掃路車反吹式吸嘴運行參數的CFD分析

郗元，成凱，LI Guangxian，程磊，高學亮，董超

（1. 吉林大學 機械科學與工程學院，吉林 長春，130022；2. 墨爾本皇家理工大學 航空航天、機械與制造工程學院，墨爾本 澳大利亞，3001；3. 徐州徐工隨車起重機有限公司，江蘇 徐州，221007；4. 吉林大學 汽車動態模擬國家重點實驗室，吉林 長春，130022）

（1. College of Mechanical Science and Engineering， Jilin University， Changchun 130022， China；2. School of Aerospace， Mechanical and Manufacturing Engineering， RMIT University， Melbourne 3001， Australia；3. XCMG Xuzhou Truck-mounted Crane Co.， Ltd.， Xuzhou 221007， China；4. National Key Laboratory of Automobile Dynamic Simulation， Jilin University， Changchun 130022， China）

掃路車反吹式吸嘴運行參數的CFD分析

郗元1，成凱1，LI Guangxian2，程磊3，高學亮4，董超1

（1. 吉林大學 機械科學與工程學院，吉林 長春，130022；2. 墨爾本皇家理工大學 航空航天、機械與制造工程學院，墨爾本 澳大利亞，3001；3. 徐州徐工隨車起重機有限公司，江蘇 徐州，221007；4. 吉林大學 汽車動態模擬國家重點實驗室，吉林 長春，130022）

以國內某掃路車的反吹式吸嘴為研究對象，根據實際尺寸建立三維計算模型。通過氣固兩相流動的數值模擬，以除塵效率為評定指標，得出最佳運行參數組合，最后結合試驗驗證數值模擬的準確性。研究結果表明：車速或離地間隙增加，除塵效率降低；壓降提高，除塵效率也隨之提高；反吹風量增大，除塵效率先提高后降低；為了實現掃路車高速低能耗作業，通過優化獲得最佳運行參數組合為：反吹風量為2 172 m3/h，車速為10 km/h，壓降為2.4 kPa，離地間隙為10 mm。

反吹式吸嘴；計算流體力學（CFD）；氣固兩相流；運行參數

（1. College of Mechanical Science and Engineering， Jilin University， Changchun 130022， China；2. School of Aerospace， Mechanical and Manufacturing Engineering， RMIT University， Melbourne 3001， Australia；3. XCMG Xuzhou Truck-mounted Crane Co.， Ltd.， Xuzhou 221007， China；4. National Key Laboratory of Automobile Dynamic Simulation， Jilin University， Changchun 130022， China）

隨著國內交通道路的發展和完善，交通揚塵也隨即而來。據有關研究表明：城市主要顆粒物污染來自交通揚塵，其中路面塵負荷對顆粒物濃度的影響最大［1］。掃路車作為新型高效清掃設備，集合路面顆粒物清掃、回收和運輸于一身，在市場需求方面呈現一個快速的增長態勢［2-5］。陳忠基等［6］通過對樣機進行反復調整和試驗，最終得出結論：增設翼板可使吸嘴內部流速均勻分布，進而大大提高了除塵效率。該方法不僅成本較高，而且試驗周期較長。隨著計算流體力學的不斷發展，計算流體力學（CFD）數值模擬方法開始被引入到吸嘴設計中。ZHANG等［7-8］運用CFD氣相流動模型對吸嘴內部氣流的流動進行了研究，并提出結構上的改進以獲得更高的吸塵效率。歐陽智江等［9-10］運用CFD氣固兩相流動模型，以不同粒徑顆粒物能否被順利吸起為目標展開了研究，并對吸嘴進行了不同程度上的結構改進。上述研究從結構上提高了單吸式吸嘴的吸塵效率，但是均未針對運行參數展開研究，也沒有對新型反吹式吸嘴進行相應研究。本文作者借助 CFD數值模擬技術對某型號吸掃式掃路車的反吹式吸嘴各項運行參數，如反吹風量、行駛速度、壓降和離地間隙進行數值模擬研究，為其在保證除塵效率的前提下，以實現高質、高速、節能作業。

