基于溫度和速度均勻性的側(cè)送風(fēng)烘房設(shè)計(jì)及仿真

陳忠加，雷雯雯，王青春

基于溫度和速度均勻性的側(cè)送風(fēng)烘房設(shè)計(jì)及仿真

陳忠加，雷雯雯，王青春※

（北京林業(yè)大學(xué)工學(xué)院，北京 100083）

為提高農(nóng)業(yè)機(jī)械零部件烘房溫度均勻性，該研究設(shè)計(jì)并優(yōu)化送風(fēng)參數(shù)，分析其對(duì)速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)的影響。首先，通過(guò)理論分析和計(jì)算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamics）相結(jié)合的方法，對(duì)所設(shè)計(jì)的農(nóng)機(jī)零部件烘房速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，得到烘房?jī)?nèi)速度、溫度分布規(guī)律。進(jìn)一步分析各送風(fēng)參數(shù)對(duì)速度均勻性、溫度均勻性的影響。結(jié)果表明：?jiǎn)蝹?cè)送風(fēng)回風(fēng)方式優(yōu)于雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)；送風(fēng)口數(shù)量為8時(shí)，溫度、速度均勻性較好；送風(fēng)角度15°時(shí)，速度、溫度均勻性較好。試驗(yàn)數(shù)值和模擬數(shù)值誤差較小，溫度誤差小于1.68%，風(fēng)速誤差小于1.1 m/s，仿真結(jié)果可靠有效。所設(shè)計(jì)的農(nóng)機(jī)零部件烘房工作穩(wěn)定可靠，溫度不均勻系數(shù)低于6%，滿足設(shè)計(jì)要求。該研究可為農(nóng)機(jī)零部件烘房結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及參數(shù)選取提供理論依據(jù)。

農(nóng)業(yè)機(jī)械；烘房設(shè)計(jì)；速度不均勻系數(shù)；溫度不均勻系數(shù)；流場(chǎng)設(shè)計(jì)

0 引 言

農(nóng)業(yè)機(jī)械的可靠性是農(nóng)業(yè)生產(chǎn)的重要前提[1]。由于農(nóng)業(yè)機(jī)械戶外作業(yè)條件惡劣，零部件易被腐蝕、磨損。對(duì)零部件進(jìn)行涂裝有利于提高機(jī)器使用壽命[2]。烘干是涂裝的關(guān)鍵環(huán)節(jié)之一，涂層干燥不當(dāng)，會(huì)影響漆膜附著效果[3-4]。此外，一些零部件需要時(shí)效處理，以提高和改善材料的性能[5]。目前烘房主要采用熱風(fēng)循環(huán)烘干技術(shù)，利用熱空氣為介質(zhì)，通過(guò)對(duì)流方式將熱量傳遞給工件[6]。因此烘房?jī)?nèi)氣流分布的均勻性、溫度均勻性是決定涂層質(zhì)量的關(guān)鍵因素[7]。

目前烘房的研究主要集中于結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、工藝參數(shù)優(yōu)化等方面[8-10]。對(duì)烘房結(jié)構(gòu)優(yōu)化的研究主要集中于風(fēng)道參數(shù)優(yōu)化，提高送風(fēng)均勻性。零部件烘房?jī)?nèi)氣體流動(dòng)為湍流流動(dòng)，送風(fēng)口氣流為非自由氣體紊動(dòng)射流。葉永偉[11]的研究表明，半圓形變截面風(fēng)道能有效改善送風(fēng)口的風(fēng)速均勻性。李剛等[12]的研究結(jié)果表明，圓形射流比矩形射流，射程更遠(yuǎn)，與工件的熱交換更為充分。林濤等[13]通過(guò)優(yōu)化出風(fēng)噴嘴位置，加強(qiáng)局部區(qū)域的換熱系數(shù)，提高了烘房整體溫度均勻性。劉慶剛等[14]的研究表明空氣分布器導(dǎo)流板夾角為60°時(shí)，粉末靜電噴涂固化爐的氣流分布均勻?？滴腻\[15]研究結(jié)果表明增加的蒸汽加熱器對(duì)風(fēng)場(chǎng)均勻性的影響較小。

