V型條縫噴嘴切割比對(duì)速凍機(jī)鋼帶表面換熱特性的影響

王金鋒李文俊謝 晶楊大章柳雨嫣陸衛(wèi)華楊曉燕

(1. 上海海洋大學(xué)食品學(xué)院，上海 201306；2. 農(nóng)業(yè)部冷庫及制冷設(shè)備質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)測試中心，上海 201306；3. 上海冷鏈裝備性能與節(jié)能評(píng)價(jià)專業(yè)技術(shù)服務(wù)平臺(tái)，上海 201306；4. 食品科學(xué)與工程國家級(jí)實(shí)驗(yàn)教學(xué)示范中心﹝上海海洋大學(xué)﹞，上海 201306；5. 上海水產(chǎn)品加工及貯藏工程技術(shù)研究中心，上海 201306；6. 南通四方冷鏈裝備股份有限公司，江蘇 南通 226371)

在強(qiáng)化傳熱、傳質(zhì)領(lǐng)域，采用噴嘴沖擊式射流能在靶向區(qū)域換熱表面產(chǎn)生較高的熱傳遞系數(shù)，而影響噴嘴下方?jīng)_擊板面換熱強(qiáng)度的主要因素是噴嘴到?jīng)_擊板面方向上的軸向速度。這種高效的傳熱機(jī)理主要應(yīng)用于紡織、造紙、冶金、食品干燥、食品速凍等領(lǐng)域[1-2]。

該類設(shè)備的設(shè)計(jì)通常將多個(gè)噴嘴按照一定的排列方式組合起來形成多重沖擊的結(jié)構(gòu)，以實(shí)現(xiàn)在較大范圍內(nèi)的沖擊表面獲得均勻一致的換熱系數(shù)[3]；然而，在實(shí)際工作過程中，目標(biāo)板面的換熱強(qiáng)度存在差異性，這種差異性主要受以下幾個(gè)因素影響：① 橫流效應(yīng)[3-5]；② 噴嘴與目標(biāo)板面之間的距離[5-7]；③ 目標(biāo)板面的粗糙度[6]。Makatar等[3]通過使用熱顯色液晶技術(shù)對(duì)沖擊表面溫度分布進(jìn)行可視化處理，同時(shí)采用油膜技術(shù)實(shí)現(xiàn)沖擊表面流場可視化，研究發(fā)現(xiàn)，沿橫流方向，橫流效應(yīng)逐漸增強(qiáng)，在橫流作用下努塞爾數(shù)(Nusselt number, Nu)峰值從噴嘴正下方往橫流下游方向移動(dòng)，并且努塞爾數(shù)峰值隨橫流速度上升而增加。Bernhard等[4]研究了3種不同等級(jí)的橫流效應(yīng)對(duì)目標(biāo)板面換熱性能的影響，結(jié)果表明橫流效應(yīng)越弱，目標(biāo)板面平均換熱系數(shù)越高。Sebastian等[6]研究了沖擊射流在帶肋凸起的目標(biāo)板面的換熱特性，結(jié)果表明在帶肋凸起的目標(biāo)板面平均Nu數(shù)大于平直板面，且在帶肋凸起的目標(biāo)板面滯止點(diǎn)范圍小于平直板面，其Nu數(shù)峰值大于平直目標(biāo)板面的。Katti等[8]研究了噴嘴直徑與目標(biāo)板面間距d、2d和3d(d為噴嘴直徑)對(duì)板面換熱性能的影響，研究表明，沿橫流方向努塞爾數(shù)在目標(biāo)板面相鄰滯止點(diǎn)之間呈波狀分布，并且沿橫流下游方向波逐漸衰減，波的衰減速率在噴嘴與板間距為3d時(shí)最大，波的衰減是由于沿橫流方向流體質(zhì)量流量不斷累積使橫流效應(yīng)增強(qiáng)。

本研究以沖擊式速凍機(jī)V型條縫噴嘴為對(duì)象，擬解決沿速凍機(jī)寬度方向上鋼帶表面換熱系數(shù)均勻性的問題；通過調(diào)節(jié)速凍機(jī)V型條縫噴嘴喉部高度按比例切割，提高鋼帶表面換熱系數(shù)的均勻性，使速凍食品加工結(jié)束到達(dá)出料口時(shí)，凍品溫度趨于一致。

