1、前言
    氣墊帶式輸送機(jī)是以氣墊代替托輥支撐的膠帶輸送機(jī)，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。由于其新型的出力方式減少了運(yùn)輸阻力，具有節(jié)省維修費(fèi)，改善勞動(dòng)條件等優(yōu)點(diǎn)，因而越來(lái)越受到有關(guān)使用單位的歡迎。氣墊帶式輸送機(jī)是20世紀(jì)70年代初首先在荷蘭研制成功的，世界上一些發(fā)達(dá)國(guó)家如英、美、日、俄、加拿大等國(guó)也相繼開(kāi)始研制生產(chǎn)，主要制造公司有荷蘭SLUIS公司、英國(guó)SIMON CARVES公司和NUMEC公司、美國(guó)WOLVERINC公司等。在國(guó)內(nèi)，太原重型機(jī)械學(xué)院于20世紀(jì)80年代首先開(kāi)始研究氣墊帶式輸送機(jī)。到目前為止，國(guó)內(nèi)的氣墊帶式輸送機(jī)已經(jīng)具有一定的發(fā)展規(guī)模，如江蘇吳江江達(dá)機(jī)械制造有限公司研制生產(chǎn)的輸送機(jī)系列最大帶寬達(dá)到1400 mm、最大輸送能力達(dá)到1500 t／h�？偨Y(jié)國(guó)內(nèi)外的氣墊帶式輸送機(jī)發(fā)展情況，可以知道這種帶式輸送機(jī)具有良好的發(fā)展前景。
    在實(shí)際的應(yīng)用中，皮帶機(jī)在運(yùn)行中經(jīng)常發(fā)生膠帶跑偏現(xiàn)象。雖然理論上只要做到輸送帶居中、料斗校準(zhǔn)、使落料對(duì)中就不會(huì)跑偏，但在實(shí)際作業(yè)中仍然較常出現(xiàn)空載運(yùn)行時(shí)膠帶不跑偏而加載后跑偏的問(wèn)題。引起氣墊皮帶機(jī)膠帶跑偏的主要原因是物料偏心堆積、張力沿帶寬分布不均等。在加料點(diǎn)處對(duì)膠帶加料不正，或者前后兩條輸送帶在垂直接續(xù)的情況下，前面輸送帶上的物料以拋物線拋下，形成布料不均，都可能導(dǎo)致物料偏心堆積。當(dāng)輸送帶跑偏量超過(guò)一定的限度時(shí)，可能會(huì)出現(xiàn)輸送帶擦邊、壓死和輸送能力減弱等現(xiàn)象，更甚至?xí)�造成輸送機(jī)無(wú)法正常工作給工廠造成一定的經(jīng)濟(jì)損失。因此，防止氣墊帶式輸送機(jī)輸送帶跑偏已經(jīng)成為氣墊帶式輸送機(jī)研究的一個(gè)重要方向。
    在防止氣墊帶式輸送機(jī)輸送帶跑偏的裝置中，按照調(diào)節(jié)方式可以分為自動(dòng)調(diào)節(jié)防跑偏裝置和手動(dòng)調(diào)節(jié)防跑偏裝置，另外按照調(diào)節(jié)裝置的工作原理可以分成機(jī)械調(diào)節(jié)防跑偏裝置和自動(dòng)調(diào)節(jié)防跑偏裝置等。所謂平衡孔是在項(xiàng)目專(zhuān)利申請(qǐng)?zhí)枺?00710040373的專(zhuān)利中提出的在盤(pán)槽上開(kāi)設(shè)的一個(gè)小孔，利用氣墊帶式輸送機(jī)本身氣源，通過(guò)附屬裝置檢測(cè)輸送帶跑偏量控制小孔打開(kāi)程度以達(dá)到矯正輸送帶跑偏的效果。在盤(pán)槽上開(kāi)設(shè)平衡孔并增加附屬控制調(diào)節(jié)裝置來(lái)達(dá)到防止氣墊帶式輸送機(jī)輸送帶跑偏的方式是其他防跑偏方式無(wú)法達(dá)到的。這種防跑偏方式的優(yōu)點(diǎn)有：(1)防跑偏裝置與輸送帶直接接觸面積少，所產(chǎn)生的摩擦力小，大大減少了摩擦所產(chǎn)生的能源損耗；(2)不需要另外附加氣源；(3)加工簡(jiǎn)單，成本低廉等。
