反吹式吸嘴流场数值分析及吸尘效率研究

郗 元， 成 凯， 娄希同， 程 磊， 张钦国， 胡艳娟

（1．吉林大学机械科学与工程学院，吉林长春130022；2．徐州徐工随车起重机有限公司，江苏徐州221007；3．长春工业大学机电工程学院，吉林长春130012）

反吹式吸嘴流场数值分析及吸尘效率研究

郗 元1， 成 凯1， 娄希同1， 程 磊2， 张钦国1， 胡艳娟3

（1．吉林大学机械科学与工程学院，吉林长春130022；2．徐州徐工随车起重机有限公司，江苏徐州221007；3．长春工业大学机电工程学院，吉林长春130012）

为提高扫路车的吸尘效率，采用计算流体动力学（computational fluid dynamics，CFD）技术对反吹式吸嘴流场进行计算，分析结构参数对吸尘效果的影响规律，并结合气固两相流动模型对优化后模型的吸尘效率进行计算．研究表明：吸尘口的直径不大于反吹式吸嘴宽度的0．47倍、倾角不大于105°时，分别增大吸尘口直径和倾斜角度，均可提高吸尘效率；反吹式吸嘴近地面气流速度大且方向紧贴地面，不存在气流外泄造成的二次污染；车速由5 km／h提高到15 km／h时，总除尘效率下降了27%，其中45μm粒径颗粒的分级除尘效率下降了9%，152μm粒径颗粒的分级除尘效率下降了33%．

扫路车；反吹式吸嘴；CFD；气固两相流；吸尘效率

近年来，国内颗粒物污染问题日益突出，引起了广泛重视，其中路面灰尘和泥沙是城市颗粒物污染的主要来源［1］，有效地清除小颗粒物已成为构建环境友好型城市的必然要求．扫路车被视为清扫道路灰尘、泥沙、雨水等最有效的设备［2-4］，但J．Vaze［5］认为扫路车对较小颗粒清扫效果较差．

吸嘴作为扫路车吸尘系统的核心，其吸尘性能的好坏直接影响扫路车的吸尘效率．陈忠基等［6］通过试验方法得知增设吸嘴前后翼板和两侧挡板可提高吸尘效果；曾广银［7］、朱伏龙［8］对吸嘴内部气相流动进行数值模拟研究并提出改进；杨春朝［9］、Wu Bofu［10］运用CFD两相流动模型验证了不同粒径颗粒吸起效果．上述均没对反吹式吸嘴展开研究．本文以国内某吸扫式扫路车为研究对象，对反吹式吸嘴进行参数分析，重点研究结构参数对吸尘效果的影响规律．采用气固两相流动方法计算优化后模型的吸尘效率，并结合试验来验证数值模拟的合理性．

1 气路系统

1．1 气力输送系统

按照作业方式的不同，扫路车可分为3类：纯扫式、吸扫式、纯吸式，其中吸扫式扫路车在我国应用较为广泛，图1为其结构示意图．

图1 扫路车结构示意图Fig．1 Structural diagrammatic sketch of street sweeper

吸扫式扫路车气力输送系统的气流流动路线如图2，反吹式吸嘴（下文简称“吸嘴”）将颗粒吸入后，依次输送到重力沉降室（垃圾箱），旋风分离器，部分流量进入脉冲除尘器进行除尘过滤，过滤后的空气直接排入大气．其余流量进入吸嘴反吹风口，以辅助吸尘口拾取颗粒物．

图3为吸嘴示意图，吸嘴工作时离地间隙由吊耳2和支撑轮4控制．吸尘口1与垃圾箱相连通，密闭的垃圾箱在风机抽吸作用下处于真空状态，使吸嘴的周边形成一定的负压，尘粒及较大颗粒物经橡胶挡板5进入到吸嘴内部．吸嘴反吹风口3与风机出口相连通，流量挡板控制风机出口流量分配．风机部分流量进入脉冲除尘箱，其余流量经由反吹口3进入回吹风腔，气流通过吸嘴行驶方向的底部左侧及后侧条缝状L型喷口（图4绿色处）喷出封闭气幕．在吸尘口1和封闭气幕两者的共同作用下，地面上的颗粒物被吸起，并沿着输送管道被输送到垃圾箱内．

