木材干燥室强制进气孔口的气流均匀性优化1)

孟杨　陈广元

(东北林业大学，哈尔滨，150040)



木材干燥室强制进气孔口的气流均匀性优化1)

孟杨陈广元

(东北林业大学，哈尔滨，150040)

摘要利用计算流体力学数值模拟、正交试验极差和方差分析等方法，仿真模拟木材干燥室进气道孔口位置、孔口直径、进气风机全压与动压组合3个因素对进气孔口气流均匀性的影响规律。结果表明：3个因素对进气孔口气流速度、风压均匀性的影响程度从大到小依次为孔口直径、孔口位置、进气风机风压。在35～50 mm范围内，孔口直径越小，气流均匀性越好；孔口位置在靠近竖直平面中心偏上时，气流均匀性更好；进气风机全压与动压组合对气流均匀性的影响程度较低。根据分析结果和实际生产现状，综合得出气流均匀性最优时孔口直径40 mm，孔口位置距竖直平面上端2/5处，进气风机全压690 Pa、动压90 Pa。按照这些参数设计的进气孔口气流速度不均匀性系数0.035，最大速度偏差9%，平均气流速度15.7 m/s，孔口气流均匀性可满足生产实际要求。

关键词木材干燥室；进气孔口；气流均匀性；数值模拟

木材干燥是保障木制品加工利用质量的重要工序，木材干燥质量的优劣直接决定木材的利用率和产品的价值[1-3]。由于木材常规干燥方法比较灵活，易于操作，能够满足绝大多数木材干燥质量的要求，在今后的木材加工和家具制造企业的干燥生产中，木材常规干燥仍将发挥主导作用[4]。木材干燥室强制集中换气系统是改进干燥生产中室内外干湿空气交换过程，有效降低生产能耗的一项新装置。国内现有常规木材干燥过程的干湿气体交换是通过干燥室顶部或侧壁上部的进排气道，利用干燥介质循环风机运行中产生的正负压直接将热湿气体排出室外，同时将新鲜干空气吸入室内的。在干湿空气交换过程中，部分经加热器加热后的热空气未经过材堆直接排出室外，排出的热湿空气中热能未被回收利用，造成热能浪费。相关研究表明，干燥室排出的热湿空气所含的热能约占整个干燥过程中全部能耗的56%以上[5]。为降低干燥生产热能消耗，陈广元等设计了一种木材干燥装置强制集中进排气系统[6]，已在企业生产中应用。在木材常规干燥生产中，干燥室内干燥介质循环气流均匀性对材堆干燥均匀度有重要影响[7-9]。强制集中换气系统进排气道孔口气流均匀性会直接影响沿材堆长度方向干燥介质循环均匀性，进而影响材堆干燥均匀度。为进一步优化完善强制集中换气系统的设计方法和理论，杨雪等研究了进排气孔口半径对进排气均匀性的影响，得出了计算孔口半径回归方程[10]。笔者把进气道孔口作为研究对象，利用计算流体力学数值模拟、正交试验极差和方差分析等方法，探讨进气道孔口面积、孔口位置、进气风机参数等因素对孔口气流均匀性的影响规律，优化设计参数，为强制集中换气系统在干燥生产实践中的应用提供一定的理论依据。

1实验设计

1.1干燥室结构

如图1所示，该干燥室由强制集中进排气系统及常规干燥室主体两部分构成。排潮时，架设在干燥室外的进排气风机强制将室外干冷空气输送入室内，同时将室内热湿空气排出室外。这个过程中，利用废热回收装置进行余热回收，使排出的热湿空气温度降低，同时进入的干冷空气温度升高。干燥室内部尺寸为4 600mm(深)×8 600mm(宽)×6 000mm(高)，实际装材尺寸4 000mm(深)×6 600mm(宽)×4 200mm(高)，实际装材容积约为60m3。该干燥室已在生产中应用，图1中A、B、C为应用现场各部分的实例照片。研究对象为强制集中进排气系统的进气道部分，如图1B所示，研究重点为进气道孔口的气流均匀性。

