水稻干燥變溫混配裝置設計與試驗

車 剛 王洪超 萬 霖 王 鑫 唐 浩 張成旭

(1.黑龍江八一農墾大學工程學院， 大慶 163319； 2.黑龍江省農機智能裝備重點實驗室， 大慶 163319； 3.北大荒農墾集團有限公司， 哈爾濱 150030)

0 引言

水稻是熱敏性物料，其特殊的生理性組織結構，導致其存在干燥特性差異。若干燥速率不均勻，或受熱溫度、干燥風速較高，易產生內部溫度梯度，出現爆腰的現象，在后續脫殼、碾米過程中會出現碎粒，造成出米率下降。若干燥溫度過高，則會導致內部出現脂肪酸等物質變性，加速水稻籽粒陳化，在蒸煮品嘗過程中，口感也會下降，即水稻食味值下降[1-6]。因此，水稻干燥品質受熱風風速和溫度的影響大。近年來，以水分活度為統一特征，以自由能傳遞和轉換為統一尺度，完整地從理論上揭示實際干燥過程，得到了干燥物系的數學解[7-8]，相關研究分析了影響干燥品質的因素并提出了有益的干燥工藝[9-11]，但是由于水稻干燥是大滯后、非線性變量物系，實現優質、高效節能干燥控制目標存在難度[12-16]。目前，在水稻干燥生產中，普遍以低溫作業為主，但是存在生產效率與品質控制的矛盾問題。基于品質控制的變溫保質干燥過程，對溫度精度要求較高，特別是當糧食干燥溫度高于目標溫度，則會嚴重影響干燥后的水稻品質。實際生產中依靠調節熱風機進風口風量與PID控制器配合進行溫度調節，具有大時滯性的特點，重新達到新溫度平衡用時較長，不能實現短時間內的變溫調節。糧食變溫干燥機普遍采用2臺或3臺風機為各干燥段提供不同溫度的熱風，該方法易于單獨溫度調控，但是供熱機構龐大、成本高，且使用大功率正壓風機，增加電能消耗，不利于節能[17-18]。

為此，本文結合水稻變溫干燥工藝，基于殼形管路混配氣流的變溫調節方法，設計同軸側入式殼形變溫混配裝置。該裝置利用相對穿透混合原理，以氣流旋轉驅動殼體內葉片導向配風為徑向混合方式，降低混合氣流在管道中的能量損失，縮小混合空間尺寸和混配時間，以實現高效氣流均勻混合。依據水稻含水率的變化，自動調節機電聯動式齒盤精量調節閥門開度，快速調整主風道的熱風溫度，以滿足變溫干燥的需求。

1 水稻變溫干燥工藝模型

水稻干燥是一個復雜的非線性系統，影響因素復雜且存在系統時滯問題。由于糧流的初始狀態各異，在干燥段內不同糧層深度的水稻狀態存在差別，易形成水分和溫度梯度[19-21]。依據在線水分傳感器獲得的水稻含水率數據，對熱風溫度進行變溫調控以獲得高品質水稻。水稻變溫干燥工藝模型如圖1(T0為水稻的初始溫度；M0為水稻的初始含水率；dF0為熱風的初始濕含量；T1～T4為不同干燥段水稻的溫度；TF0為冷空氣的初始溫度；TF1、TF2為混配前后的熱風溫度；TF3、TF4為排出廢氣的溫度；dF1、dF2為混配前后熱風的濕含量；VF0為冷空氣的初始風速；VF1、VF2為混配前后熱風的風速；VF3、VF4為排氣風機的風速；M1～M4為不同干燥段水稻的含水率；dF3、dF4為排出廢氣的濕含量)所示，熱氣流進入干燥機后，在上、下出風口風機作用下使上糧層呈逆流干燥狀態，下糧層呈順流干燥狀態。在循環干燥過程中，結合不同含水率的水稻對干燥溫度的需求，自主調控混配裝置的工作參數，改變進氣段的熱風溫度，從而獲得干燥段內水稻的質熱調節效應。

