熱風紅外聯合干燥裝置均風板的設計與試驗

郭子文,張曉勤,王志琴,王光輝,王德成,孫慶運

(1.中國農業(yè)大學 工學院,北京 100083;2. 山東省農業(yè)機械科學研究院,濟南 250100)

0 引言

苜蓿以“牧草之王”著稱,不僅產量高,且草質優(yōu)良,各種畜禽均喜食。苜蓿收后存儲過程中,因其含水率高(大于70%wb),易導致內部霉變、呼吸作用旺盛,造成營養(yǎng)物質流失并產生有毒代謝[1]。因此,苜蓿收獲后經干燥處理調制成青干草,是保持飼草品質的重要工藝。生產中,一般采用自然晾曬和熱風干燥[2-3]的方式,相比自然晾曬,熱風干燥工藝能夠比較全面地保持飼草營養(yǎng)成分,而如何降低其干燥能耗,是需要研究人員考慮的問題。在熱風干燥中加入紅外輻射輔助干燥可以有效提高干燥效率,降低能耗[4]。在苜蓿的熱風干燥中,氣流的均勻性是保證干燥效果的重要因素,均勻的氣流不僅能減少干燥時間,還可以提升苜蓿干燥后的品質[5]。因此,設計合理的結構、獲得均勻的流場分布,對提升干燥效果至關重要。

計算流體力學(簡稱CFD,Computational Fluid Dynamics)應用離散化的數學方法,可以代替實際試驗對流體力學問題進行數值模擬,并有效獲得速度、溫度和壓力等參數在時間和空間上的分布,研究人員已將其應用于干燥設備和流體機械的溫度和流場分析[6-7]。李研等人[8]對氣流下降式烘烤機仿真分析表明:均風板孔徑和間距越大,保壓效果越差,均風效果越不明顯。李海亮等人[9]研究發(fā)現:氣流分配室結構影響流場均勻性,且以配氣腔體厚度最為關鍵。王永維等人[10]在授粉管的仿真研究中發(fā)現,采用吹嘴式出風口結構可以減小氣流的射流極角。Wells等人[11]對溫室空氣分配系統(tǒng)研究表明:孔徑比大于1.5時,氣流射流將出現不均勻的現象,孔徑比過小會導致入口靜壓增大,1.0左右為最佳值,這一結果被廣泛使用[12]。合理的結構是保證出風均勻的關鍵因素,需要根據應用場景開展建模與參數研究,從而達到最佳應用效果。

為此,筆者通過設計熱風紅外聯合干燥裝置,對均風結構進行CFD數值計算,設計并優(yōu)化干燥裝置均風板部件,確定了最佳的均風板結構參數,并通過試驗驗證了仿真均風效果的一致性程度。

1 整機結構與工作原理

1.1 整機結構

為提升干燥效率和干燥品質,設計了一臺自帶熱循環(huán)系統(tǒng)的熱風紅外聯合干燥裝置[13],主要由干燥室、空氣循環(huán)加熱系統(tǒng)、紅外加熱系統(tǒng)和控制系統(tǒng)組成,如圖1所示。干燥室右側壁面開排濕孔?？諝庋h(huán)加熱系統(tǒng)包括離心風機、空氣加熱器和均風板等,且均風板是影響干燥室流場均勻性的關鍵部件;紅外加熱系統(tǒng)包括遠紅外發(fā)熱板、高度調控滑臺和步進電機;控制系統(tǒng)由PLC控制器、溫度傳感器及觸摸屏等組成,通過溫度傳感器實時反饋控制繼電器開合,實現熱風溫度、紅外功率和空氣流量調節(jié)。

1.物料盤 2.均風板 3.氣配室 4.電子天平 5.支撐架 6.密封墊 7.觀察窗 8.門 9.后回風道 10.上回風道 11.離心風機 12.電機 13.空氣加熱器 14.滑塊支架 15.控制柜 16.觸摸屏 17.紅外發(fā)熱板 18.滑臺圖1 熱風紅外聯合干燥裝置結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of hot air infrared combined drying device

