印染熱定型機風道流場分析與試驗研究

吳成成，向　忠，胡旭東

(浙江理工大學機械與自動控制學院，杭州 310018)

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印染熱定型機風道流場分析與試驗研究

吳成成，向忠，胡旭東

(浙江理工大學機械與自動控制學院，杭州 310018)

針對現有印染熱定型機風道風嘴處氣流速度不均勻現象，利用Fluent軟件對風道內部三維流場進行數值模擬，獲得了風道風嘴處氣流速度矢量圖、速度變化曲線圖以及風道內部壓力變化曲線圖，著重分析了風道的傾斜角度及風嘴高度對氣流速度的影響。研究結果表明：風嘴高度對風嘴處氣流速度方向影響較大，而風道的傾斜角度對風嘴處氣流速度均勻性影響較小，但對風嘴處氣流速度大小影響較大；據此得出風嘴高度在12 mm、風道端面積與風嘴總出風面積相等時，風道流場更有利于提升熱定型效率及質量。試驗驗證了模型的正確性。該研究可為印染熱定型機風道的結構優(yōu)化設計及改善定型效果提供理論依據。

熱定型機；流場分析；風道；風嘴；結構優(yōu)化

0　引　言

印染熱定型是織物后整理過程中一個極其重要的工序，它使織物得到穩(wěn)定的尺寸結構和顏色性能。在熱定型過程中，維持濕織物幅寬范圍內溫度均勻性對單位織物定型能耗量、定型后織物整體干燥均勻度及織物手感豐富性具有決定性作用[1]。然而，現有的印染熱定型機普遍存在烘干定型區(qū)域內風速及溫度分布不均勻現象，產生這種現象的原因主要與風道結構、烘房結構以及換熱裝置有關[2]。

目前，國內外主要針對印染熱定型機烘房結構、廢氣熱回收裝置以及氣流烘干技術進行了研究。張軍等[3]針對短纖維鏈板式松弛熱定型機流場進行了研究，結果表明熱定型機勻風板開孔率分布與通過勻風板的氣流流量密切相關。云維庸[4]提出了一種廢氣熱回收裝置，它將排放的濕熱廢氣進行熱能回收利用，實現了定型機的節(jié)能減排。Cay等[5]將印染熱定型機工作中使用的兩種加熱方式進行比較，結果表明直接熱氣體加熱的效果較好。美國明尼蘇達大學的Ramaswamy和Ryan等[6-7]建立了可以模擬紙張實際干燥過程的試驗裝置，并構建了相應的模型，就手巾紙的干燥過程進行了對比研究，取得了較好的仿真與試驗結果。目前可查詢到的國內外有關風道結構的理論研究成果相對較少。徐軍等[8-9]對帶有矩形風嘴風道的結構對流場的影響及各種風道適用場合進行了分析研究，結果表明風道的錐度為6°、擋板角度為120°時，風道流場更有利于烘干和熱定型。Schmidt等[10]對拉幅干燥機一節(jié)烘房內的風道進行數值模擬，結果表明織物表面溫度與水分的分布是不均勻的，利用織物表面的溫度分布可以確定風道上風嘴的位置。由于缺乏理論指導，國內定型機生產廠家對風道的設計主要憑借設計師自身經驗確定其結構尺寸，很難做到最優(yōu)化。

針對上述問題，本文采用Fluent軟件對風道內流場進行數值模擬，得到影響風道性能的因素，為印染熱定型機的結構優(yōu)化設計提供理論依據。

1　印染熱定型機的工作原理

印染熱定型機體積較為龐大，一般由八或九級烘房串接而成。圖1為印染熱定型機的其中一節(jié)烘房的工作原理圖，織物定型過程在烘房內完成。濕織物7保持一定的速度連續(xù)通過烘房2，熱源1提供的熱空氣在設立于烘房一側的大功率鼓風機3作用下，經風量分配機構4的調整后，以一定流量分別進入上下風道5、6中。上下風道與織物接近的表面上均布有熱風風嘴，鼓風機鼓入的熱空氣在風道內經熱風風嘴后吹向濕織物的整個幅面，實現對濕織物的烘干定型。烘干定型后的濕熱廢氣進入熱交換機構8，濕熱廢氣與常溫空氣交換后排出烘房外。

根據以上印染熱定型機的工作原理可知，織物整體干燥均勻度是由濕織物幅寬范圍內的氣流溫度均勻性決定的，其相互關系可由牛頓冷卻定律公式表示：

q=hA0Δt

(1)

