基于Fluent的頂風式熱泵干燥箱氣流場分析及優(yōu)化

關鍵詞：頂風式干燥箱；Fluent；動網格；結構優(yōu)化；流場均勻性

在農副產品的生產與貯藏過程中，物料含水率作為一項關鍵指標，對產品外觀與品質影響極大，而干燥則是控制含水率的主要手段[1]。干燥作為耗能較大的生產工藝，在我國燃料消耗中占比約10%～20%[2]，通過改進干燥技術實現干燥過程的綠色、經濟、高效、環(huán)保，對推進國家“雙碳”政策具有重要意義。21世紀以來，熱泵干燥技術迅速發(fā)展，由于其高能效比和可實現大氣污染物和溫室氣體的協(xié)同減排效果[3]等優(yōu)點，被廣泛運用到各種干燥領域。

熱泵干燥技術以熱氣流為介質，通過蒸發(fā)帶走物料水分，氣流的溫度與速度是影響干燥過程的直接因素，因此氣流場的均勻性對熱泵干燥效率與品質至關重要。然而多數情況下，干燥箱作為熱泵干燥技術的關鍵載體，其內部結構會對熱空氣均勻流動產生不利影響，引發(fā)氣流場物料架層間和層內不均勻性問題，導致物料干燥不均勻，因此，氣流場優(yōu)化成為當前研究的難點。氣流場的不均勻性包括溫度和速度兩方面，郭文斌等[4]通過實驗證明速度場的不均勻性對溫度場的不均勻性影響很小，速度不均勻系數為80%左右時，溫度場不均勻系數小于2%，但不同位置熱風流速的不同會造成單位時間從物料中帶走水分的差異，因此以速度不均勻系數作為指標評價干燥箱的干燥效果。目前，多數學者針對干燥箱流場不均勻性的優(yōu)化重點為干燥箱內部結構優(yōu)化，如改變物料架的擺放方式[5]、添加帶調風口擋板[6]、引入帶式傳輸機構[7]、在特定位置放置特定尺寸擋風板[8]、劃分等寬流道[9]、改變干燥箱進風口位置[10]、變截面角盒結構[11]、采用偏轉器轉移風向[12]、風機出口添加均風板[13]等；也有部分學者從干燥箱運行參數設置層面進行流場優(yōu)化設計，如張鵬飛等[14]驗證了葉輪轉速對流場均勻性有顯著影響，孫偉[8]證明了存在最優(yōu)送風風速使流場均勻性最佳，Cheng[15]探究了送風氣流溫度對氣流場均勻性的影響，Smolka等[16]改變電加熱器發(fā)熱功率以提升溫度均勻性。以上干燥箱氣流場優(yōu)化方案主要基于實驗和數值模擬兩種研究方法，其中基于Fluent的數值模擬計算由于具有精度高、計算快、節(jié)省試驗成本等優(yōu)點，近年來在干燥箱結構優(yōu)化方面被廣泛運用。

上述研究一定程度上提升了干燥箱的干燥性能，但針對常規(guī)的頂風式熱泵干燥箱結構的研究較少，其內部流場層間不均勻性問題一定程度上制約了其干燥效率及運行經濟性。本文針對頂風式熱泵干燥箱，采用基于Fluent動網格數值模擬方法精確描述干燥箱內部流場，并驗證結果的可靠性，再針對其流場不均勻性問題提出一種適用于頂風式干燥箱的可控移動導風板機構，并通過動網格技術獲得最佳運動方案，解決了頂風式干燥箱氣流場層間不均勻性問題，該方法可為頂風式熱泵干燥箱結構優(yōu)化提供理論借鑒。

1 材料與方法

1.1 試驗設備

中國科學院廣州能源研究所研制的GIECA20型頂風式熱泵干燥箱裝置由熱泵加熱系統(tǒng)、氣流循環(huán)系統(tǒng)、熱回收、控制系統(tǒng)等組成（圖1）。其中，氣流循環(huán)通過變頻器變頻調節(jié)軸流風機的風量，從而實現風量的改變以適應不同物料、不同干燥階段的風量需求。風速測量采用LSFS800G型熱式風速變送器（南京隆順儀器儀表有限公司），量程0～10 m·s-1，輸出信號4～20 mA，精度0.2%·fs-1，分辨率0.05 m·s-1。干燥箱分為上下兩層：上層為循環(huán)風機及加熱設備，安裝6臺軸流風機、翅片管式換熱器、回風風管；下層為物料放置區(qū)，并且在上下層隔板下表面布置有排濕管用于除濕排風及熱回收。在軸流風機的驅動下，循環(huán)氣流通過上層冷凝器加熱后送至下層物料架，干燥氣流與物料架上待干燥物料進行熱濕交換帶走物料中水分，一部分經排濕風口與熱回收換熱器換熱后排出，新風通過換熱器預熱后經過回風口送入干燥箱。

