送风参数对老化箱内部温湿度场的影响研究

doi:10.3785/j.issn.1006-754X.2024.03.205

送风参数对老化箱内部温湿度场的影响研究

孙敏^,^,, 卢丰源, 赵宇轩, 王青春, 陈忠加^,

北京林业大学工学院，北京 100083

Study on influence of air supply parameters on temperature and humidity field inside aging chamber

SUN Min^,^,, LU Fengyuan, ZHAO Yuxuan, WANG Qingchun, CHEN Zhongjia^,

School of Technology, Beijing Forestry University, Beijing 100083, China

通讯作者: 陈忠加（1981—），男，内蒙古乌海人，副教授，硕士生导师，博士，从事农业装备工程与技术研究，E-mail: chenzhongjia@bjfu.edu.cn

收稿日期: 2023-10-16 修回日期: 2023-12-14

基金资助:

国家自然科学基金资助项目. 51475255

Received: 2023-10-16 Revised: 2023-12-14

作者简介 About authors

孙　敏（1998—），女，湖南娄底人，硕士生，从事热力学仿真研究，E-mail:1061758591@qq.com，https://orcid.org/0009-0008-3094-6995 , E-mail：1061758591@qq.com

摘要

利用老化箱对机械电子元件进行老化筛选，能有效提高产品的可靠性。老化箱内部温湿度场的均匀性决定了其整体性能，这对老化箱功能有至关重要的影响。为了提高老化箱的性能，基于流体力学原理，利用CFD（computational fluid dynamics，计算流体力学）仿真软件对老化箱简化模型进行仿真模拟，并根据仿真结果确定老化箱内部速度场与温度场的分布情况，以优选不同送风温度、送风速度和送风角度组合下的送风方案。仿真试验采用正交试验法，以送风温度、送风速度和送风角度为试验因素，以能量利用系数、温度不均匀系数和相对湿度不均匀系数为评价指标。通过对仿真试验结果进行极差和方差分析可知，送风角度对能量利用系数的影响最显著，送风温度对温度不均匀系数和相对湿度不均匀系数的影响最显著。针对3个评价指标，得到3种最优方案：送风温度为90 ℃、送风速度为10 m/s、送风角度为0°，送风温度为90 ℃、送风速度为12 m/s、送风角度为-10°，以及送风温度为90 ℃、送风速度为8 m/s、送风角度为0°。最后，开展了老化箱内部温湿度测量实验，并与仿真结果进行了对比。结果表明，仿真结果与实验结果的相对误差较小，均在合理范围内，验证了仿真试验的可靠性和有效性。研究以提高老化箱性能和能量利用率为导向，可为同类老化箱的设计及其送风参数的设置提供参考。

关键词： 计算流体力学 ; 老化箱 ; 送风参数 ; 正交试验 ; 不均匀系数

Abstract

Using aging chamber to screen mechanical and electronic components can effectively improve the reliability of products. The uniformity of the temperature and humidity field inside the aging chamber determines its overall performance, which has a crucial impact on the functionality of the aging chamber. With the goal of enhancing the performance of the aging chamber, the simulation was conducted on the simplified model of aging chamber by using CFD (computational fluid dynamics) software based on the fluid dynamics principle. According to the simulation results, the distribution of velocity field and temperature field inside the aging chamber was determined to optimize the air supply scheme under the combination of different air supply temperature, air supply speed and air supply angle. The orthogonal test method was adopted in the simulation test, with air supply temperature, air supply speed and air supply angle as test factors, and energy utilization coefficient, temperature non-uniformity coefficient and relative humidity non-uniformity coefficient as evaluation indexes. Through range and variance analysis of simulation results, it could be seen that the influence of air supply angle on energy utilization coefficient was the most significant, and the influence of air supply temperature on temperature non-uniformity coefficient and relative humidity non-uniformity coefficient was the most significant. For the three evaluation indexes, three optimal schemes were obtained: air supply temperature of 90 ℃, air supply speed of 10 m/s, air supply angle of 0°, air supply temperature of 90 ℃, air supply speed of 12 m/s, air supply angle of -10°, and air supply temperature of 90 ℃, air supply speed of 8 m/s, air supply angle of 0°. Finally, the temperature and humidity measurement experiment inside the aging chamber was carried out and compared with the simulation results. The results showed that the relative errors between the simulation results and the experimental results were small and within a reasonable range, which verified the reliability and effectiveness of the simulation test. The research is oriented to improve the performance and energy utilization of aging chamber, which can provide reference for the design of similar aging chambers and the setting of air supply parameters.

Keywords： computational fluid dynamics ; aging chamber ; air supply parameter ; orthogonal test ; non-uniformity coefficient

PDF (3199KB) 元数据多维度评价相关文章导出 EndNote| Ris| Bibtex 收藏本文

本文引用格式

孙敏, 卢丰源, 赵宇轩, 王青春, 陈忠加. 送风参数对老化箱内部温湿度场的影响研究[J]. 工程设计学报, 2024, 31(3): 357-367 doi:10.3785/j.issn.1006-754X.2024.03.205

SUN Min, LU Fengyuan, ZHAO Yuxuan, WANG Qingchun, CHEN Zhongjia. Study on influence of air supply parameters on temperature and humidity field inside aging chamber[J]. Chinese Journal of Engineering Design, 2024, 31(3): 357-367 doi:10.3785/j.issn.1006-754X.2024.03.205

随着机械设备的应用场景不断拓展，机械设备电子元件的老化问题逐渐凸显。通过老化箱筛选出性能稳定的电子元件是目前最常见的一种老化筛选方法。开展老化筛选的重要前提是保证老化箱内部流场的均匀性。CFD（computational fluid dynamics，计算流体力学）仿真模拟是一种高效的数值模拟方法^[1]，可有效探究老化箱内部温湿度场的分布情况。

近年来，国内外学者针对烘房、发电机房等设施的送风参数优化开展了大量研究。王振文等^[2]对热泵烘房的送风工艺参数进行了优化，结果表明，排风速度为6 m/s时热泵烘房内的气流分布较均匀。曹如玥^[3]对蜂箱调温过程进行了数值模拟，结果显示：送风速度对蜂箱流体域内湍流强度的影响不显著；通风孔径对湍流强度的影响最为显著，其次是通风位置。林海等^[4]综合考虑了多项工艺参数，通过仿真优化得到：当初始温度为25 ℃时，送风温度为207 ℃、送风速度为5 m/s的参数组合下汽车车身烘房的能耗最低。魏亚兴^[5]选取了10个对矿井通风巷热交换产生影响的因素，以温度作为评价指标开展了正交试验，结果显示，进风温度对巷道终点温度的影响较大，且两者呈正相关。杜林昕等^[6]为探究进风量、进风角度和进风口位置对烤房内部气流分布情况的影响，设计了相应的正交试验，结果表明，上述3个送风参数改变均会对烤房内部的气体速度产生显著影响，影响的主次顺序为进风口位置、进风角度和进风量。Li等^[7]选择送风口高度、送风口宽度、送风速度和热源强度作为影响因素，通过开展正交试验来优化发电机房的通风性能，经极差分析和方差分析可知，送风口高度对发电机房内部的流场和通风性能有显著影响。

