吸嘴結構參數與吸塵性能間的參數關系挖掘

舒紹文 鄧亞東 蘇楚奇 汪怡平

(武漢理工大學汽車工程學院1) 武漢 430070) (現代汽車零部件技術湖北省重點實驗室2) 武漢 430070)(汽車零部件技術湖北省協同創新中心3) 武漢 430070)

0 引 言

氣力輸送系統作為清掃車的核心部分，其性能的好壞直接決定了清掃車的清掃效率和吸塵效率，而吸嘴又是整個氣力輸送系統的核心部件，通過改進氣力輸送系統結構形式、吸嘴結構均可有效改善清掃車的吸塵性能.

美國ELGIN公司首次提出具有反吹口和吸管的循環式氣力輸送系統，反吹口將從吸管吸入集塵裝置內的空氣過濾后反吹至地面，有效提高了清掃效率[1].云現杰[2]根據氣力輸送理論的相關知識，分析了塵粒在剪切氣流作用下的受力情況及其起動機理，構建氣固兩相流數學模型，提出合理的初始條件和外部約束，然后基于吸嘴三維模型，分析了吸嘴肩部夾角α、下部吸嘴高度H1、吸管結構形狀及增加橫折板等參數因素對吸嘴內部流線、壓強和貼地風速的影響規律，給出最優化方案.辛宇華等[3-4]以氣力輸送系統為研究對象，從系統層面上分析了吸嘴體高度、吸嘴肩部夾角對吸塵性能的影響，在此基礎上進行了結構優化.馬玉鑫等[5]基于傳統經驗提出了一種Y形通道吸嘴結構，為吸嘴結構改進提出了一種解決方案.朱伏龍等[6-7]以真空吸塵車吸塵系統為研究對象，運用計算流體力學技術分析了吸塵口的結構參數分別對吸塵性能的影響，并以此為依據進行新型吸塵口結構的參數化實體建模，最后進行流體力學和大量試驗分析，驗證了其合理性，結果表明，吸塵效率得到了提高.李成林[8]以起塵動力學、封閉氣幕的設計計算和空氣匯流三方面的理論為基礎，結合組合式吸嘴的結構設計原則，分析了吸塵口的結構參數分別對吸塵性能的影響，并以吸嘴吸塵部分的局部壓力損失最小為目標，對吸嘴相關結構參數進行了優化設計.王悅新等[9]利用CFD對清掃車氣力輸送系統進行仿真分析，以直觀方式表示出氣力輸送系統的速度場、壓力場.

總結可知，目前的研究均以改善吸嘴流場性能為主，針對各結構參數對吸塵性能影響的分析均是單獨進行的，然后進行整合得到改進結構.雖吸塵性能得到了一定改善，但不能保證各參數同時達到最優值，即沒有考慮各參數之間的相互影響，導致這種評判具有一定偶然性.文中以某吸掃式清掃車氣力輸送系統為研究對象，挖掘吸嘴結構參數與吸塵性能各評價指標間的參數關系，均衡各結構參數對吸塵性能的影響，以吸塵性能各評價指標同時達到預期值范圍為目標，得出各結構參數的最優組合.

1 氣力輸送系統

1.1 結構參數

吸嘴結構示意圖見圖1，分為吸塵拓展區和吸塵核心區，前者對路面塵物有初步匯聚和預起動作用，后者呈喇叭狀，隨著其截面積的縮小，空氣流速增高，有利于塵物的懸浮和向上運動.

圖1 吸嘴結構示意圖

主要結構參數包括：吸嘴總長L、總寬B、總高H、離地間隙δ，吸塵核心區和吸塵拓展區寬度B1，B2，兩吸管間距離2L1，吸塵核心區和吸塵拓展區高度H1，H2，吸嘴肩部夾角α1，α2.考慮到車輛二類底盤尺寸限制且為保證清掃面積和吸塵效果，L，B，H，δ取上限值，結構參數說明如下.

