反吹式吸嘴流場數值分析及吸塵效率研究

郗 元， 成 凱， 婁希同， 程 磊， 張欽國， 胡艷娟

（1．吉林大學機械科學與工程學院，吉林長春130022；2．徐州徐工隨車起重機有限公司，江蘇徐州221007；3．長春工業大學機電工程學院，吉林長春130012）

反吹式吸嘴流場數值分析及吸塵效率研究

郗 元1， 成 凱1， 婁希同1， 程 磊2， 張欽國1， 胡艷娟3

（1．吉林大學機械科學與工程學院，吉林長春130022；2．徐州徐工隨車起重機有限公司，江蘇徐州221007；3．長春工業大學機電工程學院，吉林長春130012）

為提高掃路車的吸塵效率，采用計算流體動力學（computational fluid dynamics，CFD）技術對反吹式吸嘴流場進行計算，分析結構參數對吸塵效果的影響規律，并結合氣固兩相流動模型對優化后模型的吸塵效率進行計算．研究表明：吸塵口的直徑不大于反吹式吸嘴寬度的0．47倍、傾角不大于105°時，分別增大吸塵口直徑和傾斜角度，均可提高吸塵效率；反吹式吸嘴近地面氣流速度大且方向緊貼地面，不存在氣流外泄造成的二次污染；車速由5 km／h提高到15 km／h時，總除塵效率下降了27%，其中45μm粒徑顆粒的分級除塵效率下降了9%，152μm粒徑顆粒的分級除塵效率下降了33%．

掃路車；反吹式吸嘴；CFD；氣固兩相流；吸塵效率

近年來，國內顆粒物污染問題日益突出，引起了廣泛重視，其中路面灰塵和泥沙是城市顆粒物污染的主要來源［1］，有效地清除小顆粒物已成為構建環境友好型城市的必然要求．掃路車被視為清掃道路灰塵、泥沙、雨水等最有效的設備［2-4］，但J．Vaze［5］認為掃路車對較小顆粒清掃效果較差．

吸嘴作為掃路車吸塵系統的核心，其吸塵性能的好壞直接影響掃路車的吸塵效率．陳忠基等［6］通過試驗方法得知增設吸嘴前后翼板和兩側擋板可提高吸塵效果；曾廣銀［7］、朱伏龍［8］對吸嘴內部氣相流動進行數值模擬研究并提出改進；楊春朝［9］、Wu Bofu［10］運用CFD兩相流動模型驗證了不同粒徑顆粒吸起效果．上述均沒對反吹式吸嘴展開研究．本文以國內某吸掃式掃路車為研究對象，對反吹式吸嘴進行參數分析，重點研究結構參數對吸塵效果的影響規律．采用氣固兩相流動方法計算優化后模型的吸塵效率，并結合試驗來驗證數值模擬的合理性．

1 氣路系統

1．1 氣力輸送系統

按照作業方式的不同，掃路車可分為3類：純掃式、吸掃式、純吸式，其中吸掃式掃路車在我國應用較為廣泛，圖1為其結構示意圖．

圖1 掃路車結構示意圖Fig．1 Structural diagrammatic sketch of street sweeper

吸掃式掃路車氣力輸送系統的氣流流動路線如圖2，反吹式吸嘴（下文簡稱“吸嘴”）將顆粒吸入后，依次輸送到重力沉降室（垃圾箱），旋風分離器，部分流量進入脈沖除塵器進行除塵過濾，過濾后的空氣直接排入大氣．其余流量進入吸嘴反吹風口，以輔助吸塵口拾取顆粒物．

