CN107977482B - 一种拉幅热定型机烘箱结构优化方法 - Google Patents
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Abstract
本发明公开了一种拉幅热定型机烘箱结构优化方法，解决传统定型机烘箱运行过程中的流体力学性能，改善原有结构不合理存在涡结构，优化局部流场，明显降低了涡强度，解决排风不畅和纤维尘容易在涡结构处形成积聚所造成的能量过度消耗以及产生火灾的隐患的问题，为定型机的节能环保和安全生产提供了基础。
Description
技术领域
本发明涉及印染热定型机领域，特别是涉及一种拉幅热定型机烘箱结构优化方法。
背景技术
所谓热定型，是将织物在张力下置于高温环境中(如180～200℃)，并保持一定的尺寸或形态，热处理一段时间后，然后迅速冷却降温的过程。在这一过程中，由于合成纤维具有良好热塑性，当处于温度较高的环境中时，大分子链段间的重排使得纤维微结构和形态发生很大变化，使改变了的纤维微结构被固定下来，因此热定型最主要的作用就是赋予了织物相对稳定的尺寸和形态。
由于合成纤维及其混纺织物在纺织染整加工过程中，有多次受到干、湿热处理的历史，且织物在运行过程中要受到各种张力的拉伸作用，因而其外形、尺寸始终处于多变复杂的状态，如经、纬向长度变化(收缩或伸长)，布面折皱等，使得产品在外部形态及结构尺寸上有所变化，有的甚至失去了织物所应具备的形态、外观和风格，严重影响了服用性能。通过热定型能很好的改善这一情况。
拉幅热定型机是对织物定型的最主要设备，通过定型机定型可以使得纤维结构进行重塑，织物的手感、滑移、颜色、幅宽、强力、外观等得到改善，进而达到织物所要求的服用性能。
现有定型机的结构如图1所示，其中，1是风机，2是排风孔，3是风道，4是换热器，5是风机风叶，6是烘箱箱体。传统的烘箱结构中，印染布匹经过对中机构对中后，进入到风道3的中间高度位置，带有水分的布匹在风道3喷嘴排出的热风中实现拉幅热定型。烘箱通过结构换热器加热空气，并在风机1的作用下将风机引导至风道3中，喷出的高速的热空气完成对布匹的加热与定型之后，大多数废气由排风孔2排出，部分气体再次进入换热器4加热继续循环或进入下一节烘箱。
其中，拉幅热定型机的烘房结构对定型效果影响重大，而其中的风嘴又是对定型效果影响最大的。而目前定型机设计过程中，由于缺乏合理的设计方法，仅凭经验的方式，直观的想象来进行设计，导致设计效果不佳。尤其是传统定型机在换热器至风机段有大面积高强度的回流涡存在，存在排风不畅和纤维尘容易在涡结构处形成积聚所造成的能量过度消耗以及产生火灾的隐患的问题。
发明内容
本发明提供一种拉幅热定型机烘箱结构优化方法，能够有效的解决热定型过程中烘箱运行过程中流体运行不畅，定型机内温度分布不均匀的问题。
本发明提供的技术方案是：
一种拉幅热定型机烘箱结构优化方法，
一、建立物理尺寸模型
在已有的传统拉幅热定型机基础上，建立1:1的物理尺寸模型，以等大的三维模型为基础，做内部流场的仿真和优化后的验证；
二、进行有限元为基础的流体仿真
为进行CFD仿真，按以下方法进行仿真。
1）确立边界条件
根据物理模型和流程方法，对模型进行简化后，结合实际的生产状况，在进行模拟时，将热空气入口边界条件定义为速度入口，需确定风速大小、风速方向以及温度情况，热风出口通过排风管道经由排风风机排放，除此之外还有一定流量经由出布口进入下级烘箱，设置空气出口的边界条件为压力出口；腔体为保温材料所覆盖，视为绝热层；
2）建立网格
在前处理软件中对烘箱整体划分为多个计算域，网格划分方式采用结构化网格，对整个烘箱边界层进行了网格加密，考虑仿真的计算精度和结果可靠性，进行网格的无关性验证；
3）CFD仿真
