V型條縫噴嘴切割比對速凍機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華楊曉燕

(1. 上海海洋大學食品學院，上海 201306；2. 農業部冷庫及制冷設備質量監督檢驗測試中心，上海 201306；3. 上海冷鏈裝備性能與節能評價專業技術服務平臺，上海 201306；4. 食品科學與工程國家級實驗教學示范中心﹝上海海洋大學﹞，上海 201306；5. 上海水產品加工及貯藏工程技術研究中心，上海 201306；6. 南通四方冷鏈裝備股份有限公司，江蘇 南通 226371)

在強化傳熱、傳質領域，采用噴嘴沖擊式射流能在靶向區域換熱表面產生較高的熱傳遞系數，而影響噴嘴下方沖擊板面換熱強度的主要因素是噴嘴到沖擊板面方向上的軸向速度。這種高效的傳熱機理主要應用于紡織、造紙、冶金、食品干燥、食品速凍等領域[1-2]。

該類設備的設計通常將多個噴嘴按照一定的排列方式組合起來形成多重沖擊的結構，以實現在較大范圍內的沖擊表面獲得均勻一致的換熱系數[3]；然而，在實際工作過程中，目標板面的換熱強度存在差異性，這種差異性主要受以下幾個因素影響：① 橫流效應[3-5]；② 噴嘴與目標板面之間的距離[5-7]；③ 目標板面的粗糙度[6]。Makatar等[3]通過使用熱顯色液晶技術對沖擊表面溫度分布進行可視化處理，同時采用油膜技術實現沖擊表面流場可視化，研究發現，沿橫流方向，橫流效應逐漸增強，在橫流作用下努塞爾數(Nusselt number, Nu)峰值從噴嘴正下方往橫流下游方向移動，并且努塞爾數峰值隨橫流速度上升而增加。Bernhard等[4]研究了3種不同等級的橫流效應對目標板面換熱性能的影響，結果表明橫流效應越弱，目標板面平均換熱系數越高。Sebastian等[6]研究了沖擊射流在帶肋凸起的目標板面的換熱特性，結果表明在帶肋凸起的目標板面平均Nu數大于平直板面，且在帶肋凸起的目標板面滯止點范圍小于平直板面，其Nu數峰值大于平直目標板面的。Katti等[8]研究了噴嘴直徑與目標板面間距d、2d和3d(d為噴嘴直徑)對板面換熱性能的影響，研究表明，沿橫流方向努塞爾數在目標板面相鄰滯止點之間呈波狀分布，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時最大，波的衰減是由于沿橫流方向流體質量流量不斷累積使橫流效應增強。

本研究以沖擊式速凍機V型條縫噴嘴為對象，擬解決沿速凍機寬度方向上鋼帶表面換熱系數均勻性的問題；通過調節速凍機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的均勻性，使速凍食品加工結束到達出料口時，凍品溫度趨于一致。

1 數值模擬

1.1 建立數值模型

單個V型條縫噴嘴結構及其參數詳見文獻[9]。本試驗模擬研究了傳統V型條縫噴嘴和改變噴嘴結構參數——調整切割比Ψ(V型條縫噴嘴喉部區域，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寬度方向鋼帶表面換熱均勻性問題。圖1(a)為優化V型條縫噴嘴三維結構模型，圖1(b) 為噴嘴結構二維示意圖，其中通過改變T，實現切割比調節。

1.2 數值模型條件設置

速凍機的流動介質為空氣，模擬過程中假設：

(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]。

數值模擬過程中采用連續性方程、動量方程和能量方程聯合求解，選擇的計算模型設置為：

(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) 計算模型與速凍機整體毗鄰部分做鏡像邊界設置[9]。

