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  • ISSN 1006-3080
  • CN 31-1691/TQ
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刀片式多排密集圆孔气体冲击射流冷却的实验研究

    作者简介: 邢改兰(1973—),女,山西人,硕士,讲师,主要研究方向为流动与传热。E-mail:xinggl@ecust.edu.cn;
    通讯作者: 赖焕新, hlai@ecust.edu.cn
  • 中图分类号: O35

Experimental Study of Convective Heat Transfer of Blade-Type Multiply Intensive Circular Impinging Jets

    Corresponding author: Huanxin LAI, hlai@ecust.edu.cn ;
  • CLC number: O35

  • 摘要: 从受限表面密集地带走热量对于诸如玻璃回火、金属退火或电子器件冷却等工业过程至关重要。刀片式多排圆孔气体射流正是基于这种目的开发的,作为一种密集射流冷却系统,其兼具狭缝和圆孔喷嘴的优点。通过构建实验系统,研究了喷射高度和雷诺数对密集圆孔气体射流冲击光滑平板换热的影响。应用热薄膜法测量壁面温度并施加等热流加热可以获得平均对流换热系数,射流雷诺数ReD的变化范围为5000≤ReD≤48500,量纲为一喷射高度H/D的范围为6.25≤H/D≤12.5。实验结果表明:平均努谢尔数随雷诺数递增,并与量纲为一喷射高度H/D的0.606次幂成反比。实验数据整理成平均努谢尔数关于射流雷诺数ReD、普朗特数和量纲为一喷射高度的准则关系式,建立了密集气体冲击射流冷却的换热准数方程。实验结果与Martin公式比较表明:密集布置喷孔后,提高了开孔率,可以大幅提高换热系数,约为Martin公式计算值的1.4倍。实验数据与Gardon公式非常吻合,与Martin公式差别显著,引入修正函数后能很好地拟合。
  • 图 1  刀片式圆孔射流装置

    Figure 1.  Blade-type impingement device with holes

    图 2  刀片式圆孔射流实验测量原理示意图

    Figure 2.  Schematic diagram of measurement for blade-type multiplycircular gas jets

    图 3  圆孔气体射流实验原理

    Figure 3.  Schematic diagram of experimental apparatus for circular gas jets

    图 4  刀片式圆孔喷嘴结构图

    Figure 4.  Geometric drawing of blade-type circular nozzle

    图 5  不同喷嘴布置方式下的开孔率

    Figure 5.  Effective openness Af for different nozzle configuration

    图 6  努谢尔数NuDav的测量偏差

    Figure 6.  Derivation of measured values of Nusselt number

    图 7  不同喷射高度条件下,冲击雷诺数对努谢尔数的影响

    Figure 7.  Effects of Reynolds number on Nusslet number for all normalized standoff distance H/D

    图 8  量纲为一喷射高度对量纲为一数NuDav/ReDm的影响

    Figure 8.  Effects of normalized impingement height H/D on dimensionless number NuDav/ReDm

    图 9  H/D=7.5实验数据与Gardon公式比较

    Figure 9.  Experimental data for H/D =7.5 reduced according to Gardon’s equation

    图 10  H/D =7.5的实验数据与Martin公式和修正Martin公式比较

    Figure 10.  Experimental data for H/D=7.5 reduced according to (a) Martin’s equation and (b) corrected Martin’s equation

    图 11  H/D=7.5时函数KG(a)和修正函数KAAf的关系(b)

    Figure 11.  Distribution of the function of K,G (a) and modified K with Af (b) for H/D=7.5

    表 1  试验喷嘴的几何尺寸表

    Table 1.  Table of geometric data for blade-type nozzles

    D/mmXn/DYn/DH/DE/mmnAf
    86.253.1256.25, 7.5, 12.51501820.0366
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出版历程
  • 收稿日期:  2019-09-16
  • 网络出版日期:  2020-01-08

刀片式多排密集圆孔气体冲击射流冷却的实验研究

    作者简介:邢改兰(1973—),女,山西人,硕士,讲师,主要研究方向为流动与传热。E-mail:xinggl@ecust.edu.cn
    通讯作者: 赖焕新, hlai@ecust.edu.cn
  • 1. 华东理工大学机械与动力工程学院,上海 200237
  • 2. 宝钢股份有限公司研究院技术中心,上海 201900

