筒狀固定床花生通風干燥性能指標模擬與分析

顏建春，魏 海，謝煥雄，游兆延

·農產品加工工程·

筒狀固定床花生通風干燥性能指標模擬與分析

顏建春，魏 海，謝煥雄※，游兆延

（1. 農業農村部南京農業機械化研究所，南京 210014；2. 中美花生生產工程技術聯合實驗室，南京 210014）

為了解筒狀固定床花生干燥機理、作業性能，確定合理的結構和通風參數，根據干燥過程花生莢果和介質空氣間的熱質傳遞關系，以PDE模型為理論基礎，建立了適用于筒狀固定床花生通風干燥計算機模擬的離散模型，該模型可計算花生干燥實時狀態及批次干燥耗時、不均勻度、生產率、單位質量能耗等干燥指標。經試驗驗證，模型模擬結果與試驗結果基本相符，料層花生平均含水率和溫度模擬值和試驗值的相關系數＞0.975，模型模擬可用于筒狀床花生干燥過程分析。在此基礎上，分析了單位面積通風量、筒狀固定床外徑、內徑變化對上述指標的影響。結果表明：受介質空氣溫度降低和相對濕度增加影響，內層物料干燥起始時間和干燥速率存在一定的滯后性，但單位面積通風量沿通風方向逐漸增大的特性對內層物料的干燥滯后有較好改善；隨著單位面積通風量增加，干燥不均勻度明顯降低，生產率亦有顯著提高，但單位質量能耗增幅較大；筒狀床外徑增加或內徑減小都可增加生產率，降低單位質量干燥能耗，但干燥不均勻問題很難解決。為進一步確定最優的結構和通風參數，采用均勻設計模擬試驗和綜合加權評分法，得出筒狀固定床外徑2.75 m，內徑0.935 m，外進風面單位面積通風量0.36 m3/(m2·s)時干燥效果最優，此時干燥時耗39.2 h、生產率86.55 kg/h、單位質量能耗5.87×106J/kg、干燥不均勻度1.54%。該研究可為筒狀固定床干燥設備設計優化提供技術支撐。

農產品；干燥；花生；固定床；模擬

0 引 言

花生是優勢優質油料作物和重要食品蛋白資源，中國的花生產量和種植面積常年穩居世界前列[1-2]。近年來受農業人口轉移和土地流轉政策影響，花生機械化收獲水平逐年提高，收獲時間趨于集中，短期內易堆積大量鮮果，而農村原有的晾曬設施和勞動力已難以滿足急劇膨脹的干燥需求，遭逢連續陰雨天氣時，霉變腐爛常有發生，黃曲霉毒素污染較嚴重[2-3]，亟需一種經濟實用的花生干燥機。以美國為代表的花生規模化種植的發達國家，已有發展成熟的花生干燥工藝與裝備，但其干燥環節與收獲環節銜接緊密[3-8]，裝載干燥時的花生（帶殼）含水率一般20%左右[8-12]，作業原理為固定床單向通風干燥，采用液化石油氣燃燒供熱[13-14]。但在中國農村，為搶農時趕種下茬作物，很少有時間進行長時間田間晾曬，收獲時以鮮花生為主，干燥降水幅度大，干燥效果欠佳，兼之中國能源價格昂貴，設備投入和使用成本高，很難在中國農村推廣。少量花生種植大戶采用常規固定床干燥設備作為補充或應急干燥手段，同批次物料干燥不均勻性嚴重，且經濟成本高昂[15-18]，限制了花生機械化干燥的推廣應用。

作者所在研究團隊針對中國花生收獲方式、物料特性，提出了基于筒狀結構固定床的花生通風干燥技術，介質空氣穿過外圓柱面沿半徑方向向內穿過花生料層過程中，空氣溫度降低和濕度升高導致的干燥能力降低，與單位面積通風量沿著通風方向逐漸增加而引起的干燥能力加強相互抵消，達到均勻干燥的目的。論文采用計算機模擬的方法，分析了筒狀固定床不同結構和通風參數下的作業性能，為花生產地機械化干燥裝備研發提供理論支撐。

1 原理與模型

1.1 筒狀固定床通風干燥原理

筒狀固定床通風干燥裝置主要包括進風室、載料室、出風室等，進風室與載料室及進風室與出風室之間通過沖孔板隔開，如圖1所示。干燥作業時，花生物料裝滿環狀筒倉，物料底部承料板和頂部蓋板均為實心板。環狀筒倉外側為進風室，內側為出風室，介質空氣從進風室底部風道進入進風室，充分混合后，穿過外沖孔板進入環狀物料層，介質空氣在從外層向內層物料穿透過程中溫度逐漸降低，相對濕度逐漸增加，吸濕能力逐漸降低，但通風面積逐漸減少，單位面積通風量逐漸增加。而單位面積通風量的增加，可增加介質空氣對物料的吸濕能力和干燥速度。因此，設置合理的結構和通風參數，使溫度降低濕度升高導致的干燥能力降低和單位面積通風量增加導致干燥能力加強盡可能平衡，從而達到整個花生料層均勻干燥的目的。