對(duì)烘房工藝參數(shù)的研究主要集中于送風(fēng)方式、送風(fēng)溫度、送風(fēng)速度、送風(fēng)角度等方面對(duì)溫度均勻性和能耗的影響。劉曉亮等[16]研究結(jié)果表明側(cè)送側(cè)回的送風(fēng)方式優(yōu)于下送上回，與工件熱交換更充分。李國(guó)建等[17]研究了風(fēng)機(jī)數(shù)量對(duì)烘房流場(chǎng)影響，研究表明，在送風(fēng)量一定的條件下，4風(fēng)機(jī)送風(fēng)方案優(yōu)于2風(fēng)機(jī)和6風(fēng)機(jī)。Anthadiloke等[18]研究結(jié)果表明空氣流速越低，烘干室的熱損失就越小。王振文等[19]對(duì)送風(fēng)工藝參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，結(jié)果表明，排風(fēng)速度為6 m/s、導(dǎo)流板傾斜角為15°組合下可以使氣流分布更均勻。林海等[20]優(yōu)化了工藝參數(shù)，得到最優(yōu)的參數(shù)組合：初始溫度為298 K時(shí)，送風(fēng)溫度480 K，送風(fēng)速度5 m/s，濕度6%，烘房能耗最低。目前烘房的研究主要對(duì)象為汽車車身和農(nóng)產(chǎn)品等，車身烘房的結(jié)構(gòu)構(gòu)造區(qū)別于零部件烘房，農(nóng)產(chǎn)品烘房熱源多采用熱泵與農(nóng)機(jī)零部件烘房存在區(qū)別。目前關(guān)于農(nóng)機(jī)零部件烘房的研究較少。

本文以農(nóng)機(jī)零部件烘房為研究對(duì)象，設(shè)計(jì)了側(cè)送風(fēng)方式烘房，研究了烘房的熱損耗、循環(huán)風(fēng)量。以溫度不均勻系數(shù)和速度不均勻系數(shù)為指標(biāo)，分析了不同送風(fēng)方式、送風(fēng)口數(shù)量、送風(fēng)角度對(duì)烘房速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)的影響，擬為今后農(nóng)機(jī)零部件烘房設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 農(nóng)機(jī)零部件烘房結(jié)構(gòu)及原理

1.1 農(nóng)機(jī)零部件烘房整體結(jié)構(gòu)及參數(shù)

農(nóng)機(jī)零部件烘房的整機(jī)結(jié)構(gòu)如圖1所示。烘房主要由加熱室、烘干室、提升門(mén)、輸送裝置和控制系統(tǒng)5部分組成。加熱室由加熱裝置和循環(huán)風(fēng)機(jī)組成；輸送裝置由牽引車和置物臺(tái)架臺(tái)車組成；提升門(mén)由電動(dòng)機(jī)、減速機(jī)、鏈條、提升門(mén)、機(jī)械限位結(jié)構(gòu)組成；烘干室內(nèi)鋪設(shè)輸送軌道。烘房主要性能參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 烘房設(shè)計(jì)參數(shù)

設(shè)計(jì)的烘房為全自動(dòng)烘房，控制系統(tǒng)通過(guò)輸送裝置向烘房?jī)?nèi)自動(dòng)移入移出零部件。牽引車將置物臺(tái)架推至指定位置后，牽引車與置物臺(tái)架分離，提升門(mén)落下，烘房?jī)?nèi)形成封閉空間。電加熱器對(duì)空氣進(jìn)行加熱，循環(huán)風(fēng)機(jī)通過(guò)高速旋轉(zhuǎn)，提高熱風(fēng)風(fēng)速并將熱風(fēng)輸送至烘干室，干燥熱風(fēng)與試件進(jìn)行熱交換、干燥后，通過(guò)回風(fēng)口回到加熱室再次進(jìn)行加熱。在循環(huán)風(fēng)機(jī)的負(fù)壓作用下，烘房?jī)?nèi)熱氣流實(shí)現(xiàn)從加熱室到烘干室再回到加熱室的氣體循環(huán)，同時(shí)風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)形成的負(fù)壓還可從烘房外部吸入新鮮空氣。

1.2 烘房工作參數(shù)設(shè)計(jì)