烘箱的流体流场为湍流，将风道模型进行理想化处理后，湍流模型选用标准 k-ε方程模型，利用CFD内置的离散格式和压力速度耦合方法进行流体的全过程仿真，从而得到传统烘箱的仿真结果；
三、结构优化设计
优化烘箱内换热器-风机段的流场分布，减弱换热器-风机段的流道中涡结构的强度，设计了涡破碎结构，在换热器-风机段单排排布，涡破碎结构的长度表示为L，L定义为0.15-0.35倍的喷嘴长度，最大高度D0为换热器高度的0.6-0.75倍，这里，涡破碎结构的最大高度处位于换热器自身长度的中心位置处，定义为0.45L~0.55L处，涡破碎结构的前端由两个圆弧段光滑过渡而成：圆弧段一为半径为d0的圆，呈内凹状，位于涡破碎结构的起始端且与涡破碎结构的上端线相切，d0的大小与涡破碎结构的高度D0有关，定义为d0=0.1D0~0.2D0；圆弧段二为半径d1的圆，呈外凸状，位于圆弧段一的前端，圆弧段二的圆心在高度上与圆弧段一的圆心位置关联，高度上圆弧段二的圆心距离圆弧段一的高度距离为D1，D1=0.4D0~0.6D0，同时在前后位置上圆弧段二在圆弧段一的前面，且两段圆弧的圆心连线与竖直线成角度θ1，将角度的大小定义为θ1=10°~30°，涡破碎结构的其余位置弧线由流线型弧线过渡连接；
涡破碎结构有一定的倾角，倾斜类型定义为倾角θ2的内倾，θ2=5°~15°，涡破碎结构边缘做倒圆角处理，倒圆大小恒定且为d2，与涡破碎结构的最大高度D0相关，定义为d2=0.1D0~0.15D0，涡破碎结构的上端面宽度标记为h，下端面厚度由不同位置高度和倾角θ2可计算得出；
涡破碎结构与定型机的隔板相连，涡破碎结构在前后位置上与换热器机构相邻但不相连，且涡破碎结构的圆弧段一的圆心与换热器的距离定义为LJ，LJ=0.1L-0.2L；
四、仿真验证。
所述烘箱上下各分布12个喷嘴风道，12个喷嘴风道构成了左右各5个喷组间的短间隔HS以及中间位置的1个长间隔HL，在定型机烘箱中，短间隔板件的中间有圆形孔，圆形排气孔把完成对织物的加热后热空气导出。
与喷嘴风道对应的涡破碎结构为12个，其中，烘箱的喷嘴风道排布中，中间部分是两个结构的连接之处，中间空开，涡破碎结构的厚度Ha和喷嘴段间距有关，且Ha=0.7Hs~0.8Hs，位于短间距HS的涡破碎结构的中心线与短间距中心线重合；位于长间距HL的涡破碎结构在排布上，涡破碎边缘与长间距的边缘重合。
本发明的优化方法解决传统定型机烘箱运行过程中的流体力学性能，改善原有结构不合理存在涡结构，优化局部流场，明显降低了涡强度，解决排风不畅和纤维尘容易在涡结构处形成积聚所造成的能量过度消耗以及产生火灾的隐患的问题，为定型机的节能环保和安全生产提供了基础。
附图说明
图1是传统定型机烘箱结构示意图。
图2是本发明优化流程图。
图3是原始结构下织物温度分布图。
图4是原始结构下烘箱速度及流线分布图。
图5是本发明的涡破碎结构示意图一。
图6是本发明的涡破碎结构示意图二。
图7是图6的A-A剖视图。
图8是涡破碎结构在定型机烘箱中的位置示意图。
图9是本发明的喷嘴风道的排布示意图。
图10是本发明优化结构后的烘箱内织物温度分布图。
图11是本发明优化结构后的烘箱内速度及流线分布图。
图12是换热器-风机段流道优化前后速度分布图。
图13是换热器-风机段流道优化前后湍动能分布图。
图14是换热器-风机段流道优化前后湍动能耗散项分布图。
具体实施方式
下面结合附图对本发明作进一步详细的描述。
一种拉幅热定型机烘箱结构优化方法，即通过对现有定型机烘箱结构进行分析，利用CFD软件对其中烘箱运行过程中流体运行不畅，内部温度场分布不均匀的问题进行仿真，并在此基础上提出了一种新型的机构用于改进内部流动状态，消去不稳定流场结构，从而解决这种问题。总体流程图如图2所示，
一：建立物理尺寸模型
在传统拉幅热定型机的基础上，建立1:1的物理尺寸模型。以等大的三维模型为基础，做内部流场的仿真和优化后的验证。
