斜射流對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦杂绊懙姆抡娣治?/h1>
2022-02-22 06:38:50趙波唐萬松王翼鵬劉相宜金汝寧
機(jī)械 2022年1期
趙波，唐萬松，王翼鵬，劉相宜，金汝寧
斜射流對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦杂绊懙姆抡娣治?/p>
趙波1,2，唐萬松1，王翼鵬1，劉相宜1，金汝寧1
（1.四川大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，四川 成都 610065；2.四川省丘區(qū)山區(qū)智能農(nóng)機(jī)裝備創(chuàng)新中心，四川 德陽 618000）
沖擊射流是一種傳熱效率極高的方式，采用數(shù)值分析方法模擬了單束射流不同傾角條件下的沖擊冷卻過程，定量討論了射流流場(chǎng)對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?，發(fā)現(xiàn)射流流速與滯止區(qū)和壁面射流區(qū)的傳熱性能具有強(qiáng)相關(guān)性。為此設(shè)計(jì)了組合式射流沖擊冷卻模型，仿真驗(yàn)證發(fā)現(xiàn)，在多噴嘴協(xié)同作用下，組合式射流繼承了單束直射流和斜射流的優(yōu)點(diǎn)，在保證滯止區(qū)傳熱效率較高的同時(shí)，有效地提高了射流下游的傳熱效率，并使壁溫分布更加均勻。
射流；沖擊冷卻；斜射流；組合式射流；數(shù)值分析
隨著工程技術(shù)的飛速發(fā)展，越來越多的工程領(lǐng)域?qū)鳠崽岢隽烁鼑?yán)苛的要求，比如航空航天和鋼鐵等領(lǐng)域迫切期望提高傳熱效率以減少能耗[1]。射流沖擊冷卻的局部傳熱效果極好，尤其在滯止區(qū)能夠獲得極高的傳熱效率，較外掠平板強(qiáng)迫對(duì)流的換熱系數(shù)高幾倍甚至一個(gè)數(shù)量級(jí)[2]。但是，受制于早期試驗(yàn)設(shè)備和計(jì)算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）的發(fā)展，加之試驗(yàn)和計(jì)算手段等因素有限，射流沖擊冷卻技術(shù)發(fā)展相對(duì)緩慢，部分傳熱機(jī)理和現(xiàn)象至今仍未得到令人滿意的解釋。近年來，隨著數(shù)值仿真精度的提升和應(yīng)用范圍的增大，深入研究射流傳熱特性成為可能。重要的是，數(shù)值仿真可模擬復(fù)雜工況，并直觀地呈現(xiàn)出細(xì)節(jié)信息，有助于深入理解射流沖擊冷卻過程的流場(chǎng)特征和傳熱特性。本文主要采用數(shù)值方法，擬研究不同參數(shù)變化下斜射流對(duì)壁面?zhèn)鳠嵝阅艿挠绊憽?/p>
p為流體壓力；w和υ分別為流體軸向和徑向速度。
相關(guān)的數(shù)值研究包括：Zu[3]對(duì)單束圓形空氣射流垂直沖擊壁面的傳熱特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)SST模型和大渦模擬（Large Eddy Simulation，LES）可以更好地預(yù)測(cè)沖擊射流的流動(dòng)和傳熱特性。Afroz[4]采用RNG和SST模型分別數(shù)值模擬了雙斜縫射流沖擊冷卻等溫面的過程，發(fā)現(xiàn)SST模型對(duì)局部努塞爾數(shù)預(yù)測(cè)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合得更好。Gardon[5]發(fā)現(xiàn)了空氣射流的附近傳熱系數(shù)的雙峰現(xiàn)象，文獻(xiàn)認(rèn)為可能是由于該處邊界層較薄的緣故，與之相類似的還有周定偉[6]、Lee[20]和冷浩[21]。Hosain[8]研究了水流量及噴嘴間距對(duì)恒熱流壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?。Baghel[9]利用紅外熱成像技術(shù)研究液體非浸沒斜射流沖擊壁面的傳熱特性，發(fā)現(xiàn)與直射流相比，斜射流可有效地提高下游的努塞爾數(shù)。Ma[10]對(duì)任意熱流條件下垂直射流的傳熱特性進(jìn)行了研究，將速度和溫度邊界層劃分為五個(gè)區(qū)域，獲得了水躍前四個(gè)區(qū)域的換熱系數(shù)的表達(dá)式。Mishra[11]采用粒子圖像測(cè)速技術(shù)研究了射流沖擊間距和傾角對(duì)液體浸沒射流流動(dòng)特性的影響。苑達(dá)[12]數(shù)值模擬了單孔圓形射流沖擊壁面的速度場(chǎng)和壓力場(chǎng)，確定了滯止區(qū)區(qū)域。Pan[15]使用紅外熱成像技術(shù)探究了液體非浸沒射流中4種不同的噴嘴結(jié)構(gòu)對(duì)傳熱的影響。Gabour[16]試驗(yàn)研究了液體非浸沒射流沖擊恒熱流壁面時(shí)，不同射流雷諾數(shù)、沖擊間距和壁面粗糙度對(duì)傳熱的影響。Lytle[17]利用紅外熱成像技術(shù)研究了空氣射流在沖擊間距小于一個(gè)噴嘴直徑時(shí)的局部傳熱特性。Yi[18]采用熱像熒光測(cè)溫法研究了斜射流沖擊冷卻的瞬態(tài)傳熱特性。葉純杰[19]數(shù)值模擬了斜射流沖擊冷卻移動(dòng)平板的傳熱過程，研究了射流傾角與平板運(yùn)動(dòng)速度對(duì)平板表面的平均傳熱效果影響。
但目前為止，鮮有學(xué)者能用合適的傳熱學(xué)理論解釋壁面射流區(qū)的傳熱性能?；诖?，本文擬通過數(shù)值模擬的方法，從單束射流出發(fā)分析射流流場(chǎng)對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦栽斐傻挠绊?，并根?jù)二者關(guān)系構(gòu)建新的組合式多噴嘴射流模型，以綜合改進(jìn)壁面整體傳熱效率。
1 單束斜射流對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?/h2>1.1 模型建立
采用ANSYS Fluent軟件，基于有限體積法（Finite Volume Method，F(xiàn)VM）的數(shù)值模型如圖2所示，冷卻水自噴嘴射出，流經(jīng)空氣域，對(duì)高溫壁面進(jìn)行沖擊冷卻。噴嘴出口截面和沖擊壁面的尺寸分別為6 mm×6 mm和100 mm× 100 mm的方形薄壁結(jié)構(gòu)，方噴嘴的特征長(zhǎng)度為噴嘴出口邊長(zhǎng)6 mm，噴嘴出口到?jīng)_擊壁面的距離（沖擊間距）為＝18 mm，噴嘴軸心線與壁面法線的夾角為（0°, 30°, 45°, 60°）。以噴嘴軸心線與壁面的交點(diǎn)為原點(diǎn)建立笛卡爾坐標(biāo)系，、和軸的正方向如圖3所示，分別為縱向、橫向和垂向，流體沿、和軸正方向的流速分別為、和。整個(gè)模型關(guān)于面對(duì)稱，定義軸負(fù)方向（＞0）區(qū)域?yàn)樯淞魃嫌?，軸正方向（＜0）區(qū)域?yàn)橄掠巍?/p>
