強(qiáng)制對流烘箱內(nèi)溫度場均勻性研究

陳清華, 吳佳樂, 李東生, 王建剛

(1.安徽理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院, 淮南 232001; 2.廣東立佳實(shí)業(yè)有限公司, 東莞 523000)

強(qiáng)制對流實(shí)驗(yàn)室烘箱是各種烘烤、環(huán)境實(shí)驗(yàn)常用設(shè)備,適用于電子元器件,儀器儀表、材料、金屬等產(chǎn)品在各種溫度環(huán)境下性能指標(biāo)分析及質(zhì)量管理檢驗(yàn)。產(chǎn)品環(huán)境試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性受多種因素影響,其中烘箱的內(nèi)部溫度場均勻程度為主要影響因素。因此溫度場均勻性是強(qiáng)制對流實(shí)驗(yàn)室烘箱研究的關(guān)鍵。

目前有許多針對烘箱、高低溫試驗(yàn)箱等封閉腔體內(nèi)部溫度場均勻性的研究,如Li等[1]研究了4種結(jié)構(gòu)改進(jìn)方法提高了酒柜的溫度均勻性,使內(nèi)部最大溫差從12.1 ℃降低到1.9 ℃;S?ylemez等[2]研究了熱電冷卻器在家用冰箱中兩種安裝位置對內(nèi)部風(fēng)速和溫度不均勻的影響,通過分析能耗選取了最優(yōu)方案;王志奇等[3]研究了熱風(fēng)循環(huán)隧道烘箱的6種結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案,分析了不同結(jié)構(gòu)的氣流分布,確定了隔板結(jié)構(gòu)方案最優(yōu),最大風(fēng)速降低51.4%,最佳風(fēng)速區(qū)域占比提高了75.17%;薛飛等[4]通過正交實(shí)驗(yàn)法篩選出車載烤箱進(jìn)口速度、孔板開孔高度、布風(fēng)室寬度、發(fā)射率4個參數(shù)最優(yōu)組合方案,使內(nèi)部溫度場均勻性提高6.7%;劉利娜等[5]通過研究

進(jìn)風(fēng)方式、回風(fēng)口位置、進(jìn)風(fēng)孔型等因素對冷藏室溫度分布的影響,提高了溫度均勻性,降低了溫度波動度。張鵬飛等[6]研究了干燥箱葉輪轉(zhuǎn)速對干燥箱溫度均勻性的影響,選取了合理的轉(zhuǎn)速,改善了干燥箱溫度場均勻性。當(dāng)前評價(jià)烘箱、高低溫試驗(yàn)箱或類似封閉腔體內(nèi)溫度場均勻性的指標(biāo)主要是工作區(qū)間內(nèi)設(shè)定監(jiān)測點(diǎn),分析監(jiān)測點(diǎn)間的最大溫差[7-9],或者計(jì)算能量利用系數(shù)、不均勻系數(shù)等參數(shù)[10-11]。還有許多研究冷藏車內(nèi)部貨物堆放對內(nèi)部流場和溫度場的影響[12-14]。普通商業(yè)烘烤箱主要是電加熱,而該實(shí)驗(yàn)室烘箱采用熱風(fēng)加熱。

根據(jù)以上相關(guān)研究文獻(xiàn)可知箱體結(jié)構(gòu)對溫度場流場有重要影響,可以通過優(yōu)化箱體結(jié)構(gòu)來提高烘箱的性能。上述研究對試驗(yàn)箱的改進(jìn)是基于改變內(nèi)部工作區(qū)結(jié)構(gòu),改變進(jìn)口風(fēng)速,改變進(jìn)風(fēng)口方向,架設(shè)導(dǎo)流板等措施實(shí)現(xiàn)的,而對于不同結(jié)構(gòu)的進(jìn)、回風(fēng)口布置方式等影響烘箱溫度場的重要因素并未深入研究。在相同的進(jìn)風(fēng)風(fēng)速、進(jìn)風(fēng)溫度下,不同的進(jìn)、回風(fēng)結(jié)構(gòu)下烘箱工作區(qū)的溫度場流場均勻性,能量利用率均有較大差異。因此,設(shè)計(jì)選擇合適的送、回風(fēng)結(jié)構(gòu)對提高烘箱性能,工作效率有重要意義。

