于海明,李海源,汪 春,李海亮,張欣悅,梁 琦,余兵兵

(1.黑龍江八一農(nóng)墾大學(xué) 工程學(xué)院,黑龍江 大慶 163319;2.肇慶學(xué)院 機械與汽車學(xué)院,廣東 肇慶 526061;3.中國熱帶農(nóng)業(yè)科學(xué)院 南亞熱帶作物研究所,廣東 湛江 524000)

0 引言

水稻“秸稈”營養(yǎng)穴盤(簡稱秧盤)以農(nóng)作物秸稈為主要原料,添加水稻生長所必須的營養(yǎng)添加劑及滅菌殺毒劑,經(jīng)氣壓成型和干燥定型等加工工藝制備而成[1-3]。與傳統(tǒng)毯式秧盤相比,水稻“秸稈”營養(yǎng)穴盤具有蓄水、釋水功能,有利于保持土壤水分均衡[4]。育秧時,稻種播在缽穴里,對秧苗的根系起到保護的作用;插秧時,秧盤隨著秧苗一起插入田里,實現(xiàn)秸稈間接還田,起到改善土壤環(huán)境、增強土壤肥力的作用;插秧后,秧苗無緩苗期,可以有效延長秧苗的生長期,提高水稻產(chǎn)量,增加稻農(nóng)收入[5-8]。

在秧盤生產(chǎn)中,干燥定型是秧盤生產(chǎn)工藝中一個非常重要的環(huán)節(jié)[9]。秧盤經(jīng)真空吸附成型后,水分含量高、強度低,無法滿足播種、育秧、插秧和運輸?shù)囊?必須對真空吸附成型后的秧盤進行干燥,以滿足生產(chǎn)要求。目前,水稻“秸稈”營養(yǎng)穴盤干燥主要有自然干燥和熱風(fēng)干燥兩種方式:自然干燥秧盤受自然環(huán)境影響比較大,干燥效率低,干燥后的秧盤強度低,翹曲嚴(yán)重,嚴(yán)重影響水稻秧盤的質(zhì)量及水稻生產(chǎn)的后續(xù)工作[10];熱風(fēng)干燥雖然能夠滿足秧盤干燥質(zhì)量的要求,但熱風(fēng)干燥效率低、耗能大,增加了生產(chǎn)成本,阻礙了秧盤的進一步推廣和應(yīng)用,因此急需采用一種新型的干燥方式對秧盤進行干燥。微波熱風(fēng)耦合干燥是微波和熱風(fēng)同時作用在干燥物料上,對干燥物料進行干燥。該技術(shù)綜合了熱風(fēng)干燥和微波干燥的優(yōu)點,具有比微波干燥和熱風(fēng)干燥更快的干燥速率及更高的干燥品質(zhì)[11-12],是一種應(yīng)用在秧盤干燥上的新型干燥技術(shù)。

在微波熱風(fēng)耦合干燥機(簡稱干燥機)中,氣流分配室是微波熱風(fēng)耦合干燥機的重要組成部分,承擔(dān)優(yōu)化流場分布、平均分配氣體流速的作用,而不合理的結(jié)構(gòu)設(shè)計會導(dǎo)致分配室出風(fēng)口氣流速度不一致,影響干燥室內(nèi)溫度場的均勻分布,從而影響秧盤干燥質(zhì)量、干燥時間和能量消耗[13]。本文使用FLUENT14.0軟件研究了氣流分配室的結(jié)構(gòu)對分配室出風(fēng)口流速均勻性的影響以分配室出風(fēng)口流速的不均勻系數(shù)為評價指標(biāo),通過改變氣流分配室上頂角角度、腔前板高度及邊壁傾斜角角度對氣流分配室內(nèi)部流場進行模擬,判斷其因素對氣流場的影響規(guī)律,以期為氣流分配室出風(fēng)口均勻性的進一步優(yōu)化提供參考。

1 微波熱風(fēng)耦合干燥機工作原理及氣流分配室物理模型

1.1 工作原理

微波熱風(fēng)耦合干燥機同時利用微波干燥原理和熱風(fēng)干燥原理對物料進行干燥,主要由風(fēng)機、換熱器、排濕孔、微波發(fā)生器、氣流分配室及干燥室等組成,如圖1所示。工作時,空氣由風(fēng)機吹入管道經(jīng)換熱器加熱后進入氣流分配室,將氣體分配至各個圓孔出口,使熱風(fēng)吹到干燥室內(nèi)對物料進行干燥,再由排濕孔將濕氣排出;同時,微波發(fā)生器由控制系統(tǒng)以一定頻率及時間間隔對物料進行微波干燥,從而達(dá)到干燥的目的。

