顧翰文 謝 晶 王金鋒

(1.上海水產(chǎn)品加工及貯藏工程技術(shù)研究中心，上海 201306；2.上海冷鏈裝備性能與節(jié)能評價專業(yè)技術(shù)服務(wù)平臺，上海 201306；3.食品科學(xué)與工程國家級實驗教學(xué)示范中心﹝上海海洋大學(xué)﹞，上海 201306；4.食品學(xué)院上海海洋大學(xué)，上海 201306)

對于食品凍結(jié)而言，不僅需要做到凍結(jié)速度快、凍結(jié)均勻，還需要使食品的干耗小、損耗少、能耗低。這就要求上下沖擊式速凍機(jī)在盡可能短的時間內(nèi)完成氣流與食品的換熱，并且保證其噴嘴出口風(fēng)速的均勻性以期能使食品均勻換熱。在進(jìn)入速凍機(jī)的空氣質(zhì)量流量相同的情況下，改變送風(fēng)結(jié)構(gòu)是一種比較經(jīng)濟(jì)有效的提高速凍機(jī)換熱的方式[1]。Maghrabie等[2]對橫流中沖擊射流的傳熱及壓降進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)壓力會隨著射流位置的變化而變化，局部努塞爾特數(shù)的不規(guī)則分布會隨著雷諾數(shù)的增加而趨于穩(wěn)定，沖擊射流目標(biāo)表面上游的平均努塞爾特數(shù)會隨著雷諾數(shù)的增加而增加，下游卻截然相反。Penumadu等[3]發(fā)現(xiàn)過高的橫流速度會影響沖擊射流的下游傳熱且會導(dǎo)致下游射流的震蕩，而努塞爾特數(shù)的非單調(diào)變化是由橫流與射流共同引起的。Lavisse等[4]研究了低流量、低射流速度的沖擊射流對換熱特性的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)流量為5 L/min、流速低于風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速的20%時，流體的換熱效率降低；并且，當(dāng)流速提高時，流體的換熱系數(shù)會隨之增加，直到流速達(dá)到風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速的70%時達(dá)到最大值。這說明了風(fēng)機(jī)、壓力、流速、換熱四者是一種逐次影響的關(guān)系。由于沖擊射流在沖擊目標(biāo)面時流體處于湍流階段，所以研究該階段的流場就具有很重要的意義。Giachetti等[5]研究了合成射流在橫流構(gòu)型的強(qiáng)化傳熱問題，發(fā)現(xiàn)平均努塞爾特數(shù)大幅度增加，且該動力學(xué)特性有利于湍流。風(fēng)速的均勻性對食品的換熱至關(guān)重要，即風(fēng)速的均勻性會影響換熱均勻度，是衡量換熱的重要指標(biāo)[6-7]。若食品在凍結(jié)過程中受冷不均勻，會直接影響凍結(jié)時間和凍品品質(zhì)[8-9]。

多數(shù)研究[10-11]著重于射流位置、結(jié)構(gòu)對流場的影響而忽視了外部條件即入口壓力對于流場的影響。本研究擬以條縫型噴嘴結(jié)構(gòu)的上下沖擊式速凍機(jī)為試驗和模擬對象，將所測定的上下沖擊式速凍機(jī)噴嘴的出口風(fēng)速與模擬的出口風(fēng)速作對比，在兩者一致性的基礎(chǔ)上進(jìn)一步模擬上下沖擊式速凍機(jī)的換熱特性，從而得到該類速凍機(jī)最優(yōu)的噴嘴尺寸與入口壓力，以期為后續(xù)速凍機(jī)的優(yōu)化設(shè)計提供理論依據(jù)。

