譚 磊，黃興元?，王 涵，潘留雯

（南昌大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，江西省輕質(zhì)高強(qiáng)結(jié)構(gòu)材料重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南昌 330031）

0 前言

塑料因其成本低、質(zhì)量輕、強(qiáng)度高、耐腐蝕、加工方便等優(yōu)異性能，被廣泛應(yīng)用在國民經(jīng)濟(jì)的各個領(lǐng)域。但隨著塑料制品的不斷使用，廢舊塑料也隨之與日俱增，給環(huán)境造成的污染也日趨嚴(yán)重。目前，廢舊塑料主要的處理方法是：填埋、焚燒、再生利用等。填埋處理是一種操作簡單、投資成本低的處理方法，但填埋占用土地面積，浪費(fèi)土地資源［1］；焚燒處理是回收利用廢舊塑料燃燒時所產(chǎn)生的熱量，但是焚燒會釋放多種有害物質(zhì)，如強(qiáng)致癌物質(zhì)二惡英［2］，嚴(yán)重危害人類健康和生態(tài)環(huán)境；再生造粒是通過造粒工藝將廢舊塑料變?yōu)轭w粒的回收方法，也可用于成型加工，制得的產(chǎn)品性能與原產(chǎn)品的性能相差不多，具有很高的經(jīng)濟(jì)價值［3］。相比于填埋處理和焚燒處理，再生造粒是真正意義上的資源再生循環(huán)利用。近年來，諸多學(xué)者對其展開了研究。周獻(xiàn)華等［4?5］根據(jù)新型的熱風(fēng)熔融造粒工藝設(shè)計(jì)出立式熱風(fēng)循環(huán)加熱廢舊塑料回收造粒實(shí)驗(yàn)樣機(jī)，而陳丹等［6?7］在周獻(xiàn)華等研究基礎(chǔ)上完成了實(shí)驗(yàn)研究和改進(jìn)設(shè)計(jì)，證實(shí)了熱風(fēng)熔融造粒工藝的可行性。立式熱風(fēng)循環(huán)加熱廢舊塑料回收造粒機(jī)作為新型的塑料回收造粒機(jī)，使用新型的塑料回收造粒機(jī)工藝，即熱風(fēng)熔融塑料回收造粒方法。它采用熱風(fēng)循環(huán)加熱廢舊塑料，使塑料熔融，進(jìn)而擠出造粒。相比于傳統(tǒng)螺桿擠出造粒工藝，它直接加熱廢舊塑料，省去了粉碎、清洗、烘干等過程，減少工藝步驟，節(jié)約投資成本，加快回收。立式熱風(fēng)循環(huán)加熱廢舊塑料回收造粒實(shí)驗(yàn)樣機(jī)結(jié)構(gòu)簡圖如圖1所示。工作原理為：廢舊塑料由料斗落于熔融箱體，通過熱風(fēng)循環(huán)加熱并在攪拌軸連續(xù)攪拌作用下加速熔融，最后通過螺桿擠出造粒，同時熱風(fēng)在離心風(fēng)機(jī)作用下，依次通過離心風(fēng)機(jī)、加熱管然后進(jìn)入熔融箱體，這樣往復(fù)循環(huán)完成加熱。

圖1 立式熱風(fēng)循環(huán)造粒機(jī)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure diagram of vertical hot air circulation granulator

熔融室作為暫時存儲和熔融塑料的筒體，其溫度分布對熔融塑料至關(guān)重要：一方面熱量集中區(qū)域，塑料吸收過多的熱量，導(dǎo)致塑料受熱分解；另一方面熱量稀少區(qū)域，塑料熔融過慢，加熱時間變長，工作效率變低。故本次模擬考慮在多參數(shù)的環(huán)境下，即進(jìn)風(fēng)口直徑、進(jìn)風(fēng)口位置和風(fēng)速等，研究熔融室溫度變化、分布等，對多參數(shù)環(huán)境下的熔融室溫度分布、變化獲得足夠的認(rèn)知，并采用正交試驗(yàn)法，得出熔融室最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)。

本文針對上述問題，對照機(jī)器，簡化模型，使用Fluent軟件進(jìn)行模擬，分析各參數(shù)對非對稱熔融室溫度分布的影響，同時采用正交試驗(yàn)法得到熔融室最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)，提供結(jié)構(gòu)合理、方便可靠的優(yōu)化方案，使機(jī)器能夠更有效地熔融，提升造粒效率。

