《ACS Omega》：A Multiscale Simulation and Experimental Study on the Microfog Evolution and Dust Control Mechanism Driven by Ultrasonic Atomization
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本研究通过多尺度模拟与实验相结合，系统揭示了超声雾化微滴的演化动力学及其在露天煤矿带式输送粉尘控制中的抑尘机制。文章阐明了气液压力对雾化特性（如气液流量比Ql/Qg、滴径、速度）的幂律关系（Ql/Qg= 6.16(Pl/Pg)?1.4，v = 0.176(Pl/Pg)?0.067），明确了高效抑尘需匹配气液动量比，并优选出“高气-中低液”压力工况（Pg≥ 0.6 MPa, Pl= 0.1–0.3 MPa）用于呼吸性粉尘近场捕获，以及“中气-中高液”压力（Pg= 0.30–0.45 MPa, Pl= 0.4–0.5 MPa）用于广域覆盖。现场应用证实，最优条件下总粉尘和呼吸性粉尘抑制效率分别达80%和75%。本研究为矿山低耗水、高效除尘技术提供了理论支撑和工程指导。
超声雾化与除尘机理
超声雾化装置与原理分析
超声雾化技术通过超声喷嘴将液体转化为超细微滴，提升雾化效率与均匀性。本研究采用ADG SV882（60°）超声干雾喷嘴作为气液同轴内混式机械共振雾化装置的核心部件。该装置基于旋流-超声耦合雾化机制：压缩空气经螺旋通道产生强旋流场，对液流进行初级剪切破碎；液流在共振腔内受振荡扰动发生二次破碎，形成粒径分布窄、均匀性高的干雾。相比传统双流体喷嘴，该喷嘴在低水耗下稳定释放微米级雾滴，显著增强雾滴与粉尘颗粒的惯性碰撞、布朗扩散和液桥聚并能力。
超声雾化抑尘的机理分析
单颗粒滴捕获粉尘的能力是决定喷雾抑尘效率的核心参数之一。如图2所示，煤尘通过惯性碰撞、截留和扩散等联合作用被持续拦截去除。当含尘气流以相对速度Ur绕过小液滴时，周围气流线弯曲绕流，但粉尘颗粒因惯性无法完全跟随流线，而是偏离气流轨迹向液滴移动。接近液滴中心轴的颗粒最终碰撞并被捕集在液滴迎风面。
为构建可解析的液滴抑尘效率模型并确保理论推导具有明确适用范围，采用以下合理假设：（1）将有效作用区内的局部两相湍流结构简化为准稳态气载流场；（2）将粉尘颗粒理想化为球形；（3）忽略蒸发对粒径变化的影响；（4）采用特征平均相对速度代替瞬时湍流速度，获得收集效率的闭合解析表达式。
在气流与液滴的相对运动中，假设位于直径为y的流管内的粉尘颗粒可被液滴完全捕获。单液滴捕获效率E定义为流管截面积与液滴投影面积之比，即E = y2/Dw2。若单位体积空气中粉尘数浓度为n，则单位时间内单液滴捕获的粉尘颗粒数N可表示为N = E n Urπ Dw2/4。结合气流穿越距离dx、粉尘质量浓度减少dn的关系，可推导出抑尘效率η的表达式为η = 1 ? exp[?3 E QlL / (2 QgDw)]。若仅考虑惯性效应，单液滴通过惯性碰撞捕获粉尘的效率由E = [K / (K + 0.7)]2给出，其中K为斯托克斯数（Stokes number），定义为K = UrρpDP2/ (9 μgDw)。模型中，液滴与粉尘颗粒的相对速度近似取为有效作用区内液滴的特征速度，取为喷嘴出口速度的一半，即Ur= (Ql+ Qg) / (2 A0)。
气液流量对抑尘效率的影响