1　吸嘴工作原理及結構

圖1所示為反吹式吸嘴內部結構示意圖。離心風機為氣力輸送系統提供動力源，風機的入口與出口分別與垃圾箱及吸嘴反吹風口C相連通。反吹吸嘴的特點在于風機出口部分氣流經由反吹風口C進入吸嘴回吹風腔，其余氣流經過濾后排入到空氣中，流量的分配由風門手柄控制。進入回吹風腔的氣流最后由吸嘴底部的L型噴口噴出封閉氣幕來輔助吸塵口A吸塵，因此顆粒物在吸塵口和反吹風口聯合作用下被吸入。吸嘴結構參數及具體尺寸如表1所示，其中離地間隙和行駛速度分別用δ和v表示。

圖1　結構示意圖Fig. 1　Structure diagram

表1　吸嘴主要結構尺寸Table 1 Dimensions of the pickup mouth

2　數值計算方法

2.1算法選取及邊界條件

圖2所示為吸嘴網格模型。由于吸嘴的結構不規則，故采用前處理軟件Icem對模型進行分塊結構網格劃分。通過網格無關性檢驗，網格數量最終確定為115 694個（圖2）。吸嘴工作時氣體在腔內進行復雜、不可壓縮的三維氣固兩相流動。為了計算機求解過程的穩定性和計算結果的準確性，選用有限體積法作為方程的離散形式。根據吸嘴內部湍流特性，標準 k-ε模型可以較好地預測及模擬此類復雜流動［7-8， 12］。求解過程中，內部氣流流動視為不可壓縮穩態流動。壓力-速度耦合算法選擇選擇SIMPLEC算法，離散方式選為二階迎風差分格式，其余參數保持缺省設置。

為了能夠合理地模擬吸嘴的工作過程，其邊界條件設置如下：吸塵口D1和反吹口D2分別設置為壓力出口和速度入口；由于吸嘴工作時離地間隙為 δ，準確模擬顆粒物在周圍縫隙處吸入過程對進一步計算除塵效率至關重要。在周圍縫隙處加上擴展區［8-11］，避免此處由于速度等邊界條件未知所帶來的設置等難題。前、后、左、右擴展區入口處邊界條件設置為壓力入口，大小設置為標準大氣壓；其余面的邊界條件均設置為壁面，其中為了模擬吸嘴的行駛及工作狀態，底部壁面設為靜止壁面，剩余壁面均設為移動壁面，移動壁面的行駛速度即為車速。

圖2　吸嘴網格模型Fig. 2　Meshes of the physical model

2.2顆粒相模型

氣固兩相耦合模擬中固相的模型選用離散相模型（DPM），DPM模型可以對單個粒子在運動過程中所受的重力、提升力等進行受力平衡方程計算，即可計算粒子的運動軌跡。因此，根據不同顆粒的軌跡，除塵效率便可通過監測反吹式吸嘴吸塵口A處溢出的顆粒數量和模擬過程中注入的總顆粒量的比來獲得［11］。路面顆粒物的粒度分布模型使用WU等［10］測得的路面砂粒粒徑分布，其粒徑區間分布柱狀圖和顆粒相參數設置分別如圖3和表2所示。

