Numerical simulation research on arrangement of spray nozzles outside fully mechanized excavation face
-
摘要:
针对综掘工作面湿式除尘系统截割部外喷雾喷嘴间喷雾连续性差的问题，对喷嘴布置方式进行了数值模拟研究。首先，通过构建气液两相数学模型，推导出雾滴的速度分布与受力状态；然后构建综掘巷道几何模型，基于流体动力学分析软件Fluent对巷道内风雾耦合流场的雾滴状态的数值模拟，研究了喷嘴数量与喷嘴位置对雾滴物理特性的影响。结果表明：喷嘴数变化对小粒径的雾滴在巷道内的分布影响很小，其主要分布在巷道壁面与喷嘴位置附近；随喷嘴数量增加，大粒径雾滴数量明显增多，但各喷嘴的动能减小，扩散距离缩短；喷雾架上端喷嘴间距为80 mm时形成了更均匀、更致密的圆弧状喷雾屏障，喷雾架拐角处喷嘴呈直角状布置雾化均匀性最好，间距为110 mm时有雾滴分布最优。
Abstract:Aiming at the problem of poor spray continuity between the external spray nozzles of the wet dust removal system in the fully mechanized excavation face, the numerical simulation study of the nozzle arrangement was carried out. Firstly, by constructing a gas-liquid two-phase mathematical model, the velocity distribution and force state of the droplets are deduced; then, the geometric model of the fully mechanized tunnel is constructed, and based on the fluid dynamics analysis software Fluent, the state of the droplets in the wind-mist coupled flow field in the tunnel is calculated. Numerical simulations were carried out to study the effects of the number of nozzles and the position of nozzles on the physical properties of the droplets. The results show that the change of the number of nozzles has little effect on the distribution of small particle size droplets in the roadway, which are mainly distributed on the roadway wall and near the nozzle position. With the increase of the number of nozzles, the number of large-diameter droplets increases significantly, but the kinetic energy of each nozzle decreases and the diffusion distance shortens. When the spacing between the nozzles at the upper end of the spray rack is 80 mm, a more uniform and dense arc-shaped spray barrier is formed. The nozzles at the corner of the spray rack are arranged at a right angle for the best atomization uniformity. When the spacing is 110 mm, the distribution of droplets is the best.
-
土石混合体因其良好力学性能且在寒区内广泛分布，从而大量应用于边坡、地基、路基和隧道等工程项目[1-2]。冻土石混合体是典型的多相复合材料，具有复杂的力学特性，其固体颗粒粒径分布不均匀，尺寸从黏粒到块石不等[3]。目前，国内外学者对常温土石混合体做了大量研究，取得了一些有价值的成果。李晓等[4]对不同含石量和尺寸的土石混合体进行原位推剪和压剪试验，发现土石混合体具有典型的全应力-应变曲线、应变软化等特征以及含石量和尺寸效应是影响土石混合体强度与破坏形式的重要因素；杨忠平等[5]通过直剪试验和数值模拟发现了土石混合体-基岩界面的剪应力-剪切位移曲线随法向压力的增大有从应变软化向应变硬化转变的趋势；李福平[6]利用GDS自动三轴试验系统对不同重塑压力下黏土-砂岩混合体进行了三轴剪切试验，发现黏土-砂岩混合体的峰值强度和残余强度随着重塑压力增加而升高以及试件在剪切过程中表现为先剪胀后剪缩；张振平等[7]以密实状态混合体为主要研究对象，从“土-石-界面”三者协同作用分析其对混合体强度的影响，并建立了表述土石混合体力学特征的非线性强度准则。WANG等[8]研究了块石含量和围压对土石混合体轴向应力和应变时程特征的影响；杨升等[9]通过对在不同围压、不同含石量条件下土石混合体进行直剪试验与数值模拟，发现含石量越高，试件的抗剪强度越大。
