李 熾，李景利

(1.武漢理工大學汽車工程學院，湖北 武漢 430070;2.聊城中通新能源汽車裝備有限公司，山東 聊城 252000)

道路清掃車的清掃原理是借助風機抽取集塵箱內(nèi)空氣，以氣力輸送方式將吸嘴四周的垃圾送入集塵箱。吸嘴作為關(guān)鍵部件，對吸塵效率和能量損失等起決定性作用。

目前的研究側(cè)重優(yōu)化吸嘴內(nèi)部流場，分析結(jié)構(gòu)參數(shù)對吸塵性能的影響，依據(jù)內(nèi)部流場好壞定性地判斷吸塵性能優(yōu)劣。歐陽智江等[1]對比分析了吸塵口不同卷邊設計條件下，內(nèi)部的氣流分布及流線軌跡。黃登紅等[2]借助CFD(computational fluid dynamics)分析了單圓形通道吸嘴的5個結(jié)構(gòu)參數(shù)對入口氣流速度、壓力降之間的影響。王翔[3]建立了單通道吸嘴-吸管-集塵箱氣路系統(tǒng)，從系統(tǒng)層面上分析了吸嘴流場的設計要點。馬玉鑫等[4]在傳統(tǒng)設計經(jīng)驗的基礎上，提出了Y型通道吸嘴結(jié)構(gòu)。Zhang等[5]運用CFD氣相流動模型對吸嘴內(nèi)部氣流的流動進行了研究，并提出結(jié)構(gòu)上的改進以獲得更高的吸塵效率。這些研究無法定量分析吸嘴內(nèi)部能量損失形式和位置，因此，如何提高吸嘴能量利用率的問題亟待解決。筆者以某清掃車吸嘴為研究對象，從能量損耗角度考慮，提出吸嘴能量利用率的評價指標，定量地分析吸嘴內(nèi)部能量損失情況，以降低能量耗損。

1 吸嘴結(jié)構(gòu)與仿真模型

1.1 吸嘴結(jié)構(gòu)

道路清掃車氣力輸送系統(tǒng)由吸嘴、管道、集塵箱和風機等組成。吸嘴體結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示，其整體可以分為方盒區(qū)和吸腔區(qū)。方盒區(qū)內(nèi)部分為吸塵拓展區(qū)和吸塵核心區(qū)。

圖1 吸嘴結(jié)構(gòu)示意圖

吸嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)有：總長L、總寬B、總高H、高度h、肩部斜角α和β、吸管直徑D和作業(yè)離地間隙s，吸嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖2所示。這些參數(shù)的設計取值如表1所示。

圖2 吸嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖

結(jié)構(gòu)參數(shù)數(shù)值結(jié)構(gòu)參數(shù)數(shù)值L/mm1575α/(°)47B/mm335β/(°)17H/mm280D/mm180h/mm125s/mm10

1.2 仿真理論基礎

借助CFD工具來探究吸嘴的流場特性，挖掘吸嘴內(nèi)部能量損耗形式和位置。經(jīng)過綜合對比分析，選用標準k-ε湍流模型[6]。湍流動能k方程和耗散率ε方程式為：

(1)

(2)

式中：μ為流體的粘性系數(shù)；μt為湍流粘度(μt=Cμρk2/ε)；Gk和Gb分別為平均速度和浮力決定的k的產(chǎn)生項；默認常數(shù)C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=1，Cμ=0.09；湍流動能k與耗散率ε的湍流普朗特數(shù)分別為σk=1，σε=1.3；YM為脈動擴張對總耗散率的影響；ρ為空氣密度；xi代表坐標分量。

1.3 仿真模型

吸嘴擴展區(qū)橫截面常采用矩形形式，轉(zhuǎn)角形式分為有轉(zhuǎn)角和無轉(zhuǎn)角形式兩種[7]。帶無轉(zhuǎn)角形式擴展區(qū)的吸嘴體如圖3所示，相對于有轉(zhuǎn)角形式，其網(wǎng)格數(shù)量少，可縮短計算時間。采用四面體單元非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，加密部分位置網(wǎng)格，同時進行網(wǎng)格無關(guān)性檢驗，最終確定網(wǎng)格數(shù)量約323萬。

圖3 帶無轉(zhuǎn)角形式擴展區(qū)的吸嘴體

1.4 邊界條件及初始條件

為保證求解的合理性，邊界條件及初設條件設為：擴展區(qū)設定壓力入口為標準大氣壓，吸管口根據(jù)風機轉(zhuǎn)速2 500 r/min的測試數(shù)據(jù)，設置壓力出口為-3 600 Pa，其他均設置為無滑移壁面。假設內(nèi)部氣體不可壓且與外界大氣無熱交換，設置為理想氣體(密度為1.225 kg/m3，粘度為1.78×10-5Pa·s)，湍流模型為realizablek-ε湍流模型，離散方法采用有限體積法，壓力-速度耦合關(guān)系采用SIMPLE算法。