1) 寬度B1，B2吸嘴寬度B與清掃車行駛方向一致，清掃車作業時，吸嘴對地面塵物的有效作用時間不能小于地面塵物從被氣流吹起→懸浮→被吸入吸管所需時間，否則無法實現吸塵功能.吸嘴核心區寬度B1對氣流速度及地面塵物懸浮速度的影響較大，且會影響到吸嘴內部氣流與地表塵物間的相互作用時長.因吸嘴總寬為定值，因此B2會隨著B1的變化而變化，所以需設計B1.

2) 距離L1清掃車作業過程中，道路塵物在盤刷作用下被聚攏至車輛底部中間位置，雙吸管吸嘴中間部位垃圾容易形成堆積，當垃圾量較大時，垃圾吸入耗時長甚至無法有效吸入.因此，吸管在長度方向上的合理分布在很大程度上決定了清掃車的清掃效率，所以需設計L1.

3) 高度H1，H2吸嘴拓展區是車輛作業前進時外界大氣與吸塵核心區的過渡區域，在風機作用下可產生較大的負壓值和氣流速度，以保證路面塵粒的啟動和吸收.因總高度為定值，H2變化的同時H1也發生改變，所以需設計H2.

4) 肩部夾角α1，α2矩形吸塵核心區與圓形吸管的連接處存在截面的突變，勢必會引起一定的局部壓力損失和能量損耗.兩者間設計合理的過渡區可有效引導氣流從核心區匯聚到吸管內，從而減小這種損失.因此有必要將吸嘴肩部設計為斜角過度，且需對斜角的大小進行分析討論以得到最佳吸塵性能.由于吸嘴總高度和總長度均為定值，因此當H2，L1和α1發生變化時，α2也會隨之發生變化，所以需設計α1.

綜上，各參數取值及說明見表1.

表1 吸嘴主要參數

1.2 正交試驗設計

吸嘴中間位置是塵物集中區，且路面塵物能否被吸嘴有效吸入、氣流能否攜帶塵物進入集塵裝置并在罐內實現高效分離與收集成為清掃車性能好壞的重要評判指標[10]，因此，可以選取吸嘴入口處平面氣流平均速度Y1、吸嘴入口與吸管出口間壓力降Y2和吸嘴入口塵物集中區(本文選取兩吸管間長度方向上為0.8 m處的區域)氣流平均速度與Y1的偏差Y3等指標來評價吸塵性能的好壞.

三個性能指標均與B1,L1,H2,α1有關，屬四變量問題.響應面方法可通過較少的試驗在局部范圍內比較精確的擬合復雜的響應關系，具有良好的魯棒性，用簡單的代數表達式展示函數關系，方便實用.本文選用式(1)所示二階多項式來構造響應面模型，進而挖掘吸塵性能評價指標與結構參數間的關系.需求解的系數為15個，選取正交試驗L16(44)，見表2.

表2 正交試驗設計表

YN=β0+β1X1+…+βMXM+…+

(1)

式中：N=1,2,3;Y1,Y2,Y3分別為目標函數；M=4；βij為擬合系數(i,j=1,2,3,4)；X1，X2，X3，X4分別為B1，L1，H2，α1.

2 流場數值計算

2.1 模型處理

由于吸嘴入口和風機出口處速度、壓力、流量均未知，氣體流動狀態復雜，因此，吸嘴入口和風機出口處均建立了相應的擴展區以便于設定邊界條件,見圖2.模型分為空氣流體域1和風機轉子旋轉域2.因模型結構不規則，采用四面體單元非結構化網格，對吸嘴體處網格進行加密處理.