当粉尘粒径DP为10 μm、液滴有效作用距离L为4 m时，液滴抑尘效率随水流量和气流量的变化如图3所示。在固定水流量下，抑尘效率随气流量增加呈现“先快速增加后饱和”的单调趋势。低气流量区（Qg< 200 L/min）气相动量不足，液滴输运和扩散弱，空间覆盖有限，抑尘效率低。随气流量增加，湍流强度增强，气液相对速度提高，液滴夹带、输送和空间分散性改善，抑尘效率显著上升。当气流量增至中高区（Qg∈ (600, 1000) L/min）时，液滴能有效穿透含尘区，捕获过程趋近饱和，效率逐渐平缓。表明气相动量是控制液滴夹带和有效覆盖的主要驱动力，但其增强效应在达到临界湍流强度后减弱。
在固定气流量下，抑尘效率随水流量增加呈现典型的“先增后减”非单调趋势，存在最佳液供范围。低水流量区（Ql< 70 L/h），液滴数通量显著增加，碰撞概率提高，雾化膜更稳定，喷雾覆盖改善，抑尘效率快速上升。但当水流量超过临界值（Ql> 100 L/h）时，系统进入液体过载状态，过量供水削弱气流破碎能力，导致液滴尺寸增大、惯性沉降增强、流动性降低，大量大液滴在近场区过早沉降。同时，气液动量比下降抑制二次破碎，削弱细雾区，有效悬浮液滴浓度降低，整体抑尘效率下降。
粉尘粒径对抑尘效率的影响
图4显示了在喷雾有效作用距离为4 m时，超声雾化喷嘴抑尘效率随粒径的特征变化。在所有工况下，抑尘效率随粒径增大而急剧增加，当DP在40–60 μm范围内时逐渐稳定。表明喷雾对粗颗粒捕获效率明显更高，而对呼吸性粉尘和PM2.5级颗粒的控制能力有限。固定水流量Ql= 7.2 L/h时，增加气流量显著提高抑尘效率，且效率饱和的临界粒径向更小范围移动。更高气体动量增强了液滴分散和输运，促进了液滴与粉尘颗粒的相对运动和空间重叠，从而显著提高捕获效率。固定气流量Qg= 120 L/min时，液流量在Ql= 5–30 L/h范围内，过程主要受液滴数量控制。在此区间内，增加水流量产生更多液滴，持续提高抑尘效率。但对小于20 μm颗粒的收集效率仍低于20%，主要因细颗粒惯性极低，难以偏离原流线并与液滴有效碰撞。
有效距离对抑尘效率的影响
图5显示了在气液流量不同条件下，超声雾化旋流喷嘴抑尘效率η随喷雾液滴有效作用距离L的变化关系。分析表明，抑尘效率η随有效喷雾距离L单调增加，并逐渐趋近饱和。整体曲线呈下凹形态，初始斜率陡峭，远场边际增益递减。固定水流量时，效率曲线随Qg增加而上移，特征距离（如50%效率的L50、90%效率的L90）明显缩短。物理上，更高Qg增强气相动量和湍流强度，使液滴获得更大输运速度和更宽空间覆盖。同时，剪切诱导破碎减小索特平均直径（SMD），增加液滴数浓度。这些效应共同放大相对速度、有效截面和碰撞/粘附效率。因此，在同一距离下，更高Qg总是产生更大η且更快接近饱和。固定气流量时，液流量在Ql= 5–30 L/h范围内，过程主要受液滴数量控制。在此区间内，效率曲线同样随Ql增加而上移，L50和L90依次缩短。控制机制在于液滴数通量（nd∝ Ql/Dw）的增加。在此参数范围内，液滴数量增长带来的捕获概率增强超过了液滴尺寸增大（如流动性降低、过早沉降）的不利影响，因此整体效率持续改善而无明显下降。
超声雾化雾场特性数值模拟
几何模型建立与网格划分