A.废热回收装置实例图；B.进排气道实例图；C.材堆实例图；1.排气道；2.进气道；3.加热器；4.轴流循环风机；5.挡风板；6.大门；7.材堆。

图2为干燥室进气道及孔口模型。利用CAD软件进行三维建模，孔口编号时都从靠近风机的一端开始，模型大小和现有生产应用中设备保持一致。进气道截面为三角形，两直角边分别为400、320mm，进气道结构总长度4 600mm；输气管路截面为正方形，长度和宽度均为200mm，输气管路总长度8 600mm；与进气风机直接连接的输气管路截面为总进气口，进气道截面面积S=0.064m2。

图2　干燥室进气道及孔口模型

1.2进气道孔口直径、数量的理论计算

孔口所在平面高度与孔径之比大于10时的孔口称为小孔口，孔口断面上各点的参数可以看作是常数，即忽略孔口处流体势能的差别[11]。根据气流原理，将孔口设计为小孔口，计算得到孔口最大允许直径为50mm。再根据均匀气流理论，要求孔口面积总和小于进气道截面面积，计算得到孔径50mm时，允许的孔口最大数量为30个，此时孔口总面积占截面面积的91.99%。

1.3正交试验

利用正交试验法对多因素影响孔口气流均匀性进行研究。影响孔口气流的主要因素有8个，由孔口直径、数量的理论计算及生产应用中设备的现状，确定了孔口直径、孔口位置、进气风机全压与动压组合3个因素(表1)。用孔口距进气道顶部所处的位置表示孔口位置，进气风机提供的恒定风压表示进气全压与动压组合。风压及气流速度由标准毕托管风速计(DP1000系列智能压力风速仪，风压测量范围0～2 000Pa，气流速度测量范围0～57m/s)测得，分别对应进气风机用电频率为50、40、30、20Hz运行时的状态。每个因素4个水平，其他因素都设为定量。孔口为圆形，孔口数量为30个，管道流向为正向，进气道截面为三角形，进气道长度4 600mm。采用L16(45)标准正交试验表[12]，3个因素占3个标准列，另设2个空白列。

表1干燥室强制进气道孔口气流均匀性正交试验的因素与水平

水平孔口直径(A)/mm孔口位置(B)进气风机压力(C)/Pa全压动压1501/5处9601602452/5处690903403/5处360604354/5处16030

2数值模拟

2.1数值模拟原理

2.1.1基本方程

流体流动受物理守恒定律的支配，包括质量守恒定律、动量守恒定律、能量守恒定律，这些定律直观反映为控制方程。进气系统通过恒定动力源供气，可简化为三维不可压流体的稳态流动，密度不随时间变化；为方便研究，忽略流动过程中的热交换和重力影响。控制方程如式(1)、(2)所示。

连续方程：

(1)

u-动量方程：

(2)

说明：将u-动量方程中的u和x，替换成v和y得到v-动量方程，替换成w和z得到w-动量方程。式(1)和式(2)中：u、v、w为速度分量(m/s)；ρ为干空气的密度，取1.20kg/m3；ν为流体的运动黏度，取1.57mm2/s；P为空气静压(Pa)；U为速度矢量。

2.1.2湍流方程

湍流模型采用标准的k-ε[13]，可用于平面流动、管道流动、孔口气流等方面研究，仿真度高。该模型包含湍动能(k)和湍动扩散率(ε)两个未知量，其中：

(3)。

式中：μ为流体的动力黏度(Pa·s)；ρ为空气密度(kg/m3)。

带有经验常数的湍动黏度(μt)公式为

(4)

式中：ρ为空气密度(kg/m3)；Cμ为经验常数。

根据研究条件，三维稳态不可压流体的标准k-ε湍流控制方程为

(5)

(6)

式中：Gk为平均速度梯度引起的湍动能的产生项；C1ε、C2ε为经验常数；σε和σk分别为与湍动能和耗散率对应的Prandtl数。

2.2网格划分

利用Gambit对进气系统模型进行网格划分，选择Tet/Hybrid型三维不规则网格，网格总数96万左右，部分三维网格如图3所示。

2.3边界条件

进气道入口是与进气风机直接连接的方管，边长为200mm的正方形。进气道入口边界条件的模拟参数为进气风机出口的全压与静压、雷诺数、湍流强度、湍流直径；进气风机出口为30个与干燥室内部相通的孔口，采用压力出口边界条件模拟，保持与常压环境一致，压强为一个标准大气压。根据流体动力学相关公式[14]，计算每组实验的入口边界条件(表2)。

