露天堆場防風抑塵網臨界孔隙率的數值模擬

潘武軒，何鴻展，宋翀芳，李臨平（太原理工大學環境科學與工程學院，山西 太原 030024）

露天堆場防風抑塵網臨界孔隙率的數值模擬

潘武軒，何鴻展，宋翀芳*，李臨平（太原理工大學環境科學與工程學院，山西 太原 030024）

應用Fluent6.3對防風抑塵網及料堆周圍流場進行數值模擬，通過研究不同孔隙率抑塵網與料堆周圍湍流特性及料堆表面剪切力分布規律，確定了臨界孔隙率.結果顯示：高孔隙率（0.3、0.4、0.6）流動狀態與無網工況一致，來流風沿迎風面貼附向上，風速逐漸增大，堆頂達到最大；低孔隙率（0、0.2）流態與無網迥異，迎風面處于渦旋中，風速向下，孔隙率為0時渦旋中心高于堆頂3m，孔隙率為0.2時渦旋中心位于堆高2/3處.孔隙率≥0.3時，料堆各表面剪切力變化趨勢一致，與無網工況來流風同向，最大剪切力出現在堆頂.孔隙率為0.2時，作為最大起塵量的迎風面，其表面剪切力隨高度先增大后減小，最大剪切力處于堆高3/5處.孔隙率為0.25時，湍流結構和剪切力分布發生突變，迎風面為貼附和渦旋復合流動，表面剪切力最小.據此確定來流風速6m/s，運用該幾何模型時，臨界孔隙率為0.25.

防風抑塵網；數值模擬；臨界孔隙率；剪切力

揚塵是大氣污染的重要來源，相關研究［1-4］顯示，PM10中揚塵排放占39.5％，濃度貢獻率為48.7％.防風抑塵網是一種利用空氣動力學原理，改變網后微環境，有效抑制開放性露天堆場散塵的方法［5-9］，已在大型堆場及港口等得到成功應用［10-16］.

孔隙率是決定防風抑塵網抑塵效率最重要的參數［17］.胡晉明等［18］，采用數值模擬方法分析了不同孔隙率（0、0.195、0.252、0.33、0.44、0.406、0.49、0.54和0.66）下的風速和湍流度，建議孔隙率取0.3～0.5；姜鑫等［19］應用數值模擬對比了21組不同孔隙率抑塵網后平均風速，得出最佳孔隙率為0.35～0.4；Lee等［20］在風洞試驗中測定了網后壓力系數，得出孔隙率為0.4～0.5時遮蔽效果最好；Dong等［21］借助粒子圖像測速系統PIV（Particle Imaging Velocity）測試了11種不同孔隙率抑塵網后平均速度、湍流度和湍動能，得出抑塵網的遮蔽效果與湍流度直接相關的結論；其他學者［22-24］在研究抑塵網的遮蔽效果時同樣以風速、壓力和湍流度作為標識指標.

可以看出目前關于抑塵網作用效果的研究多集中以平均風速、平均壓力系數和水平湍流度等宏觀特性為表征，考慮料堆周圍湍流結構和料堆表面微觀動力學分布的研究較少.本文通過數值模擬分析了低孔隙率（0、0.2）和高孔隙率（≥0.3）工況繞流與滲流耦合作用時，料堆與抑塵網間湍流結構的微觀特性，計算了迎風面和背風面0～17m高度、平頂面0～10m寬度的剪切力分布，根據繞流和滲流主導作用的轉換探究了兼具渦旋和貼附流特點的臨界孔隙率，為抑塵網孔隙率的優化提供動力學理論依據.

1 數值模擬

1.1 計算區域

數值模擬中料堆計算模型取三維長條棱臺.棱臺參數設置為：上表面長113m，寬10m；下表面長154m，寬51m；棱臺高17m.抑塵網設置在堆前1倍堆高處，網長為1倍堆長.相關研究［25-26］表明，防風網高度大于煤堆高度1.5倍時抑塵效果無明顯變化，最佳網高在1～1.5倍的堆高范圍內選擇比較合適，模型中網高取1.3倍堆高即22m.