圖3　砂粒區間分布柱狀圖Fig. 3　Interval distribution of sand particles

表2　顆粒相主要參數設置Table 2 Main features of particles phase

2.3流場控制方程

針對本模型的氣固兩相耦合計算，多相流耦合和離散相模型的選取分別為歐拉-拉格朗日和 DPM模型。

1） 整個工作過程中吸嘴內的氣體與外界氣體無熱量交換，滿足連續性方程和動量方程，控制方程通用形式如下：

式中：ρ為流體密度；φ為通用變量；Γ為廣義擴散系數；S為廣義源項。

2） k-ε方程：

式中：k為湍流動能；ε為動能耗散系數，

3） DPM 通過整合顆粒的受力平衡計算單個顆粒的軌跡，根據牛頓第二定律可知：

其中：FD為黏性力；Fg為重力；Fs為剪切力；mp為顆粒質量；up為顆粒速度。

3　計算結果及分析

3.1反吹風量對吸塵效率的影響

總除塵效率是衡量吸嘴吸塵性能的重要指標。為了研究反吹風量對吸塵效率的影響，選取最高市內有效清掃速度為12 km/h，通過DPM模型計算得出注入顆粒的運行軌跡，對比顆粒從吸塵口溢出的數量和注入數量，計算得出吸塵效率曲線。圖4所示為反吹風量與總除塵效率關系。從圖4可知：隨著反吹風量的增大，除塵效率先升高后降低；當反吹風量小于臨界值2 172 m3/h時，反吹風量的增加有助于顆粒的移動，能將吸嘴行駛方向右側的顆粒順利地吹入到左側吸塵口附近，反吹效果較顯著；而當反吹風量過大時，近地面顆粒出現了外泄現象，進而導致除塵效率大幅度下降。通過觀察吸嘴內部的顆粒運動軌跡可知：反吹風量和車速均使得顆粒與吸嘴間的相對運動速度大幅提高。其中，較大的相對運動速度導致多數顆粒以較大碰撞角在吸嘴內部運動，因此，被吸入的顆粒與吸嘴內壁的碰撞后從四周縫隙溢出。根據掃路車行業標準 QC/T 51—2006“吸掃式掃路車除塵效率不低于90%”［16］，反吹風量不高于2 172 m3/h較合適。

圖4　反吹風量與總除塵效率關系Fig. 4　Effects of reverse flow on overall removal efficiency

3.2行駛速度對吸塵效率的影響

選取反吹風量為2 172 m3/h，壓降為2.3 kPa，同樣通過DPM模型計算得出注入顆粒的運行軌跡，對比顆粒從吸塵口溢出的數量和注入數量，計算得出行駛速度對吸塵效率的曲線。圖5所示為車速與總除塵效率曲線圖。從圖5可知：當行駛速度不高于12 km/h時，車速的提高對吸塵效率影響相對較小，除塵效率下降8.5%；當行駛速度在12～15 km/h時，車速的提高對吸塵效率影響相對較大，除塵效率下降 18.2%。除塵效率的急劇下降中可以歸因于以下 2個方面：1） 較高的車速增加了吸嘴與顆粒物間的相對速度，與反吹風量的影響相類似，觀察顆粒軌跡可以看出較多的顆粒以較大碰撞角朝向吸嘴前進氣口移動。由于顆粒中存在較大顆粒物，且其受慣性的影響相對較大，致使部分被吸入的顆粒與吸嘴內壁碰撞后，相繼由離地間隙處逃出；2） 較高的行駛速度同樣帶來路面顆粒負載比的增加，即單位時間吸入的顆粒物數量將大幅度提高。對于單個顆粒來說，其將獲得較少的動能，不利于被吸嘴順利吸入。綜合上述原因分析可知：較高的行駛車速對總除塵效率的影響比較低速運行時對總除塵效率的影響大。

圖5　車速與總除塵效率曲線圖Fig. 5　Effects of sweeper-traveling speed on overall removal efficiency

顆粒平均滯留時間是顆粒動態特性 1個重要指標［10］，不同作業車速下對應的顆粒平均滯留時間如圖6所示。從圖6可知：低速作業時顆粒的平均滯留時間較短，隨著作業車速的提高，顆粒的平均滯留時間變得較長。產生這一現象的原因與車速對總除塵效率影響相似，隨著車速的提高使單位時間內吸入的顆粒數增多，顆粒負載比增加，致使顆粒獲得的動能減少，相同行程距離下延長了時間。對于除塵效率來說，較短的平均滯留時間有利于吸起地面上的顆粒物。

圖6　車速與顆粒平均滯留時間關系Fig. 6　Effects of sweeper-traveling speed on mean residence time

綜合車速對吸塵效率的影響分析，根據吸掃式掃路車除塵效率不低于90%以及顆粒在吸嘴內平均滯留時間較短有利于顆粒的拾取等，車速選為10 km/h較合適。

3.3壓降對吸塵效率的影響

掃路車作為路面移動清掃設備，在保證除塵效率的前提下合理選取壓降對經濟運行至關重要。選取車速為10 km/h，反吹風量為2 172 m3/h，壓降分別為1.4，1.7，2.0，2.3，2.6，2.9，3.2和3.5 kPa時壓降對吸塵效率的影響如圖7所示。