注：箭頭表示空氣流動方向；φa為筒狀固定床外徑，m；φb為筒狀固定床內徑，m；H為筒倉高度，m。

1.2 花生干燥模型

1.2.1 花生干燥理論模型

花生莢果總體由果仁和果殼組成，收獲后的新鮮花生含水率高，此時果仁緊貼果殼內壁，干燥過程中含水率逐漸降低，果殼和果仁之間產生間隙并逐漸增大，阻礙了熱量的向內傳遞和水分的向外遷移。此外，果仁種皮和果殼內壁質構緊密，對水分向外遷移也造成了較大阻礙。因此花生莢果傳熱傳質復雜，很難針對各組分具體特征形成單個花生莢果干燥模型，現有研究基本將花生莢果看作一個類圓柱的實體，采用半經驗方程和試驗歸納的方法，得出薄層干燥方程[3,9,18]。

本文針對筒狀固定床花生物料，根據前人利用偏微分方程組干燥模型（PDE，partial differential equation）模擬固定床物料干燥過程的研究經驗，為簡化計算，對固定床花生干燥過程中傳熱、傳質作如下假設：忽略單個花生莢果內部的溫度梯度；忽略花生莢果間的熱傳導；器壁絕熱，并忽略其熱容量；在足夠短的時間間隔內濕空氣和花生莢果比熱視為常量[19-23]。

根據筒狀床料層花生莢果和介質空氣間的熱質傳遞基本理論，可得空氣質平衡方程、空氣熱平衡方程、花生莢果熱平衡方程，如式（1）～（3）。

式中為薄層花生與筒狀固定床外徑的距離，m；為干燥時間，h；為薄層花生平均干基含水率（無量綱）；為薄層花生溫度，℃；為介質空氣穿過薄層花生后的絕對濕度（無量綱）；為介質空氣穿過薄層花生后的溫度，℃；a為單位送風面積介質空氣通風量，m3/(m2·s)；pb為花生莢果體積密度，kg/m3；a為干空氣密度，kg/m3；為床層花生空隙率（無量綱）；a為干空氣比熱，J/(kg·℃)；v為水蒸氣比熱，J/(kg·℃)；w為液態水比熱，J/(kg·℃)；p為花生床層比熱，J/(kg·℃)；T為花生莢果-空氣傳熱系數，J/(m2·℃)；fg為花生莢果中水分的汽化熱，J/kg；s為床層花生比表面積，m2/m3。

根據已有的薄層花生干燥研究基礎[3]，花生莢果質平衡半經驗方程，如式（4）～（7）。

其中：

式（4）～（7）適用溫度范圍25℃≤≤50℃，適用單位面積通風量范圍0.2 m3/(m2·s)≤a≤1.2 m3/(m2·s)；為干燥常數；M為花生平衡干基含水率（無量綱）。

由于氣流穿過環狀料層過程中總通風量不變，而通風面積沿氣流方向逐漸減少，則有單位面積通風量與料層位置關系

式中0為筒狀床外柱面單位面積通風量，m3/(m2·s)；a為筒狀固定床外徑，m。

1.2.2 偏微分方程組離散化

將筒狀固定床看成若干個沿直徑方向的管狀薄層組成，每一個薄層作為一個節點；將烘干時間按時序分成若干等分，每個等分作為一個節點。當從外向內通風時，模擬從筒狀固定床最外層向內開始，依次計算不同位置節點處薄層花生含水率、溫度和介質空氣溫濕度，將計算結果作為下一節點的輸入值，再去計算下一節點處的各變量值。直到床層花生平均含水率達到貯藏要求為止。干燥過程中物料層位置節點、時間節點劃分如圖2。

注：i為料層厚度方向上的節點數，表示第i個薄層；j時間維度上的節點數，表示第j個時間等分；m為厚度方向的最大節點數，n為時間維度的最大節點數；t為干燥時間，h；x為薄層花生與筒狀固定床外徑的距離，m。

將筒狀固定床花生沿半徑方向均勻分成若干單元，每個單元厚度為Δ，=·Δ，總厚為·Δ。同時，將干燥時間劃分成若干段，每段時長為Δ，=·Δ，料床平均含水率值達到烘干終止含水率時終止模擬。采用有限差分法，對上述理論模型進行離散化，整理后得

式中eq為當前料層在當前溫濕度條件下上一個時間節點對應的當量干燥時間，h。其中：

通過式（12）、（9）可計算得=(+1)·Δ時刻第個厚度單元的含水率M,j+1和介質空氣穿過該厚度單元后的絕對濕度y+1,j+1。式（10）和式（11）可看作是上述時間節點和位置節點的物料溫度θ,j+1和介質空氣穿過該厚度單元后的溫度T+1,j+1構成的2個二元二次方程組，如此可計算出θ,j+1和T+1,j+1的值。

