不同結(jié)構(gòu)的條縫噴嘴對(duì)沖擊射流換熱的影響

(上海海洋大學(xué)食品學(xué)院 上海水產(chǎn)品加工及貯藏工程技術(shù)研究中心 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)

隨著新型商務(wù)模式“新零售”不斷深入人心，人們對(duì)冷鏈物流技術(shù)的要求越來(lái)越高，如何在生產(chǎn)、運(yùn)輸、儲(chǔ)藏和銷售等各個(gè)環(huán)節(jié)保持良好的食品品質(zhì)，成為許多企業(yè)關(guān)注的焦點(diǎn)。食品速凍技術(shù)通過(guò)低溫環(huán)境使食品在最短時(shí)間內(nèi)通過(guò)-5～-1 ℃的最大冰晶生成帶，食品中心溫度迅速降至-18 ℃以下[1]，維持食品品質(zhì)，降低食品損耗，具有保持食品健康、方便、衛(wèi)生等優(yōu)點(diǎn)[2]，因此速凍設(shè)備被廣泛的開(kāi)發(fā)和利用。

沖擊式速凍技術(shù)利用高速射流沖擊凍品表面，加快了凍品與低溫環(huán)境的傳熱速率，減少了凍結(jié)時(shí)間，是目前較為領(lǐng)先的速凍技術(shù)[3-4]。S. Sundsten等[5]在相同條件下利用3種不同的速凍技術(shù)，對(duì)重量均為80 g、厚度均為10 mm的漢堡包分別進(jìn)行速凍實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)螺旋速凍技術(shù)需要1 320 s才能使?jié)h堡包的溫度從4 ℃降至-18 ℃，液氮速凍技術(shù)也需要330 s才能使?jié)h堡包達(dá)到凍結(jié)要求，但沖擊式速凍技術(shù)僅需要160 s即可使?jié)h堡包達(dá)到凍結(jié)要求。S. Sundsten等[5]也對(duì)不同速凍技術(shù)凍結(jié)完的漢堡包進(jìn)行了失重率的測(cè)定，發(fā)現(xiàn)利用沖擊式速凍技術(shù)凍結(jié)后的漢堡包失重率僅為0.4%，是其他速凍技術(shù)的三分之一。提高速凍機(jī)出口風(fēng)速和降低出風(fēng)溫度是優(yōu)化沖擊式速凍技術(shù)的兩大思路[6]，考慮到能耗問(wèn)題，多數(shù)學(xué)者把研究焦點(diǎn)對(duì)準(zhǔn)出口風(fēng)速，通過(guò)改變?cè)O(shè)備結(jié)構(gòu)來(lái)提高風(fēng)速、Nu和流場(chǎng)均勻度[7]。王金鋒等[8-10]對(duì)比了V型條縫噴嘴和平直條縫孔板對(duì)速凍機(jī)出風(fēng)情況的影響，研究發(fā)現(xiàn)V型條縫噴嘴的出口流場(chǎng)更加均勻，平均Nu更高，橫流方向上風(fēng)速較小，鋼帶上凍品換熱情況更好且不易被吹飛。因此，V型條縫噴嘴在一定程度上優(yōu)于平直條縫孔板，但V型條縫噴嘴不同的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)射流換熱的影響不明確。

本文研究了3種不同結(jié)構(gòu)的V型條縫噴嘴對(duì)沖擊式速凍設(shè)備換熱的影響，對(duì)比了在相同工況下不同結(jié)構(gòu)噴嘴的出風(fēng)速度和流場(chǎng)均勻性，并分析產(chǎn)生這種差異的原因，進(jìn)而優(yōu)化噴嘴結(jié)構(gòu)，減少速凍時(shí)間，提高速凍效率。

1 數(shù)值模擬

1.1 物理模型

沖擊式速凍設(shè)備由設(shè)備頂部的離心風(fēng)機(jī)將冷空氣吹進(jìn)靜壓箱，被壓入的冷空氣在靜壓箱內(nèi)蓄積。如圖1所示，靜壓箱內(nèi)的冷空氣通過(guò)位于鋼帶上方的V型條縫噴嘴形成沖擊射流，沖擊鋼帶表面進(jìn)行對(duì)流換熱，換熱后的冷空氣在風(fēng)壓作用下，從鋼帶兩邊出風(fēng)口排出并進(jìn)入蒸發(fā)器降溫。

