姜新波，郭晨昊，于丹丹

(東北林業(yè)大學 機電工程學院，哈爾濱 150040)

0 引言

單板干燥是膠合板生產中的一道重要工序，同時也是消耗能量最多的一道工序[1]。按照單板干燥的傳熱方式，主要分為對流式、接觸式、輻射式和復合式，其中對流式傳熱方式又分為干燥介質平行于單板流動換熱和干燥介質垂直射流沖擊單板換熱2種方式[2]。干燥介質垂直射流沖擊單板時，熱氣流的沖擊作用可以擾亂單板表面的邊界層，使換熱效果大大提高，從而實現(xiàn)快速干燥[3]。氣流垂直沖擊單板的換熱方式可通過噴氣式單板干燥機專用噴箱來實現(xiàn)。噴氣式單板干燥機所使用噴箱的噴嘴形式繁多，市場上噴箱常用的噴嘴形式為圓孔式噴口和圓形翻邊噴孔[4]。

沖擊射流換熱效果受到噴嘴形狀、換熱介質、噴嘴布置策略、噴射距離及靶材材質等多種因素影響[5-8]。王博滟等[9]對波瓣噴嘴沖擊平面進行了換熱特性研究，研究結果表明，在駐點區(qū)波瓣噴嘴射流的換熱能力弱于圓形噴嘴射流沖擊。謝晶等[10]為提高速凍機內部換熱強度和均勻性，對圓孔和圓漏斗噴嘴結構在鋼帶表面換熱特性進行探究，結果證明圓漏斗噴嘴的換熱均勻性要優(yōu)于圓孔噴嘴。唐嬋等[11]對單股脈沖射流沖擊平面進行了對流換熱特性實驗，確定了相對較優(yōu)的脈沖參數(shù)和射流沖擊間距比。周娜等[12]對圓形噴嘴沖擊鋼板冷卻進行仿真研究，得到噴嘴射流速度、噴嘴直徑和水溫等參數(shù)對換熱特性的影響。弓永軍等[13]針對自激振噴嘴結構尺寸對自激振脈沖射流的影響進行研究，研究結果顯示長徑比為0.3～0.4時，能夠產生較好的自激振脈沖射流。

目前，針對圓形翻邊噴孔沖擊單板的射流沖擊換熱相關研究尚十分缺乏，特別是圓形翻邊噴孔與常規(guī)圓孔相比，在射流與單板進行對流換熱的過程中是否具有顯著優(yōu)勢，仍需要進一步探究。因此，本文針對一個特定的圓孔翻邊噴孔，與普通圓孔式噴孔進行對比分析，探究高溫熱空氣射流流場分布，并研究射流噴距H、噴孔噴出端直徑d、射流速度v和射流溫度T對圓形翻邊噴孔射流沖擊單板換熱的影響。

1 噴箱工作原理及流場分布

2種主流噴氣式單板干燥機噴箱中使用的噴孔形式如圖1所示，分別為圓孔式噴孔和圓形翻邊噴孔。相較于結構簡單的圓孔式噴孔，圓形翻邊噴孔的弧線形翻邊結構能夠對流經氣流起到導流作用。為便于描述，下文將圓形翻邊噴孔簡稱為翻邊噴孔。

圖1 噴箱噴孔形式示意圖

圖2為噴氣式單板干燥機中所使用的專用噴箱，噴箱安置于單板上下兩側，對單板進行干燥時，高溫氣流由軸流風機經噴箱入口運送至噴箱腔體內，從噴口射出，垂直沖擊在單板表面，實現(xiàn)單板快速干燥。

圖2 采用翻邊噴孔的噴箱簡圖

噴箱噴孔射出的熱氣流屬于淹沒紊流射流，氣流流動特征如圖3所示，可大致將其分為自由射流區(qū)、滯止區(qū)和附壁射流區(qū)。

圖3 沖擊射流換熱流場示意圖

2 模型建立與求解器設置

2.1 計算模型建立

由單個翻邊噴孔和單板組成的沖擊對流換熱計算模型如圖4所示，初始計算域為空氣，射流介質為高溫熱空氣，射流從翻邊噴孔射出沖擊至圓形單板表面。根據(jù)要探究的傳熱影響因素，設定該模型主要幾何參數(shù)為噴距H、噴孔氣流進入端直徑D、噴孔噴出端直徑d。