2氣墊流場(chǎng)三維數(shù)值模擬
    為了準(zhǔn)確地研究氣墊帶式輸送機(jī)盤(pán)槽開(kāi)設(shè)平衡孔在復(fù)雜的氣體流動(dòng)情況下的氣墊流場(chǎng)狀況，我們采用CFD軟件模擬氣墊流場(chǎng)的方式來(lái)觀察平衡孔的開(kāi)設(shè)對(duì)輸送帶的水平平衡效果。模擬實(shí)驗(yàn)選擇了Fluent軟件來(lái)進(jìn)行j維數(shù)值模擬氣墊帶式輸送機(jī)氣墊流場(chǎng)。在氣墊帶式輸送機(jī)實(shí)際運(yùn)行工況中，氣墊流場(chǎng)是一個(gè)三維的空間氣體流場(chǎng)，由于在下料點(diǎn)處的下料不均勻和輸送帶拉緊力不均勻等因素影響，采用二維模型進(jìn)行數(shù)值模擬分析只能描述出氣墊流場(chǎng)橫向截面的氣體大概流動(dòng)狀況，這顯然沒(méi)有考慮到氣體的橫向流出時(shí)相互之間的影響所帶來(lái)的氣體流動(dòng)不對(duì)稱(chēng)性，所以采用二維數(shù)值模擬氣墊流場(chǎng)是不能夠精確描述氣墊的實(shí)際氣體流動(dòng)狀況的。三維模型數(shù)值模擬除能夠全部得到二維模型數(shù)值模擬能夠得到的參數(shù)情況以外，更能表現(xiàn)出氣流在氣墊徑向的流動(dòng)和相互影響的整體情況，更加接近于實(shí)際的氣墊流場(chǎng)氣體流動(dòng)情況。
    Fluent是目前國(guó)際上比較流行的商用CFD軟件包，在美國(guó)的市場(chǎng)占有率為60%，只要涉及流體、熱傳遞及化學(xué)反應(yīng)等的工程問(wèn)題，都可以用Fluent進(jìn)行解算。它具有豐富的物理模型、先進(jìn)的數(shù)值方法以及強(qiáng)大的前后處理功能，在航空航天、汽車(chē)設(shè)計(jì)、石油天然氣、渦輪機(jī)設(shè)計(jì)等方面都有著廣泛的應(yīng)用。例如，石油天然氣工業(yè)上的應(yīng)用就包括燃燒、井下分析、噴射控制、環(huán)境分析、油氣消散／聚積、多相流、管道流動(dòng)等。
2.1模型建立
    氣墊流場(chǎng)j維數(shù)值模擬模型是采用CAD軟件建立的。建立氣墊流場(chǎng)三維數(shù)值模擬模型時(shí)，氣墊帶式輸送機(jī)氣墊橫截面坐標(biāo)模型如圖2所示，根據(jù)項(xiàng)目的參數(shù)要求選取輸送帶寬B-1 400 mm，最大盤(pán)槽位置角∮＝30°，通過(guò)圓的幾何屬性計(jì)算得到盤(pán)槽半徑R-1 337 mm;參考文獻(xiàn)中的氣墊厚度選取方式：氣墊兩端出口處的厚度為0.5 mm，中心處的氣墊厚度為最小氣墊厚度的7倍。