現(xiàn)以廣東立佳實(shí)業(yè)有限公司生產(chǎn)的某型號強(qiáng)制對流實(shí)驗(yàn)室烘箱作為研究對象,建立三維模型,提出不同結(jié)構(gòu)形式的改進(jìn)方案,采用CFD數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)的方法分析不同進(jìn)、回風(fēng)口布置方式對于流場和溫度場的影響,篩選最優(yōu)的氣流組織和溫度場均勻性的結(jié)構(gòu)方案,并利用實(shí)驗(yàn)和仿真技術(shù)對比驗(yàn)證。

1 烘箱傳熱模型

1.1 箱體物理模型

圖1為烘箱的示意圖,箱體外殼材料為2.0 mm A3冷軋鋼板,內(nèi)膽材料為1.5 mm厚SUS不銹鋼,保溫材料為150 mm容重120 kg硅酸鋁棉,試驗(yàn)區(qū)尺寸為2 000 mm×1 500 mm×1 000 mm。該精密型烘箱采用左右送風(fēng)、后部回風(fēng)的循環(huán)氣流方式控制箱內(nèi)溫度場。熱風(fēng)由軸流風(fēng)輪帶入,經(jīng)U形電加熱管加熱,由風(fēng)道、孔板送風(fēng)口進(jìn)入烘箱內(nèi)部。烘烤樣品尺寸為300 mm×300 mm×40 mm,樣品擺放于烘箱內(nèi)匣缽內(nèi)。為了方便計(jì)算,仿真建模時(shí)忽略了匣缽影響。相關(guān)物性參數(shù)如表1所示。

表1 熱物性參數(shù)表Table 1 Thermophysical parameter table

圖1 箱體和樣品擺放模型Fig.1 Box and sample placement model

為了提升樣品烘烤加溫的均勻程度,應(yīng)提升烘箱試驗(yàn)區(qū)的溫度場和氣流場的均勻性,選取合適的進(jìn)、回風(fēng)口箱體構(gòu)造可以提升烘箱的性能。參考市場主流烘箱的進(jìn)出風(fēng)口布置方式,本文研究對強(qiáng)制對流烘箱內(nèi)箱體的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了拓展設(shè)計(jì),并利用Fluent進(jìn)行了數(shù)值模擬(圖2)。為了比較不同進(jìn)、回風(fēng)口箱體構(gòu)造對箱內(nèi)溫度場和氣流場的影響,基于單邊送風(fēng)與雙邊送風(fēng)提出了包括原方案在內(nèi)的5種結(jié)構(gòu)方案。各方案內(nèi)箱體及送風(fēng)孔板模型尺寸參數(shù)相同。同時(shí)為了避免體積流量不同對仿真結(jié)果的影響,單邊送風(fēng)風(fēng)速設(shè)置為雙邊送風(fēng)風(fēng)速的兩倍。

圖2 烘箱示意圖Fig.2 Schematic diagram of oven

基于雙邊送風(fēng)的形式,為了研究送、回風(fēng)位置對溫度場和氣流場的影響,分別設(shè)計(jì)了雙邊送風(fēng)后置回風(fēng)(方案1)以雙邊送風(fēng)置頂回風(fēng)(方案2)的內(nèi)箱體結(jié)構(gòu),如圖3所示;基于單邊送風(fēng)的形式,如圖4所示,分別設(shè)計(jì)了單邊送風(fēng)對象回風(fēng)(方案3)、單邊送風(fēng)置頂回風(fēng)(方案4)、背部送風(fēng)雙邊回風(fēng)(方案5)3種內(nèi)箱體結(jié)構(gòu)。

圖3 雙邊送風(fēng)方案Fig.3 Air inlet on both sides programme

1.2 數(shù)學(xué)模型

為了方便計(jì)算,對烘箱內(nèi)部流場的物理模型做如下假設(shè):①烘箱試驗(yàn)區(qū)內(nèi)的傳熱介質(zhì)空氣為不可壓縮流體,黏性力做功忽略不計(jì);②烘箱內(nèi)壁面設(shè)置為流固耦合;③湍流對流換熱采用雷諾時(shí)均方程;④簡化內(nèi)箱隔板結(jié)構(gòu)。

連續(xù)性方程為

(1)

式(1)中:ρ為密度,kg/m3;t為時(shí)間,s;ui為i方向上的速度,m/s;xi為位置。

動量方程為

(2)

式(2)中:μ為動力黏度,(N·s)/m2;p為壓力,Pa;gi為i方向上的重力加速度,m/s;δij為動力源項(xiàng);xj為位置。

能量守恒方程為

(3)