1.2.3 當量干燥時間

干燥模擬中將筒狀固定床沿半徑向內方向劃分了若干層，介質空氣通過第2～層物料前均經過前層物料的吸熱降溫，屬于變溫干燥范疇，求解含水率時不能直接將干燥時間代入式（12），需求解該層物料當前干燥溫度和單位面積通風量下的上一時間節點含水率值對應的當量干燥時間。

在采用MATLAB軟件對整個干燥過程進行模擬分析時，為實現參數化編程采用MATLAB 自帶的優化函數“fminsearch”求解當量干燥時間。具體方法：令函數，其中eq為當量干燥時間，h；M值在上一個循環中已解出；(eq)為將eq代入式（4）后的求解值。求解過程中當函數達到最小值（逼近0）時的eq值即為M層物料在=·Δ時刻含水率值對應的當量干燥時間。

1.2.3 初始與邊界條件

假設干燥前，花生莢果初始干基含水率為0（無量綱）；花生莢果初始溫度為0，℃。令設定的介質空氣通風溫度為s，℃；絕對濕度為s(無量綱)。則有：

初始條件，

邊界條件，

1.2.4 其他輔助方程

干燥模擬中模擬精度主要取決于模型中系數和參數的取值，尤其是對流換熱系數、汽化熱、平衡含水率等重要物理參數，在花生干燥脫水過程中，伴隨莢果體積收縮和內部水分降低不停變化，模擬計算過程中不能將之視為常量，不然將影響模擬精度。國內外一些學者通過試驗對這些參數進行了詳細研究，得出了經驗或半經驗公式。

Aydin等[24]對不同水分下花生莢果體積密度進行了測量，通過非線性回歸分析，得到了體積密度隨莢果干基含水率變化的經驗公式

式中db為花生莢果干基含水率（無量綱）；pb為花生莢果體積密度，kg/m3。令db=0，干質花生體積密度216.06 kg/m3。

Wright等[25]對床層花生比熱與含水率的關系進行了研究，得出了半經驗公式

式中p為床層花生比熱容，kJ/(kg·℃)。令db=0，可得干質花生莢果比熱1.687kJ/(kg·℃)。

胡志超等[3]簡化了花生莢果與介質空氣的對流傳熱系數計算公式

式中A為介質空氣密度（包含濕分），kg/m3；A為介質空氣速度，m/s。

Correa等[26]對花生莢果、果殼、果仁內壁水分汽化熱進行研究，可通過下式對花生莢果內部水分汽化熱求解：

式中fg*為花生莢果中水的汽化熱，kJ/kg；e為花生莢果平衡干基含水率（無量綱）。

Chen[27]對各溫度、濕度條件下的花生平衡含水率（干基）與所處的環境溫度、相對濕度進行了研究，得出花生莢果平衡含水率半經驗公式

式中RH為介質空氣相對濕度，%

2 評價指標與模擬仿真

2.1 評價指標

2.1.1 干燥時耗

干燥時耗為仿真程序達到停止條件的時間，即筒狀固定床環狀料層平均含水率達到終止含水率的時間。

式中co為批次干燥總消耗的時間，h；final為時間節點數的最后一次迭代次數。

2.1.2 批次干燥生產率

以干燥結束時花生總質量與總耗時之比記為批次干燥生產率。

其中干燥結束時花生總質量可通過下式計算：

式中bf為干燥結束時花生莢果的體積密度，kg/m3；final為干燥結束時花生莢果的總質量，kg；為筒倉高度，m。

則批次干燥生產率

式中為批次干燥生產率，kg/h。

2.1.3 單位質量能耗

實際作業中干燥能耗主要為熱耗，風機供風能耗很小，可忽略。則根據進入筒狀固定床的介質空氣溫度、絕對濕度及風量通過式（27）可得批次干燥總能耗。

式中0為進入料層前的介質空氣溫度，℃；ev為環境溫度，℃；0為介質空氣進入料層前的絕對濕度（無量綱）；0為介質空氣穿過筒狀固定床外柱面的單位面積體積流量，m3/(m2·s)；co為批次干燥總能耗，J。

則單位質量干花生平均干燥能耗：

式中pum為單位質量干花生平均干燥能耗，J/kg。

2.1.4 干燥不均勻度

干燥不均勻度根據模擬結果獲得，取干燥結束時料層最大濕基含水率和最濕基小含水率之差，即

式中un為干燥不均勻度，%；MW(:,co)為co時刻所有料層濕基含水率的集合，%

2.1.5 綜合評價指標

為解決求解最優干燥作業參數時，不同指標在數學試驗因素考查范圍內的變化趨勢不一致，不便于數據分析的問題，選用綜合加權評分法將多個性能指標的試驗結果轉化為一個單指標的試驗結果，利用單指標試驗結果進行優化分析。