計算區域的選擇直接影響到結果的可靠性.計算區域選擇過大，會增加網格數，增大計算量，耗時多；計算區域選擇過小，邊界會影響料堆表面流動，影響空氣流動的充分發展，影響計算精度.相關研究［27］表明，當計算區域取料堆前6倍的堆寬，料堆后取7倍的堆寬，寬度取2倍的堆長，高度取7倍的堆高時風速和料堆表面剪切力均不再變化.所以計算區域取為714m×119m×308m的長方體.x方向沿堆寬方向，y方向沿堆高方向，z方向沿堆長方向，原點建立在計算區域長方體的內側左下角，如圖1所示.

圖1 計算區域（m）Fig.1 Computational domain（m）

1.2 控制方程及邊界條件

計算區域選定后建立數學物理模型.料堆周圍的空氣為不可壓縮流體，流動是穩態絕熱的.任何流動都須遵守質量守恒和動量守恒基本定律，湍流流動附加湍動能方程和耗散率方程.控制方程組如下：

質量守恒方程：

動量守恒方程：

其中：ρ為空氣密度，kg/m3；u、v、w分別為x、y、z方向的速度，m/s；ui、uj分別為i方向和j方向速度分量，m/s；xi、xj分別代表x、y方向的坐標；μ為空氣動力黏性系數，kg/（m·s）；δij為克羅內克爾張量.

Si是源項，該值在抑塵網區域外為0，在防風抑塵網區域內可以模擬為多孔介質的作用［28］，源項由黏性損失項和慣性損失項兩部分組成：

式中： α為多孔介質的滲透系數，m·s；C2為慣性阻力因子，m-1；Af為孔的總面積，m2；Ap為板的總面積，m2；t為抑塵網厚度，m，取0.002m；C近似等于0.98.

采用標準k-ε方程［29］模擬三維流場，k-ε方程由湍動能k方程和耗散率ε方程組成.

對不可壓縮流體，Gb=0，YM=0，G3ε=0.

式中：Gk、Gb為湍動能生成項；Prt為湍動Prandtl數；μt為湍流黏性系數，kg/（m·s）；β為熱膨脹系數，K-1；gj為重力加速度在j方向分量，m/s2；T為溫度，K；YM為可壓縮流中脈動膨脹對總體耗散率的貢獻；a為導溫系數，m2/s.

紊流系數C1ε、C2ε、C3c、σε和σk的取值分別為1.44、1.92、0.09、1.0和1.3.

邊界條件設置：入口邊界為速度入口，出口邊界為零壓力梯度出流，料堆表面及地面為無滑移壁面，抑塵網設置為多孔階躍邊界，模型上表面和前后表面為對稱邊界.

1.3 網格劃分

為探索料堆表面微觀特性，有必要將計算空間分區，用一組間距1m的平行平面截料堆表面，使得17m高的料堆迎風面和背風面分別由17個平面組成，10m寬平頂面由10個平面組成.本研究旨在獲取料堆和抑塵網周圍空氣流動特性，遠端空氣流動對料堆起塵影響甚微，故在網格劃分時細劃料堆表面，采用三角形網格均勻劃分；地面則采用四邊形網格，體網格采用六面體網格，如圖2料堆表面網格較細密，遠離料堆區域網格較疏.抑塵網部分作為多孔階躍邊界，在Fluent6.3中多孔階躍邊界是將抑塵網部分作為動量方程的動量損失源項.網格劃分見圖2.

圖2 網格劃分Fig.2 Mesh generation

作為獲得數值解的網格應當足夠的細密，以致于進一步加密網格已經對數值計算結果基本上沒有影響［30］.從疏到密對計算區域進行網格劃分，計算出每種網格工況下料堆周圍的流場特性，取迎風面剪切力這一宏觀量進行網格獨立性考核，結果見表1.

表1 網格獨立性考核Table 1 Assessment of grid independence

由表1可知當網格數大于1860191時，迎風面表面剪切力變化率僅為0.03％.通過網格獨立性考核，取有效計算網格數為1860191.由于抑塵網網格劃分影響計算精度，在其他網格劃分不變情況下，對抑塵網進行網格獨立性考核，發現在網格數大于1860191時，迎風面剪切力不隨抑塵網網格數變化，所以不影響計算精度.采用SIMPLE（Semi-Implicit Method for Pressure Linked Equations）算法，標準k-ε方程，收斂誤差取10-5，差分格式中壓力、動量、湍流能量和湍流耗散率均采用二階迎風格式.

