泡沫膠體三聯發泡器的管流特性與優化

宋雙林，林 琦，徐朝成，劉 磊

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

據統計，在今后很長一段時間內，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50%以上，其安全供給與否直接關系到國民經濟的可持續發展和國家的能源安全[1]。然而，我國煤炭資源多為低變質煤種的特點使得煤自燃火災發生的概率和造成的損失都較大，嚴重阻礙著煤炭的安全生產[2-4]。對于井下空間而言，現有煤自燃防滅火技術主要包括灌漿[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大多屬于兩相混合體或單相體，容易出現防治死角，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泡倍數高、產生量大、擴散性好、阻燃效率高等優勢，是防治礦井火災的有效手段，并得到較好的工程應用[13]。

對于泡沫膠體制備方面，現有研究以材料的低成本、高發泡倍數和強穩定為目的，集中于探究發泡機理和研制原材料配方[14-17]，但對于材料發泡設備等方面的關注度相對較少[18]。需要注意的是，發泡器結構直接影響泡沫膠體的生成質量和發泡倍數，進而影響到實際工程的防滅火效果。現階段，市面常見的發泡器主要有渦輪式、螺旋式、同心管式、擋板式、孔隙式和自吸空氣旋流式等形式，并成功應用于消防、泡沫驅、泡沫浮選和除塵等領域[19-21]。然而，上述各類發泡器多用于生成兩相泡沫，但是泡沫膠體發泡器與傳統兩相發泡器在引入氣源和用途等方面具有明顯區別[13]。為了更為高效、穩定地生成防滅火用泡沫膠體材料，有必要針對泡沫膠體發泡器的幾何結構和實際操作時的可控參數進行優化分析。為此，以可制備泡沫膠體的三聯發泡器為對象，采用可考慮固液界面張力的VOF 模型來分析發泡器內部管流特性，并探究結構參數（氮氣入口管數量、位置）和操作參數（漿液流量、氮氣流量、調節頭位置）對發泡器混合效果的影響，進而得到最優的發泡器結構參數和操作參數。

1 數值建模

1.1 物理模型

三聯發泡器的主體呈圓筒狀，是制備防滅火用泡沫膠體的關鍵設備，主要由引流系統、攪拌系統和發泡系統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 中的筒體內徑為100 mm，總長度為1 700 mm。其中，引流系統長度為200 mm，攪拌系統長度為500 mm，發泡系統長度為1 000 mm，發泡系統中的文丘里管喉部內徑為91 mm，氮氣入口管內徑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行了60°旋轉。廉價漿液從左側入口高速進入，在引流系統中利用射流卷吸效應吸入發泡劑，在攪拌系統中經多層擋板擾流后漿液與發泡劑充分混合而形成混合漿液，隨后在發泡系統中與氮氣充分混合，最終形成泡沫膠體。其中，發泡系統主要部件為文丘里管，管內配有可前后移動的調節頭部件，通過固定環進行固定。

在泡沫膠體的混合制備過程中，形成均勻均質泡沫膠體的關鍵[18]在于實現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。滿足上述條件的關鍵在于發泡系統設計，特別是文丘里管段部分。

在數值模擬中，考慮到漿液與氣體在引流和攪拌系統中并未發生接觸，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的情況下仍得到與實際吻合的結果。考慮到葉輪會令泡沫膠體進一步破碎和混合，從而弱化了不同工況間的性能差異，不利于對比分析，故而發泡系統僅研究到葉輪前側。

1.2 數學模型

1.2.1 連續性方程

式中：u→為速度，m/s；t 為時間，s；αg為氣相體積分數，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，氣相體積分數αg和液相體積分數αf還需滿足式（2）所述關系：

注意到VOF 模型每個控制體內只有1 組物性參數，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；σk、σε分別為k和ε 的湍流普朗特數。

