煙葉烤房變孔隙率熱流數值模擬與結構優化

郭澤華，曹陽，劉典

（550025 貴州省 貴陽市 貴州大學 機械工程學院）

0 引言

煙葉烘烤是煙草生產流程中至關重要的一環。作為煙葉烘烤的關鍵設備，密集烤房的性能成為影響煙葉烘烤質量的關鍵因素[1]，當前標準密集烤房普遍存在溫度分布不均勻等問題，使得煙葉烘烤質量不佳、品質不均一。因此，研究密集烤房內部壓力、溫度分布與氣流分布具有重要意義[2-6]。

近年來，計算流體力學（CFD）技術發展迅速，其應用軟件Fluent 已經廣泛運用于流體與傳熱領域的數值模擬分析中。歐陽進等[7]利用Fluent 軟件對密集烤房內部的溫度場與速度場進行模擬仿真，重點研究密集烤房的合理送風量；胡德翔[8]利用Fluent 軟件通過分別對烤房裝煙室空載、滿載狀態下的多孔介質進行仿真模型分析；杜林昕[9]利用Fluent 軟件分析進風量、進風口位置、屋頂角度、導流板角度等因素對烤房內部環境的影響；何雪等[10]利用Fluent 軟件研究了不同氣流形式對密集烤房內部環境的影響；劉兆宇等[11-12]利用Fluent 軟件分別對煙葉烘烤定色期、干筋期密集烤房內部熱濕環境進行數值分析，為風機送風量提供參考。

煙葉烘烤分為變黃期、定色期和干筋期3 個時期，每個時期的煙葉狀態不同，即煙葉孔隙率不同。目前針對密集烤房內部環境的仿真研究大多未考慮孔隙率的影響。本研究運用Fluent 軟件，對不同烘烤時期的密集烤房裝煙室環境進行數值模擬，分析其內部的壓力場、氣流場和溫度場，通過建立正交仿真實驗優化烤房結構，提高密集烤房溫度分布均勻性，為烤房結構改進提供理論依據。

1 材料與方法

1.1 烤房幾何模型建立

密集烤房為氣流上升式烤房，內部裝煙室長8 000 mm、寬2 700 mm、高3 500 mm，內部裝煙3層，每層高700 mm，相鄰2 層煙葉間隙為150 mm。進風口、回風口位于同側隔墻中間上下兩端對應的位置，尺寸均為1 400 mm×400 mm。裝煙室結構如圖1 所示。

圖1 裝煙室結構圖Fig.1 Structure of smoke loading chamber

為簡化烤房模型，減少計算量，做以下假設：（1）忽略裝煙架、排濕窗等結構的影響，仿真模型中裝煙室僅保留進回風口；（2）煙葉層區域設為多孔介質區，其余區域設為流體區；（3）忽略煙葉產生的內部反應；（4）烤房裝煙室內部的循環空氣設為不可壓縮流體。

1.2 數學模型

流體都遵守質量、動量和能量守恒定律。本研究的流體為湍流流動，可采用k-ε湍流模型[8,13]，具體數學模型控制方程分別為

（1）質量守恒方程

式中：ui——烤房裝煙室內熱空氣流的速度張量；xi——烤房裝煙室內熱空氣流的坐標張量；i——烤房裝煙室空間的3 個方向。

（2）動量守恒方程

式中：ρ——烤房裝煙室內熱空氣流的密度；t——烤房裝煙室內熱空氣流的作用時間；ui，uj——烤房裝煙室內熱空氣流的速度張量；P——烤房裝煙室內熱空氣流產生的靜壓；τij——烤房裝煙室內熱空氣流產生的應力張量；xi，xj——烤房裝煙室內熱空氣流的坐標張量；ρgi——烤房裝煙室內熱空氣流的重力體積力；Fi——外部體積力以及其他模型相關源項。