實(shí)驗(yàn)中改變噴嘴延伸段長(zhǎng)度K以及噴嘴漸縮段與延伸段之間的夾角α，研究了3種不同結(jié)構(gòu)的V型條縫型噴嘴(見(jiàn)圖2)對(duì)沖擊射流的影響，對(duì)比了不同噴嘴出口風(fēng)速、流場(chǎng)均勻度和鋼帶表面平均Nu的大小。為減少數(shù)值模擬計(jì)算時(shí)間，計(jì)算時(shí)選取了沖擊式速凍設(shè)備模型的1/12，各個(gè)截面作對(duì)稱邊界處理。

圖1 沖擊式速凍設(shè)備內(nèi)空氣流動(dòng)

圖2 V型條縫噴嘴結(jié)構(gòu)

V型條縫噴嘴的結(jié)構(gòu)：噴嘴距鋼帶最大距離為V、噴嘴漸縮段與延伸段之間的夾角為α、噴嘴的條縫寬度為D、兩噴嘴間距為L(zhǎng)、噴嘴出口到鋼帶距離為H、噴嘴延伸段長(zhǎng)度為K，噴嘴與平板的夾角為β。3種V型條縫噴嘴的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 V型條縫噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)

1.2 數(shù)值模擬各項(xiàng)條件的設(shè)定

此次研究的數(shù)值模擬利用ICEM CFD軟件對(duì)目標(biāo)模型的各個(gè)面進(jìn)行定義，如圖3(a)所示，將進(jìn)風(fēng)口定義為“in”，將鋼帶定義為“gd”，將出風(fēng)口定義為“out”，其余各個(gè)對(duì)稱面定義為“對(duì)稱面1、對(duì)稱面2、對(duì)稱面3”，然后利用該軟件對(duì)目標(biāo)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖3(b)所示。由于3種噴嘴結(jié)構(gòu)不同，因此軟件對(duì)各模型細(xì)節(jié)處的網(wǎng)格劃分也略有不同，本次實(shí)驗(yàn)的3種噴嘴局部網(wǎng)格劃分如圖4所示。

圖3 目標(biāo)模型的網(wǎng)格劃分(單位：m)

圖4 3種噴嘴局部網(wǎng)格劃分

利用Fluent軟件對(duì)已經(jīng)劃分好網(wǎng)格的模型進(jìn)行數(shù)值模擬，在模型中流動(dòng)的介質(zhì)為空氣，為簡(jiǎn)化計(jì)算，假設(shè)空氣為不可壓縮的黏性流體且設(shè)備內(nèi)部壁面為絕熱壁面[11-12]，不與外界環(huán)境進(jìn)行熱交換。模擬時(shí)：1)采用連續(xù)性方程、Navier-Stokes方程(即動(dòng)量守恒方程)以及能量守恒方程共同求解[13]；2)采用進(jìn)口壓力pin作為入口邊界條件，提高模擬準(zhǔn)確性，由于實(shí)驗(yàn)設(shè)備受實(shí)際工作情況的限制，為了能進(jìn)行更好的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，將進(jìn)口壓力pin設(shè)定為170 Pa和190 Pa；3)采用出口壓力pout作為出口邊界條件，加快收斂速度，減少模擬計(jì)算時(shí)間；4)采用k-ε湍流模型和SIMPLE算法進(jìn)行計(jì)算。

3種不同結(jié)構(gòu)的條縫噴嘴的模擬邊界條件: 出口壓力pout=0 Pa;進(jìn)口溫度Tin=228 K;出口溫度Tout=233 K;鋼帶表面溫度Tgd=223 K;噴嘴a和噴嘴b進(jìn)口壓力pin均取170 Pa和190 Pa,噴嘴c進(jìn)口壓力取190 Pa。

2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備

在企業(yè)研制的長(zhǎng)×寬×高為4 000 mm×1 500 mm×3 000 mm板帶式高效鼓風(fēng)速凍裝置中，對(duì)上述3種不同結(jié)構(gòu)的條縫噴嘴以及對(duì)應(yīng)的邊界條件分別進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，以驗(yàn)證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。1)根據(jù)3種條縫噴嘴的結(jié)構(gòu)參數(shù)定制可以安裝在沖擊式速凍設(shè)備上的噴嘴鋼板；2)給設(shè)備分別安裝兩種不同型號(hào)的風(fēng)機(jī)，以提供不同的進(jìn)口壓力，保持和數(shù)值模擬邊界條件一致。3)利用TESTO-510型空氣差壓儀測(cè)量設(shè)備進(jìn)口壓力、利用KANOMAX6243型多點(diǎn)風(fēng)速儀測(cè)量噴嘴的出口風(fēng)速。