圖1 水稻變溫干燥工藝模型Fig.1 Rice variable temperature drying model

2 干燥機變溫混配裝置設計

2.1 干燥機基本結構

水稻保質干燥過程是對熱風溫度與風速精確控制的融合過程。因此在干燥機進風通道處設計變溫混配裝置，實現干燥溫度的實時調節。干燥機主體部分由預熱段、過渡段、干燥段、變溫混配裝置等構成，如圖2所示。通過調節排風口處安裝的變頻風機，可實現對干燥段內上部、下部風速的控制，進而改變干燥區域內水稻的降水幅度。在整個干燥過程中，自主調節后的溫差變化范圍小，避免影響水稻的干燥品質。

圖2 負壓循環式干燥試驗機Fig.2 Negative pressure circulation batch dryer1.提升機 2.變溫混配裝置 3.上層吸風機 4.下層左吸風機 5.下層右吸風機 6.底座 7.排糧機構

2.2 變溫干燥混配裝置設計

2.2.1冷熱氣流混合原理

在氣流混合過程中，采用多股氣流匯入主氣流的方式，能夠強化混合過程。當氣流流入與主氣流呈一定角度時，流體混合邊界發生彎曲并且氣流不再呈軸對稱。流體橫截面由圓形變為馬蹄形。主氣流與流體相交時被減速，形成滯止壓力區，繞過相交流體后形成低壓區，此時在該區域形成相反方向的漩渦。產生的側應力使主氣流與流入氣流混合更快速，縮短混合均勻距離[22-23]。基于氣流混合理論，設計一種配合負壓干燥機變溫控制的同軸側入式殼形變溫干燥混配裝置。單股冷氣流與主氣流的混合流動如圖3所示。

圖3 單股冷氣流與主熱氣流混合流動示意圖Fig.3 Schematic of mixed flow of single cold air flow and main hot air flow

當冷氣流軸線與熱氣流方向一致時，軸線與x軸的法向距離為絕對穿透深度h。絕對穿透深度h與入口直徑d的比值為相對穿透深度H。在冷熱氣流混合中相對穿透深度計算公式為

(1)

式中ρ1、ρ2——熱氣流和冷氣流的密度，kg/m3

v1、v2——熱氣流和冷氣流的速度，m/s

α——氣流相交角，(°)

由式(1)分析，冷熱氣流的密度、速度和氣流相交角將影響相對穿透深度，間接影響氣流混合效果。相對穿透深度越大，氣流混合速度更快且混合距離更短。當冷熱氣流都無相變且流體交角一定時，逆流的平均溫差最大而順流溫差最小。根據變溫混配干燥裝置控制范圍，采用順流混合方式適合對熱風溫度的調控。

2.2.2混配裝置結構設計

變溫干燥混配裝置是水稻變溫干燥系統的核心部件[24-25]，能夠將冷熱氣體按比例進行混合，使熱交換后的氣流達到新穩態，結構如圖4所示。氣流旋轉驅動殼體與進氣調節齒輪盤聯接，嵌套于主管道外壁上且可以相對轉動。氣流旋轉驅動殼體內部安裝有導向葉片，主管道壁面設有周向對稱開口，與旋轉驅動殼體套管壁面開口組成可調閥門。冷空氣在螺旋導向葉片導流作用下徑向對稱進入主管道內，在較短距離內實現冷熱氣流的均勻混合。試驗研究表明，氣流旋轉導向角度為40°～50°時，主管道徑向進氣流暢且流量大。因此設計導向葉片角度為45°。支架及限位組件與主體管道固定聯接，其作用是安裝步進電機和轉動限位。通過控制步進電機的轉速調節旋轉驅動殼體相對于主管道的轉動量，從而改變周向閥門開度，準確調節進氣量和氣流溫度。進氣調節齒輪盤的轉角與步進電機的供電時間相關。當管道中的溫度與目標溫度不符時，根據溫度差值對變溫混配裝置進行調節，快速達到目標溫度。

圖4 變溫干燥混配裝置Fig.4 Variable temperature mixed flow drying device1.主管道 2.氣流旋轉驅動殼體 3.步進電機 4.支架及限位組件 5.進氣調節齒輪盤 6.閥門開口 7.螺旋導向葉片

2.2.3閥門開口設計

閥門開口的形狀與尺寸直接決定裝置的進氣量和混合氣流的均勻度。考慮在主管道外壁開設長方形開口便于調節進風量，開口對稱布置易于實現穿透深度的均勻性，在主管道上開設對稱式長方形開口，旋轉驅動殼體套管壁面設計相同開口。由于采用側入式進風方式，在螺旋葉片導向作用下使冷氣流呈旋轉狀態進入主管道。假設混合過程為理想狀態，單位時間內通過變溫干燥混配裝置冷空氣和熱氣流的截面風量等于混合后的截面風量，計算公式為

v2πr2+v1S=vmπr2

(2)