1.2 工作原理

干燥裝置工作時,通過控制系統(tǒng)設定空氣溫度、速度和紅外功率。在PLC的控制下風機工作,同時空氣加熱器和紅外板制熱,提供干燥熱源。干燥室內氣體通過頂部出風口由離心風機吸入加熱管,經空氣加熱器對流加熱后排入后回風道,經均風板分配后由底部進入干燥室,對物料盤上的物料進行干燥;經過一次利用后的熱空氣,在頂部離心風機作用下,向上流動進入出風口開始二次循環(huán),重復利用剩余的熱量,從而進一步降低能耗。布置于干燥室內的溫度傳感器實時監(jiān)測內部空氣溫度,溫度值反饋至PLC控制器,通過PID算法將空氣溫度值穩(wěn)定在設定范圍內。在裝置的外側底部配置電子天平,通過輕質圓柱支撐物料盤,實時測量物料的質量變化,并在均風板中心開孔,便于圓柱穿過。

1.3 主要技術參數

熱風紅外聯合干燥裝置采用空氣加熱器和紅外板組合,可快速調節(jié)空氣溫度,其外形尺寸為560mm × 610mm × 1580mm,物料盤尺寸為450mm × 450mm,溫度調節(jié)范圍為30 ～ 80°C,空氣流速調節(jié)范圍為0.5 ～ 4m/s,總功率為3.4kW。

2 均風板設計與優(yōu)化

2.1 模型建立與網格劃分

一級均風板、二級均風板示意圖分別如圖2(a)、2(b)所示,結構模型如圖2(c)所示。其主要由氣配室、均風板和干燥室3部分組成。矩形進風口位于氣配室最左端。因物料放置于干燥室底部、均風板上方的物料盤上,故取干燥室底部與均風板相鄰的區(qū)域建立仿真模型。

為了提高仿真準確度,對均風板模型進行簡化處理。由于模型為左右對稱結構,故只對一半模型進行網格劃分,并采用對稱邊界進行計算;二級均風板開孔率較高,采用多孔階躍邊界進行計算。模型使用ICEM CFD進行結構網格劃分,劃分后的網格約為6.5×105個,如圖2(d)所示。

1.出口 2.二級均風板 3.一級均風板 4.進風口 5.氣配室 (c)均風板模型

(d)網格劃分圖圖2 均風板模型簡圖及網格劃分圖Fig.2 Schematic diagram and grid graph of the uniform outflow plate model

2.2 模型選擇與設置

2.2.1 方程與模型

由于氣配室內的溫度和空氣流速較低,可假設氣體不可壓縮,控制方程采用有限體積法離散,壓力-速度耦合采用半隱式SIMPLE算法,湍流模型采用應用范圍更廣泛的SST k-omega模型[14]。不可壓縮粘性流體的整體平均連續(xù)性方程、動量守恒方程和求解所需的Boussinesq假設,表達式為

(1)

(2)

(3)

式中t—時間(s);

ρ—流體密度(kg/m3);

p—流體的時均壓力(N/m2);

μ—流體動力黏度(N·s/m2);

μt—湍流黏性系數(kg/m·s);

k—湍流動能(m2/s2);

ui、uj、uk—各時均速度分量(m/s);

xi、xj、xk—各坐標分量(m);

δij—函數,i=j時,δij=1;i≠j時,δij=0。

對于SST k-omega雙方程模型,需要再求解湍動能和比耗散率,用來描述湍流黏性系數μt,表達式為

(4)

(5)

(6)

式中ω—比耗散率(1/s);

Γk、Γω—k和ω的有效擴散系數;

Gk、Yk—k的產生項和耗散項;

Gω、Yω—ω的產生項和耗散項;

Dω—交叉擴散項;

α*—湍流黏性阻尼系數;

S—應變率幅值(1/s);

F2—混合函數;

α1—模型附加常數,取α1=0.31。

2.2.2 邊界條件設置

氣配室進風口設置為質量流量入口,采用湍流強度和水力直徑條件[15]。假定氣流方向垂直于邊界、均勻分布,根據風機參數設定流量值為0.082kg/s;干燥室上部設置為壓力出口,出口處為標準大氣壓,壁面采用無滑移壁面;由于模型結構對稱,設定中間面為對稱邊界;二級均風板所在的面設置為Porous Jump。