1.2 干燥箱簡化模型

干燥箱內部空間復雜，為保證計算效率和結果的可靠性，對模型的簡化與邊界條件作了如下假設：①干燥箱高度較低，且流動風速較大屬于強制對流，忽略重力的影響；②風速較小，空氣的密度變化可忽略，氣體近似看成不可壓連續(xù)介質；③模型中所有壁面均為無滑移壁面；④忽略干燥箱的門縫等細小縫隙，假設干燥箱除送、回風口外為封閉空間。簡化后的模型如圖2所示，流體域入口為風機出口，流體域出口為風機進風端。風速測點布置如圖3 所示，該干燥箱在長度方向上具有對稱性且橫截面一致，各縱深截面上物料架內流場差異不大，故僅考慮x=2.8 m 截面（長度方向中間位置）層間風量差異性。CFD（computational fluid dynamics）幾何模型中物料架層數為16層，每層設置1個測點，共計16個測點，編號為P01～P16。每個測點的水平位置位于每層物料架的中垂線上，縱向上位于每層物料架高度的一半位置，且測點所在平面為干燥箱長度方向上的中截面，物料架尺寸為5 400 mm（長）×1 390 mm（寬）×1 600 mm（高）。

1.3 邊界條件

根據試驗的條件與目的，設定數值模型邊界（表1），其中進風口風速2.12、3.21 m·s-1，由風機在30、50 Hz頻率下送風量與進風口斷面面積換算所得。數值模擬計算除遵循基本的質量方程與動量方程外還需選擇合適的湍流模型，黃繼杰等[17]證明了采用標準k-ε模型對干燥箱內部流場進行數值模擬的可行性，因此本文選擇標準k-ε雙方程模型進行仿真。

1.4 網格劃分及獨立性驗證

為保證計算精度與效率，本文采用ICEMCFD對干燥箱簡化模型進行六面體結構網格劃分，在進出風口弧形區(qū)域進行O型剖分，以提高局部網格質量，全局網格如圖4所示。

為消除網格數量對計算結果的影響，建立了32、57、140和430 W共4種網格數量模型并計算，監(jiān)測P01點風速。如圖5所示，當網格數量大于140 W后繼續(xù)增加網格數量風速偏差小于1%，綜合考慮計算效率與精度，選取140 W網格模型進行求解計算。

1.5 結構優(yōu)化方案

針對頂風式熱泵干燥箱流場層間不均性問題，本文提出了一種新的結構改進方案：可控移動導風板機構，其結構形式與布置位置如圖6所示?？梢苿訉эL板長5 400 mm，橫截面為具有一定厚度的圓弧，圓弧曲率半徑為2 000 m。導風板縱向移動，移動起點（最低點）距干燥箱底部200 mm，單向最大移動距離為1 400 mm。干燥箱運行過程中風機風向會周期性變化，兩側的導風板僅在該側為上風側時進行運動，下風側導風板則停留在最低點處。

為實現導風板的勻速周期運動，先將導風板置于最低點并用穩(wěn)態(tài)模型計算至收斂，激活動網格并導入UDF（user-defined functions），采用網格光順與網格重構法對四面體網格進行變形與重構，將穩(wěn)態(tài)模型調至瞬態(tài)進行求解計算。其中導風板的運動速度、周期設置通過編寫DEFINECG-MOTION 函數實現，結構優(yōu)化仿真計算流程見圖7。