综上所述，送风温度、送风口位置、送风口高度对烘箱等热循环设备内部流场的影响显著。基于此，本文将探究送风温度、送风速度和送风角度这3个参数对老化箱内部温湿度场的影响。通过设计9组正交试验来系统性地探讨不同送风温度、送风速度和送风角度下老化箱内部温度场、湿度场的分布情况，旨在为老化箱工艺参数的优化设计提供理论依据。

1 老化箱内部流场计算理论

1.1　湍流模型

一般情况下，对于老化箱内部的流体流动，通常认为雷诺数Re $<$ 2 300时为层流，Re $>$ 2 300时为湍流。雷诺数Re的计算式如下：

R e = \frac{V ρ L}{μ} = \frac{V D_{r}}{υ}

(1)

式中：V为流道内流体的平均速度，m/s；ρ为流体密度，kg/m³；L为特征长度，m；μ为动力黏度，Pa·s；D_r为流道特征尺寸，m； $υ$ 为运动黏度，m²/s。

老化箱的送风口为矩形，对于非圆形管道内的流动， $L = D_{r}$ 。根据本文所设置的最大风速12 m/s，计算得到老化箱内部的流体流动为湍流。在Fluent软件中调用湍流模型，将已知的最大风速代入马赫数Ma的计算式，得到Ma=0.035。Ma $≪$ 0.3，则老化箱内部的流体可视为不可压缩流体^[8]。

1.2　基本控制方程

在流体力学领域，流体流动和传热传质均遵循三大基本守恒定律，即质量守恒、动量守恒和能量守恒定律。

1）质量守恒方程。

流体流动在时间和空间尺度上的求解方法基于质量守恒方程。质量守恒是指流入和流出某个微元体的流体质量相等，可表示为：

\frac{\partial ρ}{\partial t} + \frac{\partial (ρ u)}{\partial x} + \frac{\partial (ρ v)}{\partial y} + \frac{\partial (ρ w)}{\partial z} = S_{M}

(2)

式中：t为时间，s；u、v、w为x、y、z方向上流体的速度分量，m/s；S_M 为质量源项，kg/(m³·s)。由于老化箱内会发生水的相变，因此引入水蒸气质量源项，表示水由气相转化为液相所产生的质量变化。

通过前文分析可知，老化箱内部的流体为不可压缩流体，即流体密度为常数，因此质量守恒方程可简化为：

\frac{\partial (ρ u)}{\partial x} + \frac{\partial (ρ v)}{\partial y} + \frac{\partial (ρ w)}{\partial z} = S_{M}

(3)

2）动量守恒方程。

动量守恒是指一个微元体的始末动量变化量等于该运动过程中微元体所受力之和。Naiver-Stokes方程（N-S方程）是描述黏性不可压缩流体动量守恒的运动方程。本文老化箱内部的不可压缩流体在x、y、z方向上的动量方程^[9]可简化为：

\{\begin{array}{l} ρ (\frac{\partial u}{\partial t} + u \frac{\partial u}{\partial x} + v \frac{\partial u}{\partial y} + w \frac{\partial u}{\partial z}) = ρ F_{x} - \frac{\partial p}{\partial x} + μ (\frac{\partial^{2} u}{\partial x^{2}} + \frac{\partial^{2} u}{\partial y^{2}} + \frac{\partial^{2} u}{\partial z^{2}}) \\ ρ (\frac{\partial v}{\partial t} + u \frac{\partial v}{\partial x} + v \frac{\partial v}{\partial y} + w \frac{\partial v}{\partial z}) = ρ F_{y} - \frac{\partial p}{\partial y} + μ (\frac{\partial^{2} v}{\partial x^{2}} + \frac{\partial^{2} v}{\partial y^{2}} + \frac{\partial^{2} v}{\partial z^{2}}) \\ ρ (\frac{\partial w}{\partial t} + u \frac{\partial w}{\partial x} + v \frac{\partial w}{\partial y} + w \frac{\partial w}{\partial z}) = ρ F_{z} - \frac{\partial p}{\partial z} + μ (\frac{\partial^{2} w}{\partial x^{2}} + \frac{\partial^{2} w}{\partial y^{2}} + \frac{\partial^{2} w}{\partial z^{2}}) \end{array}

(4)

式中：p为微元体上的压力，N； $F_{x}$ 、 $F_{y}$ 、 $F_{z}$ 为作用在微元体上的x、y、z方向分力，N。

3）能量守恒方程。

能量守恒是指流动过程中流体的总能量保持不变。能量守恒方程可表示为：

\begin{array}{l} \frac{\partial (ρ T)}{\partial t} + \frac{\partial (ρ u T)}{\partial x} + \frac{\partial (ρ v T)}{\partial y} + \frac{\partial (ρ w T)}{\partial z} = \\ \frac{\partial}{\partial x} (\frac{k}{c_{p}} \frac{\partial T}{\partial x}) + \frac{\partial}{\partial y} (\frac{k}{c_{p}} \frac{\partial T}{\partial y}) + \frac{\partial}{\partial z} (\frac{k}{c_{p}} \frac{\partial T}{\partial z}) + S_{T} \end{array}

(5)

式中：c_p 为比热容，kJ/(kg·℃)；T为温度，℃；k为流体传热系数，W/(m²·℃)；S_T 为黏性耗散项^[10]，W。

1.3　多相流模型

在计算流体力学中，多相流模型通常将流场中的各相介质看作连续介质，即相与相之间的流动是不间断的。本文选用流体体积（volume of fluid, VOF）模型来描述老化箱内部水蒸气的冷凝现象。VOF模型主要用于流体射流、流体中气泡运动、气液界面的稳态和瞬态处理等，其通过求解一组动量方程并跟踪整个计算域内每种流体的容积比来模拟多种无法互相融合的流体^[11-12]。

2 老化箱送风参数的正交试验方案

为了研究送风参数对老化箱内部温湿度场的影响，选择送风温度、送风速度、送风角度作为试验因素（分别记为因素A、因素B、因素C），每个因素选取3个水平（见表1），开展三因素三水平正交试验。在送风相对湿度为80%的条件下，采用SPSS软件中的L₉(3³)正交表设计正交试验方案，如表2所示。

表1 老化箱送风参数的正交试验因素水平表

Table 1 Factor and level table for orthogonal test of air supply parameters of aging chamber

