基于Fluent的節能型干燥窯內部結構優化研究

趙 庚，陳廣元

(東北林業大學材料科學與工程學院，哈爾濱150040)

干燥介質在木材堆三維方向上流動分布的均勻性決定了整個木材堆中板材的干燥均勻性和最終干燥質量［1-4］，是衡量木材干燥窯技術性能的主要指標［5-6］，一般用風速分布的均勻性表征。當干燥窯所用風機選定后，干燥窯內部結構參數成為影響窯內流場分布的關鍵性因素。由節能型干燥窯窯內基本結構示意圖(如圖1所示)可知，窯體結構參數由配氣道寬度和進排氣道結構決定。

圖1 節能型干燥窯窯內基本結構示意圖(忽略窯內輸氣管道)Fig.1 Basic inner structural representation of new energy saving upper fan drying kiln1.配氣道 2.室內A側進排氣道 3.風機及其衍架 4.散熱器 5.室內B側進排氣道 6.窯內凈高 7.窯內凈長 8.窯內凈寬 9.天棚隔板

計算流體力學(CFD)技術可直觀呈現干燥窯內部流場的分布情況［7-8］。在干燥窯的設計過程中可對干燥窯內的氣流分布情況進行數值評估和預測，獲得實驗不易測定的窯內各位置的氣流參數，模擬真實性可達90%以上，可以有效比較不同設計方案下干燥窯內干燥介質的流動情況，從而達到干燥窯設計的優化［9］。張揚等利用CFD對干燥窯三維模型進行數值模擬，研究了相同高度處不同橫向位置和相同橫向位置處不同高度木材堆間隙進口處速度場的分布情況，得出安裝弧形導流板可以提高速度場分布均勻性的結論［10］。茹煜等通過對六種不同內壁結構下干燥窯內部流場的數值模擬，根據流場分布均勻性的對比，結合生產實際，得出對窯內流場分布最為有益的窯壁結構，從而達到對干燥窯壁優化的目的［11］。閆一野等通過對干燥窯內流場數值模擬，得到設備參數一定時流場分布最均勻時的風速，為木材干燥設備及過程參數設定提供了參考［12］。

本研究通過Fluent軟件的數值模擬，對不同配氣道寬度和不同進排氣道結構參數下的干燥窯內部流場做出對比分析，達到節能型干燥窯內部結構優化設計的目的。

1 節能型木材干燥窯窯內基本結構

節能型木材干燥窯(以下簡稱干燥窯)主要由干燥窯窯體結構、新型強制進排氣系統及相應控制系統組成。新型頂風機型節能干燥窯窯內基本結構，在忽略窯內輸氣管道時，主要由殼體、天棚隔板、散熱器和窯內循環風機及室內AB兩側進排氣道組成［13-14］。其中，室內AB兩側進排氣道是新型強制進排氣系統的一部分，如圖2所示，進氣道和排氣道高度相同，本文中進排氣道的結構參數用管道高度表示。

圖2 進排氣道結構示意圖Fig.2 Structural representation of inlet and exhaust ducts1.排氣道;2.進氣道;3.進氣道氣孔;4.回流擋板;5.排氣道氣孔

2 幾何模型和數學模型

2.1 幾何模型

本文所用干燥窯，Y向長度6 600 mm，Z向高度5 725 mm，風機間高度1 200 mm，所用三臺風機總風量為96 000 m3/h，木材堆與兩側墻間距為經驗常數200 mm，鋸材厚度25 mm，采用標準隔條和托盤。

為對比不同進排氣道結構參數(管道高度700、800、1 000 mm)和不同配氣道寬度(800、1 000、1 200 mm)下的窯內速度場分布均勻性，分別利用CAD軟件建立了相應的干燥窯三維計算模型，如圖3所示，并轉入FLUENT前處理器GAMBIT中采用混合網格單元即Tet/Hybrid形式，在TGrid混合網格類型下完成進行網格劃分，讀入FLUENT后對計算所需的參數進行設置。這里規定:X方向為干燥窯寬度方向，Y方向為干燥窯長度方向，Z為干燥窯高度方向。

圖3 干燥窯三維計算模型Fig.3 Three-dimensional computational model

模型中為便于表達流體域，對干燥窯結構進行簡化處理。假定進排氣道關閉，進排氣道各結構所處平面無氣孔，將風機間正壓區側風機殼外緣所處截面等效為流體入口，將風機間負壓區側的風機殼外緣所處截面等效為流體出口。流體入口采用vectory inlet，流體出口采用outflow，干燥窯殼體及板材表面采用無滑移壁面邊界條件，計算選用了Realizable κ-ε兩方程模型，計算收斂標準為10-4。