1.3 模型簡化與驗證

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

圖2 三聯發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，在攪拌系統中，漿液受擋板作用出現明顯擾動；當漿液流入發泡系統后，漿液速度分布趨于充分發展狀態，并在喉部位置達到穩定。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）與簡化前算例在發泡器入口處具有顯著區別，但從喉部位置開始簡化前后的算例結果是一致的。考慮到漿液與氮氣的混合集中發生于喉部之后的擴散段，可認為忽略攪拌系統不會對發泡器混合作用結果產生明顯影響。進一步分析發泡系統的平均壓降發現，忽略攪拌系統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。因此，對于研究而言，忽略引流和攪拌系統來提升模擬計算效率是合理的。

2 結果與討論

2.1 發泡器管流特性

發泡系統中心截面的管流特性如圖3。

圖3 發泡系統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 可以得出當漿液和氮氣流量分別為30 m3/h 和900 m3/h 時，發泡系統中心截面在混合后0.3 s 時的壓力場、速度場和氮氣體積分數分布規律。氮氣經管道高速流入發泡系統后，由于漿液作用，氮氣始終向發泡系統下游運動而無法抵達喉部位置。當漿液和氮氣撞擊到調節頭的旋轉斜面后會發生湍流渦旋而加劇混合，且調節頭后部由于負壓的產生也會引起明顯回流，促進混合。最后，當漿液和氮氣通過固定環時，也會對氣液混合具有一定的促進作用。此外，從圖3（a）還會發現雖然發泡器整體壓力沿流動方向逐漸降低，但中排氮氣入口管內壓力反而要高于前排氮氣入口管。結合圖3（b）分析可知，這主要是由于此時調節頭靠近中排氮氣入口管，氮氣流入發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 結構參數優化

對于相同的氮氣量，減小入口管數量雖然弱化了發泡系統中通入氮氣的均勻性，但同時也會增加氮氣的入口流速，從而起到強化擾流的目的。此外，不同氮氣通入位置也會對發泡系統的混合效果產生影響。因此，有必要分析氮氣入口管數量和位置對發泡系統混合效果的影響，進而優化發泡系統的幾何結構。

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“數量+位置”的方式命名算例。為了量化混合效果，以不均勻系數COV 來進行表征[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數。

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

圖4 氮氣入口管數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，氮氣入口管數量、位置和調節頭位置對系統混合效果的影響較為復雜。分析6 根氮氣入口管可發現，當調節頭位于頂、末兩端時，混合效果隨入口管位置的后移均呈現先減弱后增強的趨勢，且入口管分布于中后排的混合效果要優于入口管位于前中排；而當調節頭位于中間時所呈現規律剛好相反，即混合效果隨入口管位置的后移均呈現先增強后減弱的趨勢，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，調節頭位于中間位置可獲得更優的混合效果。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%。進一步考慮到9 根入口管具有較小流速，可以降低設備磨損并減小壓力損失，故而判定選取氮氣入口管數量為9 根更有利于發泡系統的混合。

2.3 操作參數優化

當三聯發泡器結構尺寸確定后，其可控制的操作參數包含漿液流量、氮氣流量和調節頭位置。一般來說，現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泡系統混合效果的影響。“漿液流量”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；“調節頭位置”因素的五水平分別取為前部、前中、中部、中后、后部。

為了便于標記，將漿液流量定義為變量A，調節頭位置定義為變量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 組算例的整體結果，極大地節省了工作量。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，發泡器內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，即調節頭位置對于混合效果的影響較為復雜，當調節頭位于中后位置時，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，發泡器內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定性。

圖5 指標—因素圖Fig.5 Indicator-factor chart

由極值分析法可知，極差越大，所對應的因素越重要。經計算，A、B、C 3 個因素的極差數分別為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>調節頭位置。該規律與圖5 呈現規律一致，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。據此可推斷A1B4C5 是最優工況，即漿液流量為20 m3/h、氮氣流量為1 200 m3/h、調節頭處于中后位置。

3 結 語

1）對于漿液與氮氣的混合研究，忽略三聯發泡裝置的攪拌系統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泡系統混合效果的影響分別是調節頭位置所帶來影響的4.04 和3.68 倍。發泡系統的最優混合工況為漿液流量20 m3/h、氮氣流量1 200 m3/h、調節頭處于中后位置。