基于CFD的防风抑尘网非均匀孔隙率的优化研究

何鸿展,宋翀芳,潘武轩,雷勇刚



基于CFD的防风抑尘网非均匀孔隙率的优化研究

何鸿展,宋翀芳*,潘武轩,

(太原理工大学环境科学与工程学院,山西 太原 030024)

孔隙率是影响抑尘网防护效果的最主要因素,不同孔隙率抑尘网对料堆表面的显著作用区域不同,高孔隙率(³0.3)网后料堆中下部扬尘得到明显抑制,低孔隙率(<0.3)网的抑尘作用则于料堆上部突显.基于均匀孔隙率的抑尘区域提出不同孔隙率组合的非均匀抑尘网,选取6种典型非均匀工况,应用Fluent6.3对网和料堆周围流场进行数值模拟,结果显示:网下部孔隙率(L)相同,上部孔隙率(H)由0增至0.1时,网后气流扰动减弱,基于湍流结构和料堆受力判定H取0.1较好;网上部孔隙率(H)相同,下部孔隙率(L)由0.3增至0.6时,紧贴料堆表面风速随L增大而增大,L为0.3时最优.比较非均匀抑尘网最佳工况(H=0.1/L=0.3)与均匀网(=0.1和=0.3)的料堆表面受力显示:H=0.1/L=0.3非均匀网可使起尘量最大的迎风面的各个区域剪切力均显著减小,中下部比=0.1时减小85.2%,上部比=0.3时减小84.3%,料堆表面剪切力总和的减少量可达均匀网时的50%左右.

防风抑尘网；非均匀孔隙率；数值模拟；剪切力

多个城市PM2.5和PM10的源解析表明,扬尘已成为大气颗粒物的主要来源[1-4].控制大型堆场和港口的露天扬尘是环境治理的重要工作,营建防风抑尘网作为削减扬尘的有效措施,已成功应用在实际工作中[5-8].

国内外学者在优化抑尘网防护系统的研究领域得出了许多重要的结论[9-13],普遍认为孔隙率是影响抑尘网防护性能的最主要因素[14-17]宣捷[18]等通过风洞实验,分析抑尘网周围空气流场和料堆起尘特性,得出抑尘网的抑尘效果取决于网的孔隙率;Subhas等[19]以脉动压力、平均流速和表面平均压力分布为表征,分析了不同孔隙率时抑尘网上部空气的分离状态,发现气流流动的平均压力对孔隙率具有强烈的敏感性; Lee等[20]验证了数值模拟结果与风洞实验数据的一致性,指出孔隙率在0.3~0.5范围内能有效削减湍流动能和料堆表面平均压力;林官明等[21]应用子波分析研究了孔隙率为0.4的抑尘网后的湍流信号,发现抑尘网在降低风速的同时也降低了涡旋发生的频率;Dong[22]将网后流场划分为7个典型区域,讨论了孔隙率与区域之间的内在联系,为探究抑尘网的抑尘效果提供了关于动力机制的重要科学理论.

目前,对孔隙率的研究大多是针对抑尘网均匀孔隙率时的抑尘效果,即在同一孔隙率下,以料堆表面风速最小或散尘量之和最小为判定最佳孔隙率的依据.但是,通过料堆表面微观动力学研究发现:不同孔隙率的抑尘作用随料堆表面位置而异[9,20,23-25].目前尚无一个均匀孔隙率可使料堆表面所有位置散尘量均为最小.本文基于均匀抑尘网研究结果,选择多种孔隙率组合的非均匀抑尘网,对料堆周围风场的微观特性进行研究,以料堆不同位置剪切力均达到最小为判定依据,为探究孔隙率作用提供了新的认识,同时也为优化抑尘网防护系统提供了依据.

1 数值模拟

随着计算机技术的迅猛发展,CFD (computational fluid dynamics)数值模拟以其设计周期短、细节数据充足和便于测量等优点成为研究流体流动的有力工具[26-28],本文应用Fluent6.3软件,对防风抑尘网前后和料堆周围的流场进行模拟,探究不同孔隙率抑尘网时空气的流动特性.

