李 卓 鄧剛林 余晨光 黃洪飆 柳 超

(武漢理工大學(xué)現(xiàn)代汽車零部件技術(shù)湖北省重點實驗室1) 武漢 430070) (汽車零部件技術(shù)湖北省協(xié)同創(chuàng)新中心2) 武漢 430070)

基于多相流數(shù)值模擬的環(huán)衛(wèi)車集污罐結(jié)構(gòu)優(yōu)化

李 卓1,2)鄧剛林1,2)余晨光1,2)黃洪飆1,2)柳 超1,2)

(武漢理工大學(xué)現(xiàn)代汽車零部件技術(shù)湖北省重點實驗室1)武漢 430070) (汽車零部件技術(shù)湖北省協(xié)同創(chuàng)新中心2)武漢 430070)

罐式環(huán)衛(wèi)車罐體結(jié)構(gòu)及流場特性是決定車輛作業(yè)性能的關(guān)鍵，某罐式環(huán)衛(wèi)車氣力輸送系統(tǒng)壁面區(qū)域不合理結(jié)構(gòu)無法提供有效擾流增加稀疏懸浮多相流能量耗散，導(dǎo)致不合理的內(nèi)流場難以改善塵粒平衡特性實現(xiàn)重力沉降.借助CATIA與ANSYS-FLUENT工作平臺建立集成氣路管道和集污罐系統(tǒng)于一體的CFD仿真模型，分析不同結(jié)構(gòu)形式降塵擋板對氣路系統(tǒng)集污罐內(nèi)流場分布的影響；為了分析罐體內(nèi)顆粒運動軌跡及集污效果，基于DPM離散相模型進行了多相流分析，實現(xiàn)同時對氣體及塵粒兩相流體軌跡追蹤.另外，引入逃逸率這一新指標(biāo)定量評價集塵罐系統(tǒng)沉降特性.結(jié)果表明，未優(yōu)化前35.1%的逃逸率減少至2.7%，沉降性能提高了32.4%.

集塵系統(tǒng)；多相流；逃逸率；降塵擋板；參數(shù)優(yōu)化

0 引 言

目前，國內(nèi)外洗掃車均為復(fù)合廂式集污結(jié)構(gòu)，為保證洗掃效率多通過提高高壓離心風(fēng)機風(fēng)力等途徑，而罐式結(jié)構(gòu)能充分發(fā)揮結(jié)構(gòu)特點，更適應(yīng)流體運動.氣路系統(tǒng)是洗掃車的核心系統(tǒng)，直接影響洗掃車工作性能及效率[1].氣路系統(tǒng)的中段集塵沉降室設(shè)計是洗掃車設(shè)計的關(guān)鍵技術(shù)之一.借助計算流體力學(xué)，針對氣路系統(tǒng)內(nèi)流場狀態(tài)提出改進和優(yōu)化設(shè)計方案是洗掃車系統(tǒng)設(shè)計的新思路[2].袁鳳東[3]對管道與塵粒以及氣流速度進行了全面的理論研究，闡述了氣流轉(zhuǎn)速、塵粒速度，管道阻力與管道內(nèi)部速度等關(guān)系相互之間的影響，以及自由擴散模式下粉塵軌跡與粉塵重力的關(guān)系等問題.歐陽智江等[4]對帶有卷邊的吸塵系統(tǒng)吸嘴口進行了流場分析，提出了在吸嘴口流場的均勻分布有利于減小阻力，提高塵粒進入吸嘴的效率，通過對粒子相的運動軌跡分析，對吸塵系統(tǒng)以及集塵系統(tǒng)進行優(yōu)化設(shè)計.

1 流場仿真分析理論

1.1 計算流體力學(xué)控制方程

計算機數(shù)值分析中通過動量守恒方程，連續(xù)性方程和能量方程以3個偏微分方程來揭示質(zhì)量、動量和能量3大守恒定律[5].整個氣路系統(tǒng)內(nèi)都屬于低速流動可忽略熱傳導(dǎo)，不考慮能量方程.

1) 連續(xù)性方程 空氣屬于連續(xù)相，單位時間內(nèi)流出單元體的流體靜質(zhì)量之和等于該時間單元體內(nèi)由于密度變化而減少的質(zhì)量，反映出的是質(zhì)量守恒定律.