2.2.3 多孔階躍模型設置

由于二級均風板孔數較多,為減少建模網格量,提高計算效率,參考李瓊[16]和陶洪飛[17]等人的研究和應用,使用FLUENT內置的多孔階躍模型簡化計算。該模型是多孔介質的二維簡化模型,通過在動量方程中增加一個動量源項模擬多孔介質。動量源項由黏性阻力系數和慣性阻力系數組成,通過計算均風板入口速度與進出口壓差之間的關系獲得,具有較高的計算精度和收斂性。多孔階躍模型的壓差計算公式為

(7)

式中 ΔP—進出口壓差(Pa);

v—入口速度(m/s);

Δm—多孔介質厚度(m);

α—表面滲透系數(m2);

C2—慣性阻力系數(1/m)。

2.3 方案設計與評價指標

2.3.1 一級均風板試驗設計

干燥箱采用側向進風的熱風自循環(huán)式設計,需通過均風板來實現氣流的均勻配置。在側向進風的情況中,影響出風均勻性的因素主要為均風板的孔徑與孔徑比[11,18]。其中,孔徑比是指開孔的總面積與進風管道的截面積之比,通常取值小于1.5,該值常用于圓管側向出風的相關研究中,適合的孔徑比可以有效提高圓管側向出風的氣流均勻性。李中秋等人研究[19]表明,管道壁厚增大,射流極角會減小。此外,根據吳敏等人的研究[5],在采用兩級均風板時,較大的一級均風板孔徑可以得到更好的均風效果。因此,參考相關研究,選擇厚度為5mm的均風板,孔徑比為0.50、0.75、1.00、1.38、1.57,孔徑為8、12、16、20、24mm作為一級均風板的試驗因素。

2.3.2 二級均風板試驗設計

與一級均風板的設計要求不同,二級均風板主要解決經過一級均風板后的氣流如何分配均勻的問題,無需考慮側向進風。二級均風板需要較小的孔徑和較大的開孔率以提高進入干燥室氣流的整體均勻性。因此,設置兩級均風板間距、開孔率和孔徑為3個試驗因素,并設計5個水平:兩級均風板間距分別為10、20、30、40、50mm,開孔率分別為12.57%、15.21%、19.63%、24.63%、34.21%,孔徑分別為4、6、8、10、12mm。

2.3.3 評價指標

為了分析均風板出口處空氣流速的均勻性,采用變異系數Cv來評價速度分布的均勻性[20],其公式為

(8)

式中σv—標準差(m/s);

Va—不同點速度分布均值(m/s)。

3 結果與分析

3.1 網格無關性及可靠性驗證

3.1.1 網格無關性

針對孔徑20mm、孔徑比1.01的一級均風板模型,將網格劃分為252 610、422 840、650 084和1 010 259進行數值模擬。在均風板正上方30mm的截面處監(jiān)測速度,監(jiān)測點如圖3所示。圖4為不同網格數下的氣流速度分布。由圖4可看出:不同區(qū)域氣流速度趨勢相同;但在網格數為252 610時,中間區(qū)域氣流速度與其他網格相差較大,是由于流場中部存在圓柱繞流,氣流變化劇烈,造成較大差異;當網格加密后,流場模擬速度趨勢相同,滿足仿真要求。綜合結果準確性與計算成本,選擇網格數為650 084的網格尺寸進行仿真計算。

