孟 禮 ，張 華 ，張亞楠

（1.南通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南通 226019；2.南通思瑞機(jī)器制造有限公司，江蘇 南通 226500）

1 引言

皮革真空干燥機(jī)是制作皮革工藝最重要的機(jī)械裝備之一。皮革真空干燥機(jī)的工作原理為：將皮革置于臺板表面，通過上下臺板壓合，形成密封腔；用真空泵對密封腔抽真空以降低水的汽化溫度，同時向臺板下方內(nèi)部流道不斷地通熱水以加熱臺板，從而達(dá)到干燥皮革的目的[1-2]。因此，合理的流道對保證皮革充分受熱，進(jìn)而達(dá)到皮革所需的干燥效果來說至關(guān)重要。

流道中熱水加熱臺板的過程是一個典型的流固換熱過程。不少學(xué)者均采用流體仿真軟件對流固換熱的裝置進(jìn)行研究，如文獻(xiàn)[3-5]分別對晶閘管水冷散熱器、洗衣機(jī)烘干流道、汽車緩速器定子散熱流道的溫度場進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)仿真。但穩(wěn)態(tài)仿真并不能得出系統(tǒng)未到達(dá)穩(wěn)態(tài)前的溫度場隨時間的變化情況。因此，采用Fluent軟件對（3×7）m的皮革真空干燥機(jī)臺板表面溫度場進(jìn)行仿真進(jìn)行瞬態(tài)分析。因為真空干燥機(jī)內(nèi)部的流道是通過焊接焊條的方式將臺板內(nèi)部水域分割開來形成的，所以分別分析了流道的焊條排布方式、焊條數(shù)目、單進(jìn)出口與雙進(jìn)出口對臺板表面溫度場的影響，并通過綜合比較臺板表面溫度提升的快慢、穩(wěn)態(tài)點溫度的高低、到達(dá)穩(wěn)態(tài)時間的長短來選出最佳方案。

2 臺板流道的幾何建模及網(wǎng)格劃分

皮革真空干燥機(jī)臺板的尺寸為（3000×7000×50）mm，其內(nèi)部流道深度為40mm，為上下板厚度為5mm，臺板四周壁厚10mm，進(jìn)出口均設(shè)置在臺板寬邊一側(cè)且進(jìn)出口方向與臺板長邊平行，工作時臺板的進(jìn)口流量為25m3/h。加工臺板時，通過臺板下表面焊接厚度為15mm焊條的方式將臺板內(nèi)部的水域分割開來構(gòu)成S型流道。原方案臺板內(nèi)部流道焊條的排布方式，如圖1所示。15根焊條平行于臺板長邊方向等距布置，1根垂直于臺板長邊方向的焊條布置在出口附近。臺板進(jìn)出口處管接頭形狀，如圖2所示。進(jìn)口與出口的直徑相同，均為54mm。管接頭方形盒處的尺寸為（90×90×80）mm，其下方帶有 45°斜角。

圖1 原方案下臺板內(nèi)部焊條排布圖Fig.1 The Arrangement of Welding Rods inside the Platen Under the Original Plan

圖2 臺板進(jìn)出口處管接頭Fig.2 The Pipe Connector at the Inlet and Outlet of the Platen

3 臺板表面溫度場的瞬態(tài)分析

在仿真前做如下假設(shè)：（1）空氣物性參數(shù)為常數(shù)；（2）流體在壁面上無滑移；（3）壁面光滑表面；（4）忽略臺板與抽真空管道部分的熱傳導(dǎo)；（5）忽略輻射熱效應(yīng)；（6）流體不可壓縮。Fluent中邊界條件設(shè)置，如表1所示。設(shè)置瞬態(tài)分析步數(shù)為1200步，時間步長為0.25s，即分析熱水加熱臺板5min內(nèi)的溫度場變化情況[6]。

表1 Fluent中邊界條件設(shè)置Tab.1 The Boundary Condition Settings in Fluent

3.1 焊條排布方式對臺板表面溫度場的影響

原方案下加熱臺板兩分鐘后臺板表面的溫度場分布情況，如圖3所示。由圖3可以得知，臺板出口附近的溫度場分布很不理想，這是因為從臺板內(nèi)部流道流向出口處熱水的速度方向與臺板出口方向垂直，因而在出口附近產(chǎn)生了回流，降低了該區(qū)域的流速，影響了該區(qū)域熱水與臺板內(nèi)壁的對流換熱。為了避免這種情況，對原方案進(jìn)行改進(jìn)，將所有的焊條均平行于臺板的長邊布置，這樣不僅避免了出口處的回流現(xiàn)象，而且也可以減少彎道的數(shù)量，優(yōu)化溫度場分布，并減小水力損失。此外，焊條應(yīng)等距布置，因為焊條不等距布置會導(dǎo)致流道截面變化，從而引起流速分布不均，進(jìn)而破壞溫度場分布的均勻性。改進(jìn)后加熱臺板兩分鐘后臺板表面的溫度場分布，如圖4所示。同等時間內(nèi)，臺板上表面的最低溫度從37.12℃提升至39.23℃，優(yōu)化效果明顯。所以合理的焊條排布方式應(yīng)該為所有焊條均等距平行于臺板的長邊布置。