1）確定各項指標的權值

干燥時耗、生產率、單位質量能耗、干燥不均勻度是考核干燥參數的重要指標，其中干燥不均勻度是評價批次干燥作業品質的重要指標，能耗是反映干燥成本的重要指標，干燥時耗和生產率反映了干燥能力與作業效率，根據各指標的重要性，結合生產經驗設定時耗、生產率、單位質量能耗、干燥不均勻度的權重1、2、3、4分別為0.2、0.2、0.4、0.2。

2）統一各項指標的變化趨勢

為了保證綜合加權平均值越大越好，應將變化趨勢越小越好的指標值轉化為越大越好，為此在其值前加負號。時耗、單位質量能耗、不均勻度3個指標值越小越好，生產率指標值越大越好：

=1,2,3,…,16（30）

式中1,j為第號模擬仿真干燥耗時指標值；2,j為第號模擬仿真生產率指標值；3,j為第號模擬仿真單位質量能耗指標值；4,j為第號模擬仿真干燥不均勻度指標值。

3）統一各指標數量級和量綱

為消除各指標數量級和量綱對其加權評分值的影響，使各指標的加權評分值具有可比性，需統一各指標的數量級和量綱。由式（31）可得到各指標的數量級、無量綱的評分值。

4）計算綜合加權評分

把各項指標的加權評分值相加即為“綜合加權評分值”。

2.2 模擬仿真

采用MATLAB軟件對筒狀固定床花生干燥過程進行模擬仿真，根據章節1.2和2.1的計算公式編寫仿真程序，計算eq、、M、θ、y、T、av、co、pum、un等值，仿真程序流程圖見圖3。根據薄層干燥方程的適用性，設定薄層單元厚度Δ=0.03 m；同時設定時間單元Δ=0.1 h。根據行業相關標準[28]，花生莢果貯藏含水率一般8%（濕基），取之為終止含水率，即當料層平均含水率達到8%（濕基）時仿真程序停止模擬。

根據已有經驗和前人研究基礎[4-15,29-31]，固定床花生干燥中，通風溫度一般不宜超過38 ℃，否則會影響干燥后花生品質，干燥模擬設定通風溫度38 ℃；同時為簡化計算，參考主產區花生收獲期的平均環境溫濕度及花生含水率，設定干燥模擬環境溫度25 ℃，環境相對濕度50%，初始濕基含水率40%（干基含水率0.667）。通過改變不同的單位面積通風量和筒狀固定床外徑、內徑對其作業性能進行分析。

注：M0為花生莢果初始干基含水率（無量綱）；θ0為花生莢果初始溫度，℃；Ts為介質空氣通風溫度，℃；ys為介質空氣絕對濕度 (無量綱)；teq為當量干燥時間，h；m為厚度方向的最大節點數；Mi,j為第i個位置節點和第j個時間節點的花生干基含水率（無量綱）；θi,j為第i個位置節點和第j個時間節點的花生溫度，℃；yi,j為第i個位置節點和第j個時間節點的介質空氣絕對濕度（無量綱）；Ti,j為第i個位置節點和第j個時間節點的介質空氣溫度，℃；Mf為花生干燥終止含水率，%；Mav為干燥結束時料層花生的平均含水率，%。

3 干燥模型驗證試驗

3.1 試驗設備與材料

為了驗證干燥模擬結果的準確性，搭建了小型筒狀固定床花生干燥試驗臺（如圖4）進行試驗。

圖4 小型筒狀固定床干燥試驗臺

該設備主要由送風機、電加熱模塊、送風道、勻風機構、筒狀床通風干燥倉、控制系統等組成。其中筒狀床料床外徑1.0 m，內徑0.3 m，載料高度1.5 m；筒狀床外風道直徑1.3 m，風道內壁粘貼橡膠海綿作為保溫材料，干燥筒載料倉與內、外風道通過沖孔板隔開，沖孔板開孔率為22.7%。通風溫度通過PID溫控器在環境溫度～（環境溫度+30 ℃）范圍可無級調節，總通風量在2 000～3 560m3/h范圍通過變頻器可無級調節。試驗選用新收獲的花生莢果，滿載，產地為河南正陽縣，烘干前平均初始含水率41.2%（濕基）。烘干過程環境溫度平均值約24.1 ℃，環境相對濕度平均值約43.9%。設定通風溫度38 ℃，通風量3 390 m3/h，即外柱面單位面積通風量0.2 m3/(m2s)。