1.2.1 烘房穩(wěn)態(tài)熱損失量

在學(xué)校主導(dǎo)的三螺旋視域下的中高職銜接貫通培養(yǎng)機(jī)制中，企業(yè)的作用主要表現(xiàn)在以下幾個(gè)方面：一是向?qū)W校提供準(zhǔn)確及時(shí)的市場(chǎng)需求信息，使學(xué)校的人才培養(yǎng)方向與發(fā)展側(cè)重點(diǎn)更靈活更具有生命力；二是參與到院校某些特定專業(yè)的人才培養(yǎng)方案的制定中，不斷優(yōu)化人才培養(yǎng)方案；三是提供資金、場(chǎng)地、實(shí)踐崗位、實(shí)踐導(dǎo)師等，為中高職院校的人才培養(yǎng)提供良好的外部環(huán)境。

烘房在干燥烘干的過(guò)程中熱量損失來(lái)自于烘干室外壁的熱量損耗；地面的熱損耗；加熱空氣的熱損耗；加熱工件的熱損耗；烘房門(mén)框的熱損耗；加熱工件油漆的熱損耗等。烘房在穩(wěn)態(tài)加熱下的熱量公式為[21-23]：

=(Q1+Q2+Q3+Q4+Q5+Q6+Q7) （1）

式中為進(jìn)入烘干室熱流量，kJ/h；Q1為烘房外壁損失熱量，kJ/h；Q2為地面損失熱量，kJ/h；Q3為工件吸收熱量，kJ/h；Q4為加熱油漆材料及溶劑的熱量，kJ/h；Q5為加熱空氣熱量，kJ/h；Q6為外部循環(huán)風(fēng)管熱損失量，kJ/h；Q7為門(mén)框散熱量，kJ/h；為儲(chǔ)備系數(shù)。通常取1.1～1.3，由上式可確定最高工作溫度為200 ℃的烘房所需熱量為262 983 kJ/h。

1.2.2 烘房工作循環(huán)風(fēng)量

式中為風(fēng)機(jī)循環(huán)風(fēng)量，m3/h。

由式（3）和式（4）得到的每小時(shí)再循環(huán)空氣量和每小時(shí)補(bǔ)充新鮮空氣量可得循環(huán)風(fēng)量為13 231 m3/h 。根據(jù)風(fēng)機(jī)型號(hào)，實(shí)際送風(fēng)量為14 400 m3/h。

2 烘房流場(chǎng)數(shù)值模型

2.1 建模及網(wǎng)格劃分

對(duì)如圖1所示烘房結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，選取烘房室體為主要研究對(duì)象，建立三維物理模型。圖2為單側(cè)、雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)烘房模型示意圖。側(cè)送風(fēng)烘房在工程上多采用同側(cè)送風(fēng)回風(fēng)方式[24]。單側(cè)送風(fēng)回風(fēng)方式，送風(fēng)口和回風(fēng)口均在同側(cè)。雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)方式，送風(fēng)口和回風(fēng)口布置于烘房室體兩側(cè)，采用間隔相對(duì)的送風(fēng)口布置形式。前期仿真結(jié)果表明，雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)方式，正對(duì)的送風(fēng)口布置形式，送風(fēng)口射流相互干擾，會(huì)導(dǎo)致氣體速度迅速降低，造成動(dòng)量的浪費(fèi)。網(wǎng)格劃分采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，對(duì)5套網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證（圖3），網(wǎng)格數(shù)分別為618 636、515 383、420 522、368 220、130 880。網(wǎng)格不斷加密后，沿方向烘房中心軸線處等距分布的10個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度數(shù)據(jù)差值逐漸減小，網(wǎng)格數(shù)420 522即可滿足要求。

1.送風(fēng)口 2.回風(fēng)口 3.觀察視窗 4.保溫墻體

1. Air inlet 2. Air outlet 3.Observation window 4.Thermal insulation wall

注：坐標(biāo)軸原點(diǎn)位于烘房最內(nèi)側(cè)的左下角，定義方向?yàn)闄M向；方向?yàn)楦叨确较?；方向?yàn)榭v向。

Note：The origin of the coordinate axis is located at the bottom left corner of the innermost side of the drying room,direction indicates transverse direction;direction indicates height direction;direction represents the longitudinal direction.

