热空气冲击加热果蔬片的换热特性研究

2022-10-23周天昊韩东汪胜何纬峰高斯杰李世瑞

机械制造与自动化 2022年5期

周天昊，韩东，汪胜，何纬峰，高斯杰，李世瑞

(南京航空航天大学能源与动力学院，江苏南京 210016)

0 引言

果蔬干燥是果蔬加工最基本的方法之一，目前很多干燥设备都采用热风干燥的方式，然而热风干燥采用的外掠强制对流换热存在传热效率低、能耗大的问题，因此需要一种提高传热效率的方法。气体冲击换热技术最初应用于航天领域的冷却和电器设备的加工，现已被引入食品干燥中。与热风干燥相比，气体射流冲击干燥具有更高的传热系数和更低的能耗，应用前景广泛。

近年来，已有大量文献对气体射流冲击干燥技术进行研究。付露莹等[1]阐述了气体射流冲击干燥技术的原理、特点、影响因素和干燥工艺。贾梦科等[2]探讨了气体射流冲击干燥苹果片过程中风温、切片厚度、风速及其交互作用的影响。杨惠等[3]进行气体射流冲击干燥无核紫葡萄实验工艺研究，得到最佳工艺参数为温度66℃、风速13 m/s。总结上述文献发现，对于气体射流冲击干燥技术的研究主要集中在干燥动力学和品质方面；而对于冲击冷却技术的研究主要集中在流动和传热方面。GUO Q等[4]给出了圆形射流冲击的瞬态传热特性的实验和数值研究结果。蒋新伟等[5]研究了射流雷诺数、射流角度和出口缝的位置对Nu的分布和大小的影响。刘明阳等[6]对比研究了稳态与瞬态单孔冲击射流的传热性能。

目前缺乏气体射流冲击干燥技术在流动及传热方面的研究。虽然冲击加热果蔬片包含传质过程，但传热效率的提高势必会增强传质的进行。所以很有必要进行热空气冲击加热果蔬片的换热特性研究，以得到不同因素的影响规律，在换热机理上对射流冲击干燥设备的设计进行指导。

1 计算模型及数值方法

1.1 几何模型

目前射流冲击干燥设备常采用阵列圆形喷嘴的形式[1]，本次研究的简化模型选取单圆形喷嘴。热空气通过一根直径d=10 mm、长20 mm的圆管从高度H冲击一个边长40 mm、厚度6 mm的果蔬片。H/d分别取0.2、0.4、0.6、1、2、8。图1为射流垂直和倾斜冲击果蔬片的三维模型示意图。θ为冲击角度，θ分别为45°、60°、75°、90°。x为表面上一点距离几何中心O的距离。图中还标明了上游和下游位置。

图1 射流冲击果蔬片示意图

1.2 网格划分和边界条件

利用ICEM软件使用O-Block进行结构化网格划分，近壁面进行边界层网格加密，使第一个节点无量纲壁距离y+<1。

计算边界条件设置如下：射流冲击介质为空气，速度进口，对应的射流冲击雷诺数为5000。湍流强度5%，温度333 K。被冲击果蔬片上表面采用流固耦合边界，其余表面和圆管壁面设为绝热边界。外流场边界设为压力出口，压力与环境大气压相同。全局初始温度设为300 K。

使用Fluent16.0软件，基于质量、动量及能量守恒方程，对热空气射流冲击加热果蔬片模型进行瞬态数值求解。假设空气为三维不可压缩湍流，333 K空气的热物性参数设置如下：ρ=1.06 kg/m3，cp=1005 J/(kg·K)，λ=0.029 W/(m·K),μ=2.01×10-5kg/(m·s)。

以苹果为研究对象，物性参数如下：ρ=900 kg/m3，cp=4000 J/(kg·K)，λ=0.5 W/(m·K)。由于温度变化不大，不考虑温度变化导致的材料热物性变化。忽略浮升力和热辐射对传热的影响，采用二阶迎风格式进行数值离散，压力-速度耦合采用SIMPLEC方法，收敛的标准是各项残差精度均<10-4，残差曲线趋于平直。

首先，对计算模型进行了网格无关性分析。以H/d=2，Re=5000射流垂直冲击果蔬片模型的网格无关性验证为例，网格数分别选取3.1万、9.8万、18.9万、26.2万、44.6万。图2为网格数对驻点Nu的影响，当网格数增加至26.2万之后，局部Nu基本不变。考虑到数值计算成本，选取26.2万网格数。

图2 网格无关性验证

1.3 湍流模型和计算方法验证

选择GARDON R[7]等的圆形射流冲击平板的实验模型进行计算方法验证。计算分别选取SSTk-ω、realizablek-ε、RNGk-ε湍流模型进行数值模拟。图3为雷诺数5000、H/d=2时，沿径向的平均Nu计算结果与实验数据对比。可以看出在冲击驻点区域，k-ε湍流模型都对换热存在一定的高估，相比之下，SSTk-ω湍流模型最接近实验值，总体误差<10%。同时考虑到SSTk-ω模型已被大量学者用于射流冲击换热的研究，所以本文采用SSTk-ε湍流模型。

图3 湍流模型验证

1.4 参数定义

本次研究中通过以下方程对努塞尔特数Nu进行求解：

(1)

(2)