3.2 試驗過程與方法

花生莢果具有顆粒大流動性差的特點，干燥過程中很難采用即插式取樣器從料床中抽取少量花生莢果以獲取筒狀床外、中、內層含水率情況。本文根據筒狀固定床沿相同半徑尺度的圓周方向上干燥狀態一致的特點，為了避免集中取樣導致的料層坍塌影響試驗結果，將筒狀床載料區域沿圓周方向等分8個扇區，每個扇區沿半徑方向將料層分為外、中、內3個測試區域，每個測試區域料層厚度相同，合計24個測試區域，如圖5所示。試驗開始前在每個測試區域中間位置放置已裝填好花生莢果的自制取樣筒，試驗開始后每隔5 h從外到內依次取出其中一個扇區的3個取樣筒，測量外、中、內3層物料的含水率，其中每個取樣筒取3份物料采用烘箱法[32]測含水率并取均值作為該層物料的含水率值。上述采用的取樣筒為底部和壁面密集開孔的圓柱形薄壁容器，介質空氣可以從底部和側壁自由進出容器，取樣筒直徑50 mm，高80 cm。

同時為了測量干燥過程外、中、內層物料溫度變化情況，在第一扇區外、中、內3個測試區域中心位置分別距離載料面30、75、120 cm各放置一個溫度傳感器，共3×3=9個。每個測試區域沿高度方向布置的3個溫度傳感器作為一組，取平均值作為該測試區域的物料層溫度值。采用的溫度傳感器為DS18B20數字溫度傳感器（測量精度±0.5 ℃），通過SM1200B-160型10通道溫度采集模塊（上海搜博實業有限公司）與計算機連接，通過上位機軟件實時獲取各測試點的溫度讀數。

圖5 筒狀床料層測試區域劃分

相關系數用以反映變量之間相關關系密切程度的統計指標，文中采用該指標衡量試驗值和模型模擬值之間的差異，值越接近1則說明模型模擬對實際干燥過程的描述越準確。

4 結果與分析

4.1 模擬計算與試驗結果

根據驗證試驗采用的通風參數及試驗時的環境條件和物料初始條件，利用模型計算料層花生烘干過程中含水率分布及變化情況，將料層花生沿筒狀床半徑方向等分為外、中、內3層，計算每層花生平均含水率和溫度隨時間的變化情況，并將計算結果與試驗測得值進行比較，如圖6所示。外、中、內3層花生含水率模擬值與試驗測得值的相關系數分別為0.997、0.995、0.998；外、中、內3層花生溫度模擬值與試驗測得值的相關系數分別為0.995、0.979、0.991。試驗對比表明，各料層花生平均含水率和溫度模擬效果良好，模型模擬可以較好地預測實際烘干生產中花生含水率和溫度變化情況。

4.2 干燥過程物料狀態

為了解干燥過程料層花生溫度和含水率變化情況，采用MATLAB軟件模擬了筒狀固定床外徑2.5 m，內徑1 m，外柱面單位面積通風量0.4 m3/(m2·s)時，沿半徑向內方向物料層花生溫度和含水率（濕基）變化情況，結果如圖7所示。

由圖7a可知，介質空氣由外向內穿透物料層的過程中，與花生物料逐層發生熱質交換，空氣溫度逐漸降低，內層物料總體呈加熱滯后狀態（起步晚，數值低）。在干燥起步階段，最內層物料需干燥開始3.38 h后逐漸從初始溫度開始升溫，其余各層初始升溫滯后時間總體符合以下線性關系

式中x為薄層花生與筒狀固定床外徑的距離，m；tTR為起始升溫滯后時間，h。

4.2.1 干燥過程物料溫度變化

在物料層快速升溫階段，外層物料快速升溫至接近干燥設定溫度，升溫時間短，升溫幅值高；而內層物料（位置靠近0.75 m處）升溫時間稍長，升溫幅值低，之后逐漸緩慢接近干燥設定溫度。該現象越靠近筒狀固定床內圈越明顯，這是熱量逐步從外向內傳遞的具體體現，必須等較外層的物料加熱升溫至較高的溫度，介質空氣穿過該層物料時才能損失較少的熱量和溫度，才有足夠的熱量加熱內層物料。截止干燥終止內外層物料溫差約0.88 ℃。

4.2.2 干燥過程物料含水率變化

由圖7b可知，在干燥降水階段，料層花生含水率降低速率隨著干燥時間的增加逐漸降低，內層物料較外層物料干燥降水有一定的滯后性，且干燥速率略低于外層物料。

介質空氣由外向內穿透物料層的過程中，不僅干燥溫度在逐漸降低，相對濕度也在逐漸增加，相應的單位體積介質空氣吸濕能力在逐漸降低，但由于筒狀固定床的結構優勢，越靠近筒狀固定床內層的物料通風面積越小，在總通風量不變的情況下，單位面積通風量越大，總體吸濕排濕能力越強，抵消部分因介質空氣溫度降低和相對濕度增加而造成的干燥速率的降低。但在干燥開始階段，物料層處于低溫高水分狀態，介質空氣在尚未穿透筒狀固定床時溫度就已經降低至接近物料層初始溫度，且相對濕度已接近飽和或達到與物料層構成的平衡相對濕度，不再具備吸濕能力，因此內層物料相對于外層物料含水率開始降低的時間有一定的滯后，滯后時間與料層位置符合以下線性關系