二：进行有限元为基础的流体仿真
为进行CFD仿真，本发明按以下方法进行仿真。
1）确立边界条件
根据图1以及图2所示的物理模型和所述流程方法，对模型进行简化后（去除实际加工过程中钣金连接件等因素），结合实际的生产状况，在进行模拟时，将热空气入口（由烘箱的进布口）边界条件定义为速度入口，需确定风速大小、风速方向以及温度等情况。热风出口通过排风管道经由排风风机排放，除此之外还有一定流量经由出布口进入下级烘箱，设置空气出口的边界条件为压力出口；腔体为保温材料所覆盖，视为绝热层。
2）建立网格
在前处理软件中对烘箱整体划分为多个计算域，网格划分方式采用结构化网格，对整个烘箱边界层进行了网格加密，考虑仿真的计算精度和结果可靠性，本发明进行了网格的无关性验证。
3）CFD仿真
烘箱的流体流场为湍流，将风道模型进行理想化处理后，湍流模型选用标准 k-ε方程模型。利用CFD内置的离散格式和压力速度耦合方法进行流体的全过程仿真，从而得到传统烘箱的仿真结果。
为方便说明，本发明选取定型机实际加工常用情况，选取单节烘箱进风量为2000m3/h，其中排风口气体与进入下节烘箱气体的气体体积分数均等，比例为1:1，风机的转速为1500rpm，定义换热器导热油温度为200℃进行仿真。仿真后，织物面的温度分布情况如图3所示：可以发现织物面的温度场存在一定的分布不均匀的情况。再进行速度分析，速度流线分布情况如图4所示：从速度流线可以更加明显的发现，在换热器后侧形成了一个明显的涡结构。
三，结构优化设计
改善定型机的内部流动状况，实现一个均匀的温度流场和稳定的流体流动状态对提高定型机的工作区间，改善织物品质、提高产品附加值、增强市场竞争力中都发挥着重要作用。同时，优化换热器—风机段的流场分布有利于带电纤维尘的排除，降低安全隐患，加强定型机运行的可靠性和安全性。
为此，本发明设计了一种新型的定型机烘箱，其中专门设计了涡破碎结构，减弱换热器-风机段的流道中涡结构的强度，从而实现烘箱内部流场（速度场与温度场）的稳定流动和定型机的高效运行。本发明的涡破碎结构如图5所示，根据烘箱结构，设计了类似翼型的的小翼涡破碎结构，在换热器-风机段单排排布，如图6，涡破碎结构的长度表示为L，L定义为0.15-0.35倍的喷嘴长度，最大高度D0为换热器高度的0.6-0.75倍，这里，涡破碎结构的最大高度处位于换热器自身长度的中心位置处，定义为0.45L~0.55L处，涡破碎结构的前端由两个圆弧段光滑过渡而成：圆弧段一为半径为d0的圆，呈内凹状，位于涡破碎结构的起始端且与涡破碎结构的上端线相切，d0的大小与涡破碎结构的高度D0有关，定义为d0=0.1D0~0.2D0；圆弧段二为半径d1的圆，呈外凸状，位于圆弧段一的前端，圆弧段二的圆心在高度上与圆弧段一的圆心位置关联，高度上圆弧段二的圆心距离圆弧段一的高度距离为D1，D1=0.4D0~0.6D0，同时在前后位置上圆弧段二在圆弧段一的前面，且两段圆弧的圆心连线与竖直线成角度θ1，将角度的大小定义为θ1=10°~30°，涡破碎结构的其余位置弧线由流线型弧线过渡连接。
如图7，涡破碎结构有一定的倾角，倾斜类型定义为倾角θ2的内倾，θ2=5°~15°，涡破碎结构边缘做倒圆角处理，倒圆大小恒定且为d2，与涡破碎结构的最大高度D0相关，定义为d2=0.1D0~0.15D0，涡破碎结构的上端面宽度标记为h，下端面厚度由不同位置高度和倾角θ2可计算得出。涡破碎结构与定型机的隔板相连，涡破碎结构在前后位置上与换热器机构相邻但不相连，且涡破碎结构的圆弧段一的圆心与换热器的距离定义为LJ，LJ=0.1L-0.2L。
如图8，涡破碎结构7同定型机的隔板8相连，涡破碎结构在前后位置上与换热器4相邻但不相连，且涡破碎结构的圆弧段一的圆心与换热器4的距离定义为LJ, LJ=0.1L-0.2L；换热器结构靠近的是涡破碎结构的双圆弧段。
