工程科学与技术，国际期刊21（2018）1047完整文章连续流谷物干燥机热风室设计的模型化Lotte StrangeKj r，Mathias Poulsen，Kim Sørensen，Thomas Condra丹麦奥尔堡Pontoppidanstr de 101，DK-9220奥尔堡能源技术学院阿提奇莱因福奥文章历史记录：2017年6月9日收到2017年12月6日修订2018年2月4日接受2018年7月25日在线提供保留字：CFD流体流动温度分布均匀性指数连续流干燥机网格收敛性指数A B S T R A C T采用CFD方法对连续流谷物干燥机热风室的压力损失、流量分布和温度分布进行了研究。干燥器中的流动被认为是稳态的、可压缩的和湍流的。谷物必须均匀干燥，因为不均匀的干燥会导致最终产品在储存期间受损。最初的商业设计在入口处使用新的导向叶片进行了修改，以减少压力损失并确保均匀的流动到热风室的管道燃烧新导叶设计使压力损失减少10%，c值为0.804。根据压力损失和温度分布分析了热空气室的各种设计变化分析了一种阻塞设计，它改善了混合，并在极限范围内给出了温度分布。然而，压力损失比使用新导叶的原始设计大六倍最后，静态混合器的设计导致压力损失减少23%，但平均压力损失为10%。绝对偏差为22.9K。©2018 Karabuk University. Elsevier B.V.的出版服务。这是CCBY-NC-ND许可证（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。1. 介绍通常收获的谷物含水量为18因此，需要以干燥的形式进行收获后处理，以将水分含量降低到14%，因为这确保了谷物的安全储存。通常，在干燥过程中通过蒸发从谷物中除去水所用的能量超过4.5MJ/kg，而蒸发游离水所需的能量仅为2.3 MJ/kg，这使得干燥谷物的过程成为能量密集型过程[2]。因此，重要的是要确保干燥过程尽可能有效，同时最大限度地减少干燥对谷物的损害。在当前一代的连续流干燥器中，已经观察到在热空气室中发生气流的不适当混合当空气进入谷物干燥柱时，这导致温度和流量分布在Giner et.al.[3]建立了混流式谷物干燥的复杂模型，模型中考虑了干燥塔内空气和谷物在进、出口风道周围的二维流型结果发现，谷物的加热和干燥在通向谷物柱的空气管道附近更强烈因此必须*通讯作者。电子邮件 地址： lottestrangekjaer@gmail.dk（L.S.Kjr），mps@et.aau.dk（M.Poulsen），kso@et.aau.dk（K. Sørensen），tc@et.aau.dk（T. Condra）。由Karabuk大学负责进行同行审查获得均匀的温度分布，以避免风道附近的谷物过度干燥。因此，希望热空气室的设计能够确保谷物柱中的均匀温度分布。已经有几项关于小型干燥机系统（如间歇式和箱式干燥机）中气流和温度分布的研究[4，5]。然而，这些研究要么是在小范围内进行的，或在实验室规模的干燥器上，而在文献中，很少研究全尺寸连续谷物干燥器中的热空气室。本研究的目的是确定一个概念设计，可以为进一步的设计改进的基础这些应减少出口管道处干燥空气温度的变化。然而，不希望增加操作成本，因此新设计中的压力损失必须保持尽可能低。2. 初始干燥机设计提出了一种连续流谷物干燥机的新概念设计，并以热风室为研究起点。在新设计中，热空气室的几何形状如图所示。1.一、如图1所示，热空气室由两个环境空气入口组成，其中环境空气通过两个轴流式风扇被引入热空气室。相应地，已经用于冷却谷物的空气通过子室再循环到热空气室中。然后，再循环的空气与环境空气混合，https://doi.org/10.1016/j.jestch.2018.02.0022215-0986/©2018 Karabuk University.出版社：Elsevier B.V.这是一篇基于CC BY-NC-ND许可证的开放获取文章（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。