摘要: 从受限表面密集地带走热量对于诸如玻璃回火、金属退火或电子器件冷却等工业过程至关重要。刀片式多排圆孔气体射流正是基于这种目的开发的,作为一种密集射流冷却系统,其兼具狭缝和圆孔喷嘴的优点。通过构建实验系统,研究了喷射高度和雷诺数对密集圆孔气体射流冲击光滑平板换热的影响。应用热薄膜法测量壁面温度并施加等热流加热可以获得平均对流换热系数,射流雷诺数ReD的变化范围为5000≤ReD≤48500,量纲为一喷射高度H/D的范围为6.25≤H/D≤12.5。实验结果表明:平均努谢尔数随雷诺数递增,并与量纲为一喷射高度H/D的0.606次幂成反比。实验数据整理成平均努谢尔数关于射流雷诺数ReD、普朗特数和量纲为一喷射高度的准则关系式,建立了密集气体冲击射流冷却的换热准数方程。实验结果与Martin公式比较表明:密集布置喷孔后,提高了开孔率,可以大幅提高换热系数,约为Martin公式计算值的1.4倍。实验数据与Gardon公式非常吻合,与Martin公式差别显著,引入修正函数后能很好地拟合。

English Abstract

  • 工业过程中经常碰到需要快速冷却高温物体或者在有限空间内持续冷却运动高温板带的场合。典型的应用有:高负荷微电子元件在狭小空间内需快速排出电流产生的焦耳热以维持正常工作温度[1];带材连续生产线上需要高且均匀的热流密度对运动带材实施气体淬火,以保证马氏体组织转变均匀[2-3];航空发动机涡轮叶片内部通道实施强制冷却以使其在高温环境下运转正常[4-6]。从传热学的角度讲,上述冷却过程都需要比较大的换热系数,气体冲击射流冷却正是适应这种需求。冲击冷却通常是气体从圆孔或狭缝型喷嘴喷射到固体表面,由于其流动行程短,边界层薄,换热系数比常规的管内流动换热高出几倍直至一个数量级,对于给定的换热系数,采用冲击换热原理设计的装置尺寸比常规装置小1~2个数量级[7-9]

    在圆孔气体射流换热方面,前人多是采用实验方法研究冲击换热系数,获得传热准数方程。早期的研究可追溯到Gardon[10-11]的实验研究,Gardon借助实验揭示了冲击射流局部换热系数非单调性变化是由于湍流度变化的缘故;并以喷嘴间距Xn为定性尺寸定义努谢尔数,引入到达速度定义雷诺数,获得的准数方程在目前的工业设计中被广泛采用。Martin[12]以Krotzsch[13]的传质实验数据为基础,通过传热传质类比,总结出适用性更广的单股圆孔射流和圆孔阵列射流准数方程。Martin公式以喷嘴直径D为定性尺寸,综合考虑了各种几何因素(如喷射高度、开孔率)、喷气速度与介质种类等的影响,并讨论了喷射系统的最佳结构参数问题。Kuntikana[14]和Viskanta[15]通过实验分析了气体冲击射流和火焰冲击射流的传热过程,研究结果均针对特殊的几何结构。Zuckerman[16]的综述性文章列举了多位研究者的单孔和多排圆孔射流的传热准数方程,Mola[17]探讨了对多排圆孔射流建立新的通用传热关联式的方式。

    通常冲击射流的传热准数影响因素可归为流体特性和结构参数,流体特性主要指雷诺数(Re)和普朗特数(Pr),结构参数通常指量纲为一喷射高度H/D和量纲为一喷嘴间距Xn/D或者开孔率Af。但是对比已有文献研究可知,这两个量纲为一参数并不能涵盖阵列圆孔射流的所有结构参数,如采用平板开孔、短圆管和长圆管的结果就有显著差异[18],此外射流废气的排出方式,如强制排气、排气不畅、排气良好对换热系数也会影响显著[19]。因此Martin的回归公式与Glaser[20]的实验值比较存在明显偏差,在Re>20000后,Glaser的努谢尔数(Nu)高出回归值约20%~30%,在Re<20000时,Ott[21]的实验结果也高出Martin公式的25%左右。Melola[22]也曾指出,Gardon的实验值与Martin公式的计算值差异较大,Gardon的实验值较高。可见,目前还难以获得通用的圆孔阵列射流换热准数方程。