1.1 几何模型

以三维棱台为料堆模型,设计参数为:下表面长154m,宽51m;上表面长113m,宽10m;堆高17m.研究表明[23-24,29-30]:当抑尘网高度在料堆高度的1.5倍以上时,随网高的增加,抑尘效果不再发生明显变化,抑尘网最佳高度为料堆高度的1.1~1.5倍;网与料堆间距离宜控制在1.0~1.5倍堆高范围内.故取网高为1.3倍堆高(即22m),网长为1倍堆长(154m),网与料堆间距取1倍堆高(17m).计算区域的选择对研究至关重要,区域过小会导致计算结果不准确,区域过大则会增加计算量.相关研究表明[31],当计算区域的长、宽、高分别设为14倍堆宽、2倍堆长和7倍堆高时,风速和料堆表面剪切力均不再发生变化,因此计算区域取为714m´308m´119m,如图1所示,坐标原点设置在料堆下表面中心位置,以来流空气方向为轴正向,沿堆高方向为轴正向,沿堆长方向为轴正向.

1.2 数学模型

采用标准紊流模型进行模拟,空气为不可压缩流体且与周围物体无质量和热量交换,认为流动是稳态绝热,控制方程组如下:

连续性方程:

动量方程:

(2)

方程:

(4)

式(2)中:S为源项,由粘性损失和惯性损失两部分组成,表达式如式(5)、(6)所示;式(3)中:μ为湍流粘性系数,N·S/m2,如式(7)所示,G为湍流动能生成项,kg/(m3·s),如式(8)所示;方程组中常数C、C、C和分别取1.44、1.92、0.09、1.0和1.3[32-33],空气动力粘性系数取1.79× 10-5N·S/m2.各项具体表达式:

式(5)中代表多孔介质的渗透性,m∙s;2为惯性阻力因子,m-1;式(6)中f为网孔总面积,m2;p为网板总面积m2;为网厚度,取0.002m;近似等于0.98.

1.3 网格划分与边界条件

应用Gambit软件对模型进行网格划分,考虑计算区域空气流动特性,在靠近防风抑尘网以及料堆表面区域进行加密处理,使此区域网格分布较密集,而计算区域的远端网格较稀疏.采用三角形网格均匀划分料堆表面,四边形网格划分地面,六面体网格划分控制体.为设置抑尘网非均匀孔隙率及分析料堆表面剪切力的微观分布,对网和料堆表面进行细致划分,用间距1m的平行平面分别截取抑尘网和料堆表面,使抑尘网、堆顶、料堆迎风面和背风面分别由22、10、17和17个平面组成.由于流场具有对称性,选取大于零的区域进行计算,网格划分如图2所示.

考核网格独立性是兼顾计算结果准确和最大限度降低网格划分工作量的必要工作[34],本文以迎风面剪切力为判据对计算区域网格进行独立性考核,具体结果如图3所示.

图3 网格独立性考核
Fig.3 Assessment of grid independence

由图3可见,当网格数大于1876359时,迎风面剪切力曲线趋于平缓,变化率仅为0.29%,故取1876359为有效计算网格数.

边界条件设置:防风抑尘网为多孔介质跳跃模型(porous-jump);入口边界为速度入口,设入口风速为5m/s;出口截面法向方向的速度梯度为零,出口边界设为自由压力出口;料堆表面和地面采用无滑移壁面;计算域前后及上表面为对称边界.本文中压力、动量、湍流动能和耗散项均采用二阶迎风格式,并用SIMPLE(Semi-Implicit Method for Pressure Linked Equations)算法处理压力与速度耦合项,收敛误差为10-5.

在开放性露天堆场中,料堆的散尘特性很大程度上依赖于近壁边界层的流动特性和壁面剪切力,对N-S方程扩散项的计算需确定壁面剪切力的求解方法[35].本文在粘性支层中采用半经验公式将自由流中的湍流与壁面附近的流动连接起来,近壁区流动的计算采用壁面函数法[36-37].

porous-jump边界条件是指抑尘网按孔隙率不同在动量方程中设为不为0的源项,是一种将实际物体阻碍流体运动的作用处理成动量损失的方法.鉴于数值模拟中未将物体的全部形状信息采集,为确认模拟结果的准确度,本文以抑尘网的压力损失系数为验证指标,将模拟结果与Park等[25]风洞实验结果进行对比:模拟值与实验测试值的变化规律相符,相对误差仅为7.17%,误差值在允许范围内.可见porous-jump边界条件具有可行性,且对孔隙率不同的抑尘网均适用.

压力系数的定义式为[19,25,38-39]:

式(9)中:为料堆表面的压力,Pa;0为参考压力,Pa,数值模拟与风洞实验保持一致,取0.4m高度处的压力为参考压力;为空气密度,kg/m3;in为来流风速,m/s.

