基于CFD的防風抑塵網非均勻孔隙率的優化研究

何鴻展,宋翀芳,潘武軒,雷勇剛

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基于CFD的防風抑塵網非均勻孔隙率的優化研究

何鴻展,宋翀芳*,潘武軒,

(太原理工大學環境科學與工程學院,山西 太原 030024)

孔隙率是影響抑塵網防護效果的最主要因素,不同孔隙率抑塵網對料堆表面的顯著作用區域不同,高孔隙率(30.3)網后料堆中下部揚塵得到明顯抑制,低孔隙率(<0.3)網的抑塵作用則于料堆上部突顯.基于均勻孔隙率的抑塵區域提出不同孔隙率組合的非均勻抑塵網,選取6種典型非均勻工況,應用Fluent6.3對網和料堆周圍流場進行數值模擬,結果顯示:網下部孔隙率(L)相同,上部孔隙率(H)由0增至0.1時,網后氣流擾動減弱,基于湍流結構和料堆受力判定H取0.1較好;網上部孔隙率(H)相同,下部孔隙率(L)由0.3增至0.6時,緊貼料堆表面風速隨L增大而增大,L為0.3時最優.比較非均勻抑塵網最佳工況(H=0.1/L=0.3)與均勻網(=0.1和=0.3)的料堆表面受力顯示:H=0.1/L=0.3非均勻網可使起塵量最大的迎風面的各個區域剪切力均顯著減小,中下部比=0.1時減小85.2%,上部比=0.3時減小84.3%,料堆表面剪切力總和的減少量可達均勻網時的50%左右.

防風抑塵網；非均勻孔隙率；數值模擬；剪切力

多個城市PM2.5和PM10的源解析表明,揚塵已成為大氣顆粒物的主要來源[1-4].控制大型堆場和港口的露天揚塵是環境治理的重要工作,營建防風抑塵網作為削減揚塵的有效措施,已成功應用在實際工作中[5-8].

國內外學者在優化抑塵網防護系統的研究領域得出了許多重要的結論[9-13],普遍認為孔隙率是影響抑塵網防護性能的最主要因素[14-17]宣捷[18]等通過風洞實驗,分析抑塵網周圍空氣流場和料堆起塵特性,得出抑塵網的抑塵效果取決于網的孔隙率;Subhas等[19]以脈動壓力、平均流速和表面平均壓力分布為表征,分析了不同孔隙率時抑塵網上部空氣的分離狀態,發現氣流流動的平均壓力對孔隙率具有強烈的敏感性; Lee等[20]驗證了數值模擬結果與風洞實驗數據的一致性,指出孔隙率在0.3~0.5范圍內能有效削減湍流動能和料堆表面平均壓力;林官明等[21]應用子波分析研究了孔隙率為0.4的抑塵網后的湍流信號,發現抑塵網在降低風速的同時也降低了渦旋發生的頻率;Dong[22]將網后流場劃分為7個典型區域,討論了孔隙率與區域之間的內在聯系,為探究抑塵網的抑塵效果提供了關于動力機制的重要科學理論.

目前,對孔隙率的研究大多是針對抑塵網均勻孔隙率時的抑塵效果,即在同一孔隙率下,以料堆表面風速最小或散塵量之和最小為判定最佳孔隙率的依據.但是,通過料堆表面微觀動力學研究發現:不同孔隙率的抑塵作用隨料堆表面位置而異[9,20,23-25].目前尚無一個均勻孔隙率可使料堆表面所有位置散塵量均為最小.本文基于均勻抑塵網研究結果,選擇多種孔隙率組合的非均勻抑塵網,對料堆周圍風場的微觀特性進行研究,以料堆不同位置剪切力均達到最小為判定依據,為探究孔隙率作用提供了新的認識,同時也為優化抑塵網防護系統提供了依據.

1 數值模擬

隨著計算機技術的迅猛發展,CFD (computational fluid dynamics)數值模擬以其設計周期短、細節數據充足和便于測量等優點成為研究流體流動的有力工具[26-28],本文應用Fluent6.3軟件,對防風抑塵網前后和料堆周圍的流場進行模擬,探究不同孔隙率抑塵網時空氣的流動特性.