图2 循环式气力输送流程图Fig．2 Pneumatic conveying system of air flow route

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

1．2 结构尺寸

图4为吸嘴内部结构示意图，其主要设计参数包括吸嘴的吸尘口直径D1、吸尘口倾角β、反吹口直径D2、长L、宽B、厚H以及吸嘴的离地间隙δ，吸嘴主要结构尺寸如表1．V为扫路车行驶方向，剖视图A-A、C-C分别是吸尘口（Y＝200 mm）及反吹口（Y＝1 250 mm）剖切面的左视图．

图4 内部结构示意图Fig．4 diagram of inside Structure

表1 吸嘴主要结构尺寸Tab．1 The main dimensions of the pickup mouth mm

2 数值计算方法

2．1 算法选取及边界条件

吸嘴工作时，颗粒物在内部负压作用下从吸嘴四周缝隙吸入，但该部分的流量、压力等未知，且该处为内外流场分界面，气流运动较为复杂．在吸嘴四周缝隙上加空气扩展区域，即可避免此处边界入口条件难以设置的问题．将扩展区的4个入口设置为大气压，以此来模拟实际情况．

由于吸嘴的结构不规则，故采用Icem对模型进行非结构网格划分．为了保证计算精度，进行网格无关性检验．经多次划分后，最终网格数量确定为13万个（如图5）．为了提高计算精度，采用有限体积法进行方程的离散，选用标准湍流模型，内部为不可压缩稳态求解，选择二阶迎风差分格式和SIMPLE求解算法．边界条件设置：流场计算采用吸尘口出口D1为压力出口，反吹口D2为速度入口，扩展区为压力入口，其余边界条件均为壁面．吸嘴底部的壁面为无滑移壁面，其余的壁面均为移动壁面，以模拟吸嘴行驶．

图5 吸嘴网格模型Fig．5 Meshes of the physical model

2．2 颗粒相模型

颗粒相模型主要用于实际工作状况的模拟及除尘效率的计算，采用DPM模型通过计算吸尘口颗粒的溢出数量和颗粒注入总量来模拟除尘效率［11］．粒度分布有区间分布和累计分布两种形式，本文选用尘粒直径区间柱状分布图．模拟中选用WU Bofu［10］的路况颗粒模型，其尘粒直径分布如图6所示，颗粒相模型主要参数设置见表2．

2．3 基本假设

（1）整个工作过程中吸嘴内的气体与外界气体无热量交换．

（2）吸嘴四周设置了空气扩展区域，其进口静压力为大气压．

（3）吸嘴匀速前进，颗粒相在注入吸尘口之前均处于静止状态．

图6 尘粒直径分布柱状图Fig．6 Histogram distribution of dust particle diameter

表2 颗粒相主要参数设置Tab．2 The main features of particles phase

2．4 流场控制方程

气流在吸嘴内部的流动是高雷诺数的湍流流动且不属于强旋流，因此选用标准k-ε双方程模型［12］．吸嘴工作时内部为气固两相流动，因此计算时选用多相流中的欧拉-拉格朗日模型，离散相选用DPM模型，求解流场所需方程如下：

（1）连续性方程

式中：ρ为流体密度；v为流体速度．（2）动量方程

式中：

有效黏度系数μeff＝μ＋μT；校正压力

其中：p是静压力；ξ是体积黏性系数；μ为层流黏度系数；μT为湍流黏度系数，定义为，常数cμ＝0．09，k为湍流动能，ε为动能耗散系数．

（3）k-ε方程

（4）利用欧拉-拉格朗日模型模拟颗粒在吸嘴中的运动轨迹，其中单个粒子的运动轨迹可通过对粒子的受力平衡方程计算出．考虑粒子在气流中受到的黏性力、重力及提升力，根据牛顿第二定律得出平衡方程为

式中：mp是颗粒质量；up是颗粒速度；FD是黏性力；Fg是重力；Fs是提升力．

2．5 颗粒启动速度

颗粒的启动速度是指能使颗粒开始产生滚动或滑动的最小气流速度，只有气流速度超过颗粒的启动速度，颗粒才能开始运动［13］．Bagnold计算出颗粒启动的临界速度为［14］

