高效率內(nèi)旋式海參吸捕裝置吸嘴結(jié)構(gòu)設(shè)計及參數(shù)優(yōu)化

王 惠， 白國振， 王雙元， 王 曼

(上海理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 上海 200093)

海參吸捕裝置的吸嘴作為吸-推式海參吸捕系統(tǒng)的關(guān)鍵部分，對水下吸捕海參吸捕率效率等問題有著重要影響。

目前有關(guān)空氣介質(zhì)的吸嘴結(jié)構(gòu)(如清潔車、家用吸塵器、昆蟲吸捕器等吸嘴)研究較多，這些結(jié)構(gòu)為水下海參吸捕裝置的吸嘴的設(shè)計提供了思路。黃興華等[1]設(shè)計的小型清掃車吸嘴采用反吹式吸塵口的結(jié)構(gòu)，通過二次正交旋轉(zhuǎn)組合設(shè)計實驗，研究了排氣管道傾角、徑長比、反吹量等參數(shù)對吸嘴吸塵率的影響，為小型清掃車吸嘴的優(yōu)化設(shè)計與性能提高提供了參考依據(jù)。劉建民[2]在設(shè)計蝗蟲吸捕器吸嘴結(jié)構(gòu)時利用吹氣流形成的風(fēng)幕形成扇形的吸氣控制區(qū)，解決了傳統(tǒng)直吸式吸嘴耗能大吸力小和剛性擋板吸嘴負(fù)壓吸捕區(qū)較短的問題，達(dá)到了以較小的吸氣量進(jìn)行遠(yuǎn)距離吸捕的目的，提高了跳躍蝗蟲的吸捕率。但該結(jié)構(gòu)復(fù)雜，并不適合水下海參的吸捕。張斌等[3]設(shè)計了一種包括一端吸塵狀態(tài)下封閉的旋風(fēng)外筒體的旋風(fēng)吸塵器，通過在吸塵器吸嘴區(qū)域內(nèi)引入渦流來增加氣嘴吸拾垃圾的能力。該吸嘴結(jié)構(gòu)為水下海參吸捕裝置中吸嘴的設(shè)計提供了一定參考借鑒。

海參吸捕裝置傳統(tǒng)吸嘴為直管式，而直管狀吸嘴存在低效率、耗能大等缺陷，因此課題組提出了一種新型內(nèi)渦旋式吸嘴代替?zhèn)鹘y(tǒng)的直管式吸嘴，并對吸嘴的結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計和優(yōu)化以提高吸嘴的吸拾能力。

1 直管狀吸嘴和錐形罩吸嘴分析

1.1 直管狀吸嘴仿真分析

目前應(yīng)用于海參吸捕裝置上的吸嘴形狀多為直管狀，其形狀如圖1所示。

圖1 直管狀吸嘴示意圖Figure 1 Schematic diagram of straight pipe suction nozzle

對內(nèi)徑為70 mm直管狀吸嘴吸水速度分別為1，2，3，4，5，6 m/s時外部流場進(jìn)行仿真分析。管口水流的雷諾數(shù)Re>2 320，且不存在旋流等非均勻湍流，因此流體模型選擇標(biāo)準(zhǔn)κ-ε湍流模型[4]；穩(wěn)態(tài)下進(jìn)行求解，流體類型自定義為密度1.02×103kg/m3、黏度10-3Pa·s的不可壓縮流體；設(shè)置出口邊界條件為壓力出口邊界條件，采用標(biāo)準(zhǔn)壁面條件處理壁面[5]，仿真計算收斂精度設(shè)為10-4。

直管狀吸嘴的外部流場流速分布如圖2所示，外部水流由直管狀吸嘴四周進(jìn)入管口。假設(shè)管口下方某點處的流速恰好能將海參吸進(jìn)管口，則以流速形成的包絡(luò)線內(nèi)側(cè)均可以將海參吸捕起來。但由于海參屬于底棲動物，吸捕海參時海參伏于海底，因此直管狀吸嘴上部的吸捕區(qū)域無效。即吸捕海參時吸入了一定質(zhì)量的海水，沒有完全起到吸捕海參的作用。

