冠齒噴管射流沖擊半圓形靶面的對流換熱

呂元偉，張靖周，單勇，孫文靜

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

射流沖擊廣泛應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)熱端部件冷卻、進(jìn)口部件熱氣防冰和渦輪機(jī)匣間隙主動(dòng)控制等多個(gè)場合[1-3]。長期以來，射流沖擊對流換熱強(qiáng)化一直是國內(nèi)外研究人員關(guān)注的研究課題，大量研究業(yè)已表明，噴管形狀是影響射流剪切層流動(dòng)結(jié)構(gòu)和靶面對流換熱的一個(gè)重要因素，利用射流孔型強(qiáng)化沖擊射流對流換熱是早期研究所關(guān)注的問題[4-6]，近年來，基于射流流動(dòng)激勵(lì)的強(qiáng)化換熱措施得到了越來越廣泛的重視[7]。其中，冠齒噴管具有陣列流向渦對的激勵(lì)機(jī)制，流向渦的卷吸和強(qiáng)化摻混作用，改變了圓形噴管射流固有的環(huán)狀剪切渦結(jié)構(gòu)，增強(qiáng)了湍流渦團(tuán)的脈動(dòng)和趨近靶面射流的湍流強(qiáng)度[8-9]，因而，冠齒射流所具有的流向渦激勵(lì)不僅在連續(xù)射流[10-12]、而且在非連續(xù)射流(譬如脈沖和合成射流)[13-15]沖擊換熱中均被證實(shí)具有對流換熱強(qiáng)化的作用機(jī)制。

在實(shí)際應(yīng)用中，射流沖擊靶面常常是帶有曲率的表面，Cornaro等[16]采用煙線顯現(xiàn)測試方法對單孔圓形自由射流沖擊凹、凸半圓柱形靶面的流場進(jìn)行了研究，并與平直靶面進(jìn)行了對比分析，指出沖擊靶面的曲率影響了射流剪切渦和邊界層流動(dòng)結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。眾多研究人員針對圓形噴管射流沖擊凹、凸靶面對流換熱開展了大量的研究[17-20]，研究結(jié)果表明，靶面曲率效應(yīng)對于射流沖擊對流換熱的影響具有高度的多參數(shù)關(guān)聯(lián)影響機(jī)制。Zhou等[21]實(shí)驗(yàn)研究了笛形管單孔射流沖擊凹靶面的對流換熱，指出相對表面曲率(定義為Cr=d/D，其中，d為噴管直徑，D為曲面直徑)對于對流換熱的影響與其變化方式有關(guān)，當(dāng)靶面直徑固定時(shí)，隨相對表面曲率的增加，射流駐點(diǎn)和平均對流換熱系數(shù)得到提高；相反，當(dāng)噴孔直徑固定時(shí)，相對表面曲率的增加則引起對流換熱的降低。Guan等[22-23]結(jié)合發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣整流錐的熱氣防冰結(jié)構(gòu)，通過數(shù)值和實(shí)驗(yàn)研究對比分析了圓形噴管和冠齒噴管熱射流沖擊錐形凹壁的壁面加熱效果，研究表明，冠齒噴管熱射流沖擊具有更高的加熱效率。作者團(tuán)隊(duì)[24]實(shí)驗(yàn)研究了單排冠齒射流沖擊不同曲率凹形靶面的對流換熱，并與圓形噴管射流進(jìn)行了對比。

相對而言，對于冠齒噴管在曲靶面上的射流沖擊強(qiáng)化傳熱研究還比較缺乏，為闡明不同曲率靶面上冠齒射流相對于圓形射流的換熱強(qiáng)化作用，本文針對凹形和凸形半圓柱靶面，在典型的射流雷諾數(shù)和沖擊間距下開展單股冠齒射流和圓形射流的沖擊對流換熱實(shí)驗(yàn)研究，并結(jié)合流場的大渦模擬分析，揭示不同靶面上冠齒射流強(qiáng)化傳熱的作用機(jī)制差異。