2 結果及討論

2.1 速度矢量

圖3 不同孔隙率對稱面料堆前后速度矢量分布Fig.3 Velocity profiles before and behind the pile on the symmetry plane with deferent porosity

應用FLUENT中的壓力基非耦合三維求解器，采用標準k-ε方程對料堆周圍空氣流場進行數值計算.孔隙率分別為0、0.2、0.25、0.3和0.4，來流風速為6m/s時，對稱面料堆周圍的速度矢量分布如圖3所示.

來流空氣流經抑塵網時，一部分從上部繞流，另一部分滲流過網孔.圖3顯示：低孔隙率（0，0.2）和高孔隙率（0.3，0.4）流動特性截然不同.低孔隙率空氣繞流作用大于滲流作用，抑塵網與料堆之間渦旋強度大，緊貼迎風面空氣薄層在渦旋作用下速度向下；高孔隙率滲流作用增強，抑塵網與料堆之間無渦旋，迎風面為貼附流，速度向上.

如圖3（a）所示，孔隙率為0時，抑塵網和迎風面之間有大尺度渦旋，渦旋中心高度為20m，高于堆高3m；這是由于孔隙率為0時無滲流，空氣全部繞流，在網上方形成高速剪切層，網前后壓差大，在網后形成大尺度渦旋；整個迎風面處于渦旋影響范圍，迎風面最大速度出現在堆頂，沿x、y方向分別為-2.81m/s和-3.21m/s；在渦旋影響下，平頂面依然處于渦旋回流區域，速度為負，與來流方向相反.當孔隙率為0.2時，如圖3（b）所示，堆前渦旋強度減弱，渦旋中心靠近迎風面，這是由于孔隙率增大后滲流風增加，網前后壓力差較孔隙率為0時減小，渦旋強度減弱，渦旋中心高度為12m，位于迎風面2/3高度處；迎風面最大速度出現在其高度的1/3到2/3高度間，沿x、y方向分別為-0.73m/s和-1.09m/s.

當孔隙率為0.3時，如圖3（c）所示，堆前渦旋消失，滲流風進一步增加，網前后壓差減小至無法形成渦旋，整個迎風面均為貼附流，迎風面最大速度出現在堆頂，沿x、y方向分別為2.13m/s和2.48m/s；當孔隙率為0.4時，抑塵網與料堆之間無渦旋，同孔隙率為0.3時速度矢量分布基本一致，從速度矢量圖3（d）中可看到速度變化較孔隙率為0.3時更平緩，這是因為網前后壓差進一步減小，速度從堆底至堆頂逐漸增加.

由此可見：低孔隙率（≤0.2）時，空氣繞流占主導，抑塵網與迎風面之間區域處于渦旋流；高孔隙率（≥0.3）時，空氣滲流作用強，迎風面為貼附流.低孔隙率與高孔隙率的流動特性明顯不同，0.2～0.3之間必然有一個流態突變的臨界孔隙率，選擇此區間的多個工況進行數值模擬，試圖尋找臨界孔隙率，其流動兼具渦旋流和貼附流的特性.結果顯示，當孔隙率為0.25時，如圖3（e）所示，迎風面既非全部處于渦旋區，也非完全貼附流.0～5m空氣從地面貼附向上流動，5～15m高度處在繞流和滲流的共同作用下形成緊貼迎風面的強度較小的渦旋，渦旋中心高度為10m，15～17m高度時，又呈現出貼附繞流特性.出現這一復合流動的原因在于：在此孔隙率下，網后滲流與上部繞流共同作用，在垂直壓差作用下，中下部形成渦旋，料堆底部渦旋作用衰減，在緊貼地面剪切力作用下空氣向上揚起，料堆中上部區域流道面積擴大，壓差減小，空氣保留來流風特點，貼附料堆向上.為充分利用渦旋和貼附流復合特性從而降低料堆起塵，本研究在來流風速為6m/s下臨界孔隙率為0.25.

2.2 剪切力

通過計算料堆周圍速度矢量分布，分析了迎風面渦旋和貼附流的流動特性，通過計算料堆表面在不同孔隙率下，迎風面和背風面0～17m高度、平頂面0～10m寬度的表面剪切力，可以定量分析迎風面、背風面和平頂面不同位置剪切力的分布特性.