圖4 計算模型示意圖

2.2 數(shù)學模型建立

經試驗驗證，與標準k-ω模型相比，SSTk-ω模型更適用于氣體沖擊射流仿真[14-16]，故在本研究中使用SSTk-ω模型進行數(shù)值模擬。

為了能夠更加準確地呈現(xiàn)仿真實驗的結果，本研究做出如下假設。

(1)噴孔噴出的流體為牛頓流體。

(2)由于熱空氣由噴孔噴出時速度較低，可將其視為不可壓縮的理想氣體。

(3)將噴箱壁面視為絕熱邊界，忽略其表面的傳熱損失。

(4)氣流進口處流速和溫度均勻。

(5)由于熱通量較大，因此在能量方程中，可以忽略黏性散熱。

根據(jù)仿真假設條件，采用不可壓縮等溫穩(wěn)態(tài)雷諾時均N-S方程。建立雙方程紊流封閉SSTk-ω控制方程組。

湍流動能控制方程：

Pkb-β′ρkω。

(1)

湍流動能耗散率控制方程：

(2)

式中：k為單位質量流體湍流動能；ω為湍流動能耗散率；F1為混合函數(shù)，其作用是完成k-ω模型到k-ε模型的過渡。

2.3 求解器設置

使用ICEM對計算模型進行幾何體創(chuàng)建，并進行非結構化網格劃分，針對射流速度變化明顯區(qū)域進行網格加密處理，以提高計算精度。在Workbench中將Fluent組件與ICEM聯(lián)結，打開Fluent軟件直接對網格進行求解器參數(shù)設置。

將仿真中的射流介質設置為空氣(Air)，如圖3所示，計算模型的邊界條件如下：噴孔的氣流入口端，采用速度入口(Velocity Inlet)，并設置為絕熱邊界條件，入口熱空氣溫度為453 K；噴箱外壁設置為墻壁(Wall)，采用無滑移壁面邊界條件，并設置為絕熱邊界；計算域氣流出口采用壓力出口(Pressure Outlet)，靜壓為101 325 Pa；單板表面設置為無滑移絕熱恒溫壁面(Wall)，設置壁面材料為木材(Wood)，壁面溫度為300 K，壁面厚度為2 mm。

由于模擬的流體為單相低速不可壓縮流體，故實驗中采用Fluent壓力基耦合穩(wěn)態(tài)求解器(COUPLE)對對流換熱模型進行穩(wěn)態(tài)數(shù)值計算。為提高收斂速度，需要對湍流動能方程、動量方程、耗散率方程和能量方程進行離散，本研究中使用QUICK格式進行離散。采用COUPLE方法對壓力速度進行耦合，對流項采用第二迎風格式進行解算，求解收斂的標準為：除能量方程以外各項殘差精度小于10-5,能量方程的殘差精度設置為10-7。

為驗證仿真方法的合理性，按照Katti等[17]所做的單圓孔空氣射流沖擊平板實驗參數(shù)進行仿真預實驗，仿真預實驗數(shù)據(jù)與真實實驗數(shù)據(jù)對比如圖5所示，從圖5中可仿真數(shù)據(jù)與實驗數(shù)據(jù)吻合度較高，因此仿真方法的合理性得到驗證。

圖5 仿真實驗與實體實驗努塞爾數(shù)分布對比圖

3 結果與分析

氣流速度可以很好地體現(xiàn)氣流的流動特性，當氣流的溫度一定時，氣流在單板表面的流動速度可以在一定程度上表征熱氣流與單板之間對流換熱效果，因此，本文通過得到熱氣流沖擊單板過程中的速度分布來研究熱氣流在與單板換熱時的流場分布。為能更直觀展示對流換熱系數(shù)的變化趨勢，以下圖片中的對流換熱系數(shù)均由其絕對值來表示。