2.2 實(shí)驗(yàn)步驟

1)在沖擊式速凍設(shè)備上安裝進(jìn)口壓力為170 Pa的風(fēng)機(jī)A，將定制的條縫噴嘴a鋼板安裝速凍設(shè)備內(nèi)；檢查靜壓箱的密閉性，以保證實(shí)驗(yàn)的準(zhǔn)確性。

2)由于噴嘴鋼板寬1 500 mm，根據(jù)對(duì)稱性，將測(cè)試點(diǎn)布置在距離設(shè)備出風(fēng)口450 mm處的噴嘴出口位置；由于總長(zhǎng)3 000 mm的噴嘴鋼板由3塊1 000 mm相同的噴嘴鋼板組成，因此對(duì)每一塊噴嘴鋼板的中心出口風(fēng)速都進(jìn)行了上述的布點(diǎn)測(cè)試。

3)利用風(fēng)速儀支架將3組0965-00/01型風(fēng)速探頭固定在上述測(cè)試點(diǎn)的位置；運(yùn)行速凍設(shè)備，通過(guò)探頭連接的KANOMAX6243型多點(diǎn)風(fēng)速儀每10 s記錄一次數(shù)據(jù)，記錄10次后取平均值得到450 mm處的3個(gè)測(cè)試點(diǎn)風(fēng)速，再將3個(gè)測(cè)試點(diǎn)的風(fēng)速取平均值得到450 mm處的風(fēng)速。

4)測(cè)試完畢后，更換另一個(gè)結(jié)構(gòu)尺寸的噴嘴鋼板，以及更換進(jìn)口壓力為190 Pa的風(fēng)機(jī)B，重復(fù)步驟1)～3)。

5)將測(cè)試結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，計(jì)算相對(duì)誤差，驗(yàn)證模擬的準(zhǔn)確性。

3 結(jié)果與討論

3.1 數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性

表2所示為數(shù)值模擬計(jì)算得出的風(fēng)速和實(shí)驗(yàn)測(cè)得的風(fēng)速以及兩者相對(duì)誤差。數(shù)值模擬的平均風(fēng)速是利用Tecplot軟件，在模型上對(duì)中心條縫噴嘴取30個(gè)點(diǎn)，并對(duì)這30個(gè)點(diǎn)的出口風(fēng)速取平均值得到。通過(guò)對(duì)比可知，在不同進(jìn)口壓力條件下，各點(diǎn)風(fēng)速的測(cè)試值和模擬平均值的相對(duì)誤差均在0～10%的范圍內(nèi)，模擬誤差較小[14]。證明此次數(shù)值模擬模型和方法的準(zhǔn)確性。

圖6 兩種進(jìn)口壓力條件下V型條縫噴嘴出口風(fēng)速

表2 不同噴嘴出口風(fēng)速的相對(duì)誤差

3.2 K對(duì)沖擊射流換熱的影響

在數(shù)值模擬模型和方法正確的基礎(chǔ)上，對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行進(jìn)一步的分析。由表1可知，條縫噴嘴a與條縫噴嘴b在結(jié)構(gòu)上只有噴嘴延伸段長(zhǎng)度K一處不同，條縫噴嘴a的噴嘴延伸段長(zhǎng)度Ka=300 mm，條縫噴嘴b的噴嘴延伸段長(zhǎng)度Kb=100 mm，板間距與噴嘴直徑比(H/d)保持相同，即H/d=14，定義噴嘴出口到設(shè)備出口距離為x，如圖5所示。

圖5 噴嘴出口到設(shè)備出口的距離x(單位：mm)

圖6所示為兩種進(jìn)口壓力下V型條縫噴嘴出口風(fēng)速。由圖6可知，條縫噴嘴a各點(diǎn)的出口風(fēng)速Vxa均高于條縫噴嘴b各點(diǎn)的出口風(fēng)速Vxb，即K較大的噴嘴出口風(fēng)速較大；隨著x的不斷增大，兩種進(jìn)口壓力條件下的噴嘴a和b的出口風(fēng)速均減小，在條縫噴嘴中心達(dá)到噴嘴出口風(fēng)速的最小值。這是因?yàn)樵娇拷O(shè)備出口，噴嘴出口的壓差和沿程阻力越小，所以風(fēng)速越大；當(dāng)pin=170 Pa時(shí)，條縫噴嘴a、b的出口風(fēng)速極差分別為1.18 m/s和1.59 m/s；當(dāng)pin=190 Pa時(shí)，條縫噴嘴a、b的出口風(fēng)速極差分別為1.02 m/s和1.58 m/s。在兩種進(jìn)口壓力條件下，噴嘴a、b各自對(duì)應(yīng)的極差大小幾乎相同且噴嘴a的極差明顯小于噴嘴b的極差，出口風(fēng)速較為均勻，說(shuō)明進(jìn)口壓力對(duì)出口風(fēng)速的均勻度幾乎沒(méi)有影響，但K對(duì)出口風(fēng)速的均勻度有一定影響，條縫噴嘴b的出口風(fēng)速的下降速率更快。