为定量阐明气压力、液压力、气液比和表面张力对旋流型超声雾化中喷雾速度、液滴尺寸和液滴浓度的影响，本研究采用ANSYS Fluent中的离散相模型（DPM, Discrete Phase Model）。在喷嘴出口，使用气爆/气助喷射模型生成工程尺度的初始液滴群，不解析内部流动。喷射模型输入参数包括等效喷嘴直径、同轴气体通道几何形状、气体/液体质量流量（或入口压降）和喷雾角，这些参数通过第3.2节所述的实验进行标定，建立了Qg/Ql与初始液滴谱的对应关系。连续相采用基于压力的瞬态RANS方法（可实现k–ε模型，增强壁面处理）求解，空气被视为可压缩理想气体，启用能量方程和重力。离散相和连续相双向耦合，禁用蒸发（干雾条件），二次破碎采用KH–RT模型模拟，液滴-液滴碰撞通过O’Rourke算法处理。边界条件与实验范围一致：空气入口为压力入口（表压），Pg= 0.15–0.75 MPa；液体入口为压力入口（表压），Pl= 0.10–0.50 MPa；出口为压力出口（0 Pa 表压）；壁面为无滑移边界。计算域为三维，覆盖最大喷雾范围（轴向≥4.0 m，径向≥2.0 m）。在喷嘴出口附近进行网格细化并严格控制时间步长，Δt ≈ 2 μs，以确保局部CFL < 0.25，保证数值稳定性。
仿真与实验结果对比验证
图10描绘了喷射后5–300 μs内喷雾的时间演化。液滴云从密集的近场锥体轴向推进至约3.0–3.5 m，而外锥角基本保持稳定。堆积条形图定量揭示了液滴谱随时间向更小尺寸的单调迁移。具体而言，大液滴（80–100 μm）的比例急剧下降，从5 μs时的28%降至10 μs时的23%、100 μs时的8%，300 μs时仅为3%。相反，细液滴（0–30 μm）的比例稳步上升，从5–10 μs时的3–5%升至150 μs时的16%、200 μs时的20%、300 μs时的22%。30–40 μm范围内的液滴比例同样在同一时间段内从4–7%增至15–19%。液滴谱表现出明显的时间性向小尺寸迁移。喷雾演化可分为两个阶段：初始的“快速重分布期”（0–150 μs），期间大液滴比例急剧下降，细液滴比例急剧上升；随后的“逐渐稳定期”，谱分布和锥角接近稳定值，但液滴云继续向外扩展。
图11说明了喷雾开始后5–300 μs内液滴速度场的时空演化。速度分布显示轴向穿透距离延伸至约3.5–4.0 m，而外锥边界几乎不变。在远场边界，液滴经历了显著的减速、夹带、扩散和重力沉降，残留速度非常低。堆叠直方图进一步量化了这种变化：低速部分（0–10 mm/s）的比例从5 μs时的17%降至300 μs时的7%，而20–30、30–40和40–50 mm/s范围内的比例分别从8%升至17%、3%升至18%、3%升至22%；同时，10–20 mm/s组别几乎恒定在10–12%。这些结果表明，首先，在0–150 μs内发生明显的“向更高速度迁移”，随后是以20–50 mm/s范围为主的准稳态分布；其次，分布的右移与轴向穿透的线性延伸相吻合，表明流场调制主要由对流输运而非几何扩张控制。
图12展示了“气压力（列）× 液压力（行）”操作矩阵下，可视化实验照片（左）与数值模拟得到的投影液滴密度场（右）的对比分析。总体而言，两者在不同条件下的喷雾形态单调趋势和相对大小方面表现出高度一致性。固定液压力时，气压力从0.15 MPa增至0.75 MPa，喷雾从“细长射流–窄锥”转变为“扩散云–宽锥”，外锥角明显扩大，外围扩散区增大，穿透距离延长。反之，固定气压力时，提高液压力从0.10 MPa至0.50 MPa则产生相反趋势：喷雾变窄，轴向密集核心延长，系统表现出更强的“射流”特性。这些现象可以在由比值Qg/Ql主导的统一规律下得到解释。Qg/Ql增加增强了气相动量和剪切力，从而扩大了雾化角并延长了喷雾范围；相反，Qg/Ql降低增强了射流连续性和内聚力，使液滴尺寸粗化，锥角收缩，近场核心延长。在模拟中，等值线从红色到青色的径向过渡与实验图像中观察到的亮度衰减区密切对应。
喷雾雾场速度影响因素分析