圖2 單側(cè)、雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)烘房模型

Fig.2 Single side and bilateral air supply and return drying room models

2.2 邊界條件及求解器設(shè)定

送風(fēng)口設(shè)置為速度進(jìn)口邊界條件，回風(fēng)口設(shè)置為壓力出口邊界。壁面設(shè)置為無(wú)滑移壁面，保溫壁面固定溫度182.9 ℃，觀察視窗壁面溫度140.2 ℃。數(shù)值模擬算法選用標(biāo)準(zhǔn)湍流模型進(jìn)行模擬。求解器采用穩(wěn)態(tài)、基于壓力求解，選擇Simple算法，離散過(guò)程中動(dòng)量和湍流動(dòng)能選用二階迎風(fēng)格式[25-26]。

2.3 烘房流場(chǎng)評(píng)價(jià)指標(biāo)

3 烘房流場(chǎng)分布設(shè)計(jì)及仿真

為探明烘房速度、溫度場(chǎng)分布規(guī)律，對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，選取送風(fēng)回風(fēng)方式、送風(fēng)口數(shù)量、送風(fēng)角度3個(gè)因素對(duì)烘房流場(chǎng)進(jìn)行分析。綜合考慮工程上的可行性和前人研究[24]，送風(fēng)回風(fēng)方式選用單側(cè)送風(fēng)回風(fēng)和雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)方式進(jìn)行分析。根據(jù)烘房尺寸參數(shù)，送風(fēng)口數(shù)量取6、8、10進(jìn)行分析。根據(jù)前人研究[19,24,29-30]，選取送風(fēng)角度?15°、0°、15°、30°進(jìn)行分析。送風(fēng)角度定義為：以坐標(biāo)原點(diǎn)為中心，軸順時(shí)針?lè)较蛐D(zhuǎn)為正角度，逆時(shí)針?lè)较蛐D(zhuǎn)為負(fù)角度。

3.1 單側(cè)、雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)對(duì)烘房流場(chǎng)的影響

圖4為送風(fēng)溫度200 ℃、送風(fēng)速度14 m/s、送風(fēng)口數(shù)量8、送風(fēng)角度0°時(shí)，在=2.5 m截面處，單側(cè)、雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)方式的速度、溫度場(chǎng)分布云圖。截面=2.5 m處于烘房中部區(qū)域，送風(fēng)口和回風(fēng)口同時(shí)存在，可更好的觀測(cè)到單側(cè)、雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)烘房的速度和溫度場(chǎng)分布。由圖4a左圖可知，在單側(cè)送風(fēng)回風(fēng)的方式下，烘房?jī)?nèi)流體呈“C”字型分布，空氣從送風(fēng)口吹出，受對(duì)側(cè)墻壁阻礙沿壁面向下流動(dòng)，并保持一個(gè)較高的速度流向回風(fēng)口。射流有足夠的射程，將氣流輸送至對(duì)側(cè)，并在射流的誘導(dǎo)作用下卷吸空氣，在烘房中部出現(xiàn)回旋渦流，烘房下部處于回流區(qū)[31]。渦流內(nèi)部的流體速度較低，在0～1 m/s 左右?；匦郎u流的存在意味著烘房?jī)?nèi)氣體循環(huán)較好，有利于烘干效果的提升。由圖4a右圖可知，在雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)方式下，氣流分布沒(méi)有明顯的特征，這是因?yàn)殡p側(cè)送風(fēng)消除了墻壁對(duì)氣流的阻礙導(dǎo)流作用，流體速度分布均勻。但流體速度在擴(kuò)散過(guò)程中，迅速衰減至2 m/s以下，不利于回風(fēng)。

由圖4b左圖可知，在單側(cè)送風(fēng)方式下，溫度場(chǎng)的分布和速度場(chǎng)的分布高度吻合，回旋渦流合理分布，讓烘房氣體循環(huán)良好，溫度分布較為均勻。由圖4b右圖可知，在雙側(cè)送風(fēng)方式下，溫度在軸負(fù)方向，呈現(xiàn)逐漸遞減趨勢(shì)。

圖5表示在單側(cè)、雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)時(shí)方向上不同截面的速度、溫度及其不均勻系數(shù)。在方向上等距選取0.2～1.4 m的5個(gè)截面作為監(jiān)測(cè)面，包含了烘房主要工作區(qū)及回風(fēng)口中部的截面，便于監(jiān)測(cè)烘房風(fēng)速和溫度分布情況。監(jiān)測(cè)點(diǎn)于方向設(shè)置5行，方向設(shè)置20列，監(jiān)測(cè)點(diǎn)等距分布，每截面設(shè)置100個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)。平均速度和平均溫度及其不均勻系數(shù)基于監(jiān)測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)計(jì)算得出。由圖5a可知，單側(cè)送風(fēng)回風(fēng)和雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)平均速度的變化趨勢(shì)較為一致。0.2 m監(jiān)測(cè)面數(shù)據(jù)表明，雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)的平均速度遠(yuǎn)低于單側(cè)送風(fēng)回風(fēng)，較低的流體速度將不利于回風(fēng)口進(jìn)行回風(fēng)。0.5～1.4 m監(jiān)測(cè)面數(shù)據(jù)表明，雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)時(shí)，截面平均速度隨著監(jiān)測(cè)面高度增加而增加；單側(cè)送風(fēng)時(shí)，在0.5～1.1 m的監(jiān)測(cè)面平均速度極為相近，均在1.75 m/s左右。圖5b表明，在截面高度為0.5～1.1 m的烘房主要工作區(qū)，單側(cè)送風(fēng)回風(fēng)方式的速度不均勻系數(shù)整體低于雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)。單側(cè)送風(fēng)回風(fēng)方式優(yōu)于雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)方式。