圖3為吸嘴示意圖，吸嘴工作時離地間隙由吊耳2和支撐輪4控制．吸塵口1與垃圾箱相連通，密閉的垃圾箱在風機抽吸作用下處于真空狀態，使吸嘴的周邊形成一定的負壓，塵粒及較大顆粒物經橡膠擋板5進入到吸嘴內部．吸嘴反吹風口3與風機出口相連通，流量擋板控制風機出口流量分配．風機部分流量進入脈沖除塵箱，其余流量經由反吹口3進入回吹風腔，氣流通過吸嘴行駛方向的底部左側及后側條縫狀L型噴口（圖4綠色處）噴出封閉氣幕．在吸塵口1和封閉氣幕兩者的共同作用下，地面上的顆粒物被吸起，并沿著輸送管道被輸送到垃圾箱內．

圖2 循環式氣力輸送流程圖Fig．2 Pneumatic conveying system of air flow route

圖3 反吹式吸嘴示意圖Fig．3 Diagrammatic sketch of reverse blowing pickup mouth

1．2 結構尺寸

圖4為吸嘴內部結構示意圖，其主要設計參數包括吸嘴的吸塵口直徑D1、吸塵口傾角β、反吹口直徑D2、長L、寬B、厚H以及吸嘴的離地間隙δ，吸嘴主要結構尺寸如表1．V為掃路車行駛方向，剖視圖A-A、C-C分別是吸塵口（Y＝200 mm）及反吹口（Y＝1 250 mm）剖切面的左視圖．

圖4 內部結構示意圖Fig．4 diagram of inside Structure

表1 吸嘴主要結構尺寸Tab．1 The main dimensions of the pickup mouth mm

2 數值計算方法

2．1 算法選取及邊界條件

吸嘴工作時，顆粒物在內部負壓作用下從吸嘴四周縫隙吸入，但該部分的流量、壓力等未知，且該處為內外流場分界面，氣流運動較為復雜．在吸嘴四周縫隙上加空氣擴展區域，即可避免此處邊界入口條件難以設置的問題．將擴展區的4個入口設置為大氣壓，以此來模擬實際情況．

由于吸嘴的結構不規則，故采用Icem對模型進行非結構網格劃分．為了保證計算精度，進行網格無關性檢驗．經多次劃分后，最終網格數量確定為13萬個（如圖5）．為了提高計算精度，采用有限體積法進行方程的離散，選用標準湍流模型，內部為不可壓縮穩態求解，選擇二階迎風差分格式和SIMPLE求解算法．邊界條件設置：流場計算采用吸塵口出口D1為壓力出口，反吹口D2為速度入口，擴展區為壓力入口，其余邊界條件均為壁面．吸嘴底部的壁面為無滑移壁面，其余的壁面均為移動壁面，以模擬吸嘴行駛．

圖5 吸嘴網格模型Fig．5 Meshes of the physical model

2．2 顆粒相模型

顆粒相模型主要用于實際工作狀況的模擬及除塵效率的計算，采用DPM模型通過計算吸塵口顆粒的溢出數量和顆粒注入總量來模擬除塵效率［11］．粒度分布有區間分布和累計分布兩種形式，本文選用塵粒直徑區間柱狀分布圖．模擬中選用WU Bofu［10］的路況顆粒模型，其塵粒直徑分布如圖6所示，顆粒相模型主要參數設置見表2．

2．3 基本假設

（1）整個工作過程中吸嘴內的氣體與外界氣體無熱量交換．

（2）吸嘴四周設置了空氣擴展區域，其進口靜壓力為大氣壓．

（3）吸嘴勻速前進，顆粒相在注入吸塵口之前均處于靜止狀態．

圖6 塵粒直徑分布柱狀圖Fig．6 Histogram distribution of dust particle diameter

表2 顆粒相主要參數設置Tab．2 The main features of particles phase

2．4 流場控制方程

氣流在吸嘴內部的流動是高雷諾數的湍流流動且不屬于強旋流，因此選用標準k-ε雙方程模型［12］．吸嘴工作時內部為氣固兩相流動，因此計算時選用多相流中的歐拉-拉格朗日模型，離散相選用DPM模型，求解流場所需方程如下：

