大跨度高大平房倉糧堆熱濕傳遞過程的數(shù)值模擬及試驗

袁越錦， 戴 航， 石天玉， 李倩倩

(1.陜西科技大學(xué) 機電工程學(xué)院, 陜西 西安 710021; 2.國家糧食和物資儲備局科學(xué)研究院, 北京 100037)

0 引言

儲糧平房倉因其容量大、進出倉便利、造價低的特點被廣泛應(yīng)用.目前國家儲備糧庫中所建的糧倉倉型80%以上為平房倉[1].而大跨度高大平房倉作為平房倉的一種，通過在跨度方向上的中間位置增加兩組對稱式進風(fēng)風(fēng)道，將糧面上的冷空氣引入糧堆，其優(yōu)點在于提供了特殊大跨度倉型的橫向通風(fēng)系統(tǒng)的技術(shù)實施方案[2].大跨度高大平房倉裝糧線高、跨度大、通風(fēng)系統(tǒng)雙側(cè)分布的工藝特點和土地的高利用率為其提供了廣闊的應(yīng)用和發(fā)展空間.

糧食在倉儲過程中影響其安全的主要生態(tài)變化是糧堆的霉變、發(fā)熱和倉內(nèi)害蟲的生命活動，而影響生態(tài)變化的重要因素是糧堆及倉儲環(huán)境的溫度和濕度[3].Marcelino C R等[4]提出，冷卻干燥通風(fēng)是一種通過把糧食溫度和水分降低到安全閾值，從而降低儲糧變質(zhì)率的有效方法.

橫向通風(fēng)作為常用的糧倉降溫保水通風(fēng)方式，既避免了徑向通風(fēng)的地上籠鋪設(shè)造成的糧食進出倉不便，實現(xiàn)了糧食進出倉機械化，也大大加強了糧食的熱濕對流.楊冬平等[5]通過實驗驗證了橫向通風(fēng)技術(shù)在大跨度稻谷平房倉的應(yīng)用上具有良好的通風(fēng)降溫效果.G.R.Thorpe[6]建立了一維數(shù)值模型，以物性參數(shù)對橫向通風(fēng)過程的影響進行了研究，分析了糧食儲藏中傳熱傳質(zhì)過程對通風(fēng)效果的影響.陳桂香等[7]、王遠成等[8]、王珂等[9]通過建立糧堆干燥通風(fēng)過程的熱濕耦合模型并與實驗值進行對比，說明數(shù)值模擬可應(yīng)用于糧堆橫向通風(fēng)過程研究并指導(dǎo)糧倉通風(fēng)系統(tǒng)優(yōu)化.俞曉靜等[10,11]在糧倉的寬度方向上進行了不同相對濕度差條件下的橫向通風(fēng)數(shù)值模擬研究，分析了降溫保水的最佳送風(fēng)條件.但橫向通風(fēng)在大跨度平房倉的應(yīng)用中仍存在通風(fēng)路徑長，糧堆溫度在跨度方向上分層大等工藝問題.且目前尚未有基于數(shù)值模擬對54 m大跨度高大平房倉進行熱濕傳遞的應(yīng)用研究.

本研究以黑龍江省綏化市秦家糧庫58號高大平房倉的降溫通風(fēng)實驗為研究對象，采用數(shù)值模擬的方法對大跨度高大平房倉的降溫保水橫向通風(fēng)工藝進行研究，分析了中間風(fēng)道進風(fēng)、雙側(cè)負壓吸出式通風(fēng)工藝的降溫保水效果，探究了通風(fēng)過程中糧堆的溫度場變化、54 m大跨度平房倉在不同溫差和不同通風(fēng)風(fēng)速下實現(xiàn)降溫保水的所需時間.研究結(jié)果可以為實倉通風(fēng)操作提供技術(shù)依據(jù)，保障糧食的安全儲存.

