拉幅定型機(jī)烘箱內(nèi)風(fēng)道的數(shù)值模擬與結(jié)構(gòu)優(yōu)化

劉 佳， 張朱武， 王海朋， 張亞龍

(福州大學(xué)石油化工學(xué)院， 福建 福州 350116)

拉幅定型機(jī)烘箱內(nèi)風(fēng)道的數(shù)值模擬與結(jié)構(gòu)優(yōu)化

劉 佳， 張朱武， 王海朋， 張亞龍

(福州大學(xué)石油化工學(xué)院， 福建 福州 350116)

為改善拉幅定型機(jī)烘箱內(nèi)風(fēng)道的氣流分布和噴嘴出口速度不均勻的現(xiàn)象， 采用Fluent 14.5軟件對(duì)風(fēng)道的流場(chǎng)和壓力場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬， 分析風(fēng)道的速度矢量圖， 計(jì)算不同位置噴嘴的出口速度. 模擬計(jì)算結(jié)果表明： 在風(fēng)道內(nèi)等間距安裝5塊傾斜角為4°的導(dǎo)流板， 并調(diào)整風(fēng)道錐角為3°時(shí)， 可以很大程度改善風(fēng)道內(nèi)氣流分布和噴嘴出口速度的均勻性， 結(jié)構(gòu)優(yōu)化也較為合理可行.

拉幅定型機(jī)； 風(fēng)道； 導(dǎo)流板； 數(shù)值模擬； 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

0 引言

風(fēng)道作為皮革、 染整等干燥行業(yè)中必不可少的設(shè)備裝置， 是拉幅定型機(jī)烘箱內(nèi)熱定型的關(guān)鍵環(huán)節(jié)之一. 若風(fēng)道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理， 會(huì)導(dǎo)致出口風(fēng)速分布不均勻， 不僅難以保證物料在干燥過程中質(zhì)量的均一性， 還會(huì)延長(zhǎng)干燥時(shí)間， 增加能耗. 因此， 掌握熱氣流在風(fēng)道內(nèi)的流動(dòng)特征， 提高噴嘴出口速度的分布均勻性， 對(duì)于改善物料干燥效果、 降低能耗具有重要意義[1-2].

目前， 國內(nèi)外對(duì)拉幅定型機(jī)內(nèi)烘箱結(jié)構(gòu)、 換熱裝置及噴嘴形狀及尺寸研究較多. 宋樹權(quán)等[3]對(duì)松弛熱定型機(jī)腔內(nèi)三維流場(chǎng)及溫度場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究， 比較了不同開孔率的均風(fēng)網(wǎng)對(duì)腔內(nèi)氣流組織及溫度場(chǎng)的影響， 發(fā)現(xiàn)開孔率為5%時(shí)的腔內(nèi)溫度均勻性較好， 可減小應(yīng)力集中， 保證定型機(jī)結(jié)構(gòu)壽命. Cay等[4]對(duì)拉幅定型機(jī)中熱氣體和熱油加熱兩種方式進(jìn)行了分析， 結(jié)果表明熱氣體加熱方式的效果更好. Kaphahn[5]對(duì)拉幅定型機(jī)的兩種工作空氣供給系統(tǒng)方式(旁路系統(tǒng)和風(fēng)量控制)進(jìn)行了研究， 指出旁路系統(tǒng)比較適合于如煤氣燃燒器等直接熱源， 而風(fēng)量控制系統(tǒng)特別適合用于循環(huán)油或蒸氣等間接熱源系統(tǒng). 牟國良等[6]設(shè)計(jì)了一種紅外線加熱板空氣加熱裝置， 通過對(duì)加熱裝置的二維流場(chǎng)模擬， 發(fā)現(xiàn)這種裝置不僅能提高熱能利用率， 還能使氣流和出口溫度均勻化分布. 白文華等[7]對(duì)印刷涂布烘箱V型條縫噴嘴沖擊射流流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬， 分析了沖擊射流中噴嘴高度和寬度對(duì)流場(chǎng)分布影響因素， 并設(shè)計(jì)了較為合理的噴嘴高度和寬度. 徐軍等[8]利用流體力學(xué)Fluent軟件對(duì)方孔式、 圓孔式、 條縫式三種不同形狀的噴嘴進(jìn)行了流場(chǎng)仿真分析， 認(rèn)為不同噴嘴結(jié)構(gòu)應(yīng)用的適合場(chǎng)合也不盡相同. 目前， 學(xué)者對(duì)風(fēng)道的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)進(jìn)行了較多研究， 但對(duì)風(fēng)道內(nèi)氣流分布均勻性的研究較少. 吳成成等[9]對(duì)印染熱定型機(jī)風(fēng)道進(jìn)行了流場(chǎng)分析和試驗(yàn)研究， 認(rèn)為風(fēng)道端面與風(fēng)嘴總出風(fēng)面積相等時(shí)， 有利于熱定型效率和質(zhì)量， 但是對(duì)風(fēng)道流場(chǎng)僅停留在定性分析上， 缺乏對(duì)風(fēng)嘴出口風(fēng)速均勻性的定量分析. 代建武等[10]模擬干燥機(jī)氣流分配室的流場(chǎng)， 提出3種優(yōu)化改進(jìn)方案， 研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)， 平板擾流模型的效果最佳且進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證與數(shù)據(jù)分析， 為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了參考依據(jù)， 但是優(yōu)化模型過于單一.