圖3 不同監(jiān)測點位置Fig.3 Airflow velocity measurement points

3.1.2 可靠性驗證

選取均風板正上方30mm截面上不同監(jiān)測位置與試驗測量值對比分析,結果如圖5所示。

通過對比模擬和試驗測量數據的偏差,發(fā)現入口附近的偏差較大,其余位置偏差較小,且相對偏差在12%以內,滿足實際工程應用小于20%的要求[21]。

圖4 不同網格數下的氣流速度分布Fig.4 Air velocity distribution under different grid numbers

圖5 仿真與試驗結果對比曲線Fig.5 Comparison between results of simulation and experiment

3.2 一級均風板的影響分析

3.2.1 孔徑比對流場分布的影響

一級均風板不同孔徑比下的氣流速度分布及均勻性如圖6所示。由圖6(a)知:隨著孔徑比增加,各出風口變異系數持續(xù)增大;而當孔徑比保持在0.75～1.38之間時,整體的變異系數相對較低。由圖6(b)、6(c)可以看出:由于氣配室中部圓柱繞流的影響,導致圓柱周圍的氣流速度較高,造成氣流分配的不均勻;且由于氣流具有與速度方向一致的動量,出風口的氣流會向前傾斜,這種現象隨著孔徑比的增加不斷加劇,導致流場向前移動,與吳晨溶等人[18]的研究結果相同。因此,孔徑比在一定程度上可以保證一級均風板上的出風孔均勻出風,但較小的開孔率會導致整體均勻性降低。

(a)變異系數

(b)監(jiān)測點速度

(c)速度分布云圖圖6 一級均風板不同孔徑比下的氣流速度分布及均勻性Fig.6 Air velocity distribution and uniformity of first-level uniform outflow plate with different aperture ratios

3.2.2 孔徑對流場分布的影響

一級均風板不同孔徑下的氣流速度分布及均勻性如圖7所示。

(a)變異系數

(b)監(jiān)測點速度

(c)速度分布云圖圖7 一級均風板不同孔徑下的氣流速度分布及均勻性Fig.7 Air velocity distribution and uniformity of first-level uniform outflow plate with different apertures

由圖7(a)知:均風板出風口和流場整體均勻性都隨孔徑增大先升高后降低,且在12mm孔徑處均勻性較好。結合圖7(b)、7(c)可知:在孔徑比恒定的情況下,過大的孔徑會導致出風口壓強集中,加劇了圓柱繞流的影響;小孔徑可以降低氣配室后部渦流的影響,但會降低風壓,導致氣流通過出風孔后由四周向中間移動,加重整體出風不均勻的情況。

3.3 二級均風板的影響分析

3.3.1 均風板多孔階躍參數計算

均風板的流阻系數可以通過測量入口速度和進出口壓差進行計算,但直接測量不同均風板的風速和壓降難度較大。因此,工業(yè)上通常采用CFD模擬獲得不同風速下孔板的壓降,進而計算多孔階躍條件所需的流阻系數。劉德釗[22]和Rong等人[23]的研究已經證明,對多孔介質區(qū)域進行模擬計算獲得的流阻系數有較小的相對偏差,可以作為多孔介質的參數使用。因此,選取最小單元,采用FLUENT模擬實際均風板進行計算,得到流阻系數,結果如表1所示。

表1 均風板流阻系數Table 1 Airflow resistance coefficient

3.3.2 兩級均風板間距對流場分布的影響

兩級均風板間距下的氣流速度分布及均勻性如圖8所示。由圖8(a)知:流場的整體均勻性隨間距的增大先提高后降低,且在間距20mm時均勻性較好。結合圖8(b)、8(c)發(fā)現:隨著兩級均風板間距增大,氣流沿入口方向的動量會導致靠近入口方向的流速降低,出現整體流場向前移動的現象,且間距過大會導致兩級均風板間的湍流強度增加,進一步降低氣流的整體均勻性。

(a)變異系數

(b)監(jiān)測點速度

(c)速度分布云圖圖8 兩級均風板不同間距下的氣流速度分布及均勻性Fig.8 Air velocity distribution and uniformity under different uniform outflow plate spacings

3.3.3 開孔率對流場分布的影響

二級均風板不同開孔率下的氣流速度分布及均勻性如圖9所示。由圖9(a)知:流場的整體均勻性隨二級均風板開孔率的增大先提高后降低,且在開孔率為15.21%時均勻性較好;結合表1可以看出,在孔徑不變的情況下,隨著均風板的開孔率增大,流阻系數減小,意味著較大的開孔率會導致均風板對氣流壓力的影響減小,進而降低對氣流的分配作用。由圖9(b)、9(c)看出:隨著開孔率的增加,流場明顯呈整體前移趨勢,且四周空氣流速相對中部明顯提高,導致流場整體均勻性下降。