1 試驗部分

1.1 糧倉結(jié)構(gòu)

實驗倉長度為54 m，跨度為24 m，高11 m，糧堆高度8.2 m.該糧倉采用橫向通風(fēng)系統(tǒng)，兩側(cè)布置主風(fēng)道和豎向支風(fēng)道，兩側(cè)各設(shè)2個600 mm直徑的出風(fēng)口.4個出風(fēng)口處各設(shè)置1個負壓風(fēng)機.倉房橫向27米處有支撐柱，支撐柱兩側(cè)各設(shè)10個豎向支風(fēng)道，支風(fēng)道上端開口，為進風(fēng)口.糧堆表面中心支風(fēng)道進風(fēng)口以外的區(qū)域均覆蓋塑料薄膜.大跨度高大平房倉橫向通風(fēng)工藝如圖1所示.糧堆中間支風(fēng)道(通風(fēng)籠)上端為進風(fēng)口，糧堆兩側(cè)支風(fēng)道下部水平段豎向外側(cè)為出風(fēng)口.通風(fēng)過程中，氣流由進風(fēng)口進入中間支風(fēng)道，通過中間支風(fēng)道壁面并穿過糧堆后進入糧堆兩側(cè)支風(fēng)道，并由設(shè)置于糧堆兩側(cè)支風(fēng)道下端的負壓風(fēng)機吸出.

圖1 大跨度高大平房倉橫向通風(fēng)工藝示意圖

1.2 試驗糧種及方法

本試驗采用試驗糧種為黑龍江綏化粳稻，水分含量為14.5%，數(shù)量為6 721噸.實驗環(huán)境為冬季氣候，氣溫-10 ℃～-21 ℃.具體實驗過程如下：從11月17日開始，11月27日結(jié)束，總共通風(fēng)240 h.打開倉內(nèi)通風(fēng)窗，同時開啟倉底南北兩側(cè)的風(fēng)機進行通風(fēng).實驗采用4臺7.5 kW風(fēng)機，系統(tǒng)總風(fēng)量為38 740.44 m3/h，南北兩側(cè)4個出風(fēng)口各設(shè)置一臺.

目標(biāo)糧倉裝備了數(shù)字式糧堆溫濕度檢測系統(tǒng)，通風(fēng)過程中測量點共198個，橫向6行、縱向11列，高度方向分3層布局，檢測精度為±0.2 ℃，上層檢測點距離糧面0.5 m，中層檢測點位于糧堆中心高度，下層檢測點距離倉底0.5 m.符合LS/T1203-2002的規(guī)范要求.糧堆溫度和水分均通過數(shù)字式溫濕度檢測系統(tǒng)定時測定.

1.3 試驗結(jié)果

通風(fēng)前糧堆相對濕度情況如表1所示，通風(fēng)后糧堆相對濕度情況如表2所示.上層水分通風(fēng)后比通風(fēng)前減少0.3%，中層水分通風(fēng)后比通風(fēng)前減少0.3%，下層水分通風(fēng)后比通風(fēng)前減少0.2%，整個糧堆的水分通風(fēng)前后水分減少0.3%，糧堆水分保持效果好.

表1 通風(fēng)前糧堆相對濕度情況

表2 通風(fēng)后糧堆相對濕度情況

圖2為通風(fēng)0 h至240 h各豎向截面平均溫度變化.可看出各截面糧食平均溫度均呈下降趨勢，且最終均下降至-7 ℃～-15 ℃.

圖2 豎向截面平均溫度變化

本次實驗風(fēng)量固定，糧堆內(nèi)垂直方向上的空氣流速由糧面至倉底逐漸降低，水平方向上的空氣流速由中間支風(fēng)道向兩端逐漸下降，使得糧堆內(nèi)溫度分布不均.采用雙側(cè)負壓吸出全覆膜式的降溫保水橫向通風(fēng)工藝，有效解決了倉房跨度大導(dǎo)致的降溫不均.實驗結(jié)果表明，本次54米跨度稻谷倉橫向保水通風(fēng)降溫保水效果較好.