1.2 邊界條件以及參數(shù)設(shè)置
數(shù)值模擬邊界條件設(shè)置：噴嘴入口邊界采用速度入口，其大小由射流雷諾數(shù)換算得到，＝5964；空氣入口和射流出口連通大氣，因此兩者邊界分別設(shè)置為壓力入口和壓力出口，入口溫度T和壁面溫度T為T＝T＝293.15 K，表壓值為0，操作壓力為1個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓；沖擊壁面無滑移速度，且保持恒定熱流密度q＝6×104W/m2。
圖2 單束射流沖擊冷卻模型
圖3 網(wǎng)格劃分
數(shù)值求解過程采用基于壓力的穩(wěn)態(tài)3D數(shù)值求解器。重力加速度為9.81 kg/s2。開啟能量方程，多相流及湍流模型分別采用VOF和SST k-w模型。對(duì)于壓力－速度耦合，采用SIMPLE算法進(jìn)行求解。動(dòng)量、能量、湍動(dòng)能和湍流耗散率方程均采用二階迎風(fēng)格式離散。
1.3 模型驗(yàn)證
為驗(yàn)證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，以＝0°模型為例，數(shù)值模擬了不同射流下駐點(diǎn)處努塞爾數(shù)0的分布，并與文獻(xiàn)[10]中經(jīng)驗(yàn)公式求得的數(shù)值進(jìn)行對(duì)比。由圖4可見，駐點(diǎn)處的努塞爾數(shù)與文獻(xiàn)中的經(jīng)驗(yàn)公式符合得較好，最大相對(duì)誤差為2.3%，證明了數(shù)值模擬的正確性和可信性。
圖4 不同射流Re下駐點(diǎn)處努塞爾數(shù)分布
同時(shí)對(duì)網(wǎng)格無關(guān)性做出計(jì)算，以獲得網(wǎng)格無關(guān)解。由于射流沖擊冷卻的研究重點(diǎn)集中于流體與壁面交界處，因此，對(duì)比不同的第一層網(wǎng)格高度時(shí)壁面平均努塞爾數(shù)avg的變化，從而確定第一層網(wǎng)格的最佳尺寸如圖5。結(jié)果表明，當(dāng)?shù)谝粚泳W(wǎng)格高度為0.01 mm時(shí)，壁面平均努塞爾數(shù)分布幾乎不再變化。因此，本文接下來的單束射流以及組合式射流沖擊冷卻模擬中，流體域網(wǎng)格劃分的均按第一層網(wǎng)格高度為0.01 mm時(shí)的網(wǎng)格。
1.4 結(jié)果分析
1.4.1 單束射流壁面溫度云圖
圖6為單束射流在不同傾斜角度下壁面溫度分布云圖，圖中黑色圓點(diǎn)代表噴嘴軸心線與壁面的交點(diǎn)。從整體上看，滯止區(qū)溫度最低，壁面低溫區(qū)呈十字狀分布。隨著噴嘴傾斜角度的增大，上游低溫區(qū)變窄，并逐漸向下游轉(zhuǎn)移且發(fā)生變形，整體表現(xiàn)出沿軸方向收縮，沿軸方向延展的趨勢(shì)，顯然下游的冷卻效果得到了增強(qiáng)，上游的冷卻效果被削弱?？梢娦鄙淞鳑_擊冷卻的一個(gè)顯著特點(diǎn)是射流上下游的傳熱特性相互影響，當(dāng)下游冷卻效果增強(qiáng)時(shí)，上游被削弱。
圖5 不同的第一層網(wǎng)格高度下壁面平均努塞爾數(shù)對(duì)比
圖6 單束射流不同傾角下的壁溫云圖
1.4.2 斜射流流場(chǎng)對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?/p>
為定量分析噴嘴傾角對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?，取?duì)稱面與壁面交線（直線＝0 mm）上的溫度和努塞爾數(shù)分布進(jìn)行對(duì)比，如圖7所示，圖中方向的坐標(biāo)進(jìn)行了無量綱處理。對(duì)于＝0°的垂直射流，努塞爾數(shù)的分布是對(duì)稱的，在駐點(diǎn)兩側(cè)/＝±0.5附近出現(xiàn)努塞爾數(shù)峰值。隨著噴嘴傾角的增大，努塞爾數(shù)分布便不再對(duì)稱且峰值增大，峰值對(duì)應(yīng)的位置向上游移動(dòng)，同時(shí)努塞爾數(shù)自峰值急劇衰減，有效冷卻范圍變窄。幾何中心處（坐標(biāo)原點(diǎn)），噴嘴傾角越小，溫度越低，努塞爾數(shù)越大，冷卻效果越好。沿軸方向，距噴嘴越遠(yuǎn)，壁面溫度越高，努塞爾數(shù)越小，冷卻效果越差。當(dāng)0＜/＜6時(shí)，隨著噴嘴傾角的增大，溫度逐漸升高，努塞爾數(shù)減小，冷卻效果變差；當(dāng)/＞6時(shí)，情況則相反。前文提及，當(dāng)＝0°時(shí)，努塞爾數(shù)分布沿軸方向非單調(diào)變化，結(jié)果和文獻(xiàn)[5,20-21]相一致。
圖7 直線x＝0 mm處溫度及努塞爾數(shù)分布對(duì)比
壁面?zhèn)鳠崤c射流的流場(chǎng)密切相關(guān)，通過對(duì)比噴嘴不同傾角下流場(chǎng)特征的變化，進(jìn)而揭示并發(fā)現(xiàn)影響壁面?zhèn)鳠岬臐撛谝蛩?。如圖8所示為對(duì)稱面上直線＝0.1 mm處的流場(chǎng)分布，圖中的負(fù)號(hào)僅表示流速與正方向相反。由于所選位置在對(duì)稱面上，所以流體縱向流速為0，因此，此處僅討論流體橫向和垂向流速對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?。圖8（a）為射流垂向流速分布對(duì)比。除了＝0°時(shí)，駐點(diǎn)兩側(cè)/＝±0.5附近出現(xiàn)速度峰值外，垂向流速整體上隨著水平距離的增加逐漸減小。伴隨噴嘴傾角的增大，流速峰值增大且峰值對(duì)應(yīng)的位置向上游移動(dòng)。當(dāng)0＜/＜1時(shí)，噴嘴傾角越小，流速越大；當(dāng)/＞1時(shí)，流速基本為0，流體沿壁面純水平方向流動(dòng)。圖8（b）為橫向流速分布對(duì)比。橫向流速整體上隨著水平距離的增加先增大后減小。伴隨噴嘴傾角的增大，流速峰值減小且峰值對(duì)應(yīng)的位置向上游移動(dòng)。當(dāng) 0＜/＜1時(shí)，流速迅速增大；當(dāng)1＜/＜6時(shí)，隨著噴嘴傾角的增大，流速逐漸減小，當(dāng)/＞6時(shí)，則情況相反。