同時(shí)鑒于在盤(pán)槽氣孔排布優(yōu)化模擬實(shí)驗(yàn)中選取中心厚度為3.5 mm時(shí)，氣墊中心區(qū)域大面積形成壓力聯(lián)通，因此在本模擬實(shí)驗(yàn)中選取氣墊出口厚度hmin=0.5 mm，最大氣墊厚度（即氣墊橫截面中心厚度）hmx一2mm;以盤(pán)槽上表面為基準(zhǔn)面，然后分別以hmax和^min值確定的三點(diǎn)作圓弧得到輸送帶的位置；氣孔行間距Lh =20 mm,取3列孔為有效單元長(zhǎng)度計(jì)算得到氣墊長(zhǎng)度L-40 mm;盤(pán)槽氣孔排布方式采用壓扁的正六邊形排布其俯視形狀如圖3所示，參考項(xiàng)目參數(shù)選取氣孔排數(shù)n-7，每一排氣孔的盤(pán)槽位置角度θ分別為：8，16，24；防跑偏氣孔開(kāi)設(shè)在模型縱向?qū)ΨQ(chēng)面上，選取平衡孔開(kāi)設(shè)盤(pán)槽位置角度θ分別為20和27。由于氣孔的分布對(duì)稱(chēng)性，建立模型時(shí)只需選取氣墊的一個(gè)中間有效單元，同時(shí)考慮單元之間的氣流互相徑向影響，最終選擇3列孔雙單元整體作為一個(gè)整體氣墊流場(chǎng)三維模擬模型。完成輸送帶和盤(pán)槽之間的氣墊模型后，在下表面增加盤(pán)槽氣孔單元體，采用布爾加運(yùn)算整合所有部分模型為整體，這樣整個(gè)模型就建立完成如圖4所示，前后為中間有效單元的鏡像面，左右兩邊是氣墊的出口，氣墊下表面的氣孔為氣流人口。
  模擬模型分成8組，筆者分別對(duì)圖4中的兩個(gè)基本模型進(jìn)行參數(shù)修改，其中氣孔5為氣墊帶式輸送機(jī)的輸送帶防跑偏氣孔（即平衡孔）。由于盤(pán)槽氣孔理論直徑一般在3 mm～5 mm左右，根據(jù)在盤(pán)槽氣孔排布優(yōu)化的結(jié)果選擇第1排～第4排氣孔直徑分別為：4 mm，4 mm，4 mm，3 mm。其中具體實(shí)驗(yàn)小組的特征數(shù)據(jù)如表1所示。
2.2模擬求解
  模型采用六面體和楔形混合體進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖5所示。邊界條件設(shè)定：盤(pán)槽氣孔入口表壓為2 271 Pa，溫度為300 K；氣墊兩端面出口表壓為0 Pa(表壓)，溫度為300 K;前后斷面設(shè)置為對(duì)稱(chēng)面。操作壓力為0Pa（表壓），重力加速度為9.8 m/s2。模型模擬采用f/uent三維雙精度進(jìn)行計(jì)算，氣墊流動(dòng)介質(zhì)為氣體，模型選取層流非耦合計(jì)算迭代。
2.3模擬結(jié)果分析
    分析對(duì)比各組模型的模擬結(jié)果，可以看到模擬實(shí)驗(yàn)的方法基本上準(zhǔn)確可靠。但是，由于數(shù)值模擬中所采用的模型是筆者參考前人的研究選取相應(yīng)的數(shù)據(jù)建立的理想化模型，其中和輸送機(jī)氣墊的實(shí)際工況會(huì)有一定的差距，比如：氣墊的最大厚度和最小厚度在實(shí)際情況中受到物料的分布不均勻和沖擊等影響使其數(shù)值不是一個(gè)定值；氣墊厚度在氣流壓力的不穩(wěn)定下在實(shí)際中呈現(xiàn)出不完全對(duì)稱(chēng)性；輸送機(jī)正常運(yùn)行的速度對(duì)氣墊壓力分布的影響沒(méi)有考慮等等，這些因素均會(huì)影響模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)際工況的一致性。
    從圖6中可以看到，氣墊的壓力分布和速度矢量分布由于平衡孔的開(kāi)設(shè)而改變。其中平衡孔的開(kāi)設(shè)增加了流出的氣流量，使得總氣流量達(dá)到0.054 157 1～0. 055 345 0 kg／(s．m)。同時(shí)增大的氣墊的承載能力為268. 992 091 8～271. 867 959 2 kg/mz。平衡孔氣流的出流改變了平衡孔附近氣流壓力分布和流動(dòng)矢量分布形成小區(qū)域的緩沖干涉。