式(3)中:U為流體速度,m/s;T為溫度,K;K為對流換熱系數(shù),W/(m2·K);Cp為比熱容,J/(kg·K)。

Realizablek-ε模型為

Gk+Gb-ρε-YM

(4)

(5)

式中:k為湍動能;ε為耗散率;ut為湍流黏性系數(shù);σk為常數(shù),σk=1.0;σε為湍流特朗普數(shù);Gk為平均速度梯度引起的湍動能產(chǎn)生;Gb為浮力引起的湍動能產(chǎn)生;YM為可壓縮湍流膨脹影響系數(shù);E為源項(xiàng);v為平行于重力方向的速度分量;C1、C2、C1ε、C3ε為常量。

1.3 主要參數(shù)設(shè)置

采用solidworks建模,將模型導(dǎo)入ANSYS中劃分網(wǎng)格,在樣品和多孔入口處進(jìn)行了局部加密處理,網(wǎng)格劃分之后導(dǎo)入Fluent中進(jìn)行流場和溫度場計(jì)算。

送風(fēng)溫度隨時(shí)間線性變化,溫度與時(shí)間變化公式為

T=301.15+0.267t

(6)

式(6)中:T為溫度,K;t為時(shí)間,s。

將式編寫成UDF程序?qū)隖luent中。該仿真為瞬態(tài)仿真,時(shí)間步長為0.25 s,步數(shù)2 000,總時(shí)間為500 s。設(shè)置仿真的收斂條件為溫度,速度和能量的殘差小于0.001。箱內(nèi)氣流運(yùn)動為湍流運(yùn)動,采用Realizablek-ε方程湍流模型[15]進(jìn)行計(jì)算,求解采用成熟的SIMPLE算法,邊界條件如表2所示。

表2 邊界條件Table 2 Boundary condition

1.4 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證仿真計(jì)算結(jié)果符合網(wǎng)格無關(guān)性要求,對原烘箱模型按照單元網(wǎng)格尺寸分別為2、4、6、8、10、12 mm進(jìn)行網(wǎng)格劃分。通過仿真分析原型烘箱在不同尺寸網(wǎng)格下的中截面最大溫差來選取最合理的單元網(wǎng)格尺寸。圖5為6種單元網(wǎng)格尺寸下原型烘箱中截面最大溫差。由圖5可知,當(dāng)單元網(wǎng)格尺寸從6 mm減小到2 mm時(shí),中截面溫差變化很小,可以認(rèn)為單元網(wǎng)格尺寸為6 mm時(shí)的計(jì)算結(jié)果符合本文對網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證,因此本文中各方案模型的單元網(wǎng)格尺寸取6 mm。

圖5 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.5 Grid independence verification

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 溫度場分析

分別選取5種方案x、y方向的中截面進(jìn)行溫度場分析。

圖6和圖7是雙邊送風(fēng)形式下后置回風(fēng)和置頂回風(fēng)兩種情況下溫度仿真結(jié)果。方案1的最低溫度出現(xiàn)在箱體中部上下兩側(cè),方案2的最低溫度出現(xiàn)在箱體中部前后兩側(cè)。分析仿真結(jié)果可以看出雙邊送風(fēng)的形勢下烘箱工作區(qū)間呈現(xiàn)兩側(cè)溫度高,中部溫度低,兩側(cè)與中部存在明顯溫度差,中部存在大面積低溫區(qū)。分析原因是兩側(cè)熱氣流進(jìn)入工作區(qū)間后出現(xiàn)對流沖擊以及受回風(fēng)口位置影響從后部(頂部)的回風(fēng)口流出,導(dǎo)致入口熱空氣對中部區(qū)域影響很小。

圖6 方案1溫度仿真結(jié)果Fig.6 Programme 1 temperature simulation results

圖7 方案2溫度仿真結(jié)果Fig.7 Programme 2 temperature simulation results

圖8、圖9和圖10是單邊送風(fēng)形式下左側(cè)送風(fēng)對向回風(fēng)、左側(cè)送風(fēng)上部回風(fēng)和背部送風(fēng)兩側(cè)回風(fēng)3種情況下溫度仿真結(jié)果。分析仿真結(jié)果可以看出,方案3最低溫出現(xiàn)在右側(cè)上下兩處邊角,方案4最低溫出現(xiàn)右側(cè)上下兩處,下部所占面積較大,方案5最低溫度出現(xiàn)在前部。分析原因是單側(cè)熱氣流進(jìn)入箱體工作區(qū)后,受樣品及回風(fēng)口的影響,氣流未能均勻流過對側(cè)邊角區(qū),產(chǎn)生明顯低溫區(qū)。單邊送風(fēng)形式中方案3、方案4的溫度場均勻性相較于方案5稍好,最低溫度出現(xiàn)在邊角處且所占面積較小,對樣品所在區(qū)域影響很小。方案5存在較大面積低溫區(qū)且對樣品區(qū)域產(chǎn)生影響。