本研究利用Fluent軟件對(duì)風(fēng)道的氣流進(jìn)行數(shù)值模擬分析， 并提出有效的結(jié)構(gòu)優(yōu)化， 通過對(duì)比原始模型和改進(jìn)模型的流場(chǎng)分布與噴嘴出口速度分布特征， 為拉幅定型機(jī)烘箱內(nèi)風(fēng)道的結(jié)構(gòu)及類似結(jié)構(gòu)的優(yōu)化提供理論依據(jù)與參考作用.

1 數(shù)值模擬

1.1 風(fēng)道的原始模型

圖1 風(fēng)道局部實(shí)物圖Fig.1 Image of local air duct

所使用的模型來自某合成革企業(yè)的窄縫型噴嘴風(fēng)道. 由于該風(fēng)道左右對(duì)稱， 因此采用對(duì)稱的半邊風(fēng)道作為計(jì)算模型， 這樣可以在一定程度上減少計(jì)算量， 并且與整個(gè)風(fēng)道作為模型的計(jì)算結(jié)果偏差較小. 該風(fēng)道主要由進(jìn)氣端面和23排窄縫型噴嘴等部分組成， 局部實(shí)物見圖1， 縱截面結(jié)構(gòu)如圖2所示. 由圖2可見， 進(jìn)氣口位于風(fēng)道側(cè)面一端， 入口尺寸為450 mm250 mm， 風(fēng)道長(zhǎng)度為4 870 mm， 寬度為800 mm， 右端面高度為250 mm， 左端面高度為60 mm， 上下表面呈一定的錐角α， 風(fēng)道的上表面封閉， 下表面有23排噴嘴， 噴嘴的間距均為190 mm， 各噴嘴高度為90 mm， 入口為80 mm， 出口為20 mm.

圖2 風(fēng)道的縱截面結(jié)構(gòu)示意圖(單位： mm)Fig.2 Longitudinal cross section structure graph of the air duct (unit: mm)

1.2 氣體控制方程

對(duì)烘箱內(nèi)風(fēng)道的速度場(chǎng)進(jìn)行模擬分析， 暫不考慮溫度場(chǎng)的影響， 并假設(shè)溫度和濕度均為常數(shù). 根據(jù)風(fēng)道內(nèi)空氣的流動(dòng)狀態(tài)， 由于流速較低， 可以假設(shè)管內(nèi)流體為不可壓縮流體[11]. 由于風(fēng)道內(nèi)流體的運(yùn)動(dòng)為穩(wěn)態(tài)的黏性流動(dòng)， 流動(dòng)狀態(tài)必須滿足基本的守恒方程： 質(zhì)量守恒方程和動(dòng)量守恒方程.