1.1 幾何模型

以三維棱臺為料堆模型,設計參數為:下表面長154m,寬51m;上表面長113m,寬10m;堆高17m.研究表明[23-24,29-30]:當抑塵網高度在料堆高度的1.5倍以上時,隨網高的增加,抑塵效果不再發生明顯變化,抑塵網最佳高度為料堆高度的1.1~1.5倍;網與料堆間距離宜控制在1.0~1.5倍堆高范圍內.故取網高為1.3倍堆高(即22m),網長為1倍堆長(154m),網與料堆間距取1倍堆高(17m).計算區域的選擇對研究至關重要,區域過小會導致計算結果不準確,區域過大則會增加計算量.相關研究表明[31],當計算區域的長、寬、高分別設為14倍堆寬、2倍堆長和7倍堆高時,風速和料堆表面剪切力均不再發生變化,因此計算區域取為714m′308m′119m,如圖1所示,坐標原點設置在料堆下表面中心位置,以來流空氣方向為軸正向,沿堆高方向為軸正向,沿堆長方向為軸正向.

1.2 數學模型

采用標準紊流模型進行模擬,空氣為不可壓縮流體且與周圍物體無質量和熱量交換,認為流動是穩態絕熱,控制方程組如下:

連續性方程:

動量方程:

(2)

方程:

(4)

式(2)中:S為源項,由粘性損失和慣性損失兩部分組成,表達式如式(5)、(6)所示;式(3)中:μ為湍流粘性系數,N·S/m2,如式(7)所示,G為湍流動能生成項,kg/(m3·s),如式(8)所示;方程組中常數C、C、C和分別取1.44、1.92、0.09、1.0和1.3[32-33],空氣動力粘性系數取1.79× 10-5N·S/m2.各項具體表達式:

式(5)中代表多孔介質的滲透性,m?s;2為慣性阻力因子,m-1;式(6)中f為網孔總面積,m2;p為網板總面積m2;為網厚度,取0.002m;近似等于0.98.

1.3 網格劃分與邊界條件

應用Gambit軟件對模型進行網格劃分,考慮計算區域空氣流動特性,在靠近防風抑塵網以及料堆表面區域進行加密處理,使此區域網格分布較密集,而計算區域的遠端網格較稀疏.采用三角形網格均勻劃分料堆表面,四邊形網格劃分地面,六面體網格劃分控制體.為設置抑塵網非均勻孔隙率及分析料堆表面剪切力的微觀分布,對網和料堆表面進行細致劃分,用間距1m的平行平面分別截取抑塵網和料堆表面,使抑塵網、堆頂、料堆迎風面和背風面分別由22、10、17和17個平面組成.由于流場具有對稱性,選取大于零的區域進行計算,網格劃分如圖2所示.

考核網格獨立性是兼顧計算結果準確和最大限度降低網格劃分工作量的必要工作[34],本文以迎風面剪切力為判據對計算區域網格進行獨立性考核,具體結果如圖3所示.

圖3 網格獨立性考核
Fig.3 Assessment of grid independence

由圖3可見,當網格數大于1876359時,迎風面剪切力曲線趨于平緩,變化率僅為0.29%,故取1876359為有效計算網格數.

邊界條件設置:防風抑塵網為多孔介質跳躍模型(porous-jump);入口邊界為速度入口,設入口風速為5m/s;出口截面法向方向的速度梯度為零,出口邊界設為自由壓力出口;料堆表面和地面采用無滑移壁面;計算域前后及上表面為對稱邊界.本文中壓力、動量、湍流動能和耗散項均采用二階迎風格式,并用SIMPLE(Semi-Implicit Method for Pressure Linked Equations)算法處理壓力與速度耦合項,收斂誤差為10-5.

在開放性露天堆場中,料堆的散塵特性很大程度上依賴于近壁邊界層的流動特性和壁面剪切力,對N-S方程擴散項的計算需確定壁面剪切力的求解方法[35].本文在粘性支層中采用半經驗公式將自由流中的湍流與壁面附近的流動連接起來,近壁區流動的計算采用壁面函數法[36-37].

porous-jump邊界條件是指抑塵網按孔隙率不同在動量方程中設為不為0的源項,是一種將實際物體阻礙流體運動的作用處理成動量損失的方法.鑒于數值模擬中未將物體的全部形狀信息采集,為確認模擬結果的準確度,本文以抑塵網的壓力損失系數為驗證指標,將模擬結果與Park等[25]風洞實驗結果進行對比:模擬值與實驗測試值的變化規律相符,相對誤差僅為7.17%,誤差值在允許范圍內.可見porous-jump邊界條件具有可行性,且對孔隙率不同的抑塵網均適用.

壓力系數的定義式為[19,25,38-39]:

式(9)中:為料堆表面的壓力,Pa;0為參考壓力,Pa,數值模擬與風洞實驗保持一致,取0.4m高度處的壓力為參考壓力;為空氣密度,kg/m3;in為來流風速,m/s.