2 结果与讨论

2.1 均匀孔隙率料堆表面微观动力学分布

对不同孔隙率(0,0.2,0.25,0.3,0.4,0.6,1)抑尘网后的空气流场进行数值模拟,计算料堆表面受力.料堆迎风面剪切力如图4所示,以沿坡面向上为正向.

由图4可见,高孔隙率(³0.3)时:剪切力沿整个坡面均为正值,即方向向上,沿坡面高度变化趋势与无网工况(=1)相似,随高度增加剪切力逐渐增大,最大散尘点在17m处(坡顶),孔隙率由0.6减小到0.3,剪切力亦减小.15m以上剪切力陡增,这是因为通过抑尘网的渗流空气和绕流空气在堆顶汇合,气流绕流料堆,风速增加,剪切力梯度增大,扬尘骤增,抑尘效果随孔隙率的减小而增强.相比无网工况,高孔隙率抑尘作用主要体现为减小剪切力的大小,剪切力方向不变,且对中下部扬尘抑制较为明显.

低孔隙率(<0.3)时:剪切力分布特性与高孔隙率(³0.3)截然不同,剪切力绝对值沿坡面高度出现“增大-减小-再增大”的波动,且方向不全为正.这是由于低孔隙率时,空气通过抑尘网以绕流为主,网后压力骤降,而网顶上方气压增强,在垂直方向的压差作用下,网和料堆迎风面间形成顺时针涡旋.当=0即挡风墙时,空气全部绕流抑尘网,涡旋中心位于料堆上方,整个迎风面处于涡旋中,剪切力均为负值,以13m(迎风面3/4处)为界,在此高度以下,剪切力随高度增加而增大,13m以上的剪切力有所降低,但坡顶处剪切力突增,扬尘达到最大.=0.2时,由于通过网的渗流增强,涡旋中心下降,剪切力方向发生变化,15m(迎风面7/8处)以下区域剪切力为负值,扬尘在迎风面1/2处达到最大,此后有较大幅度减少,当高度大于15m时,受绕流空气影响,剪切力再次增大,方向变为沿坡面向上.当=0.25时,涡旋中心高度继续下降,涡旋强度削减,整个迎风面扬尘较少,剪切力方向变化点移至12m(迎风面2/3)处.相比无网工况,低孔隙率时抑尘作用主要体现在减小料堆上部表面剪切力,从而抑制扬尘.

以上分析可知,不同孔隙率抑尘网的显著抑尘位置不同,高孔隙率(³0.3)时,料堆中下部剪切力明显降低,抑尘作用在料堆中下部体现明显;低孔隙(<0.3)时,抑尘网和料堆间存在涡旋,在涡旋作用下料堆中下部气流扰动反而增强,抑尘作用主要体现为减小料堆上部剪切力.

现有对均匀孔隙率的研究大多是针对其宏观的抑尘效果[8,21,29],通过上述分析发现,在均匀孔隙率下,料堆坡面不同高度的扬尘变化不同,即使在最佳孔隙率=0.25时,也并非在料堆表面所有位置起尘均为最小.据此,本文通过调整孔隙率组合,将抑尘网划分不同区域,以期使料堆各个区域的扬尘均达到最小.

2.2 非均匀孔隙率料堆周围湍流结构及料堆表面动力学分布

高孔隙率(³0.3)时,抑尘作用体现为削减迎风面中下部剪切力;低孔隙率(<0.3)时,迎风面上部抑制效果较好,这为设置不同孔隙率组合以优化抑尘效果提供了可能,即抑尘网下部选取高孔隙率,上部分选取低孔隙率.

2.2.1 非均匀孔隙率料堆周围速度矢量场 将抑尘网均分为上下2个区域,设置上部(H)为低孔隙率(<0.3),下部(L)为高孔隙率(³0.3),表示为H/L,并从大量非均匀组合的计算结果中选取6种典型工况加以分析,料堆前后的速度矢量分布如图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

图5 不同孔隙率组合的料堆周围速度矢量场
Fig.5 Velocity vector fields over the pile with deferent porosity combinations

由图5(a)可知,网上半部无气流通过,空气跃过网顶,在网上方形成高速剪切层,网后垂直方向压力悬殊,受压差作用影响,网下半部通过的部分渗流空气在网和料堆间形成逆时针涡旋,涡旋中心距地13m(迎风面3/4处);另一部分渗流空气遇到料堆阻挡,在粘性力作用下沿迎风面贴附向上运动.料堆平顶面处于涡旋回流区,平顶面物料颗粒受到涡旋卷吸作用逆向来流方向被扬起.