吸捕海參時，吸嘴在距離海底一定高度上進(jìn)行海參吸捕，吸嘴軸線方向上的水流衰減速度直接影響到吸嘴吸捕海參的有效范圍[6]。由圖2可以看出，傳統(tǒng)直管狀吸嘴軸線方向上的水流速度衰減極快，均呈現(xiàn)指數(shù)規(guī)律衰減。同時，管口吸水流速越大，管口軸線的流速衰減就越慢。

圖2 直管狀吸嘴軸線方向上的水流速度分布Figure 2 Distribution of water flow velocity along axis of straight pipe nozzle

1.2 錐形罩式仿真分析

常用的還有一種利用剛性擋板改進(jìn)吸嘴的形狀，即在吸嘴的吸口處增加一圈外擴(kuò)的錐形擋板，以減少吸嘴吸入大量不必要的水流，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖3所示。

圖3 錐形罩式吸嘴的結(jié)構(gòu)示意圖Figure 3 Structure diagram of conical hood type suction nozzle

由于錐形罩式吸嘴的外部流速衰減速度受張角的影響較大，因此需要探究錐形罩式吸嘴的張角對其外流場的影響。在其他參數(shù)不改變的條件下，分別對張角為30°，60°，90°，120°，150°和180°的錐形罩式吸嘴的外流場進(jìn)行數(shù)值模擬。結(jié)果發(fā)現(xiàn)：錐罩張角越小，吸嘴形狀越接近直管狀吸嘴，吸入吸嘴上側(cè)無用水流流量越多，尤其張角為30°和60°的錐形罩式吸嘴吸入大量無用水流。不同張角管口軸線高度如圖4所示，可以發(fā)現(xiàn)，隨著錐罩的張角的增大吸嘴的管口軸線高度先增大后減小。

圖4 不同張角管口軸線高度對比Figure 4 Comparison of axial height of different opening angles

張角為90°，120°和150°的錐形罩式吸嘴，管口軸線高度優(yōu)于其他角度的錐形罩式吸嘴，但在張角為90°的錐形罩式吸嘴軸線上流速衰減速度明顯慢于張角為120°和150°的錐形罩式吸嘴，因此，錐形罩式吸嘴的張角約為90°時最優(yōu)。

2 渦旋式吸嘴結(jié)構(gòu)設(shè)計和分析

考慮到錐形罩式吸嘴的結(jié)構(gòu)較直管狀吸嘴性能優(yōu)越，在設(shè)計新式吸嘴時應(yīng)考慮錐形罩式吸嘴的結(jié)構(gòu)特點。參考部分垃圾清掃車的吸嘴特點——在吸嘴流場內(nèi)引入渦旋氣流來增大吸嘴中心區(qū)域流場的動壓來增強(qiáng)清潔吸嘴中心區(qū)域吸拾垃圾的能力，錐形罩式吸嘴引入渦旋流道結(jié)構(gòu)。課題組就渦旋結(jié)構(gòu)的吸嘴設(shè)計了2種結(jié)構(gòu)，分別為渦旋流道在錐罩外側(cè)的外渦旋流道和渦旋引導(dǎo)板位于錐罩內(nèi)側(cè)的內(nèi)渦旋式吸嘴，2種渦旋式吸嘴的結(jié)構(gòu)如圖5所示。2種渦旋式吸嘴初步整體結(jié)構(gòu)的主要參數(shù)見表1。

圖5 2種渦旋式吸嘴結(jié)構(gòu)示意圖Figure 5 Schematic diagram of two vortex suction nozzles

表1 2種渦旋形式吸嘴的結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of two vortex nozzle