    近年来,随着电子工业和制造业等的发展,工业界需要气体冲击射流冷却具有更高的换热系数和更好的均匀性,如带钢热处理领域生产高强度钢板所需的平均换热系数可达1 000 W/(m2·K)。这意味着,一方面需要进一步提高射流雷诺数Re;另一方面需要进一步优化冲击射流阵列结构参数,例如采用密集型的气体射流装置。王磊等[23]研究了涡轮叶片用密集冲击射流冷却的换热,考察了小喷嘴间距条件下的换热性能。Melola[22]测量了方形、圆孔等喷嘴的密集冲击射流换热系数,实验结果表明,换热系数比Martin公式计算值高出20%左右。

    考虑到密集型气体冲击冷却换热还未得到充分应用,其结构形式存在诸多可能,换热性能还需要更多的研究。本文针对刀片式密集圆孔气体冲击换热进行实验研究,以得到平均对流换热系数,用于指导冷却装置的开发、设计与运行。

    • 实验的研究对象为图1所示的刀片式圆孔气体射流装置,喷孔布置在狭长型的刀片状肋管上,类似于狭缝喷嘴,肋管之间形成规则的狭长形逸气通道,排气空间较大;在肋管头部布置间距为Yn的圆孔,相邻肋管的间距为Xn。这种结构使得刀片式圆孔气体射流装置兼具狭缝喷嘴和圆孔喷嘴的优点,一方面肋管的集气功能可以大幅降低供风和集气环节的阻力损失,在风机功率一定的情况下可以提高气体流量;另一方面良好的排气空间,使得喷孔可以密集布置,提高开孔率。

      图  1  刀片式圆孔射流装置

      Figure 1.  Blade-type impingement device with holes

      考虑到刀片式圆孔气体射流换热均匀,实验研究采用如图2所示的原理。速度为ug,温度为Tg的气体从冲击高度为H的刀片式多排圆孔喷嘴喷射出来,垂直向下喷射到温度Ts的高温薄铜板进行强化换热。由于铜板厚度极薄,毕渥数Bi不超过0.01,忽略其厚度方向的温度差别。高温薄铜板背部黏贴有电压为U、电流为I的薄膜电阻加热器供热。射流气体与薄铜板换热后,废气流向相邻肋管之间的逸气空间,最终从两侧排出。当薄铜板表面温度达到稳定且维持温度值Ts,薄铜板与气体的换热满足如下热平衡

      图  2  刀片式圆孔射流实验测量原理示意图

      Figure 2.  Schematic diagram of measurement for blade-type multiplycircular gas jets

      式中qe为薄膜电阻加热产生焦耳热形成的热流密度,W/m2A为冲击板面面积,m2hav为平均对流换热系数,W/(m2.K);qloss包含薄铜板对环境的辐射散热和加热器背面导热散热引起的热流密度,W/m2。由此平均对流换热系数为

      定性尺寸为圆孔直径D,定义冲击雷诺数和平均努谢尔数为

      式中kgνg分别为气体的导热系数和运动黏性系数,单位分别为W/(m·K)和m2/s,定性温度采用气体喷口处的温度值Tg。改变射流速度和喷射高度,测量各工况下的平均换热系数,可以获得NuDavReD的关系。

    • 图3是实验系统图,主要分为如下几个部分:空气管路系统、刀片式喷嘴喷射系统、冲击板与热流密度测试系统、位置调节系统和信号采集系统。

      图  3  圆孔气体射流实验原理

      Figure 3.  Schematic diagram of experimental apparatus for circular gas jets

      室温的空气经过滤器和消音器后由压头为12000 Pa,风量3600 m3/h的离心式风机鼓入直径400 mm的风管,经主管道上的调节阀和孔板流量计后进入风箱。在风箱前,管道逐渐由圆管缓慢过渡到风箱上矩形接口,以保证气体流量在喷嘴组上均匀地分配。