圖8 直線z＝0.1 mm處流速分布對(duì)比
圖8與圖7（b）對(duì)比，發(fā)現(xiàn)在/＜1區(qū)域，努塞爾數(shù)的分布特征與垂向流速的分布極為相似。盡管在該區(qū)域橫向流速迅速增大且多數(shù)位置都遠(yuǎn)大于垂向流速，但是努塞爾數(shù)的分布特征仍然與垂向流速保持一致，說明在該區(qū)域即使垂向流速相對(duì)于橫向流速小了1到2個(gè)數(shù)量級(jí)，其對(duì)此區(qū)域的傳熱依然起主要影響作用。這種現(xiàn)象有望解釋在駐點(diǎn)兩側(cè)/＝±0.5附近出現(xiàn)努塞爾數(shù)峰值，很可能是由此處垂向流速分量較大造成的。在/＞1區(qū)域，努塞爾數(shù)的分布特征又與橫向流速的分布極其相似，由于該區(qū)域垂向流速為0，壁面?zhèn)鳠崽匦詢H受橫向流速的影響，因此其流動(dòng)特征和傳熱特性與外掠平板相似。關(guān)于流速對(duì)傳熱的影響在文獻(xiàn)[7]中也有所提及，流體的速度大小體現(xiàn)了其速度方向上的熱流密度也就是帶走了多少熱量。另外根據(jù)射流速度和壁面?zhèn)鳠岬姆植家?guī)律，/＝±1處可作為區(qū)分滯止區(qū)和壁面射流區(qū)的依據(jù)，該值與文獻(xiàn)[13]的發(fā)現(xiàn)是一致的。
2 多束組合式射流對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?/h2>2.1 模型建立
組合式射流沖擊冷卻模型中直噴嘴兩側(cè)的斜噴嘴傾角均為＝60°。模型中三個(gè)噴嘴的結(jié)構(gòu)、噴嘴出口截面和沖擊壁面的尺寸、沖擊間距、全局坐標(biāo)系等與上節(jié)模型設(shè)置完全一致。新增加的兩個(gè)斜噴嘴的軸心線與壁面的交點(diǎn)距和軸的距離均為7 mm，如圖9所示。
圖9 組合式射流沖擊冷卻模
2.2 結(jié)果分析
圖10中黑色圓點(diǎn)表示噴嘴軸心線與壁面的交點(diǎn)。圖10（a）顯示單束直射流沖擊冷卻能力有限，距離噴嘴越遠(yuǎn)換熱能力越弱，壁面溫度越高，整體的壁面溫度分布不均。圖10（b）組合式射流增加了兩個(gè)斜噴嘴，使射流下游區(qū)域的冷卻效果得到提升，同時(shí)壁面溫度分布較為均勻，但上游區(qū)域的冷卻效果明顯被削弱，這一點(diǎn)與單束斜射流沖擊冷卻十分相似。
圖10 不同射流模型的壁溫云圖
圖11為對(duì)稱面與壁面交線（直線＝0 mm）上的溫度和努塞爾數(shù)分布對(duì)比。整體上看，除1＜/＜5外，組合式射流多數(shù)位置的溫度低于單束直射流，努塞爾數(shù)較大，尤其在射流下游最為明顯。局部來看，當(dāng)0＜/＜1時(shí)，兩個(gè)模型的溫度分布曲線幾乎重合，單束直射流的努塞爾數(shù)略大于組合式射流；當(dāng)1＜/＜5時(shí)，組合式射流的溫度分布曲線高于單束直射流，努塞爾數(shù)較??；當(dāng)/＞5時(shí)，組合式射流的溫度分布曲線低于單束射流，努塞爾數(shù)較大，且兩者的差值隨著/的增加而增大。顯然組合式射流沖擊冷卻模型繼承了單束直射流和斜射流的各自優(yōu)點(diǎn)，在保證滯止區(qū)的冷卻效率基本不變的同時(shí)，提高了射流下游的冷卻效果以及壁面?zhèn)鳠岬木鶆蛐浴?/p>
圖12為對(duì)稱面上直線＝0.1 mm處流速分布對(duì)比圖，由于位于對(duì)稱面上，所以縱向流速為0，因此，這里同樣僅討論橫向和垂向流速對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?。由圖12可知，當(dāng)0＜/＜1時(shí)，組合式和單束直射流垂向流速沿橫向先增大后迅速減小至0，整體分布前者小于后者，兩者橫向流速基本相等。當(dāng)1＜/＜3時(shí)，組合式射流垂向流速出現(xiàn)波動(dòng)，先反向增大后減小至0，整體分布大于單束射流；當(dāng)/＞3時(shí)，兩者垂向流速基本接近0。當(dāng) 1＜/＜5時(shí)，組合式射流橫向流速同樣出現(xiàn)波動(dòng)，先減小后增大，而單束直射流橫向流速持續(xù)減小，整體分布前者小于后者；當(dāng)/＞5時(shí)，兩者橫向流速都逐漸減小，且組合式射流橫向流速明顯大于單束直射流。
圖11 直線x＝0 mm處溫度及努塞爾數(shù)分布對(duì)比
圖12 直線z＝0.1 mm處速度分布對(duì)比
通過綜合對(duì)比，發(fā)現(xiàn)單束直射流的冷卻能力和范圍十分有限，主要是因?yàn)槔鋮s介質(zhì)自噴嘴射出，與壁面接觸后就持續(xù)被加熱，同時(shí)受流體粘性影響，流速不斷減小，因此距離噴嘴越遠(yuǎn)，冷卻介質(zhì)溫度越高，對(duì)壁面的冷卻效果就越弱。另一方面，由于兩個(gè)斜噴嘴的存在增大了下游的流速，所以組合式射流的下游冷卻效果明顯提升。組合式射流的壁面?zhèn)鳠崽卣鞯淖兓?yàn)證了上節(jié)的結(jié)論，可見無論是減小噴嘴直徑，還是增大射流雷諾數(shù)，亦或是改變沖擊間距等，本質(zhì)都是通過調(diào)節(jié)射流流速分布進(jìn)而影響壁面的傳熱特性。因此要想提高射流沖擊冷卻效果，需關(guān)注兩點(diǎn)：一是增加射流垂向流速，有利于提高滯止區(qū)的傳熱效率；二是增大橫向流速，以增強(qiáng)該方向熱對(duì)流的貢獻(xiàn)[14]，有利于提高壁面射流區(qū)的傳熱效率以及壁溫分布的均勻性。
3 結(jié)論
（1）通過對(duì)單束射流模型仿真分析，探究了不同傾角下冷卻效果在上下游的變化介紹了直射流與斜射流的優(yōu)缺點(diǎn)，同時(shí)結(jié)合射流流場(chǎng)的速度分布，給出了滯止區(qū)和壁面射流區(qū)傳熱的主要影響因素。
（2）結(jié)合斜射流與直射流的優(yōu)缺點(diǎn)，根據(jù)流場(chǎng)對(duì)傳熱的影響，構(gòu)建新的組合式射流模型，既保證了滯止區(qū)良好的傳熱效率，同時(shí)也保證了壁面射流區(qū)的傳熱效率以及壁溫分布的均勻性。
本文的分析結(jié)論可推廣到各類型的射流應(yīng)用中，以指導(dǎo)射流裝置的工程設(shè)計(jì)以及冷卻流體的應(yīng)用控制。
[1]Jorg J，Taraborrelli S，Sarriegui G，et al. Direct single impinging jet cooling of a MOSFET power electronic module[J]. IEEE Transactions on Power Electronics，2017，33（5）：4224-4237.
