側進風鹽泥干燥室的流場仿真及結構改進

朱桂華，何偉澤，唐浩亭，易山圳，陳 勇

（1.中南大學機電工程學院，湖南長沙410083；2.湖南中大山水環?？萍加邢薰荆?/p>

鹽泥是鹵水制鹽工藝過程產生的固體廢棄物，是排出的各種無機鹽的總稱，一般含有大量CaCO3、Mg（OH）2、CaSO4和少量重金屬元素等不溶性化合物［1］。 中國的制鹽工業每天產生大量鹽泥，以往直接排放、沉淀后集體堆放或者將鹽泥注入鹵水井，這些方式處置效率低下，還會造成環境污染。而含水率低于20%（質量分數）的鹽泥可實現綜合化、資源化利用［2］。 使用干燥設備對鹽泥進行干燥，是實現鹽泥資源化利用的重要環節。

在用于熱干燥的干燥設備中， 多層帶式干燥機用途廣泛、適應性很強，具有占地面積小、干燥效率高等優點，廣泛應用于各行各業的顆粒狀、片狀、條狀和塊狀等物料的干燥加工［3］。 干燥室作為干燥機的重要組成部分， 是物料和干燥介質進行熱質交換的場所，物料經過預熱、干燥和冷卻等過程達到產品的要求。熱風干燥物料的效果不僅取決于溫度，更取決于干燥室內各層巷道中風速的大小和均勻程度［4］。 目前國內外學者對于水平氣流式帶式干燥機和底部進風的穿流式帶式干燥機研究較多， 且主要集中在食品、藥材、飼料、茶葉及木材等研究上［5-10］，而對于側進風鹽泥干燥室內流場的分析研究較少。筆者以某制鹽公司的鹽泥干燥機為原型， 針對鹽泥干燥不均勻問題進行流場數值模擬和風速、 鹽泥含水率實驗測量，在此基礎上做進一步的結構改進，研究不同結構側進風穿流帶式鹽泥干燥機的干燥效果，以期為穿流式帶式鹽泥干燥機的設計提供參考。

1 干燥機結構

鹽泥干燥機采用多層帶式干燥機， 主要由鹽泥提升機、進料口、排濕窗口、進風口、出風口、出料口、傳送帶和箱體組成，結構見圖1。 其中干燥機箱總長為10000mm、寬為1500mm、高為1800mm。 進、出風口（各8個）尺寸均為400mm×400mm。 干燥機箱內有3層傳送帶，傳送帶采用鋼絲網狀，每一層的傳送帶長為9600mm、寬為1400mm，傳送帶與干燥機箱兩側內壁有50mm 間隙，見圖2。

圖1 多層帶式烘干機結構圖

圖2 傳送帶與箱壁間隙示意圖

2 干燥室內氣流場數值模擬

2.1 幾何模型

為簡化問題， 對干燥室內部結構進行簡化。 將進、 排氣系統用進氣口和排氣口表示， 忽略傳動部件、鋪平裝置和固定裝置對氣流的阻礙作用，忽略傳送網帶，忽略傳送網帶前后端與干燥室間隙，并表示出鋼質傳送網帶和鹽泥層厚度等關鍵結構。 簡化后的模型見圖3。

圖3 干燥室三維幾何模型

2.2 數學模型

對帶式鹽泥烘干機干燥室內的流場進行數值模擬時作如下假設：1）干燥室內的氣體不可壓縮且滿足Boussinesq 假設；2）干燥室內的氣體流動狀態為湍流且為穩態；3）干燥室內的氣流速度較小，視為不可壓縮流動，忽略流體粘性力做功產生的耗散熱；4）假設烘干室內氣流的湍流粘性為各向同性；5）假設烘干室除進氣口、排氣口外氣密性良好。帶式鹽泥干燥機在穩定運行時流動狀態滿足連續性方程、動量和能量守恒方程：

