动而运动,保证高压喷雾能够跟踪并包裹截割头,同时避免了高压喷雾装置被损坏的可能性; 在减少用水量的同时,使工作面降尘效率也处在最佳状态。因此选用第2 种固定方案。

2. 2. 3 系统管路布置

水箱进、出水口接头均为KJ32 快速接头; 高压泵进水口为KJ32 快速接口,出水口为KJ25 接头,因此水箱与巷道供水管道之间需配备一个KJ32 →KJ25 直通; 水箱与喷雾泵之间、高压喷雾泵站与高压喷雾装置之间通过KJ25-10-25 高压胶管连接到掘进机司机位置后,通过一个KJ25 /KJ13 /KJ13 /KJ13 四通和KJ13-10-22 高压胶管向3 个喷雾装置供水。系统管路布置见图2。

2. 3 效果考察

为考察2501 综掘工作面采取高压喷雾降尘措施后的降尘效率,首先在综掘工作面端头未采取任何防尘措施条件下对司机位置的粉尘进行采集以作为工作面的原始粉尘浓度; 然后分别将喷雾泵压力调至8、10、12 MPa,对司机位置的粉尘进行采集并作为采取高压喷雾降尘措施后的粉尘浓度。采样器为AZF-02 型呼吸性粉尘采样器,采样流量20 L/min,采样时间1 min。按照GBZ/T 192. 1—2007《工作场所中粉尘浓度测定,第一部分: 总粉尘浓度》测试方法,通过滤膜称重法对采集的含尘滤膜进行烘干、称重和分析,测试结果见表1。

由表1 可知,2501 综掘工作面掘进机割煤时司机位置的原始粉尘质量浓度为3 531. 0 mg /m3; 采取高压喷雾降尘措施后的总粉尘质量浓度为264. 0 ~298. 5 mg / m3,总粉尘降尘效率为91. 6% ~ 92. 5%。工作面掘进机割煤时司机位置的原始呼吸性粉尘质量浓度为318. 4 mg /m3,采取高压喷雾降尘措施后的呼吸性粉尘质量浓度为33. 2 ~ 35. 3 mg /m3,呼吸性粉尘降尘效率为88. 9% ~ 89. 6%。从不同喷雾压力条件下司机位置的降尘效率测试结果来看,喷雾压力增大,降尘效率随之增加,但是降尘效率增加幅度随着喷雾压力的增加而逐渐变小。

3 泡沫除尘技术的应用

3. 1 泡沫除尘系统的组成

泡沫除尘系统主要包括比例添加装置、矿用发泡装置、泡沫输送管、喷射装置等,见图3。泡沫除尘系统通过添加泵从添加液箱中抽吸泡沫原液,进入发泡器内与压缩空气混合并产生密集的高倍数泡沫,经泡沫输送管从泡沫喷枪喷向产尘点,捕集飞扬的粉尘和覆盖尘源点,进而达到高效除尘的目的。

3. 2 泡沫除尘系统设备现场布置

3. 2. 1 泡沫喷射装置布置

泡沫喷射装置固定方式有2 种: 第1 种是固定在掘进机摇臂上,该固定方式距离截齿太近,导致截齿没有在泡沫最佳覆盖范围内,需要更多泡沫喷头,增加了泡沫剂消耗量; 同时泡沫喷射装置经常被煤块砸碰或淹没在煤堆里,增加了装置损坏几率。第2种是采用固定平板和紧固螺栓,将泡沫喷射装置安装在掘进机摇臂上护板表面,该方式固定简单,截齿处于泡沫喷射装置最佳喷射范围内,能够将装置喷射性能发挥到最佳。因此,泡沫喷射装置固定采用第2 种方式。

3. 2. 2 发泡器布置

发泡装置最大外形尺寸为1 013 mm×344 mm×387 mm,其质量为48 kg,具有体积小、质量轻等特点,考虑到安装与调试的方便性,直接通过螺栓将其固定到掘进机转盘上。

3. 2. 3 泡沫剂液箱布置

泡沫剂液箱固定方式有3 种: 一是固定在掘进机机尾; 二是固定在掘进机二运跑道的电缆架子上;三是固定在掘进机桥式转载机上。考虑到管路布设和添加方便性,将泡沫液箱安装在掘进机机尾小刮板侧。