1.5 仿真結(jié)果分析

通過仿真可得吸嘴內(nèi)部YZ平面處速度矢量以及吸管Y方向?qū)ΨQ面處速度矢量，如圖4和圖5所示。由圖4可知，大部分氣流速度分布在25～45 m/s間，近地面平均速度為30.37 m/s，吸管口處平均速度為34.9 m/s。由于路面上常見垃圾塵粒起動速度為19 m/s，懸浮速度為29 m/s，仿真結(jié)果說明，該吸嘴在一定程度上能保證路面常見垃圾塵粒的起動、懸浮，并隨高速氣流一起順利進入集塵箱。這與實際吸塵效果比較貼合，驗證了仿真模型的正確性。

吸嘴內(nèi)氣體流動時存在沿程損失和局部損失，而局部損失主要包括碰撞損失、轉(zhuǎn)向損失和渦流損失[8]。由圖4和圖5可知，氣體在吸嘴兩側(cè)肩部、兩吸管之間區(qū)域和拓展區(qū)等產(chǎn)生碰撞，形成了規(guī)模不同的渦流。而吸嘴起著能量轉(zhuǎn)換作用，將高速氣流的壓力能轉(zhuǎn)化為垃圾塵粒的機械能，形成高速攜塵氣流。在上述過程中，存在一定程度的渦流損失，造成了吸嘴內(nèi)部氣流的能量損耗，降低了吸嘴的吸塵效率和能量利用率。

圖4 吸嘴內(nèi)部YZ平面處速度矢量圖

圖5 吸管Y方向?qū)ΨQ面處速度矢量圖

2 方盒區(qū)能量利用率評價指標

(1)總壓降ΔP1和總壓下降率φ1。總壓降是決定能量利用率的主要因素，也表征為能量損耗的技術(shù)經(jīng)濟指標，總壓降應盡量小些。吸嘴內(nèi)部YZ平面參數(shù)示意圖如圖6所示，提取吸嘴在Z方向的入口截面Ⅰ-Ⅰ、中間截面Ⅱ-Ⅱ的平均總壓P1、P2。那么方盒區(qū)總壓降ΔP1和總壓下降率φ1的定義如式(3)和式(4)。

ΔP1=P1-P2

(3)

(4)

圖6 吸嘴內(nèi)部YZ平面參數(shù)示意圖

(2)能量損失ΔE12和能量利用因子λ1。在圖6中吸嘴的入口截面Ⅰ-Ⅰ和中間截面Ⅱ-Ⅱ之間(方盒區(qū))建立伯努利方程。

(5)

同時，為了進一步定量說明吸嘴方盒區(qū)的能量利用率，引入能量利用因子[9]λ1為：

(6)

式中：p1、p2為截面Ⅰ-Ⅰ和截面Ⅱ-Ⅱ處平均靜壓；v1、v2為截面Ⅰ-Ⅰ和截面Ⅱ-Ⅱ的平均氣流速度；α1、α2為動能修正系數(shù)；z1、z2為截面Ⅰ-Ⅰ和截面Ⅱ-Ⅱ的位置水頭，取z1=0；g為重力加速度；ΔE12為能量損失。

從式(5)和式(6)可知，ΔE12和λ1越小，方盒區(qū)能量利用率越高，吸嘴能量利用率也越高。

3 導流板參數(shù)對其能量利用率的影響

3.1 導流板結(jié)構(gòu)參數(shù)

吸管Y方向?qū)ΨQ面截圖如圖7所示，方盒區(qū)與吸腔區(qū)的過渡處存在兩塊隔板，導致方盒區(qū)上截面面積和吸腔區(qū)下截面面積之比過大，并且內(nèi)隔板使方盒區(qū)內(nèi)部出現(xiàn)了死角，當高速氣流從方盒區(qū)流向吸腔區(qū)時，流道截面積突變，導致氣體流速發(fā)生劇烈變化，影響流動的穩(wěn)定性，形成不同程度的渦流，造成氣流的能量損耗。

圖7 吸管Y方向?qū)ΨQ面截圖

為減少上述能量損耗，應改善方盒區(qū)和吸腔區(qū)的流道突然縮小情況并減少死角的存在，將兩塊隔板改造成兩導流板，如圖8所示。左側(cè)導流板截面形狀為等腰梯形，定義左側(cè)導流板的等腰梯形的高為H0，上底長為b，腰與Z方向的夾角為θ，右側(cè)導流板與Z方向的夾角為δ。

圖8 方盒區(qū)內(nèi)部導流板結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖

3.2 正交試驗設計

上述的4個能量利用率評價指標(ΔP1、φ1、ΔE12、λ1)與4個因素(H0、b、θ、δ)有關(guān)，每個因素有3個水平，采用L9(34)正交表來安排試驗。將4個因素H0、b、θ、δ分別記作A、B、C、D，對應的3個水平分別記作A1、A2、A3、B1、B2、B3、C1、C2、C3、D1、D2、D3，如表2所示。

