氣力式水稻穴盤成型機氣流分配室流場仿真與優化設計

李海亮　汪　春，2　胡　軍　于海明　李慶達　張欣悅

(1.黑龍江八一農墾大學農業機械化工程重點實驗室， 大慶 163319； 2.中國熱帶農業科學院南亞熱帶作物研究所， 湛江 524000)

0　引言

以作物秸稈和木屑等生物質為材料制作水稻育秧盤能夠有效減少“白色污染”，實現資源的充分利用，提高育秧質量，因此得到廣泛的認可[1]。目前生物質成型主要采用壓縮成型的方式，存在能耗高、生產率低、成型品質差等問題[2-3]。黑龍江八一農墾大學設計了一種氣力式水稻穴盤成型機，該設備以秸稈制備的漿液為原料，采用氣力方式成型，有效解決了壓縮成型中存在的問題。

真空成型模具是氣力式水稻穴盤成型機的核心部件，氣流分配室是真空成型模具的主要結構，在模具中起著平均分配空氣流速、優化流場結構的作用。研究表明，流場流速分布均勻性是影響穴盤成型效果的重要因素。因此，探明氣流分配室內流速分布規律和流動特性，優化氣流分配室結構，對于提高成型機的工作性能具有重要意義。

采用計算流體力學方法(CFD)進行流場分析具有成本低、周期短等優點，是獲得流體參數和流場分布的有效方法[4-5]，因此在氣流分配室優化設計方面得到廣泛的應用。鐘賢和[6]采用數值模擬和試驗相結合的方法，研究了分配室流體速度、壓力和流量分布情況，并對其變化規律和影響因素進行了分析。焦吉成等[7]對豎爐分配室煙氣流流動情況進行了仿真分析，為縮短球團焙燒時間，提高球團利用系數提供了理論依據。李中華等[8]利用CFD方法對氣流分配式排種器腔體內部流場進行了仿真模擬，并根據仿真結果對排種器進行了改進設計，消除了分配器中渦流滯種現象。徐鵬等[9]采用計算流體力學方法對燃氣壁掛爐氣流分配室進行優化設計，確定最優結構形式，保證設備的燃燒質量。然而以上研究都是針對單通道的配氣室進行，而且并沒有涉及成型設備。

本研究針對穴盤成型機中真空成型模具的氣流分配室建立氣流場模型，利用FLUENT對其進行三維仿真模擬，研究腔體結構對流速分布均勻性的影響規律，并通過樣機試驗對仿真結果的準確性和合理性進行驗證，以確定氣流分配室的最優結構參數。

1　氣流場特性數值分析

1.1　物理模型與網格劃分

真空成型模具主要由模板、配氣板、氣流分配室、通氣管道、密封條和壓條等部件組成，如圖1所示。模具的成型介質是以秸稈為主要原料制成的漿液。模具的通氣管道與真空泵相連，工作時對氣流分配室抽真空，腔體中形成負壓，配氣板上以陣列方式均布的通氣孔將氣流分配至模板，產生的真空吸力將漿液中的固體物質吸附在模板表面形成坯盤，如圖2所示，坯盤在經過保壓與干燥后可制成成品穴盤。

圖1　真空成型模具結構簡圖Fig.1　Sketch of vacuum forming mould1.凸模板　2.配氣板　3.氣流分配室　4.通氣管道　5.密封條 6.壓條　7.凹模板

圖2　穴盤成型原理圖Fig.2　Molding principle of rice seeding-growing tray1.通氣孔　2.配氣板　3.模板　4.坯盤　5.漿液

真空成型的主、副模具除了模板不同外，氣流分配室等結構均相同，因此仿真分析結果可表征整套模具腔體內的流場特性。

按照試驗方案，利用UG建立模具的三維模型，將模型導入到ANSYS FLUENT中，抽取內流道獲得氣流分配室內氣流場的模型。利用ICEM CFD對模型進行網格劃分，網格類型為非結構化四面體網格，氣流進出口進行局部加密處理以提高計算精度，全局網格單元數量約為501萬。對網格進行光順化處理后，網格的Aspect Ratio在0.2～1.0范圍內，Equivolume Skewness小于0.8，網格劃分結果如圖3所示。

圖3　模型網格劃分結果Fig.3　Grid distribution for CFD modeling

1.2　氣體控制方程

為了兼顧模擬效率與精度的平衡，對模型求解條件做如下假設：①氣流分配室腔體密封性良好，不存在漏氣現象。②氣流分配室內氣體流動為氣液兩相流，考慮到流場動力和均勻性主要取決于氣流場，因此認為流場為具有平均流特性的氣流場[10]。③腔體內氣體流速較低，可視為不可壓縮流體[11]。④腔體內空氣流動為穩態紊流。