此外，该翼型涡破碎结构的排列方式非常重要，实际上此处的排列与烘箱中喷嘴的位置直接对应。其中烘箱喷嘴的位置排布如图9：
整机中，烘箱上下各分布12个喷嘴风道9，以烘箱上喷嘴为例，烘箱上半部分的12个喷嘴风道构成了左右各5个喷组间的短间隔（短间隔距离长度标记为HS），以及中间位置的1个长间隔（长间隔距离长度标记为HL）。在定型机烘箱中，短间隔板件的中间有圆形孔，圆形排气孔把完成对织物的加热后热空气导出。由此，圆形排气孔段的空气流量将会高于喷嘴背面的空气流量。由于热空气会通过换热器进行进一步加热，这就导致了经过换热器翅片的热空气流量是不均匀的，即喷嘴和喷嘴之间的间隔区域的热空气流量比喷嘴背面区域的热空气流量大很多。进入换热器的热气流量的不均匀性也会反映到换热器-风机段的风道中。流量大的区域产生的涡流强度高于低流量区域，针对这一问题，在本发明中将涡破碎结构的排列顺序也做了对应的排布。
对应的翼型涡破碎结构为12个，排布形式如图9所示，其中，烘箱的喷嘴风道9排布中，中间部分是两个结构的连接之处，中间空开，因此在翼型涡破碎结构10的分布上，中间排布的相对比较紧密，涡破碎结构的厚度Ha和喷嘴段间距有关，且Ha=0.7Hs~0.8Hs。位于段间距的涡破碎结构的中心线与短间距中心线重合；位于常间距的涡破碎结构在排布上，涡破碎边缘与长间距的边缘重合。
本发明中，涡破碎结构有倾角，形成对来流热气的分割作用，采用内倾的设置也可以将靠近定型机烘箱隔板的气流引导至换热器-风机段的主风道中。降低了热空气的停留时间，涡结构的存在可以减弱局部的涡流强度，降低纤维尘回旋的次数，结合较小的的停留时间可以防止纤维尘的堆积。
四，仿真验证
仿真验证过程大致同结构仿真部分，在此不再赘述。
仿真条件工况同上，烘箱整体的温度分布情况如图10所示，烘箱的内部速度场及流线分布情况如图11所示。对比图4和图11的速度和流线图可以得知，通过仿真验证，改进的结构能消去换热器右侧的涡结构，减弱了原有烘箱内涡流的强度，并解决了大尺度涡流造成的纤维尘的堵塞和聚集并进一步降低了的易燃易爆风险。同时，涡破碎结构的存在提高了对换热器-风机段的风道中的流动稳定性，缓解了改进之前存在的涡流对风道的堵塞作用，给烘箱的两个风机提供的均匀和稳定的来流，优化了烘箱内部的流场结构。此外，本发明实现了烘箱内部流场（速度场与温度场）的稳定流动和定型机的高效运行。实际应用情况表明，在定型机内原先存着涡结构的位置的油渍和纤维尘明显减少，整体热源利用率大幅提升。
最后，作为本发明有益成果的量化标准，现将换热器-风机段的流程参数的在优化前后的对比表示如图12所示，原模型中存在大面积的反向速度，这说明了在原模型中靠近烘箱隔板位置存在大面积的回流区，最大面积处甚至占据了25%的风道面积，对流动产生了极大地堵塞作用。且原有模型中回流涡强度大，也会造成纤维尘在涡流中不断回旋，进而堵塞流道形成安全隐患。在优化后的流道中，逆向速度区域变为8%，极大地缓解了涡流对风道的堵塞作用，并且优化后的涡流强度较小，也很大程度上解决了纤维尘的回旋堵塞问题，优化了流场结构改善了风机的安全运行状况。
由图13中显示的是湍动能强度。越强的湍动能意味着越大的湍流度，而在换热器-风机段这种主要以输运热空气为主的风道中，较小的湍动能也意味着较好的流动状态。能够看出，在靠近烘箱隔板区域，优化后的流场的湍动能急剧下降，说明在靠近隔板处流动更加稳定。虽在远离隔板段优化后湍动能略有增加，但增加幅值不大，且在最远离隔板位置（即靠近下底面位置）湍动能在优化后又有降低。从湍流程度的角度，也能说明优化后的良好效果。
图14捕捉的是换热器-风机段因为涡流的存在和流动不稳定性导致的流体的能量耗散。可以清晰的看到，在优化前的风道中，靠近隔板位置和靠近下底面位置都有很强的能量耗散，意味着很强的能量在耗散中损失掉了。而在优化后的数据中，我们可以看到能量耗散曲线平稳且能量耗散远低于原有模型，这进一步的说明了本发明的改善了烘箱内部流动，提高了安全运行系数以及高效运行区间。