圖8 方案3溫度仿真結(jié)果Fig.8 Programme 3 temperature simulation results

圖9 方案4溫度仿真結(jié)果Fig.9 Programme 4 temperature simulation results

通過分析監(jiān)測點(diǎn)溫度、監(jiān)測面平均溫度可以更加直觀、科學(xué)地了解5種方案下箱體整個工作區(qū)的溫度情況。

如圖11所示,在貼近每層樣品選取5個平面,每個平面在選取5個測點(diǎn),選取了共計(jì)25個具有空間代表性的測點(diǎn)。如圖12所示,5個送風(fēng)方案相同位置測點(diǎn)做場內(nèi)溫度值對比,可以看出方案5各測點(diǎn)間溫度差值很大,表明箱內(nèi)溫度場均勻性差。方案1、方案2、方案3、方案4相較于方案5整體各測點(diǎn)間溫差較小,箱內(nèi)溫度場均勻性稍好。

圖11 測點(diǎn)示意圖Fig.11 Schematic diagram of measuring points

圖12 各方案監(jiān)測點(diǎn)溫度數(shù)據(jù)Fig.12 Temperature data of monitoring points in each programme

如圖13,考慮樣品對工作區(qū)域內(nèi)溫度場的影響,選取靠近每層樣品上下側(cè)為測點(diǎn)平面,共計(jì)10個測點(diǎn)平面。利用面積加權(quán)平均法計(jì)算10個測點(diǎn)平面的平均溫度,通過對比各方案下平面之間溫度值的差值評估箱內(nèi)溫度場的均勻程度。計(jì)算結(jié)果如圖5所示,從圖14可以看出,方案4、方案5折線變化幅度很大,表明10個平面間溫差值很大,部分平面存在明顯溫度驟變。方案1和方案3線條較為平穩(wěn),10個平面間差值較小,沒有明顯的溫度驟變,均勻性較好。

圖13 測點(diǎn)平面示意圖Fig.13 Plan diagram of measuring points

綜合考慮仿真結(jié)果溫度云圖、監(jiān)測點(diǎn)溫度和監(jiān)測面平均溫度,方案5的溫度場均勻性較差,所以可以排除方案5。其余4種方案還需要進(jìn)一步計(jì)算來確定最佳方案。

2.2 能量利用系數(shù)

不同送風(fēng)方案的烤箱升溫效率可以通過能量利用系數(shù)來進(jìn)行價(jià),能量利用系數(shù)η越大,表明該送風(fēng)方案的工作效率越高,節(jié)能效益越好,為烘箱的節(jié)能設(shè)計(jì)提供了相應(yīng)的參考,計(jì)算方法為

(7)

式(7)中:η為能量利用系數(shù);Tm為回風(fēng)口平均溫度,K;Tn為箱內(nèi)平均溫度,K;Tp為420 s時(shí)送風(fēng)口溫度,K。

計(jì)算所得的4種送風(fēng)方案的能量利用系數(shù)的如表3所示,可以看出,方案3的能量利用系數(shù)高于其他方案。

表3 不同送風(fēng)方案下的能量利用系數(shù)Table 3 Energy utilization coefficient under different air supply schemes

根據(jù)式(9)計(jì)算得到剩余4種送風(fēng)方案的能量利用系數(shù)的計(jì)算結(jié)果如表3所示。由表3可知,方案4的能量利用系數(shù)最小且與其他3種方案差值較大。方案3 的能量利用系數(shù)最大,表明方案3工作效率更高。與原方案相比,方案3能量利用系數(shù)提高17.5%。但計(jì)算能量利用系數(shù)僅能表明方案3具有較大的節(jié)能潛力,但無法確定為最佳的送風(fēng)方案。

2.3 不均勻系數(shù)