可在ScienceDirect上获得目录列表工程科学与技术国际期刊杂志主页：www.elsevier.com/locate/jestch命名法离子速率[1/s]¼ð Þ@xj¼ -@xi@xj@xj@xj@xi@xj@xj小行星1048KjZurr等人/工程科学与技术，国际期刊21（2018）1047符号描述/单位S符号因子[一面积[m2]不温度[K]e错误[U速度[m/s]GCI网格收敛指数[v速度幅度[m/s]G网格尺寸[m]V体积[m3]H热焓[J/kg]X长度[m]K湍流动能[m2/s2]C均匀度指数[m_N质量流量[kg/s]电池数量[LQ粘度[Pa ·s]密度[kg/m3]RpP细化比[压力[Pa]全球准确度顺序[R/X普朗特数[测试参数[比湍流耗散对解域进行的最后一个简化是去除顶部挡板上方的区域，因为该区域中的流动不感兴趣。3.2.控制方程本研究中的流体流动假设为稳态、可压缩和三维湍流的空气。流动的数值计算可以看作是流体力学守恒定律的数学公式。通过应用质量、动量和能量守恒，流体动力学的基本控制方程;质量（1）和动量（Navier Stokes）（2）、（3）方程可写成如下[6]：@jiangquijiang01@xi其中，q是流体的密度，Ui是笛卡尔速度分量（i = 1、2和3），xi是坐标轴，并且重复的指数意味着1Uj@zuqUizuq@p@。l@Ui@Rijð2ÞFig. 1. 热空气室的几何形状。其中p是压力，l是动态粘度。雷诺应力可以写为：在副燃烧室的末端用线燃烧器加热混合R1/4升U@qUiq-2qkdð3Þ由于再循环空气中存在灰尘，如果再循环空气通过燃烧器，ijtJ@xj3ij可能导致火灾或粉尘爆炸在两股气流混合后，空气被引导通过歧管，在歧管处，空气被分配到出口空气管道中。在出口空气管道中，空气被迫通过干燥塔中的谷物。3. 计算方法学3.1. 解答域为了减少生成适当网格所需的单元数，对求解域进行了简化最初，几何形状中的内部挡板和导向叶片被设置为具有2mm厚度的板，因为这是将在物理构造中使用的材料厚度但是，当生成其中，lt是涡流粘度，k是湍流动能，dij是克罗内克符号。3.3. 湍流建模上述方程由湍流模型补充，以说明流动中的湍流。在本例中，使用了剪切应力输运（SST）k-x模型，因为它结合了k-e模型在远场区域和k-x模型在近壁区域的优点[7]。湍流根据两个附加参数计算，即湍流动能k和比湍流耗散率x。湍流动能和比耗散率的计算使用方程。（4）和（5）分别[6，8]：几何体上的网格上形成了一些低质量的元素@我也是@。 @Ke所有挡板和导向叶片的边缘。 因此有人决定所有的挡板和导向叶片都应建模为薄表面，从而消除质量差的元件。@x i¼@x jCk@xjGk-Yk此外，线燃烧器右侧的子室被在模型中被移除，因为子腔室中不存在流动。@@。Cx@xGx-YxDxSx5eRKRx千分之一1/4xl¼我pP.Σ1/1L.S. KjZurr等人 /工程科学与技术，国际期刊21（2018）1047-10551049其中Ck和Cx是k和x的有效扩散率; G k是由平均速度梯度引起的湍流动能的产生，Gx是x的产生; Y k和Yx是由于湍流引起的k和x的耗散，Dx是交叉扩散项，S k和Sx是用户定义的源项。SST k-x模型的有效扩散系数使用以下表达式[7，6]确定：CklltCx¼lltð6Þð7Þ其中rk和rx分别是k和x的湍流普朗特数。使用以下等式[7，6]确定它们：R1F11-F1ð8ÞR1F11-F1ð9Þ图二. 在导叶处生成网格。其中F1是混合函数。湍流粘度lt 使用以下表达式计算：CutCell方法的主要优点是它减少了网格复杂几何形状所需的时间，并且通常会产生高质量的六面体网格单元，这通常会导致快速的qk1tx1S·Fð10Þ称为解收敛。不可能产生一个全球性的边界层采用Cutcell方法。 单元格大小，maxhaω;a21·x内表面的解决方案域，而不是显着减少，在努力代表存在的边界层。其中ω是湍流粘性的阻尼系数，S^2Sij Sij是应变率的不变测度，其中Sij是平均应变率张量，a1是常数，F2是混合函数。3.4. 温度为了在空气管道出口中具有温度参考，已经假设发生不同空气流的完全混合。这允许混合空气流的温度给出为：Pn hi·m_i在热空气室底部的导向叶片处产生的网格如图所示。 