其中：q為熱流量；h為傳熱系數；A0為表面積；Δt為溫度差?？芍獫窨椢锓鶎挿秶鷥鹊臏囟染鶆蛐允怯蔁崃髁繘Q定的，根據流體連續(xù)方程：

Q=vA

(2)

其中：Q為體積流量；v為流速；A為過流面積。在過流面積不變的情況下，體積流量與流速成正比。綜合牛頓冷卻定律式(1)和流體連續(xù)方程(2)，可知濕織物幅寬范圍內的溫度均勻性是由風嘴處氣流速度均勻性決定的，因此分析研究風道結構參數對風嘴處氣流速度的影響顯的尤為重要。

1.熱源　2.烘房　3.鼓風機　4.風量分配機構　5.上風道　6.下風道　7.濕織物　8.熱交換機構圖1　印染熱定型機工作原理

本文針對帶有圓形風嘴的風道進行研究分析，風道結構示意圖如圖2所示，風道橫截面是矩形結構，縱截面是楔形結構，風道的左端是氣體入口，右端封閉，在風道的下底板上開有若干大小相同的圓形風嘴。風道的主要結構參數包括風道寬度a、風道長度L、風道封閉端高度b、風道傾斜角度θ和風嘴高度h，風道各個結構參數的取值范圍如表1所示。本文分別針對不同傾斜角度和風嘴高度兩個結構下的風道內部流場進行數值模擬，分析風道不同結構對其內部流場的影響。

圖2　風道模型

參數變量取值范圍風道寬度a300mm風道高度b50mm風道長度L2000mm傾斜角度θ0°～9°風嘴高度h2～12mm

2　計算模型

2.1物理模型及控制方程

根據流體流動狀態(tài)，選擇物理模型，由雷諾數計算公式：

(3)

其中：Re為流體雷諾數；ρ為流體密度；vm流體平均流速；de為管道當量直徑；μ為流體黏性系數?？梢运愠霎斄黧w流速取最小值0.4 m/s時，雷諾數Re=4729>4000，可知風道內流場為湍流，將風道模型進行理想化處理后，湍流模型選用標準k-ε方程模型。

在印染熱定型機風道流場的數值計算過程中，風道氣體流動符合k-ε湍流模型，在近壁面處采用標準壁面函數，風道流場數值計算的控制方程如下：

質量守恒方程：

(4)

動量守恒方程：

(5)

(6)

(7)

其中：p為流體微元體上的壓力；τxx、τxy、τxz為黏性應力τ的分量；Fx、Fy、Fz為微元體上的體力。

湍動能控制方程：

(8)

湍動耗散率控制方程：

(9)

其中：k為湍動能；ε為湍流耗散率；μt為湍流黏性系數；σk、C1ε、C2ε、C3ε為常系數；Gk為由于平均速度梯度引起的湍動能產生項；Gb為由于浮力引起的湍動能產生項；YM為可壓湍流脈動膨脹對總耗散率的影響。

2.2　邊界條件及計算網格

印染熱定型機運行時烘房的溫度一般在200 ℃左右，在研究風道內流場時開啟了能量方程，但是由于后續(xù)的試驗測量是在常溫下進行的，因此在分析時溫度設置為300K。風道入口采用速度邊界條件，速度大小根據實際測量風道入口速度的大小進行設置；風道出口即風嘴處選用壓力邊界條件，表壓設置為0Pa。用Ansysworkbench13.0中自帶的網格劃分模塊Mesh進行網格劃分，風道模型采用Tetrahedrons四面體網格，網格生長方式為PatchConforming網格自適應。由于風嘴相對于風道其他部分尺寸較小，為了計算的準確性，在劃分網格時單獨劃分，風嘴處的網格局部加密，整個計算域被劃分為2413853個網格單元，有447774個節(jié)點，最小網格單元面積為2.125×10-7m2。風道局部計算網格如圖3(a)所示,局部風嘴處網格如圖3(b)所示。在微分離散格式中，梯度選擇Green-GaussCellBased，動量方程、湍流脈動能量和湍流耗散率均采用二階迎風格式。