式中：λair代表空气热传导率；T代表果蔬片上表面温度；Tair代表空气温度；h代表对流换热系数；d代表圆管直径。此式求出的是局部h和Nu，平均h和Nu由面积加权平均获得。

2 结果与分析

2.1 冲击间距比对换热特性的影响

国内外学者对2

图4 不同H/d局部Nu在径向方向的分布曲线

图5是驻点Nu和面平均Nu随H/d变化曲线。H/d=2左右两边有着不同的驻点Nu趋势。当H/d<2时，随着冲击距离的减小，驻点Nu先缓慢增加，再大幅增加；而当H/d>2时，随着冲击距离增大，驻点Nu单调增加。H/d>2时，随着H/d增加，驻点处的湍流水平增加，驻点Nu会达到一个最大值。以往学者研究最大驻点Nu值出现在6

图5 驻点Nu和面平均Nu随H/d变化曲线

图6展示了H/d=2，加热300 s时果蔬片内x-z截面温度分布云图。在热导率很小的果蔬片内部存在很大的温度梯度。

图6 果蔬片内x-z截面温度分布云图

图7是4种典型H/d下的x-z截面速度云图。不同H/d下，驻点附近均出现了速度接近0的现象，使得竖直方向的温度梯度很大，导致较薄的边界层和更好的换热效果。H/d=1时最大速度出现在圆管下游和壁面射流区的驻点区域外侧，而H/d=0.4和H/d=0.2时，最大速度出现在驻点区域外侧。这是因为圆管边缘的高湍流强度，流体在驻点处产生了很大的径向加速度。H/d=0.2时，壁面射流处的最大速度相对于圆管出口提升90%，这让局部边界层变得很薄，这也解释了双峰现象。H/d=8时，速度最大值只出现在射流核心区，流场结构的不同解释了H/d=8与小冲击间距下Nu的径向变化曲线的不同。

图7 不同H/d时的x-z截面速度云图

2.2 冲击角度对换热特性的影响

针对垂直射流冲击干燥设备存在装料量小、干燥不均匀等问题，有学者提出一种倾斜料盘式射流冲击干燥设备[10]，所以很有必要研究冲击角度对换热特性的影响。

图8是H/d=1，冲击角度θ分别为45°、60°、75°、90°，10 s时换热面局部Nu在径向方向的分布曲线。倾斜冲击时，局部Nu分布曲线不对称，峰值Nu在上游，且峰值Nu左侧的局部Nu比右侧的局部Nu下降得更快。随着冲击角度的减小，峰值Nu向上游偏移；随着冲击角度的减小，下游的局部Nu单调减小。

图8 不同θ局部Nu在径向方向的分布曲线

图9是中心Nu、峰值Nu、面平均Nu随冲击角度的变化曲线。中心Nu和面平均Nu均随着冲击角度的增大而增大，峰值Nu随着冲击角度的增大先增大后减小，θ=60°时，峰值Nu最大。

图9 各Nu随θ变化曲线

图10和图11分别是不同冲击角度下的换热面Nu云图和x-z截面速度云图。局部Nu云图形状由圆环形变成了月牙形。随着冲击角度的减小，驻点向上游偏移，这也是导致峰值Nu向上游偏移的原因。冲击角度越小，射流对周围冷空气的卷吸更强烈，导致更多能量的耗散，因此面平均Nu随着冲击角度的减小而减小。

图10 不同θ换热面Nu云图

图11 不同θ时的x-z截面速度云图

3 实验验证研究

为了验证仿真结果的正确性，以苹果片为研究对象，搭建了冲击加热苹果片试验台。图12是实验系统图，该系统主要由热风枪、苹果片和温度采集系统组成。热风枪通过支架固定在苹果片正上方，该工业级热风枪可调节风速，智能控温，风嘴直径10 mm。将苹果用水果刀切成40 mm×40 mm×6 mm，用保温棉包围，插入热电偶。温度采集系统采用型号为WRNK-191的K型1 mm探针热电偶，在苹果片中心位置(测点1)以及横向中轴线上的两个位置(测点2、3)布置温度测点，图13为实物图。热电偶与XMD-2000 A 31型温度巡检仪相连，再通过USB接口将数据在计算机上监控并储存。实验仪器误差主要为：热电偶0.4%，温度巡检仪0.2%。

图12 冲击加热苹果片系统图

图13 冲击加热苹果片实物图

将热风枪温度调至333 K，最小挡风速由皮托管风速仪测量为15.2 m/s，H/d选定为2。在常温常压下进行冲击加热苹果片验证实验，加热时间为300 s，每做完一次实验后重新切好苹果片，重复3次实验取平均值。

图14为Re=8000，射流温度333 K，H/d=2时，冲击加热苹果片实验的3个测点温度随时间变化曲线与中心测点数值模拟的对比图。中心测点的实验值与数值模拟的最大误差出现在132 s，为13.5%。分析原因如下：苹果片在温度上升过程中存在水分的蒸发，蒸发需要吸热带走热量；苹果片存在散热，没有完全做到四周绝热。所以实验值小于模拟值，但总体上吻合良好，该实验验证了仿真结果的准确性。中心测点温度上升最快，测点2其次，测点3温度上升最慢，也大致符合数值模拟的局部Nu分布规律。