呂元偉，張靖周, 2，，王博滟，譚曉茗

1. 南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院 江蘇省航空動(dòng)力系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210016 2. 先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)協(xié)同創(chuàng)新中心，北京 100083

射流沖擊是強(qiáng)化局部換熱的一種有效技術(shù)途徑，廣泛應(yīng)用于動(dòng)力裝置強(qiáng)化冷卻、飛行器表面熱氣防冰、電子器件高效散熱等工程領(lǐng)域[1-4]。近年來(lái)，為進(jìn)一步提高射流沖擊強(qiáng)化傳熱的效果，研究人員更加注重射流沖擊強(qiáng)化措施的創(chuàng)新研究，發(fā)展了一系列被動(dòng)(譬如異型噴嘴、處理靶面和渦激勵(lì)等)或主動(dòng)(諸如基于機(jī)械間斷、聲學(xué)或電磁效應(yīng)等方式形成的脈沖射流和合成射流)的強(qiáng)化傳熱技術(shù)措施[5]。

射流噴嘴形狀是影響射流沖擊換熱的一個(gè)重要因素，早期針對(duì)非圓形的射流噴嘴以及出口型面的研究表明其改變了射流剪切層結(jié)構(gòu)和卷吸摻混過(guò)程[6-8]，Gao等[9]提出了在噴嘴出口安置突片的流體動(dòng)力激勵(lì)措施，其強(qiáng)化傳熱作用在有/無(wú)橫流的受限通道中也得到了驗(yàn)證[10-11]。源于突片激勵(lì)概念的冠齒噴嘴已廣泛應(yīng)用于推進(jìn)系統(tǒng)排氣噴管的降噪和流動(dòng)控制中[12-14]，近期在射流沖擊強(qiáng)化傳熱中也引起了關(guān)注。Violato等[15-16]通過(guò)詳細(xì)的流場(chǎng)測(cè)試揭示了冠齒噴嘴射流沖擊的強(qiáng)化機(jī)制，冠齒射流流場(chǎng)存在顯著的渦環(huán)相干結(jié)構(gòu)，在射流駐點(diǎn)的局部努塞爾數(shù)相對(duì)于圓形射流提高約25%；Guan等[17-18]結(jié)合錐形凹腔前緣的熱氣防冰結(jié)構(gòu)，對(duì)比分析了常規(guī)和冠齒噴嘴熱射流沖擊的綜合加熱效果；Vinze等[19]的研究表明，與圓管相比，冠齒形噴管下靶板局部努塞爾數(shù)增加26%～38%。

影響冠齒噴嘴射流沖擊換熱的影響因素眾多，對(duì)此，本文通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究冠齒形噴嘴射流沖擊平直靶面的對(duì)流換熱特性，并初步分析了冠齒結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)射流沖擊換熱的影響。

1 實(shí)驗(yàn)描述

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

如圖1所示，沖擊射流由小型空氣壓縮機(jī)提供，經(jīng)過(guò)調(diào)節(jié)閥和流量控制器進(jìn)入射流管，垂直沖擊到平直的加熱靶面上。將厚度為0.05 mm的加熱膜(銅鎳鉻合金， -20 ℃～500 ℃范圍內(nèi)其熱物性保持不變)固定在圓形銅棒上，銅棒兩端施加電壓，熱膜加熱的熱流由直流穩(wěn)壓電源提供。為了使得熱膜表面平整，在熱膜兩端施加一定的張緊力，加熱表面溫度由紅外熱像儀測(cè)量。

射流管直徑D=10 mm，長(zhǎng)度L=120 mm。冠齒設(shè)計(jì)為平直V齒，即冠齒軸線與噴嘴軸線平行，如圖2所示,H為鋸齒管與平板的距離。冠齒噴嘴參數(shù)包括：冠齒數(shù)n分別為4、6、8三種(冠齒長(zhǎng)度為6 mm)，沿周向均勻分布；冠齒長(zhǎng)度a分別為3、6和9 mm三種(6-冠齒結(jié)構(gòu))；冠齒對(duì)應(yīng)的弧長(zhǎng)為W。表1為冠齒噴嘴的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)。