1 數(shù)值模擬

1.1 物理模型

上下沖擊式速凍機(jī)的原理是利用離心式風(fēng)機(jī)將一部分氣流從V型條縫噴嘴的上方吹入，使得氣流與鋼帶上的凍品進(jìn)行換熱，另一部分氣流從鋼帶下方進(jìn)入完成換熱，最后氣流從速凍機(jī)出口處吹出且在風(fēng)機(jī)的作用下經(jīng)過蒸發(fā)器降溫并完成循環(huán)[12]。

圖1(a)～(c)分別為3種不同尺寸的V型條縫噴嘴的物理模型，由于速凍機(jī)模型過于龐大，為降低計算難度，考慮到設(shè)備流場的對稱性，因而取整體模型的1/12進(jìn)行模擬計算。

圖1 速凍機(jī)噴嘴類型與尺寸Figure 1 Type and size of nozzle for quick freezer

圖1中條縫噴嘴的總高度為H、上高度S、下高度為X、上寬度為K、出口寬度為Z、相鄰噴嘴間距離為D、開口角度為θ、噴嘴與鋼帶表面距離為Y。圖1(a)、(b)中噴嘴上部分與噴嘴出口連接處無圓角，圖1(c)中噴嘴上部分與噴嘴出口連接處的圓角為Rc，具體參數(shù)如表1所示。

1.2 計算模型區(qū)域及邊界條件的選取

首先分別選取3種V型條縫噴嘴、鋼帶及整個靜壓腔體作為計算區(qū)域，對其做網(wǎng)格加密處理[13-14]。之后將網(wǎng)格導(dǎo)入Fluent作邊界條件設(shè)置，條件如下：

(1)計算區(qū)域內(nèi)流體均為氣體且不可壓縮[15]，靜壓腔入口、出口均分別設(shè)為壓力入口及壓力出口。對稱面作對稱邊界設(shè)置，其余部分均設(shè)立為墻體(墻體處氣體流速為0 m/s)。

表1 條縫噴嘴參數(shù)Table 1 Size parameters of slit nozzle

(2)靜壓腔與噴嘴接觸處熱流密度q=0 W/m2[16-17]。

(3)對不同尺寸噴嘴的計算區(qū)域的壓力入口與出口均設(shè)立溫度條件。

由于工業(yè)化設(shè)備現(xiàn)場測試條件的限制，為了既能研究不同入口壓力對流場換熱特性的影響，也能進(jìn)行同一壓力下不同噴嘴之間的比較，對條縫噴嘴T0的入口壓力分別設(shè)定為190，170 Pa，條縫噴嘴T1的入口壓力分別為170，160 Pa，條縫噴嘴T2選取了190 Pa進(jìn)行了模擬與試驗。其他邊界條件：入口溫度228 K、出口壓力0 Pa、出口溫度233 K、鋼帶表面溫度223 K。

1.3 V型噴嘴換熱的不均勻度定義

(1)