图3　干燥室进气道网格划分

试验组合入口边界条件全压/Pa静压/Pa雷诺数/10-5湍流强度/%湍流直径/mA1B1C19608002.013.470.20A1B2C26906001.533.600.20A1B3C33603001.273.680.20A1B4C41601300.903.850.20A2B1C26906001.533.600.20A2B2C19608002.013.470.20A2B3C41601300.903.850.20A2B4C33603001.273.680.20A3B1C33603001.273.680.20A3B2C41601300.903.850.20A3B3C19608002.013.470.20A3B4C26906001.533.600.20A4B1C41601300.903.850.20A4B2C33603001.273.680.20A4B3C26906001.533.600.20

2.4模拟计算

利用CFD仿真软件进行数值模拟，选用分离式求解器，湍流模型选用标准k-ε，隐式求解，离散残差收敛标准10-4，通过模拟计算得到不同实验组合的孔口气流速度分布。

2.5模拟验证

为了保证模拟结果的真实性，将数值模拟得到的孔口气流速度分布与生产实际中的换气装置进气孔口测量值进行比较。模型大小与实际设备保持一致，此时孔口直径50mm，孔口数量30个，孔口位置距进气道顶部1/5处均匀排列，风机全压960Pa、动压160Pa。风压及气流速度取多次测量结果的平均值(见图4)。可知，进气道靠近进气管路一侧的几个孔口，较远端孔口风速有很大程度减小，风速在最低点孔口4两侧对称排列。这可能因为气流由进气管路进入进气道的过程中，在两个管路连接处发生扩散流动，且整体流线方向发生90°转换。所以靠近进气管路孔口的气流变化剧烈，整体流线首先要使流动变得稳定，然后再由孔口流出。对比模拟和测试结果，气流速度整体趋势一致，最大差值0.7m/s，均在允许的范围内，说明模拟仿真度高，验证了计算流体力学方法研究孔口气流状态的准确性。

图4　干燥室进气孔口气流速度模拟值与实测值对比

3结果与分析

3.1不同实验组合的气流速度分布

由图5可知，不同实验组合对气流速度的分布都有不同程度的影响，有的组合从直观来看波动比

较大，表现为不均匀；有的波动比较小，表现为均匀。为探讨多组数据之间的均匀性关系，消除尺寸和量纲的影响，引入气流速度不均匀系数(δ)对模拟结果比较分析，计算公式如式(7)所示。

(7)

3.2模拟结果的极差分析

表3是不同实验组合进气孔口的气流速度不均匀系数。从模拟结果来看，实验组合A3B2C4的不均匀系数最小，为部分实验的最优组合。对实验结果进行极差分析(见表4)，可知对进气孔气流速度不均匀系数影响的顺序从大到小依次为孔口直径(A)、孔口位置(B)、全压与动压组合(C)。

图5　不同实验组合的干燥室进气孔气流速度分布

孔口直径直径/mmδ孔口位置位置δ进气风机全压/Pa动压/Paδ500.1271/5处0.0769601600.073450.0662/5处0.057690900.081400.0563/5处0.080360600.074350.0544/5处0.090160300.075

正交试验设计力求以少数实验估计整体，最优结果可能在没有进行实验的组合中出现。为找到可能存在的最优结果，对模拟结果进行位级趋势分析。可知，孔口直径越小，气流速度不均匀性系数越小；孔口位置越靠近竖直平面中心偏上时，气流速度不均匀性系数越小。全压与动压组合趋势变化范围较小，对气流均匀性影响较低。分析得到理论最优组合为A4B2C1。综合考虑平均风速和进气质量流量总量的关系，发现A3和A4影响近似；考虑到孔口面积变大，可使平均气流变小，风阻变小，进气质量流量总量变大，选用孔口直径40mm最合理；全压与动压组合对气流均匀性的影响不大，选取适中的全压与动压组合C2，既能满足均匀度要求，又有一定进气动力。此时，组合A3B2C2为最终优化组合，即孔口直径40mm，孔口位置2/5处，全压690Pa、动压90Pa。对该组合进行数值模拟，得到气流速度不均匀性系数为0.035，最大速度偏差9%(当最大偏差小于10%，可认为气流均匀)[15]，平均气流速度为15.7m/s，孔口气流均匀性好。