（1）連續性方程

式中：ρ為流體密度；v為流體速度．（2）動量方程

式中：

有效黏度系數μeff＝μ＋μT；校正壓力

其中：p是靜壓力；ξ是體積黏性系數；μ為層流黏度系數；μT為湍流黏度系數，定義為，常數cμ＝0．09，k為湍流動能，ε為動能耗散系數．

（3）k-ε方程

（4）利用歐拉-拉格朗日模型模擬顆粒在吸嘴中的運動軌跡，其中單個粒子的運動軌跡可通過對粒子的受力平衡方程計算出．考慮粒子在氣流中受到的黏性力、重力及提升力，根據牛頓第二定律得出平衡方程為

式中：mp是顆粒質量；up是顆粒速度；FD是黏性力；Fg是重力；Fs是提升力．

2．5 顆粒啟動速度

顆粒的啟動速度是指能使顆粒開始產生滾動或滑動的最小氣流速度，只有氣流速度超過顆粒的啟動速度，顆粒才能開始運動［13］．Bagnold計算出顆粒啟動的臨界速度為［14］

式中：u*t為臨界速度；A為經驗系數；ρs為顆粒密度；d為顆粒粒徑；ρ為氣體密度．

顆粒的啟動速度是吸嘴設計的重要指標，顆粒能否順利啟動將直接影響掃路車的吸塵效果．結合式（7）及朱伏龍試驗［15］，密度為1．94 t／m3的砂粒粒徑與啟動速度關系如圖7所示．

圖7 砂粒粒徑與啟動速度關系Fig．7 Pickup speed of different sizes of particles

3 參數影響分析

3．1 反吹風量

吸嘴反吹風口與離心風機出口由流量控制擋板相連通，流量控制擋板的作用是調整進入脈沖除塵箱及吸嘴的流量比例，控制風量的風門手柄共有7個檔位，如圖8所示．

圖8 風門調解手柄Fig．8 Regulation handle of flow

掃路車在市區內有效作業車速一般為3～12 km／h．本文以最大有效作業車速12 km／h為例，結合顆粒相模型，通過計算吸塵口顆粒的溢出數量和注入顆粒的總量來模擬除塵效率［11］．當作業車速為12 km／h時，改變反吹風量得到反吹風量與總除塵效率的關系曲線（如圖9）．當反吹風量小于2 172 m3／h時，總除塵效率呈現出增大趨勢；當反吹風量大于該值時，總除塵效率急劇下降，顆粒出現了外泄現象．外泄現象是由于車速和反吹風量選擇不合理造成的，兩者的共同作用增加了顆粒與吸嘴間的相對速度，較多顆粒以較大碰撞角度移動，致使較多被吸入的顆粒又從吸嘴周圍進氣面逃出．為了實現掃路車高效、高速作業，當車速不高于12 km／h時，反吹風量選為2 172 m3／h（約總風量的70%）較合適，即風門手柄的中間檔位，此時顆粒外泄現象得到有效控制且除塵效率較高．

圖9 反吹風量與總除塵效率關系Fig．9 Effects of reverse flow on overall removal efficiency

3．2 吸塵口直徑

考慮到整車的尺寸干涉問題，該模型優化不做長度、寬度和厚度的調整．通過分析前后內外側4個進氣面平均速度及吸塵口入口處壓強分布狀態，選擇合理的參數使得前后內外進氣面速度盡量高且壓強盡量低．