水平	因素
水平	A（送风温度）/ ℃	B（送风速度）/(m/s)	C（送风角度）/(º)
1	50	8	-10
2	70	10	0
3	90	12	10

新窗口打开| 下载CSV

表2 老化箱送风参数的正交试验方案

Table 2 Orthogonal test scheme of air supply parameters of aging chamber

序号	因素			方案
序号	A/℃	B/(m/s)	C/(º)	方案
1	50	8	-10	A1B1C1
2	50	10	0	A1B2C2
3	50	12	10	A1B3C3
4	70	8	0	A2B1C2
5	70	10	10	A2B2C3
6	70	12	-10	A2B3C1
7	90	8	10	A3B1C3
8	90	10	-10	A3B2C1
9	90	12	0	A3B3C2

新窗口打开| 下载CSV

3 老化箱内部流场仿真模型构建

3.1　老化箱三维模型

老化箱内部置有循环风扇、加湿器和加热管，其工作原理如图1所示。加湿器释放的水蒸气与经加热管加热的空气混合后形成湿热气体；在循环风扇的作用下，湿热气体由送风口进入工作室，经热量传递后，气体由回风口离开工作室，从而实现热风循环。在气体循环的过程中，高温和高湿的环境使得电子元件加速老化^[13-14]。

图1

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图1 老化箱工作原理

Fig.1 Working principle of aging chamber

本文老化箱采用侧送侧回热风循环方式。与其他送风方式相比，侧送侧回送风方式更能保证老化箱内气体的速度、温度和湿度不均匀系数满足要求^[15-16]。以老化箱内部空间为研究对象，采用SolidWork软件构建其1∶1三维模型，忽略工作室内对气体流动影响很小的紧固件和结构件。所构建的老化箱三维简化模型如图2所示。其中：箱体内部长1 600 mm，宽1 600 mm，高1 600 mm；箱体上方设有4个送风口，箱体下方设有4个回风口，送风口尺寸为170 mm×115 mm，回风口尺寸为680 mm×165 mm；工作面距离箱底400~1 200 mm。

图2

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图2 老化箱三维简化模型

Fig.2 Simplified 3D model of aging chamber

3.2　网格划分

本文的老化箱三维模型较为规则，以及采用结构化网格的计算方式耗时短且计算效率高，故采用结构化网格对老化箱三维模型进行划分。考虑到网格数量过多会增加计算时长，在保证仿真结果精度不受影响的前提下，选择合适尺寸的网格单元对老化箱三维模型进行划分，最终的网格数量为160万个，如图3所示。

图3

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图3 老化箱三维模型网格划分

Fig.3 Grid division of aging chamber 3D model

3.3　边界条件设置

鉴于本文所研究的老化箱内部的气流为不可压缩流体^[17-18]且已知送风口尺寸和气流速度，将进口边界条件设为速度进口（velocity-inlet），出口边界条件设为压力出口（pressure-outlet）。因回风口与大气连通，将出口表面的压力设为0 Pa。

此外，虽然在设计老化箱箱体壁面时加入了保温材料，但是箱内的热量仍会通过壁面传递到外界，故将壁面的热边界条件设为固定温度壁面。

4 老化箱内部流场仿真结果分析

4.1　正交试验结果分析

根据表2所示的正交试验方案，利用CFD仿真软件对老化箱内部的速度场和温度场进行仿真模拟。不同送风方案下老化箱内部流场区域距底面600 mm处水平面的流线图和温度云图分别如图4和图5所示。其中：图5中温度量程的上下限取自老化箱内温度的最高值和最低值，以便更好地观察箱内温度分布的均匀性。

图4

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图4 老化箱内距底面600 mm处水平面的流线图

Fig.4 Streamline diagram of horizontal plane at a distance of 600 mm from bottom inside aging chamber

图5

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图5 老化箱内距底面600 mm处水平面的温度云图

Fig.5 Temperature cloud map of horizontal plane at a distance of 600 mm from bottom inside aging chamber

由图4可以看出，在9组送风方案下，老化箱内部的气流运动趋势基本一致，即气流从送风口进入老化箱后向下移动，在接触到壁面后往上散开，总体上气流运动大致呈上下来回移动。通过对比发现，在A3B1C3、A3B2C1、A3B3C2这3组方案下，老化箱内距底面600 mm处水平面上的气流分布相对较均匀。

由图5可以看出，在9组送风方案下，老化箱内部的温度分布大致相同，箱内中间温度高于壁面温度。通过对比方案A1B1C1/A1B2C2/A1B3C3以及方案A1B1C1/A2B1C2/A3B1C3可知，当送风角度逐渐增大时，老化箱内低温区的面积逐渐减小，高温区集中在中心区域。此外，从图5中还可以看出，不同送风速度下老化箱内部的温度场基本一致，这与文献[19]中分析得到的送风速度对新型单侧供热烘干房的内部温度场的影响结果吻合。由此说明，单侧送风方式下送风速度对老化箱内部温度分布的影响较小。

对不同送风方案下老化箱内部流场的仿真结果进行处理，得到对应的老化箱性能评价指标，结果如表3所示。

表3 不同送风方案下老化箱的性能评价指标

Table 3 Performance evaluation indexes of aging chamber under different air supply schemes

序号	方案	能量利用系数	温度不均匀系数	相对湿度不均匀系数
1	A1B1C1	0.909 6	0.077 1	0.125 2
2	A1B2C2	1.058 6	0.078 8	0.119 7
3	A1B3C3	1.045 0	0.080 2	0.127 5
4	A2B1C2	1.028 1	0.054 3	0.104 8
5	A2B2C3	1.029 1	0.054 1	0.106 4
6	A2B3C1	0.938 8	0.050 9	0.106 8
7	A3B1C3	1.061 9	0.040 2	0.092 0
8	A3B2C1	0.983 4	0.038 8	0.098 7
9	A3B3C2	1.051 3	0.039 5	0.099 0

新窗口打开| 下载CSV

4.2　正交试验结果极差分析

利用极差分析法来分析送风温度、送风速度和送风角度这3个因素对老化箱的能量利用系数、温度不均匀系数和相对湿度不均匀系数的影响程度。令K_i 表示各因素各水平下各评价指标值之和，k_i 表示各因素各水平下各评价指标值的平均值，R表示k_i 值的极差。R值越大，表示该因素对相应评价指标的影响越大。各因素对老化箱能量利用系数影响的极差分析结果如表4所示。为更加直观地观察老化箱能量利用系数随各因素各水平的变化趋势，绘制相应的位级图，如图6所示。

表4 各因素对老化箱能量利用系数影响的极差分析结果

Table 4 Range analysis results of influence of each factor on energy utilization coefficient of aging chamber

分析指标	因素A	因素B	因素C
K₁	3.013 2	2.999 6	2.831 8
K₂	2.996 0	3.071 1	3.138 0
K₃	3.096 6	3.035 1	3.136 0
k₁	1.004 4	0.999 9	0.943 9
k₂	0.998 7	1.023 7	1.046 0
k₃	1.032 2	1.011 7	1.045 3
R	0.033 5	0.023 8	0.102 1
优水平	A3	B2	C2