1 數(shù)值模擬

1.1 建立數(shù)值模型

單個(gè)V型條縫噴嘴結(jié)構(gòu)及其參數(shù)詳見文獻(xiàn)[9]。本試驗(yàn)?zāi)M研究了傳統(tǒng)V型條縫噴嘴和改變噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)——調(diào)整切割比Ψ(V型條縫噴嘴喉部區(qū)域，噴嘴邊緣被切割高度T與噴嘴縱向中心處高度K的比值，其中K=30 mm)兩種情況下在速凍過程中沿速凍機(jī)寬度方向鋼帶表面換熱均勻性問題。圖1(a)為優(yōu)化V型條縫噴嘴三維結(jié)構(gòu)模型，圖1(b) 為噴嘴結(jié)構(gòu)二維示意圖，其中通過改變T，實(shí)現(xiàn)切割比調(diào)節(jié)。

1.2 數(shù)值模型條件設(shè)置

速凍機(jī)的流動(dòng)介質(zhì)為空氣，模擬過程中假設(shè)：

(1) 空氣為不可壓縮、密度均勻的黏性流體[9]。

(2) 靜壓腔壁面及條縫噴嘴壁面視為無滑移壁面[9]。

(3) 靜壓腔與噴嘴壁面絕熱[9]。

數(shù)值模擬過程中采用連續(xù)性方程、動(dòng)量方程和能量方程聯(lián)合求解，選擇的計(jì)算模型設(shè)置為：

(1) 入口邊界條件為壓力入口，出口邊界條件為壓力出口[9]。

(2) 計(jì)算模型與速凍機(jī)整體毗鄰部分做鏡像邊界設(shè)置[9]。

(3) 選擇k-ε湍流模型、SIMPLE算法及二階迎風(fēng)格式[10]。

2 結(jié)果與討論

2.1 切割比對(duì)鋼帶表面換熱特性的影響

如圖2、3所示，當(dāng)Hs(鋼帶與條縫出口間距H與條縫寬度S之比)=2時(shí)，不同切割比Ψ在鋼帶表面的換熱強(qiáng)度呈現(xiàn)非一致性；當(dāng)Ψ=0.00時(shí)，即傳統(tǒng)未切割V型噴嘴結(jié)構(gòu)，沿鋼帶縱向方向(X方向)，鋼帶表面換熱強(qiáng)度呈現(xiàn)較大差異性，在橫流下游鋼帶表面Nu數(shù)明顯高于橫流上游；隨著切割比Ψ增加，橫流上游Nu數(shù)與下游之間的差異性逐漸降低，當(dāng)Ψ超過臨界切割比Ψ0(沿X方向鋼帶表面Nu數(shù)不均勻度趨于0，即沿此方向鋼帶表面換熱均勻)=0.33時(shí)，橫流下游Nu數(shù)低于上游，并隨著Ψ增大，兩者差異性再次增加。分析上述現(xiàn)象：當(dāng)噴嘴與鋼帶表面間距較小時(shí)，沿橫流方向氣流流通截面積較小，此時(shí)氣流沿橫流方向流動(dòng)沿程阻力較大，因此沿速凍機(jī)寬度方向，靠近回風(fēng)口處靜壓腔與噴嘴出口壓差較大，流體傳輸動(dòng)力較強(qiáng)，噴嘴射流速度較高，對(duì)應(yīng)的鋼帶表面Nu數(shù)較高，反之在速凍機(jī)中心Nu數(shù)較低；因此，當(dāng)Ψ=0.00時(shí)，沿橫流方向，噴嘴出口與鋼帶間距保持不變，此時(shí)沿橫流方向鋼帶表面換熱系數(shù)存在明顯差異性；然而，隨著切割比增加，沿橫流方向噴嘴出口與鋼帶間距逐漸增大，雖然靠近壓力出口噴嘴出口氣流速度較大，但隨著靶向距離增加，氣流拓展到鋼帶表面的能力減弱，此時(shí)鋼帶表面換熱系數(shù)隨之降低，并且當(dāng)Ψ超過臨界值后，靠近回風(fēng)口側(cè)鋼帶表面Nu數(shù)低于速凍機(jī)中心處鋼帶表面的。綜上所述，當(dāng)噴嘴出口與鋼帶間距發(fā)生改變時(shí)，選擇合適的Ψ值(臨界切割比Ψ0)能有效地提高鋼帶表面換熱均勻性。