質(zhì)量守恒方程：

動(dòng)量守恒方程：

式中：xi、xj為坐標(biāo)分量；ρ為流體密度， kg·m-3；p為流體微元上的壓力， N·m-2；ui、uj為速度分量， m·s-1；μ為流體運(yùn)動(dòng)粘度， N·s·m-2；δij為函數(shù)， 當(dāng)i=j時(shí)，δij=1， 當(dāng)i≠j時(shí)，δij=0.

由于風(fēng)道內(nèi)空氣的流動(dòng)狀態(tài)大多處于完全發(fā)展的湍流狀態(tài)， 盡管RNGk-ε模型與Realizablek-ε模型在處理強(qiáng)旋流或帶有彎曲壁面的流動(dòng)時(shí)有一定的優(yōu)勢(shì)， 但由于標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型足以解決本研究中風(fēng)道模型的流動(dòng)問題， 故計(jì)算模型采用目前應(yīng)用最廣泛的標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型， 壁面區(qū)域則采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法進(jìn)行處理. 氣體流動(dòng)的湍動(dòng)能k方程和耗散率ε方程[12]如下：

式中：Gk為由平均速度梯度引起的湍動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng)；μt為湍動(dòng)黏度系數(shù)；C1ε、C2ε、Cμ為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)；σk、σε分別為湍動(dòng)能k和耗散率ε對(duì)應(yīng)的Prandtl數(shù). 在標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型中， 根據(jù)Launder等的推薦值及后來試驗(yàn)驗(yàn)證， 模型常數(shù)分別為C1ε=1.44，C2ε=1.92，σk=1.0，σε=1.3，Cμ=0.09.

1.3 網(wǎng)格劃分與邊界條件

圖3 風(fēng)道結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格示意圖Fig.3 Structure and mesh diagram of the air duct

利用ICEM14.5前處理器對(duì)風(fēng)道的物理模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分， 由于噴嘴尺寸較小， 對(duì)其局部進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化， 整個(gè)計(jì)算域被劃分為1 301 931個(gè)網(wǎng)格單元， 1 206 200個(gè)節(jié)點(diǎn)， 網(wǎng)格示意圖如圖3所示.

熱定型機(jī)正常運(yùn)行時(shí)烘箱一區(qū)風(fēng)道內(nèi)的溫度約為160 ℃， 風(fēng)道入口邊界條件采用速度進(jìn)口， 根據(jù)風(fēng)機(jī)風(fēng)量計(jì)算得到入口速度為27 m·s-1， 湍流邊界參數(shù)采用湍動(dòng)強(qiáng)度和水力直徑， 根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式[13]計(jì)算得湍動(dòng)強(qiáng)度為3.63%， 水力直徑為0.16 m； 噴嘴出口邊界條件采用壓力出口， 設(shè)置表壓為0 Pa.

1.4 數(shù)值計(jì)算方法與數(shù)據(jù)處理

控制方程采用有限體積法進(jìn)行離散， 速度和壓力耦合采用SIMPLIE算法處理， 壓力項(xiàng)離散采用標(biāo)準(zhǔn)格式， 動(dòng)量項(xiàng)、 能量項(xiàng)、 湍流動(dòng)能和耗散率項(xiàng)離散均采用二階迎風(fēng)格式， 除能量方程收斂精度默認(rèn)為10-6， 其余各參數(shù)均設(shè)為10-4. 以風(fēng)道的23個(gè)噴嘴出口面作為監(jiān)測(cè)點(diǎn)， 為了更好地定量分析風(fēng)道內(nèi)風(fēng)速分布的均勻性， 建立了一個(gè)具有一定參考作用的評(píng)定指標(biāo)[14]. 引入不均勻系數(shù)M， 利用M來評(píng)價(jià)風(fēng)速的均勻性：

1.5 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證與結(jié)果分析

在數(shù)值模擬中， 網(wǎng)格數(shù)量的多少對(duì)計(jì)算結(jié)果精度的影響是不可忽略的. 為了驗(yàn)證本研究中風(fēng)道模型的網(wǎng)格無關(guān)性， 在不改變其它參數(shù)的情況下， 通過改變局部網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)的數(shù)量， 比較不同網(wǎng)格數(shù)量1 301 931、 2 182 951、 3 166 121的計(jì)算結(jié)果， 如圖4所示. 并將計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析對(duì)比， 發(fā)現(xiàn)模擬的結(jié)果誤差不超過5%， 在允許范圍內(nèi). 當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量過多時(shí)， 對(duì)計(jì)算機(jī)的配置要求更高， 運(yùn)行更慢， 效率不高， 因此在不影響計(jì)算結(jié)果的情況下， 以1 301 931網(wǎng)格數(shù)作為模擬計(jì)算的計(jì)算網(wǎng)格.

