高頻-對流聯合加熱干燥對木材溫度梯度及干燥質量的影響1)

宋濤雲 付宗營 蔡英春

(東北林業(yè)大學，哈爾濱，150040)

隨著國民經濟的發(fā)展和人們生活水平的提高，具有天然、低碳環(huán)保等諸多優(yōu)點的木結構建筑備受青睞，大斷面鋸材的需求量逐年遞增[1]。然而大斷面含髓心方材由于干縮異向性、含水率梯度和溫度梯度等影響，在干燥過程中會產生較大的干燥應力并導致開裂、變形等干燥缺陷，嚴重制約著其在木建筑行業(yè)的應用。為解決大斷面含髓心方材干燥難、易開裂等問題，國內外學者通過不斷努力，取得了一定研究成果。

涂登云等運用高溫水供熱系統(tǒng)干燥速生杉木方材。生產性試驗表明，6 d內初含水率為55.5%的杉木方材干至終含水率5.4%，干燥質量符合細木工板的要求[2]。Andi Hermawan et al.研究表明隨著高溫低濕預處理溫度和時間的增加，杉木方材表裂面積逐漸減小[3]。李曉玲等以日本柳杉髓心方材為試材進行高頻真空干燥試驗。結果表明，干燥前對木材進行合理的處理，可有效地提高干燥質量，尤其可減少開裂的產生[4]。Piao et al.研究了高頻-對流聯合干燥高頻加熱介入的時機。試驗表明：在含水率降至20%之前采用常規(guī)對流干燥，之后采用雙熱源干燥，既能縮短干燥時間、降低能耗，又能有效減少柳杉方材表裂的產生，提高干燥質量[5]。綜上所述，目前國內外學者在大斷面方材的干燥研究上雖取得了一定成果，但干燥過程中木材溫度梯度對干燥速率、質量等的影響卻鮮有涉及。

鑒于以上，本研究對斷面120 mm×120 mm的落葉松含髓心方材進行高頻-對流聯合加熱干燥，通過控制雙熱源匹配獲得木材橫斷面上的不同溫度梯度，檢測不同溫度梯度的干燥過程中木材的干燥速率、干燥開裂、含水率分布、應變等變化。通過分析這些參數的變化，解析溫度梯度對干燥速率、應力及質量等的影響，進而確定適宜的干燥梯度，以期為確定適宜的雙熱源干燥工藝提供依據。

1 材料與方法

1.1 材料與設備

試材選自黑龍江興安落葉松小徑原木鋸制4 000 mm×120 mm×120 mm含髓心方材，初含水率為34.1%～40.7%。氣干密度0.669 g/cm3，基本密度0.528 g/cm3，徑向干縮系數0.178%，弦向干縮系數0.403%。由其加工成900 mm×120 mm×120 mm的試材24根，用酸性硅酮玻璃膠進行單端封閉處理，以保證水分自側面和1端口遷出，對于水分遷移，相當于將試材延長至2倍。由一根方材鋸制成的3根試材，分別置于1#和2#材堆(圖1)和另一批實驗的2#材堆。

實驗型雙熱源干燥設備，對流干燥裝置委托哈爾濱華意干燥設備有限公司生產，內部可堆放4個0.5 m3高頻加熱單元材堆；JYC型高頻發(fā)生器委托石家莊紀元電氣有限公司制造，本實驗參照夏興華等的研究結果[6]，選定輸出功率為4 kW。

1.2 方法

本研究進行了2批實驗，干燥工藝按表1和表2執(zhí)行。每批實驗在干燥室內擺放2個材堆，每個材堆擺放試材8塊。第1批實驗，干燥工藝為表2中S1，2個材堆對應位置試材由同一根方材鋸得。1#進行對流加熱干燥，2#進行高頻對流聯合加熱干燥。1′為溫度檢驗試材；2和2′為含水率檢驗試材，用于檢測干燥速度，同時觀察其開裂情況(寬度小于2 mm或長度小于10 mm的開裂忽略不計)；3和3′為應變和含水率分布檢驗試材。第2批實驗，干燥工藝為表2中S2，2#材堆中各位置試材與第1批實驗2個材堆對應位置試材由同一根方材鋸得，1#材堆中試材與前述3個材堆中對應位置試材材性難以一致，所以實驗數據僅用于參考。