Claims (3)
1.一种拉幅热定型机烘箱结构优化方法，其特征在于，
一、建立物理尺寸模型
在已有的传统拉幅热定型机基础上，建立1:1的物理尺寸模型，以等大的三维模型为基础，做内部流场的仿真和优化后的验证；
二、进行有限元为基础的流体仿真
为进行CFD软件仿真，按以下方法进行仿真：
1)确立边界条件
根据物理模型和流程方法，对模型进行简化后，结合实际的生产状况，在进行模拟时，将热空气入口边界条件定义为速度入口，需确定风速大小、风速方向以及温度情况，热风出口通过排风管道经由排风风机排放，除此之外还有一定流量经由出布口进入下级烘箱，设置空气出口的边界条件为压力出口；腔体为保温材料所覆盖，视为绝热层；
2)建立网格
在前处理软件中对烘箱整体划分为多个计算域，网格划分方式采用结构化网格，对整个烘箱边界层进行了网格加密，考虑仿真的计算精度和结果可靠性，进行网格的无关性验证；
3)CFD仿真
烘箱的流体流场为湍流，将风道模型进行理想化处理后，湍流模型选用标准k-ε方程模型，利用CFD内置的离散格式和压力速度耦合方法进行流体的全过程仿真，从而得到传统烘箱的仿真结果；
三、结构优化设计
优化烘箱内换热器-风机段的流场分布，减弱换热器-风机段的流道中涡结构的强度，设计了涡破碎结构，在换热器-风机段单排排布，涡破碎结构的长度表示为L，L定义为0.15-0.35倍的喷嘴长度，最大高度D0为换热器高度的0.6-0.75倍，这里，涡破碎结构的最大高度处位于换热器自身长度的中心位置处，定义为0.45L～0.55L处，涡破碎结构的前端由两个圆弧段光滑过渡而成：圆弧段一为半径为d0的圆，呈内凹状，位于涡破碎结构的起始端且与涡破碎结构的上端线相切，d0的大小与涡破碎结构的高度D0有关，定义为d0＝0.1D0～0.2D0；圆弧段二为半径d1的圆，呈外凸状，位于圆弧段一的前端，圆弧段二的圆心在高度上与圆弧段一的圆心位置关联，高度上圆弧段二的圆心距离圆弧段一的高度距离为D1，D1＝0.4D0～0.6D0，同时在前后位置上圆弧段二在圆弧段一的前面，且两段圆弧的圆心连线与竖直线成角度θ1，将角度的大小定义为θ1＝10°～30°，涡破碎结构的其余位置弧线由流线型弧线过渡连接；
涡破碎结构有一定的倾角，倾斜类型定义为倾角θ2的内倾，θ2＝5°～15°，涡破碎结构边缘做倒圆角处理，倒圆大小恒定且为d2，与涡破碎结构的最大高度D0相关，定义为d2＝0.1D0～0.15D0，涡破碎结构的上端面宽度标记为h，下端面厚度由不同位置高度和倾角θ2可计算得出；
涡破碎结构与定型机的隔板相连，涡破碎结构在前后位置上与换热器机构相邻但不相连，且涡破碎结构的圆弧段一的圆心与换热器的距离定义为LJ，LJ＝0.1L-0.2L；
四、仿真验证。
2.根据权利要求1所述的一种拉幅热定型机烘箱结构优化方法，其特征在于，所述烘箱上下各分布12个喷嘴风道，12个喷嘴风道构成了左右各5个喷组间的短间隔HS以及中间位置的1个长间隔HL，在定型机烘箱中，短间隔板件的中间有圆形孔，圆形排气孔把完成对织物的加热后热空气导出。
3.根据权利要求1所述的一种拉幅热定型机烘箱结构优化方法，其特征在于，与喷嘴风道对应的涡破碎结构为12个，其中，烘箱的喷嘴风道排布中，中间部分是两个结构的连接之处，中间空开，涡破碎结构的厚度Ha和喷嘴段间距有关，且Ha＝0.7Hs～0.8Hs，位于短间距HS的涡破碎结构的中心线与短间距中心线重合；位于长间距HL的涡破碎结构在排布上，涡破碎边缘与长间距的边缘重合。
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