1 實(shí)驗(yàn)過程

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1(a)所示，壓縮空氣經(jīng)過調(diào)節(jié)閥和流量控制器進(jìn)入射流管，射流管直徑(d)為 10 mm、長徑比(l/d)為12。圖1(b)所示為半圓形凹靶板實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ停睆綖镈=10d，縱向長度為L=15d。沖擊靶板由支撐框架和加熱膜片組成，支撐框架為厚度5 mm的鏤空耐熱板(導(dǎo)熱系數(shù)為0.05 W/(m2·K))，厚度為0.05 mm的銅鎳鉻合金加熱膜黏附在半圓形支撐框架上，兩端由銅棒壓緊，熱膜加熱的電流由直流穩(wěn)壓電源提供。為了減少加熱膜向環(huán)境的散熱損失，在靶面背側(cè)加裝隔熱箱，正對加熱膜一側(cè)的隔熱壁上開設(shè)紅外測試窗口，安裝紅外透過率約為0.97的紅外玻璃，加熱表面溫度由紅外熱像儀測量。半圓形凸靶板實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)參數(shù)與半圓形凹靶板一致。

圖1 射流沖擊實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖

6-鋸齒冠齒噴管結(jié)構(gòu)如圖2(a)所示，6個(gè)鋸齒在周向均勻布置，鋸齒為平直弧齒，即鋸齒中線與噴管軸線平行，鋸齒高度(a)為6 mm，鋸齒根部對應(yīng)的弧長(W)為πd/6。鋸齒與靶面的相對關(guān)系如圖2(b)所示，半圓形靶面縱向x軸上坐落鋸齒齒尖的投影點(diǎn)，沿曲面方向s軸上坐落鋸齒齒谷的投影點(diǎn)。依據(jù)已有的研究[11-15]，射流沖擊間距(H)定義為鋸齒根部至沖擊靶面的距離，沖擊靶板固定于位移機(jī)構(gòu)上，通過該位移機(jī)構(gòu)調(diào)節(jié)射流沖擊間距比(H/d)。沖擊靶面溫度分布由紅外熱像儀測量，測試方法詳見文獻(xiàn)[12]。

圖2 冠齒噴管結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 數(shù)據(jù)處理和不確定度分析

實(shí)驗(yàn)過程中，電加熱輸入熱流密度(qjoule)由施加于加熱膜的電壓(V)和電流(I)以及加熱膜面積(A)確定，恒定為4 500 W/m2，記加熱膜背側(cè)表面(相對于射流沖擊側(cè))向環(huán)境的散熱熱流密度為qs，射流沖擊的局部對流換熱系數(shù)確定為

(1)

式中：Tj為沖擊射流溫度，由噴管出口處的溫度探針測得；Tw為沖擊靶面溫度，采用工作波段為8～14 μm的紅外熱像儀測試。

加熱膜背側(cè)散熱熱流密度由隔熱箱外表面的熱電偶測試溫度并按照經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式預(yù)估[25]：

(2)

式中：Ta和Tb分別為環(huán)境溫度和隔熱箱外表面平均溫度；heff為等效換熱系數(shù)。由此預(yù)估的散熱損失約占加熱輸入熱流的5%。

射流沖擊局部努塞爾數(shù)Nu定義為

(3)

式中：k為射流的導(dǎo)熱系數(shù)。

局部努塞爾數(shù)的測試不確定度按照誤差傳遞理論分析[26]，即

Nu=f(x1,x2,…,xn)

(4)

(5)

式中：f為獨(dú)立變量(x1,x2, …,xn)的函數(shù)；Δ(xi)為對應(yīng)變量xi的標(biāo)準(zhǔn)不確定度。根據(jù)式(1)和式(3)選擇qjoule、qs、Tw、Tj、k和d這6個(gè)獨(dú)立變量，其誤差來源及最大不確定度如表1所示。按照式(5)，局部努塞爾數(shù)的測試不確定度約為±7.3%。