(a)變異系數

(b)監(jiān)測點速度

(c)速度分布云圖圖9 二級均風板不同開孔率下的氣流速度分布及均勻性Fig.9 Air velocity distribution and uniformity of second-level uniform outflow plate with different hole fraction

3.3.4 孔徑對流場分布的影響

二級均風板不同孔徑下的氣流速度分布及均勻性變異系數如圖10所示。由圖10(a)知:流場的整體均勻性隨二級均風板孔徑增大變化差異不顯著;結合表1可以看出,在開孔率不變的情況下,隨著均風板孔徑增大,慣性阻力系數C2和表面滲透系數α的變化也較小,與圖10(b)、10(c)中顯示出相同結果。因此,可以確定二級均風板的孔徑在試驗范圍內對流場均勻性無顯著性影響。

(a)變異系數

(b)監(jiān)測點速度

(c)速度分布云圖圖10 二級均風板不同孔徑下的氣流速度分布及均勻性Fig.10 Air velocity distribution and uniformity of second-level uniform outflow plate with different apertures

3.4 正交試驗

3.4.1 正交試驗設計

通過對一級均風板和二級均風板的前期試驗,將上述因素進行篩選,并選擇有代表性的部分水平開展正交試驗。不考慮各因素間交互作用的影響,以二級均風板開孔率12.57%～19.63%、孔徑10～30mm、一級均風板孔徑8～16mm、一級均風板孔徑比0.75～1.38為試驗因素,設計4因素3水平正交試驗,以變異系數為試驗指標,利用正交表L9(34)安排試驗(見表2),分析均風板結構的最佳設計參數。

表2 正交試驗因素水平Table 2 Orthogonal experiment factors and levels

3.4.2 試驗結果與分析

根據正交表,仿真計算得到的試驗結果如表3所示。試驗結果及極差分析表明,影響變異系數的因素主次順序為C、A、D、B,變異系數較優(yōu)的方案為C2A1D1B2。

對試驗結果進行方差分析(見表4),將兩級均風板間距視作誤差項,二級均風板開孔率對變異系數影響顯著(p<0.05),一級均風板孔徑對變異系數影響極顯著(p<0.01)。

表3 正交試驗方案與試驗結果Table 3 Orthogonal experiment schemes and experiment results

續(xù)表3

表4 正交試驗方差分析Table 4 Orthogonal experiment analysis of variance

3.4.3 最優(yōu)組合試驗與驗證

根據正交試驗結果選取最優(yōu)結構參數:一級均風板孔徑12mm、孔徑比0.75、二級均風板開孔率12.57%、兩級均風板間距20mm,據此再進行一次仿真試驗,得到變異系數為6.15%。將結果與正交表各組試驗對比,可知設計能達到最優(yōu)效果。按照該參數加工均風板(見圖11),進行驗證試驗。仿真所得試驗結果與實際驗證結果對比如圖12所示。

圖11 均風板Fig.11 The picture of uniform outflow plate

圖12 仿真與試驗結果對比曲線Fig.12 Comparison between results of simulation and experiment

由圖12知:實測數據與仿真結果之間的平均速度的相對偏差為4.92%,變異系數的相對偏差為1.12%。仿真試驗得到的結果與實際測量值高度吻合,說明仿真結果能較好地映試驗情況。

4 結論

1)設計了一種紅外熱風聯合干燥裝置的均風板,并應用CFD仿真對其結構進行了優(yōu)化。通過試驗驗證可得,測量數據與模擬數據相近,最大相對偏差小于12%,能夠較好地模擬氣流的分布情況。

2)通過仿真計算,發(fā)現在側向進風的均風板設計中保持孔徑比在1.5以下可保證較好的出風孔均勻性,但一級均風板的整體流場均勻度較差;在兩級均風板結構中,一級均風板的孔徑和二級均風板的開孔率對流場均勻性的影響更為顯著。

3)通過正交試驗,確定了側向進風的兩級均風板最佳設計參數為一級均風板孔徑12mm、孔徑比0.75、二級均風板開孔率12.57%、兩級均風板間距20mm,在此設計下,變異系數為6.15%,流場速度分布均勻。