3. 2. 4 系统管路布置

1) 水路布置。泡沫除尘系统供水来自于工作面静压供水管,因此从管路供水三通处使用1 根KJ13管连接到发泡器即可。进水管路及部件主要有添加装置、扰流器、过滤器、水压表、高压管等。

2) 风路布置。泡沫除尘系统气源来自于综掘工作面压风,因此可以从掘进工作面压风管路供气三通处使用1 根KJ25 管连接到发泡器,发泡器进气管路接口为KJ25 快速接头。进气管路及部件主要有调压阀、气压表、高压管及直通等。

3. 3 效果考察

为了考察2501 综掘工作面采取泡沫降尘措施后的降尘效率,首先在综掘工作面端头未采取任何防尘措施条件下对司机位置的粉尘进行采集以作为工作面的原始粉尘浓度; 然后分别将泡沫剂浓度调节至1. 5%、2. 0%、2. 5%,对司机位置的粉尘进行采集以作为采取泡沫降尘措施后的粉尘浓度。采用AZF - 02 型呼吸性粉尘采样器采样,采样流量20 L / min,采样时间1 min。 按照GBZ / T 192. 1—2007《工作场所中粉尘浓度测定,第一部分: 总粉尘浓度》测试方法,通过滤膜称重法对采集的含尘滤膜进行烘干、称重和分析,测试结果见表2。

由表2 可知,2501 综掘工作面掘进机割煤时司机位置的原始总粉尘质量浓度为3 531. 0 mg /m3; 在泡沫剂添加浓度为1. 5%、2. 0%和2. 5%条件下,采取泡沫降尘措施后的总粉尘质量浓度为204. 8 ~303. 7 mg / m3,总粉尘降尘效率为91. 4% ~ 94. 2%。工作面掘进机割煤时司机位置的原始呼吸性粉尘质量浓度为318. 4 mg /m3,采取泡沫降尘措施后的呼吸性粉尘质量浓度为23. 9 ~ 29. 6 mg /m3,呼吸性粉尘降尘效率为90. 7% ~ 92. 5%。从不同泡沫剂浓度条件下司机位置的降尘效率测试结果来看,随着泡沫剂浓度增大,降尘效率随之增加,但是降尘效率增加幅度随着浓度的增加而逐渐变小。

4 高压喷雾与泡沫除尘技术应用情况的对比分析

4. 1 现场安装适应性对比

高压喷雾降尘系统中矿用喷雾泵和自动控制水箱布置在巷道一侧的注浆硐室内,随着掘进机向前掘进,需要定期移动高压泵站; 而泡沫除尘系统中发泡器、喷枪和添加装置及管路均集成在掘进机上,其移动非常方便。从减轻工人劳动作业量来看,显然集成化安装方式更为方便。

4. 2 安装与运行成本对比

高压喷雾降尘系统需要配备矿用喷雾泵和自动控制水箱,一次性投入较高,而后期仅需水费和电费,运行成本较低; 泡沫除尘系统需配备发泡器、喷枪、添加装置等设备,一次性投入相对较低,但后期需要定时添加泡沫剂,运行成本相对较高。

4. 3 降尘效果对比

高压喷雾技术总粉尘降尘效率为91. 6% ~92. 5%,呼吸性粉尘降尘效率为88. 9% ~ 89. 6%; 泡沫除尘技术总粉尘降尘效率为91. 4% ~94. 2%,呼吸性粉尘降尘效率为90. 7% ~ 92. 5%。从工作面降尘效果来看,采用泡沫除尘技术治理综掘工作面粉尘特别是呼吸性粉尘要优于高压喷雾降尘技术。

4. 4 工作面降尘技术的选择

从以上分析可知,泡沫除尘技术与高压喷雾降尘技术相比,其降尘效率更高,劳动强度相对较低,从减轻工人劳动强度和保障工人职业健康角度出发,宜在2501 综掘工作面采用泡沫除尘技术。

5 结语

1) 针对新桥煤矿2501 综掘工作面生产工艺和煤层赋存条件,应用泡沫除尘技术与高压喷雾降尘技术后,均取得了较好的降尘效果,有效降低了工作面粉尘浓度。

2) 从现场适应性、安装及运行成本、降尘效果等角度,对泡沫除尘技术和高压喷雾降尘技术进行了对比分析,表明泡沫除尘技术更适合在2501综掘工作面应用。

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