利用CFD-Post提取出口截面，评估不同气液压力下的平均液滴速度，如图13所示。出口截面指的是喷嘴下游4.0 m处的流出边界，而非物理喷嘴出口。固定液压力时，平均液滴速度随气压力从0.15 MPa增至0.75 MPa而单调上升，在低压区（0.15–0.30 MPa）增长最为显著，之后曲线逐渐趋于平缓（≥0.60 MPa）。在此过程中，当Pl= 0.10 MPa时，平均速度从约0.179 m/s增至0.203 m/s，上升13%；而在Pl= 0.50 MPa时，仅从0.163 m/s增至0.179 m/s，增长10%。图13b显示，固定气压力时，平均液滴速度随液压力从0.10 MPa增至0.50 MPa而单调下降，在低压范围（0.10–0.20 MPa）下降最陡，随后逐渐衰减。在此过程中，Pg= 0.75 MPa时，平均速度从0.202 m/s降至0.178 m/s（下降12%），而Pg= 0.15 MPa时，从0.179 m/s降至0.163 m/s（下降9%）。Pg增加（等价于Qg/Ql增加）提高了平均液滴速度；反之，Pl增加（Qg/Ql降低）则降低之。更高气压力增强气相动量和夹带，细化液滴尺寸，从而减少颗粒响应时间（τp∝ d2）和斯托克斯数；气液滑移减小，使液滴能更快地弛豫到对流空气速度。相反，增加液压力增强液相动量和射流内聚力，抑制初级和二次破碎，增大液滴尺寸，延长τp，削弱耦合，从而降低平均速度。高气压力下观察到的平台行为反映了主流对流速度施加的渐近极限，而高液压力下曲线的收敛揭示了液体惯性主导和边际效应递减下的非线性耦合。
如图14所示，液气流量比（Ql/Qg）和液滴速度（v）均与液气压力比（Pl/Pg）呈现幂律关系，表示为Ql/Qg= 6.16 (Pl/Pg)?1.4和 v = 0.176 (Pl/Pg)?0.067，相关系数R2分别为0.953和0.973。Ql/Qg的幂指数绝对值远大于液滴速度的幂指数，表明压力比对气液流量份额影响显著，而对速度场的依赖性较弱，速度场趋势趋于渐近平台。具体而言，当Pl/Pg从0.5增至1.5时，Ql/Qg下降约31.4≈ 4.7，而v仅下降约30.067≈ 10%。这些结果表明，在希望减少耗水量或扩大喷雾覆盖范围而基本保持输运能力的场景下，可适度提高Pl/Pg以急剧抑制Ql/Qg，且对v仅产生轻微影响。反之，若目标是增强液滴动量和抑尘效能，则应维持较低的Pl/Pg（通过提高Pg或降低Pl实现），以增强气动剪切、细化液滴谱并提高平均速度。
喷雾液滴尺寸影响因素分析
图15基于CFD-Post对喷嘴出口截面的统计，系统表征了气压力（Pg）和液压力（Pl）对雾化尺度的耦合影响。如图15a所示，固定Pl时，平均液滴尺寸随气压力从0.15 MPa增至0.75 MPa近乎线性减小。当Pl从0.1 MPa升至0.5 MPa时，平均直径从Pg= 0.15 MPa时的约18.5–22.5 μm降至Pg= 0.75 MPa时的11.5–15.5 μm，对应减少25–40%。图15b表明，固定Pg时，平均液滴尺寸随Pl增加而单调增大。Pg= 0.15 MPa时，液滴尺寸从Pl= 0.1 MPa时的18 μm扩大至Pl= 0.5 MPa时的23 μm（增长28%），而Pg= 0.75 MPa时，相应增长收敛至25%。提高Pg增加了气液相对速度和气体密度，从而提高了气相韦伯数（We）和气液动量比（Qg/Ql）。这驱使液滴射流或液膜从波袋破碎转向条带剥离，加剧了初级和二次破碎，从而减小平均液滴尺寸。相反，提高Pl增加了液体流量和射流厚度，增强了液体惯性和粘度与表面张力的竞争，延长了破碎长度，并增大了初始液滴尺寸。从工程角度，针对呼吸性粉尘（1–10 μm）的捕获，高气压和低液压条件（Pg≥ 0.6 MPa, Pl≤ 0.2 MPa）是最佳的，产生的液滴尺寸集中在12–15 μm范围，具有较强的二次破碎潜力。但对于总粉尘抑制，可适度提高Pl（0.4–0.5 MPa）以增强液体通量和空间覆盖。