不同于众多学者对常温土石混合体的广泛研究，冻土石混合体与常温土石混合体存在显著差异，其力学性质极易受外界环境条件改变而发生变化，目前对于寒区冻土石混合体的试验、理论研究都相对较少。唐丽云等[10]开展了不同含水率和块石含量土石混合体冻融交界面直剪试验，发现含水率对界面强度影响的阈值在27%左右，含石率对界面强度影响的阈值在30%左右；ZHAO等[11]研究了10～20 mm粒径块石颗粒的冻土石混合体在3种温度和3种应变率下的单轴抗压强度，发现试件的单轴抗压强度会受到块石颗粒含量的影响以及随着温度的降低和应变率的增加而增加；ZHANG等[12]对不同含砂量的−6 ℃冻结粉质黏土-砂混合体进行了0.5~3 MPa围压下的三轴压缩试验，发现在0.5～1.0 MPa围压下，冻结粉质黏土-砂混合体的强度最大，同时基于均匀化理论，建立了考虑含砂量影响的冻结粉质黏土-砂混合体非线性屈服准则。
目前，国内外学者针对冻结温度影响下的冻土石混合体压缩强度特性研究较多，而对冻结温度与尺寸效应耦合作用下的冻土石混合体劈裂力学特性研究尚浅。基于此，以西藏地区的粉质黏土为研究对象，通过RMT-150岩石力学实验机对不同冻结温度下的不同粗颗粒粒径冻土石混合体进行巴西劈裂实验；分析冻结温度及块石粒径对冻土石混合体试件劈裂抗拉强度的影响规律，并进一步通过数字图像技术再现了冻土石混合体在巴西劈裂实验过程中的应变场演化过程。
1. 实 验
1）实验材料。实验所用土样取自西藏地区的冻结粉质黏土，呈淡黄色，其塑限、液限和塑性指数分别为23.8%，33.4%、13.2。根据LINDQUIST E S[13]、徐文杰等[14]关于土石阈值的讨论，将0.05Lc作为土石阈值，其中Lc为土石混合体的工程特征尺度，此处取圆柱体试件的直径(65 mm)，则土石阈值为3.25 mm，故实验选用过2.0 mm筛孔的粉质黏土为实验土样。同时选取汉白玉石子颗粒作为粗颗粒块石，表面光滑，形状较为规则，密度为2.49 g/cm3，将块石通过标准圆孔筛进行人工筛选，分成了5~10 mm、10~15 mm、15~20 mm 3种单粒径块石和5~10 mm∶10~15 mm∶15~20 mm=1.5∶1∶1质量比的5~20 mm全粒径块石。
2）试件制备。含水量和含石量是影响冻土石混合体力学特性的重要因素，其中根据LINDQUIST E S [13]的研究，典型土石混合体材料的含石量为25%~75%。同时基于NICKLING W G[15]和LI等[16]的研究，实验试件的含石量选为40%、土体含水量为25%。首先将烘干后的土样与蒸馏水充分混合，密封静置12 h使水分均匀；随后充分混合块石颗粒与土样，依次放入模具中分3层击实，制成直径为65 mm，高度为35 mm的短圆柱试件；最后在设定温度分别为−10、−15、−20、−25、−30、−35、−40 ℃的低温箱中密封冻结从模具中取出的试件。
3）实验方法。采用RMT-150岩石力学实验机（位移计最大量程为50 mm，压力传感器最大量程为1 000 kN）对7种冻结温度下的4类试件分别进行了84组巴西圆盘劈裂加载实验，其中在每种情况下进行3组平行实验。为防止在室温(20 ℃)加载过程中试件过分融化，用低导热系数的PMMA（有机玻璃）材料加载台以实现短时端面保温加载效果。
2. 实验结果
2.1 劈裂破坏形态
−30 ℃时各试件的劈裂破坏形态如图1，与冻土试件直线型劈裂破坏形态不同[17]，冻土石混合体试件的裂纹多呈弯曲折线型。取图1中10~15 mm粒径试件破坏时的5个典型时刻图像，通过数字图像相关技术去再现劈裂加载试件表面拉伸应变场演化过程，劈裂加载试件表面拉伸应变场演化如图2。
![]()
图 2 劈裂加载试件表面拉伸应变场演化Figure 2. Evolution of tensile strain field on the sample surface of splitting loading由图2可见：拉伸应变会在试件中心集中并产生初始裂纹，随着拉应力的加载，裂纹向两加载端延伸；由于冻土石混合体为多相非均质材料，其内部块石起到对裂纹扩展的阻挡作用，当冻土中延伸的裂纹遇到块石后会发生偏移，导致试件表面的裂纹形态因块石的存在而变得曲折，最终转为沿土石界面开裂并贯穿试件。结合图1（a）～图1（c）中单粒径试件的劈裂破坏形态图，可见试件内块石粒径越大，裂纹越曲折；对于图1（d）中5~20 mm全粒径试件，其裂纹形态介于5~10 mm和15~20 mm试件之间，与10~15 mm试件相近。
各试件峰值荷载所对应的径向峰值位移与冻结温度关系如图3。
![]()