      实验用刀片式圆孔射流喷嘴的具体尺寸如图4所示,结构参数包括喷孔直径D、喷嘴纵向间距Xn、横向间距Yn、喷射高度H、开孔率Af和喷嘴个数n。其中开孔率Af表示喷嘴出口总面积与换热面总面积的比值,图5中分别为狭缝喷嘴、等间距圆孔喷嘴和刀片式圆孔喷嘴的开孔率定义。刀片式圆孔喷嘴的开孔率高达0.0366,是常规管式风箱开孔率的3倍,接近狭缝喷嘴的开孔率。实验采用的喷嘴的具体尺寸如表1所示。由于刀片式圆孔射流的应用场景为带材连续退火,考虑到带材顺利运行和喷嘴效率,选取6<H/D<13。对于D=8 mm,如果带钢与喷嘴间距过小,例如H<40 mm,带材振动容易损坏喷嘴,已不具备实际用途;带钢与喷嘴间距过大,如H/D>15,会造成风机的动力浪费。

      图  4  刀片式圆孔喷嘴结构图

      Figure 4.  Geometric drawing of blade-type circular nozzle

      图  5  不同喷嘴布置方式下的开孔率

      Figure 5.  Effective openness Af for different nozzle configuration

      D/mmXn/DYn/DH/DE/mmnAf
      86.253.1256.25, 7.5, 12.51501820.0366

      表 1  试验喷嘴的几何尺寸表

      Table 1.  Table of geometric data for blade-type nozzles

      冲击板的作用是模拟气体射流冲击后形成的流场。冲击板材质为不锈钢,几何尺寸为600 mm×600 mm×8 mm。在冲击板的中央镶嵌着边长250 mm的方形薄铜板,其作用是模拟高温带材表面与气体射流的换热,并测量平均热流密度。高温薄铜板与冲击板之间填充约厚10 mm的绝热材料,以减小薄铜板边缘与冲击板之间接触导热,安装时使薄铜板上表面与不锈钢冲击板面保持在同一平面上。

      实验测量的主要数据包括:总管冷却气体的流量、温度和压力,风箱内气体的温度和压力,薄铜板的平均温度、加热器的电压。总管冷却气体的流量采用孔板流量计测量,误差约为3%。铜板温度采用T型热电偶测量,在0~350 ℃的测温范围内,最大温度误差为0.5 ℃。气体温度采用水银温度计测量,在0~100 ℃测温范围内,最大温度误差为0.2 ℃。电压表为1.0级,在0~200 V测量范围内,最大误差为2 V。根据误差分析公式[24],可得雷诺数的相对误差为3%,平均努谢尔数和换热系数的相对误差为

      误差的主要来源为薄膜电阻热流密度的测量误差。

      为了确定薄铜板的辐射散热等热流损失qloss,在正式实验前,将加热器通电,使薄铜板升温,但不启动气体射流风机。经过一段时间后,电加热器的供热量与热流计表面的辐射散热,以及未计入的导热散热量达到平衡,并使热流计表面维持温度。根据薄铜板的热平衡可得${q_{\rm{e}}} = {q_{\rm{loss}}}{\rm{ = }}{h_{\rm{loss}}}({T_{\rm{s}}} - {T_{\rm{g}}})$,通过数次实验可以确定${h_{\rm{loss}}} \approx 9.2\;{\rm{W/}}({{\rm{m}}^2}\cdot {\rm{K}})$。由于热损失换热系数${h_{\rm{loss}}}$远小于${h_{{\rm{av}}}}$,实验过程中热流计表面温度控制在80~110 ℃,可认为${h_{\rm{loss}}}$不随热流计表面温度变化而改变。

    • 实验研究采用的刀片式圆孔喷嘴组横向与纵向间距较小,Xn/D=6.25, Yn/D=3.125,局部换热系数可视为均匀分布,采用薄铜板热流计表面的平均温度来计算平均换热系数NuDav。但实际上,换热系数在空间上仍然存在一定的不均匀性,如果采用表面温度的最高值和最低值估算换热系数的最大值NuDav_MAX和最小值NuDav_MIN,它们与平均换热系数NuDav的偏差可以表征换热系数在空间上的不均匀程度。图6给出了以H/D =7.5时,以NuDav_MAX-NuDavv为正偏差,NuDav-NuDav_MIN为负偏差的努谢尔数NuDav与冲击雷诺数ReD的对应关系。由图中可以看出,当雷诺数较高时,NuDav的偏差较大,但是最大偏差小于5%,平均偏差为2%,由此可见,可以采用热流计的平均温度来估算平均换热系数NuDav

