吸塵裝置顆粒物沖蝕磨損特性數(shù)值分析

郗 元，劉萬渤，張西龍，代 巖

（1.大連理工大學(xué)盤錦產(chǎn)業(yè)技術(shù)研究院，遼寧省化學(xué)助劑合成與分離省市共建重點實驗室，遼寧 盤錦 124221；2. 山東華夏神舟新材料有限公司，山東東岳集團含氟功能膜材料國家重點實驗室，山東 淄博 255000；3.青島理工大學(xué)機械與汽車工程學(xué)院，山東 青島 266520）

1 引言

掃路車屬于城市道路環(huán)保除塵裝備，現(xiàn)常見于城市街道，其清掃性能的關(guān)鍵在于底端吸塵裝置的工作效率[1]。文獻[2]借助數(shù)值模擬技術(shù)，實現(xiàn)了吸塵裝置作業(yè)時內(nèi)部流動特性的可視化。文獻[3]從能量利用角度出發(fā)，提出內(nèi)部隔板改為導(dǎo)流板可提高能量利用率。文獻[4]根據(jù)龍卷風(fēng)原理設(shè)計出新型吸塵裝置，實現(xiàn)了強效吸塵效果。文獻[5-6]結(jié)合吸塵裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)特征，對結(jié)構(gòu)參數(shù)進行優(yōu)化設(shè)計，確定了參數(shù)最佳選配方案。

除塵裝備作業(yè)時，顆粒流體對吸塵裝置壁面沖蝕磨損，導(dǎo)致鋼板變形失效，降低其清掃效率和使用壽命。但大部分研究者均沒有對吸塵裝置沖蝕磨損特性展開研究。結(jié)合計算流體力學(xué)方法，探究道路除塵裝備吸塵裝置作業(yè)時受顆粒物沖蝕磨損特性，分析結(jié)構(gòu)參數(shù)間影響關(guān)系，提出新型結(jié)構(gòu)設(shè)計方案，并結(jié)合虛擬樣機進行數(shù)值分析，驗證新結(jié)構(gòu)的沖蝕磨損率及其可靠性。

2 計算模型與數(shù)值求解

2.1 物理模型

吸塵裝置長為2000mm，寬為400mm，厚度為190mm，作業(yè)時離地高度為10mm?；卮碉L(fēng)腔近似為長方體，長2000mm，寬400mm，高70mm。主要功能是改變反吹高速氣體流向，形成一定負壓強化吸塵腔吸塵能力。吸塵風(fēng)腔參數(shù)形狀與回吹風(fēng)腔相似，含塵氣體在腔內(nèi)高速移動，在反吹氣體的吹掃下，顆粒迅速向吸塵口聚攏。吸塵裝置反吹口、吸塵口直徑均為220mm，反吹口和吸塵口分別與裝置頂板成90°和100°夾角。

圖1 氣動循環(huán)式吸塵裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Geometry Model

2.2 網(wǎng)格模型

為保證網(wǎng)格質(zhì)量和數(shù)值計算的準確度，最大網(wǎng)格設(shè)置為0.02。其中，內(nèi)部氣流隔板處和外部腔體為重點觀察部位，此處網(wǎng)格最大尺寸設(shè)置為0.01，且其周圍加設(shè)邊界層網(wǎng)格。

當網(wǎng)格數(shù)量較小時，最大沖蝕磨損率變化幅度很大，說明此時網(wǎng)格劃分質(zhì)量不高，對計算結(jié)構(gòu)影響較大，如圖2（a）所示。當網(wǎng)格數(shù)大于105 萬時，沖蝕磨損率趨于穩(wěn)定，說明此時網(wǎng)格完全滿足計算需要，誤差在可接受范圍內(nèi)，因此選用該網(wǎng)格進行結(jié)構(gòu)拓撲，網(wǎng)格模型，如圖2（b）所示。

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性分析及網(wǎng)格模型Fig.2 Mesh Quantitative Analysis and Model

2.3 邊界條件及模型選取驗證

選用有限體積法進行離散處理，k-ε 標準湍流模型、SIMPLE算法及二階迎風(fēng)差分格式進行計算求解[6、8]。吸塵口為壓力出口（-3000Pa），反吹口為速度入口（4000m3/h），裝置底部壁面為無滑移壁面，其余壁面均設(shè)置為移動壁面（11km/h），以用來模擬行駛作業(yè)[9]。在監(jiān)測連續(xù)性方程和動量方程時，設(shè)置各監(jiān)視器收斂殘差標準下限均為10-4。由于顆粒物入射時的沖擊角和沖擊速度是影響沖蝕磨損率的最重要因素，且Generic 算法的理論基礎(chǔ)是Tabakoff 鍛造成片理論[10]，因此初步選取Generic 算法來分析沖蝕磨損。

為驗證模型選擇的可靠性及仿真結(jié)果的準確性，結(jié)合粒徑為300μm 的顆粒，進行相同速度場下最大沖蝕量與時間關(guān)系驗證，如圖3 所示。彎管處最大沖蝕量隨著時間的增加而逐步增大，且選用的模型及算法計算結(jié)果在Nielson 和Zhang 的結(jié)果之間[11]，呈現(xiàn)出相同的沖蝕趨勢，說明模型選擇合理，滿足計算要求。