式中S——開口面積，m2

vm——混合后風速，m/s

r——熱源管道內徑，取0.2 m

為了滿足干燥風量調節的要求，以獲取最小風溫和可調風速為約束條件，假設溫度波動為±5℃，熱風溫度為35～75℃，環境溫度為20℃。通過風速試驗確定結構參數，結合式(2)計算，得到主管道開口面積不大于0.026 m2，結合主管道表面尺寸，確定長方形開口數量為4個，寬度為15 cm，長度18 cm。

2.2.4傳動機構設計

為了實現精細調節進風量并準確控制熱介質溫度，結合進氣管道的尺寸特征，閥門開口調節機構采用小減速比的齒輪傳動方式，如圖5所示。設計進氣調節齒輪盤與氣流旋轉驅動殼體聯成一體，步進電機聯接的齒輪與進氣調節齒輪盤相嚙合。根據齒輪齒根彎曲強度設計和齒面疲勞接觸強度校核[26]，設計一級直齒傳動齒輪。為了增強齒輪傳動的平穩性和承載能力，確定重合度為1.63，傳動比為5，進氣調節齒輪盤齒數為110齒，步進電機齒輪為22齒。為防止齒輪軸向轉動影響傳動效率，設計電機齒輪齒面寬度為進氣調節齒輪盤寬度的2.5倍。

圖5 混配傳動裝置Fig.5 Transmission of mixed flow1.齒盤聯接件 2.電機支架 3.電機齒輪 4.齒盤 5.固定套

2.3 變溫干燥混配控制模型

在實際干燥工作中，應考慮在不同熱風溫度條件下，變溫干燥混配裝置閥門開度的變化對熱風溫度穩定性的影響。為提高變溫控制過程的精度以及混配氣流溫度的穩定性，進行L25(35)全面試驗，根據干燥過程的控制需求，確定熱風溫度a1因素水平選取為35、45、55、65、75℃，風機頻率a2因素水平選取為10、20、30、40、50 Hz，目標溫度與實際溫度差值a3為1、2、3、4、5℃。基于神經元網絡具有典型分布式計算的特點，采用以熱風溫度、風機頻率和系統溫度差值為輸入，閥門開度為輸出，通過神經網絡預測訓練與回歸分析獲得控制模型。

以試驗數據為樣本，應用Neuroshell進行學習訓練，80%為訓練樣本，20%為學習樣本。激活函數選擇logistic，學習速率為0.1，梯度選擇0.1，權重選擇0.3，以最小溫度偏差為目標。訓練結果：訓練次數為3.9×104次，最大溫度偏差為0.029℃，最小溫度偏差為0.017℃。將試驗值輸入訓練模型中，得出閥門開度預測值，利用SPSS回歸分析建立變溫干燥混配裝置驅動齒輪盤的閥門開度F控制模型

F=54.091-0.115a1-0.72a2+3.1a3-
0.011a1a2+0.086a1a3+0.241a2a3

(3)

通過閥門控制P-P圖對預測模型進行檢驗。如圖6a所示，閥門控制值與直線近似重合，即實測數據與理論數據相近，服從正態分布。如圖6b所示，剔除趨勢的閥門開度分布點與中線的差值波動偏差變化范圍在±0.2之間，說明變化范圍小，服從近似正態分布且模型能夠滿足對閥門的控制要求。回歸方程的預測與真實值的相關系數R=0.945，決定系數R2=0.892，擬合程度良好，顯著性P<0.001，各因素對閥門開度F影響極顯著，因此，該模型能夠間接表述各參數與電機供電時間的關系。為精確計算電機驅動時間，結合混配裝置的傳動比，設定電機轉速為50 r/min，閥門開口面積為33.75 cm2，得到變溫干燥混配裝置電機驅動時間t的控制模型為

t=0.41-0.000 8a1-0.005a2+0.23a3-
0.000 08a1a2+0.000 6a1a3+0.002a2a3

(4)