2 結果與討論

2.1 均勻孔隙率料堆表面微觀動力學分布

對不同孔隙率(0,0.2,0.25,0.3,0.4,0.6,1)抑塵網后的空氣流場進行數值模擬,計算料堆表面受力.料堆迎風面剪切力如圖4所示,以沿坡面向上為正向.

由圖4可見,高孔隙率(30.3)時:剪切力沿整個坡面均為正值,即方向向上,沿坡面高度變化趨勢與無網工況(=1)相似,隨高度增加剪切力逐漸增大,最大散塵點在17m處(坡頂),孔隙率由0.6減小到0.3,剪切力亦減小.15m以上剪切力陡增,這是因為通過抑塵網的滲流空氣和繞流空氣在堆頂匯合,氣流繞流料堆,風速增加,剪切力梯度增大,揚塵驟增,抑塵效果隨孔隙率的減小而增強.相比無網工況,高孔隙率抑塵作用主要體現為減小剪切力的大小,剪切力方向不變,且對中下部揚塵抑制較為明顯.

低孔隙率(<0.3)時:剪切力分布特性與高孔隙率(30.3)截然不同,剪切力絕對值沿坡面高度出現“增大-減小-再增大”的波動,且方向不全為正.這是由于低孔隙率時,空氣通過抑塵網以繞流為主,網后壓力驟降,而網頂上方氣壓增強,在垂直方向的壓差作用下,網和料堆迎風面間形成順時針渦旋.當=0即擋風墻時,空氣全部繞流抑塵網,渦旋中心位于料堆上方,整個迎風面處于渦旋中,剪切力均為負值,以13m(迎風面3/4處)為界,在此高度以下,剪切力隨高度增加而增大,13m以上的剪切力有所降低,但坡頂處剪切力突增,揚塵達到最大.=0.2時,由于通過網的滲流增強,渦旋中心下降,剪切力方向發生變化,15m(迎風面7/8處)以下區域剪切力為負值,揚塵在迎風面1/2處達到最大,此后有較大幅度減少,當高度大于15m時,受繞流空氣影響,剪切力再次增大,方向變為沿坡面向上.當=0.25時,渦旋中心高度繼續下降,渦旋強度削減,整個迎風面揚塵較少,剪切力方向變化點移至12m(迎風面2/3)處.相比無網工況,低孔隙率時抑塵作用主要體現在減小料堆上部表面剪切力,從而抑制揚塵.

以上分析可知,不同孔隙率抑塵網的顯著抑塵位置不同,高孔隙率(30.3)時,料堆中下部剪切力明顯降低,抑塵作用在料堆中下部體現明顯;低孔隙(<0.3)時,抑塵網和料堆間存在渦旋,在渦旋作用下料堆中下部氣流擾動反而增強,抑塵作用主要體現為減小料堆上部剪切力.

現有對均勻孔隙率的研究大多是針對其宏觀的抑塵效果[8,21,29],通過上述分析發現,在均勻孔隙率下,料堆坡面不同高度的揚塵變化不同,即使在最佳孔隙率=0.25時,也并非在料堆表面所有位置起塵均為最小.據此,本文通過調整孔隙率組合,將抑塵網劃分不同區域,以期使料堆各個區域的揚塵均達到最小.

2.2 非均勻孔隙率料堆周圍湍流結構及料堆表面動力學分布

高孔隙率(30.3)時,抑塵作用體現為削減迎風面中下部剪切力;低孔隙率(<0.3)時,迎風面上部抑制效果較好,這為設置不同孔隙率組合以優化抑塵效果提供了可能,即抑塵網下部選取高孔隙率,上部分選取低孔隙率.

2.2.1 非均勻孔隙率料堆周圍速度矢量場 將抑塵網均分為上下2個區域,設置上部(H)為低孔隙率(<0.3),下部(L)為高孔隙率(30.3),表示為H/L,并從大量非均勻組合的計算結果中選取6種典型工況加以分析,料堆前后的速度矢量分布如圖5所示.

(a)H=0 /L=0.3 (b)H=0/L=0.4

(c)H=0/L=0.6 (d)H=0.1/L=0.3

(e)H=0.1/L=0.4 (f)H=0.1/L=0.6

圖5 不同孔隙率組合的料堆周圍速度矢量場
Fig.5 Velocity vector fields over the pile with deferent porosity combinations

由圖5(a)可知,網上半部無氣流通過,空氣躍過網頂,在網上方形成高速剪切層,網后垂直方向壓力懸殊,受壓差作用影響,網下半部通過的部分滲流空氣在網和料堆間形成逆時針渦旋,渦旋中心距地13m(迎風面3/4處);另一部分滲流空氣遇到料堆阻擋,在粘性力作用下沿迎風面貼附向上運動.料堆平頂面處于渦旋回流區,平頂面物料顆粒受到渦旋卷吸作用逆向來流方向被揚起.