对比图5(a),(b)可知,在H相同情况下,增大L为0.4时,网上半部气流运动与图5(a)工况相似,涡旋中心高度几乎不变,为13.5m;通过网下半部的渗流增加,贴附迎风面的气流流速增大.由于渗流引射作用增强,平顶面气流受其影响沿来流方向运动,料堆顶部颗粒沿来流方向被吹起.当L增大至0.6时,如图5(c)所示,网上下孔隙率差值较大,垂直压差加剧,网顶后上方形成顺时针涡旋,涡旋中心距地24.6m,高出网2.6m,抑尘网和料堆间出现双涡旋,湍流强度骤增,且强渗流空气流经料堆,使迎风面和平顶面风速增大.对比图5(d), (e),(f)工况可知,随L增大迎风面和平顶面风速增加,但比H=0时网后上部气流的流线趋于平缓.

对比图5(a),(d)可知,在L相同情况下,增大H至0.1时,网后压差减小,湍流强度减弱,气流扰动削减.如图5(d)所示,紧贴迎风面13.4m处产生强度较小的涡旋,这是因为下部空气向上爬升过程中遇到上部低速气流,二者产生混合,在压差作用下产生涡旋,因为压差较小涡旋强度较弱.当H增大至0.2时,迎风面涡旋消失.工况(b),(e)和工况(c),(f)变化情况与上述相似,且迎风面近壁渗流空气沿坡面贴附流动.

综上所述,当H=0时,网上部空气全部绕流抑尘网,网后上下部气流的压力悬殊,在强压差作用下气流扰动剧烈,抑尘网和料堆迎风面间形成大尺度涡旋,抑尘作用较弱;而当H略增至0.1时,网上部有持续渗流通过,网后压差减小,湍流强度削减,气流流线变缓,抑尘作用增强.对比不同L工况,可以看出L=0.3时,迎风面贴附流的速度较小,随L增大,渗流作用增强,当L为0.4和0.6时,料堆迎风面和平顶面的风速明显增大,扬尘加剧.

上述的矢量分析可定性看出:H取0.1时,网后气流扰动较弱,且L取0.3时,迎风面和平顶面的风速最小,综合以上因素,选取=0.1/=0.3工况为非均匀孔隙率抑尘网的最佳工况.

2.2.2 非均匀孔隙率料堆表面微观动力学分布 为进一步量化非均匀孔隙率抑制网的抑尘效果,以速度矢量分布最佳的H=0.1/L=0.3工况为例,探讨非均匀孔隙率下料堆各表面剪切力的变化情况,并与均匀孔隙率=0.1和=0.3工况对比,料堆整体表面剪切力微观分布如图6所示.

如图6所示,3种工况下迎风面剪切力的变化曲线形成鲜明对比.非均匀孔隙率H=0.1/L=0.3曲线夹在均匀孔隙率=0.3和=0.1之间,“迎风面-平顶面-背风面”整体的剪切力变化平缓,迎风坡面上的剪切力最大波动范围不超过±5N,坡面整体扬尘较少.=0.3时迎风面剪切力随高度增加而递增,且料堆中上部的剪切力梯度明显增大,而H=0.1/L=0.3的剪切力在料堆迎风面5m以上高度有显著降低,这与预期的“低孔隙率减小迎风面上部剪切力” 相吻合.均匀孔隙率=0.1时,迎风面中下部在强烈负压差作用下,高强度涡旋使坡面中下部剪切力相当大,而非均匀孔隙率H=0.1/L=0.3下部的0.3孔隙率削弱了这一涡旋作用,中下部剪切力明显减小,这与“高孔隙率削减迎风面中下部剪切力”的设想相符.对比料堆平顶面剪切力,=0.3时平顶面受迎风面高速气流的引射作用,剪切力值最大,H=0.1/L=0.3的剪切力与=0.1工况相差无几.3种工况背风面的剪切力变化基本一致,不再另作讨论.

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可见,H=0.1/L=0.3抑制迎风面扬尘作用明显,其料堆中下部剪切力为19.0N,比=0.1时减少85.2 %,料堆上部剪切力为8.2N,比=0.3减少84.3%;H=0.1/L=0.3的平顶面剪切力之和较=0.3略大,但比=0.1工况有近56N的削减;在抑制料堆表面整体扬尘上,非均匀孔隙率的作用效果最佳,其料堆表面剪切力绝对值总和仅为=0.1的40.4％和=0.3的48.9％,可使扬尘减少50%以上.综合以上分析可知,与均匀孔隙率= 0.1和=0.3工况相比,非均匀孔隙率H=0.1/L=0.3的抑尘效果最为出色.