圖1 試材堆放方式

2批實驗干燥工藝的對流加熱均采用表1所示干燥基準，干燥前首先進行36 h的預熱升溫，之后干球溫度恒定，始終設定為70 ℃，濕球溫度每隔48 h降低2 ℃；高頻加熱、停歇，從正式干燥開始直至干燥結束，按表2實施：S1，高頻加熱30 s，停歇600 s；S2，高頻加熱90 s，停歇1 200 s。每批試驗的干燥進程以雙熱源加熱的材堆為準，即當2#材堆到達目標含水率時，該批試驗結束。設定木材預熱升溫階段為干燥初期，MC(含水率)≥30%為干燥前期，30%>MC≥20%為干燥中期，20%>MC≥15%為干燥后期。

本實驗選取靠近接地極板一側的試材埋入測溫范圍為-40～350 ℃的T型銅-銅鎳熱電偶，埋入部位如圖2所示。采用XJY-160智能快速溫度巡檢儀，在高頻加熱停歇期間讀取溫度數據。

表1 對流加熱干燥基準

表2 高頻對流聯合加熱干燥工藝

圖2 試材溫度檢測部位(圖中數據單位為mm)

含水率試片規(guī)格為10 mm×120 mm×120 mm，由材堆中的3號試材干燥至規(guī)定時刻取出在靠近膠封端截取，之后封端放回材堆中原處。試片再按圖3分解并標號成25塊規(guī)格約為10 mm×24 mm×24 mm的小試件，令1～16號為表層，17～24號為中間層，25號為芯層，用稱重法測算每塊的含水率。芯表層含水率差(Δu)用下式計算：

(1)

式中：mi是編號為i的試件即時稱重時的質量(g)；m0i是編號為i的試件的絕干質量(g)。

按圖4分解應變切片規(guī)格約為5 mm×10 mm×120 mm，分別用來測算木材上表層(A)、側表面(B)、中間層(C)和芯層(D)的瞬時彈性應變。

瞬時彈性應變(εe)=(L1-L2)/L0。

式中：L0為應變試片干燥前尺寸(mm)；L1為應變試片分解前尺寸(mm)；L2為應變試片剛分解后的瞬時尺寸(mm)。

圖3 含水率分布試片分解示意圖

a.為應力切片在應力試片厚度方向上的分解位置;b.為應力切片在應力試片上寬度方向上的分解位置;c.為應力切片在不同狀態(tài)時的尺寸。

2 結果與分析

2.1 高頻加熱與木材溫度梯度及其變化的關系

由圖5可知，高頻加熱30 s木材獲得最大芯表層溫度差(Δtcs=tc-ts)為5 ℃(溫度梯度0.11 ℃/mm)，約10 min后降至3 ℃(溫度梯度0.07 ℃/mm)。高頻加熱90 s木材獲得最大芯表層溫度差(Δtcs)為6 ℃(溫度梯度0.13 ℃/mm)，約20 min后降至4 ℃(溫度梯度0.09 ℃/mm)；木材表層溫度與環(huán)境溫度的差值(Δtsf)，高頻加熱30 s、停歇10 min時為9～5 ℃，高頻加熱90 s、停歇10 min時為10～2 ℃。由上述結果亦知，高頻停歇時間縮短，木材溫度梯度的變化范圍及木材表層溫度與環(huán)境溫度差的變化范圍縮小。

2.2 木材溫度梯度對其干燥質量及干燥速度的影響

表3概括了2批實驗4個材堆按基準S1、S2干燥的速度、質量等結果。為證明溫度梯度對干燥質量的影響，另做一組補充實驗，采用相同干燥基準，觀察每組實驗所有試材的開裂情況。因為落葉松含髓心方材即使在溫度較低，濕度較高的條件下干燥，也會產生開裂，因此出現了表3所示開裂結果，即，對流加熱的1#-S1和1#-S2兩個材堆均出現較嚴重開裂。經高頻-對流聯合加熱的材堆，在2.1項所示芯表層溫度梯度作用下，開裂數量和開裂程度均減小。將芯表層溫度差由5～3 ℃(2#-S1材堆)提升至6～4 ℃(2#-S2材堆)，表裂數量由10～13條減少到5～10條，最大表裂寬度由2.4～4.7 mm減小到1.3～2.1 mm。