內(nèi)渦旋式吸嘴和外渦旋式吸嘴結(jié)構(gòu)相同點都是通過渦旋式引導(dǎo)流道改變靠近錐罩的水流方向，使靠近錐罩的水流產(chǎn)生較大的徑向流速，在吸嘴的罩內(nèi)水流區(qū)域形成渦旋，增大吸嘴中心區(qū)域的動壓，進(jìn)而增大吸嘴的吸拾海參的能力。2種吸嘴的結(jié)構(gòu)不同點：外渦旋式吸嘴在錐形罩外側(cè)開4個均布的口，并配有相應(yīng)的渦旋流道，吸嘴吸水時一部分水流從外渦旋式吸嘴的4個渦旋流道被吸入罩內(nèi)，被吸入的這部分水流的方向徑向流速較大，在錐罩內(nèi)部形成一定的渦旋，增強(qiáng)吸嘴的吸拾能力；內(nèi)渦旋式吸嘴在渦旋罩內(nèi)側(cè)添加了導(dǎo)流板，通過導(dǎo)流板改變靠近錐罩的水流方向，增大這部分水流的徑向速度，在錐罩內(nèi)部形成一定的渦旋，增強(qiáng)吸嘴的吸拾能力。

圖6為4種吸嘴管口軸線方向的水流速度分布圖。分析該圖可以發(fā)現(xiàn)，外渦旋式吸嘴和內(nèi)渦旋式吸嘴軸線方向上的速度分布十分接近錐形罩式吸嘴，2種新式吸嘴同樣具有軸線方向上的水流速度衰減減緩明顯、管口軸線高度較深的特點。對比錐形罩式吸嘴、外渦旋式吸嘴和內(nèi)渦旋式吸嘴軸向方向上的速度分布，可以發(fā)現(xiàn)外渦旋式吸嘴軸線方向上的速度衰減與錐形罩式吸嘴和內(nèi)渦旋式吸嘴大體一致，內(nèi)渦旋式吸嘴軸線方向上多處位置的速度高于錐形罩式吸嘴，錐形罩式吸嘴、外渦旋式吸嘴和內(nèi)渦旋式吸嘴軸線方向上的管口軸線高度分別約為直管狀內(nèi)渦旋式吸嘴的1.56倍、1.55倍和1.61倍，因此選擇內(nèi)渦旋式吸嘴作為海參吸捕系統(tǒng)的吸嘴。

圖6 4種吸嘴管口軸線方向的水流速度分布Figure 6 Comparison of water flow velocity distribution in axial direction of four kinds of nozzles

3 內(nèi)渦旋式吸嘴的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

由內(nèi)渦旋式吸嘴的結(jié)構(gòu)可知，內(nèi)流道渦旋式引導(dǎo)板寬度d、內(nèi)流道渦旋式引導(dǎo)板的高度h和內(nèi)渦旋式引導(dǎo)板的螺距l(xiāng)對吸嘴流場的分布有影響。研究了d,h和l對內(nèi)渦旋式吸嘴的中心區(qū)域流速以及吸嘴罩口邊緣流速的影響，從而優(yōu)化吸嘴結(jié)構(gòu)。

正交實驗法是研究多因素多水平的一種設(shè)計方法，它依據(jù)Galois理論從全面試驗中挑選出部分具有代表性的水平組合進(jìn)行試驗，并對結(jié)果進(jìn)行分析從而找出最優(yōu)的水平組合[7]。針對提出的新式吸嘴的結(jié)構(gòu)特點，以吸嘴的可變結(jié)構(gòu)尺寸作為因素，通過正交試驗法對吸嘴的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。

3.1 試驗因數(shù)與試驗指標(biāo)

選擇d，h和l3個因素對內(nèi)渦旋式吸嘴的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化?？紤]到過大的內(nèi)流道渦旋式引導(dǎo)板寬度和過大的內(nèi)流道渦旋式引導(dǎo)板的高度會阻礙海參進(jìn)入管道，因此內(nèi)流道渦旋式引導(dǎo)板寬度最大值取20 mm，內(nèi)流道渦旋式引導(dǎo)板的高度最大值取30 mm。根據(jù)能量守恒原則，吸嘴中心區(qū)域的吸拾能力與邊緣處水流速是成反比的，中心區(qū)域的水流速度越大吸嘴中心區(qū)域的吸拾能力就越大，同時吸嘴邊緣的流速就小，罩口邊緣處控沙能力就越弱，因此選擇吸嘴罩口中心位置的流速作為內(nèi)渦旋式吸嘴優(yōu)化的指標(biāo)。