圖5為風(fēng)道內(nèi)熱氣流的三維流線圖. 在定常流(即穩(wěn)態(tài)計(jì)算時(shí))中， 流線與跡線重合. 由圖5可知， 熱氣流以較大的風(fēng)速由側(cè)面進(jìn)風(fēng)口流入， 沿著風(fēng)道內(nèi)X軸負(fù)方向向前運(yùn)動(dòng)， 大部分熱氣流經(jīng)噴嘴出口流出， 其余與封閉端面發(fā)生碰撞后返回， 形成一個(gè)漩渦. 由于受到進(jìn)口方向的影響及質(zhì)點(diǎn)離心力的作用， 靠近外側(cè)空氣出現(xiàn)聚集區(qū)， 內(nèi)側(cè)部分區(qū)域甚至出現(xiàn)無粒子區(qū)， 造成噴嘴出口風(fēng)速極不均勻. 圖6為風(fēng)道內(nèi)的壓力分布云圖. 從圖6可知， 在靠近進(jìn)口端和遠(yuǎn)離進(jìn)口端的區(qū)域內(nèi)壓力較大， 而噴嘴上流壓力取決于風(fēng)道內(nèi)壓力， 隨著壓力的增大， 出口流量也會(huì)大大增加， 風(fēng)速也會(huì)隨之增大， 這就會(huì)造成中間區(qū)域的噴嘴出口的風(fēng)速遠(yuǎn)小于兩邊. 噴嘴出口1到噴嘴出口23的風(fēng)速呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)， 壓力圖也正好反映出這一點(diǎn). 圖7表示與風(fēng)道下端面沿Y軸正方向相距1 mm的橫截面的速度矢量圖， 由于該橫截面靠近噴嘴出口， 能清晰地反映流場(chǎng)及出口速度動(dòng)態(tài)， 因此可將該截面作為參考面. 從圖7中可以明顯地觀察到， 靠近內(nèi)側(cè)的截面區(qū)域有一個(gè)無粒子區(qū)域， 且該區(qū)域的風(fēng)速偏低， 會(huì)造成出風(fēng)風(fēng)速不均. 同時(shí)， 通過對(duì)各個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的速度進(jìn)行計(jì)算可以發(fā)現(xiàn)， 即圖4可見， 監(jiān)測(cè)點(diǎn)風(fēng)速曲線呈U型， 速度波動(dòng)很大， 不均勻系數(shù)M達(dá)到70.40%， 這不利于定型機(jī)烘箱內(nèi)物料的干燥， 因此需要對(duì)風(fēng)道進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化.

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.4 Neutrality authentication of mesh

圖5 風(fēng)道內(nèi)流場(chǎng)分布圖Fig.5 Flow field distribution graph of the air duct

圖6 風(fēng)道內(nèi)三維壓力場(chǎng)分布圖Fig.6 Three-dimensional pressure filed distribution graph of the air duct

圖7 Y=1 mm時(shí)截面速度矢量分布圖Fig.7 Velocity vector distribution graph with 1 mm Y axle