图 3 径向峰值位移与冻结温度关系曲线Figure 3. Relationship curves between radial peak displacement and freezing temperature由图3可见：同一冻结温度下不同粒径发生的径向峰值位移偏差集中在0.05~0.35 mm之间，而同一粒径不同冻结温度下均在0.12~0.45 mm左右；同时各试件径向峰值位移集中在2.2~3 mm，且随着冻结温度呈振荡变化，但总体上随冻结温度降低而径向位移近似增加的趋势。
2.2 径向拉应力-径向位移
各试件在7种冻结温度下的径向拉应力-径向位移曲线如图4，其中RMT实验机会对试件实现预加载，导致试件在径向位移为0时，已具有一定的径向拉应力。
由图4可见：冻结土石混合体试件的径向拉应力-径向位移曲线可以简化为线弹性阶段、塑性-脆性变形破坏阶段。在线弹性阶段中，单粒径试件的拉应力会随着径向位移的增长而近似线性增长，这是由于试件的破坏过程首先要破坏冰的连接作用，同时块石基本不具有压缩性而使得试件在屈服前经历1个较长的线性变形阶段；同时5~10 mm试件的应力变化速率要大于10~15 mm试件，而5~20 mm全粒径试件的加载曲线应力变化速率介于上述两者之间。随着径向位移的增大与冰的胶结作用的破坏，拉应力随着径向位移的增大而出现缓慢增大趋势，呈现出比较明显的塑性特征，此时试件处于塑性变形阶段。同时随着加载的进行，在冻结温度较高时，试件应力值并没有快速下降至完全丧失承载力而是形成了较高的应力平台；在冻结温度较低时，峰值后应力平台会快速下降，试件破坏形式转变为脆性破坏并表现为宏观失稳破坏，这是由于随着冻结温度的降低，高含冰量冻土石混合体中的未冻水含量也随之降低，试件的黏性就会越弱，越易于发生脆性破坏。
2.3 冻土石混合体的劈裂抗拉强度
不同冻结温度和不同粒径试件的劈裂抗拉强度见表1，不同单粒径试件的抗拉强度与冻结温度的关系曲线如图5，5~20 mm全粒径与5~10 mm、15~20 mm单粒径试件的抗拉强度与冻结温度关系曲线如图6。
表 1 不同冻结温度和不同粒径试件的劈裂抗拉强度Table 1. Splitting tensile strength of the samples with different freezing temperatures and particle sizes冻结温
度/℃不同粒
径试件抗拉强
度/MPa冻结温
度/℃不同粒
径试件抗拉强
度/MPa−10 5~10 1.277 −25 15~20 1.958 10~15 0.983 5~20 2.156 15~20 0.895 −30 5~10 2.683 5~20 1.117 10~15 2.477 −15 5~10 1.663 15~20 2.372 10~15 1.515 5~20 2.566 15~20 1.358 −35 5~10 3.082 5~20 1.583 10~15 2.845 −20 5~10 1.926 15~20 2.738 10~15 1.762 5~20 2.960 15~20 1.713 −40 5~10 3.358 5~20 1.844 10~15 3.179 −25 5~10 2.208 15~20 3.115 10~15 2.096 5~20 3.282 ![]()
图 5 单粒径试件的抗拉强度与冻结温度关系曲线Figure 5. Relationship curves between tensile strength and freezing temperature of single particle size samples![]()
图 6 5~20 mm全粒径与5~10 mm、15~20 mm单粒径试件的抗拉强度与冻结温度关系曲线Figure 6. Relationship curves between tensile strength and freezing temperature of 5-20 mm full particle size and 5-10 mm, 15-20 mm single particle size samples由图5可见：各试件的抗拉强度均随着冻结温度的降低而呈线性增大，均表现出强温度敏感性。劈裂抗拉强度大小依次为5~10 mm、10~15 mm、15~20 mm粒径试件，其随着粒径的减小而呈近似线性增大。这是由于冻土和块石共同作用与控制冻土石混合体的强度，同时由于块石本身比冻土强度大，试件在受力发生裂纹扩展过程中遇到块石后裂纹会沿着相对薄弱的冻土石界面进行扩展，进而形成了弯曲折线型裂纹，同时也延迟了达到应力峰值和出现破坏时间，实现了材料强化。
由图6可见：随着冻结温度的降低，5~20 mm全粒径试件的劈裂抗拉强度总是大于15~20 mm单粒径试件，说明混合不同粒径对试件强度有增益效果；5~20 mm全粒径试件的劈裂抗拉强度总是小于5~10 mm单粒径试件，说明块石粒径越小，试件抗拉强度越高。
3. 结 语
1）在劈裂拉应力作用下冻土石混合体试件表面的裂纹多呈弯曲折线型，其中单粒径试件内块石粒径越大，裂纹越曲折；径向峰值位移集中在2.2~3 mm且随着冻结温度的降低呈现近似增加的趋势；拉伸应变会在试件中心集中并产生初始裂纹，并向着两加载端沿着土石界面开裂并贯穿试件。
2）冻土石混合体试件在加载时会经历线弹性阶段、塑性-脆性破坏阶段；其中在塑性阶段中，在冻结温度较高时，试件应力值并没有快速下降至完全丧失承载力，而是形成了较高的应力平台；在冻结温度较低时，峰值后应力平台会快速下降，试件破坏形式转变为脆性破坏并表现为宏观失稳破坏。