設吸嘴的反吹口直徑D2＝0．42B，通過改變吸塵口直徑D1與吸嘴寬度B的比值iD1B來改變吸塵口的直徑，其流場計算結果如圖10所示．

圖10 徑寬比iD1B對速度及壓強的影響Fig．10 Effects of iD1Bon the velocity and pressure

由圖10可知，吸塵口直徑D1與吸嘴寬度B的比值iD1B小于0．47時，前后內外側4個進氣面的平均速度均呈現出增大趨勢，而吸塵口入口壓強在不斷減??；當比值iD1B大于0．47時，各進氣面的平均速度和吸塵口入口壓強均無明顯變化．產生這一現象的原因：吸塵口的出口處壓力為一恒定值，當徑寬比小于0．47時，隨著吸塵口直徑的增大，近地面吸塵功率不斷增大，使得前后內外側4個進氣面平均速度得以提高．管徑的增大使得吸嘴前側、外側擋板與吸塵口距離縮短，減小了沿程損失，使得吸塵口入口處壓強降低．當徑寬比大于0．47時，近地面吸塵功率的增大使得氣流速度增大，進而沿程損失量增大．然而，吸塵功率的增加程度近似地等于沿程損失程度，此時平均速度和吸塵口入口處壓力值變化不明顯．

3．3 吸塵口傾角

設吸嘴的反吹口直徑D2＝0．42B，吸塵口直徑D1＝0．45B，改變吸塵口傾角β，其計算結果如圖11所示．

吸塵口傾角β的改變使得前后內外側4個進氣面的平均速度呈現出先增大后減小的趨勢，而吸塵口的壓強則先減小后增大．產生這一現象的原因為吸塵口傾角的大小決定了能量的損耗．傾角在小于角度值約為105°時，氣流在吸嘴內部流動較順暢，能量損失較小，進而提高了吸嘴的吸塵功率，增大了吸嘴前后內外側四個進氣面的速度，同時降低了吸塵口入口處的靜壓力．傾角大于角度值約為105°時，內部氣流損失量增大，吸嘴近地面的工作功率下降，直接導致前后內外側進氣面速度降低．吸塵口傾角的不斷增大，不可避免地帶來吸塵口與吸嘴截面積的突變增大，降低了吸塵口出口處對吸塵口入口處的負壓影響，致使吸塵口入口處壓強增大．根據參數影響分析，反吹風量選為2 172 m3／h，吸塵口直徑D1與吸嘴寬度B的比值iD1B選為0．45，吸塵口傾角為105°．

圖11 傾斜角度β對速度及壓強的影響Fig．11 Effects ofβon the velocity and pressure

4 結果與分析

4．1 速度場分析

掃路車吸嘴內空氣流動狀態如圖12所示，從圖12速度矢量圖可以看出，風機出口部分氣流從吸嘴反吹口進入，經由回吹風腔，從條縫狀L型噴口噴出封閉氣幕．在封閉氣幕和吸塵口的共同作用下，空氣從吸嘴周圍進入吸嘴內部，將地面上的顆粒物吸起經吸塵口運送至垃圾箱內．

圖12 吸嘴全氣道速度矢量圖Fig．12 Velocity vector in pickup mouth

圖13是吸嘴近地面速度矢量圖，其中Ⅰ處的速度矢量放大圖如圖14所示．吸嘴近地面氣流速度高且方向緊貼地面，氣流在負壓作用下從吸嘴外部進入，不存在外泄造成的二次污染．

圖13 吸嘴近地面速度矢量圖Fig．13 Vector diagram near the ground of pickup mouth

圖14 Ⅰ處速度矢量局部放大圖Fig．14 Amplification of zone I vector diagram

地面顆粒能否被有效拾取取決于近地面速度，城市道路常見顆粒物有效吸塵速度為18 m／s［15］．吸塵口附近速度范圍為29．9～33．1 m／s，遠離吸塵口一側速度范圍為20．0～26．6 m／s，說明吸塵效果較好．

圖15為吸塵口（Y＝200 mm）處的截面速度矢量圖．雖然在Ⅱ處形成漩渦，但是由于最大的氣流速度在吸塵口處，顆粒易被主氣流帶入吸塵口入口方向，所以并不影響吸塵效率．Ⅲ處為吸塵口出口，其速度范圍為51．4～60．0 m／s，這使得泥塊等大顆粒物較容易輸送至垃圾箱．