不同送風(fēng)方案的強(qiáng)制對流烘箱氣流組織均勻性可以通過“不均勻系數(shù)”進(jìn)行評估,為了獲得箱內(nèi)試驗(yàn)區(qū)的溫度和速度不均勻系數(shù),每個樣品上取8個監(jiān)測點(diǎn)(上、下面各取4個),每個方案共取360個監(jiān)測點(diǎn)采集的溫度和速度值,監(jiān)測點(diǎn)平面布置圖如圖15所示。并通過式(8)和式(9)計(jì)算溫度不均勻系數(shù)σT和速度不均勻系數(shù)σV。

圖15 樣品監(jiān)測點(diǎn)分布示意圖Fig.15 Distribution of sample monitoring points

(8)

(9)

圖16為4種方案在相同監(jiān)測點(diǎn)計(jì)算后的溫度和速度的不均勻系數(shù)。從圖16中可以明顯看出,方案3的溫度和速度的不均勻系數(shù)均是4種方案種最小值,其余3種方案溫度和速度的不均勻系數(shù)均大于方案3且差值較大。通過計(jì)算,方案3與原方案相比,溫度不均勻系數(shù)降低了26.5%,速度不均勻系數(shù)降低了48.6%。因此,通過分析能量利用系數(shù)和溫度、速度的不均勻系數(shù),可以確定強(qiáng)制對流烘箱的最佳送回風(fēng)結(jié)構(gòu)是單邊送風(fēng)對向回風(fēng)。

圖16 4種方案不均勻系數(shù)對比Fig.16 Comparison of nonuniformity coefficient of four schemes

3 烘箱溫場方案實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證最優(yōu)送風(fēng)方案的有效性,將最優(yōu)送風(fēng)方案應(yīng)用在仿真計(jì)算原型強(qiáng)制對流烘箱上進(jìn)行改造,布置單邊送風(fēng)孔板,回風(fēng)口布置于送風(fēng)孔板水平對邊,送風(fēng)風(fēng)量與回風(fēng)口面積與原箱體保持一致,分別對改造前后烘箱樣機(jī)進(jìn)行均溫性能測試。烘箱內(nèi)布置5層匣缽,每層共放置9個樣品,室溫為28 ℃,烘箱設(shè)定溫度為140 ℃,開機(jī)運(yùn)行7 min。原型烘箱與優(yōu)化后烘箱樣機(jī)箱內(nèi)測點(diǎn)布置方案一致,如圖17所示,各測點(diǎn)布置PT100傳感器采集溫度數(shù)據(jù)。

圖17 測點(diǎn)布置示意圖Fig.17 Layout diagram of measuring points

實(shí)驗(yàn)結(jié)果(圖18)顯示,原型烘箱最高溫度413.1 K,最低溫度406.9 K,整體最大溫差為6.2 K,烘箱均勻性較差;優(yōu)化后烘箱最高溫度413.0 K,最低溫度410.5 K,整體最大溫差為2.5 K。整體最大溫差降低了59.7%,溫度場流場均勻度提高。

圖18 原型烘箱和優(yōu)化烘箱溫度分布對比Fig.18 Comparison of temperature distribution between prototype oven and optimized oven

4 結(jié)論

通過CFD數(shù)值模擬計(jì)算不同送風(fēng)方案對強(qiáng)制對流實(shí)驗(yàn)室烘箱內(nèi)溫度場均勻性影響,得到最優(yōu)的送風(fēng)方案,并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了仿真計(jì)算的合理性。得出如下結(jié)論。

(1)雙邊送風(fēng)形式低溫區(qū)出現(xiàn)在箱體中部,單邊送風(fēng)形式低溫區(qū)出現(xiàn)在送風(fēng)口對側(cè)邊角區(qū)。通過分析監(jiān)測點(diǎn)溫度和測面平均溫度,排除背部送風(fēng)雙邊回風(fēng)方案。

(2)通過仿真計(jì)算,確定單邊送風(fēng)對向回風(fēng)為最優(yōu)送風(fēng)方案。經(jīng)過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證,驗(yàn)證了數(shù)值模擬分析強(qiáng)制對流實(shí)驗(yàn)室烘箱內(nèi)部溫度場的合理性。與原方案相比能量利用系數(shù)提高17.5%,溫度不均勻系數(shù)降低了26.5%,速度不均勻系數(shù)降低了48.6%,整體最大溫差降低為2.5 K,整體最大溫差降低了59.7%。

(3)設(shè)計(jì)的送風(fēng)方案已應(yīng)用于實(shí)際,改善了強(qiáng)制對流實(shí)驗(yàn)室烘箱的性能,對相關(guān)強(qiáng)制對流實(shí)驗(yàn)室烘箱性能改善提供了一定的參考。