由圖5c可知，單側(cè)送風(fēng)方式各截面平均溫度較為接近，可實(shí)現(xiàn)較好的烘干效果；雙側(cè)送風(fēng)方式各截面的平均溫度隨著監(jiān)測(cè)面高度的增加而增加，不利于烘干。圖5d表明，雙側(cè)送風(fēng)方式各截面的溫度不均勻系數(shù)整體低于單側(cè)送風(fēng)。綜合平均溫度和溫度不均勻系數(shù)的指標(biāo)，單側(cè)送風(fēng)回風(fēng)優(yōu)于雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)。

3.2 送風(fēng)口數(shù)量對(duì)烘房流場(chǎng)的影響

為同時(shí)觀測(cè)到送風(fēng)口數(shù)量為6、8、10的烘房送風(fēng)口和回風(fēng)口，便于分析流場(chǎng)分布形式，選取截面=2.0 m進(jìn)行研究。圖6為不同送風(fēng)口數(shù)量時(shí)，送風(fēng)溫度為200 ℃、送風(fēng)角度0°的情況下，=2.0 m截面的速度、溫度場(chǎng)分布云圖。在循環(huán)風(fēng)量為14 400 m3/h情況下，增加送風(fēng)口數(shù)量，將降低送風(fēng)速度，送風(fēng)口數(shù)量為6、8、10時(shí)，送風(fēng)口速度分別為18.7、14、11 m/s。圖6表明，在送風(fēng)口數(shù)量為8個(gè)時(shí)，送風(fēng)口射流的射程最長(zhǎng)。隨著送風(fēng)口數(shù)量增加，速度場(chǎng)的分布更加規(guī)律，送風(fēng)口數(shù)量由6個(gè)增加到10個(gè)時(shí)，烘房?jī)?nèi)流體循環(huán)呈現(xiàn)出更明顯的“C”字形。其中，在送風(fēng)口數(shù)量為6個(gè)時(shí)，流體在烘房下部的速度偏低，動(dòng)力不足，不利于回風(fēng)口回風(fēng)。

圖6表明，送風(fēng)口數(shù)量為8時(shí)，熱風(fēng)射流最長(zhǎng)；送風(fēng)口數(shù)量為6時(shí)，熱風(fēng)射流最短。烘房?jī)?nèi)低溫區(qū)均出現(xiàn)在送風(fēng)口下方的烘房中心區(qū)域，與速度場(chǎng)低速區(qū)分布一致。送風(fēng)口數(shù)量為6時(shí)，回風(fēng)溫度最低，送風(fēng)口數(shù)量為10時(shí)，回風(fēng)溫度最高。

圖7為送風(fēng)溫度為200 ℃時(shí)，不同送風(fēng)口數(shù)量在高度上的速度、溫度及不均勻系數(shù)。由圖7a可知，在送風(fēng)口數(shù)量分別為6、8、10時(shí)，不同高度監(jiān)測(cè)面的平均速度變化趨勢(shì)一致。送風(fēng)口數(shù)量的增加，回風(fēng)速度明顯提升，在高度為0.2 m的截面，送風(fēng)口數(shù)量10個(gè)時(shí)，比6個(gè)送風(fēng)口的平均速度高了1.25 m/s。在監(jiān)測(cè)面高度為0.5～1.1 m區(qū)域內(nèi)，烘房?jī)?nèi)流體平均速度的波動(dòng)較小，速度較為穩(wěn)定。高度為1.4 m截面的平均速度較高，6個(gè)送風(fēng)口時(shí)，平均速度最高，10個(gè)送風(fēng)口的平均速度最低。由圖7b可知，在監(jiān)測(cè)面高度為0.2～1.1 m區(qū)間內(nèi)，送風(fēng)口分別為6、8、10的速度不均勻系數(shù)變化趨勢(shì)一致，6個(gè)送風(fēng)口的速度不均勻系數(shù)最低；監(jiān)測(cè)面高度1.4 m 時(shí)，6個(gè)送風(fēng)口的速度不均勻系數(shù)最大。