依據以上假設，確定氣體控制方程主要包括質量守恒方程和動量守恒方程[12-14]

(1)

(2)

式中ρ——流體密度，kg/m3t——時間，s

μi、μj——均速度分量，m/s

p——靜壓，Pa

xi、xj——各坐標分量τij——應力張量

gi、Fi——i方向的重力體積力和外部體積力

考慮到氣流分配室在通氣孔、擴展和直角彎等結構區域易出現低雷諾數(Re)的湍流流動，而標準k-ε模型在模擬近壁面邊界層、自由剪切和低雷諾數流動時性能優于其他模型[15-18]，因此本研究采用標準k-ε對檢測腔體內的氣流場進行模擬，湍流動能k方程和湍動能耗散率ε方程為

(3)

(4)

其中

式中μ——有效黏性系數

μl——層流黏性系數

μt——湍流黏性系數

Gk——由層流速度梯度產生的湍流動能

Gb——由浮力產生的湍流動能

Cμ——湍流常數,0.09

G3ε——湍流擴散率

σk——湍動能的湍流普朗特數,為1.0

σε——耗散率的湍流普朗特數,為1.3

C1ε、C2ε——經驗常數，為1.44、1.92

1.3　邊界條件

定義物理模型材料為air，密度1.292 5 kg/m3，空氣黏度為1.85×10-5Pa·s[19]；通氣孔外端面為inlet邊界條件，通氣管道與真空泵連接處截面為outlet邊界條件，壁面為wall邊界條件。

進口條件：進口為壓力入口邊界條件，結合實際工況設定大氣壓力為邊界值，進口湍流參數可根據雷諾數計算公式和湍流強度計算公式[20]計算得出。

出口條件：選取速度作為出口的邊界條件，根據設備實際作業時的風速范圍3.2～5.7 m/s，本研究設定出口風速為4.9 m/s，方向垂直outlet表面。

壁面邊界條件：壁面為剛性靜止壁面，不考慮壁面彈性的影響，因此選用標準壁面函數[21-22]。

1.4　求解計算方法與評價指標

邊界求解方法采用壓力基求解器，速度方程選擇絕對速度，時間求解類型選擇穩態流動，壓力速度耦合計算采用相對成熟的SIMPLE算法，殘差精度為10-4。

為了定量比較氣流分配室通氣孔的空氣流速均勻性，在此引入速度不均勻系數M為評價指標[23-24]，M值越小，說明通氣孔間空氣流速偏差越小，氣流場分布越均勻，計算公式為

(5)

式中n——通氣孔數

vij——i行、j列的通氣孔空氣流速，m/s

2　氣流分配室流場仿真與分析

2.1　單因素試驗

根據文獻[25-26]和前期研究基礎，選取氣流分配室腔體厚度H、通氣孔直徑D和腔體底角θ為影響因素，不均勻系數M為評價指標進行單因素試驗，以確定主要影響因素的取值范圍，各因素對應分配室結構如圖4所示。

受模具裝配尺寸的限制，氣流分配室腔體厚度的變化范圍為60～120 mm，間隔10 mm。在通氣孔直徑為20 mm、腔體底角為0°的條件下，分析不均勻系數M與腔體厚度H之間的變化規律，關系曲線如圖5所示。由圖可知，不均勻系數隨著腔體厚度的增加呈先降低后趨穩的變化規律，由此可知腔體厚度的有效取值范圍為90～110 mm。

圖4　因素結構圖Fig.4　Sketch of factors

圖5　不均勻系數與氣流分配室腔體厚度關系曲線Fig.5　Relationship curve between nonuniform coefficien and cavity thickness of airflow distribution chamber

從便于加工和合理設計的角度出發，確定通氣孔直徑的變化范圍在10～40 mm，間隔為5 mm。在氣流分配室厚度為100 mm，腔體底角為0°的條件下，分析不均勻系數M與通氣孔直徑D之間的變化規律，關系曲線如圖6所示。由圖可知，不均勻系數隨著通氣孔直徑的增加呈先平穩后增加的變化規律，由此可知通氣孔直徑的有效取值范圍為15～25 mm。

圖6　不均勻系數與通氣孔直徑關系曲線Fig.6　Relationship curve between nonuniform coefficient and vent diameter