式中：u*t为临界速度；A为经验系数；ρs为颗粒密度；d为颗粒粒径；ρ为气体密度．

颗粒的启动速度是吸嘴设计的重要指标，颗粒能否顺利启动将直接影响扫路车的吸尘效果．结合式（7）及朱伏龙试验［15］，密度为1．94 t／m3的砂粒粒径与启动速度关系如图7所示．

图7 砂粒粒径与启动速度关系Fig．7 Pickup speed of different sizes of particles

3 参数影响分析

3．1 反吹风量

吸嘴反吹风口与离心风机出口由流量控制挡板相连通，流量控制挡板的作用是调整进入脉冲除尘箱及吸嘴的流量比例，控制风量的风门手柄共有7个档位，如图8所示．

图8 风门调解手柄Fig．8 Regulation handle of flow

扫路车在市区内有效作业车速一般为3～12 km／h．本文以最大有效作业车速12 km／h为例，结合颗粒相模型，通过计算吸尘口颗粒的溢出数量和注入颗粒的总量来模拟除尘效率［11］．当作业车速为12 km／h时，改变反吹风量得到反吹风量与总除尘效率的关系曲线（如图9）．当反吹风量小于2 172 m3／h时，总除尘效率呈现出增大趋势；当反吹风量大于该值时，总除尘效率急剧下降，颗粒出现了外泄现象．外泄现象是由于车速和反吹风量选择不合理造成的，两者的共同作用增加了颗粒与吸嘴间的相对速度，较多颗粒以较大碰撞角度移动，致使较多被吸入的颗粒又从吸嘴周围进气面逃出．为了实现扫路车高效、高速作业，当车速不高于12 km／h时，反吹风量选为2 172 m3／h（约总风量的70%）较合适，即风门手柄的中间档位，此时颗粒外泄现象得到有效控制且除尘效率较高．

图9 反吹风量与总除尘效率关系Fig．9 Effects of reverse flow on overall removal efficiency

3．2 吸尘口直径

考虑到整车的尺寸干涉问题，该模型优化不做长度、宽度和厚度的调整．通过分析前后内外侧4个进气面平均速度及吸尘口入口处压强分布状态，选择合理的参数使得前后内外进气面速度尽量高且压强尽量低．

设吸嘴的反吹口直径D2＝0．42B，通过改变吸尘口直径D1与吸嘴宽度B的比值iD1B来改变吸尘口的直径，其流场计算结果如图10所示．

图10 径宽比iD1B对速度及压强的影响Fig．10 Effects of iD1Bon the velocity and pressure

由图10可知，吸尘口直径D1与吸嘴宽度B的比值iD1B小于0．47时，前后内外侧4个进气面的平均速度均呈现出增大趋势，而吸尘口入口压强在不断减小；当比值iD1B大于0．47时，各进气面的平均速度和吸尘口入口压强均无明显变化．产生这一现象的原因：吸尘口的出口处压力为一恒定值，当径宽比小于0．47时，随着吸尘口直径的增大，近地面吸尘功率不断增大，使得前后内外侧4个进气面平均速度得以提高．管径的增大使得吸嘴前侧、外侧挡板与吸尘口距离缩短，减小了沿程损失，使得吸尘口入口处压强降低．当径宽比大于0．47时，近地面吸尘功率的增大使得气流速度增大，进而沿程损失量增大．然而，吸尘功率的增加程度近似地等于沿程损失程度，此时平均速度和吸尘口入口处压力值变化不明显．

3．3 吸尘口倾角

设吸嘴的反吹口直径D2＝0．42B，吸尘口直径D1＝0．45B，改变吸尘口倾角β，其计算结果如图11所示．

吸尘口倾角β的改变使得前后内外侧4个进气面的平均速度呈现出先增大后减小的趋势，而吸尘口的压强则先减小后增大．产生这一现象的原因为吸尘口倾角的大小决定了能量的损耗．倾角在小于角度值约为105°时，气流在吸嘴内部流动较顺畅，能量损失较小，进而提高了吸嘴的吸尘功率，增大了吸嘴前后内外侧四个进气面的速度，同时降低了吸尘口入口处的静压力．倾角大于角度值约为105°时，内部气流损失量增大，吸嘴近地面的工作功率下降，直接导致前后内外侧进气面速度降低．吸尘口倾角的不断增大，不可避免地带来吸尘口与吸嘴截面积的突变增大，降低了吸尘口出口处对吸尘口入口处的负压影响，致使吸尘口入口处压强增大．根据参数影响分析，反吹风量选为2 172 m3／h，吸尘口直径D1与吸嘴宽度B的比值iD1B选为0．45，吸尘口倾角为105°．