圖7c表明，在送風(fēng)口數(shù)量為6、8、10時(shí)，各監(jiān)測(cè)面的平均溫度和溫度不均勻系數(shù)變化趨勢(shì)一致。在0.5～1.1 m的烘房主要工作區(qū)內(nèi)，監(jiān)測(cè)面平均溫度的波動(dòng)較小，8個(gè)送風(fēng)口的工況平均溫度最高。圖7表明，送風(fēng)口數(shù)量為8時(shí)，平均溫度和溫度均勻性綜合表現(xiàn)較好。

3.3 送風(fēng)角度對(duì)烘房流場(chǎng)的影響

圖8表示送風(fēng)溫度200 ℃、送風(fēng)速度14 m/s、送風(fēng)口數(shù)量8時(shí)，在=2.0 m截面處，不同送風(fēng)角度的速度、溫度場(chǎng)分布云圖。在送風(fēng)角度為0°、?15°時(shí)，烘房?jī)?nèi)部的大渦流、低速區(qū)只有一個(gè)；送風(fēng)角度為15°、30°時(shí)，烘房?jī)?nèi)有兩個(gè)渦流，分別出現(xiàn)在右上角和左下角，該區(qū)域內(nèi)流體速度較低。在送風(fēng)角度為0°、15°、?15°時(shí)，烘房?jī)?nèi)流體的循環(huán)呈“C”字形；然而送風(fēng)角度為30°時(shí)，射流沿截面對(duì)角線方向吹出，流體迅速向墻角發(fā)散，形成兩個(gè)渦流。此外，相較于其他送風(fēng)角度，30°送風(fēng)的回風(fēng)速度較低。

由圖8可知，溫度場(chǎng)出現(xiàn)的低溫區(qū)域和速度場(chǎng)內(nèi)的低速渦流區(qū)分布一致。送風(fēng)角度?15°的溫度場(chǎng)分布均勻，但整體溫度偏低。

圖9表示在不同送風(fēng)角度下的速度、溫度及不均勻系數(shù)。由圖9a可知，在監(jiān)測(cè)面高度為0.2 m時(shí)，送風(fēng)角度為0°、15°、?15°的烘房氣體速度較高，風(fēng)速均超過(guò)3 m/s，有利于回風(fēng)；送風(fēng)角度為30°的截面平均速度僅為2.25 m/s。0.5～1.1 m的監(jiān)測(cè)面數(shù)據(jù)顯示，送風(fēng)角度為0°、15°、30°時(shí)，截面平均速度在2.25 m/s左右；送風(fēng)角度為?15°時(shí)，平均速度在3 m/s左右。1.4 m處監(jiān)測(cè)面數(shù)據(jù)顯示，送風(fēng)角度為0°、15°、?15°時(shí)，截面平均速度相近，在4.25 m/s左右；送風(fēng)角度30°時(shí)，該截面平均速度僅為2.75 m/s。由圖9b可知，送風(fēng)角度為0°、15°時(shí)，不同高度監(jiān)測(cè)面的速度不均勻系數(shù)較低。

由圖9c可知，送風(fēng)角度為?15°時(shí)，各監(jiān)測(cè)面的平均溫度整體低于其他送風(fēng)角度的平均溫度。在相同的工作溫度要求下，送風(fēng)角度設(shè)置為?15°，會(huì)提高烘房實(shí)際能耗。送風(fēng)角度為15°、30°時(shí)，各監(jiān)測(cè)面的平均溫度極為相近，差值不超過(guò)0.4°。從圖9d可知，各監(jiān)測(cè)面的溫度不均勻系數(shù)，隨著監(jiān)測(cè)面高度的降低呈降低趨勢(shì)。0.5～1.1 m為烘房的主要工作區(qū)域，該范圍內(nèi)截面溫度不均勻系數(shù)低且變化平穩(wěn)，有利于烘房更好的工作。送風(fēng)角度0°和?15°的溫度不均勻系數(shù)比較符合要求，綜合平均溫度的指標(biāo)，送風(fēng)速度為15°的工況，溫度分布均勻且平均溫度較高。