2.2.1 迎風面剪切力 孔隙率分別為0、0.2、0.25、0.3、0.4、0.6和1.0時，剪切力在迎風坡面不同高度的分布如圖4所示，可以看出：未設置抑塵網（孔隙率=1.0）時，迎風面剪切力隨高度增加而增大，最大剪切力出現在堆頂17m處，即料堆顆粒在來流風作用下沿迎風面向上揚起，堆頂起塵量最大；孔隙率為0.3、0.4、0.6時，剪切力仍舊隨高度增加而增大，只是剪切力大小隨孔隙率減小而減小.即在孔隙率≥0.3時，抑塵網的作用在于減小風速和表面剪切力，并沒有改變湍流結構.孔隙率≥0.3時，表面剪切力均為正，即沿迎風面向上，與前述貼附流的特性吻合.

孔隙率為0時，湍流結構與高孔隙率時迥然不同.剪切力均為負，即沿迎風面向下，且剪切力絕對值隨高度增加而增大；這是由于渦旋中心高于料堆，整個迎風面處于渦旋中，料堆上部靠近渦旋中心，速度梯度和表面剪切力較大，這與前述速度矢量分布也相一致.

孔隙率為0.2時，沿堆高方向剪切力不再呈單調關系，而是隨高度增加先增大后減小，1～16m高度間，表面剪切力為負，即渦旋到影響區域為1～16m高度；最大剪切力出現在10m高處，為7.75N；整個迎風面剪切力絕對值之和為74.6N，為無網時的16.7％.

圖4 不同孔隙率迎風面剪切力分布Fig.4 Shear force profiles on windward of the pile with deferent porosity

由圖4知，孔隙率為0.25時，0～5m高度為向上貼附流，剪切力為正，5～14m高度處于渦旋中，剪切力為負，渦旋強度較孔隙率為0.2時小，14～17m高度處又呈現貼附流特性，剪切力為正.可見該孔隙率下，迎風面為貼附流和渦旋復合流動，表面剪切力隨高度有正有負，剪切力隨高度變化曲線緊貼橫軸，絕對值明顯比孔隙率為0.2及0.3時小.綜合來看，孔隙率為0.25時迎風面剪切力絕對值之和最小，為26.8N，為無網時的6.0％.2.2.2 背風面剪切力 不同孔隙率剪切力在背風坡面不同高度的分布如圖5所示，可以看出：孔隙率為0時和其他孔隙率下剪切力隨高度變化趨勢明顯不同.孔隙率為0時，剪切力隨高度變化微小，且均為負，沿x負方向，即沿背風面向上，背風面處于回流渦旋中.孔隙率為0.2、0.25和0.3時，剪切力隨高度變化曲線幾乎重合，在1～13m高度間，剪切力為正，沿迎風面向下，其他高度處貼附背風面向上且剪切力大小變化不大；當高度大于13m后，剪切力隨高度急劇增長，最大剪切力出現在17m處，即堆頂.孔隙率為0時，背風面剪切力絕對值之和最小為12.2N.孔隙率在0.4～1.0時，剪切力變化趨勢不變，同一高度，剪切力隨孔隙率增大略有增大.背風面剪切力絕對值大小大部分在3N以下相對迎風面和平頂面而言較小，且在孔隙率為0.2～0.3時相差很少，所以料堆表面剪切力主要由迎風面和平頂面剪切力組成，背風面影響很小.

圖5 不同孔隙率背風面剪切力分布Fig.5 Shear force profiles on leeward of the pile with deferent porosity

2.2.3 平頂面剪切力 不同孔隙率剪切力在平頂面不同寬度的分布如圖6所示，可以看出：孔隙率為0時，由于渦旋中心高度高于料堆，平頂面仍處于渦旋流中，表面剪切力沿平頂面與來流速度相反，均為負值；剪切力隨寬度增加而減小，平頂面前半程受渦旋影響顯著，剪切力變化快，后半程剪切力變化緩.