式中MR為含水率下降滯后時間，h。

令上式中=0.75可得最內層物料含水率降低滯后時間約為2.04 h，比章節4.2.1中提到的最內層物料受熱升溫滯后時間提前了1.34 h，這主要是由于干燥至2.04 h后介質空氣穿過最內層物料時的相對濕度已低于此時與花生物料構成的平衡相對濕度，具備一定的吸濕排濕能力。截止干燥終止內外層物料含水率差值約0.87%。

注：筒狀固定床外徑2.5 m，內徑1 m，外柱面單位面積通風量0.4 m3·m-2·s-1。

4.3 通風和結構參數對干燥指標的影響

筒狀固定床通風參數主要包括通風溫度和外柱面單位面積通風量，結構參數主要包括外徑、內徑及載料高度。章節2.2已提及鑒于已有研究基礎和收獲后花生含水率概況，模擬仿真中通風溫度取38 ℃，花生物料初始含水率取40%（濕基）。此外，根據式（1）～（7）及（25）～（29）可知，載料高度與生產率成正比關系，與干燥時耗、單位質量能耗、干燥不均勻度無關，而外柱面單位面積通風量、外徑、內徑與干燥時耗、生產率、單位質量能耗、干燥不均勻度4個干燥指標之間均存在復雜的非線性關系。因此，為了解它們之間的影響規律，需逐一分析。

4.3.1 通風量對干燥指標的影響

為了解不同通風量對干燥指標的影響，設定筒狀固定床外徑2.5 m，內徑1 m，載料高度3 m，采用MATLAB軟件模擬了外柱面單位面積通風量0.1～0.5 m3/(m2·s)范圍時的干燥過程，計算了干燥時耗、不均勻度、生產率、單位質量能耗4個指標值，并繪制了該4個指標值隨單位面積通風量變化曲線，如圖8所示。

注：筒狀固定床外徑2.5 m，內徑1 m，載料高度3 m。

Note: The outer diameter of the barrel-shaped fixed bed is 2.5 m, the internal diameter is 1 m, and the loading height is 3 m.

圖8 不同通風量下的各項干燥指標

Fig.8 Drying indicators under different ventilation volume

由圖8可知，干燥時耗和不均勻度隨著單位面積通風量的增加逐漸降低，其中0.1～0.3 m3/(m2·s)范圍降低幅度較大，為17.7 h和3.36%，分別為總降幅的75.3%、83.6%。生產率和單位質量能耗隨通風量的增大而增加，其中生產率在風量為0.1～0.3 m3/(m2·s)范圍增幅稍高，約20 kg/h，為總增幅的64.7%。單位質量能耗和單位面積通風量總體呈近似線性增加的關系，單位面積通風量0.5 m3/(m2·s)時的單位質量能耗是0.1 m3/(m2·s)時的2.99倍，增幅約5.56×106J/kg。因此從節本增效、限制干燥不均勻度等因素綜合考慮，參考行業標準NYT 2785[28]（批次干燥降水幅度≥20%，干燥不均勻度≤3%），筒狀固定床外徑2.5 m內徑1 m時，設定外柱面單位面積通風量0.3 m3/(m2·s)為宜，此時干燥時耗40.5 h，不均勻度1.35%，生產率65.8 kg/h，單位質量能耗5.85×106J/kg。

4.3.2 筒狀固定床外徑對干燥指標的影響

采用MATLAB軟件模擬了筒狀固定床內徑1 m，外柱面單位面積通風量0.3 m3/(m2·s)，載料高度3 m時，外徑2～3 m范圍時的干燥過程，計算了干燥時耗、不均勻度、生產率、單位質量能耗4個指標值，并繪制了該4個指標值隨外徑變化曲線，如圖9所示。

注：筒狀固定床內徑1 m，外柱面單位面積通風量0.3 m3·m-2·s-1，載料高度3 m。

由圖9可知，干燥時耗、不均勻度、生產率均隨外徑的增大而增加，單位質量能耗隨外徑的增加而降低。這是由于隨著外徑的增加，料層厚度、筒狀床外柱面面積和裝載量相應增加。料層厚度增加導致干燥時間的延長和干燥不均勻度的增高，而裝載量隨著外徑的2次方增長（增長率平均166.7%/m），遠高于干燥時耗增長率（平均8.72%/m），因此生產率隨著外徑增大而增加（增長率平均145.2%/m）。同理，外柱面通風面積和干燥總時耗增加而導致的干燥總能耗增長率（平均63.1%/m）小于裝載量的增長率，因此均攤至單位質量的能耗成本隨外徑增加而降低（降幅率平均38.78%/m）。因此從節本增效、限制干燥不均勻度等因素綜合考慮，參考行業標準NYT 2785[28]（批次干燥降水幅度≥20%，干燥不均勻度≤3%），筒狀固定床內徑1m，外柱面單位面積通風量0.3 m3/(m2·s)時，設定外徑2.6 m為宜，此時干燥時耗40.9 h，不均勻度1.49%，生產率71.4 kg/h，單位質量能耗5.60×106J/kg。