在液压力为0.1 MPa、气压力为0.45 MPa的条件下，比较了不同液体浓度下液滴尺寸的空间分布，如图16所示。浓度的变化并未显著改变轴向或径向分布模式：轴向上，液滴尺寸随离喷嘴距离增加而增大；径向上，液滴尺寸关于Y=0呈对称分布。随着液体浓度增加，所有空间采样点的液滴尺寸呈现整体减小趋势。当浓度从0.005%增至0.5%时，减小尤为明显，而当浓度从0.4%增至0.5%时，下降速度减缓，反映出饱和效应。该现象表明存在一个液滴尺寸随浓度增加而减小的阈值。一旦活化剂浓度超过0.4%，液滴尺寸的进一步减小受到限制，此行为主要归因于气液界面活化剂分子的饱和吸附以及液滴聚并等物理过程。
喷雾液滴浓度影响因素分析
图17说明了固定气压力为0.45 MPa时，不同液压力下液滴尺寸的空间分布。图18则在固定液压力为0.1 MPa下，展示了不同气压力对应的分布特征。径向上，液滴浓度呈中心对称的单峰分布，近似高斯分布。固定气压力时，提高液压力从0.1 MPa至0.50 MPa同时增加了峰值浓度和分布宽度：中心峰值从3×10–3kg/m3升至6.5×10–3kg/m3，半高宽略有扩大，表明液加压提供了更大的体积通量并驱动较大液滴的惯性向外扩散。固定液压力时，增加气压力从0.15 MPa至0.75 MPa显著提高了中心峰值（从4×10–3kg/m3至9×10–3kg/m3），同时缩小了径向扩散，表明在强气动剪切下，液滴被高速核心更牢固地夹带，导致射流更加集中。轴向上，液滴浓度随离喷嘴距离单调衰减。提高Pl或Pg均提高了整体分布曲线，同时略微延长了特征衰减长度。喷嘴出口附近，浓度达到0.4–0.8×10–3kg/m3，约80%的衰减在0.2–0.3 m内完成，之后流场转变为低浓度尾迹。提高气压力增加了韦伯数（We）和动量比，驱使液膜从波破碎转向条带剥离。这减小了液滴尺寸，降低了滑移速度，并增强了对流夹带，产生了“更高轴向浓度和更窄径向扩散”的状态。反之，增加液压力增加了质量通量和射流厚度，产生具有更强惯性的大液滴，表现为“峰值升高伴适度径向展宽”。此行为定量反映为?C0/?Pg> 0, ?C0/?Pl> 0, ?σr/?Pg< 0, ?σr/?Pl> 0, ?λ/?Pg> 0, ?λ/?Pl> 0（其中C0为中心线浓度，σr为径向半高宽，λ为轴向衰减长度）。针对近场、高浓度、窄射流覆盖以快速捕获呼吸性粉尘，推荐“高气压力-中等液压力”状态（Pg≥ 0.6 MPa, Pl= 0.1–0.3 MPa），产生更细液滴和更紧的束流聚焦。对于更广的区域覆盖和表面润湿，较高的液压力（Pl= 0.4–0.5 MPa）结合中等气压力（Pg= 0.30–0.45 MPa）更为合适。
超声雾化抑尘试验应用
超声雾化抑尘系统设计
为验证超声雾化在新疆准东露天煤矿选煤厂带式输送机走廊中的抑尘效果，构建了一套工程集成超声雾化系统，如图19所示。该系统由气路、水路和粉尘测量三个协同子系统组成。水路采用“水箱–水泵–截止阀–稳压器–液体流量计–喷雾室”的闭式回路提供稳定液相。气路由“空压机–调压阀–截止阀–气体流量计–喷雾室”组成，提供雾化驱动。测量链配备实时质量浓度分析仪（TSI 8533）和粒度分析仪（TSI 9306），以及总粉尘/呼吸性粉尘采样器（CCZ20(A)），均按仪器规范进行校准和零点漂移检查。考虑输