式中：

η——換熱不均勻度，%；

Numax——鋼帶表面最大努塞爾特數(shù)；

Numin——鋼帶表面最小努塞爾特數(shù)。

2 試驗驗證

2.1 試驗器材

德圖空氣差壓儀：TESTO-510型，德國儀器國際貿(mào)易(上海)有限公司；

多點風(fēng)速儀：SYSTEM MODEL 1560型，德國儀器國際貿(mào)易(上海)有限公司；

風(fēng)速探頭：0965-00/01型，日本KANOMAX公司；

電能綜合測試儀：HSDZC型，上海徐吉電器有限公司。

2.2 試驗方法

首先，通過在長、寬、高為4 000 mm×1 500 mm×3 000 mm 的速凍機(jī)內(nèi)部配上V型條縫噴嘴T0，再在鋼帶表面沿速凍機(jī)寬度方向每隔150 mm布置風(fēng)速測量點。由于出風(fēng)口有3組，所以沿速凍機(jī)長度方向布置3組風(fēng)速探頭。當(dāng)速凍機(jī)內(nèi)的風(fēng)機(jī)鼓風(fēng)時，通過風(fēng)速探頭所連接的多點風(fēng)速儀每間隔10 s記錄1次噴嘴出口風(fēng)速，記錄10次得出條縫噴嘴一個位置的出口風(fēng)速[20]。之后迅速改變測試位置測量下一位置的風(fēng)速。當(dāng)?shù)贸鏊形恢玫脑囼灁?shù)據(jù)后，將其與模擬值作對比。如表2所示，模擬值與試驗值的誤差絕對值均在20%之內(nèi)[21]，說明了該模型及計算的可信性。由此，后續(xù)可依托該模型模擬出鋼帶上方10 mm處的橫流及鋼帶表面換熱特性的變化[22]。

表2 速凍機(jī)條縫噴嘴出口風(fēng)速Table 2 Exit velocity of slot nozzle for quick freezer

3 流場數(shù)值模擬的結(jié)果與討論

3.1 V型條縫噴嘴的出口風(fēng)速對流場換熱特性的影響

在上述對比中所驗證的模型基礎(chǔ)上，進(jìn)一步通過數(shù)值模擬研究速凍機(jī)內(nèi)部流場及換熱特性的變化。通過設(shè)置入口溫度Tin=228 K，出口壓力Pout=0 Pa，出口溫度Tout=233 K，鋼帶表面溫度Tgd=223 K，針對不同噴嘴設(shè)置不同入口壓力可以得到如圖2～5所示的不同流場指標(biāo)的變化情況。圖2對比了條縫噴嘴T0與T1、T2在不同入口壓力下的出口風(fēng)速變化。由圖2可見，對于條縫噴嘴T0、T1、T2來說，出口風(fēng)速呈整體下降趨勢，原因是在各自入口壓力條件下從速凍機(jī)出風(fēng)口(X=0 mm)到速凍機(jī)中心(X=750 mm)處流動阻力是不斷增加的，越靠近出風(fēng)口處，噴嘴入口與噴嘴出口的壓差越大，氣流受到的擾動越小。反之，在靠近速凍機(jī)中心位置，噴嘴入口與噴嘴出口的壓差很小，使得傳遞給氣流的“動力”很小，這就會造成速度的減弱。條縫噴嘴T0在190 Pa時的出口風(fēng)速比在170 Pa時的高，條縫噴嘴T1在170 Pa時的出口風(fēng)速比在160 Pa時的高，這是因為條縫噴嘴T0與T1相比，即使噴嘴的下高度變大所帶來的氣流流通速度的損失也遠(yuǎn)遠(yuǎn)不能抵消高入口壓力所提供的“動力”，Matteo等[23]的研究說明了壓力會造成流體的加速度增加，使得流體快速沖擊目標(biāo)表面，這兩者具有一致性。但顯然只有條縫噴嘴T0在高壓條件下出口風(fēng)速的波動范圍最小，不均勻度最小，說明使用條縫噴嘴T0能夠更加全面地對食品換熱。在同為190 Pa時，條縫噴嘴T0與T2相比，T2的上下噴嘴連接處的圓角增大了氣流的接觸面積，導(dǎo)致一部分氣流流速損失，所以沿著速凍機(jī)寬度方向上出口風(fēng)速不如T0。在同為170 Pa時，條縫噴嘴T0與T1相比，噴嘴下高度變大減少了氣流的混合，使垂直沖擊鋼帶表面的氣流得到加強(qiáng)?？傊谑称匪賰龇矫?，噴嘴的出口風(fēng)速越高對快速完成食品換熱會起到的影響越大[24]。即食品的中心溫度可以快速達(dá)到-18 ℃[25]，所以條縫噴嘴T0在入口壓力為190 Pa時更加有利于提高速凍機(jī)的效率。