1.6 導風板不同運動模型參數設置

設置2種工況，入口速度分別2.12 和3.21 m·s-1，出口壓力均為0，研究導風板不同運動模型周期運動中的風量變化。為提升頂風式熱泵干燥箱流場層間均勻性，令導風板做勻速周期運動，上風側導風板從底部以15 mm·s-1勻速運動至最高點，再以相同的速度勻速返回最低點，以此作為1個周期（188 s）運動。導風板進行分段勻速運動，物料架從最低點開始向上運動，初始運動速度為10 mm·s-1，運行10 s后速度升高至15 mm·s-1，保持該速度直到導風板到達最高點，再次返回該位置時，速度降至10 mm·s-1，運動至最低點，以此為1個周期（194 s）運動。為進一步提升物料架底層的相對風量，提出了勻速+停滯復合運動方案，導風板在底部停滯30 s后以15 mm·s-1的速度從最低點勻速運動到最高點，并保持相同的速度勻速返回最低點，以此為1個周期（218 s）運動。

1.7 評價指標

為定量分析評價干燥箱內氣流場的層間不均勻性，參考速度分布不均勻系數[17]，建立風量分布不均勻系數，如式（1）所示。

式中，M 為不均勻系數，Vi 為干燥箱流場觀測面上第i 測點所在層風量，m3；i 為各測點的數字編號；Vˉ為各層風量的均值，m3；n 為測點數。

2 結果與分析

2.1 流場層間不均勻性分析

2.1.1 仿真結果分析 由圖8和圖9可得，風機出口氣流在弧形頂板的導流作用下從水平運動迅速過渡到豎直運動，同時出口斷面的收縮導致氣流轉向后速度從2.0～3.5 m·s-1 驟然升高至5.0～7.5 m·s-1，在轉向和流動斷面收縮的共同作用下出現了氣流貼壁運動現象，壁面?zhèn)蕊L速高達7.0～10.0 m·s-1，遠高于物料架側的1.0 m·s-1。氣流沿著干燥箱側壁直達干燥箱底部，主要從物料架底部1～3層以約5.0 m·s-1 的風速流通，而物料架上層風速僅約1.0 m·s-1，上下層風速差異顯著。不同風機出口風速下，干燥箱內氣流流動規(guī)律并無明顯區(qū)別，但更高的送風速度會提高氣流整體流速。

2.1.2 驗證結果分析 為驗證仿真結果的正確性，在風機頻率50 Hz條件下進行了氣流場不均勻性驗證試驗，試驗結果如圖 10所示。

物料架第1層（最底層）風速最高，約6.5 m·s-1，隨著層數升高風速銳減，第5 層風速最低，約0.3 m·s-1，隨后第6～8層風速隨著層數的升高而增大，第8層以上各層風速趨于穩(wěn)定，約1.0 m·s-1。仿真計算風速與實驗記錄風速變化趨勢一致，絕大多數測點的風速相對誤差在10%以內。

為定量分析氣流場不均勻性，將仿真計算結果與試驗數據代入風量分布不均勻系數（M）計算公式，仿真計算所得風量分布不均勻系數（M）為96.1%，試驗所得風量分布不均系數為103.7%，相對誤差7.4%。

綜上所述，基于Fluent的數值模擬計算能夠準確反映干燥箱內部流場的層間不均勻性問題，模型的簡化與邊界條件的設置具有合理性，可以用于進一步的結構優(yōu)化仿真。

2.2 優(yōu)化結果分析

2.2.1 勻速運動分析 導風板勻速運動的仿真計算結果如圖 11 所示，結合送風速度為2.12 和3.21 m·s-1 風量變化曲線可得，從1～15 層單位周期內通過的風量逐漸上升，至16層有所下降，即不同出口風速下，物料架各層風量變化趨勢保持一致。整體來看，5～12層物料架風量幾乎一致，上下波動小于10 m3，1～5層與12～16層相鄰層風量差異明顯大于5～12 層，全局風量最大層為15層，風量分別231和160 m3，全局風量最小層為第1 層，風量分別為103 和70 m3，風量最大層與最小層風量比分別為2.24 和2.28。送風速度3.21 m·s-1與送風速度2.12 m·s-1的層間風量分布不均勻系數（M）分別為16.81%、16.46%，較優(yōu)化前有顯著性降低，但物料架1～5層與12～16層的相鄰層風量差仍較大。

2.2.2 分段勻速運動 導風板勻速周期運動雖大幅降低了風量分布不均勻系數，但仍存在物料架第1層風量僅為第15層風量的1/2及物料架下層風量小于上層的問題，因此需延長物料架在下層運動時間從而提高下層的相對風量，降低上下層風量差異。