1 熔融室模型建立

熔融室的幾何模型如圖2所示，熔融室?guī)缀螀?shù)如表1所示。

圖2 熔融室?guī)缀文Ｐ虵ig.2 Geometry model of the melting chamber

表1 熔融室?guī)缀螀?shù)Tab.1 Geometric parameters of melting chamber

塑料靜置于熔融室底部，吸收熱量，為保證塑料在熔融室中得以充分吸收熱量，故而對熔融室進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，改善熔融條件，加快熔融，模型中攪拌軸對塑料起攪拌作用，為簡化分析，不考慮攪拌軸的影響，先做初步研究分析，后續(xù)再進(jìn)行系統(tǒng)分析。因此對模型進(jìn)行簡化，模型中只保留進(jìn)風(fēng)口、熔融室和篩網(wǎng)并使用Fluent中的Design Modeler進(jìn)行幾何建模，如圖3所示，篩網(wǎng)如圖4所示，篩網(wǎng)幾何參數(shù)見表2。

圖3 熔融室Fig. 3 Melting chamber

圖4 篩網(wǎng)Fig.4 Sieve

表2 篩網(wǎng)幾何參數(shù) mmTab.2 Screen geometric parameters mm

2 網(wǎng)格的劃分及邊界條件的設(shè)定

設(shè)置進(jìn)風(fēng)管道上表面為入口，篩網(wǎng)間間隙為出口，進(jìn)風(fēng)管道與熔融室外表面為固體壁面。入口邊界條件：入口采用速度入口；出口邊界條件：出口采用壓力出口，壓力設(shè)置為0；固壁采用無滑移壁面條件；求解器設(shè)定為基于壓力的求解器。入口邊界溫度為135℃，入口空氣密度為1.225 kg/m3，比熱為1 006.43 J/（kg?K），熱導(dǎo)率為0.024 2 W/m?K，黏度為1.789 4×10-5kg/m?s。

3 數(shù)值模型的選擇

由于本模擬涉及對流傳熱流動，需要求解標(biāo)準(zhǔn)的k?ε湍流模型和能量方程。

標(biāo)準(zhǔn)k?ε湍流模型的方程中湍流動能方程k和湍流耗散率ε如式（1）和式（2）［8］所示：

式中ρ——空氣密度，kg/m3

k——空氣紊流動能，J

t——時間，s

xi、xj——坐標(biāo)位置

ui、uj——xi、xj坐標(biāo)方向上的空氣流速，m/s

μi——動力黏度，kg/（m?s）

ε——紊流動能耗散率，%

Gk——由平均流速梯度產(chǎn)生的湍流動能，kg/（m?s2）

σk——k方程的湍流普朗特?cái)?shù)

σε——ε方程的湍流普朗特?cái)?shù)

C1ε——經(jīng)驗(yàn)常數(shù)

C2ε——經(jīng)驗(yàn)常數(shù)

Sk——自定義源項(xiàng)

Sε——自定義源項(xiàng)

能量方程如式（3）［9］所示：

式中T——熱力學(xué)溫度

v——平均速度

K——流體傳熱系數(shù)

Cp——比熱容

ST——黏性耗散項(xiàng)

4 Fluent模擬結(jié)果及分析

4.1 進(jìn)風(fēng)口直徑對熔融室溫度分布的影響

熔融室仿真參數(shù)設(shè)置如表3所示，為查看模擬結(jié)果建立中間平面，并為方便觀察熔融室溫度分布，將該平面簡化為a、b、c、d 4條直線，取每條直線上相同若干點(diǎn)的溫度數(shù)據(jù)，采用origin進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，代替該平面溫度分布。塑料熔融時，大多處于熔融室中下部分，故在熔融室模型中下部分等距取4條直線，由進(jìn)風(fēng)口至篩網(wǎng)分別是a、b、c、d 4條直線。如圖5所示，模擬結(jié)果如圖6所示。

圖5 熔融室直線分布Fig.5 Linear distribution of melting chamber

圖6 不同進(jìn)風(fēng)口直徑溫度云圖Fig.6 Model temperature clouds with different inlet diameters

表3 熔融室模擬參數(shù)Tab.3 Melt chamber simulation parameters

由圖中分析得：隨著進(jìn)風(fēng)口直徑不斷增大，沿進(jìn)風(fēng)口區(qū)域附近的溫度明顯增高，待該區(qū)域附近溫度達(dá)到最高溫度即邊界溫度，保持不變。采用origin進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，可得如圖7所示結(jié)果。