a.高頻加熱30 s后停歇期內木材芯、表層溫度在兩個加熱周期內的變化曲線；b.高頻加熱90 s后停歇期內木材芯、表層溫度在兩個加熱周期內的變化曲線。

表3 部分實驗結果

表4 試材開裂情況

圖6是4個材堆試材在不同工藝下的干燥曲線，干燥初期木材含水率增大是因為預熱升溫階段木材表面產生少量吸濕。

圖6 4個材堆中試材的干燥過程曲線

由圖6和表3可知，高頻加熱使木材產生內高外低的正向溫度梯度，對其含水率變化有非常明顯的作用。相同干燥時間內，雙熱源加熱的木材含水率下降速度顯著提高，率先降至目標含水率15%。2#-S1和2#-S2相比可知，增加高頻發(fā)振時間，芯表層溫度差(正向溫度梯度)增大，木材干燥速率增大，總干燥時間縮短。由此可知，木材溫度梯度是其內部水分遷移的驅動力之一，水分遷出速度隨著正向溫度梯度的增大而增大。

2.3 木材溫度梯度對其含水率分布的影響

圖7示出了4組材堆試材在不同溫度梯度干燥工藝下芯表層含水率差(厚度上含水率偏差，Δu)的變化，圖8描述了4組材堆試材橫斷面上的初含水率分布及其在不同溫度梯度干燥工藝下的終含水率分布。由圖7可知，對流加熱的1#-S1和1#S2兩組材堆的Δu在進入正式干燥階段開始后持續(xù)增加，干燥后期Δu略有下降。高頻加熱30 s的2#-S1材堆，正向溫度梯度0.11～0.07 ℃/mm，Δu雖然與單獨對流加熱干燥過程中的變化趨勢基本相同，但全過程都較前二者低得多。經高頻加熱90 s的2#-S2材堆，正向溫度梯度0.13～0.09 ℃/mm，Δu先增大，24 h之前，與單獨對流加熱干燥過程中1#-S1的變化相近，之后開始下降，約79.5 h后，低于高頻加熱30 s的2#-S1材堆。由上述結果可知，高頻加熱產生木材正向溫度梯度對減小木材芯表層含水率差的作用，主要體現在干燥的中后期，且作用效果隨溫度梯度增大而增強；而干燥前期，較大正向溫度梯度并不能減小厚度上含水率梯度。圖8亦表明了這一結果，即，試材橫截面上終含水率分布隨其溫度梯度增大而趨于均勻。原因為干燥前期、纖維飽和點之上，木材內部自由水在毛細管張力和加熱引起的水蒸汽壓力差作用下向移動蒸發(fā)界面遷移，在該處蒸發(fā)后以水蒸汽形式向材外遷出。90 s高頻與對流聯合加熱干燥，盡管使試材產生了較大正向溫度梯度，使水蒸汽分壓增大、自由水黏度降低，促進了自由水向移動蒸發(fā)界面的流動；但蒸發(fā)面溫度高、水分蒸發(fā)強度大，移動蒸發(fā)界面與試材周圍干燥介質溫度差大，兩者間結合水向材外擴散強度亦增大。所以，干燥速度加快而芯表層含水率差較單獨對流加熱干燥時無多大變化。試材干燥中后期、纖維飽和點之下，結合水主要在擴散勢下向材外擴散，高頻加熱時間增長，試材溫度梯度增大，擴散強度增大，因而含水率分布更趨于均勻。

圖7 不同工藝下試材芯表層含水率差隨干燥時間變化

a.1#-S1的初含水率分布；b.1#-S1的終含水率分布；c.2#-S1初含水率分布；d.2#-S1的終含水率分布；e.1#-S2初含水率分布；f.1#-S2的終含水率分布；g.2#-S2初含水率分布；h.2#-S2的終含水率分布。

2.4 干燥過程中木材表層應變的變化

圖9為不同溫度梯度的雙熱源干燥過程中圖4所示試材上表層、側表面、中間層和芯層的彈性應變隨時間變化曲線。干燥應力等于彈性應變與彈性模量的乘積，因此該圖可以在定性的角度上反應出木材厚度方向上干燥應力的發(fā)展和釋放趨勢[7]。正數為伸彈性拉應變，負數為縮彈性壓應變。