式中：μ——烤房裝煙室內熱空氣流的動力黏性系數。

（3）能量守恒方程

式中：H——總焓，H=h+uiuj；；T——煙葉烤房裝煙室內熱空氣流的溫度；K——煙葉烤房裝煙室內熱空氣流的傳熱系數；——烤房裝煙室內熱空氣流的粘性應力。

1.3 網格劃分

孫力[14]采用密集烤房出口速度的平均值作為網格無關性驗證參數，在相同參數條件設置下，研究了網格數量對出口風速的影響。結果表明，網格數量約為170 000 時，能較好地平衡計算精度與計算效率。為了提高仿真模擬精準度，仿真采用結構化網格對模型進行劃分，共產生168 424 個網格，201 423 個節點，網格質量約為0.999，網格劃分效果良好，如圖2 所示。

圖2 裝煙室模型網格劃分圖Fig.2 Grid division of smoke chamber model

1.4 多孔介質模型

在煙葉烘烤過程中，隨著煙葉水分揮發，煙葉體積變小，煙葉間的間隙也會隨之改變。為了提高仿真的準確度，將孔隙率按照變黃期、定色期和干筋期3 個階段進行描述，得到3 個時期的孔隙率值。孔隙率計算公式為

式中：ρd——烤房裝煙密度；ρs——煙葉表觀密度；Vε——多孔介質內孔隙體積；V——多孔介質總體積。

由于干燥過程中孔隙增加的體積近似于水分減少的體積[14]，可以通過烤房初始孔隙率以及煙葉失水速率近似計算變黃期、定色期和干筋期3個階段的平均孔隙率。研究表明，在變黃期煙葉失水速率為 0.3%～0.5%/h，失水量為 30%～40%；在定色期失水速率為 0.9%～1.2%/h，失水量為40%～55%；在干筋期煙葉失水速率為0.3%～0.7%/h，失水量為 15%～20%[15-16]。經實驗測算，裝煙密度為85 kg/m3,煙葉表觀密度為462 kg/m3。計算可得變黃期、定色期和干筋期平均孔隙率分別為0.82%、0.86%和0.89%。

根據前文假設條件，裝煙室內流動的熱空氣為不可壓縮流體，因此進風口設為速度入口邊界，速度為5 m/s；回風口設為壓力出口邊界，壓力值為一個標準大氣壓；壁面邊界條件設置為wall。

2 結果與分析

2.1 裝煙室壓力場分布及分析

在上述條件下，截取y=0 mm（中間豎直截面）截面的壓力分布。圖3 是裝煙室在變黃期、定色期、干筋期的壓力分布圖。

圖3 烤房內壓力分布圖Fig.3 Pressure distribution in the curing barn

從圖3 可以看出，壓力梯度從回風口處到裝煙門側下部遞增，靠近入口處的壓力小于裝煙門側壓力，裝煙室上部壓力小于下部壓力，裝煙門下部壓力最大，回風口處壓力最小。經研究分析認為，在受到煙葉阻礙時，熱氣流迅速充滿裝煙室下部區域，由于裝煙門對氣流的阻礙，使得裝煙門下部壓力增大，加之氣流一直從進風口流入、回風口流出，因此裝煙室壓力呈現所述分布情況。

對比發現，變黃期、定色期、干筋期壓力最大值分別為30.44、29.73、29.38 Pa，這是由于隨著烘烤時間增加，煙葉內部水分蒸發，煙葉體積變小，煙葉之間孔隙變大，對氣流的阻礙作用逐漸減小，因此壓力值逐漸變小。

2.2 裝煙室氣流場分布及分析

圖4 是烤房平面y=0 mm 的風速分布云圖。由圖4 可見，熱氣流從進風口進入裝煙室后迅速充滿裝煙室下部區域，速度梯度從進風口處到裝煙門側遞減；在裝煙室上部區域，速度梯度從裝煙門側到回風口處遞增，并在回風口處氣流速度達到最大值。煙葉層區域氣流速度較通道區域速度明顯降低。