3.2 試驗方案

本研究的因素分別為d,h和l，且不考慮因素之間的交互作用，所以選擇因素數(shù)大于3的正交試驗方案，而L9(34)是滿足因素數(shù)大于3的最小正交表[8]。因素水平如表2所示。可以從表中數(shù)據(jù)分析各因素對試驗指標(biāo)的影響[9]。

表2 試驗因素水平表Table 2 Test factor level table

3.3 實驗方案

采用4因素3水平正交試驗方案設(shè)計試驗，內(nèi)渦旋式吸嘴的結(jié)構(gòu)優(yōu)化試驗方案如表3所示。

表3 內(nèi)渦旋式吸嘴的結(jié)構(gòu)優(yōu)化試驗方案表Table 3 Structural optimization test scheme of inner vortex nozzle

對每組試驗進(jìn)行仿真分析，得到各組試驗的管口中心的流速vcen，試驗結(jié)果及分析如表4～5所示。當(dāng)內(nèi)渦旋式吸嘴的結(jié)構(gòu)為引導(dǎo)板寬度20 mm、引導(dǎo)板的高度30 mm和引導(dǎo)板的螺距130 mm時，中心區(qū)域的水流速越大吸嘴中心區(qū)域的吸拾能力最強(qiáng)。

表4 試驗方案及仿真結(jié)果Table 4 Test scheme and simulation results

表中K為因素試驗結(jié)果之和，k為因素試驗結(jié)果之和的均值。根據(jù)表5的極差R的大小可以確定因素的影響程度依次為h>d>l。結(jié)合表4和表5，得出最優(yōu)方案為d3h3l2。

表5 正交試驗結(jié)果分析表Table 5 Orthogonal test result analysis

3因素的趨勢如圖7所示，內(nèi)流道渦旋式引導(dǎo)板寬度和內(nèi)流道渦旋式引導(dǎo)板的高度越大，罩口中心處的水流速度也越大；內(nèi)渦旋式引導(dǎo)板的螺距不是越大越好，當(dāng)螺距大于130 mm時，罩口中心處的水流速度隨著螺距的增大而減小。當(dāng)內(nèi)渦旋式吸嘴的內(nèi)流道渦旋式引導(dǎo)板寬度20 mm、內(nèi)流道渦旋式引導(dǎo)板的高度30 mm和內(nèi)渦旋式引導(dǎo)板的螺距130 mm時，管口中心位置的水流速度最大，該方案為最優(yōu)。

圖7 3因素的趨勢圖Figure 7 Trend chart of three factors

4 最優(yōu)吸嘴的流場分析

通過正交試驗得到了內(nèi)渦旋式吸嘴的最優(yōu)結(jié)構(gòu)[10]。在吸嘴管道內(nèi)徑相同、管道吸水速度相同條件下對比傳統(tǒng)直管狀吸嘴、錐形罩式吸嘴和優(yōu)化后的內(nèi)渦旋式吸嘴的流場，3種吸嘴的截面速度云圖如圖8所示?？梢钥闯鰞?nèi)渦旋式吸嘴的中心區(qū)域的流速加強(qiáng)，罩口邊緣的流速降低，同時渦旋式吸嘴 的徑向管口軸線高度加深。

圖8 3種吸嘴的速度云圖Figure 8 Velocity nephogram of three suction nozzles

為探究優(yōu)化后的內(nèi)渦旋式吸嘴吸捕效率，將優(yōu)化后的內(nèi)渦旋式吸嘴與傳統(tǒng)的直管狀吸嘴、錐形罩式吸嘴流場作對比。仿真時，3種管道的吸水速度和管道內(nèi)徑均相同。3種吸嘴的軸線方向的水流速度分布如圖9所示。3種吸嘴的軸線方向的速度分布中，內(nèi)渦旋式吸嘴的軸向速度始終大于其他2種吸嘴。通過對仿真數(shù)據(jù)分析后發(fā)現(xiàn)內(nèi)渦旋式吸嘴的管口軸線高度約為傳統(tǒng)直管狀吸嘴的1.65倍。