從圖7可見：隨著壓降不斷提高，總除塵效率上升；當壓降在3.2～3.5 kPa時，總除塵效率上升緩慢。增大吸嘴壓降使得顆粒物能獲得更多的動能，因此，更多的顆粒被吸入，總除塵效率得到提高。當壓降大于3.2 kPa時，壓降增大使吸嘴近地面吸塵功率得到增大，導致內部氣流速度增大，進而使得沿程損失量增大，此時，吸塵功率的增加程度近似地等于沿程損失程度，所以，此時吸嘴的周圍進氣面速度值變化不明顯，吸塵效率不變。

圖7　壓降與總除塵效率曲線圖Fig. 7　Effects of pressure drop on overall removal efficiency

不同壓降作用下對應的顆粒平均滯留時間如圖 8所示。從圖8可知：隨著吸嘴壓降的不斷提高，顆粒平均滯留時間不斷縮短；當壓降在3.2～3.5 kPa時，平均滯留時間變化不大。這一現象產生的原因與壓降對總除塵效率影響相似，均由壓降增大使顆粒獲得更多的動能，相同行程距離下縮短了時間。當壓降增大到一定程度時，吸塵功率的增加程度近似地等于沿程損失程度，顆粒獲得的動能變化不大，平均滯留時間也就變化不大。

圖8　壓降與顆粒平均滯留時間關系Fig. 8　Effects of pressure drop on mean residence time

綜合壓降對吸塵效率的影響分析，根據吸掃式掃路車除塵效率不低于90%以及顆粒在吸嘴內平均滯留時間較短有利于顆粒的拾取等，壓降選 2.4 kPa較合適。

3.4離地間隙對吸塵效率的影響

選取反吹風量為2 172 m3/h，車速為10 km/h，壓降為2.4 kPa，離地間隙分別為5，10，15和20 mm時離地間隙對除塵效率的影響如圖9所示。從圖9可知：隨著離地間隙的不斷提高，總除塵效率不斷降低，且急速下降。離地間隙的提高降低了吸嘴工作時的密閉性，即負壓作用降低。根據吸掃式掃路車除塵效率不低于90%，離地間隙不高于13 mm較合適，此時吸嘴周圍形成的負壓最大，可最大程度地提高塵粒等的吸入效率。調整吸嘴離地高度不但要對吊鏈的長度進行調整，而且需要對行走架、避讓裝置等進行調整，甚至需要對部分構件進行重新購置及加工，帶來的經濟成本較大。因此，選擇改變支撐輪的尺寸來對實現離地間隙的變化。通過對標準吸嘴支撐輪的尺寸進行篩選后，最終確定離地間隙為 10 mm，滿足不高于13 mm離地間隙要求，且該方法簡單可行、成本相對較低。

圖9　離地間隙與總除塵效率曲線圖Fig. 9　Effects of ground clearance on overall removal efficiency

4　結果與分析

4.1速度場分析

綜合各運行參數對吸塵效率的影響結果，選取反吹風量為 2 172 m3/h，吸嘴壓降為 2.4 kPa，車速為10 km/h和離地間隙為10 mm。圖10所示為吸嘴近地面速度云圖及流線圖，顆粒在吸嘴內的運動軌跡如圖11 所示。在吸嘴底部條縫狀L型噴口及吸塵口共同作用下，氣流均由吸嘴周圍向內部流入。近地面中心出現低速區域，因周圍環繞高速氣流，所以，對吸嘴整體吸塵效果影響不大。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［13］。吸塵口附近速度范圍為27.0～40.0 m/s，遠離吸塵口一側速度范圍為19.1～24.4 m/s，說明反吹式吸嘴近地面氣流速度滿足吸塵速度。從圖10可以看出不存在外泄造成的二次污染。