圖2 不同切割比下鋼帶表面Nu數(shù)分布

2.2 Hs對(duì)鋼帶表面換熱不均勻性的影響

調(diào)節(jié)噴嘴與鋼帶間距H，可實(shí)現(xiàn)對(duì)不同凍品尺寸的生產(chǎn)需求。本試驗(yàn)討論了不同Hs與切割比Ψ時(shí)噴嘴正下方鋼帶表面換熱特性，見圖4。結(jié)果表明：在相同Hs，不同切割比Ψ下，X/S=150(其中：X為橫坐標(biāo)，S為噴嘴寬度，S=5 mm)即速凍機(jī)寬度方向中心，鋼帶表面換熱強(qiáng)度差異性較小；但在X/S=0即壓力出口處，鋼帶表面換熱不均勻性較高，且隨著Ψ增大，Nu數(shù)呈下降趨勢。另一方面，隨著Hs增加，鋼帶表面Nu數(shù)逐漸降低，其原因在于氣流拓展到鋼帶表面的能力隨著Hs增加而減弱，見圖5。

圖3 不同切割比對(duì)鋼帶表面換熱的影響

圖5 噴嘴出口氣流射流矢量圖

通過對(duì)上述數(shù)據(jù)進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)，當(dāng)Ψ=0時(shí)，隨著Hs增加，沿橫流方向鋼帶表面換熱差異性逐漸降低，見圖4；當(dāng)Hs>10時(shí)，隨著切割比Ψ增加，在X/S=150處鋼帶表面換熱強(qiáng)度大于X/S=0處的，即速凍機(jī)中心鋼帶表面換熱能力強(qiáng)于鋼帶兩側(cè)。這是因?yàn)椋S著噴嘴出口到鋼帶表面的靶向距離增加，使橫流方向氣流流通截面積增大，流體沿流動(dòng)方向延程阻力降低，最終使橫流方向條縫噴嘴出口壓力極差減小，即在X/S=0與X/S=150處，靜壓腔與噴嘴出口兩端的壓差趨于一致，此時(shí)噴嘴出口流速相當(dāng)，因此流體拓展到鋼帶表面的能力趨于相同，鋼帶表面Nu數(shù)分布較為均勻；另一方面，隨著Ψ增加，從速凍機(jī)中心往鋼帶兩側(cè)移動(dòng)過程中，噴嘴出口到鋼帶表面的靶向距離增大，流體拓展到鋼帶表面的能力減弱，所以X/S=0處鋼帶表面Nu數(shù)小于X/S=150處。因此，當(dāng)Hs>10時(shí)，繼續(xù)增大切割比，不僅不利于降低鋼帶表面換熱差異性而且還將導(dǎo)致速凍機(jī)凍結(jié)速率下降。

為了更加直觀地描述沿X方向，噴嘴正下方鋼帶表面Nu數(shù)的分布情況，本試驗(yàn)通過引入X/S=0與X/S=150處Nu數(shù)極值之差進(jìn)行差異性描述。如圖6所示，當(dāng)切割比Ψ=0 時(shí)，在Hs=2處，沿X方向，Nu數(shù)分布差異性最大，其極差值達(dá)到93；隨著Hs增加，極差值逐漸降低，并逐漸趨于0，這意味著當(dāng)Ψ=0時(shí)，X/S=0處換熱強(qiáng)度始終大于X/S=150處；隨著Ψ值增加，X/S=0與X/S=150處Nu數(shù)極值之差呈現(xiàn)明顯下降趨勢，當(dāng)切割比Ψ突破臨界切割比Ψ0時(shí)，極差出現(xiàn)負(fù)增長趨勢，即在X/S=0處表面Nu數(shù)低于X/S=150處。通過數(shù)據(jù)分析不難發(fā)現(xiàn)隨著Hs增加臨界Ψ0逐漸降低，見圖7；當(dāng)噴嘴與鋼帶間距一定時(shí)，通過圖7 的臨界Ψ0曲線可以有效地確定V型條縫噴嘴的最佳切割比(即Ψ0)。

