呂元偉，張靖周, 2, *，唐嬋，單勇

1.南京航空航天大學(xué) 能源與動力學(xué)院 江蘇省航空動力系統(tǒng)重點實驗室，南京 210016 2.先進航空發(fā)動機協(xié)同創(chuàng)新中心，北京 100083

射流沖擊是強化局部換熱的一種有效技術(shù)途徑，在動力裝置熱端部件強化冷卻、飛行器表面熱氣防冰、電子器件高效散熱等許多技術(shù)領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用[1-3]。

長期以來，射流沖擊強化傳熱一直是國內(nèi)外研究人員關(guān)注的研究課題，尤其是20世紀80年代以來，為適應(yīng)高新科學(xué)技術(shù)發(fā)展所帶來的日益增長的高效傳熱需求，研究人員更加注重射流沖擊強化措施的創(chuàng)新研究[4]，發(fā)展了一系列被動(如異型噴嘴、處理靶面和渦激勵等[5-9])或主動(如基于機械間斷、聲學(xué)或電磁效應(yīng)等方式形成的脈沖射流和合成射流[10-14])的強化傳熱技術(shù)措施。與連續(xù)射流沖擊相比，非穩(wěn)定脈沖射流在沖擊換熱的機制上更為復(fù)雜，由于脈沖射流具有的脈動特征，一方面增強了射流湍流強度，周期性地破壞熱邊界層；另一方面，導(dǎo)致射流與周圍流體摻混加劇，使射流核心區(qū)速度降低，因此脈沖射流相對于穩(wěn)定連續(xù)射流沖擊能否形成換熱增強效果，與射流固有的脈沖特征(波形、頻率、幅值)以及射流時均雷諾數(shù)、射流沖擊間距等密切相關(guān)。Sheriff和Zumbrunnen[15]提出了用無量綱的斯特勞哈爾數(shù)(Sr=fD/um,f為脈沖頻率，D為噴管直徑，um為射流平均速度)來評判脈沖射流與連續(xù)射流對沖擊靶板換熱的影響，其研究表明在較小的斯特勞哈爾數(shù)范圍內(nèi)(0.012≤Sr≤0.144),脈沖射流相對連續(xù)射流的對流換熱系數(shù)相對降低17%，而在較高的斯特勞哈爾數(shù)下(Sr=0.51)則相對增強33%。然而針對不同的射流雷諾數(shù)和脈沖頻率范圍，臨界斯特勞哈爾數(shù)卻并不相同[16-18]，尤其是對于沖擊間距的影響，甚至出現(xiàn)截然相反的結(jié)果，譬如，Hofmann等[19]利用高速電磁閥激勵的脈沖射流沖擊換熱實驗表明(時均射流雷諾數(shù)Re范圍為14 000～78 000，2 Hz≤f≤400 Hz)，在小沖擊間距比(H/D=2，H為射流管到耙板的距離)下，脈沖射流駐點對流換熱系數(shù)增強最為明顯，而在大間距比和很小的斯特勞哈爾數(shù)下則呈現(xiàn)換熱下降的趨勢。Behera等[20]研究了25 Hz≤f≤400 Hz(對應(yīng)于0.008≤Sr≤0.13)、5≤H/D≤9時的脈沖射流沖擊換熱，發(fā)現(xiàn)即便在較小的斯特勞哈爾數(shù)下脈沖射流依然具有高于連續(xù)射流的對流換熱系數(shù)。Persoons等[21]通過系統(tǒng)的實驗，研究了6 000≤Re≤14 000、9 Hz≤f≤55 Hz的脈沖射流沖擊換熱，指出當(dāng)Sr(H/D)>0.1時脈沖射流相對于連續(xù)射流具有更強的對流換熱能力。

脈沖射流沖擊換熱的影響因素眾多，對此，本文通過實驗研究脈沖射流沖擊平直表面的對流換熱特性，并進一步闡明其與連續(xù)射流換熱性能差異的主導(dǎo)因素。

1 實驗描述

1.1 實驗系統(tǒng)