2 高大平房倉糧堆熱濕耦合模型的建立

2.1 物理模型

橫向通風(fēng)時，由于糧倉長度方向的溫度和水分的梯度相對于糧倉高度和跨度方向上較小，分析糧倉內(nèi)部溫度和水分分布規(guī)律時，可以將其簡化為二維問題進行研究[6].以實驗倉為研究對象，由于在橫向通風(fēng)過程中糧面為覆膜狀態(tài)，且進風(fēng)口只有中間的支風(fēng)道，故可以將覆膜視為絕熱邊界，對糧面覆膜及以下的區(qū)域進行建模.構(gòu)建了如圖3所示的物理模型.糧倉跨度為54 m，糧面覆膜高度為8.2 m.糧倉中間和兩側(cè)均設(shè)置有直徑為600 mm的通風(fēng)管道，氣流由中間通風(fēng)管道上進口進入，并由倉底兩側(cè)的負壓風(fēng)機經(jīng)出風(fēng)口吸出.本模型共劃分網(wǎng)格134 634個.

圖3 物理模型

2.2 數(shù)學(xué)模型

假設(shè)糧堆為密度均勻的多孔介質(zhì)，滿足局部熱平衡原理[12].由于糧堆內(nèi)部通風(fēng)阻力較大，氣流在糧粒間隙中的流動速度很慢，可將氣流在糧堆內(nèi)的流動看作層流.糧堆通風(fēng)熱濕耦合的控制方程如下.

2.2.1 連續(xù)性方程

(1)

式(1)中：εp為孔隙率；ρg為空氣密度，kg/m3；u為濕空氣的表觀速度，m/s；為哈密頓算子.

2.2.2 動量方程

糧堆內(nèi)部流動空氣的動量變化符合動量守恒原理.

(2)

(3)

式(2)、(3)中：p為壓力，Pa；I為內(nèi)能，J/kg；K為黏性力，N/m2；μ為動力粘度，Pa·s；κ為滲透率，m2；β為壓縮系數(shù)，1/Pa.

2.2.3 水分遷移方程

對于糧堆內(nèi)的水分遷移可由局部熱平衡理論推導(dǎo)得出.

(4)

式(4)中：w(φw)為蓄水量函數(shù)；t為時間，s；ug為氣相速度場，m/s；ωv為蒸汽質(zhì)量分數(shù)；gw為水汽通量，kg/(m3·s)；ul為液相速度場，m/s；ρl為液相密度，kg/m3；gIc為毛細管液體通量密度，kg/(m2·s)；G為水汽源，kg/(m3·s).

w(φw)=εp(ρlsl+ρgωv(1-sl))

(5)

式(5)中：sl為液態(tài)水飽和度.

gw=-ρgDeffωv

(6)

式(6)中：Deff為有效擴散系數(shù)，m2/s

(7)

式(7)中：φw為相對濕度；csat為飽和濃度，mol/m3.

(8)

式(8)中：κrl為液態(tài)水相對滲透率；μl為液態(tài)水的動力黏度，Pa·s；pA為絕對壓力，Pa；g為重力加速度.

2.2.4 能量方程

對于糧堆內(nèi)的能量方程可由熱力學(xué)第一定律推導(dǎo)得出，

(9)

式(9)中：(ρCp)eff為有效體積熱容，J/(m3·K)；T為溫度，K；ρgCp,gug為濕空氣的傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；ρlCp,lul為液相水傳遞的傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；q為單位面積熱通量W/m2；Q為熱源，W/m3；q0為向內(nèi)熱通量，W/m2；Qevap為潛熱源，W/m3；dz為厚度，m.

(10)

式(10)中：keff為有效導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K).