圖4 烤房內風速分布云圖Fig.4 Cloud chart of wind speed distribution in the curing barn

變黃期、定色期、干筋期葉間風速均值分別為0.15、0.17、0.21 m/s。這是由于隨著烘烤時間的增加，煙葉體積變小，煙葉之間孔隙變大，對氣流的阻礙作用逐漸減小，因此煙葉層區域風速也隨之變大。分析認為，熱氣流進入烤房后，隨著氣流動能損失，速度梯度從進風口處到裝煙門側遞減。進入煙葉層區域后，由于煙葉的阻礙作用，氣流速度降低；在進出口壓差作用下，速度梯度從裝煙門側到回風口處遞增；同時，進風口處氣流在水平運動受阻后向上部流動，使得進風口上部氣流組織較弱，煙葉層區域風速從進風口到裝煙門方向遞增，氣流分布不均勻。

2.3 裝煙室溫度場分布及分析

圖5 為烤房平面y=0 mm 的溫度分布圖。從圖5 可知，溫度從裝煙室下部區域到上部區域呈現遞減趨勢。裝煙室下部區域溫度最高，中部區域次之，上部區域最低，同時中間區域溫度高于四周邊緣溫度。煙葉層內部溫差在2～3 ℃。

圖5 烤房內溫度分布圖Fig.5 Temperature distribution in the curing barn

隨著烘烤時間的增加，裝煙室上部溫度與下部區域溫度差值逐漸減小。這是由于煙葉間隙變大，煙葉對氣流熱交換的阻礙作用減小以及煙葉水分的蒸發，使得裝煙室上部區域溫度升高，與下部區域溫度差值減小。

分析認為，熱氣流進入裝煙室后與空氣進行熱交換，裝煙室下部區域溫度升高，煙葉層區域由于煙葉水分蒸發吸收熱量，使得溫度升高幅度小于下部區域，同時由于氣流組織分布不均勻導致裝煙室內部出現溫度梯度，這是因為進風口處氣流在水平運動受阻后向上部流動，使得靠近進風口處氣流組織較弱，傳熱效果較差，導致該區域溫度較四周溫度低。裝煙門側上部區域氣流組織較弱，故該區域溫度較低。由于烤房墻壁與外部環境存在熱交換，因此四周邊緣溫度較低。

3 烤房進風口位置與大小對內部環境的影響

流場仿真結果表明，標準密集烤房存在溫度分布不均勻現象，尤其是烤房裝煙室上部溫度低于下部溫度。因此提高裝煙室上部溫度能有效改善溫度分布不均勻現象。研究表明，在烤房裝煙室中上部增加一個熱風通道能有效提高上部煙葉層溫度。利用上文建立的烤房模型，研究進風口位置與大小對烤房內部環境的影響，并以此優化烤房結構。

3.1 正交仿真實驗設計

保持烤房其他條件一致，增加一個上部進風口布置于中、上棚煙葉中間間隙通道處。裝煙室結構如圖6 所示。增加一個上層進風口后，對烤房溫度分布的主要影響因素包括2 個進風口的寬度、高度和底部進風口與底部距離5 個因素。

對底部進風口寬度進行單因素分析，保持烤房風機總送風量，上部進風口尺寸為1 400 mm×100 mm，底部進風口高度為300 mm，底部進風口與底部距離為100 mm 等因素不變，僅改變底部進風口寬度（1 700 mm、1 400 mm、1 100 mm），建立3 組仿真模型。分別在3 層煙葉層中間平面，即Z1=0.95 m、Z2=1.8 m、Z3=2.65 m 三個截面均勻選取8 個測量點，仿真求出3 個時期每點的溫度值，將24 個點溫度值的標準差作為考核指標。得到變黃期、定色期、干筋期各時期標準差值如表1 所示。

表1 不同底部進風口寬度標準差值對比Tab.1 Comparison of standard difference of width of air inlet at different bottom