3.1 2種噴孔結構換熱特性對比

單板干燥的熱氣流噴射速度一般不能小于15 m/s。為方便對比圓孔式噴孔和翻邊噴孔的對流換熱特性，實驗中設定圓孔式噴孔直徑d0與翻邊噴孔射流噴出端d相同，均為8 mm，設定圓孔式噴孔的氣流速度和翻邊噴孔射流噴出端的氣流速度均為15 m/s。但翻邊噴孔射流噴出端截面在計算域內部，無法直接設定該端面的速度，而為使翻邊噴孔射流噴出端平均速度也為15 m/s，本文經過預實驗，確定翻邊噴孔氣流噴入端速度為10 m/s，其他參數(shù)設置為：射流溫度T為453 K，噴距H為35 mm，壁面溫度為300 K，流域半徑為200 mm，翻邊噴孔氣流噴入端直徑D為16 mm，翻邊結構幾何曲線由特定曲線方程確定。

圖6為圓孔式噴孔和翻邊噴孔射流速度分布。噴箱噴孔射出的氣流屬于淹沒紊流射流，射流噴出噴孔后，噴孔周圍靜止介質混入射流邊界層內，隨著邊界層沿噴射方向逐漸擴大，相應的核心層逐漸縮小。由于射流在運動過程中將一部分動能傳遞給周圍空氣，因此射流速度減小。射流沖擊至單板表面時，在射流中心區(qū)域形成氣流滯止區(qū)，隨后氣流沿單板表面充分擴展，形成附壁射流。

圖6 圓孔式噴孔與翻邊噴孔速度分布對比

從射流噴出端開始，以7 mm為間隔距離，選取4個射流截面，利用計算流體力學仿真軟件Fluent得到射流在截面上沿徑向分布，規(guī)定射流速度方向為正方向，截面與射流出口端距離為射距h，射流噴出端h=0。如圖7和圖8所示，圓孔式噴孔噴出的射流在核心段軸線中心區(qū)域速度相對均勻，而對于翻邊噴孔，當射流噴出噴孔時，射流軸線中心區(qū)域的速度相較射流外層區(qū)域低。這是由于翻邊結構對氣流起到了導流集中的作用，氣流在翻邊結構壁面逐漸形成高流速層，而射流軸線中心區(qū)域速度相對較低。

圖7 圓孔式噴孔在各射距平面速度沿徑向分布

圖8 翻邊噴孔在各射距平面速度沿徑向分布

圖9為2種噴孔射流在單板表面對流換熱系數(shù)分布。對于圓孔噴孔，對流傳熱系數(shù)分布曲線在徑向距離為0處出現(xiàn)凹陷，這是由于圓孔式噴孔射流在噴出時速度較均勻，在沖擊區(qū)域形成了滯止區(qū)，邊界層速度較低，因此對流換熱效果較差。而對于翻邊噴孔，對流換熱系數(shù)分布曲線在中心處并沒有凹陷，這是由于翻邊噴孔射流的中心區(qū)域流速低于射流外圍區(qū)域，致使其中心區(qū)域氣流抵達單板時受到單板的反作用力也較小，滯止區(qū)的邊界層速度較高，因此射流中心處的對流換熱效果也更好。

圖9 2種噴孔射流在單板表面對流換熱系數(shù)沿徑向分布

3.2 射流噴距對換熱特性的影響

為研究噴距對對流換熱系數(shù)的影響，將噴距H分別設置為25、30、35、40 mm。其他參數(shù)設置為：噴孔氣流進口端速度v為12.5 m/s，射流溫度T為453 K，噴孔噴出端直徑d為8 mm，單板表面溫度為300 K，流域直徑為400 mm。

通常當射流噴出速度一定時，噴距越小，氣流在射流軸線方向上動量損失越小，抵達單板時的速度也就越大，因此，氣流在單板上的覆蓋圓直徑應隨著噴距的增加而減小。圖10為不同噴距下，射流的速度分布。氣流在單板上的覆蓋圓直徑隨著噴距的增加逐漸增大，在H=35 mm時，覆蓋圓直徑達到峰值，在此之后，隨著噴距的繼續(xù)增加，氣流在單板上的覆蓋圓直徑逐漸減小。由此可見，在本文所研究參數(shù)范圍內，氣流在單板上的覆蓋圓直徑和噴距并不存在單一負相關的關系。這是因為，當噴距非常小時，氣流受單板反作用力較大，而熱空氣的密度較小，在單板反作用力下，發(fā)生了氣流的噴濺，因此，射流在受到單板的阻礙時不能夠充分進入附壁射流區(qū)，這導致部分熱氣流并不能充分與單板接觸，造成了熱能的損失。圖11為不同噴距下，射流沿單板表面對流換熱系數(shù)分布。在距離射流軸線較近范圍內，對流換熱系數(shù)與噴距存在線性關系，隨著噴距的增加，對流換熱系數(shù)逐漸減小。但當H=25 mm與H= 30mm時，對流換熱系數(shù)在徑向距離約為120 mm處，快速減小，與其他對流換熱系數(shù)分布曲線相交，在徑向的對流換熱均勻性較差。而H=35 mm、H=40 mm時的對流換熱分布曲線變化平緩，其中H=35 mm時，能夠保證單板表面換熱均勻性較好的同時，對流換熱系數(shù)處在較高水平。