二、3.6. 边界条件和假设线燃烧器具有高的空气过剩率，并且基本上是管道上的一排气体射流，燃烧空气绕管道流动。为了简化计算并限制在线燃烧器处的电池使用，在线燃烧器处的燃烧过程被忽略。相反，燃烧过程近似于1500 °C的空气，这对应于燃烧产物的温度。此外，墙壁被假定为adia-i;n¼ni¼1m_ið11Þ热交换，意味着热空气之间没有热传递，空气室内部和周围的空气。在实际操作Ti; n 1/4 f h i; n其中h_i;n是组合空气流的焓，h_i是单独空气流的焓，并且m_i是单独空气流的质量流量第3.2节和第3.3节中描述的表达式是非线性偏微分方程，并且使用计算机代码ANSYS Fluent，ver.17.2.数值解的精度取决于离散方程对原始偏微分方程的描述程度。ANSYS Fluent应用有限体积法离散偏微分方程，并使用非交错网格方法，其中变量值在单元中心计算[8]。 采用二阶迎风格式离散控制方程。 COUPLED算法用于连接速度和压力，其中压力项使用二阶格式离散化。3.5.网格生成本 研 究 中 执 行 的 所 有 网 格 划 分 均 使 用 ANSYS Meshingver.17.2[8]。的同时安装在环境空气入口和再循环空气入口处的轴流风扇的条件可能导致入口处的不均匀和旋转速度分布。由于轴流风机的速度分布未知，因此需要进行二次研究以获得分布。因此，假设入口处的速度分布类似于活塞流。入口条件由商业来源提供。表1中所示的值是一个半热空气室。3.6.1. 对称从图1中可以看出，解域在两个再循环空气入口之间具有对称平面。在进一步的热空气室模拟中，已经研究了用对称平面代替全尺寸室来模拟半个热空气室是否合理。这是通过检查对称平面的每一半上的出口空气管道中的温度和质量流量来完成的。这也适用于在解域中进行的不同平面切割。结果发现，在两个对称的一半的温度和质量流之间有很好的一致性，除了五个出口空气管道，其中的温度差在38和20 K之间然而，在这方面，rk;1rk;2rx;1rx;2HGCIR.Σ/¼2121一罚“X#GJ21.ð Þ¼P32 --ð其中e21是外推的相对误差。e 1 /4。...精细度¼rP一L.S. 1050号 KjZurr等人/工程科学与技术，国际期刊21（2018）1047表1热空气室的边界条件。表3GCI测试线燃烧器入口1.5 1500一ext1.88比索21罚款4.7%当使用对称模型时，改进的网格质量、单元数和计算时间的好处超过了差异，当模拟全尺寸的热空气室时，21extQ Pln.RP727 [Pa]-s154. 验证4.1. 网格收敛检验s1标志s32的21ð16Þ3. 计算外推值。在求解域上进行了网格收敛性检验。因为在新设计中保持压力损失最小是重要的，并且因为压力损失对于21extrP/1-/2P1级ð17Þ域，它已被选为测试参数时，测试网格收敛。压力损失被确定为环境空气入口和出口中的总压力的面积加权平均值的差异。为测试创建了三个逐步精细的解域非结构化网格。网格单元数和压力损失对于每一个，可以在表2中看到。4. 计算估计误差和GCI。21/1-/2a/1其中e21是近似相对误差。21岁/21-/1。/ð18Þ该测试已使用网格收敛指数进行(GCI)[9、10]。 这种方法在不同领域e分机1/4extext21extð19Þ网格独立性测试的准确性。GCI方法利用Richardson不同网格的GCI估算程序可归纳如下GCI211：25e2121-1GCI21是细网格收敛指数。ð20Þ如下所示1. 定义网格之间的细化比率。要定义细化比率，必须确定单元大小的度量：GCI测试的结果如表3所示。建议rij大于1.3，但受试补片的情况并非如此。然而，人们认为，采用较粗网格的解决方案得出的结果不可接受的gi¼11N3DVNj¼1ð12Þ压力损失的数值不确定性为4.7%，这一数值可以改进，尽管有限的计算能力排除了进一步的分析，并且该解被认为是与网格无关的。作为其中g是网格大小，N是域中单元的数量，DV是单个单元的体积。然后，细化比率可以被定义为：网格收敛测试是一项计算要求很高的任务，假设为各种设计变化创建的网格可以说是网格独立的。