圖9 3種吸嘴的軸線方向的水流速度分布Figure 9 Comparison of water flow velocity distribution in axial direction of three suction nozzles

5 不同吸嘴的吸捕效率實驗

前面已經(jīng)通過仿真對比分析了傳統(tǒng)直管狀吸嘴、錐形罩式吸嘴和內(nèi)渦旋式吸嘴的流場特點，發(fā)現(xiàn)管道內(nèi)徑和吸水速度相同時的內(nèi)渦旋式吸嘴的管口軸線高度是直管狀吸嘴的1.65倍，內(nèi)渦旋式吸嘴罩口中心區(qū)域的流速是錐形罩式吸嘴的1.15倍。為驗證內(nèi)渦旋式吸嘴的高效性，實驗探究3種吸嘴吸捕軸線高度相同時管道吸捕最小流速，以及3種吸嘴管道吸水速度相同時3種吸嘴的管口軸線高度對比，3種吸嘴的模型如圖10所示。

圖10 3種吸嘴模型Figure 10 Three suction nozzle models

對管口距離地面分別為95，110和125 mm的吸捕海參的最小流量進(jìn)行多次實驗并對實驗數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，實驗數(shù)據(jù)如表6所示。

表6 3種吸嘴相同高度下吸捕海參的最小流量實驗數(shù)據(jù)Table 6 Experimental data of minimum flow rate of three suction nozzles sucking sea cucumber at same height

最小平均流速為

v=Qave,min/A。

式中：v為吸嘴出口最小平均流速；Qave,min為管道最小平均流量；A為吸嘴的截面積。

不同高度下管道最小平均流速如表7所示。

表7 3種吸嘴相同管口軸線高度下吸捕海參的最小平均流速Table 7 Minimum flow rate of three suction nozzles sucking sea cucumber at same height

對比發(fā)現(xiàn)，相同吸捕管口軸線高度下，內(nèi)渦旋式吸嘴的最小吸捕流速約為直管狀吸嘴最小吸捕流速的0.58倍，約為錐形罩式吸嘴最小吸捕流速的0.95倍。

在管道內(nèi)徑和吸水速度相同的條件下，對3種吸嘴的最大吸捕管口軸線高度h′進(jìn)行實驗探究，調(diào)節(jié)變頻器改變管道流量，當(dāng)流量分別為6.93，13.85和20.78 m3/h，對應(yīng)的管道平均流速分別為0.5，1.0和1.5 m/s時，進(jìn)行多次試驗，實驗數(shù)據(jù)如表8所示。

表8 3種吸嘴吸捕管口軸線高度實驗數(shù)據(jù)Table 8 Experimental data of three suction nozzles suction pipe orifice axis altimeter

通過對比發(fā)現(xiàn)，相同吸水速度下，內(nèi)渦旋式吸嘴的管口軸線高度約為直管狀吸嘴管口軸線高度的1.7倍，約為錐形罩式吸嘴管口軸線高度的1.05倍，實驗結(jié)論與仿真結(jié)論誤差小于3%，說明內(nèi)渦旋式吸嘴確實具有軸線方向上水流衰減速度慢，管口軸線高度更深的特點。

6 結(jié)語

課題組針對海參吸捕裝置的吸嘴對系統(tǒng)吸捕效率的影響，設(shè)計了一種高效率內(nèi)渦旋式吸嘴。通過FLUENT仿真，并分析比較4種吸嘴的流場和流速，最終選用了內(nèi)渦旋式吸嘴；采用正交實驗法，得到內(nèi)渦旋式吸嘴的最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)。在相同管道內(nèi)徑和相同管道吸嘴速度下，通過3種吸嘴的FLUENT仿真，內(nèi)渦旋式吸嘴提高了整個系統(tǒng)的效率，并通過搭建實驗平臺進(jìn)行了驗證，本研究設(shè)計的內(nèi)渦旋式形狀的吸嘴可吸管口軸線高度可達(dá)到傳統(tǒng)直管狀吸嘴的1.67倍。