脈沖射流沖擊換熱實驗系統(tǒng)如圖1所示。沖擊射流由小型空氣壓縮機提供，經(jīng)過調(diào)節(jié)閥和流量控制器進入脈沖射流激勵裝置，脈沖射流由電磁閥激勵形成，通過信號發(fā)生器對電磁閥兩端的電壓占空比進行控制，進而得到按照特定規(guī)律周期性變化的脈沖射流。本文實驗中，射流管直徑D=10 mm，長徑比L/D=12(L為射流管長度)。

圖2為時均射流雷諾數(shù)Re=10 000工況下，運用熱線風(fēng)速儀測試獲得的噴管出口中心位置(H/D=0)上，脈沖射流占空比A=50%、脈沖頻率f=10 Hz時的脈沖射流速度隨時間的變化，圖中T為脈沖射流周期。對于連續(xù)射流，噴管出口的速度也存在非常微弱的變化，但總體可以視為是連續(xù)穩(wěn)定的；對于脈沖射流，在電磁閥開通的值班周期內(nèi)射流的速度為連續(xù)性射流速度的2倍，處于電磁閥閉合的周期間隔內(nèi)孔口出口中心位置的速度接近1 m/s，這是由于射流管內(nèi)的氣流慣性所致?？傮w而言，本文的實驗裝置能夠產(chǎn)生滿足要求的脈沖射流。

在射流沖擊換熱實驗中，將加熱膜固定在圓形銅棒上，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量。本文研究中，脈沖射流的頻率和占空比分別恒定為10 Hz和50%，改變射流的雷諾數(shù)和沖擊間距，主要實驗參數(shù)列于表1。

圖1 脈沖射流沖擊換熱實驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic of experimental system of pulsed jet impingement heat transfer

圖2 噴管出口脈沖射流速度隨時間的變化Fig.2 Variation of velocity of pulsed jet at nozzle outlet with time

表1 主要實驗參數(shù)Table 1 Main experimental parameters

ParameterValueRe5000,10000,20000D/mm10L/mm120f/Hz10A/%50H/D2,4,6,8

1.2 實驗測試和數(shù)據(jù)處理

加熱表面溫度采用工作波段為8～14 μm的紅外熱像儀測試，為保障紅外測溫精度，將加熱表面預(yù)先均勻地噴涂黑漆[22-23]，標定實驗結(jié)果表明測試表面的發(fā)射率約為0.96。

圖3 加熱表面熱流平衡模型示意圖Fig.3 Schematic of heat balance model on heater foil

圖4 加熱表面散熱損失預(yù)測實驗Fig.4 Pre-test for estimating heat loss on heater foil

加熱表面背側(cè)的熱流損失通過預(yù)先進行的標定實驗加以預(yù)測，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(厚度為δ2)上，通過調(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，由能量方程可知，顯然上述測試得到的散熱損失來源于表面的自然對流以及輻射換熱。即

(1)

式中：heff,b為計及自然對流和輻射散熱的當(dāng)量對流換熱系數(shù)；Tb為熱膜表面溫度；Ta為環(huán)境溫度。

圖4(b)為實驗測得的表面當(dāng)量對流換熱系數(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)線形變化的趨勢，擬合得到熱膜上表面的當(dāng)量對流換熱系數(shù)heff,b(單位為W/(m2·K))為

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

(2)

加熱膜射流沖擊側(cè)與環(huán)境之間的輻射換熱量可以近似處理為

(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，射流沖擊的局部對流換熱系數(shù)為

(4)

式中：Tj為沖擊射流溫度，在低的射流速度下，沖擊射流的靜溫與其總溫可視為相同，由噴管出口處的溫度探針測得。

理論上，脈沖射流作用下壁面溫度呈現(xiàn)出周期性的變化規(guī)律。但是當(dāng)經(jīng)歷了一定的周期后，壁面上的溫度趨于準穩(wěn)定狀態(tài)，即在一個周期內(nèi)壁面溫度變化極其微弱。定義射流沖擊局部努塞爾數(shù)Nu為

(5)