新窗口打开| 下载CSV

图6

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图6 老化箱能量利用系数的影响因素位级图

Fig.6 Level diagram of influencing factors of energy utilization coefficient of aging chamber

由表4可知，因素C对应的极差最大，即送风角度是影响老化箱能量利用系数的主要因素；不同因素对能量利用系数的影响顺序为C>A>B。从图6中可直观看出，因素C（送风角度）的水平变化对老化箱能量利用系数的影响最大，而因素A（送风温度）和因素B（送风速度）对能量利用系数的影响相对不明显。通过观察发现，当送风角度从负角度变为正角度后，老化箱的能量利用系数显著提高。根据图6，在侧重考虑老化箱的能量利用效率时，送风参数的最优组合为A3B2C2，即送风温度为90 ℃、送风速度为10 m/s、送风角度为0º，在该组合下老化箱运行过程中的能量利用效率较高。

各因素对老化箱温度不均匀系数影响的极差分析结果如表5所示。同样，为更加直观地观察老化箱温度不均匀系数随各因素各水平的变化趋势，绘制相应的位级图，如图7所示。

表5 各因素对老化箱温度不均匀系数影响的极差分析结果

Table 5 Range analysis results of influence of each factor on temperature non-uniformity coefficient of aging chamber

分析指标	因素A	因素B	因素C
K₁	0.236 1	0.171 6	0.166 8
K₂	0.159 3	0.171 7	0.172 6
K₃	0.118 5	0.170 6	0.174 5
k₁	0.078 7	0.057 2	0.055 6
k₂	0.053 1	0.057 2	0.057 5
k₃	0.039 5	0.056 9	0.058 2
R	0.039 2	0.000 3	0.002 6
优水平	A3	B3	C1

新窗口打开| 下载CSV

图7

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图7 老化箱温度不均匀系数的影响因素位级图

Fig.7 Level diagram of influencing factors of temperature non-uniformity coefficient of aging chamber

由表5可知，因素A对应的极差最大，即送风温度是影响老化箱温度不均匀系数的主要因素；不同因素对温度不均匀系数的影响顺序为A>C>B。观察图7可知，老化箱的温度不均匀系数随因素A呈线性变化，即送风温度越高，箱内温度分布的均匀性越好，且送风温度对温度不均匀系数的影响最为显著；因素B和因素C对温度不均匀系数的影响较小，即温度不均匀系数基本不随送风速度和送风角度的水平变化而变化。综上，在侧重考虑老化箱的温度分布均匀性时，送风参数的最优组合为A3B3C1，即送风温度为90 ℃、送风速度为12 m/s、送风角度为-10°，该组合下老化箱内部温度分布均匀，有利于电子元件的老化筛选。

各因素对老化箱相对湿度不均匀系数影响的极差分析结果如表6所示。同样，为更加直观地观察老化箱相对湿度不均匀系数随各因素各水平的变化趋势，绘制相应的位级图，如图8所示。

表6 各因素对老化箱相对湿度不均匀系数影响的极差分析结果

Table 6 Range analysis results of influence of each factor on relative humidity non-uniformity coefficient of aging chamber

分析指标	因素A	因素B	因素C
K₁	0.372 4	0.322 0	0.330 7
K₂	0.318 0	0.324 8	0.323 5
K₃	0.289 7	0.333 3	0.325 9
k₁	0.124 1	0.107 3	0.110 2
k₂	0.106 0	0.108 3	0.107 8
k₃	0.096 6	0.111 1	0.108 6
R	0.027 5	0.003 8	0.002 4
优水平	A3	B1	C2

新窗口打开| 下载CSV

图8

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图8 老化箱相对湿度不均匀系数的影响因素位级图

Fig.8 Level diagram of influencing factors of relative humidity non-uniformity coefficient of aging chamber

由表6可知，因素A对应的极差最大，即送风温度是影响老化箱相对湿度不均匀系数的主要因素；不同因素对相对湿度不均匀系数的影响顺序为A>B>C。观察图8可知，相对湿度不均匀系数随因素A呈线性变化，即送风温度越高，相对湿度分布的均匀性越好。在侧重考虑老化箱的湿度分布均匀性时，送风参数的最优组合为A3B1C2，即送风温度为90 ℃、送风速度为8 m/s、送风角度为0°，该组合下老化箱内的相对湿度不均匀系数较小，即相对湿度分布均匀，有利于电子产品的老化筛选。

综合以上分析可得：送风角度为影响老化箱能量利用系数的主要因素；送风温度对温度不均匀系数的影响最为显著，且对相对湿度不均匀系数的影响也十分显著，均呈线性相关性，即送风温度的提高能有效提高箱内温度和相对湿度分布的均匀性；送风速度对3个评价指标的影响均不明显。

4.3　正交试验结果方差分析

为进一步分析送风温度、送风速度和送风角度这3个因素对老化箱能量利用系数、温度不均匀系数和相对湿度不均匀系数的影响程度，利用方差分析法对正交试验结果进行处理。定义显著度P，当P<0.01时，表明该因素对评价指标的影响极为显著，用“**”表示；当P<0.05时，表明该因素对评价指标的影响显著，用“*”表示；当P>0.05时，表明该因素对评价指标无显著影响，用“—”表示。同时，引入因素贡献率来量化各因素对不同评价指标的影响程度，其定义为某一因素的离差平方和与总离差平方和之比。F值为正态分布表中的边界值。

各因素对老化箱能量利用系数影响的方差分析结果如表7所示。表中：空白表示不存在此项分析结果，下文同。为更加直观地分析各因素对老化箱能量利用系数的贡献率，绘制柱状图，如图9所示。

表7 各因素对老化箱能量利用系数影响的方差分析结果

Table 7 Variance analysis results of influence of each factor on energy utilization coefficient of aging chamber

方差来源	离差平方和	自由度	均方	Ｆ值	P值	显著性
总和	0.024 508 103	8	0.012 254 051
因素A	0.001 930 196	2	0.000 965 098	1.881 572	0.347 033	－
因素B	0.000 852 056	2	0.000 426 028	0.830 591	0.546 272	－
因素C	0.020 700 009	2	0.010 350 004	20.178 550	0.047 218	*
误差	0.001 025 842	2	0.000 512 921

新窗口打开| 下载CSV

图9

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图9 各因素对老化箱能量利用系数的贡献率

Fig.9 Contribution rate of each factor to energy utilization coefficient of aging chamber

由表7可知，因素C（送风角度）的变化对老化箱能量利用系数有显著影响，因素A（送风温度）和因素B（送风速度）对能量利用系数的影响不显著。由图9可知，因素C的贡献率为84.46%，对能量利用系数的影响最大，因素A和因素B的贡献率均低于8%，即这2个因素对能量利用系数的影响较小。综上，方差分析结果与极差分析结果相吻合，均表明送风角度对老化箱能量利用系数的影响最大。