仿真結果表明，底部進風口寬度為1 700 mm和1 100 mm 時均不能有效提高溫度分布均勻性。因此，保持底部進風口寬度為1 400 mm 和風機總送風量不變，改變2 個進風口的高度、上部進風口寬度以及底部進風口距離底部距離這4 個因素，設計4 因素3 水平正交優化實驗。

3.2 正交實驗分析與驗證

正交仿真實驗的因素水平表如表2 所示，正交實驗表如表3 所示。選取上文24 個測量點的溫度值的標準差作為考核指標，對烤房定色期進行仿真，得到各因素水平均值如表4 所示。

表2 正交仿真實驗的因素水平表Tab.2 Factor level of orthogonal simulation experiment

表3 4 因素3 水平L9(34)正交實驗表Tab.3 Four-factor three-level L9(34) orthogonal experiment

表4 各因素水平均值Tab.4 Mean value of each factor level

由正交實驗可知，各因素對溫度分布均勻性影響程度依次是：上部進風口寬度＞底部進風口與底部距離＞底部進風口高度＞上部進風口高度，并且最優水平分別為A2、B2、C1、D2。最終得到本次正交實驗的最優組合為：底部進風口高度為 300 mm、底部進風口與底部距離50 mm、上部進風口寬度為1 100 mm、上部進風口高度75mm。

根據烤房最優結構組合，建立新烤房模型進行仿真計算，并與標準烤房進行對比，結果如表5所示。從表5 中可以看出，新烤房在3 個時期溫度標準差值均小于標準烤房。該結構優化方案具有一定的合理性，能有效改善烤房溫度分布不均勻現象。

表5 標準烤房與新烤房溫度標準差值對比Tab.5 Comparison of standard temperature difference between standard curing barn and new curing barn

4 數值模擬結果與實驗測試對比分析

煙葉烘烤試驗采用結構優化后的新烤房，試驗目的為采集烤房內部溫度數據并驗證仿真結果的準確性，烤房內部數據采集點位置如下：以烤房隔墻左下角為原點建立空間直角坐標系，長為X軸，寬為Y軸，高為Z軸；在烤房內部取16 個均勻分布的測量點，各點命名及坐標如表6 所示。

表6 試驗測量點位置坐標及命名Tab.6 Location coordinates and naming of test measuring points

溫度測量點試驗值與模擬值對比如表7 所示，從表7 可知，各測量點試驗值與模擬值相對誤差范圍為0～6.09%。由于溫度采集儀器本身的誤差以及建立仿真模型時人為忽略煙架、觀察窗等結構等原因，造成試驗值與模擬值之間的誤差。從總體結果來看，試驗值與模擬值基本吻合，本研究建立的仿真模型與模擬可靠。

表7 溫度測量點試驗值與模擬值對比Tab.7 Comparison between test values and analog values of temperature measuring points

5 結論

本文對氣流上升式密集烤房進行了模擬仿真研究，分別對標準烤房的變黃期、定色期和干筋期3 個烘烤時期的裝煙室環境進行數值模擬，分析其內部的壓力場、氣流場和溫度場。同時，進行烘烤試驗驗證仿真結果，選取的測量點試驗數據與模擬值數據相對誤差均小于6.09%，試驗值與模擬值基本吻合，說明了本研究建立的仿真模型的準確性。根據模擬結果可以得出以下結論：

（1）隨著烘烤時間增加，標準密集烤房裝煙室內部呈壓力逐漸減小、葉間風速增大、溫差減小趨勢；

（2）標準密集烤房在變黃期、定色期和干筋期均存在溫度分布不均勻情況；

（3）增加上層進風口能有效改善烤房內溫度分布狀況。將底部進風口尺寸調整為1 400 mm×300 mm，位置調整至隔墻下端中間距離烤房底部50 mm 處，并在中、上棚煙葉間增加尺寸為1 100 mm×75 mm 的上層進風口，可獲得較均勻的熱流場環境和較一致的溫度均勻性。