3）块石尺寸效应导致试件强度的差异性，冻土石混合体试件的劈裂抗拉强度表现出强温度敏感性，均会随着冻结温度的降低而近似线性增加，其值大小依次为5~10 mm、5~20 mm、10~15 mm、15~20 mm粒径试件。
-
![]()
图 5 单只喷嘴雾滴粒径随时间分布散点图
Figure 5. Scatter plot of droplet size distribution over time for a single nozzle
![]()
图 7 3个喷嘴的位置关系简图
Figure 7. Schematic diagram of positional relationship of the three nozzles
![]()
图 8 喷嘴不同布置方式喷雾分布图
Figure 8. Spray distribution diagrams of different nozzle arrangements
![]()
图 9 截割头雾滴浓度随时间变化曲线
Figure 9. Variation curves of droplet concentration of cutting head with time
![]()
图 10 司机位雾滴浓度随时间变化曲线
Figure 10. Curves of droplet concentration at driver’s position with time
表 1 边界条件主要参数设定
Table 1 Main parameters of boundary conditions
细则 设置情况 压风流速/（m·s−1） 3、10 抽风流速/（m·s−1） −15 湍流强度/% 5 水力直径/m 0.8、0.2、0.6 壁面剪切条件 No Slip 湍流模型 Realizable k-e 
下载: 导出CSV
-
[1] 时训先,蒋仲安,周姝嫣,等. 综采工作面粉尘分布规律的实验研究[J]. 煤炭学报,2008(10):1117−1121. doi: 10.3321/j.issn:0253-9993.2008.10.008 SHI Xunxian, JIANG Zhongan, ZHOU Shuyan, et al. Experimental study on dust distribution regularity of fully mechanized mining face[J]. Journal of China Coal Society, 2008(10): 1117−1121. doi: 10.3321/j.issn:0253-9993.2008.10.008
[2] 刘毅,蒋仲安,蔡卫,等. 综采工作面粉尘运动规律的数值模拟[J]. 北京科技大学学报,2007,29(4):351−353. LIU Yi, JIANG Zhongan, CAI Wei, et al. Numerical simulation of the dust movement rule in fully-mechanized coal faces[J]. Journal of University of Science and Technology Beijing, 2007, 29(4): 351−353.
[3] 赵丽娟,王野. 基于Fluent的采煤机喷雾嘴内流场数值模拟[J]. 机械设计,2013,30(9):46−49. ZHAO Lijuan, WANG Ye. Numerical simulation of spray nozzle inner flow field ofcoal mining machine based on Fluent[J]. Journal of Machine Design, 2013, 30(9): 46−49.
[4] 赵丽娟,田震,王野. 采煤机外喷雾系统数值模拟研究[J]. 煤炭学报,2014,39(6):1172−1176. ZHAO Lijuan, TIAN Zhen, WANG Ye. Numerical simulation of shearer external spray system[J]. Journal of China Coal Society, 2014, 39(6): 1172−1176.
[5] 左桂兰,程越,章伊华. 采煤机内外喷雾系统的优化研究[J]. 煤炭技术,2014,33(11):226−228. ZUO Guilan, CHENG Yue, ZHANG Yihua. Study on optimization of internal and external spray system on shearer[J]. Coal Technology, 2014, 33(11): 226−228.
[6] 冯凌寒,宋文武,程飞. 基于CFX技术对喷嘴喷针流道进行水利优化[J]. 四川水力发电,2009,28(2):33−36. [7] 钟丽娜. 喷嘴流场数值模拟[J]. 安徽工业大学学报,2009,26(3):19−23. ZHONG Lina. Numerical simulation research of nozzle flow field[J]. Journal of Anhui University of Technology, 2009, 26(3): 19−23.