1.風(fēng)機 2.換熱器 3.排濕孔 4.微波發(fā)生器 5.氣流分配室 6.干燥室

1.2 氣流分配室原始物理模型

氣流分配室主要由進風(fēng)端、氣流分配腔體和出風(fēng)口端等部分組成,如圖2所示。

1.進風(fēng)端 2.氣流分配腔體 3.分配室出風(fēng)口端

進風(fēng)端位于氣流分配室的腔后板,入口直徑D=89mm;氣流分配室的原始物理模型未考慮流場結(jié)構(gòu)優(yōu)化,底面尺寸(長×寬)為250mm×250mm;腔前板高度X1=20mm,腔后板高度H=209mm,腔體上頂角X2=100°,邊壁傾斜角X3=90°;分配室出風(fēng)口部分采用矩陣排列方式于氣流分配腔體表面,分配室出風(fēng)口間上下中心間距與左右間距均為19.85mm,其中分配室出風(fēng)口部分共12列,每列12個出風(fēng)口。分配室出風(fēng)口直徑及長度分別為8mm和1mm。設(shè)定以原始模型正視圖最左端分配室出風(fēng)口為第1列出風(fēng)口,依次至最右端為第12列出風(fēng)口。

2 數(shù)值模擬

2.1 網(wǎng)格劃分

幾何模型的建立和網(wǎng)格劃分在分析過程中起著關(guān)鍵性作用,按照試驗方案,利用UG10.0建立模具的三維模型,導(dǎo)入至ANSYS FLUENT中,抽取內(nèi)流道為氣流分配室內(nèi)流場模型。采用Mesh對物理模型進行網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格類型為四面體單元格式,采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方法,對進出口等面進行局部加密以提高計算精度。對網(wǎng)格進行光順化處理后,Equivolume Skewness小于0.9,網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖3所示,物理模型網(wǎng)格總數(shù)約為126萬個。

圖3 網(wǎng)格示意圖

2.2 數(shù)學(xué)模型

為了便于模擬仿真,對物理模型進行假設(shè):

1)氣流分配室腔體密封性良好,不存在漏氣現(xiàn)象;

2)分配室內(nèi)流體為牛頓流體;

3)由于腔體內(nèi)流速較低,可視為不可壓縮的理想氣體;

4)腔體內(nèi)空氣流動為穩(wěn)態(tài)紊流。

依據(jù)以上假設(shè),確定氣體流動狀態(tài)滿足連續(xù)方程和動量守恒方程公式[14-16]如下:

連續(xù)性方程為

動量守恒方程為

式中ρ—流體密度(kg/m3);

p—流體的時間均壓(N/m2);

μ—流體動力黏度(N·s/m2);

xi、xj—各坐標(biāo)分量;

δij—函數(shù),當(dāng)i=j時,δij=1;i≠j時,δij=0。

考慮到氣流在分配室的通氣孔、擴展和彎曲壁面的流動,采用重整化群(RNG)k-ε湍流模型性能優(yōu)于標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型[17-18]。因此,采用(RNG)k-ε湍流模型對氣流分配腔體進行模擬,湍流動能k方程和耗散率ε方程公式為

式中Gk—由于平均速度梯度引起的湍動能產(chǎn)生;

Gb—由于浮力影響引起的湍動能產(chǎn)生;

YM—可壓縮湍流脈動膨脹對總的耗散率的影響;

在此基礎(chǔ)上，先后將六國“代數(shù)思維”相關(guān)課程內(nèi)容條目進行編碼、統(tǒng)計，最終繪制出相應(yīng)的WTTM如圖1~6．

αk和αε—湍動能k和耗散率ε的有效湍流普朗特數(shù)的倒數(shù)。

k-ε模型采用的5個經(jīng)驗常數(shù)如表1所示。

表1 k-ε模型中的系數(shù)

σk、σε、C1ε、C2ε、C3ε為經(jīng)驗常數(shù)。

2.3 邊界條件

設(shè)定進風(fēng)端流體動力來自風(fēng)機,進風(fēng)端外端及分配室出風(fēng)口外端為inlet、outlet邊界,其余壁面為Wall邊界條件。以air作為流體,給定氣流分配室進出口流體溫度為333K(60℃)、空氣密度為1.06kg/m3、黏度為2.01×10-5Pa·s邊界條件。進風(fēng)端采用速度入口邊界條件,湍流模型結(jié)合雷諾數(shù)計算公式和湍流強度計算公式[19]計算湍流強度為3.4%,結(jié)合實際工況設(shè)定速度入口為5m/s;分配室出風(fēng)口采用壓力出口邊界條件,設(shè)定大氣壓力為邊界值,出風(fēng)口端湍流模型選擇湍流強度為5%;設(shè)置殘差為10-5,其余壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法進行處理[20-21]。