圖2 氣力輸送系統CFD模型

2.2 邊界條件及初始條件

為保證合理性和求解速度，邊界條件及初設條件設置如下：壓力入口、壓力出口(相對大氣壓0 Pa)，旋轉域、轉子給定風機轉速，其他均設置為無滑移壁面.假設內部氣體不具壓縮性且與外界大氣無熱量交換，材料設置為理想氣體(密度1.225 Pa·s，黏度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-速度耦合關系采用SIMPLE算法，采用二階迎風離散求解方法.

為保證仿真計算結果的精度與可靠性，避免由網格數量不同引起的結果誤差，進行網格獨立性驗證.表3為方案1采用不同網格數量時仿真值，其中N為網格數量.可知210萬網格計算求得的結果相對其他網格數量小于3.6%.

表3 模型網格無關性檢驗

其中：ei=|Yi-Yi-case-3|/Yi-case-3，i=1,2,3.

3 結果討論與分析

16組設計方案流場仿真結果見表4.

表4 Y1,Y2,Y3仿真結果

3.1 參數關系挖掘

根據仿真結果結合式(1)求得響應面模型為

X1X2,X1X3,X1X4,X2X3,X2X4,X3X4]

[9.752 54×101,-5.404×10-1,7.24×10-2,

-1.038,-4.434×10-1,2.4×10-3,5×10-5,

9.7×10-3,-7×10-4,-4×10-4,4.6×10-3,

9×10-4,-8×10-4,-4×10-4,2.8×10-3]T

(2)

X1X2,X1X3,X1X4,X2X3,X2X4,X3X4]

[1.096 742×104,1.214×101,7.82,

-1.282 6×102,-6.612×101,-4.6×10-1,

5×10-3,1.16,-2.8×10-1,2×10-2,

3.5×10-1,6.1×10-1,-1×10-1,

-6×10-2,2.9×10-1]T

(3)

X1X2,X1X3,X1X4,X2X3,X2X4,X3X4]

[3×10-2,4×10-3,-8.728×10-5,

-4×10-3,-5.6×10-3,-5.433×10-5,

-1.847×10-7,3.769×10-5,-4.577×10-5,

-5.302×10-6,3.903×10-5,9.69×10-5,

-3.333×10-6,-5.597×10-6,9.068×10-6]T

(4)

為保證模型的可靠性，驗證實驗方案設計見表5.對比結果見圖3.為直觀表達仿真結果與響應面模型計算結果的偏差，建立精度表達式

η=(1-|(YT-YS)/YS|)×100%

(5)

式中：η為模型精度；YT為響應面模型計算結果；YS為仿真計算結果.三個響應面模型精度見表6.

圖3 模型驗證

表5 模型驗證試驗

表6 模型精度計算結果 %

由表6可知，Y1精度均高于96.5%，Y2精度均高于93%，Y3精度均高于90%，可為后續優化提供精度保障.

3.2 結構參數與評價指標關系分析

3.2.1吸嘴入口氣流平均速度Y1

Y1主效應圖和Pareto圖見圖4.

圖4 Y1主效應圖和Pareto圖

由圖4可知，X1的增加使得入口截面積增大，入口面積小幅度增大有利于外界氣流進入吸嘴腔體，在一定程度上提高氣流速度，但截面積達到一定值后繼續增大會使氣流速度減小；X4初步取值已經很大，進一步增大會形成很大的局部阻力，反而抑制入口氣流速度的增大；X3的增加導致了氣體上升過程中的動能交換及壓力脈動損失，但對速度的影響有限，因而Y1表現為緩慢減小；X2越大，吸管距離兩側進風口越近，直接導致氣流速度的增大.X1(貢獻率為-8.7%)、X3(貢獻率為-6.8%)、X4(貢獻率為-14.3%)的增大均會降低Y1，而X2會增大Y1(貢獻率為16%).

3.2.2吸嘴進出口壓力降Y2

Y2主效應圖和Pareto圖見圖5.