圖10 不同噴距下射流的速度分布

圖11 不同噴距下射流對流換熱系數(shù)沿單板表面分布

整體來說，噴距H為25～40 mm的范圍內，對流換熱系數(shù)與噴距并不存在線性關系。噴距過小時，因氣流噴濺現(xiàn)象，對流換熱系數(shù)在射流核心處較高，而在徑向方向上迅速減小。存在一個最優(yōu)噴距，此噴距可以使對流換熱系數(shù)整體較高的同時，保證在徑向的對流換熱均勻性。在本文所探究的參數(shù)范圍內，最佳噴距為H=35 mm左右。

3.3 噴孔噴出端直徑對換熱特性的影響

當氣流進口速度保持不變時，隨著直徑的增大，噴口所流經的氣流量也就越多。為探究翻邊噴孔的翻邊結構對氣流導流效果和對對流換熱系數(shù)分布的影響，在進行該組仿真實驗時，各實驗中翻邊結構的幾何尺寸不變，以翻邊噴孔射流噴出端直徑d為實驗變量，分別將射流噴出端直徑d設定為4、6、8、10 mm，其他參數(shù)設定為統(tǒng)一數(shù)值，參數(shù)設定為：噴孔氣流進口端速度v為12.5 m/s，射流溫度T為453 K，噴距H為35 mm，單板表面溫度為300 K，流域直徑為400 mm。

當取不同噴出端直徑時，射流的速度分布如圖12所示。當保持噴口的翻邊結構尺寸不變，改變噴孔氣流出口端直徑后，噴射氣流在單板表面的速度分布相似，但氣流噴出速度受到了影響。翻邊結構使d為4 mm的噴孔射流獲得了最大的噴出速度。由于噴口直徑越大，單位時間內流進的氣流量越大，氣流接觸到單板時對單板所造成的壓力也就越大，氣流受單板反作用力發(fā)生更大變形，所形成的氣流滯止區(qū)也就越大。

圖12 不同射流噴出端直徑下射流的速度分布

對于普通圓孔式噴孔，噴孔直徑的改變只會引起對流傳熱系數(shù)的數(shù)值改變，對流換熱系數(shù)在單板表面的分布趨勢應相似[18-19]，但由于翻邊噴孔的翻邊結構對氣流產生的導流作用，對流換熱系數(shù)的分布并不像普通圓孔式噴孔，在不同噴孔直徑的仿真實驗中，對流傳熱系數(shù)在徑向方向的速度變化有較大不同，對流傳熱系數(shù)分布曲線出現(xiàn)相交的情況，如圖13所示。

圖13 不同射流噴出端直徑下射流對流換熱系數(shù)沿單板表面分布

對于d=4 mm的噴孔，由于翻邊結構對氣流起到了集中的作用，使氣流噴出時獲得較大的噴射速度，氣流的熱量集中于核心段，這使得在射流軸線較近區(qū)域的對流換熱系數(shù)甚至高于氣流噴射量最大d=10 mm時噴孔的對流換熱系數(shù)，但隨著距軸線距離的增大，對流傳熱系數(shù)迅速減小，造成了與其他直徑的對流傳熱系數(shù)分布曲線的相交。對于d=6 mm的噴孔，其對流換熱系數(shù)分布曲線的變化趨勢與d=4 mm的噴孔相似，在射流軸線附近區(qū)域的對流換熱系數(shù)大于d=8 mm的噴孔，這與普通圓孔式噴孔不同。d=8 mm和d=10 mm的噴孔的對流換熱系數(shù)分布曲線走勢相似。當噴孔噴出端直徑d為4、6、8、10 mm時，其對應的對流換熱系數(shù)峰值分別為76.5、76.4、74.5、75.6 W/(m2·K)，與d并不存在正相關的關系，這是因為翻邊噴孔的翻邊結構對氣流起到了導流集中作用，因而對流換熱系數(shù)的峰值不再單一地隨噴孔直徑增加而增大。