[8] 王海宾,黄书祥,马有营,等. 基于喷嘴雾化参数的采掘工作面喷雾压力优化实验研究[J]. 煤炭工程,2016,48(12):91−94. WANG Haibin, HUANG Shuxiang, MA Youying, et al. Spray pressure experiment for mining and tunneling face through optimization of nozzle spray parameters[J]. Coal Engineering, 2016, 48(12): 91−94.
[9] 陈清华,张国枢. 采煤机喷雾嘴内流场数值模拟[J]. 煤炭科学技术,2006,34(5):25−26. CHEN Qinghua, ZHANG Guoshu. Numerical simulation on flow field in spray nozzle of coal shearer[J]. Coal Science and Technology, 2006, 34(5): 25−26.
[10] 刘碧雁,胥奎. 提高采煤机外喷雾降尘效果的技术途径分析[J]. 煤炭工程,2008(11):99−100. LIU Biyan, XU Kui. Analysis on technical access to improve out water spraying dust control results of coal shearer[J]. Coal Engineer, 2008(11): 99−100.
[11] 聂文,程卫民,周刚,等. 掘进面喷雾雾化粒度受风流扰动影响实验研究[J]. 中国矿业大学学报,2012,41(3):378−383. NIE Wen, CHENG Weimin, ZHOU Gang, et al. Experimental study on atomized particle size as affected by airflow disturbance at heading face[J]. Journal of China University of Mining & Technology, 2012, 41(3): 378−383.
[12] LIU Z, NIE W, PENG H, et al. The effects of the spraying pressure and nozzle orifice diameter on the atomizing rules and dust suppression performances of an external spraying system in a fully-mechanized excavation face[J]. Powder Technology, 2019, 350: 62−80.
[13] MA Suping, KOU Ziming. Study on mechanism of r-educing dust by spray[J]. Journal of Coal Science & Engineering, 2005, 30(3): 297−300.
[14] QIAN L, LIN J, XIONG H, et al. Theoretical Investigation of the Influence of Liquid Physical Properties on Effervescent Atomization Performance[J]. Journal of Fluids Engineering, 2011, 133(10): 101205−101205. doi: 10.1115/1.4004256
[15] 周刚,聂文,程卫民,等. 煤矿综放工作面高压雾化降尘对粉尘颗粒微观参数影响规律分析[J]. 煤炭学报,2014,39(10):2053−2059. ZHOU Gang, NIE Wen, CHENG Weimin, et al. Influence regulations analysis of high-pressure atomization dust-settling to dust particle’s microscopic parameters in fully mechanized caving coal face[J]. Journal of China Coal Society, 2014, 39(10): 2053−2059.
[16] AYDIN O, UNAL R. Experimental and numerical modeling of the gas atomization nozzle for gas flow behavior[J]. Computers and Fluids, 2011, 42(1): 37−43. doi: 10.1016/j.compfluid.2010.10.013
[17] 王晓珍,蒋仲安,王善文,等. 煤巷掘进过程中粉尘浓度分布规律的数值模拟[J]. 煤炭学报,2007(4):386−390. WANG Xiaozhen, JANG Zhongan, WANG Shanwen, et al. Numerical simulation of distribution regularities of dust concentration during the ventilation process of coal roadway driving[J]. Journal of China Coal Society, 2007(4): 386−390.
[18] 卢晓龙,尹文婧,李斌. 综掘工作面风流-雾滴运移规律CFD模拟分析[J]. 煤矿安全,2019,50(3):181−184. LU Xiaolong, YIN Wenjing, LI Bin. CFD simulation analysis of air flow and fog droplet movement law in fully mechanized excavation face[J]. Safety in Coal Mines, 2019, 50(3): 181−184.
[19] 林鸿亮,刘道银,刘猛,等. 喷嘴雾化特性的试验及数值模拟[J]. 动力工程学报,2015,35(12):998−1005. LIN Hongliang, LIU Daoyin, LIU Meng, et al. Experi-mental study and numerical simulation on spray cha-racteristics of different nozzles[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2015, 35(12): 998−1005.
-
期刊类型引用(1)
1. 李卓，孙屹，姜鑫，蒋景东. 低围压与不同温度作用下土石坝护坡土石混合体力学特性. 河海大学学报(自然科学版). 2024(06): 90-96 . 
百度学术
其他类型引用(0)
计量
- 文章访问数: 58
- HTML全文浏览量: 7
- PDF下载量: 15
- 被引次数: 1