    對(duì)比表1和表2可以得到如下結(jié)論：    -
    (a)其中奇數(shù)組的平衡孔直徑是2 mm，偶數(shù)組的平衡孔直徑是1 mm，所以根據(jù)相同的物理模型計(jì)算可以知道相同條件下大直徑平衡孔模型所產(chǎn)生的氣流噴射力要大于小直徑平衡孔模型，而根據(jù)表2顯示只有第(5)組和第(6)組模型符合上述特征。造成這一現(xiàn)象的原因可能是：①建立模型時(shí)的參數(shù)選擇和簡(jiǎn)化帶來(lái)的與實(shí)際的誤差；②模型中氣流的不完全對(duì)稱(chēng)性，在沒(méi)有平衡孔影響時(shí)可能就有不同大小相反方向的偏移應(yīng)力存在。在實(shí)際應(yīng)用中，采用附加控制氣流量大小的調(diào)節(jié)裝置還是可以達(dá)到控制平衡孔作用效果的；
    (b)比較前四組和后四組結(jié)果，我們可以發(fā)現(xiàn)開(kāi)設(shè)平衡孔的盤(pán)槽位置在20。時(shí)要比在27。時(shí)平衡．孔產(chǎn)生的水平平衡力增大26.5%～67.8%。其產(chǎn)生的原因是由于在氣墊邊緣氣墊壓力小，而大流速氣流更加減弱了平衡孔的作用力。所以，平衡孔的位置在20。要比270合理；
    (c)相比同條件不同平衡孔中心軸指向的實(shí)驗(yàn)小組，我們可以通過(guò)計(jì)算得到：第(3)組比第(1)組增大21. 0%，第(4)組比第(2)組增大9.2%，第(7)組比第(5)組減小9.6%，第(8)組比第(6)組增大3.2%。從中我們發(fā)現(xiàn)開(kāi)設(shè)平衡孔時(shí)，在大的位置角時(shí)平衡孔中心軸方向改變45。時(shí)，平衡力的百分比增大，而在小位置角時(shí)平衡孔中心軸方向改變459時(shí)，由于改變的角度過(guò)大，平衡力出現(xiàn)了負(fù)增加。由此可見(jiàn)，在大角度位置時(shí)平衡孔中心軸方向可變范圍要比小位置角的可變范圍大，也即在小角度位置時(shí)平衡孔中心軸方向改變產(chǎn)生的平衡力變化更加明顯。要獲得最佳的平衡孔平衡效果應(yīng)選擇合適的平衡孔中心軸方向角度。
    總結(jié)以上分析后可以看到，第(5)組和第(8)組的平衡力比較大。從中可見(jiàn)最佳的平衡孔參數(shù)應(yīng)該是選取小盤(pán)槽角度位置和在0。與45。之間一個(gè)合適的平衡孔中心軸方向角度。
3結(jié)論
    (1)在氣墊帶式輸送機(jī)的盤(pán)槽上開(kāi)設(shè)的平衡孔具有一定的水平力作用，能夠達(dá)到增加輸送機(jī)運(yùn)行穩(wěn)定性的效果，開(kāi)設(shè)平衡孔的方式增加運(yùn)行穩(wěn)定性在實(shí)際應(yīng)用中是可行的。
    (2)氣墊帶式輸送機(jī)開(kāi)設(shè)平衡孔的位置在20°時(shí)要比在27。位置時(shí)平衡孔產(chǎn)生的水平平衡力增大26.5%～67.8%。
    (3)在氣墊帶式輸送機(jī)盤(pán)槽大角度位置開(kāi)設(shè)的平衡孔中心軸方向的可變范圍要比小位置角度的可變范圍大，也即在小角度位置時(shí)平衡孔中心軸方向改變產(chǎn)生的平衡力變化更加明顯。