[2]顧維藻. 強(qiáng)化傳熱[M]. 北京：科學(xué)出版社，1990.
[3]Zu Y Q，Yan Y Y，Maltson J. Numerical study on stagnation point heat transfer by jet impingement in a confined narrow gap[J]. Journal of Heat Transfer，2009，131（9）：258-262.
[4]Afroz F，Sharif M. Numerical study of heat transfer from an isothermally heated flat surface due to turbulent twin oblique confined slot-jet impingement[J]. International Journal of Thermal Sciences，2013（74）：1-13.
[5]Gardon R，Akfirat J C. The role of turbulence in determining the heat-transfer characteristics of impinging jets[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer，1965，8（10）：1261-1272.
[6]周定偉. 強(qiáng)潤(rùn)濕性液體圓形射流的單相對(duì)流與核沸騰沖擊傳熱的研究[D]. 西安：西安交通大學(xué)，2000.
[7]趙波，劉建，王梓羽，等. 多出口管內(nèi)層流穩(wěn)態(tài)流動(dòng)溫度場(chǎng)數(shù)值仿真分析[J]. 機(jī)械，2020，47（8）：12-17.
[8]Hosain M L，F(xiàn) Dhila R B，Daneryd A. Multi-jet impingement cooling of a hot flat steel plate[J]. Energy Procedia，2014（61）：1835-1839.
[9]Baghel K，Sridharan A，Murallidharan J S. Experimental and numerical study of inclined free surface liquid jet impingement[J]. International Journal of Thermal Sciences，2020，154（3）：106389.
[10]Ma C F，Zhao Y H，Masuoka T，Gomi T. Analytical study on impingement heat transfer with single-phase free-surface circular liquid jets[J]. Journal of Thermal Science，1996，5（4）：271-277.
[11]Mishra A，Yadav H，Djenidi L，Agrawal A. Experimental study of flow characteristics of an oblique impinging jet[J]. Experiments in Fluids，2020（90）：1-16.
[12]苑達(dá)，王丙興，王昭東，等. 單噴嘴沖擊射流的數(shù)值模擬[C].第七屆中國(guó)金屬學(xué)會(huì)青年學(xué)術(shù)會(huì)論文集，2014.
[13]周定偉，馬重芳. 圓形液體浸沒射流沖擊駐點(diǎn)傳熱的數(shù)值模擬[J]. 北京工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2001，27（3）：316-321.
[14]Zhao B，Long W，Zhou R. A convective analytical model in turbulent boundary layer on a flat plate based on the unifying heat flux formula[J]. International Journal of Thermal Sciences，2021（163）：106784.
[15]Pan Y，Stevens J，Webb B W. Effect of nozzle configuration on transport in the stagnation zone of axisymmetric, impinging free-surface liquid jets: part 2－local heat transfer[J]. Journal of Heat Transfer，1992，114（4）：880-886.
[16]Gabour L A，Lienhard J H. Wall roughness effects on stagnation-point heat transfer beneath an impinging liquid jet[J]. Journal of Heat Transfer，1994，116（1）：81-87.
[17]Lytle D，Webb B W. Air jet impingement heat transfer at low nozzle-plate spacings[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer，1994，37（12）：1687-1697.
[18]Yi S J，Kim M，Kim D，et al. Transient temperature field and heat transfer measurement of oblique jet impingement by thermographic phosphor[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer，2016（102）：691-702.
[19]葉純杰，范俊生，潘紅良. 傾斜射流對(duì)移動(dòng)平板表面紊動(dòng)和傳熱特性的影響[J]. 動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2012，32（4）：315-320.
[20]Lee X C，Ma C F，Zheng Q，et al. Numerical study of recovery effect and impingement heat transfer with submerged circular jets of large Prandtl number liquid[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer，1997，40（11）：2647-2653.
[21]冷浩，張西民，郭烈錦，等. 變壓器油圓形浸沒射流沖擊換熱特性[J]. 化工學(xué)報(bào)，2003，54（11）：1505-1509.
Numerical Study on Effects of Oblique Impinging Jet on the Surface Heat Transfer
ZHAO Bo1,2，TANG Wansong1，WANG Yipeng1，LIU Xiangyi1，JIN Runing1
( 1. School of Mechanical Engineering, Sichuan University, Chengdu 610065, China; 2. Sichuan Provincial Collaborative Innovation Center for Intelligent Agricultural Machinery in Hilly Areas, Deyang 618000, China)
An impinging jet is one of the highly efficient ways of heat transfer. The impingement cooling process through a single jet with different angles is simulated numerically, and the influence of the jet flow field on the heat transfer characteristics on the wall is discussed quantitatively. The result of the combined jet impinging cooling model indicates that the characteristics of heat transfer in the stagnation zone and the wall jet zone is closely related to the velocity distribution of the jet. Therefore, the combined jet impingement cooling model is established, and the verification of the numerical models demonstrates that the combined jet inherits the advantages of single-beam direct and oblique jets, which effectively improves the heat transfer efficiency of the downstream jet while ensuring that in the stagnation zone, resulting in a more uniform wall temperature distribution.