(1)

式中：ρ為流體的密度，kg/m3；t為空氣單元在單元體內(nèi)的時間，s，u，v，w分別為速度在x，y，z上的分量，m/s.

2) 動量方程 在計算流體力學(xué)中，任何的流體流動，都滿足動量守恒定律，即滿足動量方程.動量方程的本質(zhì)是牛頓第二定律，動量隨時間的變化值與作用在該單元上各力的和值.動力守恒方程在X，Y，Z三個分量上的表達如下：

(2)

(3)

(4)

式中：ρ為靜壓力，Pa；τxx，τxy和τxz為流體粘性力在X方向分量；τyx，τyy和τyz為流體粘性力在Y方向分量；τxz，τyz和τzz為流體粘性力在Z方向分量；Fx，F(xiàn)y和Fz為流體單元所受外力在X，Y和Z方向的分量；u，v，w為速度矢量U在X，Y，Z方向上的分量；t為時間，s.

1.2 數(shù)值離散方法

數(shù)值離散方法是利用計算流體力學(xué)常用的有限體積法進行分析，通過對流體區(qū)域劃分成許多小體積單元，將待求解的守恒微分方程在任一體積單元及時間單元內(nèi)對空間與時間積分，再對待求解的函數(shù)及其導(dǎo)數(shù)對時間以及空間的變化作合理假設(shè)，最后對已選定的變化方式積分并整理成一組關(guān)于節(jié)點上未知量的離散方程.有限體積法偏重于從物理觀點構(gòu)造離散方程.其中，每一個方程都是表達有限體積上物理量守恒.

1.3 計算模型

FLUENT工作平臺提供多了多種物流模型，實現(xiàn)各種復(fù)雜情況下的模擬計算，現(xiàn)所研究的問題選用湍流模型聯(lián)系新未知量和平均速度梯度.目前工程應(yīng)用中湍流的數(shù)值模擬主要分為3大類：直接數(shù)值模擬、大渦模擬、基于雷諾平均N-S方程組的模型.現(xiàn)運用基于雷諾平均N-S方程組的模型，從模式出發(fā)點的不同，所運用的是渦粘性封閉模式里的兩方程模式.常用的兩方程模式有：標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程、可實現(xiàn)型k-ε兩方程、低Reynolds數(shù)k-ε模型以及k-ω兩方程模式等.現(xiàn)采用數(shù)值模擬標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程，該方程被廣泛應(yīng)用于各種復(fù)雜湍流模型中，且計算較為準(zhǔn)確[6].

2 集污罐內(nèi)流場仿真

2.1 無壓塵擋板的內(nèi)流場

在多相流仿真分析中，為更加直觀的評價罐體內(nèi)部的沉降特性，引入一新的評價指標(biāo)：逃逸率.逃逸率是指在單位時間內(nèi)從風(fēng)機入口逃逸出的總質(zhì)量與垃圾進入氣路系統(tǒng)總質(zhì)量之比.

式中：η為逃逸率；M1為風(fēng)機入口逃逸出的總質(zhì)量；M2為垃圾進入氣路系統(tǒng)總質(zhì)量.

為了更直觀的了解顆粒進入罐體及其沉降狀態(tài)，對顆粒相的攝入采用單點粒子攝入.將粒子進入管道的入口進行如圖1的劃分方式.共有74個分布均勻的粒子攝入點模擬74個塵粒被吸入管道，進入沉降罐進行沉降.

圖1 管口粒子攝入位置(單位：mm)

當(dāng)顆粒隨氣流進入管道中，開始會沿著氣流方向運動，在自身重力作用下以及在與罐體壁面摩擦碰撞下，最后沉降在罐體底部，仿真結(jié)果顯示出，跟蹤74個粒子，其中逃逸26個粒子，逃逸率為35.1%，沉降效果不佳.

2.2 設(shè)計壓塵擋板后集污罐內(nèi)流場分析

加裝擋板后，氣流被擋板前端斜角和兩側(cè)斜角引流到罐體底部，撞擊罐體，能量耗散更快，罐體內(nèi)部整體速度較之前整體降低.尤其是底部有明顯改善，未加裝擋板之前罐體底部氣流速度較快，不利于塵粒在罐體內(nèi)部沉降.加裝擋板之后，罐體底部平均氣流速度在6 m/s左右，且遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于塵粒的起動速度[7-8]，利于塵粒沉降.