表1 獨(dú)立測試量的不確定度

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 局部努塞爾數(shù)分布特征

圖3為Re=8 000下，單股圓形射流沖擊半圓形靶面在不同沖擊間距下的局部努塞爾數(shù)分布?？梢钥闯?，在H/d=1時(shí)，圓形射流沖擊在半圓形靶面上依然存在局部努塞爾數(shù)分布的“雙峰”現(xiàn)象。其內(nèi)環(huán)對應(yīng)于射流沖擊駐點(diǎn)，這是趨近壁面射流直接撞擊的強(qiáng)局部對流換熱區(qū)；外環(huán)出現(xiàn)在距射流駐點(diǎn)約1.5d的位置處，這是由于射流沖擊壁面形成強(qiáng)烈偏轉(zhuǎn)，沿射流駐點(diǎn)徑向向外壁面射流區(qū)的強(qiáng)剪切所致。相比之下，“雙峰”現(xiàn)象在凸靶面上更為清晰，同時(shí)，在凸靶面上射流駐點(diǎn)附近的局部對流換熱要高于凹靶面。

圖3 圓射流沖擊局部努塞爾數(shù)分布(Re=8 000)

圖4為Re=8 000下，單股冠齒射流沖擊半圓形靶面的局部努塞爾數(shù)分布。可見看出，在H/d=1時(shí)，冠齒射流沖擊局部努塞爾數(shù)分布呈現(xiàn)明顯的瓣?duì)罘植继卣?，但?nèi)環(huán)的波瓣頂角與外環(huán)的波瓣頂角在周向上呈交錯(cuò)，在內(nèi)環(huán)瓣?duì)罘植贾?，高的局部換熱區(qū)域?qū)?yīng)于冠齒的齒谷位置。已有研究表明管內(nèi)氣流自冠齒尾緣噴管出口噴射時(shí)受到鋸齒的流動(dòng)激勵(lì)作用，在齒尖處生成流向渦對[8-9]，該流向渦對能夠在相鄰鋸齒之間的齒谷形成融合，因而在對應(yīng)于齒谷的靶面上形成局部對流換熱強(qiáng)化；自駐點(diǎn)向外，隨著射流貼壁向外流動(dòng)，對應(yīng)齒尖的徑向有更高的聚流效應(yīng)，外環(huán)中高局部對流換熱系數(shù)對應(yīng)的波瓣頂角發(fā)生周向偏移而與鋸齒齒尖相一致。冠齒射流沖擊局部努塞爾數(shù)瓣?duì)罘植继卣髟贖/d=2時(shí)也依稀可見，對比2種不同形式的半圓形靶面，局部努塞爾數(shù)分布的瓣?duì)罘植继卣髟谕剐伟忻嫔细鼮槊黠@。當(dāng)射流沖擊間距比達(dá)到4后，冠齒射流沖擊在駐點(diǎn)附近周向上的局部對流換熱差異已趨于消失，整體呈現(xiàn)出常規(guī)圓射流沖擊的特征。

圖4 冠齒射流沖擊局部努塞爾數(shù)分布(Re=8 000)

2.2 平均努塞爾數(shù)對比

針對圖2(b)所示，在展開的二維平面上沿射流沖擊駐點(diǎn)徑向位置進(jìn)行對流換熱系數(shù)的周向平均，圖5和圖6分別為凹形和凸形靶面上，圓形射流沖擊和冠齒射流沖擊換熱周向平均努塞爾數(shù)(Nuav,R)沿駐點(diǎn)徑向分布的對比，在不同的射流雷諾數(shù)和射流沖擊間距下的對比，其中R為曲面展開為平面后，與滯止中心的距離。