各因素对老化箱温度不均匀系数影响的方差分析结果如表8所示。同样，为更直观地分析各因素对老化箱温度不均匀系数的贡献率，绘制柱状图，如图10所示。

表8 各因素对老化箱温度不均匀系数影响的方差分析结果

Table 8 Variance analysis results of influence of each factor on temperature non-uniformity coefficient of aging chamber

方差来源	离差平方和	自由度	均方	Ｆ值	P值	显著性
总和	0.002 390 041	8	0.001 195 019
因素A	0.002 376 960	2	0.001 188 480	1 128.303 797	0.000 886	**
因素B	0.000 000 247	2	0.000 000 123	0.117 089	0.895 184	－
因素C	0.000 010 727	2	0.000 005 363	5.091 772	0.164 156	－
误差	0.000 002 107	2	0.000 001 053

新窗口打开| 下载CSV

图10

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图10 各因素对老化箱温度不均匀系数的贡献率

Fig.10 Contribution rate of each factor to temperature non-uniformity coefficient of aging chamber

由表8可知，因素A（送风温度）对老化箱温度不均匀系数有显著影响；因素B（送风速度）和因素C（送风角度）对温度不均匀系数的影响很小，与极差分析结果相吻合。由图10可知，因素B和因素C对温度不均匀系数的贡献率接近于0，因此可忽略这2个因素对温度不均匀系数的影响；因素A对温度不均匀系数的贡献率为99.45%，表明该因素对温度不均匀系数有着决定性作用。

各因素对老化箱相对湿度不均匀系数影响的方差分析结果如表9所示。同样，为更加直观地分析各因素对老化箱相对湿度不均匀系数的贡献率，绘制柱状图，如图11所示。

表9 各因素对老化箱相对湿度不均匀系数影响的方差分析结果

Table 9 Variance analysis results of influence of each factor on relative humidity non-uniformity coefficient of aging chamber

方差来源	离差平方和	自由度	均方	Ｆ值	P值	显著性
总和	0.001 243 421	8	0.000 621 709
因素A	0.001 177 727	2	0.000 588 863	35.002 774	0.027 776	*
因素B	0.000 023 087	2	0.000 011 543	0.686 150	0.593 067	－
因素C	0.000 008 960	2	0.000 004 480	0.266 297	0.789 704	－
误差	0.000 033 647	2	0.000 016 823

新窗口打开| 下载CSV

图11

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图11 各因素对老化箱相对湿度不均匀系数的贡献率

Fig.11 Contribution rate of each factor to relative humidity non-uniformity coefficient of aging chamber

由表9可知，因素A对应的P<0.05，说明送风温度对老化箱相对湿度不均匀系数有显著影响；从总体上看，3个因素对相对湿度不均匀系数的影响程度的次序为A>B>C，即送风温度与老化箱内部相对湿度的均匀性有很大关联性。由图11可知，因素A对相对湿度不均匀系数的贡献率高达94.72%，即送风温度对相对湿度不均匀系数有决定性影响；因素B、因素C和误差的贡献率均低于5%，说明这3个因素对相对湿度均匀性的影响很小。

5 实验验证

为验证上述仿真结果的可靠性与有效性，对老化箱内部的温度和湿度进行测量，并对比实验结果与仿真结果。

5.1　实验方案

所采用的温湿度检测系统主要由PT100温度传感器、HM100湿度传感器、Keysight34972A数据采集器和监控电脑组成。根据GB/T 10586—2006《湿热试验箱技术条件》^[20]，在老化箱内部布点并测量相应点位的温度和湿度，如图12所示。

图12

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图12 老化箱实物图及箱内测点布置示意

Fig.12 Physical drawing of aging chamber and layout of measuring points in chamber

1）为保证测量分布全面，分别在老化箱工作室内进行3个水平面的布点测量。第1个水平面设置在距最底层样品架上方10 mm处，第2个水平面设置在工作室内的几何中心处，第3个水平面设置在距离顶面1/10工作室高度的位置处。

2）根据GB/T 10586—2006中的要求，共布置13个温度测点（I，II，…，XIII）和4个相对湿度测点（甲、乙、丙、丁），测点分布在3个平面上，中心测点位于工作室几何中心处，其余测点位于距离工作室壁面1/10边长处。

温度和湿度的测量步骤如下：实验开始时送风口持续输送温度为80 ℃和90 ℃、相对湿度为80%和90%的气流，使老化箱内部的温度和相对湿度达到规定值并稳定30 min；安装在相应测点处的温湿度传感器每间隔1 min测量一组温湿度数据并存储在数据采集器中，共测量30组数据。

5.2　实验结果

当送风温度分别为80 ℃和90 ℃时，老化箱内各测点温度的实测值与仿真值的对比如表10所示。由表10可知，老化箱内温度实测值与仿真值一致，两者之间的最大误差为2.3 ℃，误差在合理范围内，由此验证了仿真结果的可靠性与有效性。当送风温度为80 ℃时，上层4个测点的最大温度差为1.7 ℃，中层5个测点的最大温度差为1.5 ℃，下层4个测点的最大温度差为0.9 ℃；当送风温度为90 ℃时，上层4个测点的最大温度差为1.4 ℃，中层5个测点的最大温度差为1.1 ℃，下层4个测点的最大温度差为0.4 ℃。通过计算可得，当送风温度分别为80 ℃和90 ℃时，老化箱内的平均温度分别为78.0 ℃和87.7 ℃，箱内温度与实际送风温度有一定差距，这是因为老化箱存在热耗散现象，热量通过壁面或未密封完全的空隙向外界传递热量。

表10 老化箱内部温度的实测值与仿真值对比 (℃)

Table 10 Comparison of measured and simulated temperature inside aging chamber

测点	送风温度为80 ℃		送风温度为90 ℃
测点	实测值	仿真值	实测值	仿真值
I	78.6	76.7	86.9	86.5
II	77.3	77.8	87.0	87.0
III	76.9	76.1	88.3	87.1
IV	78.5	78.6	87.9	86.7
V	77.2	78.1	88.1	85.8
VI	78.7	77.8	87.1	86.7
VII	77.6	78.2	88.2	86.8
VIII	77.8	78.0	87.7	87.2
IX	78.1	77.5	87.2	85.8
X	78.8	76.7	88.1	86.5
XI	78.4	78.9	87.8	87.0
XII	77.9	78.7	88.2	88.1
XIII	78.5	77.8	87.9	86.7

新窗口打开| 下载CSV

当相对湿度分别为80%和90%时，老化箱内各测点相对湿度的实测值与仿真值的对比如表11所示。由表11可知，实际测量得到的相对湿度与仿真得到的相对湿度基本一致，两者之间的误差不超过1.3%，验证了仿真结果的可靠性与有效性。