2.3 加裝壓塵擋板后集污罐多相流仿真分析

圖2 顆粒在模型中的運動軌跡圖

圖2為顆粒在模型中的運動軌跡圖，由圖2可知，利用DPM模型對加裝擋板的罐體進行仿真分析，對顆粒相進行軌跡追蹤，追蹤粒子74顆，逃逸粒子為12顆，逃逸率為16.2%.相較于原模型有較大改善.粒子沉降的位置集中在罐體前側(cè)，以及罐體后端兩側(cè).這是由于塵粒由管道出來，撞擊擋板之后，沿著擋板斜角方向運動，大量塵粒會沖向罐體末端，使得末端不易沉降.當(dāng)塵粒沿著罐體后端壁面運動到前端時，會與新流入罐體內(nèi)部的塵粒流撞擊，一部分動能較大的塵粒會穿過塵粒流，耗損大量動能，最終沉淀到罐體前端，另一部分動能較小的塵粒會隨著新的塵粒流運動，沿著罐體后端兩側(cè)繞行，最終沉淀.

加裝擋板之后的罐體結(jié)構(gòu)對塵粒在罐體內(nèi)部沉降性有較大改善，罐體內(nèi)部壓力場分布更加均勻，利于氣流待遇塵粒的運輸.氣流在罐體內(nèi)部整體速度降幅較大，尤其是罐體底部速度值降幅最大，使得速度分布更加合理.由DPM追蹤塵粒運動軌跡可知，塵粒在罐體內(nèi)部逃逸率也有相應(yīng)的降幅.但是從速度場分布圖和塵粒軌跡圖都可以看出，擋板后端會出現(xiàn)局部渦流區(qū)域，且罐體底部速度雖然降幅較大，對底部沉降的塵粒還是會有擾動.所以對擋板的結(jié)構(gòu)還有優(yōu)化的空間.

3 擋板結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

擋板長度L=800 mm、寬度B=900 mm，前傾角α=45°、后傾角β=90°.定義寬長比iBL簡化優(yōu)化參數(shù).在所研究模型中，寬長比iBL=1.125.

3.1 前傾角α對罐體內(nèi)部流場影響

前傾角是擋板設(shè)計參數(shù)中十分重要的一個參數(shù).圖3顯示了不同前傾角情況下罐體內(nèi)流場分布情況.由圖3可見，隨角度減小，氣流越靠近罐體末端，當(dāng)角度減小到30°時，氣流在撞擊擋板前傾角后，沿著擋板上沿飛去，向罐體頂端撞擊.若當(dāng)角度繼續(xù)減小，更多的氣流會撞擊到罐體頂端，失去擋板效果.

圖3 前傾角對罐體內(nèi)部流場影響圖

為更直觀的觀察和評價擋板在不同前傾角下，罐體內(nèi)部流場分布的合理性.圖4顯示了罐體底部從前端至后端氣流隨著位置變化曲面.從圖中可知，在45°時罐體底部最大氣流速度在8 m/s，40°時為9 m/s，35°時為4 m/s，30°時僅為1.2 m/s.從圖中還知，前傾角在30°時，罐體底部氣流速度波動最小，穩(wěn)定在1 m/s左右，最有利于塵粒在罐體底部的沉降.