jet；impingement cooling；oblique jet；combined jet；numerical analysis
O358
A
10.3969/j.issn.1006-0316.2022.01.001
1006-0316 (2022) 01-0001-08
2021-06-07
四川省重大科技專項(xiàng)資助項(xiàng)目(2020YFSY0058)
趙波（1972－），男，吉林長(zhǎng)嶺人，工學(xué)博士，教授，主要研究方向?yàn)闈癖P式制動(dòng)器性能分析、無人駕駛礦車設(shè)計(jì)和車隊(duì)調(diào)度系統(tǒng)、熱對(duì)流和射流傳熱理論等，E-mail：aceaugust@126.com。
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趙波，唐萬松，王翼鵬，劉相宜，金汝寧
斜射流對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦杂绊懙姆抡娣治?/p>
趙波1,2，唐萬松1，王翼鵬1，劉相宜1，金汝寧1
（1.四川大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，四川 成都 610065；2.四川省丘區(qū)山區(qū)智能農(nóng)機(jī)裝備創(chuàng)新中心，四川 德陽 618000）
沖擊射流是一種傳熱效率極高的方式，采用數(shù)值分析方法模擬了單束射流不同傾角條件下的沖擊冷卻過程，定量討論了射流流場(chǎng)對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?，發(fā)現(xiàn)射流流速與滯止區(qū)和壁面射流區(qū)的傳熱性能具有強(qiáng)相關(guān)性。為此設(shè)計(jì)了組合式射流沖擊冷卻模型，仿真驗(yàn)證發(fā)現(xiàn)，在多噴嘴協(xié)同作用下，組合式射流繼承了單束直射流和斜射流的優(yōu)點(diǎn)，在保證滯止區(qū)傳熱效率較高的同時(shí)，有效地提高了射流下游的傳熱效率，并使壁溫分布更加均勻。
射流；沖擊冷卻；斜射流；組合式射流；數(shù)值分析
隨著工程技術(shù)的飛速發(fā)展，越來越多的工程領(lǐng)域?qū)鳠崽岢隽烁鼑?yán)苛的要求，比如航空航天和鋼鐵等領(lǐng)域迫切期望提高傳熱效率以減少能耗[1]。射流沖擊冷卻的局部傳熱效果極好，尤其在滯止區(qū)能夠獲得極高的傳熱效率，較外掠平板強(qiáng)迫對(duì)流的換熱系數(shù)高幾倍甚至一個(gè)數(shù)量級(jí)[2]。但是，受制于早期試驗(yàn)設(shè)備和計(jì)算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）的發(fā)展，加之試驗(yàn)和計(jì)算手段等因素有限，射流沖擊冷卻技術(shù)發(fā)展相對(duì)緩慢，部分傳熱機(jī)理和現(xiàn)象至今仍未得到令人滿意的解釋。近年來，隨著數(shù)值仿真精度的提升和應(yīng)用范圍的增大，深入研究射流傳熱特性成為可能。重要的是，數(shù)值仿真可模擬復(fù)雜工況，并直觀地呈現(xiàn)出細(xì)節(jié)信息，有助于深入理解射流沖擊冷卻過程的流場(chǎng)特征和傳熱特性。本文主要采用數(shù)值方法，擬研究不同參數(shù)變化下斜射流對(duì)壁面?zhèn)鳠嵝阅艿挠绊憽?/p>
p為流體壓力；w和υ分別為流體軸向和徑向速度。
相關(guān)的數(shù)值研究包括：Zu[3]對(duì)單束圓形空氣射流垂直沖擊壁面的傳熱特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)SST模型和大渦模擬（Large Eddy Simulation，LES）可以更好地預(yù)測(cè)沖擊射流的流動(dòng)和傳熱特性。Afroz[4]采用RNG和SST模型分別數(shù)值模擬了雙斜縫射流沖擊冷卻等溫面的過程，發(fā)現(xiàn)SST模型對(duì)局部努塞爾數(shù)預(yù)測(cè)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合得更好。Gardon[5]發(fā)現(xiàn)了空氣射流的附近傳熱系數(shù)的雙峰現(xiàn)象，文獻(xiàn)認(rèn)為可能是由于該處邊界層較薄的緣故，與之相類似的還有周定偉[6]、Lee[20]和冷浩[21]。Hosain[8]研究了水流量及噴嘴間距對(duì)恒熱流壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?。Baghel[9]利用紅外熱成像技術(shù)研究液體非浸沒斜射流沖擊壁面的傳熱特性，發(fā)現(xiàn)與直射流相比，斜射流可有效地提高下游的努塞爾數(shù)。Ma[10]對(duì)任意熱流條件下垂直射流的傳熱特性進(jìn)行了研究，將速度和溫度邊界層劃分為五個(gè)區(qū)域，獲得了水躍前四個(gè)區(qū)域的換熱系數(shù)的表達(dá)式。Mishra[11]采用粒子圖像測(cè)速技術(shù)研究了射流沖擊間距和傾角對(duì)液體浸沒射流流動(dòng)特性的影響。苑達(dá)[12]數(shù)值模擬了單孔圓形射流沖擊壁面的速度場(chǎng)和壓力場(chǎng)，確定了滯止區(qū)區(qū)域。Pan[15]使用紅外熱成像技術(shù)探究了液體非浸沒射流中4種不同的噴嘴結(jié)構(gòu)對(duì)傳熱的影響。Gabour[16]試驗(yàn)研究了液體非浸沒射流沖擊恒熱流壁面時(shí)，不同射流雷諾數(shù)、沖擊間距和壁面粗糙度對(duì)傳熱的影響。Lytle[17]利用紅外熱成像技術(shù)研究了空氣射流在沖擊間距小于一個(gè)噴嘴直徑時(shí)的局部傳熱特性。Yi[18]采用熱像熒光測(cè)溫法研究了斜射流沖擊冷卻的瞬態(tài)傳熱特性。葉純杰[19]數(shù)值模擬了斜射流沖擊冷卻移動(dòng)平板的傳熱過程，研究了射流傾角與平板運(yùn)動(dòng)速度對(duì)平板表面的平均傳熱效果影響。
但目前為止，鮮有學(xué)者能用合適的傳熱學(xué)理論解釋壁面射流區(qū)的傳熱性能?；诖?，本文擬通過數(shù)值模擬的方法，從單束射流出發(fā)分析射流流場(chǎng)對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦栽斐傻挠绊?，并根?jù)二者關(guān)系構(gòu)建新的組合式多噴嘴射流模型，以綜合改進(jìn)壁面整體傳熱效率。
1 單束斜射流對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?/h2>1.1 模型建立