图11 倾斜角度β对速度及压强的影响Fig．11 Effects ofβon the velocity and pressure

4 结果与分析

4．1 速度场分析

扫路车吸嘴内空气流动状态如图12所示，从图12速度矢量图可以看出，风机出口部分气流从吸嘴反吹口进入，经由回吹风腔，从条缝状L型喷口喷出封闭气幕．在封闭气幕和吸尘口的共同作用下，空气从吸嘴周围进入吸嘴内部，将地面上的颗粒物吸起经吸尘口运送至垃圾箱内．

图12 吸嘴全气道速度矢量图Fig．12 Velocity vector in pickup mouth

图13是吸嘴近地面速度矢量图，其中Ⅰ处的速度矢量放大图如图14所示．吸嘴近地面气流速度高且方向紧贴地面，气流在负压作用下从吸嘴外部进入，不存在外泄造成的二次污染．

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

图14 Ⅰ处速度矢量局部放大图Fig．14 Amplification of zone I vector diagram

地面颗粒能否被有效拾取取决于近地面速度，城市道路常见颗粒物有效吸尘速度为18 m／s［15］．吸尘口附近速度范围为29．9～33．1 m／s，远离吸尘口一侧速度范围为20．0～26．6 m／s，说明吸尘效果较好．

图15为吸尘口（Y＝200 mm）处的截面速度矢量图．虽然在Ⅱ处形成漩涡，但是由于最大的气流速度在吸尘口处，颗粒易被主气流带入吸尘口入口方向，所以并不影响吸尘效率．Ⅲ处为吸尘口出口，其速度范围为51．4～60．0 m／s，这使得泥块等大颗粒物较容易输送至垃圾箱．

图15 吸尘口截面Y＝200 mmFig．15 Suction mouth section Y＝200mm

4．2 吸尘效率分析

总除尘效率和分级除尘率是衡量吸嘴吸尘性能的重要指标．本文以反吹风量2 172 m3／h（约总风量70%）为例，通过计算吸尘口颗粒的溢出数量和注入颗粒的总量来模拟除尘效率［11］．当反吹风量为2 172 m3／h时，改变扫路车作业车速得到车速与总除尘效率的关系曲线（如图16）．由图16可见，车速对总除尘效率有着较大的影响，随着车速的不断提高，总除尘效率下降．车速在8～12 km／h时，总除尘效率下降缓慢．继续提高车速后，总除尘效率急剧下降．产生这一现象的原因，车速的提高增加了颗粒与吸嘴间的相对速度，使得更多的颗粒以较大碰撞角度向进气口移动，进而较多的颗粒无法被吸嘴吸入，部分颗粒甚至从吸嘴进气面漏出．随着车速的提高，单位时间内吸入的颗粒数增多，即颗粒负载比增加，致使颗粒获得的动能减少．

图16 车速与总除尘效率的关系Fig．16 Effects of sweeper-traveling speed on overall removal efficiency

从图17可见，吸嘴在压降为2 400 Pa下，分级除尘效率随着车速的提高急剧下降．分级除尘效率与粒径的大小有着直接关系，直径为45μm的颗粒在车速由5 km／h提高到15 km／h的过程中，分级除尘效率变化不大，其值仅下降9%；直径为152μm的颗粒，在相同速度条件下，其结果与粒径较小的颗粒恰恰相反，除尘效率下降了33%．这是因为小颗粒的运动轨迹容易受气流流向的影响，不易与吸嘴的壁面出现碰撞等问题．然而，对于粒径较大的颗粒来说，惯性影响不可忽视．大颗粒的动量主要来自于壁面的碰撞而不是气流的湍流特性，因此较大的颗粒在吸入吸嘴后，若与壁面碰撞产生足够大的动量，甚至会从进气面中逃出．基于上述分析，扫路车应低速作业．