2 結(jié)構(gòu)優(yōu)化與仿真分析

2.1 安裝導(dǎo)流板

2.1.1 導(dǎo)流板的長(zhǎng)度尺寸對(duì)流場(chǎng)的影響

圖8 導(dǎo)流板布置方式Fig.8 Guide plates layout

由于導(dǎo)流板具有引流作用， 能使風(fēng)道內(nèi)氣流分布較為均勻， 且加工安裝比較簡(jiǎn)單、 方便， 研究采用安裝導(dǎo)流板的方式來改善風(fēng)道流場(chǎng)及出口速度均勻性， 并分析導(dǎo)流板的數(shù)量及尺寸大小對(duì)風(fēng)道內(nèi)流場(chǎng)的影響. 導(dǎo)流板數(shù)量過多會(huì)引起風(fēng)道內(nèi)氣流流動(dòng)狀態(tài)更加紊亂， 增加湍流動(dòng)能及摩擦損失， 加大能耗， 對(duì)于截面面積較大的風(fēng)道來說， 導(dǎo)流板過少， 導(dǎo)流作用不太明顯[15]， 因此安裝4塊或5塊導(dǎo)流板作為改進(jìn)方式(見圖8).

在不影響到噴嘴出口的結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上， 多塊導(dǎo)流板等間距安裝在風(fēng)道入口處且從下表面垂直插入， 由于導(dǎo)流板的高度過大會(huì)造成氣流堵塞， 過小導(dǎo)流作用則不明顯. 因此， 通過前期模擬分析可確定導(dǎo)流板高度均為125 mm較好， 而導(dǎo)流板的厚度可設(shè)為4或5 mm(考慮實(shí)際工況)， 導(dǎo)流板的長(zhǎng)度范圍為120～570 mm.

分別對(duì)安裝120、 225、 345、 570 mm導(dǎo)流板的風(fēng)道速度場(chǎng)及各噴嘴出口速度進(jìn)行模擬計(jì)算. 圖9為風(fēng)道流場(chǎng)分布圖， 由圖9可知， 當(dāng)安裝多塊導(dǎo)流板后風(fēng)道內(nèi)的氣流分布比較均勻， 內(nèi)側(cè)區(qū)域也出現(xiàn)氣流聚集區(qū)， 有利于出口速度的均勻化. 圖10為不同模型噴嘴出口的速度分布對(duì)比圖. 由圖10可知， 當(dāng)導(dǎo)流板長(zhǎng)度不同時(shí)， 出口速度分布有所不同， 各噴嘴出口速度曲線整體呈W型. 相比其他長(zhǎng)度， 當(dāng)導(dǎo)流板長(zhǎng)345 mm時(shí)， 監(jiān)測(cè)點(diǎn)的不均勻系數(shù)M為41.74%， 已降到最低. 這是因?yàn)椋?當(dāng)長(zhǎng)度為345 mm時(shí)， 導(dǎo)流板位于噴嘴出口23和進(jìn)口中間的區(qū)域間內(nèi)， 不僅起到了一個(gè)導(dǎo)流作用， 而且導(dǎo)流板的部分區(qū)域相當(dāng)于擋板， 氣流撞擊導(dǎo)流板后會(huì)與來自進(jìn)口的另一半氣流匯合， 在導(dǎo)流板的引流作用下向前運(yùn)動(dòng)， 湍流狀態(tài)更為激烈， 氣流在風(fēng)道內(nèi)的分布更為均勻， 各噴嘴出口速度總體均值為10.4 m·s-1， 僅次于長(zhǎng)度為570 mm的導(dǎo)流板， 但不均勻系數(shù)M低于其3.76%； 同時(shí)， 計(jì)算安裝5塊導(dǎo)流板時(shí)， 選擇長(zhǎng)度為345 mm的導(dǎo)流板也合適， 但氣流的不均勻性比4塊只有略微的改善.

圖9 4塊導(dǎo)流板長(zhǎng)度為345 mm的風(fēng)道流場(chǎng)分布圖Fig.9 Flow flied distribution graph with fours guide plate of long 345 mm

圖10 不同模型噴嘴出口的速度分布對(duì)比圖Fig.10 Nozzles outlets velocity distribution of different model contrast graph

2.1.2 導(dǎo)流板的傾斜角β對(duì)流場(chǎng)的影響

以安裝4塊導(dǎo)流板為主， 分析導(dǎo)流板的傾斜角對(duì)流場(chǎng)的影響. 導(dǎo)流板的傾斜角β是導(dǎo)流板與YOZ截面的夾角， 如圖11所示. 圖12 為傾斜角為4°的截面速度矢量分布圖， 由圖12可知， 靠近風(fēng)道外側(cè)的區(qū)域速度在20～27 m·s-1之間， 相比內(nèi)側(cè)區(qū)域， 速度場(chǎng)整體都偏大， 噴嘴出口1到出口8之間的區(qū)域還出現(xiàn)了一些明顯的小型漩渦， 為改善這個(gè)現(xiàn)象， 提出改變導(dǎo)流板的傾斜角的改進(jìn)方案， 對(duì)導(dǎo)流板的傾斜角β每間隔4°進(jìn)行一次建模計(jì)算分析.