4.2試驗驗證

出于安全性考慮及在實際路況上測試帶來交通不便等原因，試驗場地選擇在企業廠區內進行。顆粒被均勻鋪在預選區域內，此吸塵試驗場地的分布密度為0.15 kg/m2。調整試驗所選的掃路車風機轉速，使得反吹式吸嘴的壓降為2.4 kPa；通過更換吸嘴支撐輪，使得離地間隙保持為10 mm且需保證掃路車勻速行駛。選擇盡量多的測點有助于對比仿真結果，考慮到Z軸方向的吸嘴寬度，測點數目最終定為7個。同時，為了能夠盡量測得近地面的流場速度，測試高度X選定為10 mm，Y選定為200 mm。為了確保與仿真所設置邊界條件的一致性，待整車作業穩定后開始試驗。吸嘴工作時，會含有大量顆粒等雜質。為了能夠測得含塵氣流的速度避免顆粒物造成傳感器的堵塞等問題，選用KASDA-KV621熱線風速儀作為測試傳感器。本次試驗共進行5次測試，每個測點取測試速度的平均值，將其作為該測點的最終速度。

表3所示為速度仿真值與試驗值的對比，通過兩者的速度相對誤差來驗證模型計算的準確性。根據速度相對誤差公式計算得出速度最大相對誤差為9.80%，平均相對誤差為7.63%。由于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以及測試儀器精度等，該相對誤差在允許范圍 10%之內［10-11， 15-16］，可以滿足工程需要。該研究結果既說明了仿真結果的可信性，又為掃路車運行參數的設計和優化提供了參考。

圖10　吸嘴近地面速度云圖及流線圖Fig. 10 Velocity contour and stream traces near ground

圖11　顆粒運動軌跡Fig. 11 Particle trajectory of reverse blowing pickup mouth

表3　速度仿真值與試驗值對比Table 3 Comparison of velocity between simulation results and experimental results

5　結論

1） 采用CFD氣固兩相流數值模擬，以除塵效率為性能指標，研究各參數與除塵效率的關系。車速或離地間隙增加，除塵效率降低；壓降提高，除塵效率也隨之提高；反吹風量增大，除塵效率先提高后降低。

2） 為了實現掃路車高速低能耗作業，通過優化獲得最佳運行參數組合為：反吹風量為2 172 m3/h ，車速為10 km/h，壓降為2.4 kPa，離地間隙為10 mm。運用 CFD技術對反吹式吸嘴內部流場進行數值模擬研究時，方法可靠且對設計具有指導意義。

［1］ KHANAL R， FURUMAI H， NAKAJIMA F. Toxicity assessment of size-fractionated urban road dust using ostracod heterocypris incongruens direct contact test［J］. Journal of Hazardous Materials， 2014， 264（2）： 53-64.

［2］ KAUL M， SCHMIDT E. Reduction of street sweeper emissions using electrostatic precipitators［J］. Gefahrstoffe Reinhaltung Der Luft， 2015， 75（3）： 106-110.

［3］ LU S， ZHOU Z， HAN E， et al. New energy road sweeper scenario design and simulation［C］//Transportation Electrification Asia-Pacific （ITEC Asia-Pacific）， 2014 IEEE Conference and Expo. Beijing： IEEE， 2014： 1-4.

［4］ WALTER S， ULLI-BEER S， WOKAUN A. Assessing customer preferences for hydrogen-powered street sweepers： a choice experiment［J］. International Journal of Hydrogen Energy， 2012，37（16）： 12003-12014.

［5］ KANG J H， DEBATS S R， STENSTROM M K. Storm water management using street sweeping［J］. Journal of Environmental Engineering， 2009， 135（7）： 479-489.

［6］ 陳忠基， 吳曉元， 徐廣普， 等. 路面清掃車吸嘴裝置的實驗研究［J］. 同濟大學學報（自然科學版）， 2001， 29（12）： 1483-1485. CHEN Zhongji， WU Xiaoyuan， XU Guangpu， et al. Experimental study on suction mouth of vacuum sweeper［J］. Journal of Tongji University （Science and Technology）， 2001，29（12）： 1483-1485.