通過(guò)對(duì)單雙側(cè)送風(fēng)回風(fēng)方式、送風(fēng)口數(shù)量、送風(fēng)角度3個(gè)影響因素進(jìn)行模擬仿真，得出單側(cè)送風(fēng)回風(fēng)方式、送風(fēng)口數(shù)量為8、送風(fēng)角度15°時(shí)，烘房?jī)?nèi)速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)分布的均勻性和氣體循環(huán)效果較好。烘房流場(chǎng)的設(shè)計(jì)參考仿真結(jié)果，采用單側(cè)送風(fēng)、送風(fēng)口數(shù)量為8、送風(fēng)角度15°的送風(fēng)形式。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 試驗(yàn)設(shè)備及方法

為驗(yàn)證設(shè)計(jì)烘房工作的可靠性及仿真的正確性，在空載情況下對(duì)烘房進(jìn)行了試驗(yàn)，烘房樣機(jī)如圖10所示。溫度檢測(cè)系統(tǒng)主要由熱電阻傳感器（J型熱電偶）、數(shù)據(jù)采集器（Keysight 34972A）、監(jiān)控系統(tǒng)（電腦）組成。溫度傳感器按照國(guó)標(biāo)GB T 30435-2013要求進(jìn)行布點(diǎn)測(cè)溫。烘房工作溫度范圍為室溫至200 ℃，為驗(yàn)證烘房在不同溫度下的溫度均勻性，在進(jìn)行溫度試驗(yàn)時(shí)，烘房溫度分別設(shè)定為80、150、200 ℃。在烘房溫度達(dá)到設(shè)定值30 min后，每隔1 min數(shù)據(jù)采集器記錄各測(cè)溫點(diǎn)的溫度數(shù)據(jù)，30 min中內(nèi)測(cè)量溫度數(shù)值30組。風(fēng)速檢測(cè)試驗(yàn)在常溫條件下進(jìn)行，檢測(cè)人員通過(guò)手持式風(fēng)速儀（Victor 816B）測(cè)試并記錄數(shù)據(jù)。測(cè)量點(diǎn)布置于=0.8 m的截面處，8個(gè)測(cè)量點(diǎn)等間距分布。在烘房穩(wěn)定通風(fēng)30 min后，對(duì)各測(cè)量點(diǎn)進(jìn)行速度測(cè)量，取5次測(cè)量速度的平均值。

4.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

為了驗(yàn)證農(nóng)機(jī)零部件烘房流場(chǎng)仿真模擬的正確性，在空載情況下對(duì)烘房進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。表2為烘房溫度場(chǎng)在穩(wěn)態(tài)時(shí)的模擬仿真值和試驗(yàn)值，在送風(fēng)溫度分別設(shè)定為80、150、200 ℃時(shí)，烘房溫度試驗(yàn)值和仿真值變化趨勢(shì)一致，溫度差值低于3.1 ℃，誤差不超過(guò)1.68%，仿真模型準(zhǔn)確可靠。根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算可得，在送風(fēng)溫度80、150、200 ℃時(shí)，烘房整體的溫度不均勻系數(shù)分別為4.75%、5.58%、4.80%，均低于6%。烘房溫度均勻性，滿足工作要求。

表2 不同送風(fēng)溫度下的試驗(yàn)與仿真溫度數(shù)據(jù)

圖11為烘房速度場(chǎng)在穩(wěn)態(tài)時(shí)模擬值和試驗(yàn)值的對(duì)比圖，模擬風(fēng)速值和試驗(yàn)值變化趨勢(shì)一致，最大差值小于1.1 m/s，誤差不超過(guò)33%。速度產(chǎn)生誤差的原因在于：測(cè)試人員在烘房?jī)?nèi)以手持方式檢測(cè)風(fēng)速對(duì)速度場(chǎng)造成一定的阻流和干擾，因此與模擬存在差異。溫度場(chǎng)和速度場(chǎng)的仿真結(jié)果相對(duì)可靠，具有參考價(jià)值。本研究未對(duì)速度數(shù)據(jù)進(jìn)行不確定度分析，將在后續(xù)試驗(yàn)中進(jìn)行研究。