橫流是影響沖擊式速凍設(shè)備凍結(jié)效率的重要因素之一，較大的橫流會(huì)影響設(shè)備的工作效率和能耗比[15-16]，以蝦仁為目標(biāo)凍品，假設(shè)蝦仁厚度為10 mm，取鋼帶上方10 mm處的橫流風(fēng)速進(jìn)行研究。發(fā)現(xiàn)條縫噴嘴a和b在橫流方向上風(fēng)速的變化趨勢(shì)與其出口風(fēng)速的變化趨勢(shì)基本一致，條縫噴嘴a的風(fēng)速均高于條縫噴嘴b的風(fēng)速，且隨著噴嘴出口到設(shè)備出口距離x的不斷增大而減小。圖7所示為兩種進(jìn)口壓力條件下V型條縫噴嘴橫流方向風(fēng)速。由圖7可知，在均勻度方面，橫流方向上風(fēng)速與出口風(fēng)速略有不同。在橫流方向上，當(dāng)pin=170 Pa時(shí)，條縫噴嘴a、b的風(fēng)速極差分別為1.93 m/s和1.40 m/s；當(dāng)pin=190 Pa時(shí)，條縫噴嘴a、b的風(fēng)速極差分別為1.88 m/s和1.44 m/s。在橫流方向上，噴嘴a、b各自對(duì)應(yīng)的極差大小同樣幾乎相同，但與出口風(fēng)速情況相反的是噴嘴a的極差明顯大于噴嘴b的極差，橫流方向風(fēng)速下降速率更快。這是因?yàn)闂l縫噴嘴a較長(zhǎng)的噴嘴延伸段形成的凹槽間隙給了橫流較大的緩沖區(qū)域，使橫流效果減弱更明顯，橫流方向上風(fēng)速也隨著凹槽的不斷增多，衰減越來(lái)越快[17]。

圖7 兩種進(jìn)口壓力條件下V型條縫噴嘴橫流方向風(fēng)速

努塞爾數(shù)(Nu)是表征流體與物體之間對(duì)流換熱強(qiáng)度的一個(gè)準(zhǔn)數(shù)，通常Nu越大對(duì)流換熱強(qiáng)度越大。圖8所示不同進(jìn)口壓力條件下兩種噴嘴的Nu分布。由圖8可知，當(dāng)pin=170 Pa時(shí)，條縫噴嘴a對(duì)應(yīng)的鋼帶表面平均Nu=220.72，條縫噴嘴b對(duì)應(yīng)的鋼帶表面平均Nu=228.60，比條縫噴嘴a平均Nu提高了3.5%；當(dāng)pin=190 Pa時(shí)，條縫噴嘴a對(duì)應(yīng)的鋼帶表面平均Nu=230.21，條縫噴嘴b對(duì)應(yīng)的鋼帶表面平均Nu=231.56，比條縫噴嘴a平均Nu提高了0.6%。由此可見(jiàn)，在pin為170 Pa和190 Pa兩種條件下，條縫噴嘴b的平均Nu均高于條縫噴嘴a的平均Nu，對(duì)流換熱強(qiáng)度更大，并且在pin=170 Pa時(shí)最明顯。根據(jù)最大努塞爾數(shù)-最小努塞爾數(shù)=極差，計(jì)算在170 Pa和190 Pa兩個(gè)進(jìn)口壓力條件下，條縫噴嘴a的極差分別為12.30和11.98，條縫噴嘴b的極差分別為20.03和24.20，條縫噴嘴a的換熱均勻度更好。

圖8 兩種進(jìn)口壓力條件下兩種噴嘴的Nu分布

綜上所述：V型條縫噴嘴延伸段長(zhǎng)度K影響鋼帶表面的換熱情況，在相同進(jìn)口壓力條件下，K較大的噴嘴出口風(fēng)速較大，換熱均勻度更好，但受橫流影響較大，導(dǎo)致鋼帶表面平均Nu較低，換熱效率較低。