圖15 吸塵口截面Y＝200 mmFig．15 Suction mouth section Y＝200mm

4．2 吸塵效率分析

總除塵效率和分級除塵率是衡量吸嘴吸塵性能的重要指標．本文以反吹風量2 172 m3／h（約總風量70%）為例，通過計算吸塵口顆粒的溢出數量和注入顆粒的總量來模擬除塵效率［11］．當反吹風量為2 172 m3／h時，改變掃路車作業車速得到車速與總除塵效率的關系曲線（如圖16）．由圖16可見，車速對總除塵效率有著較大的影響，隨著車速的不斷提高，總除塵效率下降．車速在8～12 km／h時，總除塵效率下降緩慢．繼續提高車速后，總除塵效率急劇下降．產生這一現象的原因，車速的提高增加了顆粒與吸嘴間的相對速度，使得更多的顆粒以較大碰撞角度向進氣口移動，進而較多的顆粒無法被吸嘴吸入，部分顆粒甚至從吸嘴進氣面漏出．隨著車速的提高，單位時間內吸入的顆粒數增多，即顆粒負載比增加，致使顆粒獲得的動能減少．

圖16 車速與總除塵效率的關系Fig．16 Effects of sweeper-traveling speed on overall removal efficiency

從圖17可見，吸嘴在壓降為2 400 Pa下，分級除塵效率隨著車速的提高急劇下降．分級除塵效率與粒徑的大小有著直接關系，直徑為45μm的顆粒在車速由5 km／h提高到15 km／h的過程中，分級除塵效率變化不大，其值僅下降9%；直徑為152μm的顆粒，在相同速度條件下，其結果與粒徑較小的顆粒恰恰相反，除塵效率下降了33%．這是因為小顆粒的運動軌跡容易受氣流流向的影響，不易與吸嘴的壁面出現碰撞等問題．然而，對于粒徑較大的顆粒來說，慣性影響不可忽視．大顆粒的動量主要來自于壁面的碰撞而不是氣流的湍流特性，因此較大的顆粒在吸入吸嘴后，若與壁面碰撞產生足夠大的動量，甚至會從進氣面中逃出．基于上述分析，掃路車應低速作業．

4．3 試驗驗證

為進一步驗證仿真分析后的吸嘴性能，在企業廠區內選擇柏油路作為試驗場地．將顆粒均勻鋪在長10 m、寬2 m的矩形區域，顆粒在此區域的分布密度為0．15 kg／m2．對壓降為2．4 kPa、作業車速為5 km／h優化后吸嘴進行速度測試，每次測試時均需要待掃路車達到穩定作業狀態后方可進行試驗．

圖17 車速與分級除塵效率曲線圖Fig．17 Effects of sweeper traveling speed on grade removal efficiency

為測得近地面處速度，根據文獻［10］中吸嘴流場測試方法，選取吸嘴（圖4）截面Y＝200 mm，測試位置選在高度X＝10 mm處沿Z軸方向的7個測點．測試采用KASDA-KV621熱線風速儀，該風速傳感器探頭長度為15 cm，且可以根據具體要求對探頭的長度進行調整（可加長15 cm的整數倍），本次試驗選用15 cm和45 cm探頭各一個．傳感器位置確定主要考慮以下幾點因素：①對樣機開孔數盡量少，以減少非必要的漏風率；②若傳感器選用較多會導致探頭影響內部流場，影響測試的準確性；③傳感器測試時要求調整其角度使之與風向一致（即傳感器需要與地面平行）．鑒于上述要求，開孔位置選擇在吸嘴后側擋板處，傳感器由法蘭固定安裝并由鎖緊螺栓對其進行位置調整．考慮到掃路車行駛過程中傳感器測試時的穩定性和傳感器探頭長度與車體間尺寸干涉等問題，當測點Z向坐標小于150 mm時采用15 cm長探頭，當測點Z向坐標大于150 mm時采用45 cm長探頭．通過鎖緊螺栓調節測點位置，每個測點進行5次測試，測點最終速度取5次測試速度的平均值．