在充分考慮模具結構尺寸的前提下，確定腔體底角的變化范圍在0°～30°，間隔為5°。在通氣孔直徑為20 mm，氣流分配室厚度為100 mm的條件下，分析不均勻系數M與底角θ之間的變化規律，關系曲線如圖7所示。由圖可知，不均勻系數隨著腔體底角的增加呈先平穩后增加的變化規律，由此可知腔體底角的有效取值范圍為0°～10°。

圖7　不均勻系數和腔體底角關系曲線Fig.7　Relationship curve between nonuniform coefficien and base angle of cavity

2.2　正交試驗

在單因素試驗的基礎上，選取配氣腔體厚度、通氣孔直徑、底角為影響因素，以通氣孔空氣流速的速度不均勻系數為氣流均勻性的評價指標，采用三因素三水平的正交試驗設計方案，因素水平如表1所示。

采用L9(34)試驗方案進行試驗，對試驗所得的數據進行顯著性分析，以確定最優結構組合，試驗方案、試驗結果和極差分析結果如表2所示。X1、X2、X3為因素水平值。對氣流分配室通氣孔空氣流速的速度不均勻系數進行回歸分析，求得三元二次回歸方程為

表1　因素水平Tab.1　Factors and levels of test

(6)

在α=0.05顯著水平下，回歸方程的顯著性檢驗結果為極顯著，決定系數R2=0.91。

表2　試驗方案和試驗結果Tab.2　Orthogonal experiment schemes and experiment results

通過極差分析可知，各因素對速度不均勻系數影響的由大到小順序為：配氣腔體厚度、通氣孔直徑、底角，優化組合方案為配氣腔體厚度110 mm、通氣孔直徑15 mm、底角0°。

2.3　仿真結果與分析

按照優化方案建立氣流場模型并進行仿真分析，得到氣流場速度分布矢量圖和云圖，如圖8所示。由于三維圖無法有效顯示氣流狀況，故采用氣流分配室橫向對稱面為比較截面建立氣流速度矢量圖和云圖[27]，同時考慮到氣流場速度跨度較大，為了清楚表達速度分布規律，將速度區間范圍設定為0～0.2 m/s。

由圖可知，氣流由通氣孔進入配氣腔后在主流方向形成沖擊射流，并在孔的中心軸線方向分布逐漸分散、速度呈梯度減小，這有益于在模具表面形成均勻的真空吸力，以便形成厚度均勻的穴盤。通氣孔整體速度均勻有序，主要分布在0.07～0.15 m/s區間內，由前期試驗結果可知，當通氣孔流速達到0.05 m/s時即可實現穴盤的成型，因此該結構滿足穴盤成型要求。隨著空氣進入截面相對穩定的腔體中部，氣流的速度和分布趨于穩定和均勻，說明腔體的預留空間合理。當氣流運動至配氣腔底部時，排氣管截面相對于腔體截面驟減、真空吸力增加，在管口形成了扇形的加速區間，空氣最終以加速方式經通氣管排出腔體。在配氣腔中部，氣體由于慣性無法與周圍氣流保持同速，因此形成了相互對稱的兩個低速擾流區，由仿真分析結果可知，擾流區不但未對相鄰通氣孔的空氣流速造成影響，一定程度上促進了氣流的均勻分布。整體來說，模型勻速氣流場集中域面積大，流速分布均勻合理，結構的優化對氣流分配室內流場均勻性起到了積極的影響。

圖8　氣流分配室仿真分析結果Fig.8　Simulation analysis results of airflow distribution chamber

根據所得的數據繪制通氣孔平均速度分布曲線，如圖9所示。由圖可知，通氣孔平均速度主要分布在0.09～0.14 m/s的區間范圍內，第1～6行和第14～19行通氣孔的平均速度隨列數的增加變化相對平緩，這是由于這12行的通氣孔分布于配氣板的外側，受到通氣管真空吸力的影響較小。其余行平均速度的分布曲線在第19～23列和第57～61列的區間產生峰值，而其他區間的平均速度相對平緩，這是由于峰值位置的通氣孔正對通氣管道，管道產生的真空吸力使經由該區域通氣孔流入的空氣具有較大的初始速度，該結論與氣流速度仿真分析結果相吻合。整理仿真分析所得的數據，根據式(5)計算，得到優化后氣流場的速度不均勻系數為11.37%，空氣分布均勻度良好。

3　性能試驗

3.1　試驗設備

驗證試驗于2017年5月10—20日在齊齊哈爾市龍安橋鎮庫木現代農機合作社進行，試驗設備包括11SX-800A型水稻穴盤成型機(如圖10所示)、按照仿真優化結果加工制作的真空成型模具、Fluke F92型熱線式風速儀(量程：0～30 m/s，分辨率：0.01 m/s)、BSM5203型電子天平(量程：0～520 g，精度0.001 g)、游標卡尺、秒表、切割刀具等。