圖3　計算網格

2.3網格無關性驗證

對于數值模擬，需要確定計算所用網格的數量與計算所得的結果之間無關聯(lián)性，即進行網格無關性驗證，本文模擬計算主要關注風道風嘴處的氣流速度，因此選取風道上一排26個風嘴作為監(jiān)測點，模擬計算風嘴處的氣流速度，進行網格無關性驗證。在網格數分別設置為2413853、3565843和4621396下進行網格無關性驗證，如圖4所示為網格無關性驗證結果圖。從圖4中可以看出當網格數由240萬變至460萬時，隨著網格數量的增加，風嘴處氣流速度的變化值很小，這說明所設置的網格數量對計算結果的影響很小，可以認為240萬的網格數已達到網格無關，因此取2413853的網格數作為模擬計算的計算網格。

圖4　網格無關性驗證結果

3　試驗測量驗證模型

為了驗證計算模型的可靠性，采用風速儀測量風機在不同轉速下各個風嘴處氣流速度，然后將實驗測量結果與仿真分析結果進行對比分析。定型機風機一般采用變頻器進行控制，根據風機轉速表達式：

(10)

其中：n為風機轉速，f為變頻器輸出頻率，p為電機極對數。由于p為電機結構參數，為常數，故風機轉速n正比于頻率f。由流體傳動相關理論可知，風機排量一般為常數，故風機的輸出流量也正比于頻率f，即通過改變變頻器輸出頻率即可控制定型機風道的輸入流量[11]。

3.1試驗和數值計算條件

所用風速儀型號是MP210便攜式多功能測量儀如圖5(a)所示,測量風速的范圍是0～40 m/s，測量精度為±0.1 m/s。在測量時將風速探頭連接到風速儀探頭端口，風速探頭如圖5(b)所示，試驗平臺如圖5(c)所示。在控制頻率(風機轉速)分別為30 Hz(600 r/min), 36 Hz(720 r/min), 42 Hz(840 r/min), 48 Hz(960 r/min)下，選取風道上一排26個風嘴作為監(jiān)測點。實際測量時手拿測量探頭分別放在各個風嘴同一位置處，使風速探頭的風速傳感器朝向迎風面，待風速儀屏幕顯示測量值穩(wěn)定后讀取數據。在實際測量時為降低測量誤差，每個風嘴測量3次，取3次測量值的平均值，從而測得不同風機頻率下各個風嘴處氣流速度大小。

圖5　試驗設備

3.2試驗結果與分析

圖6為在同一坐標系下繪制的不同風機頻率下，實際測量結果和仿真分析結果數據對比圖。從圖6(a)-(d)中可以看出隨著風機頻率f的增大，仿真與實驗測量結果都在有規(guī)律的增大，風機頻率f每增大6 Hz，仿真及試驗測量結果都在以大約5 m/s的速度增加，此結果說明仿真及試驗測量結果較準確。從圖6(a)-(d)中可以看出仿真結果與試驗測量結果的曲線圖走勢偏差較小，說明數值計算所選的計算模型較可靠，但仿真結果數據與試驗測量結果數據有一定的偏差，分析其原因主要有以下兩點：其一，由于在數值計算時對風道模型做了一些理想化的假設，例如風道入口面進氣速度均勻，而在定型機實際工作過程中，由于風道入口面上各個點離風機的距離各不相同，導致風道入口面進氣速度并不均勻；其二，在實際測量中存在測量儀器誤差以及人工測量時風速儀探頭放置位置的偏差，這些因素都會造成實驗測量結果與仿真分析結果之間存在一定的差異。綜合圖6(a)-(d)可以看出總的偏差在10%左右，這說明所選的計算模型相對可靠，可以用此計算模型對風道流場做進一步分析。

圖6　實際測量結果和仿真分析結果數據對比

4　計算結果分析

4.1風道傾斜角度θ對內部流場壓力及湍流損失的影響

分析風道傾斜角度θ對內部流場壓力及湍流損失的影響時，每隔1°建模分析一次，各個模型在仿真分析時所設置的邊界條件以及所選擇的物理模型等都相同。根據試驗測得風機控制頻率(風機轉速)在30 Hz(600 r/min)下，設置風道入口進氣速度為4.8 m/s,仿真分析后得到風道傾斜角度為0°～9°時，風道內部流場氣流的壓力P及湍流損失隨風道傾斜角度θ的變化曲線如圖7所示。