該風速傳感器信號輸出方式為電流輸出，為了便于信號采集，需要將其轉換為電壓信號．傳感器輸出的電流信號通過4～20 mA轉0～10 V的電流轉電壓模塊后送入采集系統．信號的采集選用北京波普WS-5921／U60232型USB數據采集儀，選用波普公司開發的Vib｀SYS軟件對信號進行采集、處理和分析，采樣頻率設置為100 Hz．

通過仿真值和試驗值的對比來驗證模型的準確性．表3為仿真值與試驗值的對比情況，相對誤差式為

式中：ps為仿真計算值；pt為試驗測得值．

根據式（8）得出最大相對誤差為11．52%．由于測試過程中車輛顛簸導致吸嘴離地間隙發生變化，仿真過程中不同計算節點的網格劃分、實際問題的簡化等因素，該誤差在允許范圍值15%之內［10，15］．試驗結果表明了計算模型的準確性和仿真方法的可行性，研究結果對掃路車反吹式吸嘴的優化設計具有指導意義．

表3 仿真值與試驗值對比Tab．3 Comparison between simulation and experimental results

5 結 論

（1）反吹風量不大于2 172 m3／h（約總風量70%）有利于吸塵效率的提高．吸塵口的直徑不大于反吹式吸嘴寬度的0．47倍、傾角不大于105°時，分別增大吸塵口直徑和傾斜角度，均可提高吸塵口入口處壓力真空度及前后內外側進氣面平均速度，進而提高吸塵效率．

（2）反吹式吸嘴近地面氣流速度高且方向緊貼地面，不存在氣流外泄造成的二次污染．

（3）車速對反吹式吸嘴的總除塵效率和分級除塵效率影響較大．粒徑較小的顆粒受車速影響較小，粒徑較大的顆粒則影響較大．

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（中、英文編輯：徐 萍）

Research on Numerical Analysis and Dust Collection Efficiency of Reverse Blowing Pickup Mouth

XI Yuan1， CHENG Kai1， LOU Xitong1， CHENG Lei2， ZHANG Qinguo1， HU Yanjuan3
（1．School of Mechanical Science and Engineering，Jilin University，Changchun 130022，China；2．XCMG Xuzhou Truck-mounted Crane Co．Ltd．，Xuzhou 221007，China；3．School of Mechatronic Engineering，Changchun University of Technology，Changchun 130012，China）

In order to improve dust collection efficiency，the computational fluid dynamics（CFD）technology was used to calculate the flow field of reverse blowing pickup mouth，analyze the structural parameters influence on the dust collection efficiency，and calculate the dust collection efficiency combined with the gas-solid flow model．The results show that when the ratio between outlet diameter and width is less than 0．47 and the dip angle is less than 105°，the dust collection efficiency can improved by increasing the outlet diameter and dip angle．Airflow velocity is high and the direction is close to the ground when reverse blowing pickup mouth is near the ground．There is no leakage to bring about secondary pollution．The overall removal efficiency declines by 27%when traveling speed increases from 5 km／h to 15 km／h，in which the grade efficiency of 45 and 152μm particle diameter respectively decrease by 9%and 33%．

sweeper；reverse blowing pickup mouth；computational fluid dynamics；gas-solid two phase flow；dust removal efficiency

U418．3

A

0258-2724（2016）01-0105-08

10．3969／j．issn．0258-2724．2016．01．016

2014-12-11

國家自然科學基金資助項目（51405030）

郗元（1987—），男，博士研究生，研究方向為工程車輛及專用車系統節能與控制技術，E-mail：xy59135210＠163．com

成凱（1962—），男，教授，博士，博士生導師，研究方向為工程車輛及專用車系統節能與控制技術，E-mail：chengkai＠jlu．edu．cn

郗元，成凱，婁希同，等．反吹式吸嘴流場數值分析及吸塵效率研究［J］．西南交通大學學報，2016，51（1）：105-112．