因此，同样的方法的网格生成采用网格号。1与4： 568· 106rij<$gi2. 计算表观全局精度阶数ð13Þ当对热空气室进行设计更改时5. 结果和讨论在迭代过程中求解表观全局精度阶，因为第一和第二网格之间的细化比与第二和第三网格不同。精确度的表观全局顺序可以给出为：P¼ 1.一、ln.. s3 2.ΣþqðPÞð14Þ如果环境空气和来自管线燃烧器的热空气适当地混合，则发现组合空气流的温度为152 °C。通过将加热的环境空气与再循环空气进一步混合，发 现 出口空气的 温度是92°C。在21世纪。. s21.其中P是精确度的表观全局阶数，并且表2求解域网格中的单元数和压力损失网格单元数压力损失[Pa]14： 568· 1067002019-03 -29 00：00：0032： 484· 1066715.1. 原设计原始设计的出口管道中的温度分布如图所示。3.第三章。 可以看出，中心管道中的温度在100-150°C的范围内。前四排垂直管道中的空气温度仅比再循环空气温度高5-15 K。这表明加热空气和再循环空气之间的混合不令人满意。研究了再循环风与加热风混合不良的原因。发现加热的DpÞ在CFD社区[11]，因为它提供了一个统一的报告方式·.边界质量流量[kg/s]温度[°C]可变值可变值环境空气入口16.815R211.14e211.1%再循环空气入口2140r321.07e213.7%.XL.S. KjZurr等人 /工程科学与技术，国际期刊21（2018）1047-10551051图三. 原始设计的出口管道中的温度分布。空气附着在混合室的外壁上，因此不与较冷的再循环空气混合。在图4中可以看出，再循环子室上方的挡板导致大的分离区，其中低压导致再循环空气环绕到下部出口。从图3所示的出口管道中的温度分布和图4中具有速度矢量叠加的温度等值线可以清楚地看出，子室顶部的挡板限制了加热空气流和再循环空气的混合。此外，所产生的大分离区也导致出口中的温度分布差。由于热空气室中的压力损失为700 Pa，这比预期的大得多，因此对设计的第一次更改应旨在降低压力损失。根据压力损失的减少，然后可以改变挡板的配置，区域，这实际上导致压力损失的增加因此，对导流叶片进行了研究。5.2. 导叶设计新型干燥机的主要要求之一是，通过燃烧器的空气速度必须均匀，以确保气流中热量分布均匀。此外，需要具有在10-12 m/s范围内的最大速度，因为较大的速度将导致燃烧器中的不稳定火焰。安装在原始热空气室设计中的平板导向叶片后面会形成大的气流分离区，这会导致压力损失。为了减少热空气室中的总压力损失，并使燃烧器周围的气流均匀，对三种新设计的导叶进行了试验，并与原来的导叶进行了比较。在各种系统中安装导叶的效果，以获得更好的流动均匀性和降低的压力损失，已在文献中广泛报道[12为了以一致的方式设计新的导向叶片，假设环境空气流过具有膨胀的90°尖锐弯头 三个新的导向叶片设计，包括原来的，可以看到在图。 五、短导叶采用[15，16]中的表达式设计。长导向叶片使用与短导向叶片相同的设计构造，但是具有延长的长度。5.2.1. 流量均匀性为了评估燃烧器周围的流动的均匀性，可以应用均匀性指数（UI）c。UI已用于指示汽车催化转化器中的流量分布程度[17]。 本研究中应用的UI描述了通过切割平面的给定流类似于活塞流。UI可以写成[18]：混合室。原设计环境空气进口处的导叶为135°弯折的直板，进口位于导叶室底部上方，观察到，这种配置导致大的分离1-2 ·n1/1A我一个托特·jvi-v<$jv'ð21Þ图四、原始设计的混合室的温度等值线与速度矢量叠加图五.四种不同导叶设计的草图，其中a）表示轴流风机入口，b）表示燃烧器。c1！小行星1052KjZurr等人/工程科学与技术，国际期刊21（2018）1047其中，c是均匀性指数，n是切割平面中的单元的数量，Ai是切割平面中的单个单元的面积，Atot是切割平面的总面积，Vi是单位面积上的速度幅值。表4四种设计的直线燃烧器的v-速度均匀性和压力损失设计压力损失[Pa]均匀性c切割平面中的单个单元，v′是切割中的平均速度飞机无GV原始6137000.7080.737c的值在0和1之间的范围内，其中1表示单值。