孔隙率≥0.2時，剪切力均為正，且隨孔隙率減小而減小，這是因為平頂面為貼附流，與來流風速方向相同，且隨寬度增加而減小，緣由前半部分靠近迎風面，壓力損失影響明顯，后半部分壓力相對平穩.由圖6可見，孔隙率在0.2～0.3時，剪切力隨寬度變化微小，同一高度剪切力變化不大，最大相差4.1N.孔隙率為0.2時，渦旋中心高度位于迎風面2/3處，未到達平頂面，所以平頂面為貼附流，剪切力為正，隨寬度增加變化甚小，平頂面總剪切力為47.94N，是無網時的16.1％；孔隙率為0.25時，總剪切力為67.12N，是無網時的22.5％；孔隙率為0.3時，總剪切力為85.73N.即孔隙率在0.2～0.3時，平頂面表面剪切力相差不大.由于料堆為長條棱臺，兩側面面積相對迎風面、平頂面和背風面面積很小，所以考慮迎風面、背風面和平頂面剪切力之和.通過計算比較，孔隙率為0.25時，總剪切力最小為93.95N.

圖6 不同孔隙率平頂面剪切力Fig.6 Shear force profiles on top flat of the pile with deferent porosity

3 結論

3.1 料堆周圍速度矢量分布顯示：低孔隙率（≤0.2）和高孔隙率（≥0.3）時流動特性迥異.低孔隙率時，迎風面處于渦旋中：孔隙率為0時，渦旋中心高于堆高3m，迎風面和平頂面上均為渦旋流；孔隙率為0.2時，渦旋中心位于迎風面2/3高度（12m）處，平頂面為貼附流.高孔隙率時，堆前無渦旋，迎風面和平頂面均為貼附流.孔隙率為0.25時，迎風面為渦旋和貼附流的復合流動，渦旋中心位于迎風面3/5高度處，5m以下和14m以上為貼附流.

3.2 料堆各表面剪切力分布顯示：孔隙率≥0.3時，迎風面同一高度，剪切力隨孔隙率增大而增大；同一孔隙率，剪切力隨高度增加而增大.比較孔隙率為0，0.2，0.25，0.3，0.4，0.6時的迎風面剪切力，孔隙率為0.25時最小，僅為無網時6.0％.平頂面隨寬度增加表面剪切力減小，孔隙率為0.2時，平頂面剪切力之和最小，為無網時的16.1％.

3.3 孔隙率為0.25時，堆前流場特性為渦旋流向貼附流過渡的轉折點，且料堆各表面剪切力之和最小.故來流風速為6m/s時，在該幾何模型、研究工況下，臨界孔隙率為0.25.

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Numerical simulation for critical porosity of porous fences used to shelter open storage piles.

PAN Wu-xuan，HE Hong-zhan，SONG Chong-fang*，LI Lin-ping（College of Environmental Science and Engineering，Taiyuan University of Technology，Taiyuan 030024，China）.China Environmental Science，2015，35（6）：1638～1644

The flow field around the open storage piles behind a porous fence was numerically simulated by the software Fluent 6.3.The critical porosity was determined based on the datas obtained from the simulation of flow fields for the porous fence with different porosities and the shear stress distribution above the windward side，flat top surface and leeward side of the pile.As a result，the flow structures at high porosities（0.3，0.4，0.6）were similar to that of the unfenced condition.The air velocity was higher from the ground to the top of the windward surface and the velocities were all positive.At low porosities（0，0.2），however，the flow structure differed strongly with that of the high porosities.Large-scale vortices were formed between the fence and the storage pile，thus the velocity of the air above the windward was negative.For the fence with ε=0，the height of vortex center was higher 3m than the height of the pile and for the fence with ε=0.2，the vortex center located at the 2/3 height of the windward surface.In addition，the shear stress distribution was similar to that of the unfenced condition when the fence porosity was exceeded 0.3and the shear stress increased with the increasing porosities.For the ε=0.2 porous fence，however，as the height of the pile increased，the shear stress increased，then decreased and the maximum shear stress was at the 3/5height of the pile.When the fence porosity was 0.25，both vortex and attached flow were formed above the windward surface and the shear stress of the pile was to be the least.Thus the porosity ε=0.25 below or above which turbulence structures and the shear stress distributions differed strongly was determined to be the critical porosity in this study.The method studying aerodynamics microscopic characteristics around the piles provides a new idea for the porous fence investigation.

porous fence；numerical simulation；critical porosity；shear stress

X513

A

1000-6923（2015）06-1638-07

潘武軒（1990-），女，山西運城人，太原理工大學碩士研究生，主要從事空氣污染控制和暖通空調系統的數值模擬研究.

2014-10-31

國家自然科學基金資助項目（51108295）

* 責任作者，副教授，scfcindy@163.com