圖7　壓力P及渦損耗隨傾斜角度θ的變化曲線

從圖7(a)壓強變化曲線可以看出風道傾斜角度對風道內部流場壓力影響較大，尤其在風道傾斜角度較小時，風道內氣體壓力沿著風道遞變較明顯，隨著風道傾斜角度的不斷增大，風道內壓力也不斷增大。并且風道內氣體壓力在不同的風道傾斜角度下，沿著風道入口到風道封閉端不斷減小，這是因為本文研究的風道是收縮形管道，亞聲速氣流在收縮形管道中，沿著流動方向做降壓運動。由于各個風嘴出口處壓力相同，根據氣體流量表達式[12]：

(11)

其中：G為風嘴處氣流量；Se為氣流縮流處的截面積；p1為風嘴上流壓力；Φ為壓力比函數，聲速流時Φ為常數等于0.04043；T1為上流氣體的絕對溫度?？芍赟e、Φ和T1一定時，風嘴處氣流量與風嘴上流壓力成正比，又因為風嘴上流壓力取決于風道內壓力，因此隨著風道內壓力的增大，風嘴處氣流量也不斷增大。

圖7(b)顯示了風道不同傾斜角度下，從風道入口到風道端壁處的湍流損失變化曲線，從圖7(b)中可以看出風道內湍流損失主要發(fā)生在風道端壁處，并且隨著風道傾斜角度的增大，風道端壁處的湍流損失也隨之增大。產生上述情況的原因是氣流在風道內流動時，當氣流到達風道封閉端時，氣流流動突然受阻，氣流方向突然發(fā)生變化，進而在風道端壁處形成渦流，因此產生一定的湍流損失。并且隨著風道傾斜角度的增大，風道內壓力不斷增大，風道內氣流速度也在增大，氣流在風道端壁處產生的湍流損失較嚴重。因此在對風道進行結構優(yōu)化設計時，要綜合考慮風道傾斜角度對風道內部壓力和湍流損失的影響。

4.2風道傾斜角度θ對風嘴處氣流速度的影響

風道傾斜角度θ的取值范圍為0°～9°，在仿真時每隔1°建模分析一次，各個模型在仿真分析時所設置的邊界條件以及所選擇的物理模型等都相同。根據試驗測得風機控制頻率(風機轉速)在30 Hz(600 r/min)下，設置風道入口進氣速度為4.8 m/s,仿真分析后得到風嘴處速度v隨風道傾斜角度θ的變化曲線如圖8所示。

圖8　速度v隨傾斜角度θ的變化曲線

從圖8中可以看出風道傾斜角度θ對風嘴處的速度大小影響較大，尤其在0°～5°范圍內影響最明顯。這是由于隨著傾斜角度θ的增大，相應的風道入口面積隨之增大，風道入口氣流量也隨之增大，因此各個風嘴處氣流量增大，氣流速度增大。當傾斜角度θ增大到5°以后，風道傾斜角度θ對風嘴處的速度大小影響較小，尤其當傾斜角度增大到7°以后，風嘴處的氣流速度大小幾乎不變。存在這種現象的原因是，當風道傾斜角度θ為7°時，風道端面積與風嘴總出風面積相等，出口流量已達到飽和，這時即使再增大傾斜角度θ，風嘴處氣流量仍保持不變。在風道傾斜角度為8°和9°時風嘴處氣流速度大小存在波動，這是因為根據4.1節(jié)風道傾斜角度θ對內部流場壓力的影響可知，隨著風道傾斜角度θ的增大，風道內壓力不斷增大，湍流現象越明顯，導致風嘴處氣流速度會有局部波動現象。

風道傾斜角度對風嘴處氣流速度均勻性也有一定的影響，在風道傾斜角度θ等于0°時風嘴處氣流速度均勻性較差，在風道傾斜角度θ為1°～9°時風嘴處氣流均勻性較好。產生這種現象的原因主要是根據4.1節(jié)圖7(a)壓力P隨傾斜角度θ的變化曲線可知，風道內氣流壓力在風道傾斜角度θ等于0°時變化較大，而在風道傾斜角度θ為1°～9°時氣流壓力變化較小，因此導致風道傾斜角度θ等于0°時風嘴處氣流速度均勻性較差，風道傾斜角度θ為1°～9°時風嘴處氣流均勻性較好。從圖8可以看出風嘴處氣流速度在風道傾斜角度θ為1°～9°時都存在較小的波動，這是因為氣流在流經風嘴處會存在不同程度的湍流損失造成的。