［7］ ZHANG Y， YANG C， BAKER C， et al. Effects of expanding zone parameters of vacuum dust suction mouth on flow simulation results［J］. Journal of Central South University， 2014，21（6）： 2547-2552.

［8］ 朱伏龍， 張冠哲， 陳杰. 真空吸塵車吸塵口的流場仿真和結構優化［J］. 機械設計與制造， 2008（11）： 50-52. ZHU Fulong， ZHANG Guanzhe， CHEN Jie. Flow field analysis and structure optimization of vacuum sweeper suction mouth［J］. Machinery Design & Manufacture， 2008（11）： 50-52.

［9］ 歐陽智江， 章易程， 賈光輝， 等. 卷邊吸塵口流場特性研究［J］.機械科學與技術， 2013， 32（3）： 362-366. OUYANG Zhijiang， ZHANG Yicheng， JIA Guanghui， et al. Flow properties of dust suction mouth with curled edges［J］. Mechanical Science & Technology for Aerospace Engineering，2013， 32（3）： 362-366.

［10］ WU B， MEN J， CHEN J. Improving the design of a pickup head for particle removal using computational fluid dynamics［J］. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part C：Journal of Mechanical Engineering Science， 2011， 225（4）：939-948.

［11］ WU B， MEN J， CHEN J. Numerical study on particle removal performance of pickup head for a street vacuum sweeper［J］. Powder Technology， 2010， 200（1）： 16-24.

［12］ 王福軍.計算流體動力學分析： CFD 軟件原理與應用［M］. 北京： 清華大學出版社， 2004： 120-123. WANG Fujun. Computational fluid dynamics： principles and applications analysis in CFD software［M］. Beijing： Tsinghua University Press， 2004： 120-123.

［13］ 朱伏龍. 基于吸塵性能的吸塵口結構研究與流場分析［D］. 上海： 上海交通大學機械與動力工程學院， 2008： 18-29. ZHU Fulong. The structure research and flow field analysis of dust collection port based on sucking performance［D］. Shanghai：Shanghai Jiaotong University. School of Mechanical and Dynamic Engineering， 2008： 18-29.

［14］ QC/T 51—2006， 掃路車行業標準［S］. QC/T 51—2006， The national automotive industry standard［S］.

［15］ XI Y， CHENG K， LOU X T， et al. Numerical simulation of gas-solid two-phase flow in reverse blowing pickup mouth［J］. Journal of Donghua University （English Edition）， 2015， 32（4）：530-535.

［16］ XI Y， CHENG K， XIAO T， et al. Parametric design of reverse blowing pickup mouth based on flow simulation［J］. Journal of Information & Computational Science， 2015， 12（6）： 2165-2175.

（編輯 羅金花）

CFD analysis of the operating parameters of reverse blowing pickup mouth for a street sweeper

XI Yuan1， CHENG Kai1， LI Guangxian2， CHENG Lei3， GAO Xueliang4， DONG Chao1

A domestic reverse blowing pickup mouth was studied as the research object. The three-dimensional calculation model was obtained according to the actual size. Gas-solid two phase flow was employed. The optimum operation parameters were proposed by taking the dust removal efficiency as evaluation index. Finally， the accuracy of numerical simulation was verified by experimental results. The results show that dust removal efficiency decreases with the increase of speed or ground clearance； dust removal efficiency increases with the increase of pressure drop； dust removal efficiency increases first and then decreases with the increase of reverse blowing rate flow. In order to achieve operation of low power consumption and high speed， factors were optimized to obtain the optimal parameters as reverse blowing rate flow of 2 172 m3/h，speed of 10 km/h， pressure drop of 2.4 kPa， and ground clearance of 10 mm.

pickup mouth； CFD； gas-solid two phase flow； operation parameters

U418.3

A

1672-7207（2016）04-1144-07

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.04.009

2015-05-27；

2015-07-27

國家自然科學基金資助項目（51375202）（Project （51375202） supported by National Natural Science Foundation of China）

成凱，博士（后），教授，從事工程車輛及專用車系統節能與控制技術研究；E-mail：chengkai@jlu.edu.cn