(3) 選擇k-ε湍流模型、SIMPLE算法及二階迎風格式[10]。

2 結果與討論

2.1 切割比對鋼帶表面換熱特性的影響

如圖2、3所示，當Hs(鋼帶與條縫出口間距H與條縫寬度S之比)=2時，不同切割比Ψ在鋼帶表面的換熱強度呈現非一致性；當Ψ=0.00時，即傳統未切割V型噴嘴結構，沿鋼帶縱向方向(X方向)，鋼帶表面換熱強度呈現較大差異性，在橫流下游鋼帶表面Nu數明顯高于橫流上游；隨著切割比Ψ增加，橫流上游Nu數與下游之間的差異性逐漸降低，當Ψ超過臨界切割比Ψ0(沿X方向鋼帶表面Nu數不均勻度趨于0，即沿此方向鋼帶表面換熱均勻)=0.33時，橫流下游Nu數低于上游，并隨著Ψ增大，兩者差異性再次增加。分析上述現象：當噴嘴與鋼帶表面間距較小時，沿橫流方向氣流流通截面積較小，此時氣流沿橫流方向流動沿程阻力較大，因此沿速凍機寬度方向，靠近回風口處靜壓腔與噴嘴出口壓差較大，流體傳輸動力較強，噴嘴射流速度較高，對應的鋼帶表面Nu數較高，反之在速凍機中心Nu數較低；因此，當Ψ=0.00時，沿橫流方向，噴嘴出口與鋼帶間距保持不變，此時沿橫流方向鋼帶表面換熱系數存在明顯差異性；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，此時鋼帶表面換熱系數隨之降低，并且當Ψ超過臨界值后，靠近回風口側鋼帶表面Nu數低于速凍機中心處鋼帶表面的。綜上所述，當噴嘴出口與鋼帶間距發生改變時，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數分布

2.2 Hs對鋼帶表面換熱不均勻性的影響

調節噴嘴與鋼帶間距H，可實現對不同凍品尺寸的生產需求。本試驗討論了不同Hs與切割比Ψ時噴嘴正下方鋼帶表面換熱特性，見圖4。結果表明：在相同Hs，不同切割比Ψ下，X/S=150(其中：X為橫坐標，S為噴嘴寬度，S=5 mm)即速凍機寬度方向中心，鋼帶表面換熱強度差異性較小；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數呈下降趨勢。另一方面，隨著Hs增加，鋼帶表面Nu數逐漸降低，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

通過對上述數據進一步分析發現，當Ψ=0時，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Hs>10時，隨著切割比Ψ增加，在X/S=150處鋼帶表面換熱強度大于X/S=0處的，即速凍機中心鋼帶表面換熱能力強于鋼帶兩側。這是因為，隨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，此時噴嘴出口流速相當，因此流體拓展到鋼帶表面的能力趨于相同，鋼帶表面Nu數分布較為均勻；另一方面，隨著Ψ增加，從速凍機中心往鋼帶兩側移動過程中，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數小于X/S=150處。因此，當Hs>10時，繼續增大切割比，不僅不利于降低鋼帶表面換熱差異性而且還將導致速凍機凍結速率下降。

為了更加直觀地描述沿X方向，噴嘴正下方鋼帶表面Nu數的分布情況，本試驗通過引入X/S=0與X/S=150處Nu數極值之差進行差異性描述。如圖6所示，當切割比Ψ=0 時，在Hs=2處，沿X方向，Nu數分布差異性最大，其極差值達到93；隨著Hs增加，極差值逐漸降低，并逐漸趨于0，這意味著當Ψ=0時，X/S=0處換熱強度始終大于X/S=150處；隨著Ψ值增加，X/S=0與X/S=150處Nu數極值之差呈現明顯下降趨勢，當切割比Ψ突破臨界切割比Ψ0時，極差出現負增長趨勢，即在X/S=0處表面Nu數低于X/S=150處。通過數據分析不難發現隨著Hs增加臨界Ψ0逐漸降低，見圖7；當噴嘴與鋼帶間距一定時，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，呈現先增大后減小的趨勢，并在Hs=4附近，Ψ0達到峰值，其原因在于：當Hs<4時，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域，氣流在鋼帶表面進行附壁流動，鋼帶表面的換熱速率十分劇烈，此時Hs的細微變化對鋼帶表面換熱效果影響較大；因此，當Hs=2時，隨著Ψ增加，X/S=0處鋼帶表面Nu數迅速降低，并達到臨界Ψ0；另一方面，隨著Hs增加，鋼帶表面換熱強度降低，因此需要將Ψ調節到較大值使鋼帶表面換熱差異性降低，當Hs=4時Ψ0達到峰值(0.95)；當410之后，調整切割比Ψ對凍結區域換熱表面將造成不利影響。

3 結論

本試驗以V型條縫噴嘴為研究對象，探索了在不同切割比下，改變噴嘴與鋼帶表面間距H對速凍機凍結區域表面換熱特性的影響。得到以下結論：

(1) 當Hs<10，Ψ=0(即傳統V型條縫噴嘴結構)時，沿X方向鋼帶表面換熱強度存在明顯差異性，即X/S=0處鋼帶表面Nu數明顯大于X/S=150處的。

Ψ=0

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

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

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

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