      图  6  努谢尔数NuDav的测量偏差

      Figure 6.  Derivation of measured values of Nusselt number

      图7示出了冲击雷诺数ReD对努谢尔数NuDav的影响,实验主要研究了H/D分别为6.25,7.5和12.5时的三种情况。由图中可以看出,换热系数随着喷气速度的增大而增加,NuDav随雷诺数的增加而增大。表明提高射流速度会使气体射流与冲击面的动量交换加剧,从而增强换热效果。由图中还可以看出努谢尔数NuDav对冲击雷诺数ReD的依赖程度。三种情况下,在双对数坐标下,实验点均落在三条近乎平行的线附近,表明各情况下准数方程中ReD的幂次相接近。在实验研究的范围内,在H/D<7.5时,喷射高度的影响并不明显,当H/D>7.5后,增加喷射高度会显著降低换热系数。

      图  7  不同喷射高度条件下,冲击雷诺数对努谢尔数的影响

      Figure 7.  Effects of Reynolds number on Nusslet number for all normalized standoff distance H/D

      图8给出了$N{u_{D{\rm{av}}}}{\rm{/}}Re_{D}^{m}$与量纲为一喷射高度$H{\rm{/}}D$的关系,按照$(N{u_{D{\rm{av}}}}{\rm{/}}Re_{D}^{m}) \propto {(H/D)^p}$的形式进行回归,可得到$p = - 0.606$,说明NuDav随无量纲喷射高度$H{\rm{/}}D$的−0.606次幂递减。

      图  8  量纲为一喷射高度对量纲为一数NuDav/ReDm的影响

      Figure 8.  Effects of normalized impingement height H/D on dimensionless number NuDav/ReDm

    • 对于6 000≤Rex≤600 000,8≤Xn/D≤32条件下,Gardon[11]获得的准数方程如下

      式中,ua定义为到达冲击面的速度,m/s,考虑了喷射高度的影响。Martin[12]总结的准数方程为

      公式的适用范围为2 000≤ReD≤100 000,2≤H/D≤12,0.004≤Af≤0.04。

      图9比较了H/D =7.5的实验数据与Gardon公式的计算值,可以看出实验结果与Gardon公式吻合很好。

      图  9  H/D=7.5实验数据与Gardon公式比较

      Figure 9.  Experimental data for H/D =7.5 reduced according to Gardon’s equation

      图10(a)比较了H/D =7.5的实验结果与Martin公式的计算值,可以看出实验结果明显高于Martin公式的计算值,实验值大约是Martin公式计算值的1.4倍左右。这与Glaser[20]和Ott[21]实验结果与Martin公式比较的结果是一致的,Glaser和Ott的实验值比相应的Martin公式计算值高。

      图  10  H/D =7.5的实验数据与Martin公式和修正Martin公式比较

      Figure 10.  Experimental data for H/D=7.5 reduced according to (a) Martin’s equation and (b) corrected Martin’s equation

      图11分析产生差别的原因,由图11(a)可以看出,H/D=7.5时,当Af>0.03时函数$K\left( {{A_f},H/D} \right)$$G\left( {{A_f},H/D} \right)$几乎不变化,由图11(b)可以看出,当Af>0.02后函数$KG$就几乎不变化,这主要是Martin公式中函数$K\left( {{A_f},H/D} \right)$$G\left( {{A_f},H/D} \right)$过度压制了开孔率Af的作用。

      图  11  H/D=7.5时函数KG(a)和修正函数KAAf的关系(b)

      Figure 11.  Distribution of the function of K,G (a) and modified K with Af (b) for H/D=7.5

      如果引入修正函数

      来代替$K\left( {{A_f},H/D} \right)G\left( {{A_f},H/D} \right)$函数,KAAf的关系如图11(b)所示。由此可得到Martin公式的修正式为

      图11(b)对比了H/D =7.5的实验数据与Martin修正公式,可以看出二者吻合得很好。

    • (1)以空气为模化介质,通过实验研究了刀片式多排圆孔冲击射流换热,平均努谢尔数随雷诺数的增加而增大,与无量纲喷射高度$H{\rm{/}}D$的0.606次幂成反比。

      (2)刀片式多排圆孔气体射流,采用密集布置喷孔后,提高了开孔率,可以显著提高换热系数,约为Martin公式计算值的1.4倍。

      (3)实验结果与Gardon公式非常吻合,与Martin公式存在显著差别,引入修正的KA函数后吻合较好。

(11)  表(1) 参考文献 (24) 相关文章 (9)

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