式中：k為射流的導(dǎo)熱系數(shù)。

本文引入了兩種平均方式來確定射流沖擊平均努塞爾數(shù)，即

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

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

實驗測試中，所有實驗數(shù)據(jù)的重復(fù)度為2.5%。本實驗中質(zhì)量流量控制器的精度為3.3%；考慮輻射和自然對流帶來熱損失時，平板當(dāng)量熱流密度qtarget計算比較復(fù)雜，本實驗精度設(shè)定為5%；射流溫度Tj和環(huán)境溫度Ta由K型熱電偶測得，精度為±0.5 ℃；平板表面的溫度Tw由紅外熱像儀獲得，精度為±2%|t|(|t|為熱像儀獲得的測量溫度與環(huán)境溫度的差值)。同時，噴嘴出口直徑D的測量不確定度為1%。考慮到溫度的變化引起流體熱物性的變化，由誤差傳遞函數(shù)[24]，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%。

1.3 實驗方法驗證

Violato等[25]得到了Re=10 000工況，不同沖擊間距比H/D下表面周向平均努塞爾數(shù)NuL-Average沿R/D的分布規(guī)律(誤差小于3.5%)，本文參考Violato等的穩(wěn)定射流沖擊實驗工況進行了實驗方法驗證，實驗中R為以滯止中心位置為原點時拾取區(qū)域的半徑。圖5為本文實驗獲得的平板表面努塞爾數(shù)和Violato等的實驗數(shù)據(jù)比較?？梢钥闯?，在H/D=2、4時，本文得到的射流駐點附近的努塞爾數(shù)略高于Violato等的實驗數(shù)據(jù)，而在H/D=8時，本文的實驗結(jié)果略低于Violato等的實驗數(shù)據(jù)。但是在R/D>1.5后，本文的實驗結(jié)果與Violato等的實驗數(shù)據(jù)吻合良好，兩者的最大誤差在7%以內(nèi)。

圖5 本文實驗結(jié)果與Violato等[25]的比較Fig.5 Comparison between current experimental results and results obtained by Violato et al.[25]

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 努塞爾數(shù)徑向分布

圖6 連續(xù)射流沖擊時平板表面的周向平均 努塞爾數(shù)沿徑向的分布 Fig.6 Distribution of line-averaged Nusselt number on plate surface along radial direction for continuous jet impingement

圖6為連續(xù)性射流沖擊時平板表面的周向平均努塞爾數(shù)NuL-Average沿徑向的分布規(guī)律。隨著射流雷諾數(shù)的增加，射流沖擊周向平均努塞爾數(shù)呈現(xiàn)持續(xù)增大的趨勢；在Re=5 000和Re=10 000工況下，射流駐點區(qū)的周向平均努塞爾數(shù)在射流沖擊間距比H/D=4最高，在Re=20 000工況下，射流駐點區(qū)的周向平均努塞爾數(shù)換熱最大值則出現(xiàn)在H/D=6的射流沖擊間距比。同時射流沖擊周向平均努塞爾數(shù)沿徑向基本呈現(xiàn)急劇降低的變化趨勢，這是駐點區(qū)射流法向沖擊壁面形成壁面射流的作用特征，但在小的射流沖擊間距比H/D=2時，NuL-Average在R/D=2徑向位置處呈現(xiàn)第2個峰值，這是因為在小的射流沖擊間距下，射流趨赴壁面的速度高，從而對近駐點區(qū)的壁面射流形成強烈的擾動，使得局部對流換熱能力提高。

圖7 f=10 Hz的脈沖射流沖擊時平板表面的周向 平均努塞爾數(shù)沿徑向的分布 Fig.7 Distribution of line-averaged Nusselt number on plate surface along radial direction for pulsed jet impingement with f=10 Hz

圖7為f=10 Hz的脈沖射流沖擊時平板表面的周向平均努塞爾數(shù)NuL-Average沿徑向的分布規(guī)律。與連續(xù)射流沖擊相比，可以看出脈沖射流沖擊的周向平均努塞爾數(shù)依然具有隨射流雷諾數(shù)增加而提高、沿徑向急劇降低等基本特征，但是注意到脈沖射流沖擊將引起若干差異。在大射流沖擊間距比下(H/D=8)，脈沖射流在射流駐點區(qū)對流換熱能力較連續(xù)射流有所提高，在雷諾數(shù)較小的工況下體現(xiàn)尤為明顯；而在小射流沖擊間距比下(H/D=2)，脈沖射流在射流駐點區(qū)對流換熱能力則弱于連續(xù)射流。對于偏離射流駐點區(qū)的壁面射流區(qū)，脈沖射流也呈現(xiàn)較為復(fù)雜的影響規(guī)律，譬如，在Re=5 000時，H/D=4下的脈沖射流雖然在駐點區(qū)的對流換熱弱于連續(xù)射流，但其在壁面射流區(qū)2