(ρCp)eff=θsρsCp,s+εp((1-sl)ρgCp,g+slρlCp,l)

(11)

式(11)中：θsρsCp,s為多孔基體有效體積熱容，J/(m3·K)；Cp,g為氣相熱容，J/(kg·K)；Cp,l為液相熱容，J/(kg·K).

keff=θsks+εp((1-sl)kg+slk1)

(12)

式(12)中：θs為多孔基體的體積分數(shù)；ks為多孔基體導(dǎo)熱率，W/(m·K)；kg為氣相導(dǎo)熱率，W/(m·K)；kl為液態(tài)水的導(dǎo)熱率，W/(m·K).

(13)

Qevap=Gevap·Lv

(14)

式(13)、(14)中：Ωv為蒸汽質(zhì)量分數(shù)；Gevap為相變系數(shù)，kg/(m3·s)；Lv為相變潛熱，J/kg；Mv為水蒸氣摩爾質(zhì)量，mol/m3；ux為濕空氣在x方向上的表觀速度，m/s；uy為濕空氣在y方向上的表觀速度，m/s.

2.3 邊界和初始條件設(shè)置

在本試驗中，邊界和初始條件的設(shè)置分別如表3和表4所示.

表3 邊界條件設(shè)置

表4 初始條件設(shè)置

3 結(jié)果驗證與分析

3.1 數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性驗證

圖4為實倉實驗和模擬實驗的平均溫度結(jié)果對比，圖4中糧堆實測平均溫度可由圖2得到.可以看出，實倉實驗的平均溫度值與模擬實驗的平均溫度值的變化趨勢基本相符，表明該數(shù)值模擬模型可以較準(zhǔn)確的預(yù)測溫度的變化.實倉實驗的溫度值略小于模擬實驗的溫度值，原因是模擬實驗中將覆膜視為完全絕熱的邊界，實倉實驗中糧堆表面覆膜與支風(fēng)道、覆膜與糧倉壁面之間無法完全封閉，存在一定的能量損失.

圖4 實倉實驗和模擬實驗的平均溫度結(jié)果對比

糧堆的上層位置取距糧堆表面0.5 m處二維水平截線，中層位置取糧堆中心高度處二維水平截線，下層位置取距倉底0.5 m處二維水平截線，并對各層水分取平均值.

圖5為開始通風(fēng)時糧堆初始水分和通風(fēng)240 h時后糧堆水分比較.可以看出，實倉實驗中糧堆各層水分下降幅度0.2%～0.3%，數(shù)值模擬實驗中糧堆各層水分下降幅度為0.1%～0.2%，僅相差0.1%，與實驗基本吻合.數(shù)值模擬的整個糧堆的平均水分由通風(fēng)前的14.5%下降至14.3%，與實倉實驗值14.2%基本吻合，僅相差0.1%.進一步證明該數(shù)值模擬模型具有較高的精度.

圖5 糧堆初始水分和通風(fēng)240 h時糧堆平均水分比較

3.2 通風(fēng)過程的流場

通風(fēng)時糧堆內(nèi)的流場如圖6所示，空氣流動的動能由倉房兩端的負壓風(fēng)機提供.由于糧面有覆膜，空氣由平房倉中間支風(fēng)道的上端開口進入并充滿整個中間支風(fēng)道后，沿水平方向穿過整個糧堆，經(jīng)兩側(cè)的支風(fēng)道流入底部的主風(fēng)道，再由主風(fēng)道出口的負壓風(fēng)機吸出.進口和出口處的空氣流速較大，達1.26 m/s，表觀風(fēng)速均為0.026 1 m/s.中間支風(fēng)道的空氣通過支風(fēng)道上的通孔通向兩側(cè)的糧堆內(nèi)，支風(fēng)道內(nèi)的空氣流速由上至下不斷下降，且由于在支風(fēng)道底部空氣會產(chǎn)生回旋，使支風(fēng)道下部空氣流速下降較上部空氣流速下降更快.