圖5 凹形靶面圓形射流和冠齒射流沖擊周向平均努塞爾數(shù)分布

圖6 凸形靶面圓形射流和冠齒射流沖擊周向平均努塞爾數(shù)分布

無論是在凹形靶面還是凸形靶面上，不同射流雷諾數(shù)和射流沖擊間距下，冠齒射流沖擊均呈現(xiàn)出相對于圓形射流的傳熱強(qiáng)化效果，對比2種不同形式的靶面，冠齒射流沖擊的傳熱強(qiáng)化效果依然存在一定的差異。對于凹形靶面，冠齒射流相對于圓形射流在駐點(diǎn)的對流換熱增強(qiáng)在10%以內(nèi)，在鄰近射流駐點(diǎn)的壁面射流區(qū)，冠齒射流沖擊相對于圓形射流體現(xiàn)出較為顯著的對流換熱改善；對于凸形靶面，在較高的射流雷諾數(shù)下，冠齒射流在H/d=4時(shí)的駐點(diǎn)對流換熱增強(qiáng)相對于圓形射流可以達(dá)到20%左右。

圖7顯示了Re=8 000時(shí)冠齒射流沖擊2種曲率靶面的面積平均努塞爾數(shù)(Nuav,A)對比。可以看出，在本文所研究的射流沖擊間距比下，凸形靶面的對流換熱系數(shù)均高于凹形靶面。除H/d=2之外的幾個(gè)射流沖擊間距下，射流駐點(diǎn)附近1倍射流孔直徑區(qū)域內(nèi)的冠齒射流沖擊凸形靶面換熱面積平均努塞爾數(shù)Nuav,A較凹形靶面的相對提高幅度在15%左右，表明在較大的射流沖擊間距下，靶面對冠齒射流沖擊換熱的影響更為顯著。

圖7 不同靶面的面積平均努塞爾數(shù)對比(Re=8 000)

3 流場大渦模擬

3.1 計(jì)算過程

為揭示不同靶面冠齒射流沖擊換熱的流場特征，運(yùn)用CFD軟件進(jìn)行了大渦模擬分析，選用基于渦黏性假設(shè)的Smagorinsky-Lilly經(jīng)典亞網(wǎng)格模型[27]。按照實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ退⒌墓邶X射流沖擊凹形靶面和凸形靶面計(jì)算域如圖8所示。相應(yīng)的邊界條件設(shè)置如下：噴管進(jìn)口邊界條件設(shè)為速度進(jìn)口，鑒于射流管出口射流具有充分發(fā)展湍流的速度剖面[16]，本文依據(jù)圓管充分發(fā)展湍流流動(dòng)的1/7冪次方定律分布近似設(shè)置進(jìn)口速度分布，對應(yīng)的射流雷諾數(shù)Re=8 000，射流溫度Tj=300 K，沖擊靶面采用無滑移速度邊界條件，熱邊界為恒熱流邊界，恒定為4 500 W/m2；計(jì)算域外場空間在展向選取為2.5倍半圓形靶面直徑，邊界設(shè)置為壓力出口，即環(huán)境壓力。

圖8 計(jì)算域示意圖

計(jì)算網(wǎng)格劃分采用結(jié)構(gòu)化和非結(jié)構(gòu)化混合方式，冠齒噴口附近區(qū)域使用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，其中冠齒噴管表面進(jìn)行局部加密，網(wǎng)格單元最小尺度為0.05 mm；靶面近壁區(qū)利用附面層網(wǎng)格進(jìn)行加密，多次嘗試后得到，貼近靶面處設(shè)置20層附面層網(wǎng)格，第1層高度0.02 mm，增長因子為1.2，保證無因次法向距離z+<1，以滿足大渦模擬計(jì)算要求。凹形靶面局部網(wǎng)格劃分如圖9所示，網(wǎng)格總數(shù)達(dá)到2 500萬左右。

圖9 凹形靶面局部網(wǎng)格

數(shù)值模擬采用非穩(wěn)態(tài)隱式求解器，各參數(shù)的離散均采用二階精度的迎風(fēng)格式，解收斂的各項(xiàng)殘差小于1×10-5，時(shí)間步為1×10-4s，每個(gè)時(shí)間步迭代次數(shù)為100次。