表1 冠齒主要幾何參數(shù)Table 1 Main geometric parameters of chevron

1.2 實(shí)驗(yàn)測(cè)試和數(shù)據(jù)處理

加熱表面背側(cè)(相對(duì)于射流沖擊側(cè))的熱流損失通過(guò)預(yù)先進(jìn)行的標(biāo)定實(shí)驗(yàn)加以預(yù)測(cè)[20]，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)位于一個(gè)無(wú)擾動(dòng)的恒溫封閉室內(nèi)。如圖4(a)所示，即將加熱膜放置于厚度δ3=30 mm的絕熱石棉板上，用厚度δ1=0.5 mm的銅板壓緊在加熱膜(厚度δ2=0.05 mm)上。銅膜表面與靜止空氣進(jìn)行自然對(duì)流換熱，熱像儀獲得銅膜表面的溫度分布后，銅膜表面與靜止空氣之間的自然對(duì)流換熱系數(shù)也將被獲得。調(diào)節(jié)加熱膜的輸入電流，得到不同加熱熱流密度下的表面溫度，顯然上述測(cè)試得到的散熱損失源于表面的自然對(duì)流以及輻射換熱。即

(1)

式中：heff,b為計(jì)及自然對(duì)流和輻射散熱的當(dāng)量對(duì)流換熱系數(shù)；Tb為熱膜表面溫度;Ta為環(huán)境溫度。實(shí)驗(yàn)中，不同時(shí)刻熱像儀獲得的靶板表面的溫度不再隨時(shí)間變化時(shí)，即認(rèn)為靶板表面的溫度場(chǎng)趨于穩(wěn)定。

圖4(b)為實(shí)驗(yàn)測(cè)得的表面當(dāng)量對(duì)流換熱系數(shù)隨表面和環(huán)境溫度差的變化，在本文研究的溫度差范圍內(nèi)基本呈現(xiàn)線性變化的趨勢(shì)，擬合得到熱膜上表面的當(dāng)量對(duì)流換熱系數(shù)heff,b為

heff,b=0.11(Tb-Ta)+12

(2)

加熱膜射流沖擊側(cè)與環(huán)境之間的輻射換熱熱流密度可以近似處理為

(3)

式中：Tw和εw分別為加熱膜表面溫度和發(fā)射率；

σ為Stefan-Boltzmann常數(shù)。

由此，射流沖擊的局部對(duì)流換熱系數(shù)確定為

(4)

式中：Tj為沖擊射流溫度，由噴嘴出口處的溫度探針測(cè)得。

定義射流的雷諾數(shù)Re和射流對(duì)沖擊靶板的局部努塞爾數(shù)Nu為

(5)

(6)

式中：U為冠齒噴嘴的平均速度；ν為流體的動(dòng)力黏度；k為射流的導(dǎo)熱系數(shù)。其中，射流雷諾數(shù)Re的范圍為5 000～20 000。

本文引入了兩種平均方式，確定射流沖擊平均對(duì)流換熱系數(shù)或努塞爾數(shù)，即：

1) 周向平均，取射流駐點(diǎn)徑向位置處的周向值進(jìn)行平均，記為NuL-Average。

2) 局部區(qū)域平均，沿射流駐點(diǎn)徑向位置包絡(luò)的區(qū)域進(jìn)行平均，記為NuR-Average。

實(shí)驗(yàn)中，改變射流沖擊間距比H/D和射流雷諾數(shù)Re。實(shí)驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)的重復(fù)度為2.5%；測(cè)試過(guò)程中，質(zhì)量流量控制器精度為3.3%；射流溫度和環(huán)境溫度由K型熱電偶測(cè)得，精度為±0.5 ℃；平板表面的溫度由紅外熱像儀獲得，精度為±2%。射流沖擊的對(duì)流換熱熱流密度誤差按5%評(píng)估，由誤差傳遞函數(shù)可得靶板表面的努塞爾數(shù)誤差為5.5%，射流雷諾數(shù)的誤差為7.5%。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 局部對(duì)流換熱特征

圖5為Re=10 000下，a/D=0.6的6-冠齒噴嘴射流在不同沖擊間距下的局部對(duì)流換熱系數(shù)Nuimjet分布，其中，圖5(a)中，虛線為冠齒谷部的連線。