4．3 试验验证

为进一步验证仿真分析后的吸嘴性能，在企业厂区内选择柏油路作为试验场地．将颗粒均匀铺在长10 m、宽2 m的矩形区域，颗粒在此区域的分布密度为0．15 kg／m2．对压降为2．4 kPa、作业车速为5 km／h优化后吸嘴进行速度测试，每次测试时均需要待扫路车达到稳定作业状态后方可进行试验．

图17 车速与分级除尘效率曲线图Fig．17 Effects of sweeper traveling speed on grade removal efficiency

为测得近地面处速度，根据文献［10］中吸嘴流场测试方法，选取吸嘴（图4）截面Y＝200 mm，测试位置选在高度X＝10 mm处沿Z轴方向的7个测点．测试采用KASDA-KV621热线风速仪，该风速传感器探头长度为15 cm，且可以根据具体要求对探头的长度进行调整（可加长15 cm的整数倍），本次试验选用15 cm和45 cm探头各一个．传感器位置确定主要考虑以下几点因素：①对样机开孔数尽量少，以减少非必要的漏风率；②若传感器选用较多会导致探头影响内部流场，影响测试的准确性；③传感器测试时要求调整其角度使之与风向一致（即传感器需要与地面平行）．鉴于上述要求，开孔位置选择在吸嘴后侧挡板处，传感器由法兰固定安装并由锁紧螺栓对其进行位置调整．考虑到扫路车行驶过程中传感器测试时的稳定性和传感器探头长度与车体间尺寸干涉等问题，当测点Z向坐标小于150 mm时采用15 cm长探头，当测点Z向坐标大于150 mm时采用45 cm长探头．通过锁紧螺栓调节测点位置，每个测点进行5次测试，测点最终速度取5次测试速度的平均值．

该风速传感器信号输出方式为电流输出，为了便于信号采集，需要将其转换为电压信号．传感器输出的电流信号通过4～20 mA转0～10 V的电流转电压模块后送入采集系统．信号的采集选用北京波普WS-5921／U60232型USB数据采集仪，选用波普公司开发的Vib｀SYS软件对信号进行采集、处理和分析，采样频率设置为100 Hz．

通过仿真值和试验值的对比来验证模型的准确性．表3为仿真值与试验值的对比情况，相对误差式为

式中：ps为仿真计算值；pt为试验测得值．

根据式（8）得出最大相对误差为11．52%．由于测试过程中车辆颠簸导致吸嘴离地间隙发生变化，仿真过程中不同计算节点的网格划分、实际问题的简化等因素，该误差在允许范围值15%之内［10，15］．试验结果表明了计算模型的准确性和仿真方法的可行性，研究结果对扫路车反吹式吸嘴的优化设计具有指导意义．

表3 仿真值与试验值对比Tab．3 Comparison between simulation and experimental results

5 结 论

（1）反吹风量不大于2 172 m3／h（约总风量70%）有利于吸尘效率的提高．吸尘口的直径不大于反吹式吸嘴宽度的0．47倍、倾角不大于105°时，分别增大吸尘口直径和倾斜角度，均可提高吸尘口入口处压力真空度及前后内外侧进气面平均速度，进而提高吸尘效率．

（2）反吹式吸嘴近地面气流速度高且方向紧贴地面，不存在气流外泄造成的二次污染．

（3）车速对反吹式吸嘴的总除尘效率和分级除尘效率影响较大．粒径较小的颗粒受车速影响较小，粒径较大的颗粒则影响较大．

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（中、英文编辑：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

国家自然科学基金资助项目（51405030）

郗元（1987—），男，博士研究生，研究方向为工程车辆及专用车系统节能与控制技术，E-mail：xy59135210＠163．com

成凯（1962—），男，教授，博士，博士生导师，研究方向为工程车辆及专用车系统节能与控制技术，E-mail：chengkai＠jlu．edu．cn

郗元，成凯，娄希同，等．反吹式吸嘴流场数值分析及吸尘效率研究［J］．西南交通大学学报，2016，51（1）：105-112．