2.2 數學模型

本文針對等溫等濕、風機全速運轉條件下干燥窯窯內干燥介質的氣流分布的情況進行分析，將干燥窯內干燥介質的流動視為不可壓縮的湍流流動，密度為常數，其控制方程如下:

連續方程:

動量方程:

式中:u為窯內干燥介質流動速度，m/s;ρ為窯內干燥介質密度，kg/m3;μ為動力粘度，Pa·s;P為流體靜壓，Pa;g為重力加速度，kg/(m·s2)。

選用Realizable κ-ε模型，與之對應的湍動能κ和耗散率e的運輸方程列于下式:

式中:ui、uj為xi、xj方向的時均速度;xi為直角坐標系的三個坐標;μt為湍動黏度，Pa/s;v為運動黏度，m2/s;E為時均應變張力。

經驗常數:c1=1.44;c2=1.92;σk=1.0;σε=1.2。

3 結果與分析

3.1 不同進排氣道結構下窯內流場分布

為對比不同進排氣道結構參數對窯內流場的影響，固定配氣道寬度為生產中常用寬度800 mm。

3.1.1 氣流云圖

數值模擬結果首先采用速度場氣流云圖輸出。云圖中，不同的顏色代表所處區域干燥介質氣流速度的大小。

Y-Z平面氣流分布情況:材堆入口斷面氣流分布情況如圖4和圖5所示。

X-Y平面氣流分布情況如圖6所示。

X-Z平面氣流分布情況如圖7所示。

圖4 配氣道寬度800 mm材堆入口斷面速度場分布Fig.4 Velocity distribution of stacks entrance section when distribution channels width was 800 mm

圖5 配氣道寬度800 mm材堆出口斷面速度場分布Fig.5 Velocity distribution of stacks outlet section when distribution channels width was 800 mm

圖6 配氣道寬度800 mm材堆中部X-Y斷面速度場分布Fig.6 Velocity distribution of stacks X-Y section when distribution channels width was 800 mm

圖7 配氣道寬度800 mm材堆中部X-Z斷面速場分布Fig.7 Velocity distribution of stacks X-Z section when distribution channels width was 800 mm

由材堆入口斷面和出口斷面及X-Z斷面速度場分布情況可以看出，新型常規頂風機型節能干燥窯內木材堆中下兩層氣流分布較為均勻，獨木材堆頂層氣流流速較低且分布不均，材堆頂層低流速區域隨進排氣道高度的增加而有所減少，木材堆入口斷面和出口斷面的流速隨進排氣道高度的增加而增加。由X-Y斷面和X-Z斷面的速度場分布情況可以看出，隨氣流在材堆內部沿橫向流經的延長，流速逐漸降低，這是由于鋸材和隔條表面阻力造成氣流流動所需動力減少造成的，另外，材堆內部的高流速區域隨進排氣道高度的增加而略有加大。

3.1.2 數據結果

為更具體地反應干燥窯內氣流分布情況，選取木材堆中部斷面(即Z平面高度位于Z=2137.5處)，設置一系列避開隔條和鋸材的檢測點，沿X正向分布1～10點，沿Y正向分布1～13點。

(1)材堆長度方向檢測結果

檢測結果如圖8所示，各檢測點數據均勻性分析結果見表1。由圖8、表1可知，當室內AB兩側進排氣道結構不同時，沿干燥窯長度方向上，木材堆中部氣流分布較為均勻。管道高度為1 000 mm時，材堆內部風速最大。標準偏差隨管道高度的增加而減小。變異系數隨管道高度的增加而減小。

圖8 木材堆中部沿干燥窯長度方向的檢測結果Fig.8 Test data of stacks in the longitudinal direction

表1 木材堆長度方向檢測數據Tab.1 Test data of stacks in the longitudinal direction

(2)材堆寬度方向檢測結果

檢測結果如圖9所示，各檢測點數據均勻性分析結果見表2。

由圖9和表2可知，當配氣道寬度一定時，材堆中部氣流沿氣流流經路徑，速度逐漸降低。管道高度為700 mm時，材堆氣流平均速度最大。標準偏差隨管道高度的增加而逐漸縮小。變異系數隨管道高度的增加而逐漸縮小。故就均勻性而言管道高度為1 000 mm時最佳。