連續性方程：

動量守恒方程：

能量守恒方程：

采用Fluent 軟件中標準k-ε 模型求解流場問題。

湍流動能k 方程：

湍流耗散率ε 方程：

式中：Gκ為平均速度梯度引起的湍動能；Gb為浮力影響產生的湍動能；YM為可壓縮湍流脈動膨脹對總耗散率影響的貢獻；C1ε、C2ε、Cμ為常數。

采用多孔介質模型對物料層進行模擬計算。 其源項由兩部分組成：粘滯損失項和慣性損失項。

式中：Si為第i 個（x，y 或z）運動方程的原項；D 和C為系數矩陣；vj為j 向速度分量。

水力直徑計算公式：

式中：DH為水力直徑，m；A、B 為進風口長和寬，m。

湍流強度計算公式：

粘性阻力系數1/α 和慣性阻力系數C2公式計算：

式中：Dp為鹽泥平均顆粒直徑；φ 為鹽泥層空隙率，即孔隙的體積與堆積床層區域體積之比。

2.3 網格劃分與模擬邊界條件

使用solidworks 建立干燥室幾何模型， 流體域及多孔介質區域的提取與編輯在DesignModeler 進行， 使用Mesh 進行網格劃分。 釆用混合四面體單元，并對鹽泥床層網格進行加密。空氣介質區域網格節點步長為25，鹽泥層節點步長為10。 Fluent 模擬仿真計算參數設置見表1。

表1 數值模擬參數設置

2.4 實驗測量內容及數據處理

實驗所用鹽泥產于湖南某鹽化有限公司。 鹽泥漿經過水洗后泵入壓濾機壓濾， 得到的泥餅再送至專用破碎機破碎得到粒徑為20mm、 含水率為30%（質量分數）左右的鹽泥顆粒。為對鹽泥層氣流分布、含水率進行分析， 需建立風速監測點和含水率檢測點。以干燥室底部中心位置為原點，干燥室長度方向為X 方向、寬度方向為Y 方向、高度方向為Z 方向。在第一層傳送網帶上相等的Y 值位置取3個點的鹽泥測量其含水率， 假設鹽泥在同一層傳送帶上只沿X 方向運動，且落到下一層傳送網帶時Y 值保持不變。 3個鹽泥含水率測量點在每一層傳送帶上對應3條運動路徑，在每一條運動路徑上均勻取20個風速監測點，每一層共計60個點進行風速［vij（i=1，2，3；j=1，2…20）］監測，風速監測點平面分布見圖4。

圖4 風速監測點平面分布圖

建立一個評價指標［11］，采用各監測點風速的不均勻系數M 來評價速度分布的均勻性，即：

分別計算出每一層傳送帶上每一條路徑上監測點的風速平均值vi、每一層風速平均值、標準差S及不均勻系數M。 由于鹽泥隨傳送帶一起運動，鹽泥先后經過20個風速監測點，因此將該運動路徑上20個點的氣流速度的平均值vi作為鹽泥在該運動路徑上的氣流速度值，即：

干燥機穩定工作一段時間后， 在出料口位置每隔10min 對監測點位置的鹽泥進行取樣，稱取干燥后的鹽泥質量記為M1，放入微波爐干燥10min 稱其質量記為M2，而后再放入微波爐干燥10min 稱其質量記為Mi，以此類推直至最后3次。 當鹽泥質量Mi不再變化時，其含水率：

含水率不均勻系數為α，則：

2.5 數值模擬與實驗測量

圖5 平面X=-0.6m 壓力云圖和速度云圖

圖5a、b 分別為干燥室在X=-0.6m 平面處的壓力云圖和速度云圖。由圖5a 可知干燥室內存在壓力梯度， 鹽泥作為層與層之間的過渡， 壓力分層較明顯。 在熱氣流上升的過程中， 由于鹽泥層的阻礙作用，氣壓有一定損耗，層與層之間壓降約為200Pa，隨著Z 值不斷增大干燥室內壓力不斷減小，在出風口位置時壓力達到最小。 由圖5b 可知，穿過干燥室內壁和傳送帶之間縫隙的氣流速度很大為5～8m/s，而鹽泥層上方的風速較小為0.5～2m/s，且層與層之間、同一層之間氣流大小不均勻。