圖2 條縫噴嘴出口風(fēng)速Figure 2 Outlet velocity of slit nozzle

3.2 V型條縫噴嘴的橫流風(fēng)速對流場換熱特性的影響

橫流方向的風(fēng)速是影響氣流與鋼帶表面換熱的重要因素之一[26]，當(dāng)氣流與鋼帶表面的食品進(jìn)行換熱時，由于來自速凍機(jī)中心處混合氣流的積聚，導(dǎo)致了射流區(qū)域的變化，進(jìn)而減弱了風(fēng)速，所以對于橫流的研究顯得至關(guān)重要[27]。以蝦仁為試驗對象，通過測量蝦仁的高度一般為10 mm左右。圖3顯示了鋼帶表面上方10 mm處X方向的風(fēng)速沿著速凍機(jī)寬度方向距離的變化。由圖3可知，3種條縫噴嘴整體的橫流風(fēng)速呈下降趨勢。這是因為靠近速凍機(jī)中心位置(X=750 mm)處，氣流還未得到充分積聚。從同一種噴嘴、不同入口壓力條件方面來看，條縫噴嘴T0在190 Pa時的橫流風(fēng)速與在170 Pa時的橫流風(fēng)速相差不大；條縫噴嘴T1在170 Pa時的橫流風(fēng)速卻比在160 Pa時的高。原因是對于條縫噴嘴T0，壓力梯度較小不會對橫流產(chǎn)生較大影響；對于條縫噴嘴T1，過小的噴嘴下高度加劇了噴嘴之間氣流的擾動。而同樣在190 Pa時，條縫噴嘴T2的橫流風(fēng)速比T1的小，因為T2的圓角在橫流方向上起到了導(dǎo)流的作用，加快了橫流的流通。但無論是哪一種條縫噴嘴類型，在不同的壓力條件下均不會達(dá)到使凍品被吹離鋼帶表面的風(fēng)速，這確保了速凍機(jī)安全穩(wěn)定的運行。這是因為噴嘴與鋼帶表面的距離相較于凍品本身高度足夠遠(yuǎn)(3種條縫噴嘴與鋼帶距離均為70 mm)，大大削弱了橫流對于凍品的影響?？傊畻l縫噴嘴T2雖然在入口壓力為190 Pa時的橫流風(fēng)速最小，但是為了削弱橫流對于流場換熱影響的同時保證最大的換熱效率，在入口壓力為190 Pa條件下的條縫噴嘴T0顯然是最佳的選擇。

圖3 鋼帶表面上方10 mm處X方向風(fēng)速Figure 3 X direction velocity at 10 mm above steel strip

3.3 V型噴嘴鋼帶表面平均及局部換熱特性

以努塞爾特數(shù)來體現(xiàn)氣流組織對物體的換熱是最常用的方法[28]，即在本研究中使用努塞爾特數(shù)來衡量鋼帶表面上凍品與氣流的換熱特性，圖4、5分別顯示了3種條縫噴嘴在不同壓力條件下鋼帶表面局部努塞爾特數(shù)沿速凍機(jī)寬度方向的變化情況和鋼帶表面平均努塞爾特數(shù)分布情況。由圖4可知，3種條縫噴嘴類型下的局部努塞爾特數(shù)均呈波浪狀分布，造成這種分布的原因是：V型條縫噴嘴的特殊性，由于兩邊噴嘴截面的約束性導(dǎo)致氣流受到了削弱，使得噴嘴與噴嘴之間的氣流不能很好地完成與凍品的換熱，而噴嘴正下方的氣流能垂直沖擊鋼帶表面，所以局部努塞爾特數(shù)波狀分布，但條縫噴嘴T1的峰值位置發(fā)生了移動，這是因為在入口壓力及橫流的共同作用下，即使是與同樣無圓角的相似噴嘴類型T0相比，也會在同樣的氣流換熱位置發(fā)生不同的換熱情況；并且，同一種條縫噴嘴下的不同壓力使局部努塞爾特數(shù)不同，壓力越高，局部努塞爾特數(shù)越高，說明入口壓力對局部努塞爾特數(shù)起到了決定性作用。另外，通過對3種條縫噴嘴平均努塞爾特數(shù)的計算發(fā)現(xiàn)：條縫噴嘴T0與T1在平均換熱的強(qiáng)度差距可以忽略不計。綜上所述，在局部換熱強(qiáng)度方面，條縫噴嘴T1在入口壓力為170 Pa 時比T0在190 Pa 時略好。而在平均換熱強(qiáng)度方面，條縫T0與T1均適合上下沖擊式速凍機(jī)。