圖5 Y2主效應圖和Pareto圖

由圖5可知，X1(貢獻率為-20.1%)、X3(貢獻率為-16.3%)、X4(貢獻率為-6.2%)的增大均會降低吸嘴壓力降.而X2(貢獻率為20.2%)對增大吸嘴壓力降起決定性的作用.分析其原因，過渡區橫截面積會隨著X1的增大而增大，使得局部阻力損失快速上升，降低了吸嘴壓力降.X2越大，氣流速度越高，造成的沿程阻力損失越大，從而增大了壓力降.X3增大時，吸塵盤橫截面隨之增加，拓展區氣體充分擴散，在肩部突變處渦流區也越來越大，增大了空氣運動黏度，增大了能量耗費.

3.2.3吸嘴入口塵物集中區氣流速度偏差Y3

Y3主效應圖和Pareto圖見圖6.

圖6 Y3主效應圖和Pareto圖

由圖6可知，X3(貢獻率為22.1%)促進Y3，而X1(貢獻率-5.1%)、X2(貢獻率-3.5%)、X4均會抑制Y3.結合這些結構參數對Y1的影響分析：X1的變化對兩側口氣流速度的影響遠大于入口塵物集中區；X2和X4對整個入口平面氣流分布的影響從兩端到中間逐漸減小；X3對吸嘴前進氣口、兩側進氣口均有影響，導致中間區域氣體流速受到的影響大于兩端氣體.

為更直觀的表現出各個目標變量與設計變量之間的關系，從而有助于分析吸嘴的吸塵性能設計關鍵因素，表7按照各結構參數對目標變量貢獻率的不同進行分類.

表7 各關鍵參數對吸嘴各個性能的影響

由表7可知，X1，X2，X3，X4的變化對Y1和Y2的影響趨勢相同，X2的變化對Y1，Y2的影響和對Y3的影響趨勢相反，這說明X1，X2，X3，X4對各性能的影響是相互制約、相互矛盾的.為使吸嘴吸塵性能達到最優，需要通過尋優及評價來決定各結構參數的取值.

4 多目標優化

為均衡各結構參數對吸塵性能各評價指標的影響，必須選用算法來均衡這種影響，以各評價指標同時達到預期范圍為目標，得出各結構參數的最優組合.

多島遺傳算法(MIGA)本質上是對并行分布遺傳算法的改進，它具有比傳統遺傳算法更優良的全局求解能力和計算效率.因此本文選用多島遺傳算法來有效獲得最優Pareto解集，各目標加權權重相同，其約束條件及優化結果見表8～9.

表9 吸嘴多目標優化結果

為便于加工制造，優化結果圓整為：X1=100 mm，X2=619 mm，X3=45 mm，X4=26°.結果顯示，在各結構參數變化范圍內，三個性能指標值均近似于平均值，各性能評價指標基本接近預期范圍，可判斷各結構參數對各評價指標的影響得到了均衡.

5 結 論

1) 單一設計變量優化能提升某一性能指標，但同時又使其他性能指標變弱.如X1的增加會降低Y1，但又抑制Y2.

2) 各結構參數對性能指標的貢獻率隨著目標不同而存在明顯差異.比如X1對Y1及Y2的貢獻率分別高達16%，20.2%，但是對于Y3，基本沒有影響作用.

3) 考慮各結構參數對各性能指標的影響不同、各結構參數間存在的矛盾，借助多導遺傳算法均衡各結構參數對吸塵性能各評價指標的影響，得出吸嘴最優結構參數組合為：吸嘴寬度為100 mm，吸管間距為1 238 mm，吸塵拓展區高度為45 mm，吸嘴肩部夾角為26°.

[1] 任良成,張德文.路面清掃車的現代設計[J].水運科學研究,2006(4)：465-473.

[2] 云現杰.道路清掃車吸塵與沉降特性研究[D].長沙:中南大學，2014.

[3] 辛宇華.基于FLUENT的清掃車氣路系統流場分析與結構優化[D].武漢：武漢理工大學，2015.

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