圖6 閥門控制P-P圖Fig.6 P-P diagram of valve control

結合神經元網絡預測建立的電機驅動時間控制模型，能夠根據實際熱風溫度與目標溫度差值來調節變溫干燥混配裝置的閥門開度，從而實現變溫干燥的精確控制。

3 氣流混配性能試驗仿真與驗證

3.1 試驗設備與儀器

試驗設備采用本文設計的變溫干燥混配裝置，通過透明亞克力管道與干燥機主風道相連，應用美國FLIR型紅外相機進行試驗觀測。采用法國KIMO公司生產AMI300型多功能測量儀進行風速檢測，使用變頻器對風機進行調速，范圍為0.1～10 m/s，使用電加熱系統提供熱源，電加熱功率50 kW。

3.2 試驗方案

運用Fluent軟件進行L9(34)試驗，對變溫混合過程進行仿真模擬，對溫度混合均勻后的邊界距離進行統計分析與評價。模擬試驗中開口度分別設置為80%、60%、40%、20%，主管道溫度設置為45、50、55、65℃，入口處管道風速分別設置為2.5、5、7.5、10 m/s。對導入模型的溫度場進行分析，并查看混合效果。對混合邊緣進行測量，混合距離作為冷熱混配評價指標。驗證試驗采用近紅外熱像儀分析，使用分界痕跡標記線對混合后距離進行標記。為方便觀測混合距離，在亞克力管道上打孔并用金屬點標記，標記點間距為200 mm。通過調節開口度、主管道溫度和入口處管道風速，得到冷熱氣流的混合情況。

3.3 仿真控制方法

假設空氣混合過程為理想混合狀態，且入風口壓力一致，冷熱氣體的混合看作是單位時間內經過變溫混配裝置的冷空氣與熱空氣的截面風量之和。采用大渦模擬(LES)的方法，在Fluent進行模擬仿真，獲得混合過程中流動情況。大尺度渦對于平均流動有較大影響，而小尺度的渦主要發揮耗散的作用。大渦湍流模型是對瞬時流體過濾，過濾出去則為小尺度的渦。大尺度渦流采用N-S方程進行求解，小尺度渦通過亞格子尺度模型求解。

3.4 試驗結果與分析

運用Fluent軟件對裝置內冷熱氣流混合仿真模擬分析，試驗結果如表1所示。

開口度對混合均勻距離的影響最大，入口處管道風速對混合均勻距離的影響次之。最優參數組合為A1B4C2，混合均勻距離最長邊緣距離為85.46 cm，最短為26.85 cm，仿真極值如圖7所示。在氣流旋轉驅動外殼導向葉片的作用下，冷熱氣流混合流向與管道軸向出現夾角偏移，能夠在較短距離內實現均勻混合，且混合過程邊緣線明顯，但氣流旋轉現象不顯著。

為驗證混合實際情況與數值分析結果的準確性，選取表1各試驗序號中的最優與最差組合進行近紅外熱成像驗證。近紅外熱成像法能夠根據表面的輻射溫度體現氣流流向，并且可直接反映溫度混合情況，氣流混合距離效果如圖8所示。由近紅外熱像試驗結果可知，在變溫干燥混配裝置的混合作用下，在裝置的后方出現氣流的旋轉痕跡邊界。同時為較為清晰體現氣體混配效果，如圖8b混合距離與Fluent仿真距離相比長1.15 cm，如圖8a混合距離與Fluent仿真距離相比短3.46 cm。近紅外熱像檢測的距離與仿真試驗結果相比誤差小于4.2%。

表1 試驗結果Tab.1 Test results

圖7 混合氣流仿真圖Fig.7 Simulation diagrams of mixed air flow

圖8 氣流混合距離驗證Fig.8 Mixed distance verification

試驗驗證表明：冷熱氣流能在較短距離內實現混合完全，無分層流動現象且混合效果好，滿足實際需求。

4 變溫混配性能試驗

4.1 溫度控制穩定性分析

通過干燥機控制系統MCGS觸摸屏設置干燥熱風溫度和目標溫度，進行溫度模擬輸入動態實測。設置溫度與目標溫度差值小于0.5℃，溫度變化設置波動區間為5℃，滿足電機運動控制方程。根據電機性能可知，在調節變溫干燥裝置過程中，電機滿程運動時間為0.75 s，本機采用電加熱裝置提供熱量，經換熱器換熱后熱風溫度較穩定。試驗用溫度傳感器反應時間5 s，遠大于電機滿程運動時間，因此可以通過設置熱風溫度、動態輸入模擬溫度與風速調節變頻器，觀測熱風溫度的波動。通過測量5 s后的溫度變化差值，進行溫控穩定性評價。