表11 老化箱内部相对湿度的实测值与仿真值对比 (%)

Table 11 Comparison of measured and simulated relative humidity inside aging chamber

测点	相对湿度为80%		相对湿度为90%
测点	实测值	仿真值	实测值	仿真值
甲	80.3	81.6	89.9	89.4
乙	80.5	80.5	90.0	90.0
丙	80.0	81.0	90.0	90.0
丁	80.2	81.2	90.1	90.4

新窗口打开| 下载CSV

6 结论

本文选择送风温度、送风速度、送风角度这3个因素设计了三因素三水平正交试验，研究了各个因素对老化箱内部温度均匀性、相对湿度均匀性和速度均匀性的影响，相较于单因素研究更具综合性和实际意义。

通过对正交试验结果进行极差分析和方差分析可知，对于能量利用系数，各因素的影响次序为送风角度、送风温度、送风速度，即送风角度的影响最为显著。对于温度均匀性，各因素的影响次序为送风温度、送风角度、送风速度，即送风温度的影响最为显著，其对温度不均匀系数的贡献率高达99.45%。对于相对湿度不均匀系数，各因素的影响次序为送风温度、送风速度、送风角度，即送风温度的影响最为显著。综上，针对3个不同的评价指标，最优送风方案分别为：送风温度为90 ℃、送风速度为10 m/s、送风角度为0°，送风温度为90 ℃、送风速度为12 m/s、送风角度为-10°，以及送风温度为90 ℃、送风速度为8 m/s、送风角度为0°。

实验验证结果表明，老化箱内温度、湿度的仿真值与实测值之间的差异较小，其中温度的最大误差为2.3 ℃，相对湿度的最大误差为1.3%，误差均在合理范围内，由此验证了仿真结果的可靠性与有效性。

参考文献

原文顺序

文献年度倒序

文中引用次数倒序

被引期刊影响因子

[1]

马超群，张凯，柴麟，等.

机械式自动垂直钻具执行机构内部流场规律研究

［J］.工程设计学报，2022，29（3）：384-393. doi：10.3785/j.issn.1006-754X.2022.00.044

DOI:10.3785/j.issn.1006-754X.2022.00.044 [本文引用: 1]

C Q

， ZHANG

， CHAI

， et al.

Research on internal flow field law of mechanical automatic vertical drilling tool actuator

［J］. Chinese Journal of Engineering Design， 2022， 29（3）： 384-393.

DOI:10.3785/j.issn.1006-754X.2022.00.044 [本文引用: 1]

[2]

王振文，吴敏，徐新民，等.

热泵烘房结构及参数优化仿真设计

［J］.农业机械学报，2020，51（）：464-475. doi：10.6041/j.issn.1000-1298.2020.S1.055

DOI:10.6041/j.issn.1000-1298.2020.S1.055 [本文引用: 1]

WANG

Z W

， WU

， XU

X M

， et al.

Optimal simulation design of structure and parameter in heat pump drying room

［J］. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery， 2020， 51（）： 464-475.

DOI:10.6041/j.issn.1000-1298.2020.S1.055 [本文引用: 1]

[3]

曹如玥

基于CFD的蜂箱调温过程数值模拟及实验研究

［D］.昆明：昆明理工大学，2021.

[本文引用: 1]

CAO

R Y

Numerical simulation and experimental research of beehive temperature adjustment process based on CFD

［D］. Kunming： Kunming University of Science and Technology， 2021.

[本文引用: 1]

[4]

林海，叶永伟，陈建，等.

基于CFD的汽车车身烘房节能研究

［J］.机械制造，2010，48（10）：71-73. doi：10.3969/j.issn.1000-4998.2010.10.025

DOI:10.3969/j.issn.1000-4998.2010.10.025 [本文引用: 1]

LIN

， YE

Y W

， CHEN

， et al.

Research on energy saving of oven for automobile body based on CFD

［J］. Machinery， 2010， 48（10）： 71-73.

DOI:10.3969/j.issn.1000-4998.2010.10.025 [本文引用: 1]

[5]

魏亚兴

矿井通风井巷热交换规律数值试验研究

［D］.长沙：中南大学，2012.

[本文引用: 1]

WEI

Y X

Numerical test research on the law of mine ventilation roadway heat exchange

［D］. Changsha： Central South University， 2012.

[本文引用: 1]

[6]

杜林昕，黄亚宇，查蕾蕾，等.

基于CFD的密集式烤房气流均匀性研究

［J］.农业装备与车辆工程，2021，59（12）：126-129. doi：10.3969/j.issn.1673-3142.2021.12.027

DOI:10.3969/j.issn.1673-3142.2021.12.027 [本文引用: 1]

L X

， HUANG

Y Y

， ZHA

L L

， et al.

Research on air flow uniformity of intensive barn based on CFD

［J］. Agricultural Equipment & Vehicle Engineering， 2021， 59（12）： 126-129.

DOI:10.3969/j.issn.1673-3142.2021.12.027 [本文引用: 1]

[7]

J X

， LI

A G

， ZHANG

， et al.

Analysis and optimization of air distribution and ventilation performance in a generator hall using an innovative attached air supply mode

［J］. Building and Environment， 2022， 216： 108993.

[本文引用: 1]

[8]

白志鹏

可压缩流体的瓦斯抽采管路流阻计算方法研究

［J］.煤，2016，25（4）：8-11. doi：10.3969/j.issn.1005-2798.2016.04.003

DOI:10.3969/j.issn.1005-2798.2016.04.003 [本文引用: 1]

BAI

Z P

Study on calculation method of gas drainage pipeline flow resistance of compressible fluid

［J］. Coal， 2016， 25（4）： 8-11.

DOI:10.3969/j.issn.1005-2798.2016.04.003 [本文引用: 1]

[9]

陈忠加，卢丰源，雷雯雯，等.

基于强迫对流的热风干燥烘房送风速度及温度优选

［J］.农业工程学报，2022，38（）：37-46. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2022.z.005

DOI:10.11975/j.issn.1002-6819.2022.z.005 [本文引用: 1]

CHEN

Z J

， LU

F Y

， LEI

W W

， et al.

Air

velocity and temperature optimization of hot air drying room based on forced convection［J］. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery， 2022， 38（Supplement 1）： 37-46.

DOI:10.11975/j.issn.1002-6819.2022.z.005 [本文引用: 1]

[10]

任塞峰，唐汝宁，李军军.

化学分析实验室换气次数数值模拟分析

［J］.建筑热能通风空调，2021，40（7）：70-74. doi：10.3969/j.issn.1003-0344.2021.07.018

DOI:10.3969/j.issn.1003-0344.2021.07.018 [本文引用: 1]

REN

S F

， TANG

R N

， LI

J J

Research on numerical simulation of air exchange rate in chemical analysis laboratory

［J］. Building Energy & Environment， 2021， 40（7）： 70-74.