圖9 材堆中部沿干燥窯寬度方向的檢測結果Fig.9 Test data of stacks in the width l direction

綜合上述，考慮材堆內部的氣流分布情況和材堆長度及寬度方向上的數據檢測結果，從氣流在材堆內部的整體流速和均勻性的角度出發，以管道高度為1 000 mm時，干燥窯窯內速度場分布最佳。

表2 材堆寬度方向檢測數據Tab.2 Test data of stacks in the width l direction

3.2 不同配氣道寬度下窯內流場分布

為對比不同配氣道寬度對窯內流場的影響，固定管道高度為1 000 mm。

3.2.1 氣流云圖

Y-Z平面的氣流分布情況:材堆入口斷面分布情況如圖10所示，材堆出口斷面氣流分布情況如圖11所示。

X-Y平面氣流分布情況如圖12所示。

X-Z平面氣流分布情況如圖13所示。

由木材堆入口斷面和材堆出口斷面及X-Z斷面速度場分布情況可以看出，節能型干燥窯內材堆中下兩層氣流分布較為均勻，獨材堆頂層氣流流速較低且分布不均，材堆頂層低流速區域隨配氣道寬度的增加而有所減少，材堆入口斷面和出口斷面的流速隨配氣道寬度的增加而減小，這是由于風量一定時，配氣道寬度增加，流體流動截面積增大，使風速減小。由X-Y斷面和X-Z斷面的速度場分布情況可以看出，隨氣流在材堆內部沿橫向流經的延長，流速逐漸降低，材堆內部的高流速區域隨配氣道寬度的增加而略有加大。

圖10 管道高度1 000 mm時材堆入口斷面氣流分布Fig.10 Velocity distribution of stacks entrance section when height of inlet and exhaust ducts was 1 000 mm

圖11 管道高度1 000 mm時材堆出口口斷面氣流分布Fig.11 Velocity distribution of stacks outlet section when height of inlet and exhaust ducts was 1 000 mm

圖12 管道高度1 000 mm時材堆中部X-Y斷面速度場分布Fig.12 Velocity distribution of stacks X-Y section when height of inlet and exhaust ducts was 1 000 mm

圖13 管道高度1 000 mm時材堆中部X-Z斷面速度場分布Fig.13 Velocity distribution of stacks X-Z section when height of inlet and exhaust ducts was 1 000 mm

3.2.2 數據結果

(1)材堆長度方向檢測結果

由圖14和表3可知，材堆長度方向上除平均速度隨配氣道寬度增加而減小外，氣流分布均勻性并沒有依配氣道寬度的增減而呈一致性變化。

(2)材堆寬度方向檢測結果

由圖15和表4可知，隨氣流材堆寬度方向上的流動路徑的延長，氣流速度逐漸降低，以配氣道寬度為1 000 mm時氣流流速最大。標準偏差隨配氣道寬度的增加而減小。變異系數隨配氣道寬度的增加而減小。

圖14 材堆中部沿干燥窯長度方向的檢測結果Fig.14 Test data of stacks in the longitudinal direction

表3 材堆長度方向檢測數據Tab.3 Test data of stacks in the longitudinal direction

圖15 材堆底部沿干燥窯寬度方向的檢測結果Fig.15 Test data of stacks in the width l direction

表4 材堆寬度方向檢測數據Tab.4 Test data of stacks in the width l direction

綜合上述，考慮材堆內部的氣流分布情況和材堆長度及寬度方向上的數據檢測結果，從氣流在材堆內部的整體流速和均勻性的角度出發，以配氣道寬度為1 000 mm時，干燥窯窯內速度場分布最佳。

3 結論

利用FLUENT軟件，對不同配氣道寬度和不同進排氣道結構參數下的節能型干燥窯內部流場進行數值模擬分析，結果顯示，窯內材堆中下兩層氣流分布較為均勻，材堆頂層氣流分布不均但低流速區域隨進排氣道高度和配氣道寬度的增加而有所減少，材堆內部的高流速區域隨進排氣道高度和配氣道寬度的增加而略有加大。

綜合考慮材堆內部的氣流分布情況，木材堆長度及寬度方向上的數據檢測結果，窯體占地面積，殼體散熱面積和制造成本等因素，從氣流在材堆內部整體流速和均勻性的角度出發，設計時以進排氣道高度為1 000 mm，配氣道寬度為1 000 mm為最佳。

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