2.4 評價指標(biāo)

為了定量比較氣流分配室各個出風(fēng)口outlet面的空氣流速均勻性,建立速度不均勻系數(shù)M作為評價指標(biāo)[22-23]。M值越低,說明各個噴管間空氣流速偏差越小,氣流場分布越均勻。計算公式為

Vi—各點空氣流速(m/s);

n—outlet面?zhèn)€數(shù)。

3 氣流分配室計算結(jié)果與分析

3.1 原始模型計算結(jié)果分析

圖4給出了熱氣流在原始模型的流場特征分布圖及對應(yīng)各列出風(fēng)口outlet面的平均速度折線圖,速度單位為m/s。由圖4(a)可知:氣流分配室利用斜面改變了分配腔體內(nèi)部流場分布,但由于氣流自身的運動慣性,原始模型的斜面角度過于傾斜,熱氣流由進風(fēng)端進入后,致使氣流在分配腔體中無足夠的空間分配氣流,從而形成“前高后低”的速度分布效果,導(dǎo)致對應(yīng)分配室出風(fēng)口風(fēng)速梯度大。由圖4(b)可知:各列分配室出風(fēng)口氣流速度在5.4～6.87m/s間變化,出口流速由第1列6.01m/s至第2列6.87m/s顯著提升,然后大幅度降至第8列5.41m/s后趨于平穩(wěn)。通過計算,原始模型不均勻系數(shù)為13.95%,無法滿足干燥機均勻性要求,因此需要研究氣流分配室的結(jié)構(gòu)對干燥室內(nèi)氣流分布均勻性的影響,為進一步氣流分配室的結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供理論支持。

圖4 原始模型流場特征分布圖

3.2 氣流分配室結(jié)構(gòu)對流場均勻性影響與分析

3.2.1 腔前板對流場均勻性的影響

根據(jù)相關(guān)文獻和前期研究基礎(chǔ),選取氣流分配腔體腔前板高度X1、腔體上頂角X2及邊壁傾斜角X3為影響因素,在腔體上頂角X2=100°及腔體邊壁傾斜角X3=90°條件不變的前提下,改變腔前板X1高度,以不均勻系數(shù)M為評價指標(biāo)進行單因素試驗,來確定影響因素的取值范圍?？紤]模具結(jié)構(gòu)尺寸的限制,取氣流分配腔體腔前板X1的變化范圍為20～44mm,分析不均勻系數(shù)M與腔前板X1之間變化規(guī)律。在腔前板有效取值范圍20～44mm內(nèi),以間隔4mm進行細(xì)化試驗,關(guān)系曲線如圖5所示。其中,當(dāng)氣流分配室腔前板高度為32mm時,不均勻系數(shù)M最低;不均勻系數(shù)M隨著腔前板高度X1逐漸增加呈先降低再逐漸升高的變化規(guī)律。這是由于熱氣流由進風(fēng)端進入后,腔體結(jié)構(gòu)過于傾斜,致使氣流在分配腔體中無足夠的時間與空間進行分配,且腔前板正面受進風(fēng)端的直吹作用,壓力集中于附近分配室出風(fēng)口。隨著腔前板高度的增高,使氣流相對有足夠的空間向周圍分配室出風(fēng)口發(fā)展交換;但隨著腔前板高度的繼續(xù)增高,氣流在腔前板與底板的作用下產(chǎn)生多個旋渦,影響分配室出風(fēng)口流速,導(dǎo)致流速不均使不均勻系數(shù)增加。因此,腔前板有效取值范圍為28～36mm。