圖10　11SX-800A型氣力式水稻穴盤成型機Fig.10　11SX-800A type pneumatic forming machine for seeding-growing tray1.氣力式水稻穴盤成型機　2.主模具　3.副模具　4.通氣管道 5.傳送帶　6.坯盤

3.2　試驗方法

利用風速儀測量每個通氣孔中心處的氣流流速，每個測量點停留10 s，讀取最大值為一次測量結果，5次測量結果的平均值為測量點的風速[28-29]，將測量結果與仿真結果進行對比，驗證仿真分析的準確性。

進行水稻穴盤生產試驗，生產所得的穴盤成型效果好，穴孔破損數目小于5個即視為合格穴盤，否則為不合格穴盤，試驗共生產穴盤1 000片，計算公式為

(7)

圖12　試驗與仿真結果對比曲線Fig.12　Comparison curves between test and simulation result

式中T——穴盤成型率，%

T1——合格穴盤數，片

T2——不合格穴盤數，片

為了分析成型模具配氣腔氣流均勻性與穴盤成型效果之間的關系，對穴盤每個穴孔質量和穴孔底面厚度進行檢測。在生產的穴盤中隨機抽取30片，以穴孔間公共邊中心線為分割線對穴盤進行分割，可得到單獨穴孔，如圖11。分別利用電子天平和游標卡尺對每個穴孔的質量和底面厚度進行測量，每個穴孔測量3次取平均值，按照穴孔的橫縱排序記錄數據，將30片穴盤的數據匯總后取平均值，即可得到穴盤的每個穴孔的質量和底面厚度參數，進而建立其與穴孔位置之間的關系。

圖11　單個穴孔整體結構和斷面結構圖Fig.11　Single hole structure and section structure diagram

3.3　試驗結果與分析

如圖12所示，由于部分通氣孔的瞬時氣流不穩定，導致個別通氣孔平均速度的仿真數據和實測數據存在偏差，但是整體分布趨勢一致，尤其風速模擬為排氣管正對的通氣孔風速高，而其余部分風速較低，與實際情況相符。數據分析可知，試驗結果與仿真結果之間的平均相對誤差為1.59%，雙側相關系數為0.028，存在顯著相關關系，仿真結果與試驗結果基本吻合，認為該模型設計合理，能夠較準確模擬實際狀況下的風速變化與分布情況。通過穴盤生產試驗結果可知，采用優化模具生產穴盤，成型率可達到92.3%，具有較好的成型效果，基本滿足穴盤生產要求。

圖13　穴盤質量等高線圖Fig.13　Contour map of seeding-growing tray weight

由穴盤質量等高線(圖13)和穴盤底面厚度等高線(圖14)可知，穴盤質量和底面厚度在19～25列、7～12行范圍內達到峰值，并沿著穴盤的橫、縱方向依次遞減，呈發散狀分布，這與仿真分析結果吻合，說明配氣腔的氣流強度對穴盤的成型性能產生了影響。通過計算可知，穴孔質量的變異系數為10.2%，穴孔底面厚度的變異系數為9.81%，變異系數均較小，穴盤整體質量分布均勻，水稻穴盤成型機氣流分配室結構優化設計合理，能夠滿足穴盤質量和厚度均勻分布的生產要求。

4　結論

(1)利用FLUENT軟件對水稻穴盤成型模具的氣流分配室進行了氣流場仿真分析，并基于仿真分析結果明確氣流分配室的最優結構尺寸為腔體厚度110 mm，通氣孔直徑15 mm，底角0°，此時通氣孔空氣流速在0.09～0.14 m/s的區間范圍內，速度不均勻系數為11.37%，氣流分配室內氣流場流速穩定、分布均勻。

(2)通過試驗可知，仿真結果與實測結果基本一致，兩者之間的平均相對誤差為1.59%，雙側相關系數為0.028，屬于顯著相關關系，說明建立的仿真模型可靠，仿真分析結果準確。

圖14　穴盤底面厚度等高線圖Fig.14　Contour map of bottom thickness for seeding-growing tray

(3)性能試驗結果表明，水稻穴盤的成型率為92.3%，制備穴盤的穴孔質量和底面厚度變異系數分別為10.2%和9.81%，穴盤質量分布均勻，氣流分配室結構設計合理，能夠滿足水稻穴盤成型機的生產要求。

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