4.3風嘴高度h對風嘴處氣流速度的影響

分析風嘴高度h對風嘴處氣流速度的影響時，每隔2 mm建模分析一次，各個模型在仿真分析時所設置的邊界條件以及所選擇的物理模型等都相同。根據試驗測得風機控制頻率(風機轉速)在30 Hz(600 r/min)下，設置風道入口進氣速度為4.8 m/s，仿真分析后得到風嘴高度分別為2、 4、 6、 8、 10 mm和12 mm時局部風嘴處氣流速度矢量圖如圖9所示。

從圖9(a)-(f)中可以看出風嘴高度對風嘴處氣流速度的方向有一定的影響，風嘴越高，越有利于氣流垂直吹向織物，織物烘干效率越高，而風嘴越低，風嘴處氣流速度方向傾斜越明顯(如圖9(a)所示)。產生這種現象的原因是由于氣體在風道內流動時具有水平方向的速度，當氣體流經風嘴時，如果風嘴高度較低，那么對氣流的引流作用就不明顯，風嘴處氣流速度方向傾斜度越大；反之隨著風嘴高度的增加，風嘴對氣流的引流作用越明顯，越有利于氣流垂直吹向織物。但是考慮到風道實際加工工藝，風嘴高度不宜過高，風嘴過高不僅增加了風道加工的難度，同時也浪費了材料。經過本節(jié)分析可知，風嘴高度h=12 mm時，風嘴處氣流速度方向已基本垂直織物(如圖9(f)所示)。

圖9　不同高度風嘴處氣流速度矢量

5　結　論

a) 風道傾斜角度θ對內部流場壓力影響較大，尤其在風道傾斜角度θ越小時，風道內氣體壓力沿著風道遞變越明顯。并且隨著風道傾斜角度θ增大，風道內壓力也不斷增大。

b) 風道內湍流損失主要發(fā)生在風道端壁處，并且隨著風道傾斜角度的增大，風道端壁處的湍流損失也隨之增大。因此在對風道進行結構優(yōu)化設計時，要綜合考慮風道傾斜角度對風道內部壓力和湍流損失的影響。

c) 風道傾斜角度θ對風嘴處速度大小影響較大，對風嘴處速度均勻性影響較小。當風道傾斜角度θ= 7°時，風道端面積與風嘴總出風面積相等，出口流量已達到飽和，即使再增大傾斜角度θ，風嘴處氣流量仍保持不變。

d) 風嘴高度h對風嘴處氣流方向影響較大，風嘴越高，越有利于氣流垂直吹向織物，織物烘干效率越高，風嘴高度h=12 mm時，氣流已基本垂直吹向織物。

e) 試驗測量結果與數值模擬結果對比分析表明，所選計算模型是可靠的，可以用此模型對風道結構做進一步數值模擬。

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(責任編輯： 康鋒)

Analysis and Experimental Study on the Flow Field Characteristics in the Air Duct of Printing and Dyeing Heat-setting Machine

WUChengcheng,XIANGZhong,HUXudong

(Faculty of Mechanical Engineering &Automation, Zhejiang Sci-Tech University, Hangzhou 310018, China)

In order to solve the uneven air flow velocity in the tuyere of the air duct of existing printing and dyeing heat-setting machine, the Fluent software was used to conduct numerical simulation for the internal three-dimensional flow field of air duct to obtain the vector diagram for airflow speed at tuyere of the air duct, velocity change curve diagram and curve diagram for internal pressure changes of air duct; the influences of tilt angle of air duct and tuyere height on airflow velocity were mainly analyzed. The results indicates that the tuyere height has a significant influence on its air flow direction, while the tilt angle of air duct has a small impact on the velocity uniformity at tuyere; but it has a great impact on the magnitude of the airflow velocity at air duct. Based on the analytical result, it can verify that when the tuyere height is 12mm and the air duct area is equal to the total air-out area oftuyere, the flow field of air duct can help to better improve the heat-setting efficiency and quality. The experiment verified the correctness of the model. The study can provide the theoretical basis for the optimal structure design of air duct of printing and dyeing heat-setting machine as well as the improvement of setting result.

heat-setting machine; flow field analysis; air duct;tuyere ; structural improvement

10.3969/j.issn.1673-3851.2016.03.011

2015-04-28

國家科技支撐計劃項目(2014BAF06B02)

吳成成(1988-)，女，山東濟寧人，碩士研究生，主要從事印染熱定型機風道方面的研究。

向忠，E-mail:xz@zstu.edu.cn

TP391.9

A

1673- 3851 (2016) 02- 0218- 07 引用頁碼： 030405