圖8 f=10 Hz的脈沖射流沖擊時平板表面的局部 區(qū)域平均努塞爾數(shù)沿徑向的分布 Fig.8 Distribution of local region-averaged Nusselt number on plate surface along radial direction for pulsed jet impingement with f=10 Hz

圖8為f=10 Hz的脈沖射流沖擊時平板表面的局部區(qū)域平均努塞爾數(shù)NuR-Average沿徑向的分布規(guī)律。若以一倍射流管直徑作為圓形區(qū)域半徑進行平均，脈沖射流的局部區(qū)域平均努塞爾數(shù)均在H/D=4和H/D=6時較優(yōu)，H/D=2時最低；然而，若以2～4倍射流管直徑作為圓形區(qū)域半徑進行平均，則在H/D=4和H/D=2時相對較優(yōu)，H/D=8時最低。在本文所研究的特定脈沖激勵方式下，H/D=4是相對較優(yōu)的沖擊間距比。

2.2 脈沖射流與連續(xù)射流沖擊換熱的比較

鑒于射流沖擊局部強化傳熱的特點，以局部區(qū)域平均作為對比基準評價脈沖射流相對連續(xù)射流的沖擊換熱效果，即采用脈沖射流局部區(qū)域平均的努塞爾數(shù)NuPJ與連續(xù)性射流局部區(qū)域平均的努塞爾數(shù)NuCJ之比進行表示。圖9反映了典型射流雷諾數(shù)下沖擊間距的影響。

圖9 基于局部區(qū)域平均方式的H/D對 NuPJ/NuCJ的影響Fig.9 Effect of H/D on NuPJ/NuCJbased on local region-averaged mode

由圖9可以看出，在Re=5 000時，射流沖擊間距比H/D=6和H/D=8下的脈沖射流較連續(xù)射流可以獲得更好的強化換熱效果；隨著射流雷諾數(shù)的增加，H/D=4下的脈沖射流較連續(xù)射流也逐漸顯示出傳熱強化的效果，在Re=20 000下脈沖射流的區(qū)域平均努塞爾數(shù)可以相對提高15%～20%；但在H/D=2時，基本都是以連續(xù)射流沖擊為優(yōu)，即便在Re=20 000下，僅當(dāng)以3倍射流管直徑作為區(qū)域半徑進行平均時，脈沖射流才具有略高于連續(xù)射流沖擊換熱的作用效果。

3 結(jié) 論

本文通過實驗，研究了脈沖頻率為10 Hz、占空比為50%的脈沖射流沖擊平板的對流換熱，在射流雷諾數(shù)為5 000～20 000、沖擊間距比為2～8范圍內(nèi)與相同工況下的連續(xù)射流進行了比較分析。主要結(jié)論如下：

1) 脈沖射流沖擊的努塞爾數(shù)依然具有隨射流雷諾數(shù)增加而提高、沿徑向急劇降低等基本特征，但是與連續(xù)射流相比，脈沖射流沖擊會引起射流駐點和壁面射流區(qū)的對流換熱差異，其影響與射流雷諾數(shù)和射流沖擊間距密切相關(guān)。

2) 以局部區(qū)域平均作為對比基準評價脈沖射流相對連續(xù)射流的沖擊換熱效果，在大的射流沖擊間距比下(H/D=6、8)，脈沖射流體現(xiàn)出傳熱增強的效果，而在小的射流沖擊間距比下(H/D=2)，連續(xù)射流更具優(yōu)勢。

3)Re=20 000工況下，僅當(dāng)以3倍以上射流管直徑作為區(qū)域半徑進行平均時，脈沖射流才具有略高于連續(xù)射流沖擊換熱的作用效果。

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