表2 正交試驗設計表

3.3 結(jié)果討論與分析

9組試驗方案仿真結(jié)果如表3所示。原模型的仿真結(jié)果如表4所示。

表3 ΔP1、φ1、ΔE12、λ1仿真結(jié)果

對比表3和表4發(fā)現(xiàn)，兩塊隔板改成導流板后，有效地改善了方盒區(qū)和吸腔區(qū)的流道突然縮小情況和內(nèi)部死角的影響，方盒區(qū)能量利用率評價指標較原模型有一定程度下降，提高了吸嘴能量利用率，說明了這種措施是有效的。

表4 原模型ΔP1、φ1、ΔE12、λ1仿真結(jié)果

進一步分析9組正交試驗的仿真結(jié)果，分別計算各因素的同一水平的均值k1、k2、k3以及各因素的極差R，其中R越大，表明該因素的水平變化對評價指標的影響越大?？倝航郸1、總壓下降率φ1、能量損失ΔE12和能量利用因子λ1的正交試驗處理結(jié)果如表5～表8所示。

表5 總壓降ΔP1正交試驗處理結(jié)果

表6 總壓下降率φ1正交試驗處理結(jié)果

表7 能量損失ΔE12正交試驗處理結(jié)果

表8 能量利用因子λ1正交試驗處理結(jié)果

由表5～表8可判斷，各評價指標不同水平的平均值確定各因素的優(yōu)化水平組合如表9所示。

表9 各評價指標對應的優(yōu)組合

綜合平衡確定最優(yōu)組合時，主要因素應取最好的水平，次要因素則可根據(jù)成本、工藝等方面的統(tǒng)籌考慮選取適當?shù)乃健?個評價指標單獨分析出來的優(yōu)組合不一致，主要區(qū)別在于C2、C3的取舍。當因素C取C2時，相比于因素C取C3而言，總壓降ΔP1下降了1.13%，總壓下降率φ1下降了1.47%，能量利用因子λ1下降了6.59%，僅能量損失ΔE12上升了2.45%。綜合考慮，各因素的最佳搭配水平為A3B3C2D1，即為試驗號9。對應的導流板結(jié)構(gòu)參數(shù)依次為：左側(cè)導流板的高H0(A)為25 mm，上底長b(B)為25 mm，腰與Z方向的夾角θ(C)為45°，右側(cè)導流板與Z方向的夾角δ(D)為25°。

同時，4組極差R值可判斷，左側(cè)導流板的高H0(A)為主要影響因素，左側(cè)導流板的腰與Z方向的夾角θ(C)和右側(cè)導流板與Z方向的夾角δ(D)的影響效應相當，左側(cè)導流板的上底長b(B)為次要因素，在設計類似的吸嘴方盒區(qū)內(nèi)部導流板時，應重點考慮左側(cè)導流板的高H0。

根據(jù)表5～表8中的數(shù)據(jù)可作出4個因素與4個評價指標間的趨勢圖，四個因素與評價指標能量損失ΔE12的趨勢如圖9和圖10所示。

圖9 ΔE12與A、B因素大小的趨勢圖

圖10 ΔE12與C、D因素大小的趨勢圖

由圖9可知，能量損失ΔE12隨著A因素、B因素的增大而減小，其中A因素的增大對應的能量損失ΔE12的下降幅度更大，即對應的能量利用率增加量更多，而B因素的增大對應的能量損失ΔE12的下降比較平緩，即對應的能量利用率增加量較少，說明了方盒區(qū)內(nèi)部導流板的結(jié)構(gòu)參數(shù)高H0(A)變化對提高方盒區(qū)的能量利用率起著決定性作用。

由圖10可知，能量損失ΔE12隨著C因素增大而減小，其中C因素的增大對應的能量損失ΔE12先下降較快后趨于平緩，即對應的能量利用率增加量隨著C因素增大最終趨于定值，而D因素的增大對應的能量損失ΔE12先增大再減小，即對應的能量利用率增加量先減小再增大。

4 結(jié)論

借助CFD對原吸嘴模型進行流場仿真，從吸嘴內(nèi)部能量損耗角度考慮，發(fā)現(xiàn)吸嘴內(nèi)部流場存在一定程度的渦流損失，影響了吸嘴的吸塵效率和能量利用率。將吸嘴方盒區(qū)的隔板改造成導流板的措施可提高吸嘴能量利用率。

吸嘴的能量利用率隨著左側(cè)導流板的高H0增加而變大，變化幅度較大；隨著左側(cè)導流板的上底長b增加而變大，對應的變化幅度較??；隨著左側(cè)導流板的腰與Z方向的夾角θ增加而快速增大后趨于平緩；隨著右側(cè)導流板與Z方向的夾角δ增加而先減小后增大。

正交試驗的處理結(jié)果表明，左側(cè)導流板的高H0(A)為主要影響因素，左側(cè)導流板的腰與Z方向的夾角θ(C)和右側(cè)導流板與Z方向的夾角δ(D)的影響效應相當，左側(cè)導流板的上底長b(B)為次要因素，在設計類似的吸嘴方盒區(qū)內(nèi)部導流板時，應重點考慮左側(cè)導流板的高H0。