3.3 α對(duì)沖擊射流換熱的影響

條縫噴嘴c在噴嘴漸縮段與延伸段之間的夾角α=155°，不同于噴嘴a和b的夾角165°。但條縫噴嘴c的K大小與條縫噴嘴b一致，即Kb=Kc=100 mm。為了能更加直觀的看出α對(duì)換熱情況的影響，并可與K的影響大小進(jìn)行對(duì)比，將3組條縫噴嘴的出口風(fēng)速、橫流方向風(fēng)速以及平均Nu同時(shí)進(jìn)行對(duì)比。圖9所示為當(dāng)入口壓力為190 Pa時(shí)，三種條縫噴嘴的出口風(fēng)速和橫流方向風(fēng)速隨出口距離的變化。

圖9 pin=190 Pa時(shí)，三種條縫噴嘴的出口風(fēng)速和橫流方向風(fēng)速隨出口距離的變化

由圖9(a)可知，條縫噴嘴c各點(diǎn)的出口風(fēng)速均高于條縫噴嘴b，但低于條縫噴嘴a，說(shuō)明α的改變對(duì)出口風(fēng)速的影響沒(méi)有K的影響明顯。這是因?yàn)棣凛^小導(dǎo)致噴嘴漸縮段開(kāi)口較大，漸縮區(qū)域面積較大，在一定程度上減少了噴嘴內(nèi)部氣流與噴嘴壁面的碰撞，減少了靜壓能的損耗，但沒(méi)有較長(zhǎng)噴嘴延伸段給予的壓力束縛[18]。當(dāng)pin=190 Pa時(shí)，條縫噴嘴c的最大出口風(fēng)速為15.85 m/s，最小出口風(fēng)速為14.03 m/s，出口風(fēng)速極差為1.82 m/s，大于條縫噴嘴a和條縫噴嘴b的出口風(fēng)速極差，出口風(fēng)速均勻度較差。因此，雖然α=155°時(shí)可以提高噴嘴各點(diǎn)出口風(fēng)速，但會(huì)降低出口風(fēng)速均勻度，流場(chǎng)波動(dòng)較大。

由圖9(b)可知，條縫噴嘴c在橫流方向上的風(fēng)速均低于條縫噴嘴a和b，橫流影響較小。當(dāng)pin=190 Pa時(shí)，條縫噴嘴c在橫流方向上的最大風(fēng)速為1.07 m/s，最小風(fēng)速為0.04 m/s，風(fēng)速極差為1.03 m/s，是3種噴嘴中橫流方向上風(fēng)速極差最小的，橫流方向上風(fēng)速較為均勻，波動(dòng)較小，橫流對(duì)鋼帶表面的對(duì)流換熱影響較小。

圖10所示為pin=190 Pa時(shí)，噴嘴c的Nu分布。由圖10可知，條縫噴嘴c的平均Nu=222.57，且極差為19.11，同條縫噴嘴a和b的數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn)，條縫噴嘴c的平均Nu最低，極差最大，換熱效果在3種噴嘴中最差。

圖10 當(dāng)進(jìn)口壓力為190 Pa時(shí)，噴嘴c的Nu分布

4 結(jié)論

本文以V型條縫噴嘴為研究對(duì)象，利用數(shù)值模擬結(jié)合實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證的方法對(duì)比了170 Pa和190 Pa兩種進(jìn)口壓力條件下，3種不同結(jié)構(gòu)的V型條縫噴嘴對(duì)沖擊式速凍設(shè)備換熱的影響，研究了噴嘴延伸段長(zhǎng)度K和噴嘴漸縮段與延伸段之間的夾角α對(duì)沖擊射流換熱的影響，得出如下結(jié)論：

1)進(jìn)口壓力對(duì)于V型條縫噴嘴出口風(fēng)速的均勻度幾乎沒(méi)有影響，但K的大小在一定程度上決定了出口風(fēng)速的均勻度，K較大的條縫噴嘴，出口風(fēng)速均勻度越好。

2)K較大的條縫噴嘴出口風(fēng)速較大，出口風(fēng)速較為均勻，隨著噴嘴出口到設(shè)備出口距離x的不斷增大，橫流方向上風(fēng)速下降速率更快，但鋼帶表面平均Nu較小，換熱強(qiáng)度略有降低。

3)較小的α可有效降低凍品表面橫流方向速度，并且橫流方向上風(fēng)速均勻度較高。

4)當(dāng)V型條縫的K=10 mm，α=165°時(shí)，平均Nu最高，對(duì)流換熱強(qiáng)度最大。

5)K較大的條縫噴嘴可以較好地提高出口風(fēng)速及均勻度。將α由165°改成155°，可以較好地降低橫流方向上風(fēng)速大小，并對(duì)橫流的變化起到較好的穩(wěn)定作用。