圖3 最大沖蝕量與時間關(guān)系模型驗證對比Fig.3 Model Validation by Maximum Wear Versus Time

3 結(jié)果與分析

3.1 內(nèi)隔板沖蝕磨損

沖蝕磨損計算結(jié)果，如圖4 所示。吸塵口附近及左側(cè)前側(cè)外壁面處出現(xiàn)了嚴重的沖蝕磨損，其最大值為3.05×10-8kg/m2·s，平均沖蝕磨損率為4.27×10-9kg/m2·s。這是由于氣流在此處形成了高速渦流，部分顆粒物高速轟擊壁面，在對壁面產(chǎn)生切向切削效果，同時還在小范圍內(nèi)提高了部分壁面溫度，導(dǎo)致了其發(fā)生彈塑性形變。

圖4 沖蝕磨損計算結(jié)果Fig.4 Calculation Results of Erosion Wear

吸塵裝置內(nèi)隔板位處反吹和吸塵之間，內(nèi)隔板上表面的沖蝕磨損程度較小，如圖5（a）所示。僅在吸塵口附近壁面、反吹口正下方及階梯形流道側(cè)方有比較明顯的侵蝕痕跡。主要原因是內(nèi)隔板上層氣體比較潔凈，顆粒物含量較少，對整個隔板沖蝕磨損較低。沿平行于進氣口Z=-0.1，0，0.1 三個位置截取內(nèi)隔板所在位置的沖蝕磨損率信息并加以對比（圖5b）：內(nèi)隔板沖蝕磨損率比吸塵管略低，Z=-0.1 截面磨損率最大值僅為1.32×10-8kg/m2·s。在（-1～-0.4）m 區(qū)間三條曲線均有明顯的極大值且位于-0.75m 附近，也在此驗證了吸塵口附近存在著很大的磨損隱患。隨著X 坐標不斷增大，沖蝕磨損曲線呈不斷下降趨勢，在0.75m 處有一個小峰值與反吹口高速噴射而出的反吹氣體有關(guān)。內(nèi)隔板沖蝕磨損的特點在于磨損率極大值并不是很大，但全板沖蝕磨損程度比較均勻，磨損位置較分散。

圖5 內(nèi)隔板不同區(qū)域沖蝕磨損率對比圖Fig.5 Erosion Wear Rates of Internal Partition

3.2 管路沖蝕磨損

由圖6 可知，吸塵管是另一個沖蝕磨損嚴重的區(qū)域，其最大沖蝕磨損率為2.54×10-8kg/m2·s，管內(nèi)11.7%的內(nèi)表面積沖蝕磨損率大于1×10-8kg/m2·s，57.2%的內(nèi)表面積沖蝕磨損率大于1×10-9kg/m2·s?？紤]到吸塵管僅為波紋管，長時間工作極易發(fā)生磨損脫落或腐蝕泄露。此外，吸塵管由于直接接觸高速流體，流體中裹挾的水分會依附在管內(nèi)壁上，一旦管壁外表防腐蝕涂層被破壞，水分會加速腐蝕進程，對其造成二次傷害。

圖6 吸塵管沖蝕磨損與靜壓計算結(jié)果圖Fig.6 Erosion Wear and Static Pressure

凸顯了進出氣口沖蝕磨損率較大的客觀事實，如圖7 所示。吸塵口、反吹口作為吸塵裝置重要的流體運動通道，工作時不僅流經(jīng)大量的高速氣體，而且由于管路壁面較薄，在沖蝕磨損嚴重的區(qū)域可能會破裂影響輸送質(zhì)量，降低系統(tǒng)的密封性和工作效率。

圖7 吸塵口與反吹口速度云圖Fig.7 Velocity of Outlet and Inlet Pipeline

反吹口風(fēng)量大約為吸塵口的75%左右[12]，根據(jù)Finnie 微切削理論最新成果，流體速度與沖蝕磨損率保持著平方倍關(guān)系，況且在離心除塵器除塵效率大于95%的情況下吸塵口顆粒物濃度是反吹口的30 倍以上，吸塵口壁面磨損率、磨損面積遠大于反吹口也就不足為奇，而反吹口僅在反吹氣體直吹的內(nèi)隔板附近有少許沖蝕。除塵管最大沖蝕磨損率為3.27×10-8kg/m2·s，相比較下反吹管最大沖蝕磨損率僅為2.46×10-9kg/m2·s，如圖8 所示。