小沖擊間距下，冠齒射流沖擊的局部對(duì)流換熱系數(shù)分布在沖擊駐點(diǎn)附近呈現(xiàn)明顯的梅花瓣?duì)钐卣?，在H/D=1時(shí)，緊鄰射流駐點(diǎn)周圍的局部努塞爾數(shù)在對(duì)應(yīng)于冠齒齒尖的周向位置處高于冠齒齒谷附近的局部對(duì)流換熱，但是在偏離射流駐點(diǎn)大約2倍直徑向外的區(qū)域，局部努塞爾數(shù)在對(duì)應(yīng)于冠齒齒谷的周向位置處卻高于冠齒齒尖附近的局部對(duì)流換熱。隨著射流沖擊間距的增大，冠齒射流沖擊在駐點(diǎn)附近周向上的局部對(duì)流換熱差異逐漸減小，當(dāng)射流沖擊間距比達(dá)到4以后，冠齒射流在齒尖和齒谷上的對(duì)流換熱差異已趨于消失，整體呈現(xiàn)出常規(guī)圓形射流沖擊的特征。

圖6為不同雷諾數(shù)下，a/D=0.6的6-冠齒射流沖擊周向平均努塞爾數(shù)沿徑向的分布及其與圓形射流沖擊的對(duì)比。無(wú)論是冠齒射流還是圓形射流，駐點(diǎn)區(qū)峰值對(duì)流換熱系數(shù)均在H/D=4時(shí)最佳，隨著射流雷諾數(shù)的增加，對(duì)流換熱系數(shù)得到提升。對(duì)比而言，冠齒射流沖擊對(duì)流換熱顯著高于圓形射流。值得注意的是，H/D=2位置處，基于周向平均努塞爾數(shù)NuL-Average沿R/D(R為沿距離靶面滯止中心距離為R的圓的半徑)的分布呈現(xiàn)雙峰值，這是因?yàn)閲娮炀嚯x靶板較近時(shí)，2倍R/D位置處，壁面射流區(qū)由層流轉(zhuǎn)捩為湍流，射流對(duì)靶板的換熱增強(qiáng)。

表2和表3分別反映了以R/D=2和R/D=4區(qū)域范圍內(nèi)，冠齒射流相對(duì)于圓形射流的局部區(qū)域平均對(duì)流換熱增強(qiáng)幅值(基于區(qū)域平均的努塞爾數(shù)NuR-Average)。冠齒射流區(qū)域平均努塞爾數(shù)相對(duì)于圓形射流的增加幅度與射流雷諾數(shù)、射流沖擊間距比以及沖擊區(qū)域大小相關(guān)，在本文研究的參數(shù)范圍內(nèi)，冠齒射流沖擊換熱的相對(duì)增加幅度在15%至30%之間，具有顯著的改善射流沖擊換熱作用。

表2 冠齒射流相對(duì)圓形射流在R/D=2區(qū)域的NuR-Average的增長(zhǎng)(6-冠齒,a/D=0.6)

表3 冠齒射流相對(duì)圓形射流在R/D=4區(qū)域的NuR-Average的增長(zhǎng)(6-冠齒，a/D=0.6)

2.2 幾何參數(shù)的影響

以6-冠齒、冠齒長(zhǎng)徑比a/D=0.6作為冠齒噴嘴基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)，分別討論冠齒數(shù)和冠齒長(zhǎng)徑比對(duì)射流沖擊換熱的影響。

圖7為H/D=4位置處，6-冠齒噴嘴不同冠齒長(zhǎng)徑比下區(qū)域平均努塞爾數(shù)NuR-Average沿徑向的分布規(guī)律?？梢钥闯?，無(wú)論在Re=10 000還是Re=20 000工況下，冠齒長(zhǎng)度a/D=0.6的冠齒射流NuR-Average均大于a/D=0.3和a/D=0.9的情形。小的冠齒伸出長(zhǎng)度難以對(duì)噴口射流形成有效的流體動(dòng)力激勵(lì)；過(guò)大的冠齒伸出長(zhǎng)度也不利于冠齒射流沖擊換熱，這是由于冠齒長(zhǎng)度過(guò)長(zhǎng)時(shí)，齒尖和齒谷處的相鄰流動(dòng)相干性減弱，難以形成有效的流向渦融合發(fā)展而導(dǎo)致流體動(dòng)力激勵(lì)效果降低。相對(duì)而言，冠齒長(zhǎng)徑比a/D=0.9的冠齒射流沖擊要弱于a/D=0.3的情形。