DOI:10.3969/j.issn.1003-0344.2021.07.018 [本文引用: 1]

[11]

周鹏

高炉风口回旋区燃烧特性的数值模拟研究

［D］. 赣州：江西理工大学，2022. doi：10.1016/j.fuel.2021.122490

DOI:10.1016/j.fuel.2021.122490 [本文引用: 1]

ZHOU

Numerical study of combustion characteristics in the raceway of an ironmaking blast furnace

［D］. Ganzhou： Jiangxi University of Science and Technology， 2022.

DOI:10.1016/j.fuel.2021.122490 [本文引用: 1]

[12]

李强，孟利民，周琪，等.

基于机械虹膜机构的新型摆动泵及其流场分析

［J］.机电工程，2023，40（10）：1607-1615. doi：10.3969/j.issn.1001-4551.2023.10.017

DOI:10.3969/j.issn.1001-4551.2023.10.017 [本文引用: 1]

， MENG

L M

， ZHOU

， et al.

Flow characteristics of new swing pump based on mechanical iris mechanism

［J］. Journal of Mechanical & Electrical Engineering， 2023， 40（10）： 1607-1615.

DOI:10.3969/j.issn.1001-4551.2023.10.017 [本文引用: 1]

[13]

吴昊，龙铁明，蓝文清.

高低温环境试验箱循环风机优化设计

［J］.环境技术，2022，40（6）：184-190. doi：10.3969/j.issn.1004-7204.2022.06.041

DOI:10.3969/j.issn.1004-7204.2022.06.041 [本文引用: 1]

， LONG

T M

， LAN

W Q

Optimization of blower in enviornmental test chamber

［J］. Environmental Technology， 2022， 40（6）： 184-190.

DOI:10.3969/j.issn.1004-7204.2022.06.041 [本文引用: 1]

[14]

高祥，马玫.

双轴型热空气交换试验箱的研制

［J］.合成材料老化与应用，2022，51（4）：109-111. doi：10.3969/j.issn.1671-5381.2022.4.hccllhyyy202204035

DOI:10.3969/j.issn.1671-5381.2022.4.hccllhyyy202204035 [本文引用: 1]

GAO

， MA

Development of biaxial hot air exchange test chamber

［J］. Synthetic Materials Aging and Application， 2022， 51（4）： 109-111.

DOI:10.3969/j.issn.1671-5381.2022.4.hccllhyyy202204035 [本文引用: 1]

[15]

陈忠加，雷雯雯，王青春.

基于温度和速度均匀性的侧送风烘房设计及仿真

［J］.农业工程学报，2021，37（19）：18-26. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2021.19.003

DOI:10.11975/j.issn.1002-6819.2021.19.003 [本文引用: 1]

CHEN

Z J

， LEI

W W

， WANG

Q C

Design and simulation of side air supply drying room based on temperature and velocity homogeneity

［J］. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery， 2021， 37（19）： 18-26.

DOI:10.11975/j.issn.1002-6819.2021.19.003 [本文引用: 1]

[16]

方一鸣

侧送风气流组织设计计算

［J］.城市建筑，2013（8）：268. doi：10.3969/j.issn.1673-0232.2013.08.238

DOI:10.3969/j.issn.1673-0232.2013.08.238 [本文引用: 1]

FANG

Y M

The design and calculation of side air supply airflow organization

［J］. Urbanism and Architecture， 2013（8）： 268.

DOI:10.3969/j.issn.1673-0232.2013.08.238 [本文引用: 1]

[17]

GUI

X L

， LUO

X B

， WANG

X P

， et al.

Computational fluid dynamic （CFD） investigation of thermal uniformity in a thermal cycling based calibration chamber for MEMS

［J］. Heat and Mass Transfer， 2015， 51（12）： 1705-1715.

[本文引用: 1]

[18]

张伟，严平.

热风干燥烘房气流速度场均匀性优化

［J］.轻工机械，2019，37（1）：83-87. doi：10.3969/j.issn.1005-2895.2019.01.016

DOI:10.3969/j.issn.1005-2895.2019.01.016 [本文引用: 1]

ZHANG

， YAN

Optimization of airflow velocity field uniformity in hot air drying kiln

［J］. Light Industry Machinery， 2019， 37（1）： 83-87.

DOI:10.3969/j.issn.1005-2895.2019.01.016 [本文引用: 1]

[19]

李会知，侯孟言，邢金超.

单侧供热汽车烘干房气流组织数值模拟研究

［J］.山东农业大学学报（自然科学版），2021，52（1）：84-90. doi：10.3969/j.issn.1000-2324.2021.01.015

DOI:10.3969/j.issn.1000-2324.2021.01.015 [本文引用: 1]

H Z

， HOU

M Y

， XING

J C

Study on numerical simulation for airflow distribution in automotive baking room with a single side heating

［J］. Journal of Shandong Agricultural University （Natural Science Edition）， 2021， 52（1）： 84-90.

DOI:10.3969/j.issn.1000-2324.2021.01.015 [本文引用: 1]

[20]

中国工业机械联合会. 湿热试验箱技术条件：［S］.北京：中国标准出版社，2006：1-12.

[本文引用: 1]

China Machinery Industry Federation. Specifications for damp heat testing chambers：［S］. Beijing： Standards Press of China， 2006： 1-12.

[本文引用: 1]

机械式自动垂直钻具执行机构内部流场规律研究

2022

... 随着机械设备的应用场景不断拓展，机械设备电子元件的老化问题逐渐凸显.通过老化箱筛选出性能稳定的电子元件是目前最常见的一种老化筛选方法.开展老化筛选的重要前提是保证老化箱内部流场的均匀性.CFD（computational fluid dynamics，计算流体力学）仿真模拟是一种高效的数值模拟方法^[1]，可有效探究老化箱内部温湿度场的分布情况. ...

机械式自动垂直钻具执行机构内部流场规律研究

2022

热泵烘房结构及参数优化仿真设计

2020

... 近年来，国内外学者针对烘房、发电机房等设施的送风参数优化开展了大量研究.王振文等^[2]对热泵烘房的送风工艺参数进行了优化，结果表明，排风速度为6 m/s时热泵烘房内的气流分布较均匀.曹如玥^[3]对蜂箱调温过程进行了数值模拟，结果显示：送风速度对蜂箱流体域内湍流强度的影响不显著；通风孔径对湍流强度的影响最为显著，其次是通风位置.林海等^[4]综合考虑了多项工艺参数，通过仿真优化得到：当初始温度为25 ℃时，送风温度为207 ℃、送风速度为5 m/s的参数组合下汽车车身烘房的能耗最低.魏亚兴^[5]选取了10个对矿井通风巷热交换产生影响的因素，以温度作为评价指标开展了正交试验，结果显示，进风温度对巷道终点温度的影响较大，且两者呈正相关.杜林昕等^[6]为探究进风量、进风角度和进风口位置对烤房内部气流分布情况的影响，设计了相应的正交试验，结果表明，上述3个送风参数改变均会对烤房内部的气体速度产生显著影响，影响的主次顺序为进风口位置、进风角度和进风量.Li等^[7]选择送风口高度、送风口宽度、送风速度和热源强度作为影响因素，通过开展正交试验来优化发电机房的通风性能，经极差分析和方差分析可知，送风口高度对发电机房内部的流场和通风性能有显著影响. ...