圖8 沖蝕磨損結(jié)果圖Fig.8 Results of Erosion Wear

3.3 前后板的沖蝕磨損

盡管嚴重的沖蝕磨損都發(fā)生在兩板左側(cè)區(qū)域，如圖9 所示。但明顯看出后板沖蝕磨損率和沖蝕磨損影響面積均遠大于前板。這可能是因為反吹口具有一定的后傾角度以便于充分吸收來自主進氣口（來自車輛前方）的顆粒物，當氣流渦流旋轉(zhuǎn)至吸塵裝置后部時不能被及時吸走，久而久之加重了后板的抗沖蝕負擔。此外來自左側(cè)和后側(cè)副進氣口氣體對渦流的旋轉(zhuǎn)能量有推波助瀾的作用，吸塵裝置后方附近流體的平均湍流強度和平均湍動能均比前方高出兩倍以上。

圖9 吸塵裝置前后板沖蝕磨損結(jié)果圖Fig.9 Erosion Wear of Front and Rear Panels

3.4 沖蝕磨損算法對比

三種沖蝕磨損計算算法：Finnie、McLaury 和Oka。三者的基本原理大致相同，但各自應(yīng)用不同的計算公式、對不同的影響沖蝕磨損條件應(yīng)用不同比例的權(quán)重。取這三種算法計算沿X 軸水平方向吸塵裝置壁面的沖蝕磨損率，如圖10 所示。

圖10 三種沖蝕磨損算法計算對比圖Fig.10 Three Erosion Wear Algorithms

McLaury 和Oka 沖蝕率運算結(jié)果相近，F(xiàn)innie 在沖蝕嚴重的左半?yún)^(qū)間計算值較小，而Finnie 算法是上述三種附加算法中波動最小、計算結(jié)果相對最準確的，與事實工況比較吻合，結(jié)果精確程度僅次于Generic 算法，說明Tabakoff 鍛造成片理論和Finnie 微切削理論對影響沖蝕因素考慮全面、加權(quán)合理，善于處理氣固兩相流低速流動問題。同時可以發(fā)現(xiàn)在流速較低、沖擊角較小的領(lǐng)域不同算法運算結(jié)果十分相似，證明了四種沖蝕磨損算法在流量較大時各有千秋、流量較小時彼此互通的特點[13]，把四種算法有機結(jié)合分析，才能比較全面的了解真實的磨損情況，進而提高計算機流體仿真的準確度和可信度。

4 結(jié)構(gòu)改進

在吸塵口吸塵管附近存在著嚴重的沖蝕磨損。由于流體流動時突然變徑會造成很大能流動能量損失，大量顆粒物能量轟擊壁面造成極大的沖蝕磨損破壞力。通過改變吸塵管的斜度，如圖11 所示。使其變成一個圓臺型漏斗狀緩沖管，重新建模研究結(jié)構(gòu)變化對系統(tǒng)抗沖蝕性能提高程度。

圖11 吸塵管改進前后對比圖Fig.11 Comparison Before and After Improvement

將吸塵管下徑調(diào)整變大，使吸塵口吸入氣體時流線更加順滑，不會出現(xiàn)很大的水力半徑變化造成過大的湍動和渦流，同時增大后的管內(nèi)口徑可以將腔后流體一并吸走，在一定程度上降低了吸塵裝置后壁、內(nèi)隔板及吸塵管的沖蝕磨損率。吸塵管改進前后在X=0.75 截面上沿Z 軸方向沖蝕磨損率，如圖12 所示。

圖12 吸塵管變徑前后沖蝕磨損對比圖Fig.12 Contrast Before and After Erosion Wear

由上圖可知，隨著吸塵管下徑的不斷增大，其抗沖蝕磨損能力也在不斷提高，尤其是最大沖蝕磨損率變徑前為2.54×10-8kg/m2·s，變徑后下降為2.18×10-8kg/m2·s，此項同比下降14.2%，沖蝕磨損率下降27.6%。R=0.13 時平均沖蝕磨損率是R=0.11 的88.5%，這可以證明變徑在減小沖蝕磨損率方面功效顯著。同時吸塵管變徑后吸塵裝置左側(cè)形成的渦流速度、湍流強度、湍動能也有不同程度的下降，種種事實證明了變徑操作的可行性[14]。

5 結(jié)論

氣動循環(huán)式吸塵裝置左側(cè)壁面最大沖蝕磨損率達3.05×10-8kg/m2·s；前側(cè)壁面最大沖蝕磨損率達1.42×10-8kg/m2·s；吸塵管壁面11.7%的內(nèi)表面積沖蝕磨損率＞1×10-8kg/m2·s，57.2%的內(nèi)表面積沖蝕磨損率＞1×10-9kg/m2·s；內(nèi)隔板上沖蝕磨損率最大值為1.32×10-8kg/m2·s。氣固兩相流沖蝕率計算中，Genenic 算法計算的結(jié)果準確性更高，與現(xiàn)實情況擬合較好。而Finnie 算法算得沖蝕率最大值和平均值結(jié)果較小，McLaury 和Oka 算法計算沖蝕率時波動幅度較大。針對沖蝕磨損最嚴重的吸塵管，提出增加其上下徑比的更改方案。改進模型管內(nèi)最大沖蝕率下降到2.18×10-8kg/m2·s，同比下降14.2%，平均沖蝕磨損率下降27.6%，提高了抗沖蝕效果。