采用ANSYS Fluent軟件，基于有限體積法（Finite Volume Method，F(xiàn)VM）的數(shù)值模型如圖2所示，冷卻水自噴嘴射出，流經(jīng)空氣域，對(duì)高溫壁面進(jìn)行沖擊冷卻。噴嘴出口截面和沖擊壁面的尺寸分別為6 mm×6 mm和100 mm× 100 mm的方形薄壁結(jié)構(gòu)，方噴嘴的特征長(zhǎng)度為噴嘴出口邊長(zhǎng)6 mm，噴嘴出口到?jīng)_擊壁面的距離（沖擊間距）為＝18 mm，噴嘴軸心線與壁面法線的夾角為（0°, 30°, 45°, 60°）。以噴嘴軸心線與壁面的交點(diǎn)為原點(diǎn)建立笛卡爾坐標(biāo)系，、和軸的正方向如圖3所示，分別為縱向、橫向和垂向，流體沿、和軸正方向的流速分別為、和。整個(gè)模型關(guān)于面對(duì)稱，定義軸負(fù)方向（＞0）區(qū)域?yàn)樯淞魃嫌?，軸正方向（＜0）區(qū)域?yàn)橄掠巍?/p>
1.2 邊界條件以及參數(shù)設(shè)置
數(shù)值模擬邊界條件設(shè)置：噴嘴入口邊界采用速度入口，其大小由射流雷諾數(shù)換算得到，＝5964；空氣入口和射流出口連通大氣，因此兩者邊界分別設(shè)置為壓力入口和壓力出口，入口溫度T和壁面溫度T為T＝T＝293.15 K，表壓值為0，操作壓力為1個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓；沖擊壁面無滑移速度，且保持恒定熱流密度q＝6×104W/m2。
圖2 單束射流沖擊冷卻模型
圖3 網(wǎng)格劃分
數(shù)值求解過程采用基于壓力的穩(wěn)態(tài)3D數(shù)值求解器。重力加速度為9.81 kg/s2。開啟能量方程，多相流及湍流模型分別采用VOF和SST k-w模型。對(duì)于壓力－速度耦合，采用SIMPLE算法進(jìn)行求解。動(dòng)量、能量、湍動(dòng)能和湍流耗散率方程均采用二階迎風(fēng)格式離散。
1.3 模型驗(yàn)證
為驗(yàn)證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，以＝0°模型為例，數(shù)值模擬了不同射流下駐點(diǎn)處努塞爾數(shù)0的分布，并與文獻(xiàn)[10]中經(jīng)驗(yàn)公式求得的數(shù)值進(jìn)行對(duì)比。由圖4可見，駐點(diǎn)處的努塞爾數(shù)與文獻(xiàn)中的經(jīng)驗(yàn)公式符合得較好，最大相對(duì)誤差為2.3%，證明了數(shù)值模擬的正確性和可信性。
圖4 不同射流Re下駐點(diǎn)處努塞爾數(shù)分布
同時(shí)對(duì)網(wǎng)格無關(guān)性做出計(jì)算，以獲得網(wǎng)格無關(guān)解。由于射流沖擊冷卻的研究重點(diǎn)集中于流體與壁面交界處，因此，對(duì)比不同的第一層網(wǎng)格高度時(shí)壁面平均努塞爾數(shù)avg的變化，從而確定第一層網(wǎng)格的最佳尺寸如圖5。結(jié)果表明，當(dāng)?shù)谝粚泳W(wǎng)格高度為0.01 mm時(shí)，壁面平均努塞爾數(shù)分布幾乎不再變化。因此，本文接下來的單束射流以及組合式射流沖擊冷卻模擬中，流體域網(wǎng)格劃分的均按第一層網(wǎng)格高度為0.01 mm時(shí)的網(wǎng)格。
1.4 結(jié)果分析
1.4.1 單束射流壁面溫度云圖
圖6為單束射流在不同傾斜角度下壁面溫度分布云圖，圖中黑色圓點(diǎn)代表噴嘴軸心線與壁面的交點(diǎn)。從整體上看，滯止區(qū)溫度最低，壁面低溫區(qū)呈十字狀分布。隨著噴嘴傾斜角度的增大，上游低溫區(qū)變窄，并逐漸向下游轉(zhuǎn)移且發(fā)生變形，整體表現(xiàn)出沿軸方向收縮，沿軸方向延展的趨勢(shì)，顯然下游的冷卻效果得到了增強(qiáng)，上游的冷卻效果被削弱?？梢娦鄙淞鳑_擊冷卻的一個(gè)顯著特點(diǎn)是射流上下游的傳熱特性相互影響，當(dāng)下游冷卻效果增強(qiáng)時(shí)，上游被削弱。
圖5 不同的第一層網(wǎng)格高度下壁面平均努塞爾數(shù)對(duì)比
圖6 單束射流不同傾角下的壁溫云圖
1.4.2 斜射流流場(chǎng)對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?/p>
為定量分析噴嘴傾角對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?，取?duì)稱面與壁面交線（直線＝0 mm）上的溫度和努塞爾數(shù)分布進(jìn)行對(duì)比，如圖7所示，圖中方向的坐標(biāo)進(jìn)行了無量綱處理。對(duì)于＝0°的垂直射流，努塞爾數(shù)的分布是對(duì)稱的，在駐點(diǎn)兩側(cè)/＝±0.5附近出現(xiàn)努塞爾數(shù)峰值。隨著噴嘴傾角的增大，努塞爾數(shù)分布便不再對(duì)稱且峰值增大，峰值對(duì)應(yīng)的位置向上游移動(dòng)，同時(shí)努塞爾數(shù)自峰值急劇衰減，有效冷卻范圍變窄。幾何中心處（坐標(biāo)原點(diǎn)），噴嘴傾角越小，溫度越低，努塞爾數(shù)越大，冷卻效果越好。沿軸方向，距噴嘴越遠(yuǎn)，壁面溫度越高，努塞爾數(shù)越小，冷卻效果越差。當(dāng)0＜/＜6時(shí)，隨著噴嘴傾角的增大，溫度逐漸升高，努塞爾數(shù)減小，冷卻效果變差；當(dāng)/＞6時(shí)，情況則相反。前文提及，當(dāng)＝0°時(shí)，努塞爾數(shù)分布沿軸方向非單調(diào)變化，結(jié)果和文獻(xiàn)[5,20-21]相一致。
圖7 直線x＝0 mm處溫度及努塞爾數(shù)分布對(duì)比
壁面?zhèn)鳠崤c射流的流場(chǎng)密切相關(guān)，通過對(duì)比噴嘴不同傾角下流場(chǎng)特征的變化，進(jìn)而揭示并發(fā)現(xiàn)影響壁面?zhèn)鳠岬臐撛谝蛩?。如圖8所示為對(duì)稱面上直線＝0.1 mm處的流場(chǎng)分布，圖中的負(fù)號(hào)僅表示流速與正方向相反。由于所選位置在對(duì)稱面上，所以流體縱向流速為0，因此，此處僅討論流體橫向和垂向流速對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?。圖8（a）為射流垂向流速分布對(duì)比。除了＝0°時(shí)，駐點(diǎn)兩側(cè)/＝±0.5附近出現(xiàn)速度峰值外，垂向流速整體上隨著水平距離的增加逐漸減小。伴隨噴嘴傾角的增大，流速峰值增大且峰值對(duì)應(yīng)的位置向上游移動(dòng)。當(dāng)0＜/＜1時(shí)，噴嘴傾角越小，流速越大；當(dāng)/＞1時(shí)，流速基本為0，流體沿壁面純水平方向流動(dòng)。圖8（b）為橫向流速分布對(duì)比。橫向流速整體上隨著水平距離的增加先增大后減小。伴隨噴嘴傾角的增大，流速峰值減小且峰值對(duì)應(yīng)的位置向上游移動(dòng)。當(dāng) 0＜/＜1時(shí)，流速迅速增大；當(dāng)1＜/＜6時(shí)，隨著噴嘴傾角的增大，流速逐漸減小，當(dāng)/＞6時(shí)，則情況相反。