導風板分段勻速運動物料架各層風量如圖12所示，不同送風風速下，物料架第1層風量仍最小，且明顯小于第15層。在2.12與3.21 m·s-1送風速度下，風量最大層（第15層）與風量最小層（第1層）的風量比值分別為2.08與1.95，較勻速運動有所改善但仍較大；風量分布不均勻系數（M）分別為14.41%與13.75%，較勻速運動降低了約3%，但仍大于10%。分段勻速運動方案較勻速運動方案更優(yōu)，但仍有改善空間。

2.2.3 勻速+停滯復合運動 導風板勻變速周期運動雖降低約3%的不均勻系數，但風量最大層與最小層的風量比仍接近于2，風量層間差異性仍較大，需進一步提升物料架底層的相對風量。

圖13為導風板勻速+停滯運動方案在單位運動周期內x=2.8 m截面處的速度云圖。在前30 s內，導風板停滯在最低點，此時物料架1～4層為氣流的主要流通層，風速在3～6 m·s-1，其他物料架層風速較低小于1 m·s-1，停滯時間內下層流通風量遠高于上層。30 s后導風板開始勻速上移，并通過導流作用帶動氣流在物料架的主要流通區(qū)一起上移，勻速上升期間氣流主要流通區(qū)波及高度約為4層物料架的高度。在導流板上行與下行勻速運動區(qū)間，氣流主要流通區(qū)在導風板的作用下均勻掃掠過物料架各層，由于物料架上層氣流流通時間整體高于下層，所以在運動期間物料架上層流通風量大于下層。綜上可得，導風板單位運動周期內物料架內各層風量趨于均勻。

圖14為導風板勻速+停滯運動方案在單位運動周期內物料架各層風量。在不同風機出口風速下，第1層的風量較勻速運動與分段勻速運動相比均有極大的改善，各層風量的整體變化趨勢為下層（1～3層）與上層（14～16層）風量有一定波動，中間層（4～15層）風量較為穩(wěn)定，各層風量均勻分布在平均風量水平線兩側。在2.12與3.21 m·s-1送風速度下，風量最大層（15層）與風量最小層（16層）的風量比值分別為1.36與1.45，改善效果明顯；風速不均勻系數（M）分別為7.02%與9.33%，M 值均低于10%。綜上可知，在導風板勻速+停滯運動方案下，物料架各層風量具有良好的層間均勻性，可進一步通過試驗驗證其干燥均勻性。

2.3 優(yōu)化結果驗證分析

將去核后的青梅均勻鋪展在物料篩子上，放置于推車，每輛推車放置3列16層青梅物料。經測量青梅的初重為559.49 kg，初含水率52%，烘干目標終含水率25%。送風溫度隨著干燥階段的不同而改變，依次為50、58、55 ℃，風機頻率始終保持在50 Hz，總干燥時間為7 h 40 min。選取干燥箱中的位于同一列的每層物料進行測量，干燥后的青梅含水率見表2。

由表2可得，在勻速+停滯導風板復合運動方案下，干燥結束后的青梅各層含水率與均值的相對誤差均在5%以內，各層青梅含水率標準差為0.01，均值為24.32%，各層青梅含水率差異小，干燥層間均勻性高。其他干燥箱流場結構研究，重點針對頂風式結構干燥箱流場層間不均勻性問題進行了結構優(yōu)化，優(yōu)化后層間風量不均勻系數為7.02%，為后續(xù)頂風式干燥箱結構優(yōu)化提供借鑒。

本研究采用Fluent數值模擬方法獲得精確、直觀的頂風式干燥箱流場解，結果表明，風機出風氣流會在干燥箱壁面的約束和引導下沿著壁面運動，導致離風機出風口近端的高層物料架通風量大幅低于干燥箱底部物料架，通過設計可控移動導風板機構并優(yōu)化其運動邏輯，引導出口氣流進行轉向與上下掃掠，使單位周期內各層物料架流通風量趨于一致。該可控移動導風板機構相比劃分等寬流道等結構優(yōu)化方案具有空間占用小、均風范圍可調的優(yōu)點，更符合頂風式熱泵干燥箱結構特點，可以在物料架左右兩側較小區(qū)域內完成對出風氣流的轉向引導作用，提升了干燥箱內部空間利用率，同時針對物料架利用率不高的情況，可以通過調節(jié)導風板運動范圍及運動邏輯，實現縱向上精準區(qū)域流場優(yōu)化，提升送風氣流利用率。