3 结论

3.1 高孔隙率(³0.3)与低孔隙率(<0.3)抑尘网对料堆坡面的显著抑尘区域不同:高孔隙率抑尘网后料堆表面剪切力随坡面高度增加而增加,中上部增加为甚,抑尘作用突出表现在减少料堆中下部扬尘;低孔隙率(<0.3)网后的涡旋作用削弱了上部剪切力,抑尘网的主要作用体现在抑制料堆上部扬尘.

3.2 抑尘网下部孔隙率(L)相同情况下,上部孔隙率(H)由0增至0.1时,网后垂直压差减小,气流扰动减弱,气流流线减缓,网与料堆间涡旋的范围和强度皆有衰减,考虑湍流结构和料堆受力H取0.1较好;网上部孔隙率(H)相同情况下,当L由0.3增至0.6时,渗流作用随之增强,紧贴迎风面和平顶面的风速增加,扬尘加剧,L取0.3时最优,综合考虑网上下部孔隙率影响,确定H=0.1/L= 0.3为非均匀孔隙率抑尘网速度矢量分布的最佳工况.

3.3 比较非均匀抑尘网最佳工况(H=0.1/L=0.3)与均匀网(=0.1和=0.3)的料堆表面受力,结果显示:H=0.1/L=0.3的迎风面剪切力比=0.1时减少85.7 %,且剪切力在5m以上高度比=0.3时有明显削减,迎风面剪切力之和比=0.3减少62.6%;H=0.1/L=0.3时平顶面剪切力比=0.1略大,但仅为=0.3工况的46.9%;背风面三者差别不大.非均匀抑尘网H=0.1/L=0.3对料堆表面剪切力总和的减少量可达均匀网=0.1和=0.3的一半以上,抑尘效果最佳.

Hao J M, Wang L T, Li L, et al. Air pollutants contribution and control strategies of energy-use related sources in Beijing [J]. 中国科学d辑(英文版), 2005,48(SII):138-146.

Bi X H, Feng Y C, Wu J H, et al. Source apportionment of PM10in six cities of northern China [J]. Atmospheric Environment. 2007,41(5):903-912.

王 鑫,浦 伟,史晋森,等.A comparison of the physical and optical properties of anthropogenic air pollutants and mineral dust over Northwest China [J]. Journal of meteorological research, 2015,29(2):180-200.

王 琴,张大伟,刘保献,等.基于PMF模型的北京市PM2.5来源的时空分布特征 [J]. 中国环境科学, 2015,35(10):2917-2924.

陈 凯,朱凤荣,钮珍南.防风网作用效果的风洞实验评估 [J]. 北京大学学报(自然科学版), 2006,42(5):636-640.

孙昌峰,陈光辉,范军领,等.防风抑尘网研究进展 [J]. 化工进展, 2011,30(4):871-877.

Cong X C, Cao S Q, Chen Z L,et al. Impact of the installation scenario of porous fences on wind-blown particle emission in open coal yards [J]. Atmospheric Environment, 2011,45(30): 5247-5253.

Park C W, Lee S J. Verification of the shelter effect of a windbreak on coal piles in the POSCO open storage yards at the Kwang-Yang works [J]. Atmospheric Environment, 2002,36(13): 2171-2185.

Chen G H, Wang W W, Sun C F,et al. 3D numerical simulation of wind flow behind a new porous fence [J]. Powder Technology, 2012,230:118-126.

刘建麟,沈恒根.露天采矿飏尘扩散防治用风障的模拟分析 [J]. 环境工程学报, 2012,6(11):4153-4156.

Li B L,Sherman D J. Aerodynamics and morphodynamics of sand fences, A review [J]. Aeolian Research, 2015,17:33-48.

Zhang N, Lee S J, Chen T G. Trajectories of saltating sand particles behind a porous fence [J]. Geomorphology, 2015,228: 608-616.

Hong S W, Lee I B, Seo I H. Modelling and predicting wind velocity patterns for windbreak fence design [J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics, 2015,142:53-64.

罗万银,董治宝,钱广强,等.栅栏对颗粒起动风速影响的实验研究 [J]. 中国沙漠, 2007,27(2):201-205.