圖8 直線z＝0.1 mm處流速分布對(duì)比
圖8與圖7（b）對(duì)比，發(fā)現(xiàn)在/＜1區(qū)域，努塞爾數(shù)的分布特征與垂向流速的分布極為相似。盡管在該區(qū)域橫向流速迅速增大且多數(shù)位置都遠(yuǎn)大于垂向流速，但是努塞爾數(shù)的分布特征仍然與垂向流速保持一致，說明在該區(qū)域即使垂向流速相對(duì)于橫向流速小了1到2個(gè)數(shù)量級(jí)，其對(duì)此區(qū)域的傳熱依然起主要影響作用。這種現(xiàn)象有望解釋在駐點(diǎn)兩側(cè)/＝±0.5附近出現(xiàn)努塞爾數(shù)峰值，很可能是由此處垂向流速分量較大造成的。在/＞1區(qū)域，努塞爾數(shù)的分布特征又與橫向流速的分布極其相似，由于該區(qū)域垂向流速為0，壁面?zhèn)鳠崽匦詢H受橫向流速的影響，因此其流動(dòng)特征和傳熱特性與外掠平板相似。關(guān)于流速對(duì)傳熱的影響在文獻(xiàn)[7]中也有所提及，流體的速度大小體現(xiàn)了其速度方向上的熱流密度也就是帶走了多少熱量。另外根據(jù)射流速度和壁面?zhèn)鳠岬姆植家?guī)律，/＝±1處可作為區(qū)分滯止區(qū)和壁面射流區(qū)的依據(jù)，該值與文獻(xiàn)[13]的發(fā)現(xiàn)是一致的。
2 多束組合式射流對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?/h2>2.1 模型建立
組合式射流沖擊冷卻模型中直噴嘴兩側(cè)的斜噴嘴傾角均為＝60°。模型中三個(gè)噴嘴的結(jié)構(gòu)、噴嘴出口截面和沖擊壁面的尺寸、沖擊間距、全局坐標(biāo)系等與上節(jié)模型設(shè)置完全一致。新增加的兩個(gè)斜噴嘴的軸心線與壁面的交點(diǎn)距和軸的距離均為7 mm，如圖9所示。
圖9 組合式射流沖擊冷卻模
2.2 結(jié)果分析
圖10中黑色圓點(diǎn)表示噴嘴軸心線與壁面的交點(diǎn)。圖10（a）顯示單束直射流沖擊冷卻能力有限，距離噴嘴越遠(yuǎn)換熱能力越弱，壁面溫度越高，整體的壁面溫度分布不均。圖10（b）組合式射流增加了兩個(gè)斜噴嘴，使射流下游區(qū)域的冷卻效果得到提升，同時(shí)壁面溫度分布較為均勻，但上游區(qū)域的冷卻效果明顯被削弱，這一點(diǎn)與單束斜射流沖擊冷卻十分相似。
圖10 不同射流模型的壁溫云圖
圖11為對(duì)稱面與壁面交線（直線＝0 mm）上的溫度和努塞爾數(shù)分布對(duì)比。整體上看，除1＜/＜5外，組合式射流多數(shù)位置的溫度低于單束直射流，努塞爾數(shù)較大，尤其在射流下游最為明顯。局部來看，當(dāng)0＜/＜1時(shí)，兩個(gè)模型的溫度分布曲線幾乎重合，單束直射流的努塞爾數(shù)略大于組合式射流；當(dāng)1＜/＜5時(shí)，組合式射流的溫度分布曲線高于單束直射流，努塞爾數(shù)較??；當(dāng)/＞5時(shí)，組合式射流的溫度分布曲線低于單束射流，努塞爾數(shù)較大，且兩者的差值隨著/的增加而增大。顯然組合式射流沖擊冷卻模型繼承了單束直射流和斜射流的各自優(yōu)點(diǎn)，在保證滯止區(qū)的冷卻效率基本不變的同時(shí)，提高了射流下游的冷卻效果以及壁面?zhèn)鳠岬木鶆蛐浴?/p>
圖12為對(duì)稱面上直線＝0.1 mm處流速分布對(duì)比圖，由于位于對(duì)稱面上，所以縱向流速為0，因此，這里同樣僅討論橫向和垂向流速對(duì)壁面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?。由圖12可知，當(dāng)0＜/＜1時(shí)，組合式和單束直射流垂向流速沿橫向先增大后迅速減小至0，整體分布前者小于后者，兩者橫向流速基本相等。當(dāng)1＜/＜3時(shí)，組合式射流垂向流速出現(xiàn)波動(dòng)，先反向增大后減小至0，整體分布大于單束射流；當(dāng)/＞3時(shí)，兩者垂向流速基本接近0。當(dāng) 1＜/＜5時(shí)，組合式射流橫向流速同樣出現(xiàn)波動(dòng)，先減小后增大，而單束直射流橫向流速持續(xù)減小，整體分布前者小于后者；當(dāng)/＞5時(shí)，兩者橫向流速都逐漸減小，且組合式射流橫向流速明顯大于單束直射流。
圖11 直線x＝0 mm處溫度及努塞爾數(shù)分布對(duì)比
圖12 直線z＝0.1 mm處速度分布對(duì)比
通過綜合對(duì)比，發(fā)現(xiàn)單束直射流的冷卻能力和范圍十分有限，主要是因?yàn)槔鋮s介質(zhì)自噴嘴射出，與壁面接觸后就持續(xù)被加熱，同時(shí)受流體粘性影響，流速不斷減小，因此距離噴嘴越遠(yuǎn)，冷卻介質(zhì)溫度越高，對(duì)壁面的冷卻效果就越弱。另一方面，由于兩個(gè)斜噴嘴的存在增大了下游的流速，所以組合式射流的下游冷卻效果明顯提升。組合式射流的壁面?zhèn)鳠崽卣鞯淖兓?yàn)證了上節(jié)的結(jié)論，可見無論是減小噴嘴直徑，還是增大射流雷諾數(shù)，亦或是改變沖擊間距等，本質(zhì)都是通過調(diào)節(jié)射流流速分布進(jìn)而影響壁面的傳熱特性。因此要想提高射流沖擊冷卻效果，需關(guān)注兩點(diǎn)：一是增加射流垂向流速，有利于提高滯止區(qū)的傳熱效率；二是增大橫向流速，以增強(qiáng)該方向熱對(duì)流的貢獻(xiàn)[14]，有利于提高壁面射流區(qū)的傳熱效率以及壁溫分布的均勻性。
3 結(jié)論
（1）通過對(duì)單束射流模型仿真分析，探究了不同傾角下冷卻效果在上下游的變化介紹了直射流與斜射流的優(yōu)缺點(diǎn)，同時(shí)結(jié)合射流流場(chǎng)的速度分布，給出了滯止區(qū)和壁面射流區(qū)傳熱的主要影響因素。
（2）結(jié)合斜射流與直射流的優(yōu)缺點(diǎn)，根據(jù)流場(chǎng)對(duì)傳熱的影響，構(gòu)建新的組合式射流模型，既保證了滯止區(qū)良好的傳熱效率，同時(shí)也保證了壁面射流區(qū)的傳熱效率以及壁溫分布的均勻性。
本文的分析結(jié)論可推廣到各類型的射流應(yīng)用中，以指導(dǎo)射流裝置的工程設(shè)計(jì)以及冷卻流體的應(yīng)用控制。
[1]Jorg J，Taraborrelli S，Sarriegui G，et al. Direct single impinging jet cooling of a MOSFET power electronic module[J]. IEEE Transactions on Power Electronics，2017，33（5）：4224-4237.