表4　干燥室进气孔气流速度不均匀系数的极差分析

3.3模拟结果的方差分析

为分析极差结果的客观性及各因素显著性，采用P、Q、S的方法[16]对模拟结果进行方差计算(见表5)。结果表明,对进气孔气流速度不均匀系数影响的顺序从大到小依次为孔口直径(A)、孔口位置(B)、全压与动压组合(C)，与极差分析结果一致，说明极差分析结果是正确的。

表5　干燥室进气孔气流速度不均匀系数的方差分析

3.4模拟结果的显著性分析

对模拟结果进行显著性分析。根据数理统计原理，p值为显著性概率。当p<0.05时，认为该因素对实验结果有显著影响。由表6可知，孔口直径(A)是影响进气孔口气流均匀性的重要因素，孔口位置(B)为次要因素，全压与动压组合(C)相对于孔口直径和孔口位置，影响不显著。这与极差分析得到的优化结果一致，说明本正交试验所取的因素和水平是合理的，误差在一定的水平内也具有合理性。

表6　干燥室进气孔气流速度不均匀系数的显著性分析

4结论

对木材干燥室强制集中换气系统进气孔口气流均匀性的研究结果表明：各因素对进气孔口气流均匀性的影响顺序从大到小依次为孔口直径、孔口位置、进气风机全压与动压组合。其中孔口直径为主要影响因素，在35～50mm范围内孔口直径越小，进气均匀性越好；孔口位置为次要影响因素，孔口位置越靠近竖直平面中心偏上时，进气均匀性越好；进气风机全压与动压组合对进气均匀性的影响较低。结合实际生产现状，综合得到最优设计参数应为孔口直径40mm，孔口位置2/5处，进气风机全压690Pa、动压90Pa。此时进气孔口气流速度不均匀性系数0.035，最大速度偏差9%，平均气流速度15.7m/s，孔口气流均匀性满足生产实际要求，可供强制集中换气系统在干燥生产实践中应用参考。

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第一作者简介：孟杨，男，1990年9月生，东北林业大学材料科学与工程学院，硕士研究生。E-mail：lxf_mengyang@126.com。 通信作者：陈广元，东北林业大学材料科学与工程学院，教授。E-mail：cgy32515@163.com。

收稿日期：2015年12月30日。

分类号S715.3

OptimizationofInletAirflowUniformityinWoodDryingKilnVentilationSystembyNumericalSimulation//

MengYang,ChenGuangyuan

(NortheastForestryUniversity,Harbin150040,P.R.China)//JournalofNortheastForestryUniversity，2016,44(8)：87-91.

Inordertomaketherunwithoutahitch,theComputationalFluidDynamic(CFD)andtheOrthogonalExperimentDesignwereutilizedtomodeltheeffectofthreeparameters.Therangeanalysisandthevarianceanalysiswerealsousedtodiscovertheobjectivelawsaboutvelocityuniformity.Theimpactfactorsrankingwasorificediameter,orificelocationandthecombinationoftotalanddynamicpressure.Orificediameterwasthemaininfluencefactorshowedinthefurtherstudy.Thesmallerorificediameterwas,themoreuniformlyinletflowed.Orificelocationwasthesecondaryinfluencefactor.Whenthelocationwasabovetheverticalplaneofthecenter,inletfloweduniformly.Fortheparametersoftheinletfan,ithadlittleimpacttouniformity.Bytheactualproductionsituationanalysis,theoptimalcombinationwasobtained,thatis,orificediameterwas40mm,locationwas2/5,andtheinlettotalpressureanddynamicpressureofthefanwere690and90Pa,respectively.Forthiscase,theorificeflowvelocityasymmetrycoefficientwas0.035,themaximumspeeddeviationwas9%,andaveragespeedwas15.7m/s.

KeywordsWood drying kiln； Inlet airflow； Air-flow uniformity； Numerical simulation

1)林业公益性行业科研专项(201304502)；林业科学技术推广项目(2014-30)。

责任编辑：戴芳天。