對比圖5(a),(b)可知,在H相同情況下,增大L為0.4時,網上半部氣流運動與圖5(a)工況相似,渦旋中心高度幾乎不變,為13.5m;通過網下半部的滲流增加,貼附迎風面的氣流流速增大.由于滲流引射作用增強,平頂面氣流受其影響沿來流方向運動,料堆頂部顆粒沿來流方向被吹起.當L增大至0.6時,如圖5(c)所示,網上下孔隙率差值較大,垂直壓差加劇,網頂后上方形成順時針渦旋,渦旋中心距地24.6m,高出網2.6m,抑塵網和料堆間出現雙渦旋,湍流強度驟增,且強滲流空氣流經料堆,使迎風面和平頂面風速增大.對比圖5(d), (e),(f)工況可知,隨L增大迎風面和平頂面風速增加,但比H=0時網后上部氣流的流線趨于平緩.

對比圖5(a),(d)可知,在L相同情況下,增大H至0.1時,網后壓差減小,湍流強度減弱,氣流擾動削減.如圖5(d)所示,緊貼迎風面13.4m處產生強度較小的渦旋,這是因為下部空氣向上爬升過程中遇到上部低速氣流,二者產生混合,在壓差作用下產生渦旋,因為壓差較小渦旋強度較弱.當H增大至0.2時,迎風面渦旋消失.工況(b),(e)和工況(c),(f)變化情況與上述相似,且迎風面近壁滲流空氣沿坡面貼附流動.

綜上所述,當H=0時,網上部空氣全部繞流抑塵網,網后上下部氣流的壓力懸殊,在強壓差作用下氣流擾動劇烈,抑塵網和料堆迎風面間形成大尺度渦旋,抑塵作用較弱;而當H略增至0.1時,網上部有持續滲流通過,網后壓差減小,湍流強度削減,氣流流線變緩,抑塵作用增強.對比不同L工況,可以看出L=0.3時,迎風面貼附流的速度較小,隨L增大,滲流作用增強,當L為0.4和0.6時,料堆迎風面和平頂面的風速明顯增大,揚塵加劇.

上述的矢量分析可定性看出:H取0.1時,網后氣流擾動較弱,且L取0.3時,迎風面和平頂面的風速最小,綜合以上因素,選取=0.1/=0.3工況為非均勻孔隙率抑塵網的最佳工況.

2.2.2 非均勻孔隙率料堆表面微觀動力學分布 為進一步量化非均勻孔隙率抑制網的抑塵效果,以速度矢量分布最佳的H=0.1/L=0.3工況為例,探討非均勻孔隙率下料堆各表面剪切力的變化情況,并與均勻孔隙率=0.1和=0.3工況對比,料堆整體表面剪切力微觀分布如圖6所示.

如圖6所示,3種工況下迎風面剪切力的變化曲線形成鮮明對比.非均勻孔隙率H=0.1/L=0.3曲線夾在均勻孔隙率=0.3和=0.1之間,“迎風面-平頂面-背風面”整體的剪切力變化平緩,迎風坡面上的剪切力最大波動范圍不超過±5N,坡面整體揚塵較少.=0.3時迎風面剪切力隨高度增加而遞增,且料堆中上部的剪切力梯度明顯增大,而H=0.1/L=0.3的剪切力在料堆迎風面5m以上高度有顯著降低,這與預期的“低孔隙率減小迎風面上部剪切力” 相吻合.均勻孔隙率=0.1時,迎風面中下部在強烈負壓差作用下,高強度渦旋使坡面中下部剪切力相當大,而非均勻孔隙率H=0.1/L=0.3下部的0.3孔隙率削弱了這一渦旋作用,中下部剪切力明顯減小,這與“高孔隙率削減迎風面中下部剪切力”的設想相符.對比料堆平頂面剪切力,=0.3時平頂面受迎風面高速氣流的引射作用,剪切力值最大,H=0.1/L=0.3的剪切力與=0.1工況相差無幾.3種工況背風面的剪切力變化基本一致,不再另作討論.

表1 不同孔隙率下料堆各表面剪切力值(N)Table 1 Shear force values on each surface of the pile with deferent porosities (N)

由表1可見,H=0.1/L=0.3抑制迎風面揚塵作用明顯,其料堆中下部剪切力為19.0N,比=0.1時減少85.2 %,料堆上部剪切力為8.2N,比=0.3減少84.3%;H=0.1/L=0.3的平頂面剪切力之和較=0.3略大,但比=0.1工況有近56N的削減;在抑制料堆表面整體揚塵上,非均勻孔隙率的作用效果最佳,其料堆表面剪切力絕對值總和僅為=0.1的40.4％和=0.3的48.9％,可使揚塵減少50%以上.綜合以上分析可知,與均勻孔隙率= 0.1和=0.3工況相比,非均勻孔隙率H=0.1/L=0.3的抑塵效果最為出色.