圖3 原方案下加熱臺板兩分鐘后臺板表面溫度場Fig.3 The Temperature Field on the Surface of Platen after Heating for Two Minutes Under the Original Plan

圖4 改進(jìn)后方案加熱臺板兩分鐘后臺板表面溫度場Fig.4 The Temperature Field on the Surface of Platen after Heating for Two Minutes Under the Improved Plan

3.2 焊條數(shù)對臺板表面溫度場的影響

依據(jù)上述按臺板長邊方向等距平行布置焊條的方案，則n根焊條將臺板內(nèi)部水域分割成n+1份。增加焊條數(shù)，也就等于減小了流道的截面積，在進(jìn)口流量不變的條件下，增大了流速v，減小了當(dāng)量直徑d，由長直管內(nèi)對流換熱經(jīng)驗公式[7]，有：

式中：α1—對流換熱系數(shù)；K—系數(shù)常量；λ—流體熱導(dǎo)率；d—當(dāng)量直徑；v—流速；ρ—密度；μ—動力粘度系數(shù)；CP—水的比熱容。

由上式，在水溫一定時，v越大，d越小，可以增大對流換熱系數(shù)α1，提升換熱效果。但由于焊條與上方臺板的焊接區(qū)域與熱水并不接觸，增加焊條使水與上層臺板間的實際換熱面積反而減少，不利于傳熱。為了分析出焊條數(shù)對臺板表面溫度場的影響，對焊條數(shù)為3、7、15、31下的臺板進(jìn)行瞬態(tài)分析，這四種情況下臺板表面的平均溫度曲線，如圖5所示。

圖5 臺板表面平均溫度曲線圖Fig.5 The Curve of Average Temperature on the Surface of Platen

從圖5可以看出溫度變化可分為3個階段：第一階段，在熱水和臺板之間溫差較大時，α1對臺板溫度場的影響居于主導(dǎo)地位，所以n越大，v和d越大，α1越大，溫度提升越快；第二階段，隨著臺板與熱水間的溫差不斷縮小，水與上方的臺板間的換熱總量亦不斷縮小，此時由于焊條與上方的臺板焊接區(qū)域與熱水并不接觸，僅靠臺板內(nèi)壁的熱傳導(dǎo)進(jìn)行加熱，所以此區(qū)域溫度上升緩慢。焊條數(shù)增大，熱水對上方臺板換熱面積減小，焊條與上方的臺板焊接區(qū)域反而增多，所以平均溫度提升反而緩慢；第三階段，由于焊條數(shù)大的流道內(nèi)熱水與臺板直接換熱區(qū)域的溫度提升地更快，因而這些區(qū)域與低溫區(qū)域的熱傳導(dǎo)更強(qiáng)，低溫區(qū)域溫度提升更快，故而焊條數(shù)為31對應(yīng)的臺板表面的平均溫度值重新變?yōu)樽罡?。從上也可以看出，盡管焊條數(shù)為（3～31）區(qū)間內(nèi)總體趨勢為焊條數(shù)越大，最終臺板表面平均溫度越高，但隨著焊條數(shù)不斷地增加，焊條數(shù)對臺板表面的平均溫度影響越來越小，焊條數(shù)為31時臺板表面對應(yīng)的平均溫度僅比焊條數(shù)為15時高0.03℃。在考慮水力損失和成本的條件下，顯然焊條數(shù)為15是這四個方案中最優(yōu)的。

3.3 雙進(jìn)出口對臺板表面溫度場的影響

對于上述焊條數(shù)為15的臺板，將其改為擁有雙進(jìn)出口的臺板，如圖6所示。使得臺板內(nèi)部流道由原來的一個整體流道變?yōu)閮蓚€獨立的流道，每個流道各對應(yīng)一個進(jìn)口及一個出口。此時由于雙進(jìn)出口下臺板內(nèi)部兩個流道完全對稱分布，所以只取一半的臺板進(jìn)行分析。則與單進(jìn)出口的臺板相比，其與外界空氣的對流換熱面積減少一半，有利于臺板溫度的提升，但在總流量不變的前提下，其進(jìn)口流速僅為原來的一半，降低流速又不利于傳熱。為比較這兩種情況下臺板表面的溫度場分布，對其進(jìn)行仿真，得到的臺板表面平均溫度曲線，如圖7所示。