圖6 通風(fēng)時糧堆內(nèi)部空氣速度場

3.3 數(shù)值模擬通風(fēng)240 h時的溫度場和水分場

本次模擬目的為分析糧堆內(nèi)部溫濕度變化，故在對模型計算結(jié)果的后處理中進行了定義選擇，只顯示糧堆部分的計算結(jié)果.

圖7為通風(fēng)240 h時糧堆的水分場，圖8為通風(fēng)240 h時糧堆的溫度場.由圖7可以看出，通風(fēng)結(jié)束后糧堆水分分布均一.主要原因是本模型依據(jù)實際糧堆初始水分分布情況(上中下三層水分相差最大為0.2%)進行設(shè)置，可近似認為初始糧堆水分分布均勻，同時結(jié)合圖6，由于糧堆內(nèi)部通風(fēng)阻力較大，氣流在糧粒間隙中的流動速度很慢，可將氣流在糧堆內(nèi)的流動看作層流，速度場分布基本均勻.由圖8可以看出，通風(fēng)結(jié)束后溫度場除貼近兩側(cè)通風(fēng)管道出高于-7.8 ℃其余部分均低于-7.8 ℃，模型整體通風(fēng)均勻性較好，降溫保水效果明顯.

圖7 通風(fēng)240 h時糧堆水分場

圖8 通風(fēng)240 h時糧堆溫度場

3.4 數(shù)值模擬通風(fēng)過程中的溫度變化結(jié)果分析

圖9為通風(fēng)172 h糧堆內(nèi)部的溫度場，圖10為通風(fēng)200 h糧堆內(nèi)部溫度場.由圖10可看出，糧倉跨度15 m和40 m處糧堆的中上部均出現(xiàn)了局部溫度較低的區(qū)域，其原因是中間支風(fēng)道內(nèi)空氣的速度由上至下逐漸降低，導(dǎo)致糧堆底部空氣流速低于中部和上部，使得糧堆中上部溫度下降較下部更快.結(jié)合圖9可看出，當(dāng)冷鋒面沿氣流方向2/3處后，剩余部分溫度下降緩慢，對于靠近出風(fēng)口糧堆部分溫度下降尤為緩慢.原因是糧堆為吸濕性多孔介質(zhì)，通風(fēng)時會產(chǎn)生解吸濕過程，吸收糧粒間氣流的熱量.由于熱量在傳遞過程存在延遲和衰減現(xiàn)象，在與風(fēng)口距離不同的糧層間存在一定的溫度梯度，離進風(fēng)口較遠的糧層溫度變化較為緩慢[9].

圖9 通風(fēng)172 h時糧堆溫度場

圖10 通風(fēng)200 h時糧堆溫度場

3.5 數(shù)值模擬不同進風(fēng)溫度和出風(fēng)速度對糧堆降溫時間的影響

根據(jù)LS/T 1202-2002《儲糧機械通風(fēng)規(guī)程》中對通風(fēng)溫度的規(guī)定[13].開始通風(fēng)時，糧堆平均溫度和進風(fēng)溫度差值應(yīng)大于等于8 ℃.這是根據(jù)節(jié)能降耗的經(jīng)濟性原則提出的.當(dāng)溫差大于8 ℃的時候，溫差增大對于減少降溫時間沒有顯著意義；溫差在0 ℃～8 ℃內(nèi)，溫差減小會導(dǎo)致降溫時間急劇增加，在溫差接近0 ℃的時候，降溫時間趨于無窮大[14].故模擬了糧堆初始平均溫度和進風(fēng)溫度差值大于等于8 ℃時，不同進風(fēng)溫度和出風(fēng)速度對糧堆降溫時間的影響.