3.4 射流速度對換熱特性的影響

分別將翻邊噴孔入口端氣流速度設置為10、12.5、15 m/s，其他參數(shù)設置為：射流噴出端直徑d為8 mm，射流溫度T為453 K，噴距H為35 mm，單板表面溫度為300 K，流域直徑為400 mm。當取不同射流速度時，氣流速度分布大致相同，如圖14所示。射流速度增大時，氣流在單板上的覆蓋范圍也隨之增大，這是因為射流速度增大導致射流所具有的動量增加，壁面射流速度也隨之變大。

圖14 不同射流速度下射流的速度分布

圖15為不同射流速度下射流對流換熱系數(shù)沿單板分布，對流換熱系數(shù)分布曲線大致相同，只是數(shù)值上有所區(qū)別。由此可見，對流換熱系數(shù)與射流速度存在正相關的關系。當射流速度v為10、12.5、15 m/s時，所對應的對流換熱系數(shù)的峰值分別為75.2、76.1、77.1 W/(m2·K)。

圖15 不同射流速度下射流對流換熱系數(shù)沿單板表面分布

3.5 射流溫度對換熱特性的影響

分別將翻邊噴孔入口端氣流溫度設置為433、453、473、493 K，其他參數(shù)設置為：射流噴出端直徑d為8 mm，噴孔氣流入口端速度v為12.5 m/s。不同溫度下，各實驗的速度分布如圖16所示。由圖16可知，射流溫度對射流的速度分布沒有影響。各實驗中對流換熱系數(shù)在單板表面的分布曲線如圖17所示，從圖17可知，對流換熱系數(shù)與溫度間存在線性關系。

圖16 不同射流溫度下射流的速度分布

圖17 不同射流溫度下射流對流換熱系數(shù)沿單板表面分布

4 結論

基于Fluent軟件，對比了普通圓孔式噴孔和翻邊噴孔的射流形態(tài)和對流換熱特性，并針對對流換熱特性較好的翻邊噴孔進行研究。系統(tǒng)分析了射流噴距H、噴孔噴出端直徑d、射流速度v和射流溫度T對翻邊噴孔沖擊單板的對流換熱影響，得到如下結論。

(1)相較于圓孔式噴孔，翻邊噴孔的翻邊結構對氣流起到了導流集中的作用，明顯改善了氣流運動狀態(tài)，而射流軸線中心氣流速度低、射流外層氣流速度高的氣流運動特點，改善了射流在滯止區(qū)的對流換熱效果。同時，翻邊噴孔可提高氣流噴射速度,減小阻力，提高氣流沿單板徑向的對流換熱均勻性，從而提高了傳熱效率。

(2)噴距過小會導致氣流較大程度地反射噴濺，造成熱能損失，使得在計算域徑向方向的對流換熱均勻性較差，而噴距過大會導致氣流到達單板時速度較小，因此對流換熱效果較差。當噴距為35 mm左右時，射流與單板間的對流換熱強度和對流換熱均勻性達到最優(yōu)。

(3)對于翻邊噴孔，射流與單板間的對流換熱系數(shù)不單純隨噴孔直徑的增大而增大，翻邊結構使氣流更加集中，這使得不同噴孔直徑的噴孔所噴射出的射流在單板表面徑向方向上對流換熱系數(shù)的下降速度不同。噴孔直徑較小時，射流在沖擊核心區(qū)與單板換熱能力較強，但在單板表面徑向方向上對流換熱系數(shù)下降速度更快。

(4)射流速度的增加會提高氣流壁面射流速度，射流與單板之間的換熱能力增強，即射流速度越大，射流與單板間的對流換熱系數(shù)越大。

(5)隨著射流溫度的增大，射流所具有的熱能也就越大，射流與單板間的對流換熱系數(shù)也隨之增大。射流溫度與對流換熱系之間存在線性關系。