圖11 導(dǎo)流板傾斜角的平面示意圖Fig.11 Plan graph of guide plates’ title angle

圖13為不同傾斜角的噴嘴出口速度分布圖. 從圖13可以發(fā)現(xiàn)， 當(dāng)導(dǎo)流板傾斜角β分別為0°、 4°、 8°、 12°、 16°時(shí)， 各噴嘴出口速度分布曲線仍然呈W型， 總體平均速度在8.9～10.4 m·s-1之間， 不均勻系數(shù)M分別為42.68%、 40.35%、 42.31%、 45.53%、 45.77%. 在風(fēng)道左側(cè)噴嘴出口1到出口8之間有一個(gè)較大的波動(dòng)， 這是由于該區(qū)域的氣流漩渦導(dǎo)致的. 當(dāng)導(dǎo)流板傾斜角β為0°時(shí)， 噴嘴出口速度波動(dòng)幅度是最大的. 當(dāng)傾斜角β為4°， 時(shí)， 盡管風(fēng)道內(nèi)的漩渦并未得到較大的改善， 但是噴嘴出口的速度波動(dòng)趨勢(shì)得到了一定的緩解， 不均勻系數(shù)降到最低. 這是由于外側(cè)速度較大的氣流在具有一定斜角的導(dǎo)流板作用下， 沖擊流速較小的區(qū)域， 使風(fēng)道內(nèi)流速有所緩和. 但是當(dāng)傾斜角β大于4°時(shí)， 聚集了更多流速大的氣流對(duì)內(nèi)側(cè)區(qū)域有較大的沖擊， 造成出口速度波動(dòng)較大. 因此， 當(dāng)導(dǎo)流板傾斜角β為4°時(shí)更有利于風(fēng)道的流場(chǎng)均勻性.

圖12 傾斜角為4°的截面速度矢量分布圖(Y=1 mm)Fig.12 Velocity vector distribution graph with 1 mm Y axle with 4° title angle

圖13 不同傾斜角的噴嘴出口速度分布圖Fig.13 Nozzles outlets velocity distribution graph with different title angle

2.2 風(fēng)道錐角α對(duì)流場(chǎng)的影響

為了進(jìn)一步改善風(fēng)道氣流的分布及出口風(fēng)速分布均勻性， 對(duì)安裝導(dǎo)流板后的風(fēng)道錐角進(jìn)行分析研究. 在保證進(jìn)氣口風(fēng)速不變的情況下， 風(fēng)道錐角α的變化范圍為0°～3°. 對(duì)風(fēng)道錐角α每間隔1°進(jìn)行建模計(jì)算， 模擬結(jié)果如圖14所示.