Kim H B, Lee S J. Hole diameter effect on flow characteristics of wake behind porous fences having the same porosity [J]. Fluid Dynamics Research, 2001,28(6):449-464.

Bofah K K, Al-Hinai K G. Field tests of porous fences in the regime of sand-laden wind [J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics, 1986,23:309-319.

Heisler G M,Dewalle D R. Effects of windbreak structure on windflow [J]. Agriculture Ecosystems & Environment,1988,22/ 23:41-69.

宣 捷,俞学曾.风障减少尘埃飞起的风洞模拟研究 [J]. 环境科学研究, 1997,10(2):14-18.

Yaragal S C, Ram H S G, Murthy K K. An experimental investigation of flow fields downstream of solid and porous fences. Journal of Wind [J]. Engineering & Industrial Aerodynamics, 1997,66(2):127-140.

Lee S J, Lim H C. A numerical study on flow around a triangular prism located behind a porous fence [J]. Fluid Dynamics Research, 2001,28(3):209-221.

林官明,叶文虎.防风网泄流区湍流的子波分析 [J]. 北京大学学报(自然科学版), 2003,39(5):732-735.

Dong Z B, Luo W Y,Qian G Q,et al. A wind tunnel simulation of the turbulence fields behind upright porous wind fences [J]. Journal of Arid Environments, 2010,74(2):193-207.

Ferreira A D, Lambert R J. Numerical and wind tunnel modeling on the windbreak effectiveness to control the aeolian erosion of conical stockpiles [J]. Environmental Fluid Mechanics, 2011, 11(1):61-76.

张奕君,邹声华,黄寿元.露天料场防风抑尘网作用效果数值模拟研究 [J]. 环境科学与管理, 2011,36(4):61-64.

Park C W, Lee S J. Experimental study on surface pressure and flow structure around a triangular prism located behind a porous fence [J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics, 2003,91:165-184.

Alhajraf S. Computational fluid dynamic modeling of drifting particles at porous fences [J]. Environmental Modelling & Software, 2004,19(2):163-170.

Bitog J P, Lee I B, Shin M H, et al. Numerical simulation of an array of fences in Saemangeum reclaimed land [J]. Atmospheric Environment, 2009,43(30):4612-4621.

Diego I, Pelegry A, Torno S, et al. Simultaneous CFD evaluation of wind flow and dust emission in open storage piles [J]. Applied Mathematical Modelling, 2009,33(7):3197-3207.

Turpin C, Harion J L. Numerical modeling of flow structures over various flat-topped stockpiles height: Implications on dust emissions [J]. Atmospheric Environment, 2009,43(35):5579- 5587.

周伟朵.用数值模拟方法研究挡风抑尘网高度对抑尘效率影响 [J]. 电力科技与环保, 2012,28(1):46-47.

宋翀芳,彭 林,白慧玲,等.露天堆场防风抑尘网后湍流结构及抑尘效率的数值模拟 [J]. 中国环境科学, 2014,34(7):1690- 1695.

Launder B E, Spalding D B. The numerical computation of turbulent flows [J]. Computer Methods in Applied Mechanics & Engineering, 1974,3(2):269-289.

Farouk B, Guceri S I. Laminar and turbulent natural convection in the annulus between horizontal concentric cylinders [J]. Journal of Heat Transfer, 1982,104(4):631-636.

陶文铨.数值传热学 [M]. 西安:西安交通大学出版社, 2001:32.

村上周三.CFD与建筑环境设计.朱清宇等译 [M]. 北京:中国建筑工业出版社, 2007:18-22.

Elghobashi S E, Pun W N, Spalding D B. Concentration fluctuation in isothermal turbulent confined coaxial jets [J]. Chemical Engineering Science,1977,32(2):161-166.

Patankar S V, Sparrow E M, Ivanovic M. Thermal interactions among the confining walls of a turbulent recirculating flow [J]. Internation Journal Heat & Mass Transfer, 1978,21(3):269-274.

董纪鹏.强风流过散堆料场的流场模拟与抑尘研究 [D]. 青岛:青岛科技大学, 2009.

Giannoulis A, Mistriotis A, Briassoulis D. Experimental and numerical investigation of the airflow around a raised permeable panel [J]. Journal Wind Engineering & Industrial Aerodynamics, 2010,98(12):808-817.

* 责任作者, 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

何鸿展(1991-),女,河北石家庄人,太原理工大学硕士研究生,主要研究方向为空气污染物控制.发表论文2篇.

2015-11-24

国家自然科学基金资助项目(51108295)