[2]顧維藻. 強(qiáng)化傳熱[M]. 北京：科學(xué)出版社，1990.
[3]Zu Y Q，Yan Y Y，Maltson J. Numerical study on stagnation point heat transfer by jet impingement in a confined narrow gap[J]. Journal of Heat Transfer，2009，131（9）：258-262.
[4]Afroz F，Sharif M. Numerical study of heat transfer from an isothermally heated flat surface due to turbulent twin oblique confined slot-jet impingement[J]. International Journal of Thermal Sciences，2013（74）：1-13.
[5]Gardon R，Akfirat J C. The role of turbulence in determining the heat-transfer characteristics of impinging jets[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer，1965，8（10）：1261-1272.
[6]周定偉. 強(qiáng)潤(rùn)濕性液體圓形射流的單相對(duì)流與核沸騰沖擊傳熱的研究[D]. 西安：西安交通大學(xué)，2000.
[7]趙波，劉建，王梓羽，等. 多出口管內(nèi)層流穩(wěn)態(tài)流動(dòng)溫度場(chǎng)數(shù)值仿真分析[J]. 機(jī)械，2020，47（8）：12-17.
[8]Hosain M L，F(xiàn) Dhila R B，Daneryd A. Multi-jet impingement cooling of a hot flat steel plate[J]. Energy Procedia，2014（61）：1835-1839.
[9]Baghel K，Sridharan A，Murallidharan J S. Experimental and numerical study of inclined free surface liquid jet impingement[J]. International Journal of Thermal Sciences，2020，154（3）：106389.
[10]Ma C F，Zhao Y H，Masuoka T，Gomi T. Analytical study on impingement heat transfer with single-phase free-surface circular liquid jets[J]. Journal of Thermal Science，1996，5（4）：271-277.
[11]Mishra A，Yadav H，Djenidi L，Agrawal A. Experimental study of flow characteristics of an oblique impinging jet[J]. Experiments in Fluids，2020（90）：1-16.
[12]苑達(dá)，王丙興，王昭東，等. 單噴嘴沖擊射流的數(shù)值模擬[C].第七屆中國(guó)金屬學(xué)會(huì)青年學(xué)術(shù)會(huì)論文集，2014.
[13]周定偉，馬重芳. 圓形液體浸沒射流沖擊駐點(diǎn)傳熱的數(shù)值模擬[J]. 北京工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2001，27（3）：316-321.
[14]Zhao B，Long W，Zhou R. A convective analytical model in turbulent boundary layer on a flat plate based on the unifying heat flux formula[J]. International Journal of Thermal Sciences，2021（163）：106784.
[15]Pan Y，Stevens J，Webb B W. Effect of nozzle configuration on transport in the stagnation zone of axisymmetric, impinging free-surface liquid jets: part 2－local heat transfer[J]. Journal of Heat Transfer，1992，114（4）：880-886.
[16]Gabour L A，Lienhard J H. Wall roughness effects on stagnation-point heat transfer beneath an impinging liquid jet[J]. Journal of Heat Transfer，1994，116（1）：81-87.
[17]Lytle D，Webb B W. Air jet impingement heat transfer at low nozzle-plate spacings[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer，1994，37（12）：1687-1697.
[18]Yi S J，Kim M，Kim D，et al. Transient temperature field and heat transfer measurement of oblique jet impingement by thermographic phosphor[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer，2016（102）：691-702.
[19]葉純杰，范俊生，潘紅良. 傾斜射流對(duì)移動(dòng)平板表面紊動(dòng)和傳熱特性的影響[J]. 動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2012，32（4）：315-320.
[20]Lee X C，Ma C F，Zheng Q，et al. Numerical study of recovery effect and impingement heat transfer with submerged circular jets of large Prandtl number liquid[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer，1997，40（11）：2647-2653.
[21]冷浩，張西民，郭烈錦，等. 變壓器油圓形浸沒射流沖擊換熱特性[J]. 化工學(xué)報(bào)，2003，54（11）：1505-1509.
Numerical Study on Effects of Oblique Impinging Jet on the Surface Heat Transfer
ZHAO Bo1,2，TANG Wansong1，WANG Yipeng1，LIU Xiangyi1，JIN Runing1
( 1. School of Mechanical Engineering, Sichuan University, Chengdu 610065, China; 2. Sichuan Provincial Collaborative Innovation Center for Intelligent Agricultural Machinery in Hilly Areas, Deyang 618000, China)
An impinging jet is one of the highly efficient ways of heat transfer. The impingement cooling process through a single jet with different angles is simulated numerically, and the influence of the jet flow field on the heat transfer characteristics on the wall is discussed quantitatively. The result of the combined jet impinging cooling model indicates that the characteristics of heat transfer in the stagnation zone and the wall jet zone is closely related to the velocity distribution of the jet. Therefore, the combined jet impingement cooling model is established, and the verification of the numerical models demonstrates that the combined jet inherits the advantages of single-beam direct and oblique jets, which effectively improves the heat transfer efficiency of the downstream jet while ensuring that in the stagnation zone, resulting in a more uniform wall temperature distribution.
jet；impingement cooling；oblique jet；combined jet；numerical analysis
O358
A
10.3969/j.issn.1006-0316.2022.01.001
1006-0316 (2022) 01-0001-08
2021-06-07
四川省重大科技專項(xiàng)資助項(xiàng)目(2020YFSY0058)
趙波（1972－），男，吉林長(zhǎng)嶺人，工學(xué)博士，教授，主要研究方向?yàn)闈癖P式制動(dòng)器性能分析、無人駕駛礦車設(shè)計(jì)和車隊(duì)調(diào)度系統(tǒng)、熱對(duì)流和射流傳熱理論等，E-mail：aceaugust@126.com。
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