結(jié)合熔融室模型分析點(diǎn)線圖7可得：熱風(fēng)由進(jìn)風(fēng)口進(jìn)入，溫度最高，進(jìn)入熔融室后沿進(jìn)風(fēng)口方向向周圍流動，溫度降低至穩(wěn)定，最后到達(dá)熔融室壁面，溫度最低。因此熔融室溫度分布為：進(jìn)風(fēng)口最高，沿進(jìn)風(fēng)口左右迅速降低至平穩(wěn)，最后流動至壁面，溫度達(dá)到最低，逐級產(chǎn)生溫差。最后比較1，2，3，4模型上相同直線溫度數(shù)據(jù)，進(jìn)行溫度比較可得如圖8所示結(jié)果。

圖7 不同進(jìn)風(fēng)口溫度分布Fig.7 Different inlet temperature distribution

結(jié)合熔融室模型分析點(diǎn)線圖8可得：溫度最高點(diǎn)仍為進(jìn)風(fēng)口位，隨著進(jìn)風(fēng)口直徑地增加而不斷增加，待進(jìn)風(fēng)口直徑達(dá)到120 mm，溫度達(dá)到最大并保持不變，即達(dá)到入口邊界溫度。但各圖各直線左部分溫度數(shù)據(jù)也隨著進(jìn)風(fēng)口半徑的增加而逐漸提高且直線趨于平緩，熔融室溫差逐漸減小?？傻媒Y(jié)論：隨著不斷擴(kuò)大進(jìn)風(fēng)口直徑，熔融室溫差減小，故為改進(jìn)熔融室溫度分布均勻性，應(yīng)盡可能擴(kuò)大進(jìn)風(fēng)口直徑。

圖8 各線溫度分布Fig.8 Temperature distribution of each line

4.2 進(jìn)風(fēng)口位置對熔融室溫度分布的影響

熔融室仿真參數(shù)如表4所示，模擬結(jié)果如圖9所示。

表4 熔融室模擬參數(shù)Tab.4 Simulation parameters of melt chamber

圖9 對距中心主軸不同距離的溫度云圖Fig.9 Model temperature nephograms at different distances from the central spindle

由圖中分析得：隨著進(jìn)風(fēng)口遠(yuǎn)離中心主軸，溫度最高點(diǎn)隨進(jìn)風(fēng)口位置改變而變化，熔融室溫度分布也發(fā)生相應(yīng)的變化。采用origin進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，可得如圖10所示結(jié)果。

結(jié)合熔融室模型分析點(diǎn)線圖10可得：進(jìn)風(fēng)口仍是熔融室溫度最高位，溫度沿著進(jìn)風(fēng)口向兩邊降低至平穩(wěn)。隨著進(jìn)風(fēng)口遠(yuǎn)離中心主軸，溫度最高處隨著改變，熔融室其余位置溫度分布也發(fā)生改變。各熔融室模型溫度分布中，最高溫度數(shù)值變化不大，但其余位置溫度分布變化明顯。第8模型中，熔融室左部分產(chǎn)生過大溫差，即第4直線溫度分布于其他3條直線溫度分布差異過大，使熔融室溫度分布不均勻；第5模型中，熔融室左部分雖沒有明顯的溫差現(xiàn)象，但整體溫度過低，均處于50～70℃范圍內(nèi)，與進(jìn)風(fēng)口溫度分布差異太大，致使熔融室整體產(chǎn)生過大溫差，整體溫度分布不均勻，在模型6與7中，6的溫度分布更加均勻，且與主軸差距不大。因此得：距主軸130 mm進(jìn)風(fēng)口的熔融室溫度分布更加均勻。

圖10 不同進(jìn)風(fēng)口位置的溫度分布Fig.10 Temperature distribution at different inlet locations

4.3 風(fēng)速對熔融室溫度分布的影響

熔融室仿真參數(shù)如表5所示，模擬結(jié)果如圖11所示。

表5 熔融室模擬參數(shù)Tab.5 Simulation parameters of melt chamber

圖11 不同風(fēng)速模型的溫度云圖Fig.11 Temperature cloud diagram of different wind speed models