圖6 雙進(jìn)出口臺板Fig.6 The Platen with Double Inlet and Double Outlet

由圖7可知，在初始加熱階段，由于水與臺板的溫差較大，流速對臺板表面的溫度場影響占主導(dǎo)地位，所以單進(jìn)出口情況下的臺板表面平均溫度升高較快，但隨著水和臺板溫差的減小，臺板表面與空氣的溫差加大，空氣對臺板的對流換熱面積對溫度場的影響越來越明顯，兩種情況下臺板表面的平均溫度之間的差值逐漸縮小。5min時，單進(jìn)出口的臺板下臺板表面的平均溫度比雙進(jìn)出口時僅高了0.11℃。總體看來，加熱臺板5min內(nèi)熱水流速對臺板表面溫度場的影響比空氣對臺板的對流換熱面積更大，單進(jìn)出口臺板對應(yīng)的結(jié)果更好。

圖7 單進(jìn)出口與雙進(jìn)出口下臺板表面平均溫度曲線圖Fig.7 The Curve of Average Temperature on the Surface of Platen Under Single or Double Inlet and Outlet

3.4 改進(jìn)方案對臺板表面穩(wěn)態(tài)溫度的影響

為了得到各種情況下臺板表面的穩(wěn)態(tài)溫度及其到達(dá)穩(wěn)態(tài)所需的時間，增大瞬態(tài)分析步數(shù)，并認(rèn)為在瞬態(tài)分析中當(dāng)每秒鐘平均溫度變化量小于0.001℃時判定其到達(dá)穩(wěn)態(tài)，穩(wěn)態(tài)時間取整。為了進(jìn)一步確定最終方案，對焊條數(shù)為13及17的情形也進(jìn)行了仿真。各種方案下臺板表面的穩(wěn)態(tài)溫度及到達(dá)穩(wěn)態(tài)所需的時間，如表2所示。

表2 臺板表面的穩(wěn)態(tài)溫度及到達(dá)穩(wěn)態(tài)所需時間Tab.2 The Steady-State Temperature and the Time to Reach Steady-State on the Surface of the Platen

從表2可知，雙進(jìn)出口下臺板表面穩(wěn)態(tài)溫度仍然較單進(jìn)出口時低，所以選擇單進(jìn)出口方案。焊條數(shù)為13和15下臺板表面溫差較大，而焊條數(shù)為15和17下臺板表面溫差較小，其平均溫度相差不到0.01℃。綜上所述，選擇單進(jìn)出口、在臺板內(nèi)部流道平行于長邊方向等距布置15根焊條為最終方案。最終方案實物，如圖8所示。

圖8 臺板內(nèi)部流道實物圖Fig.8 The Real Channel inside the Platen

4 臺板表面穩(wěn)態(tài)溫度場的驗證

現(xiàn)用實驗來驗證穩(wěn)態(tài)時臺板表面的溫度場分布。為了獲取臺板中央位置的溫度，在室溫為20℃的條件下往最終方案下臺板內(nèi)部通入50℃熱水，取靠近進(jìn)口一側(cè)臺板長邊的中點為起始測點，遠(yuǎn)離進(jìn)口一側(cè)臺板長邊的中點為最終測點，每隔15mm取一測點，測量起始測點與最終測點連線上的溫度。實驗及仿真中測得的溫度分布曲線，如圖9所示。由圖9可知，實驗值與仿真值的溫度分布趨勢相近，焊條與臺板焊接處對應(yīng)的區(qū)域溫度較低，臺板內(nèi)壁與水直接對流換熱的區(qū)域溫度較高。此外，對于與水直接對流換熱的區(qū)域，因為在遠(yuǎn)離流道內(nèi)部直角彎的一側(cè)流速較快，有利于傳熱，所以溫度比靠近流道內(nèi)部直角彎一側(cè)的溫度要高。仿真值的溫度變化范圍為（48.52～49.70）℃，實驗值的溫度變化范圍為（48.50～49.63）℃。測得得實驗值略低于仿真值，其原因有仿真時未考慮臺板與抽真空管道的熱傳導(dǎo)，使得計算值偏高?？偟膩碚f，實驗與仿真達(dá)到了較好的吻合，實驗中各測點間的最大溫差僅為1.13℃，有利于皮革的高效干燥。

5 結(jié)語

采用Fluent對工廠（3×7）m的皮革真空干燥機(jī)臺板表面進(jìn)行瞬態(tài)溫度場仿真，分析了臺板內(nèi)部流道焊條的排布方式、焊條的數(shù)量、單進(jìn)出口與雙進(jìn)出口對溫度場的影響，得出了以下結(jié)論：

（1）在流量一定的情況下，使焊條均勻等距平行于臺板的長邊方向布置改善了流場的分布，進(jìn)而改善了流道的傳熱性能，是最有利于臺板表面溫度場分布的選擇。

（2）在保證焊條均勻等距平行于臺板的長邊方向布置情況下，適當(dāng)?shù)脑黾雍笚l可以提高臺板表面的溫度，采用15根焊條是最佳的選擇。

（3）在進(jìn)口總流量一定的情況下，由于流速比空氣對臺板對流換熱面積對溫度場的影響更為顯著，單進(jìn)出口的臺板其表面溫度場分布比雙進(jìn)出口時要好。