4.3.3 筒狀固定床內徑對干燥指標的影響

采用MATLAB軟件模擬了筒狀固定床外徑2.5 m，裝載高度3 m，外柱面單位面積通風量0.3 m3/(m2·s)時，內徑0.6～1.4 m范圍時的干燥過程，計算了干燥時耗、不均勻度、生產率、單位質量能耗4個指標值，并繪制了該4個指標隨外徑變化曲線，如圖10所示。

注：筒狀固定床外徑2.5 m，裝載高度3 m，外柱面單位面積通風量0.3 m3·m-2·s-1。

隨著內徑增加，料層厚度和裝載量相應降低，干燥時耗、不均勻度逐漸降低，單位質量能耗逐漸升高；此外，裝載量降低比率大于干燥時耗降低比率，因此生產率均逐漸降低。其中，干燥時耗降低速率較穩定；不均勻度降低速率逐漸減小，在0.6～0.9 m內徑范圍降幅較明顯，占總降幅的75.4%；生產率降低速率逐漸增大，在1.0～1.4 m內徑范圍降幅相對明顯，占總降幅的63.6%；單位質量能耗增加速率逐漸增大，1.0～1.4 m內徑范圍增幅相對明顯，占總增幅的69.9%。因此從節本增效、限制干燥不均勻度等因素綜合考慮，參考行業標準NYT 2785[28]（批次干燥降水幅度≥20%，干燥不均勻度≤3%），筒狀固定床外徑2.5 m，外柱面單位面積通風量0.3 m3/(m2·s)時，設定內徑0.9 m為宜，此時干燥時耗40.8 h，不均勻度1.42%，生產率67.64 kg/h，單位質量能耗5.69×106J/kg。

4.4 結構與通風參數優化

4.4.1 均勻設計模擬試驗與結果

為獲得最優的結構和通風參數，參考上文通風量、外徑、內徑對4個干燥指標影響的單因素模擬試驗分析結果，進一步縮小單因素模擬試驗中各因素的取值范圍，選取單位面積通風量0.24～0.36 m3/(m2·s)，外徑2.45～2.75 m，內徑0.75～1.05 m；采用U13*(134)均勻設計表，開展了以干燥時耗、生產率、單位質量能耗、不均勻度為指標的三因素13水平均勻設計模擬試驗，在此基礎上計算了綜合加權評分值。模擬試驗安排和結果見表1。

根據模擬試驗結果，采用MATLAB軟件“STEPWISE”命令進行三元二次逐步回歸分析，剔除不顯著項，得到綜合加權評分值與單位面積通風量、外徑、內徑的回歸模型，如式（35）。決定系數2、剩余標準差RMSE、值、值等模型質量評價指標見表2，各模型顯著項值見表3。

式中*為綜合加權評分值；1為單位面積通風量，m3/(m2·s)；2為外徑，m；3為內徑，m。

表1 U13*（134）均勻設計試驗安排和模擬計算結果

表2 回歸模型質量評價

表3 回歸模型各顯著項P值

4.4.2 最優通風參數的求解

為便于綜合加權評分*最大值的求解，以*相反數的最小值為目標函數，以單位面積通風量、外經、內徑3個影響因素邊界范圍為約束條件，則有：

目標函數：

約束條件：

采用MATLAB軟件“fmincon”函數，求解上述多元線性約束優化方程。可得：1=0.36 m3/(m2·s)，2=2.75 m，3=0.935 m時值最小?72.428，即獲得最大綜合加權評分值72.428，優于表1中的所有試驗因素組合。受各評價指標權重分配的影響，1和2均是約束條件內的最大值。將1、23值作為輸入值，模擬仿真筒狀固定床干燥可得干燥耗時39.2 h、生產率86.55 kg/h、單位質量能耗5.87×106J/kg、干燥不均勻度1.54%。

在小型臺架試驗驗證、結構與工藝參數優化分析基礎上，研發適用于實際生產中的大、中型筒狀固定床花生干燥機械設備將是今后進一步研究工作。

5 結 論

1）模型模擬結果與試驗結果基本相符，外、中、內各層花生平均含水率和溫度模擬值和試驗測得值的相關系數均達0.975以上，模型模擬可以準確描述花生實際烘干過程中含水率和溫度變化情況。

2）介質空氣在沿半徑方向從外向內穿過筒狀固定床對花生物料進行干燥時，由于溫度的降低和相對濕度的增加，內層物料在干燥起始時間和干燥速率方面均存在一定的滯后，但單位面積通風量沿通風方向逐漸增大，對內層物料的干燥滯后問題有著較好的改善。