3 結論

3.1 高孔隙率(30.3)與低孔隙率(<0.3)抑塵網對料堆坡面的顯著抑塵區域不同:高孔隙率抑塵網后料堆表面剪切力隨坡面高度增加而增加,中上部增加為甚,抑塵作用突出表現在減少料堆中下部揚塵;低孔隙率(<0.3)網后的渦旋作用削弱了上部剪切力,抑塵網的主要作用體現在抑制料堆上部揚塵.

3.2 抑塵網下部孔隙率(L)相同情況下,上部孔隙率(H)由0增至0.1時,網后垂直壓差減小,氣流擾動減弱,氣流流線減緩,網與料堆間渦旋的范圍和強度皆有衰減,考慮湍流結構和料堆受力H取0.1較好;網上部孔隙率(H)相同情況下,當L由0.3增至0.6時,滲流作用隨之增強,緊貼迎風面和平頂面的風速增加,揚塵加劇,L取0.3時最優,綜合考慮網上下部孔隙率影響,確定H=0.1/L= 0.3為非均勻孔隙率抑塵網速度矢量分布的最佳工況.

3.3 比較非均勻抑塵網最佳工況(H=0.1/L=0.3)與均勻網(=0.1和=0.3)的料堆表面受力,結果顯示:H=0.1/L=0.3的迎風面剪切力比=0.1時減少85.7 %,且剪切力在5m以上高度比=0.3時有明顯削減,迎風面剪切力之和比=0.3減少62.6%;H=0.1/L=0.3時平頂面剪切力比=0.1略大,但僅為=0.3工況的46.9%;背風面三者差別不大.非均勻抑塵網H=0.1/L=0.3對料堆表面剪切力總和的減少量可達均勻網=0.1和=0.3的一半以上,抑塵效果最佳.

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* 責任作者, 副教授,

Non-uniform porosity design optimization based on CFD simulation for porous fences

HE Hong-zhan, SONG Chong-fang*, PAN Wu-xuan, LEI Yong-gang

(College of Environmental Science and Engineering, Taiyuan University of Technology, Taiyuan 030024, China)., 2016,36(6)：1697~1704

Porosity is the most important parameter affecting the efficient of fences, however, the distinct shelter regions varied with different porosity. At high porosities (30.3), the dust emission in the middle and lower parts of the pile over the fence decreased significantly, while the shelter mainly reflected in the upper part at low porosities (<0.3). Obtaining effective protection on each site, this research introduced, based on the reduction region of the uniform porosity, a new combination of non-uniform fence with different porosities for the upper and lower halves. The flow flied behind a porous fence was numerically simulated by software Fluent6.3with six typical combinations of the non-uniform fence. Results showed that when the lower fence porosity of the fence (L) kept consistent and the upper fence porosity (H) transformed from 0to 0.1, the airflow turbulence weakened distinctly. Considering turbulence structure and stress of the pile, the fence with the upper porosityH= 0.1was more accepted. Meanwhile, when the upper porosity (H) remained identical, and the lower porosity (L) increased from 0.3to 0.6,the speed of attached flow along the surface increased with the increasing porosity, therefore, the optimum porosity of the lower half fence (L) was set to 0.3. The shelter effect of non-uniform fence was estimated by comparing the preferred combination (H=0.1/L=0.3)with uniform fence porosity=0.1 and=0.3. The analysis indicated the non-uniform porous fence (H=0.1/L=0.3) seemed to be the most effective in abating the dust emission, especially in reducing the shear stress of the windward which aroused the maximum dust emission. The shear stress of the non-uniform porous fence, in the middle and lower part, decreased by 85.2% for the uniform fence with porosity=0.1, and 84.3% in the upper part for the fence with the porosity=0.3, respectively. Besides, the non-uniform porous fence (H=0.1/L=0.3) could reduce the surface shear force on the pile around 50% for the two uniform fences.

porous fence；non-uniform porosity；numerical simulation；shear stress

X513

A

1000-6923(2016)06-1697-08

何鴻展(1991-),女,河北石家莊人,太原理工大學碩士研究生,主要研究方向為空氣污染物控制.發表論文2篇.

2015-11-24

國家自然科學基金資助項目(51108295)