圖6a、b、c 分別為干燥室內平面Z=0.66、1.06、1.46m 各監測點風速模擬值。由圖6a、b 可知，第一、二層鹽泥上方位置兩側風速比較大， 中間風速比較??；由圖6c 可知，第三層鹽泥上方位置風速比第一、二層大，在中間位置達到最大值，即中間位置風速大于兩側風速值。對比圖6a、b、c 可知同一層面上氣流的不均勻性。

圖6 各監測點風速模擬值

仿真模擬所得每一層路徑風速平均值vi、層風速平均值、標準差S 及不均勻系數M 見表2。 由表2可知，各鹽泥層氣流比較紊亂，在同一層傳送帶上的各條運動路徑的氣流速度相差較大， 不均勻系數達到31.5%以上。

表2 風速平均值、標準差與不均勻系數

表3為實驗測量所得鹽泥含水率。由表3可知，3個測量點位置測量所得鹽泥含水率（ω）分布在15.21%～21.37%， 傳送帶兩側的鹽泥含水率低于中間位置的鹽泥含水率，平均含水率（ω）為18.01%，不均勻系數（α）為14.16%。

表3 鹽泥含水率

由氣流模擬結果與鹽泥含水率實驗結果可知，氣流大小直接影響干燥效果。氣流速度越大，則干燥后的鹽泥含水率越低； 而氣流的不均勻性則會影響鹽泥含水率的不均勻性。通過分析可知，干燥室的第一層和第二層物料層， 兩側的氣流速度大于中間位置的氣流速度， 干燥床層兩側部位的鹽泥干燥效果好于中間部位。因此，需要對干燥室的內部結構進行改進，以此來改善其內部流場分布，從而提升干燥室干燥鹽泥的效果。

3 干燥室氣流場組織優化

3.1 改進后干燥室結構

考慮到熱空氣會從干燥室兩側縫隙向上直接流出， 擬在鋼絲網帶下方緊貼網的位置安裝2mm 厚的帶孔鋁板（孔徑為2.36mm），使鋼絲網帶在其上方滑動。 其結構見圖7。

圖7 改進后干燥室機箱內壁

3.2 建模與網格劃分

安裝帶孔鋁板后， 假設物料均勻平鋪在傳送帶和鋁板上， 氣流穿過鋁板和物料層并與物料發生傳質傳熱。改進結構后的干燥室模型建模、網格劃分方法和原結構一致，且模擬的邊界條件與原結構相同。

3.3 仿真與實驗結果分析

圖8a、b 為改進后的干燥室在剖面X=-0.6m 壓力云圖和速度云圖。與原結構相類似，改進后的干燥室內的壓力存在梯度，但從壓力值大小和壓降來看，改進結構后的壓力值最大達到1.53×104Pa，層與層之間的壓降約為4000Pa， 均遠大于原結構壓力與壓降。由圖8b 可知，熱風進入干燥室后，在壓力作用下熱風沿Z 軸方向運動，運動過程中由于鹽泥層的阻礙作用，使得熱風在橫向方向上擴展，在出風口位置速度逐漸增大并達到最大值。 層與層之間的速度相差不大，均勻性較好。