圖11是不同進風(fēng)溫度下的表觀速度和所需降溫時間變化趨勢，使用不同進風(fēng)溫度的氣流對糧倉內(nèi)的糧堆進行降溫，隨著進風(fēng)溫度由-17 ℃逐步提升至-4 ℃，表觀風(fēng)速呈下降趨勢，糧堆平均溫度從8.2 ℃下降至0 ℃所需的時間由37 h增長至108 h，糧堆平均溫度從8.2 ℃下降至0 ℃所需的時間呈增長趨勢.主要原因是隨著進風(fēng)溫度的上升，進風(fēng)與糧堆初始溫差逐漸減小，傳熱效率降低，同時，進風(fēng)和糧堆初始溫差的減小也導(dǎo)致表觀風(fēng)速的降低，減少了糧堆和糧堆內(nèi)氣流的換熱，降低了降溫速率，延長了降溫時間.

圖11 不同進風(fēng)溫度下的表觀速度和所需降溫時間變化趨勢圖

圖12是不同出口風(fēng)速下的表觀速度和所需降溫時間變化趨勢圖，使用不同出口風(fēng)速的氣流對糧倉內(nèi)的糧堆進行降溫，隨著出口風(fēng)速由0.24 m/s不斷提升至0.31 m/s，表觀風(fēng)速呈下降趨勢，糧堆平均溫度從8.2 ℃下降至-11 ℃所需的時間由228 h縮短至176 h，糧堆由8.2 ℃降至-11 ℃所需時間呈減少趨勢.主要原因是隨著出口風(fēng)速的加快，加快了糧堆和糧堆內(nèi)氣流的換熱，提高了降溫速率，縮短了降溫時間.

結(jié)合圖11、圖12，交點處的出口風(fēng)速和進風(fēng)溫度為最經(jīng)濟的通風(fēng)工藝.進風(fēng)溫度為-9 ℃時計算得表觀風(fēng)速0.019 3 m/s，可采用4臺3 kW風(fēng)機進行通風(fēng)作業(yè)，糧堆平均降溫至0 ℃所需電量為696 kW·h.出口速度為0.28 m/s時計算得表觀風(fēng)速0.022 m/s，可采用4臺7.5 kW風(fēng)機進行通風(fēng)作業(yè)，糧堆平均溫度降至-11 ℃所需電量為6 090 kW·h.

圖12 不同出口風(fēng)速下的表觀速度和所需降溫時間變化趨勢圖

4 結(jié)論

本文以黑龍江綏化秦家糧庫58號平房倉為研究對象，對雙側(cè)負壓吸出全覆膜式的降溫保水橫向通風(fēng)工藝進行了數(shù)值模擬研究，對比分析了實驗和數(shù)值模擬的數(shù)據(jù)，得出以下結(jié)論：

(1)采用雙側(cè)負壓吸出全覆膜式的降溫保水橫向通風(fēng)工藝可以實現(xiàn)糧堆的降溫保水通風(fēng)，解決了倉型跨度過大，導(dǎo)致的糧堆降溫不均的問題，且保證了通風(fēng)過程中糧堆水分基本不變.

(2)糧堆初始平均溫度相同時，進風(fēng)溫度由-17 ℃提升至-4 ℃，通風(fēng)時間由37 h延長至108 h.出口速度由0.24 m/s提升至0.31 m/s時，通風(fēng)時間由228 h縮短至176 h.

(3)利用數(shù)值模擬軟件進行建模，可對實驗過程進行模擬，直觀地查看通風(fēng)過程中糧堆內(nèi)的流速、溫度和水分的變化情況.為實倉降溫通風(fēng)保水操作提供參考，保障糧食的安全儲存.

(4)改變進風(fēng)溫度或出口風(fēng)速會對所需的通風(fēng)時間產(chǎn)生影響，建立進風(fēng)溫度與表觀風(fēng)速、出口風(fēng)速與表觀風(fēng)速的關(guān)系可得到經(jīng)濟的通風(fēng)時間，并為選擇合理功率的風(fēng)機提供依據(jù).