4.1.1熱風溫度對溫度偏差的影響

如圖9所示，隨著熱風溫度的增加，整體上溫度偏差呈上升趨勢，在較高溫度時出現偏差較大，偏差過大與風機的控制頻率及目標溫度的差值相關。溫度控制過程以溫度偏差評判控制系統穩定性[27]。溫度控制過程以溫度偏差小于1℃為界判斷控制系統的穩定性。通過試驗測試表明，溫度合格率為84.6%，其中溫度偏差最大值為1.56℃，溫度偏差最小值為0.4℃，平均值為0.96℃，標準誤差0.082℃。

圖9 熱風溫度對溫度偏差影響Fig.9 Influence of heat wind temperature on temperature deviation

4.1.2風機頻率對溫度偏差的影響

隨著風機頻率的增加，整體上溫度偏差呈上升趨勢，在高頻率區間段溫度偏差較大，如圖10所示。由于風機頻率過高，控制精度下降導致溫度偏差上升。溫度控制過程以溫度偏差小于1℃為界判斷控制系統的穩定性，以風機頻率為變量因子進行評判，其中溫度偏差最大值為1.8℃，溫度偏差最小值為0.2℃，平均值為0.829℃，標準誤差為0.035℃。

圖10 風機頻率對溫度偏差的影響Fig.10 Influence of fan frequency on temperature deviation

綜上分析熱風溫度、風機頻率對溫度偏差的影響可知，溫度波動范圍在0.20～1.56℃。試驗可知變溫干燥混配裝置的控制滿程時間為0.75 s，最大變溫溫差的均值為0.96℃，控制合格率達84%以上，滿足設計要求。

4.2 變溫干燥效果驗證

為驗證變溫干燥混配裝置的干燥效果，采用綏粳12為試驗材料，對干燥機的運行情況進行分析。工作環境溫度16℃，熱風變溫幅度設定為40～60℃，變頻調節熱風風速為0.5～2 m/s，干燥機滿載水稻1 360 kg。重點測試變溫控制過程對出機水稻含水率和干燥后品質的評價，采用的負壓循環式干燥機及變溫混配控制系統如圖11所示。

圖11 負壓循環式干燥試驗樣機Fig.11 Test prototype of negative pressure batch dryer

圖12 水稻入機和出機含水率變化曲線Fig.12 Entering and exiting rice moisture chart

設置水稻出機含水率小于14.5%，進行連續干燥運行試驗，通過在線水分儀記錄可得水稻入機和出機含水率變化，如圖12所示。入機水稻含水率變化區間為17.1%～19.6%，水分不均勻性大。在變溫調控的作用下，水稻籽粒均勻受熱，出機水稻含水率的變化幅度較平緩，含水率標準誤差均值為0.035%，方差為0.113%2，總體在合理控制區間內。應用佐竹大米食味計和外觀品質檢測儀測試，水稻食味值大于82，糙碎率小于3.4%，干燥不均勻性指數小于0.5%。整機運行平穩可靠，滿足生產要求。

5 結論

(1)結合水稻變溫干燥工藝模型，基于冷熱氣流相對穿透混合原理，設計了一種同軸側入式殼形變溫干燥混配裝置，采用氣流旋轉驅動殼體內布置的導向葉片為徑向配風通道，機電聯動式齒盤精量調節閥門開度，實現高效氣流均勻混合。

(2)基于神經元網絡預測與回歸試驗設計方法分析并建立了變溫控制驅動齒輪盤的閥門控制模型和電機供電時間控制模型。應用 Fluent 軟件進行仿真優化，確定了最優參數組合。采用紅外熱像儀進行驗證，冷熱氣流能在較短距離內實現完全混合，無分層流動現象且混合效果好。獲得最佳混配效果的距離為26.85 cm。

(3)變溫混配裝置控制分析表明，變溫控制系統在干燥控制過程中時滯較小，控制滿程時間為0.75 s，最大變溫溫差的均值為0.96℃，控制合格率達84%以上。水稻出機含水率在合理范圍內，干燥后水稻食味值大于82，糙碎率小于3.4%，綜合評價滿足生產要求。