圖8 改進后干燥室平面X=-0.6m 壓力云圖和速度云圖

由于仿真和測量數據量大， 且改進后干燥室內第一、二、三層的氣流速度基本相同，受篇幅限制原始數據不再一一列出。 使用Origin 繪制第一層鹽泥監測點氣流速度模擬值和檢測值，結果見圖9。 從圖9看出CFD 數值模擬的干燥室速度仿真值與實驗測量值基本一致， 但存在一定的誤差， 誤差都在15%以內。造成誤差的原因，一是仿真時假設傳送帶前后兩端與干燥箱內壁無間隙， 實際上傳送帶前后兩端有物料下落到下一層傳送帶，間隙是存在著的，氣流會沿著間隙往上運動，并在干燥室內產生擾動，從而使風速的模擬值與實驗測量值存在誤差； 二是由于實驗設備和人員測量造成的誤差。

圖9 改進后干燥室風速模擬值與實驗值對比

表4為結構改進后干燥室風速平均值、 標準差與不均勻系數值。 由表4可知， 加裝擋板進行改進后，氣流紊亂的現象得到大大改善，氣流速度較為均勻，不均勻系數降到4%以內。

表4 改進后干燥室風速平均值、標準差與不均勻系數

表5為干燥室改進結構后測得的鹽泥含水率。由表5可知， 改進結構后的干燥室干燥的鹽泥平均含水率低于原結構干燥室干燥的鹽泥平均含水率，且各點的鹽泥含水率較為均勻， 不均勻系數為5.76%，低于原結構干燥室鹽泥含水率不均勻系數。

表5 干燥室改進結構后測得鹽泥含水率

雖然原結構干燥室測得的風速大于改進結構后干燥室的風速， 但是干燥效果卻是改進結構后的干燥室優于原結構干燥室。對于原結構干燥室，由于傳送帶與干燥箱內壁兩側有50mm 縫隙，而鹽泥層的粘性阻力較大， 熱風幾乎全部從兩側的縫隙處向上流動，而穿過鹽泥層的熱風很少，即在干燥室內形成了短路。 各鹽泥層間距為350mm，熱風從兩側縫隙進入到各鹽泥層間時空間急劇增大， 熱氣向干燥室中間擴散，在鹽泥層表面附近產生擾動，并在鹽泥層中間碰撞，所以氣流速度較大，但從鹽泥層中間穿過的比較少，傳熱傳質主要集中在鹽泥層表面。改進結構后的干燥室，熱風在進入干燥室后，由于鹽泥層的阻擋作用，熱風在橫向方向上擴展，速度降低，排濕風機的抽力以及干燥機內部形成的壓力梯度成為流體流動的驅動力，使熱風從物料層中間穿過，總體上在整個物料層發生傳質傳熱，能滿足排濕要求，且層與層之間風速較為均勻， 有利于同一層面上物料同步干燥，從而達到更有效的排濕效果。

4 結論

采用標準k-ε 湍流模型和多孔介質模型對原結構干燥室和結構改進后的干燥室內部流場進行了數值模擬， 得到了在入口風速為5m/s 情況下干燥室內部的壓力場和速度場， 并通過實驗方法對氣流速度和干燥后的鹽泥含水率進行了測量， 通過對比得出如下結論：

1）原結構的干燥室內直接穿過鹽泥層向上運動的熱風較少，絕大部分從兩側縫隙進入上一層，伴有擴散和擾動現象，風速較大但不均勻，風速不均勻系數為31%以上；結構改進后的干燥室，熱風在壓力的驅動下穿過鹽泥層，風速小但較為均勻，風速不均勻性最大值為3.4%。 兩者相比，加裝擋板后的干燥室的風速不均勻系數至少下降27.6%。

2） 經原結構干燥室干燥的鹽泥平均含水率為18.01%、不均勻系數為14.16%；結構改進后的干燥室干燥的鹽泥，平均含水率為13.53%、不均勻系數為5.76%，即平均含水率下降4.48%、含水率不均勻系數下降8.4%。結構改進后的干燥室氣流分布更均勻，干燥效率及效果均優于原結構的干燥室。

3）通過實驗方式測量監測點位置的風速，并與模擬值進行對比驗證， 兩者曲線基本一致， 誤差在15%以內， 證明了使用Fluent 進行干燥室流場仿真的可行性。