圖8為H/D=4位置處，冠齒數(shù)對(duì)區(qū)域平均努塞爾數(shù)NuR-Average徑向分布的影響。同樣可以看出，在冠齒伸出長(zhǎng)度一定時(shí)，冠齒噴嘴的冠齒數(shù)也存在一個(gè)較優(yōu)值，使得冠齒射流沖擊換熱改善效果更顯著。在本文研究的參數(shù)范圍內(nèi)，6-冠齒的冠齒射流沖擊換熱最強(qiáng)，4-冠齒的冠齒射流沖擊換熱最弱。在冠齒伸出長(zhǎng)度一定時(shí)，改變冠齒數(shù)實(shí)質(zhì)上是改變了冠齒的結(jié)構(gòu)。相對(duì)于6-冠齒噴嘴結(jié)構(gòu)，4-冠齒的基底寬度有所增長(zhǎng)，而8-冠齒的基底寬度則有所減小。

在給定冠齒數(shù)n前提下改變冠齒的伸出長(zhǎng)度a，或在冠齒伸出長(zhǎng)度a一定的前提下改變冠齒數(shù)n，均改變了冠齒的形狀，表4給出了兩組冠齒結(jié)構(gòu)參數(shù)變化系列中的冠齒伸出長(zhǎng)度與基底弧長(zhǎng)比值a/W的數(shù)值，可以確定冠齒伸出長(zhǎng)度與基底弧長(zhǎng)比值接近1時(shí)取得的射流沖擊強(qiáng)化傳熱效果較優(yōu)。這是因?yàn)楣邶X伸出長(zhǎng)度與基底弧長(zhǎng)比值太小時(shí)，冠齒對(duì)射流的干擾較小，冠齒誘導(dǎo)的湍流較小，冠齒對(duì)靶板的換熱增強(qiáng)較小，當(dāng)冠齒伸出長(zhǎng)度與基底弧長(zhǎng)比值太大時(shí)，冠齒對(duì)射流的流動(dòng)造成干擾，射流的流動(dòng)阻力變大，這使得冠齒對(duì)靶板的換熱增強(qiáng)減少。

表4 冠齒的伸出長(zhǎng)度與基底弧長(zhǎng)比(a/W)Table 4 Ratio of chevron length to base arc-length (a/W)

3 結(jié) 論

本文通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了冠齒形噴嘴射流沖擊平板表面的對(duì)流換熱，并與圓形噴嘴形成的射流沖擊換熱進(jìn)行了比較。得到的主要結(jié)論如下：

1) 在小沖擊間距下，冠齒射流沖擊的局部對(duì)流換熱系數(shù)分布在沖擊駐點(diǎn)附近呈現(xiàn)明顯的梅花瓣?duì)钐卣?，?dāng)射流沖擊間距比達(dá)到4以后，冠齒射流在齒尖和齒谷上的對(duì)流換熱差異已趨于消失，整體呈現(xiàn)出常規(guī)圓形射流沖擊的特征。

2) 冠齒射流沖擊對(duì)流換熱顯著高于圓形射流，相對(duì)增加幅度與射流雷諾數(shù)、射流沖擊間距比以及平均區(qū)域范圍相關(guān)。以2倍或4倍射流直徑作為區(qū)域平均范圍，冠齒射流的區(qū)域平均努塞爾數(shù)相對(duì)圓形射流的增加幅度在15%～30%之間。

3) 無(wú)論是冠齒射流還是圓形射流，駐點(diǎn)區(qū)峰值對(duì)流換熱系數(shù)均在H/D=4時(shí)最佳。在本文的冠齒結(jié)構(gòu)參數(shù)范圍內(nèi)，冠齒伸出長(zhǎng)徑比為0.6的6-冠齒結(jié)構(gòu)取得的射流沖擊強(qiáng)化傳熱效果較優(yōu)。

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