由圖中分析得：隨著風(fēng)速的增加，熔融室溫度分布并無明顯變化。為仔細(xì)觀察熔融室溫度分布，采用origin進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，可得如圖12所示結(jié)果。

結(jié)合熔融室模型分析點(diǎn)線圖12可得：各熔融室模型溫度分布中，最高溫度數(shù)值變化不大，其余位置溫度分布變化較為明顯。模型9中，熔融室左部分第4直線均與其他3條直線溫度差異過大，溫度分布不均勻。模型10、11與12，隨著風(fēng)速不斷增大，熔融室溫度分布越趨于穩(wěn)定，且隨著風(fēng)速不斷地增大，熔融室左區(qū)域溫度不斷增加，即遠(yuǎn)離進(jìn)風(fēng)口位，但最高溫度位及數(shù)值并沒有明顯改變。因此得：熔融室風(fēng)速達(dá)到3 m/s及以上，熔融室溫度分布均勻且穩(wěn)定。

圖12 不同風(fēng)速模型的溫度分布Fig.12 Temperature distribution of different wind speed models

5 多參數(shù)正交模擬設(shè)計(jì)

上述模擬主要是對熔融室各參數(shù)的單參數(shù)影響規(guī)律分析，多參數(shù)的優(yōu)化更能直觀地展現(xiàn)各參數(shù)對熔融室溫度均勻性影響的規(guī)律。正交法是一種廣泛使用的多參數(shù)結(jié)構(gòu)優(yōu)化方法，使用正交試驗(yàn)法后，可以分析計(jì)算各因素對模擬結(jié)果的影響，并通過圖表形式表現(xiàn)出來，再通過方差分析綜合比較，最后確定優(yōu)化參數(shù)［10］。影響熔融室溫度均勻性的3個參數(shù)為進(jìn)風(fēng)口直徑d、進(jìn)風(fēng)口距中心距離s和進(jìn)風(fēng)口風(fēng)速v，選取3個水平。根據(jù)因素及水平劃分，采用3因素3水平的正交模擬矩陣，采用正交表L9（33），如表6所示?？己酥笜?biāo)為高溫區(qū)與低溫區(qū)溫度的差值，即為進(jìn)風(fēng)口區(qū)域溫度與遠(yuǎn)離進(jìn)風(fēng)口熔融室區(qū)域溫度的差值，得到相應(yīng)的正交表。

表6 影響熔融室溫度分布的因素和水平Tab.6 Factors and levels that affect the temperature distribution of the melting chamber

考察3因素3水平的差值影響，所有不同的模擬條件共有33個，根據(jù)正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，安排9組仿真模擬，模擬的目的是得到溫度差值影響最小的參數(shù)及各個參數(shù)對溫度差值影響優(yōu)先級，最后得出最佳參數(shù)組合。

通過表7觀察正交模擬結(jié)果，進(jìn)行方差分析得表8。通過正交試驗(yàn)和方差分析，各參數(shù)對試驗(yàn)指標(biāo)的影響可由方差分析的顯著性得到，即：進(jìn)風(fēng)口直徑=進(jìn)風(fēng)口距中心距離>風(fēng)速。

表7 熔融室參數(shù)正交模擬表Tab.7 Orthogonal simulation table of L9（33）melting chamber parameters

表8 方差分析表Tab.8 Analysis of variance table

根據(jù)正交模擬的優(yōu)化結(jié)果，模擬中的最優(yōu)結(jié)果應(yīng)為A3B3C2，即進(jìn)風(fēng)口直徑為120 mm，進(jìn)風(fēng)口距中心為150 mm，進(jìn)風(fēng)口風(fēng)速為2 m/s。熔融室溫度差為47.7℃；

6 結(jié)論

（1）當(dāng)其他條件不變時，熔融箱體內(nèi)溫度分布隨著進(jìn)風(fēng)口直徑的增大而顯著增加；隨進(jìn)風(fēng)口距中心主軸發(fā)生相應(yīng)變化；隨進(jìn)風(fēng)口速度增大而無明顯變化；

（2）各參數(shù)對溫度均勻性的影響：進(jìn)風(fēng)口直徑=進(jìn)風(fēng)口距中心距離>風(fēng)速，且為使熔融室箱體內(nèi)溫度分布合理且均勻，廢舊塑料得以充分地吸收熱量，因此采用進(jìn)風(fēng)口直徑為120 mm，進(jìn)風(fēng)口距中心為150 mm的優(yōu)化方案。