5 結(jié) 論

本文設(shè)計(jì)了側(cè)送風(fēng)農(nóng)機(jī)零部件烘房，確定了烘房熱損耗量、風(fēng)量的參數(shù)。對(duì)烘房溫度場(chǎng)、速度場(chǎng)進(jìn)行了仿真分析，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。

1）以平均溫度、速度、溫度不均勻系數(shù)為指標(biāo)，烘房?jī)?nèi)速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)仿真結(jié)果表明：?jiǎn)蝹?cè)送風(fēng)回風(fēng)方式，烘房?jī)?nèi)溫度、風(fēng)速均勻性更好，回風(fēng)速度較高，烘房?jī)?nèi)氣體循環(huán)效果好；送風(fēng)口數(shù)量為8時(shí)，烘房溫度、風(fēng)速均勻性好，回風(fēng)溫度較高；送風(fēng)角度15°烘房溫度、風(fēng)速均勻性好，回風(fēng)速度和溫度較高，氣體循環(huán)效果好。

2）通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證，模擬仿真數(shù)值與實(shí)際數(shù)值誤差較小，溫度誤差低于3.1 ℃，風(fēng)速誤差低于1.1 m/s。仿真結(jié)果可靠有效，可作為設(shè)計(jì)參考。同時(shí)試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明，設(shè)計(jì)的農(nóng)機(jī)零部件烘房溫度均勻性好，滿足工作要求。

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Chen Zhongjia, Lei Wenwen, Wang Qingchun※

(,,100083,)

Coating has widely been a commonly-used way to prevent corrosion failure of machinery parts. Coating of agricultural machinery parts is also conducive to improving the working reliability and service life of machinery. Drying is thus the key link of parts coating. However, improper drying can cause the reduction of film stress, film cracks, shrinkage, and pinholes. In this study, a side air supply drying room was designed suitable for the drying of agricultural machinery parts. The circulation of hot air was used to exchange the heat with the workpiece, further to reduce the moisture content of the coating, and finally to realize the curing of the coating. Computational fluid dynamics software was selected to numerically simulate the velocity and temperature field of the drying room for agricultural machinery parts. The working parameters of the drying room were also optimized to clarify the influence on the velocity and temperature field. As such, the working performance of the drying room was improved to clarify the influence of air supply mode, the number of air supply outlets, and air supply angle on velocity and temperature distribution. The results show that the unilateral air supply performed better than that of the double, indicating better gas circulation in the drying room. The uniformity of speed and temperature was better, particularly with the higher speed of return air and excellent gas circulation, when the number of air inlets was 8 rather than 6 and 10. Furthermore, the uniformity of speed and temperature was better, when the air inlet angle was 15° rather than 0° and 30°, where the return airspeed and temperature were higher. Therefore, an optimal parameter combination of drying room was achieved, where the unilateral side air supply, 8 air supply outlets, and air supply angle of 15°, indicating excellent gas circulation, as well as the better uniformity of speed and temperature. The measured values of each index were in good agreement with the theoretical optimization, where the temperature error was less than 1.68%, and the wind speed error was less than 33%, indicating reliable and effective simulation. At the same time, the overall coefficient of temperature inhomogeneity was less than 6%, where the designed drying room worked stably and reliably for agricultural machinery parts, fully meeting the design requirements. This finding can provide a strong reference for the design of the subsequent drying rooms.

agricultural machinery; drying room design; coefficient of velocity inhomogeneity; coefficient of temperature inhomogeneity; flow field design

陳忠加，雷雯雯，王青春. 基于溫度和速度均勻性的側(cè)送風(fēng)烘房設(shè)計(jì)及仿真[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào)，2021，37(19)：18-26.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2021.19.003 http://www.tcsae.org

Chen Zhongjia, Lei Wenwen, Wang Qingchun. Design and simulation of side air supply drying room based on temperature and velocity homogeneity[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2021, 37(19): 18-26. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2021.19.003 http://www.tcsae.org

2021-08-05

2021-09-23

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51475255）

陳忠加，副教授，碩士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)檗r(nóng)業(yè)裝備工程與技術(shù)。Email：chenzhongjia@bjfu.edu.cn

王青春，副教授，碩士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)榻Y(jié)構(gòu)力學(xué)性能分析與優(yōu)化設(shè)計(jì)。Email：wangqingchun@bjfu.edu.cn

10.11975/j.issn.1002-6819.2021.19.003

S216.2

A

1002-6819(2021)-19-0018-09