圖15為不同錐角的噴嘴出口速度分布曲線. 圖15表明， 當(dāng)錐角α分別為0°、 1°、 2°時(shí)， 各噴嘴出口速度曲線并無太大差別， 整體仍然呈W型， 出口速度仍然不均勻. 通過CFD-Post14.5后處理軟件可知， 這些錐角的風(fēng)道內(nèi)的氣流仍然存在較大的漩渦， 這會(huì)延長(zhǎng)氣流傳遞路徑， 降低物料的干燥效率. 而當(dāng)錐角α為3°時(shí)， 除靠近進(jìn)口側(cè)的噴嘴22和23外， 噴嘴1的速度偏小， 這是由于噴嘴1出口過于靠近封閉段， 導(dǎo)致其出口流量太小， 從而使噴嘴1出口比平均速度小， 偏差較大. 噴嘴2～21的速度基本保持不變， 出口速度曲線并無較大的波動(dòng)， 風(fēng)道內(nèi)的氣流整體分布比較均勻， 原來的漩渦也基本消失， 不均勻系數(shù)M降低到31.55%， 這是由于當(dāng)錐角α為3°時(shí)， 風(fēng)道內(nèi)的壓力基本無變化， 使得出口速度波動(dòng)較小. 當(dāng)導(dǎo)流板數(shù)量為4或5塊時(shí)， 兩者的計(jì)算結(jié)果基本無變化， 表明導(dǎo)流板數(shù)量基本已到飽和狀態(tài). 通過多次對(duì)比分析， 導(dǎo)流板數(shù)量為5塊時(shí)， 出口速度更為均勻， 且出口速度整體稍高一些. 因此， 綜合考慮后， 當(dāng)錐角α為3°且安裝5塊導(dǎo)流板時(shí)， 風(fēng)道內(nèi)的氣流分布及噴嘴出口速度變得更加均勻， 更有利于物料的熱定型和干燥效率.

圖14 錐角為3°的截面速度矢量圖(Y=1 mm)Fig.14 Velocity vector distribution graph with 1 mm Y axle of 3° taper angle

圖15 不同錐角的噴嘴出口速度分布曲線Fig.15 Nozzles outlets speed distribution graph with different taper angle

3 結(jié)語

對(duì)拉幅定型機(jī)烘箱內(nèi)風(fēng)道的數(shù)值進(jìn)行模擬， 通過增設(shè)導(dǎo)流板和改進(jìn)風(fēng)道錐角， 改善風(fēng)道流場(chǎng)及噴嘴出口的風(fēng)速均勻性， 為實(shí)際風(fēng)道的設(shè)計(jì)起到參考作用.

1) 在不改變側(cè)面進(jìn)口的情況下， 在靠近進(jìn)口的下端面沿寬度方向等間距垂直設(shè)置多塊導(dǎo)流板， 對(duì)風(fēng)道內(nèi)的熱氣流起到了引流作用. 通過模擬分析表明： 安裝4塊長(zhǎng)度為345 mm的導(dǎo)流板時(shí)， 氣流能獲得較好的均勻性， 導(dǎo)流板的數(shù)量增加到5塊時(shí)， 氣流的不均性只有略微的改善. 并且， 通過調(diào)整導(dǎo)流板斜角β發(fā)現(xiàn)， 當(dāng)斜角β為4°時(shí)， 噴嘴出口的速度均勻性得到了最好的改善.

2) 在已安裝導(dǎo)流板的風(fēng)道內(nèi)， 分析錐角α對(duì)風(fēng)道流場(chǎng)及噴嘴出口速度的影響， 研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)風(fēng)道錐角α為3°且安裝5塊導(dǎo)流板時(shí)， 風(fēng)道內(nèi)產(chǎn)生的漩渦基本得到了消除， 各噴嘴出口速度分布最為均勻.

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Numericalsimulationandstructureoptimizationofairflueinstenteroven

LIU Jia, ZHANG Zhuwu, WANG Haipeng, ZHANG Yalong

(College of Chemical Engineering， Fuzhou University， Fuzhou， Fujian 350116， China)

In order to decrease uneven distribution of airflow and nozzle outlet velocity for air duct in stenter oven, velocity field and pressure field of the air duct were numerically calculated by the Fluent 14.5. Moreover, velocity vector graph and outlet velocity of the nozzle in different positions for the air duct were also analyzed. Finally, the numerical simulation indicated that installing five guide plates with 4° title angle in the air duct by same spaced and adjusting taper angle of the air duct to 3°, which could greatly improved distribution of the airflow and the nozzle outlet velocity and make structural optimization more reasonable and feasible.

stenter oven; air duct; guide plate; numerical simulation; structure optimization

10.7631/issn.1000-2243.2017.05.0706

1000-2243(2017)05-0706-07

TP391.9; TS53

A

2016-08-24

張朱武(1984- )， 副教授， 主要從事高效節(jié)能與環(huán)保技術(shù)方面的研究， zwzhang@fzu.edu.cn

福建省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2012J05017)

(責(zé)任編輯： 洪江星)