3.2.2 上頂角對流場均勻性的影響

受模具裝配尺寸的影響,確定腔體上頂角X2的變化范圍為100°～130°,間隔為5°取值。在腔前板X1=20mm及邊壁傾斜角X3=90°條件不變的前提下,分析不均勻系數(shù)M與腔體上頂角X2之間的變化規(guī)律,關(guān)系曲線如圖6所示。其中,當(dāng)氣流分配室上頂角角度為110°時,不均勻系數(shù)M最低;不均勻系數(shù)M隨上頂角X2逐漸增大呈先下降再升高的變化規(guī)律。這是由于隨著上頂角角度增大,原始過于傾斜的斜面相對平緩,更有利于向周圍分配室出風(fēng)口發(fā)展交換,對分配室出風(fēng)口流速的均勻性產(chǎn)生了積極的影響;但是隨著上頂角角度的持續(xù)增大,斜面慢慢持平致使熱氣流直射于腔前板,壓力集中于前端分配室出風(fēng)口,導(dǎo)致分配室出風(fēng)口流速不均使不均勻系數(shù)急劇增加。因此,上頂角有效取值范圍為105°～115°。

圖5 不均勻系數(shù)與氣流分配腔體腔前板高度X1關(guān)系曲線圖

圖6 不均勻系數(shù)與氣流分配腔體上頂角X2關(guān)系曲線圖

3.2.3 邊壁傾斜角對流場均勻性的影響

從便于加工的角度出發(fā),確定邊壁傾斜角X3的變化范圍為90°～60°,間隔5°取值。在氣流分配腔體腔前板X1=20mm、腔體上頂角X2=100°不變的前提下,分析不均勻系數(shù)M與邊壁傾斜角X3之間的變化規(guī)律,關(guān)系曲線如圖7所示。

圖7 不均勻系數(shù)與氣流分配腔體邊壁傾斜角X3關(guān)系曲線圖

圖7中,當(dāng)氣流分配室邊壁傾斜角角度為80°時,不均勻系數(shù)M最低;不均勻系數(shù)M隨氣流分配室邊壁傾斜角X3逐漸減小呈先下降再逐漸上升的變化趨勢。這是由于隨著邊壁傾斜角慢慢減小,兩側(cè)形成的高風(fēng)速區(qū)能夠即時向中部區(qū)域發(fā)展交換,使各列分配室出風(fēng)口流速相對均勻,從而降低分配室出風(fēng)口的不均勻系數(shù);但是隨著邊壁傾斜角的持續(xù)減小,氣流發(fā)展交換的效果不顯著,由此邊壁傾斜角取值范圍為85°～75°。

3.3 試驗驗證

通過上述對氣流分配室結(jié)構(gòu)的分析可知:氣流分配室通過調(diào)整體腔前板高度、腔體上頂角和邊壁傾斜角,均對分配室出口流速的均勻性產(chǎn)生積極的影響。為了進一步論證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性,在黑龍江八一農(nóng)墾大學(xué)水稻生態(tài)育秧裝置及全程機械化工程技術(shù)研究中心對自主設(shè)計的氣體熱風(fēng)干燥機進行了氣流分配室原始模型驗證試驗,如圖8所示。通過分析原始模型分配室各列出口流速的計算值與實測值的相關(guān)性,判斷本研究建立的數(shù)學(xué)模型是否滿足試驗要求。選用線性相關(guān)擬合的方法可以較為準(zhǔn)確地對比兩離散數(shù)據(jù)間的差異[24-25]。分配室各列出口平均流速數(shù)值如表2所示。

圖8 氣流分配室原始模型結(jié)構(gòu)實物圖

表2 計算值與實測值分配室各列出口平均流速

對各列分配室出風(fēng)口流速的實測值與計算值進行線性分析如圖9所示。擬合得到相關(guān)曲線為y=0.98409x+0.13793,決定系數(shù)R2=0.94081?？梢?數(shù)學(xué)模型的流場分布特性與實測值基本一致,實測值與計算值計算結(jié)果基本吻合,兩者偏差在計算允許的范圍內(nèi)。這說明,本研究建立的數(shù)學(xué)模型可以滿足試驗要求。

圖9 原始模型實物圖及速度實測值與計算值相關(guān)性分析

4 結(jié)論

1)通過對氣流分配室結(jié)構(gòu)仿真的分析可知:氣流分配室通過調(diào)整體腔前板高度、腔體上頂角和邊壁傾斜角均對分配室出口流速的均勻性產(chǎn)生積極的影響。

2)由試驗可知:腔前板有效取值范圍為28～36mm,上頂角有效取值范圍為105°～115°,邊壁傾斜角取值范圍為85°～75°。

3)氣流分配室內(nèi)部流場的計算值與實測值具有很好的相關(guān)性,相關(guān)曲線為y=0.98409x+0.13793,決定系數(shù)R2=0.94081,兩者偏差在計算允許的范圍內(nèi),可以滿足試驗要求。該研究可為氣流分配室出風(fēng)口均勻性的進一步優(yōu)化提供參考。