3.4 V型噴嘴換熱的不均勻度

通過數(shù)值模擬得出最大努塞爾特數(shù)、最小努塞爾特數(shù)及平均努塞爾特數(shù)，并結(jié)合式(1)得出：當(dāng)入口壓力分別為190，170，190 Pa時，條縫噴嘴T0與T1、T2換熱的不均勻度分別為6.76%，13.57%，10.66%，當(dāng)入口壓力分別為170，160 Pa時，條縫噴嘴T0與T1換熱的不均勻度分別為7.30%，11.48%。從研究結(jié)果可以看出在換熱不均勻度方面，T0的換熱不均勻度最小，說明條縫噴嘴T0在入口壓力為190 Pa時最適合上下沖擊式速凍機(jī)。

圖4 鋼帶表面局部努塞爾特數(shù)Figure 4 The local nusselt number on the surface of steel strip

4 結(jié)論

本試驗以上下沖擊式速凍機(jī)為研究對象，對比了3種不同類型的條縫噴嘴在不同壓力條件下的流場及換熱特性的變化，并在此基礎(chǔ)上得出了適合上下沖擊式速凍機(jī)的條縫噴嘴類型及壓力條件。

(1)同一種噴嘴類型不同的壓力條件：條縫噴嘴T0與T1在入口壓力越高時的出口風(fēng)速越高，不均勻度越低，局部換熱強(qiáng)度越高，平均換熱強(qiáng)度也越高。但對于條縫噴嘴T0，橫流風(fēng)速卻相差不大，條縫噴嘴T1在高入口壓力下的橫流風(fēng)速比低入口壓力下的橫流風(fēng)速明顯要高。

圖5 鋼帶表面平均努塞爾特數(shù)Figure 5 The average nusselt number on the surface of steel strip

(2)條縫噴嘴T0在入口壓力為190 Pa時的出口風(fēng)速比條縫噴嘴T2在入口壓力為190 Pa時的要高，風(fēng)速不均勻度要小，局部及平均換熱強(qiáng)度均要大。條縫噴嘴T0在入口壓力為170 Pa時的出口風(fēng)速比條縫噴嘴T1在入口壓力為170 Pa時的高，風(fēng)速不均勻度要小，局部換熱強(qiáng)度要小、平均換熱強(qiáng)度相差不大。

(3)由于3種噴嘴結(jié)構(gòu)下的橫流風(fēng)速均滿足速凍機(jī)安全穩(wěn)定運行的條件，所以雖然條縫噴嘴T2的橫流風(fēng)速與T0、T1的橫流風(fēng)速相比較小。但相對于整體風(fēng)速來說，橫流對于換熱的影響微不足道。

綜合上述單一換熱指標(biāo)所推薦的不同條縫噴嘴及入口壓力方案，條縫噴嘴T0可以在滿足最大出口風(fēng)速、最大平均換熱強(qiáng)度、最好均勻性的同時有相對較好的局部換熱強(qiáng)度。因而推薦T0為在入口壓力為190 Pa時作為上下沖擊式速凍機(jī)優(yōu)選的噴嘴設(shè)計。

本試驗雖然對上下沖擊式速凍機(jī)的流場及換熱特性起到了一定的優(yōu)化作用，但是依然存在能耗較高的問題，未來可以在靜壓腔內(nèi)部增設(shè)導(dǎo)流板或從風(fēng)機(jī)角度繼續(xù)深入研究減少能耗的方法。