圖10給出了Re=8 000時(shí)冠齒形射流沖擊凹形靶面局部努塞爾數(shù)分布的數(shù)值模擬結(jié)果，圖11給出了Re=8 000、H/d=4工況下，冠齒射流沖擊凹形靶面和凸形靶面表面周向平均努塞爾數(shù)Nuav,R分布的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較，可以看出，本文的計(jì)算結(jié)果在射流駐點(diǎn)附近有一定的過預(yù)測，在凹形靶面和凸形靶面下，數(shù)值模擬的射流駐點(diǎn)努塞爾數(shù)與實(shí)驗(yàn)值的最大相對偏差分別約為9%和7%。在冠齒射流沖擊不同形狀靶面以及不同射流沖擊間距下的對流換熱變化趨勢上，數(shù)值預(yù)測與實(shí)驗(yàn)結(jié)果均是相符的。

3.2 計(jì)算結(jié)果分析

圖12為Re=8 000的圓形射流和冠齒射流在H/d=4時(shí)沖擊凹形和凸形靶面，用速度染色的、基于Q-準(zhǔn)則[28]渦識(shí)別的瞬時(shí)流場大渦模擬結(jié)果。對于圓形射流，自噴口噴出后沿下游的發(fā)展過程中，與周圍空氣剪切和卷吸生成軸對稱的環(huán)形渦，沖擊至靶面后在靶面射流駐點(diǎn)區(qū)附近形成強(qiáng)的剪切，呈現(xiàn)出環(huán)繞射流駐點(diǎn)的、近乎完整的環(huán)狀形渦核，在偏離射流駐點(diǎn)的徑向壁面射流區(qū)，壁面射流使得靶板表面形成離散的發(fā)卡渦相干結(jié)構(gòu)，這些相干結(jié)構(gòu)在隨著壁面射流向下游運(yùn)動(dòng)的過程中逐漸抬升、破碎和消失。對于冠齒射流，自噴口噴出后沿下游的發(fā)展過程中，由鋸齒尾緣剪切誘導(dǎo)出的流向渦，改變了圓形射流軸對稱的環(huán)形渦內(nèi)在特征，形成條紋狀的渦核相干結(jié)構(gòu)，在射流駐點(diǎn)外圍的聚合和作用區(qū)域較圓形射流有明顯的增強(qiáng)。相對于凹形靶面，冠齒射流對凸形靶面射流駐點(diǎn)附近的渦結(jié)構(gòu)改變更為顯著，靶板表面條紋狀渦核結(jié)構(gòu)在向下游運(yùn)動(dòng)的過程中與壁面的貼合明顯強(qiáng)于凹形靶面，而在凹形靶面上，射流沖擊在駐點(diǎn)外圍的環(huán)狀渦結(jié)構(gòu)更為穩(wěn)定。這證實(shí)了冠齒射流對凹形靶面射流渦結(jié)構(gòu)的影響機(jī)制要弱于凸形靶面，在對流換熱特性上體現(xiàn)為冠齒射流沖擊局部努塞爾數(shù)的瓣?duì)罘植继卣髟诎及忻嫔嫌兴趸?，如圖4(a)和圖4(b)所示。

圖12 速度染色的Q-準(zhǔn)則渦識(shí)別(Q=500 000)