新短GV6300.804形成流，并且零对应于除了单元点之外的所有单元点中的V1/4 0。5.2.2. 不同导叶设计的结果新长GV6560.776图图6示出了四种设计的线型燃烧器处的平均速度分布：无导向叶片、原始导向叶片、弯曲导向叶片（新短GV）和弯曲导向叶片的延长长度（新长GV）。可以看出，没有导向叶片的设计的速度朝向燃烧器子室的中心增加。这是预期的，因为当它到达入口之后的膨胀时，流动不能突然转向。原始设计和具有细长导向叶片的新设计的速度剖面都具有锯齿状剖面，因为燃烧器和导向叶片顶部之间的距离太短，使得流动不能充分发展。表4显示了线燃烧器处的流动均匀性和区域内的压力损失。从图中的速度分布图。 6中的均匀性和压力损失，很明显，具有短导向叶片的新设计是进一步开发的最佳选择，因为它具有最低的压力损失，同时在线燃烧器周围的流动具有高均匀性。因此，在热空气室的所有进一步模拟中实施这是在Fig. 3、热空气室的原始设计没有在出口管道中产生均匀的温度分布，这是本研究的主要目的。因此，对热空气室进行了设计变更，以改善加热的环境空气和再循环空气的混合5.3. 喷嘴实施在图1A和图1B中可见。从图3和图4中可以看出，温度和流量分布是不均匀的，并且加热的环境空气主要在腔室的外壁附近移动。为了抵消这种流动行为，再循环和燃烧器子室的位置被移动。此外，燃烧器子室的出口处的挡板成角度以类似于喷嘴的挡板折流板用于各种应用中，例如改善材料的混合，引导流体流动以及增加热交换器和流动通道中的传热速率[19在子腔室的端部处的挡板的目的是引起两股空气流之间的混合迫使空气通过类似喷嘴的挡板的目的是以确保再循环空气流不会沿着外壁保持，而是与加热的环境空气混合。此外，燃烧器子室处的挡板的角度减小20°，以便使加热空气的速度相对于再循环空气增加两倍。图图8示出了热空气室的设计变化。然而，通过实施上述设计变更，没有实现均匀的温度和流量分布热空气主要进入底部部分，而较冷的空气在顶部部分。 这在图中是显而易见的。7.第一次会议。此外，由于喷嘴位于燃烧器子腔室的出口处，压力损失显著更高5.4. 流动阻塞实施如图7所示，在燃烧器子室的端部处实施喷嘴以及改变再循环和燃烧器子室的位置对改善出口管道处的温度和流量分布没有影响。在此基础上，对一种新型热风室的设计进行了分析.这种替代设计的灵感来自于现有连续流干燥机的优化设计。这种设计的主要特点是安装了流动障碍物，以加速两股气流的混合。U形板以交叉模式放置在燃烧器上方，以增加加热的环境空气流中的湍流燃烧器子室通过空气管道连接到再循环子室，空气管道迫使加热的环境空气在再循环空气被引导通过出口管道之前与再循环空气混合。图9中示出了实施有流动障碍物的热空气室的设计。通过执行这些设计变更，出口管道处的温度分布非常均匀，如图所示。 10个。然而，流动障碍物的实施导致热空气室中的显著压力损失20燃烧器处的平均速度分布181614121086420 0.5 1 1.5 2 2.5x方向[m]图六、线燃烧器处v速度的速度分布x方向如图所示。 五、见图7。用于喷嘴设计的出口管道温度分布。无GV原始的新短GV新长GVv-速度[m/s]L.S. KjZurr等人 /工程科学与技术，国际期刊21（2018）1047-10551053见图10。在设计中采用流动阻塞实现时，出口管道处的温度分布。见图8。 具有喷嘴实施方式的热空气室的横截面视图。见图9。热空气室的几何形状，分别具有流动障碍物和静态混合器。5.5. 静态混合器实现针对阻流器设计中压力损失大的问题，分析了一种新的阻流器设计方法。灵感来自现有的混合装置，特别是静态混合器。静态混合器特别用于过程工业中的各种应用，例如单相和两相连续并流设计了一种静态混合器，并在燃烧器的子室和再循环空气的出口处实施。的静态混合器的设计受到市场上现有混合器的启发，例如来自ChemineerInc.的HEV静态混合器，LPD和LLPD不动式混合器，来自RossEngineering Inc.以及来自Fusion Fluid Equipment的变桨叶片涡轮叶轮。其目的是测试静态混合器的使用是否实际上改善了以下物质的混合：两股气流。因此，混合器的设计保持简单，并且还允许更简单的网格生成过程。 