热泵烘房结构及参数优化仿真设计

2020

基于CFD的蜂箱调温过程数值模拟及实验研究

2021

基于CFD的蜂箱调温过程数值模拟及实验研究

2021

基于CFD的汽车车身烘房节能研究

2010

基于CFD的汽车车身烘房节能研究

2010

矿井通风井巷热交换规律数值试验研究

2012

矿井通风井巷热交换规律数值试验研究

2012

基于CFD的密集式烤房气流均匀性研究

2021

基于CFD的密集式烤房气流均匀性研究

2021

Analysis and optimization of air distribution and ventilation performance in a generator hall using an innovative attached air supply mode

2022

可压缩流体的瓦斯抽采管路流阻计算方法研究

2016

... 老化箱的送风口为矩形，对于非圆形管道内的流动，

L = D_{r}

.根据本文所设置的最大风速12 m/s，计算得到老化箱内部的流体流动为湍流.在Fluent软件中调用湍流模型，将已知的最大风速代入马赫数Ma的计算式，得到Ma=0.035.Ma

≪

0.3，则老化箱内部的流体可视为不可压缩流体^[8]. ...

可压缩流体的瓦斯抽采管路流阻计算方法研究

2016

... 老化箱的送风口为矩形，对于非圆形管道内的流动，

L = D_{r}

≪

0.3，则老化箱内部的流体可视为不可压缩流体^[8]. ...

基于强迫对流的热风干燥烘房送风速度及温度优选

2022

... 动量守恒是指一个微元体的始末动量变化量等于该运动过程中微元体所受力之和.Naiver-Stokes方程（N-S方程）是描述黏性不可压缩流体动量守恒的运动方程.本文老化箱内部的不可压缩流体在x、y、z方向上的动量方程^[9]可简化为： ...

基于强迫对流的热风干燥烘房送风速度及温度优选

2022

化学分析实验室换气次数数值模拟分析

2021

... 式中：c_p 为比热容，kJ/(kg·℃)；T为温度，℃；k为流体传热系数，W/(m²·℃)；S_T 为黏性耗散项^[10]，W. ...

化学分析实验室换气次数数值模拟分析

2021

... 式中：c_p 为比热容，kJ/(kg·℃)；T为温度，℃；k为流体传热系数，W/(m²·℃)；S_T 为黏性耗散项^[10]，W. ...

高炉风口回旋区燃烧特性的数值模拟研究

2022

... 在计算流体力学中，多相流模型通常将流场中的各相介质看作连续介质，即相与相之间的流动是不间断的.本文选用流体体积（volume of fluid, VOF）模型来描述老化箱内部水蒸气的冷凝现象.VOF模型主要用于流体射流、流体中气泡运动、气液界面的稳态和瞬态处理等，其通过求解一组动量方程并跟踪整个计算域内每种流体的容积比来模拟多种无法互相融合的流体^[11-12]. ...

高炉风口回旋区燃烧特性的数值模拟研究

2022

基于机械虹膜机构的新型摆动泵及其流场分析

2023

基于机械虹膜机构的新型摆动泵及其流场分析

2023

高低温环境试验箱循环风机优化设计

2022

... 老化箱内部置有循环风扇、加湿器和加热管，其工作原理如图1所示.加湿器释放的水蒸气与经加热管加热的空气混合后形成湿热气体；在循环风扇的作用下，湿热气体由送风口进入工作室，经热量传递后，气体由回风口离开工作室，从而实现热风循环.在气体循环的过程中，高温和高湿的环境使得电子元件加速老化^[13-14]. ...

高低温环境试验箱循环风机优化设计

2022

双轴型热空气交换试验箱的研制

2022

双轴型热空气交换试验箱的研制

2022

基于温度和速度均匀性的侧送风烘房设计及仿真

2021

... 本文老化箱采用侧送侧回热风循环方式.与其他送风方式相比，侧送侧回送风方式更能保证老化箱内气体的速度、温度和湿度不均匀系数满足要求^[15-16].以老化箱内部空间为研究对象，采用SolidWork软件构建其1∶1三维模型，忽略工作室内对气体流动影响很小的紧固件和结构件.所构建的老化箱三维简化模型如图2所示.其中：箱体内部长1 600 mm，宽1 600 mm，高1 600 mm；箱体上方设有4个送风口，箱体下方设有4个回风口，送风口尺寸为170 mm×115 mm，回风口尺寸为680 mm×165 mm；工作面距离箱底400~1 200 mm. ...

基于温度和速度均匀性的侧送风烘房设计及仿真

2021

侧送风气流组织设计计算

2013

侧送风气流组织设计计算

2013

Computational fluid dynamic （CFD） investigation of thermal uniformity in a thermal cycling based calibration chamber for MEMS

2015

... 鉴于本文所研究的老化箱内部的气流为不可压缩流体^[17-18]且已知送风口尺寸和气流速度，将进口边界条件设为速度进口（velocity-inlet），出口边界条件设为压力出口（pressure-outlet）.因回风口与大气连通，将出口表面的压力设为0 Pa. ...

热风干燥烘房气流速度场均匀性优化

2019

热风干燥烘房气流速度场均匀性优化

2019

单侧供热汽车烘干房气流组织数值模拟研究

2021

... 由图5可以看出，在9组送风方案下，老化箱内部的温度分布大致相同，箱内中间温度高于壁面温度.通过对比方案A1B1C1/A1B2C2/A1B3C3以及方案A1B1C1/A2B1C2/A3B1C3可知，当送风角度逐渐增大时，老化箱内低温区的面积逐渐减小，高温区集中在中心区域.此外，从图5中还可以看出，不同送风速度下老化箱内部的温度场基本一致，这与文献[19]中分析得到的送风速度对新型单侧供热烘干房的内部温度场的影响结果吻合.由此说明，单侧送风方式下送风速度对老化箱内部温度分布的影响较小. ...

单侧供热汽车烘干房气流组织数值模拟研究

2021

2006

... 所采用的温湿度检测系统主要由PT100温度传感器、HM100湿度传感器、Keysight34972A数据采集器和监控电脑组成.根据GB/T 10586—2006《湿热试验箱技术条件》^[20]，在老化箱内部布点并测量相应点位的温度和湿度，如图12所示. ...

2006

〈

〉