3）隨著單位面積通風量的增加，筒狀固定床干燥不均勻度有明顯降低，生產率亦有顯著提高，但單位質量能耗增幅較大；筒狀床外徑增加或內徑減小都可增加生產率，降低單位質量干燥能耗，但干燥均勻性問題很難解決。

4）當外進風面單位面積通風量0.36 m3/(m2·s)、筒狀固定床外徑2.75 m、內徑0.935 m時，干燥綜合評分指標最優。此時綜合加權評分值72.428，干燥耗時39.2 h、生產率86.55 kg/h、單位質量能耗5.87×106J/kg、干燥不均勻度1.54%。

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Performance index simulation and analysis of peanut ventilation drying in barrel-shaped fixed bed

Yan Jianchun, Wei Hai, Xie Huanxiong※, You Zhaoyan

(1.,210014; 2.,210014)

Mechanical drying become gradually used to reduce post-harvest losses of peanuts because the conventional sun-drying facilities cannot meet the requirements of peanuts drying in China. A barrel-shaped fixed bed drying, a kind of economical and practical dry method, which can be effectively suitable for the specific conditions in Chinese rural production.However,there are few reported on the parameters of structure and ventilation associated with the barrel-shaped fixed bed.

In order to obtain the drying mechanism and operating performance, a set of partial differential equation models were proposed for peanut drying in the barrel-shaped fixed bed, indicating the heat- and mass transfer relationships between peanut pods and medium air during the processing of mechanical drying. Then, a fully discretized physical model was established for the computer simulation.This model could also be used to calculate the moisture content and temperature of the peanut material layers, as well as the humidity and temperature of air medium in the real-time state during the peanut drying, specifically including the time consumption, unevenness distribution, productivity and energy consumption in the per unit mass during operation simulation for each running of peanut drying. The simulation results were in good agreement with the experimental ones. Between test- and simulation values, the correlation coefficients of the average moisture content for the outer, middle and inner of peanut material layers were 0.997, 0.995 and 0.998, respectively, whereas the correlation coefficients of the temperature for the outer, middle and inner of peanut material layers were 0.995, 0.979 and 0.991, respectively. The changing mechanism was therefore established to analyze the moisture and temperature distribution on the peanut-pods bed during drying process. The ventilation volumes per unit area of the outer cylindrical surface, external diameter and inner diameter of the barrel-shaped fixed bed were also analyzed according the previous four drying indexes(drying time consumption, productivity, energy consumption per unit mass, drying unevenness). The calculated results showed that the starting time of drying and drying rate of the inner materials layers were lagged due to the decrease in the temperature of air medium, while the increase in the relative humidity, compared with the outer layers in the peanut drying.However, the drying delay of the inner materials was well relieved as the increase of the ventilation volume per unit area along the ventilating direction, whereas the drying evenness of the barrel-shaped fixed bed decreased significantly as the increase of the ventilation volume per unit area of the outer cylindrical surface, but the productivity and the energy consumption per unit mass increased significantly. The productivity of peanuts would be increased, while the energy consumption per unit mass of the batch drying would be reduced as the increase in the external diameter or decrease in the inner diameter of the barrel-shaped fixed bed, but the distribution of the peanut moisture contents after drying operation was still remained unclear during this time. Therefore, the uniform design simulation test and synthetical weighted mark method were used to obtain the optimal structure- and ventilation parameters. The simulated results demonstrated that the optimal drying condition was achieved, where the external diameter of the barrel-shaped fixed bed was 2.75m, the internal diameter was 0.935m, and the ventilation volume per unit area of the outer cylindrical surface was 0.36 m3/(m2s). At this time, the drying time consumption was 39.2 h, the productivity was 86.55 kg/h, the energy consumption per unit mass was 5.87× 106J/kg, and the drying unevenness was 1.54%. These findings can therefore provide systematically technical support to the design and optimization of the barrel-shaped fixed bed for peanuts drying.

agriculture products; drying; peanut; fixed box; simulation

顏建春，魏海，謝煥雄，游兆延. 筒狀固定床花生通風干燥性能指標模擬與分析[J]. 農業工程學報，2020，36(1)：292－302.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.01.035 http://www.tcsae.org

Yan Jianchun, Wei Hai, Xie Huanxiong, You Zhaoyan. Performance index simulation and analysis of peanut ventilation drying in barrel-shaped fixed bed[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2020, 36(1): 292－302. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.01.035 http://www.tcsae.org

2019-09-04

2019-12-30

江蘇省農機三新工程（NJ2018-10）；中國農業科學院科技創新工程（農產品分級與貯藏裝備創新團隊）

顏建春，助理研究員，主要從事農產品加工技術與裝備研究。Email：yan.jc@Foxmail.com

謝煥雄，研究員，主要從事農產品加工技術與裝備研究。Email：nfzhongzi@163.com

10.11975/j.issn.1002-6819.2020.01.035

S226.6

A

1002-6819(2020)-01-0292-11