可知：①不同溫度梯度的雙熱源干燥過程中，試材上表層與側表面彈性應變的變化趨勢基本相同。即，干燥前期呈拉伸應變，后期為壓縮應變，溫度梯度大的2#-S2，均大于梯度小的2#-S1。然而，前期除僅對流加熱的1#-S1側表層較上表層彈性應變大之外，溫度梯度較大的2#-S1、2#-S2，側表層較上表層明顯要小。其原因是，試材髓心并不在橫斷面的中心，上表層較次表層更接近弦向，干縮異向性使得前者較后者在相同含水率變化時收縮大，產生較大附加拉應力，致使干燥前期上表層較側表層拉應變大；而僅對流加熱時，試材上表層在含水率梯度及干縮異向性作用下產生較大拉應力，進而很快產生某種程度表裂，應力釋放，致使1#-S1表層A彈性應變較小。②干燥前期，隨著溫度梯度增大，不僅上表層拉伸應變增大，中間層及芯層的壓應變亦然(2#-S2大于2#-S1)。原因如2.3所述，較大正向溫度梯度不能減小厚度上含水率梯度，致使表層產生較大伸張應力，但由于溫度較高，在應力作用下產生蠕變和應力松弛，減少了表面開裂(表3所示)；而僅對流加熱時，若無表裂和應力釋放，推測應變將與有較大正向溫度梯度時相近。③隨著干燥的進行，低于纖維飽和點、干縮受外層(已產生拉伸蠕變)及高含水率的內層抑制而產生拉伸應變的區(qū)域，由中間層向芯層依次遞進，且中間層的拉應變隨溫度梯度增大而減小。④干燥中后期，中間層由于此前在拉伸應力下產生了某種程度的拉伸蠕變，致使該階段其抑制相鄰部位干縮而產生壓應變，其隨溫度梯度的增大而增大。芯層應變，溫度梯度最大的2#-S2，因干燥前期表層產生了較大拉伸機械吸附蠕變抑制了其干縮，而產生了較大拉應力；而前期未產生機械吸附蠕變的2#-S1，由于其抑制著含水率較其低的表層、中間層干縮而而產生壓應變。⑤干燥后期，溫度梯度對試材各層應變的影響不大。

a.應力切片上表層的瞬時彈性應變；b.應力切片側表層的瞬時彈性應變；c.應力切片中間層的瞬時彈性應變；d.應力切片芯層的瞬時彈性應變。

綜合上述和表3的開裂統(tǒng)計結果，可知，對于含髓心大斷面方材，由于較大的差異干縮系數，致使以最軟的對流加熱干燥基準干燥亦難以抑制前期的表層拉應力和開裂。所以，對木材進行適當汽蒸軟化處理后，以較大正向溫度梯度干燥，前期可使其表層產生蠕變、抑制表裂，結合中期恢復蠕變的汽蒸處理，后期可使其內部減小拉應力和開裂(內裂)，即能保證干燥質量，又能明顯提高干燥速度；對于不含髓心方材或其它規(guī)格大斷面鋸材，中后期施加高頻，以較大正向溫度梯度干燥為宜。

3 結論

高頻加熱30 s木材獲得最大芯表層溫度差(Δtcs=tc-ts)為5 ℃；加熱90 s，Δtcs為6 ℃。通過調節(jié)高頻-對流雙熱源的匹配(高頻加熱和停歇的時間)，可控制試材干燥過程中的正向(內高外低)溫度梯度。正向溫度梯度增大，試材干燥速度加快，終含水率分布均勻。將芯表層溫度差由5～3 ℃(2#-S1材堆)提升至6～4 ℃(2#-S2材堆)，表裂數量由10～13條減少到5～10條，最大表裂寬度由2.4～4.7 mm減小到1.3～2.1 mm。正向溫度梯度對減小木材芯表層含水率差的作用，體現在干燥過程的中后期，且作用效果隨溫度梯度增大而增強。干燥過程中試材彈性應變及正向溫度梯度對其影響：干燥前期，表層產生較大拉應變，中間及芯層則產生壓應變，且拉、壓應變皆隨溫度梯度增大而增大。溫度梯度大時，盡管表層拉應力很大，但由于溫度較高、蠕變增大，表裂卻較其它溫度梯度時減少并減輕；干燥中期，中間層由前期的壓應變轉為拉應變，應變隨溫度梯度的增大而減??；干燥中后期，表層及中間層產生壓應變，芯層產生拉應變，應變均隨溫度梯度的增大而增大；干燥后期，溫度梯度對試材各層應變的影響不大。