圖4 不同前傾角罐體底部氣流速度圖

3.2 后傾角β對罐體內(nèi)部流場影響

設(shè)定前傾角α=30°時，對不同后傾角β進行仿真分析.后傾角的取值范圍為80°～100°.圖5 為不同擋板后傾角其罐體內(nèi)部速度流場分布，由圖5可知，氣流撞擊擋板后，一部分氣流會沿著擋板后方運動，沿后傾角方向.當(dāng)擋板后傾角較大時，氣流從后傾角流出后，其速度有向風(fēng)機方向的分量，使得擋板后端與風(fēng)機之間速度較大，不利于塵粒的沉降.然而當(dāng)后傾角較小時，去氣流速度主要向罐體內(nèi)部運動，會帶動塵粒向罐體底部運動，有利于塵粒在罐體內(nèi)部的沉降.圖6為不同后傾角擋板后端氣流速度與位置關(guān)系圖，由圖6可知，當(dāng)角度發(fā)生變化時，擋板后方氣流速度也發(fā)生變化.當(dāng)后傾角為100°時，擋板后端氣流最大值為6.6 m/s；后傾角為95°時，擋板后端氣流最大值為5.8 m/s；后傾角為85°時，擋板后端氣流最大值5 m/s；后傾角為85°時，擋板后端氣流最大值為4.3 m/s.顯然，當(dāng)后傾角小于90°時，氣流速度小于或等于5 m/s，有利于塵粒的沉降.這是因為向擋板后方運動的氣流在擋板后傾角壓塵作用下，沒有風(fēng)機入口方向的分速度，所以擋板后端氣流速度較小.當(dāng)后傾角大于90°時，撞擊擋板后傾角的氣流會沿著角度方向運動，該速度產(chǎn)生了風(fēng)機入口方向的分速度，所以其氣流速度值會較高.經(jīng)過比較分析得知，當(dāng)擋板后傾角為80°時，氣流最大速度為4.3 m/s，最小速度為3.3 m/s，更有利于塵粒在罐體中的沉降.

圖5 不同擋板后傾角其罐體內(nèi)部速度流場分布

圖6 不同后傾角擋板后端氣流速度與位置關(guān)系圖

3.3 寬長比對罐體內(nèi)部流場影響

設(shè)定前傾角為30°，后傾角為80°，初步設(shè)定擋板寬度B=900 mm.原模型的寬長比iBL=1.125，通過改變擋板長度L，從而得出不同寬長比擋板對罐體內(nèi)部流場影響.

圖7為不同擋板長度其罐體內(nèi)部速度場分布圖.由圖7可知，隨著擋板長度的增大，從而寬長比減小，氣流撞擊擋板后會運動方向會逐漸向下.當(dāng)擋板長度L=1 000 mm時，氣流撞擊擋板后會直接朝著罐體尾部運動，然后沿著壁面沖向罐體底部，大部分氣流會從底部反彈沿罐體底部壁面運動，以及反彈的氣流速度與塵粒沉降方向相反，會將懸浮或正沉降下來的塵粒上揚且對底部已沉降的塵粒造成沖擊，對塵粒沉降不利.當(dāng)擋板長度L=700 mm時，氣流撞擊擋板之后，會有大量的氣流沖向罐體頂部，沿著壁面運動，也會導(dǎo)致罐體底部氣流速度過快.為了讓沉降有利，氣流速度應(yīng)該在罐體頂部速度較快，并由于撞擊作用，使得能量耗散快.當(dāng)氣流到罐體底部時，氣流速度應(yīng)保持低速，使得塵粒在底部易于沉降且不受反方向氣流速度的干擾.

圖7 不同擋板長度其罐體內(nèi)部速度場分布圖

圖8為不同擋板長度其罐體中心線氣流速度與位置，由圖8可知，在擋板長度L=1 000 mm和L=700 mm時，罐體中心線上速度最高值為14 m/s，當(dāng)L=800 mm時，最高速度為8 m/s；L=900 mm時，氣流速度為9 m/s.綜合判斷，當(dāng)L=800 mm，寬長比iBL=1.125時候，罐體內(nèi)部流場分布最為合理，其中心線上最大值為8 m/s，整體平均氣流速度在5 m/s以下，滿足罐體內(nèi)部沉降特性要求.

圖8 不同擋板長度其罐體中心線氣流速度與位置

3.4 優(yōu)化后的罐體結(jié)構(gòu)多相流分析

由于罐體結(jié)構(gòu)外輪廓受到底盤空間及其附件的限制，不易改變.故對罐體內(nèi)部加裝一擋板且對擋板結(jié)構(gòu)參數(shù)進行了優(yōu)化設(shè)計.根據(jù)前文對罐體內(nèi)擋板結(jié)構(gòu)的優(yōu)化，最終得到擋板參數(shù)如下：前傾角α=30°，后傾角β=80°，擋板寬長比iBL=1.125，其擋板長L=800 mm，寬B=900 mm.基于FLUENT平臺，利用DPM離散相對在該模型下，塵粒的運動軌跡進行跟蹤分析，得到結(jié)果見圖9.