静态混合器的几何形状包括螺旋桨型形状的六个成25°角的平板。在图11中，可以看到所设计的静态混合器的几何形状。在图9中可以看到具有实施的静态混合器的热空气室的横截面视图。图12显示了安装静态混合器后出口部分的温度分布。很明显，设计变化导致了再循环和加热的环境空气流之间的均匀混合。这在编号为4-6的垂直出口段中尤其明显，在该出口段中出现显著的温度峰值。当来自再循环子室和燃烧器子室的空气流之间发生不适当的混合时，加热的环境空气主要流入出口部分4也就是说，有一个相当统一的分布-从垂直出口部分7图12显示了安装静态混合器后出口部分的温度分布5.6. 设计评价在理想的设计中，温度应仅与出口管道中的平均温度相差±5 K。为了评估不同设计方案下出口温度分布，计算了出口管道温度分布的平均绝对偏差（MAD）。所研究的五种不同设计的压力损失和MAD如表5所示。如前所示，很明显，在原始设计中的环境空气入口处实施新的导向叶片，显著降低了热空气室中的压力损失见图11。 设计开发的静态混合器。小行星1054KjZurr等人/工程科学与技术，国际期刊21（2018）1047见图12。采用静态混合器设计的出口管道温度分布。表5五种设计的压力损失和平均绝对偏差设计压力[Pa]平均绝对偏差n½K]原始700 31.7原装新导叶630 24.8喷嘴1282 31.4流动障碍2962 4.57静态混合器485 22.9与原始导向叶片设计相比。此外，新导叶的实施将MAD从31.7 K降低到24.8 K。此外，还发现热空气流紧贴外壁。为了打破沿外壁流动的气流，燃烧器子室和再循环空气子室的位置被交换，并且燃烧器子室上方的挡板的角度被减小以增加空气的速度设计的这些变化导致燃烧器子室上方挡板后面的分离区的尺寸增加实际上，这导致循环空气和加热的环境空气的混合减少，并且在表5中可以看出，该设计具有已分析的所有设计中最大的MAD值。此外，喷嘴的使用使压力损失增加到1282 Pa，是原设计的2倍。在对原始设计和喷嘴设计进行分析之后，清楚的是，子室上方的挡板没有改善加热的环境空气和再循环空气的混合。因此，分析了一种新的设计，其中挡板被一系列管道取代，这些管道迫使加热的环境空气进入再循环流。如图10所示，出口管道中的温度分布基本上是均匀的，这进一步证实了MAD仅为4.57 K，低于目标设定值5 K。 然而，发现获得均匀的温度分布是以2962 Pa的压力损失为代价的。在四种试验设计中，观察到温度分布太不均匀或压力损失太大。基于这些观察结果，研究了静态混合器的实施是否可以改善再循环空气和加热的环境空气的混合，同时保持合理的压力损失。从模拟结果可以看出，与原始设计相比，静态混合器的实施确实增加了混合，特别是在网点此外，MAD从原始设计中的24.8 K降低到22.9 K。还发现，压力损失从原始设计中的630 Pa降低到实施静态混合器后的485 Pa。6. 结论建立了一种新设计的连续流谷物干燥机热风室内气流流动的CFD模型该研究的主要重点是模拟空气流，并改善再循环和加热的环境空气流的混合得出的结论是，原始设计导致混合不良，从而导致出口截面处的温度分布不均匀考虑到出口部分温度分布的变化可能导致干燥不当或最终产品损坏，因此对各种设计变更进行了分析，以改善这些参数。设计了新的导向叶片，以减少压力损失，并增加进入燃烧器子室的流动的均匀性。在成功降低压力损失后，新的导向叶片被应用于各种热空气室设计中。采用喷嘴的设计并没有显著改善两股气流的混合，但它导致了1214 Pa的压力损失显著增加。在热空气室中安装多个流动障碍物的效果是在出口部分处高度均匀的温度分布和仅为2.72K的MAD值，其在5 K目标范围内，尽管高流动均匀性是以显著增加的2859 Pa的压力损失为代价的，其显著高于当前范围的连续流干燥器。采用静态混合器的设计略微改善了进入出口管道的气流的均匀性，这与喷嘴设计一致，因为它导致MAD为24.1 K。包括静态混合器和去除再循环和燃烧器子室末端的挡板静态混合器的设计可以作为一个有前途的概念设计，进一步优化和改进的热空气室。引用[1] G.C. 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