圖6 Nu數(shù)極差分布

圖7 臨界切割比分布曲線

如圖7所示，臨界Ψ0曲線隨Hs增加，呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，并在Hs=4附近，Ψ0達(dá)到峰值，其原因在于：當(dāng)Hs<4時(shí)，噴嘴出口與鋼帶間的靶向距離較小，鋼帶處于氣流射流的核心區(qū)域，氣流在鋼帶表面進(jìn)行附壁流動(dòng)，鋼帶表面的換熱速率十分劇烈，此時(shí)Hs的細(xì)微變化對(duì)鋼帶表面換熱效果影響較大；因此，當(dāng)Hs=2時(shí)，隨著Ψ增加，X/S=0處鋼帶表面Nu數(shù)迅速降低，并達(dá)到臨界Ψ0；另一方面，隨著Hs增加，鋼帶表面換熱強(qiáng)度降低，因此需要將Ψ調(diào)節(jié)到較大值使鋼帶表面換熱差異性降低，當(dāng)Hs=4時(shí)Ψ0達(dá)到峰值(0.95)；當(dāng)410之后，調(diào)整切割比Ψ對(duì)凍結(jié)區(qū)域換熱表面將造成不利影響。

3 結(jié)論

本試驗(yàn)以V型條縫噴嘴為研究對(duì)象，探索了在不同切割比下，改變噴嘴與鋼帶表面間距H對(duì)速凍機(jī)凍結(jié)區(qū)域表面換熱特性的影響。得到以下結(jié)論：

(1) 當(dāng)Hs<10，Ψ=0(即傳統(tǒng)V型條縫噴嘴結(jié)構(gòu))時(shí)，沿X方向鋼帶表面換熱強(qiáng)度存在明顯差異性，即X/S=0處鋼帶表面Nu數(shù)明顯大于X/S=150處的。

Ψ=0

(2) 當(dāng)Hs<10，隨著Ψ增加，沿X方向鋼帶表面換熱強(qiáng)度差異性逐漸降低，當(dāng)超過臨界切割比Ψ0之后，鋼帶表面換熱強(qiáng)度將出現(xiàn)負(fù)增長，即X/S=0處鋼帶表面Nu數(shù)低于X/S=150處的。

(3) 臨界切割比Ψ0曲線隨Hs增加，呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在Hs=4附近，Ψ0達(dá)到峰值；臨界切割比Ψ0曲線針對(duì)不同尺寸的凍品調(diào)整Hs，并確定最佳切割比具有重要的指導(dǎo)意義。

(4) 當(dāng)Hs>10，沿X方向，鋼帶表面不同位置處換熱均勻性較強(qiáng)，調(diào)整切割比反而將降低鋼帶表面換熱均勻性。

[1] GRASSI C, SCHR A, GLOY Y S, at el. Reducing environmental impact in air jet weaving technology[J]. International Journal of Clothing Science & Technology, 2016, 28(3): 283-292.

[2] WANG Gang, DENG Yun, XU Xin. Optimization of air jet impingement drying of okara using response surface methodology[J]. Food Control, 2016, 59: 743-749.

[3] MAKATAR W H, PERAPONG T, SMITH E A, at el. Effect of cross-flow velocity on flow and heat transfer characteristics of impinging jet with low jet-to-plate distance[J]. Journal of Mechanical Science and Technology, 2014, 28(7): 2 909-2 917.

[4] BERNHARD W. Experimental investigation of impingement heat transfer on a flat and dimpled plate with different crossflow schemes[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2010, 53(19/20): 3 874-3 886.

[5] KATTI V, PRABHU S V. Influence of spanwise pitch on local heat transfer distribution for in-line arrays of circular jets with spent air flow in two opposite directions[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2008, 33(1): 84-95.

[6] SEBASTIAN S, BERNHARD W. Experimental and numerical investigation of impingement heat transfer on a flat and micro-rib roughened plate with different crossflow schemes[J]. International Journal of Thermal Sciences, 2011, 50(7): 1 293-1 307.

[7] SEBASTIAN S, BERNHARD W. Experimental and numerical investigation of heat transfer characteristics of inline and staggered arrays of impinging jets[J]. Journal of Heat Transfer, 2010, 132(9): 1-11.

[8] KATTI V, PRABHU S V. Influence of spanwise pitch on local heat transfer distribution for in-line arrays of circular jets with spent air flow in two opposite directions[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2008, 33(1): 84-95.

[9] 王金鋒, 李文俊, 謝晶, 等. 兩種噴嘴結(jié)構(gòu)對(duì)沖擊式速凍機(jī)流場及換熱特征的影響[J]. 食品與機(jī)械, 2017, 33(12): 80-85, 90.

[10] VIKAS K, AI P W, SOHAN B. A 3-D computational fluid dynamics model for forced air cooling of eggs placed in trays[J]. Journal of Food Engineering, 2012, 108(3): 480-492.