圖9 優(yōu)化后罐體結(jié)構(gòu)塵粒運動軌跡圖

由仿真結(jié)果可知，攝入74顆粒子，最后只有兩顆粒子逃逸出罐體，其逃逸率為2.7%.相比之前未優(yōu)化的16.2%有非常大的改善，達到了罐體沉降特性的要求.

4 結(jié) 論

1) 設(shè)計了一種全新的擋板安裝在罐體內(nèi)部，對氣路系統(tǒng)及罐體進行了仿真模擬，得到了氣路系統(tǒng)集污罐內(nèi)流場分布.引入逃逸率這一指標(biāo)來對沉降性進行評價，罐體內(nèi)部流場相比原結(jié)構(gòu)分布更加合理，逃逸率更小，更有利于塵粒在罐體中的沉降.

2) 針對壓塵擋板結(jié)構(gòu)對擋板的前傾角、后傾角、寬長比這3個設(shè)計參數(shù)進行了優(yōu)化，通過對比分析得知，在前傾角為30°，后傾角為80°，寬長比為1.125時，擋板對罐體內(nèi)部影響最為合理，可以讓罐體內(nèi)部流場分布合理，逃逸率優(yōu)化到2.7%，達到較為理想的優(yōu)化效果.

[1]王蓉.高速公路清掃車作業(yè)裝置的研究[J].專用汽車,1995(4):20-26.

[2]PRASSLER E, ROHRMOSER B, SCHMIDL G. System design of a robotic road sweeper[C]. International Conference on Robotics & Automation, San Francisco,2000.

[3]袁鳳東.水泥氣力輸送系統(tǒng)粉塵污染治理研究[D].天津:天津大學(xué),2003.

[4]歐陽智江,章易程.卷邊吸塵口流場特性分析[J].機械科學(xué)與技術(shù),2013(3):362-366.

[5]VERTEEG H, MALALASEKERA W. An introduction to computational fluid dynamics[J].World Publishing Cooperation,2007(1):132-137.

[6]TU D. Computational fluid dynamics[J]. Butterworth Heinemann,2007(1):86-90.

[7]HILTON J, CLEARY P. The influence of particle shape on flow modes in pneumatic conveying[J]. Chemical Engineering Science,2011,63(3):231-240.

[8]朱伏龍,張冠哲,陳杰.真空吸塵車吸塵口的流揚仿真和結(jié)構(gòu)優(yōu)化[J].機械設(shè)計與制造,2008(11):576-582.

Structure Optimization of a Sanitation Vehicle’s Sewage Tank Based on Multiphase Flow Numerical Simulation

LI Zhuo1,2)DENG Ganglin1,2)YU Chenguang1,2)HUANG Hongbiao1,2)LIU Chao1,2)

(HubeiKeyLaboratoryofAdvancedTechnologyforAutomotiveComponents,Wuhan430070,China)1)(HubeiCollaborativeInnovationCenterforAutomotiveComponentsTechnology,Wuhan430070,China)2)

The tank structure and flow field characteristics are the key factors to determine the performance of the road sweeper. The unreasonable structure of the wall area of a tank type sanitation truck pneumatic conveying system cannot provide effective spoiler to increase the energy dissipation of the sparse suspended multiphase flow, resulting in unreasonable internal flow field that is difficult to improve the dust particle balance characteristic to realize gravity sedimentation. To solve this problem, CATIA and ANSYS-FLUENT are used to build the tank Gas pipeline and dust collector system, and the influences of different structure types of dust baffles on the flow field distribution in the tank of the gas system are analyzed. In order to analyze the particle trajectory and effect of pollutant accumulation in the tank, based on the CFD simulation model, DPM discrete phase model is used to analyze the two-phase flow trajectory of gas and dust particles. In addition, the new index of escape rate is introduced to quantitatively evaluate the settling characteristics of the dust collector system. The results show that the rate of escape is reduced to 2.7%, while the rate of escape before optimization is 35.1%. In addition, the settlement performance is improved by 32.4%.

dust collection system; multiphase flow; escape rate; dust baffle; parameter optimization

2016-12-28

U469.6

10.3963/j.issn.2095-3844.2017.02.012

李卓(1978—)：男，博士，副教授，主要研究領(lǐng)域為汽車車身結(jié)構(gòu)設(shè)計