圖13對比了H/d=4時(shí)，冠齒射流沖擊2種不同形狀靶面的脈動(dòng)均方根(RMS)速度分布云圖，圖14對比了時(shí)均溫度分布云圖，圖中均疊加了時(shí)間平均的流線分布。可以直觀地看出，沖擊靶面的形狀影響了射流剪切和壁面射流邊界層流動(dòng)結(jié)構(gòu)，對于凹形靶面，由于腔內(nèi)形成大尺度的回流流動(dòng)，沖擊射流的發(fā)展將受到凹腔中的回流結(jié)構(gòu)影響而發(fā)生卷吸和摻混。圖15呈現(xiàn)了s/d=2位置處，壁面射流區(qū)的時(shí)均速度(Umean)和RMS速度(URMS)在靶面法線方向的分布，其中，U為噴嘴出口的時(shí)均速度，無論是凹形還是凸形靶面，冠齒噴嘴的壁面射流區(qū)流體的時(shí)均速度和RMS速度峰值均大于圓形噴嘴的且更緊貼靶板表面，表明冠齒噴嘴形成更強(qiáng)的壁面剪切作用，對應(yīng)地誘導(dǎo)出更強(qiáng)的對流換熱；也可以看出，凸形靶面下的壁面射流時(shí)均速度和RMS速度峰值也高于凹形靶面。同時(shí)，也應(yīng)注意到，凹形靶面構(gòu)成的自然受限空間所誘導(dǎo)的回流結(jié)構(gòu)除了直接影響沖擊射流的剪切發(fā)展之外，還會(huì)影響沖擊靶面附近的溫度場，在回流結(jié)構(gòu)的作用下，較高溫度的壁面氣流被卷吸侵入至凹腔底部。從而導(dǎo)致冠齒射流沖擊凹形靶面的對流換熱能力弱于相同沖擊參數(shù)下的凸形靶面，這個(gè)規(guī)律為對流換熱的實(shí)驗(yàn)結(jié)果所證實(shí)。

圖13 y-z截面上的冠齒射流脈動(dòng)均方根速度云圖

圖14 y-z截面上的冠齒射流沖擊時(shí)均溫度云圖

圖15 s/d=2位置處壁面射流時(shí)均速度和脈動(dòng)均方根速度

為了進(jìn)一步分析不同射流沖擊間距下凹腔內(nèi)部回流的影響，以Re=5 000的冠齒射流沖擊為例，圖16和圖17分別顯示了不同射流沖擊間距下，冠齒射流沖擊凹形靶面的時(shí)均速度和脈動(dòng)均方根速度分布云圖。在小射流沖擊間距下(H/d=2)，如圖16(a)和圖17(a)所示，凹腔中的回流結(jié)構(gòu)基本未形成，壁面射流能夠順暢地沿靶面曲率方向流出，因此，與凸形靶面相比，凹腔中回流結(jié)構(gòu)對于射流沖擊發(fā)展的影響較小，主要體現(xiàn)在壁面曲率對于壁面射流的影響，從對流換熱實(shí)驗(yàn)結(jié)果中可以看出，2種靶面在射流駐點(diǎn)附近的差異不大；當(dāng)H/d=4時(shí)，如圖16(b)和圖17(b)所示，凹腔中出現(xiàn)一個(gè)大尺度的回流區(qū)，該回流區(qū)出現(xiàn)在沖擊射流的上游；隨著射流沖擊間距的增加，如圖16(c)和圖17(c)所示，該回流區(qū)出現(xiàn)在鄰近射流噴口下游，對射流的發(fā)展造成更加顯著的影響。同時(shí)，也可以看出，隨著射流沖擊間距的增加，趨近靶面的射流速度呈現(xiàn)衰減趨勢，然而射流脈動(dòng)均方根速度及其影響范圍卻在增加，因此對流換熱較優(yōu)的射流沖擊間距應(yīng)該使上述2個(gè)因素達(dá)成協(xié)同，H/d=4時(shí)的射流趨近靶面速度和脈動(dòng)均方根速度均較高，是一個(gè)較優(yōu)的射流沖擊間距。

圖16 冠齒射流沖擊凹形靶面時(shí)均速度云圖

圖17 冠齒射流沖擊凹形靶面脈動(dòng)均方根速度云圖

4 結(jié) 論

針對d/D=0.1的半圓柱凹形和凸形靶面，在典型的射流雷諾數(shù)和沖擊間距下開展了單股冠齒射流和圓射流的沖擊對流換熱實(shí)驗(yàn)研究，并進(jìn)行了流場的大渦模擬分析，主要結(jié)論如下：

1)在H/d=1時(shí)，圓射流沖擊半圓形靶面上存在局部努塞爾數(shù)分布的雙峰現(xiàn)象，冠齒射流沖擊局部努塞爾數(shù)分布則呈現(xiàn)明顯的瓣?duì)罘植继卣?。相比之下，無論是圓形射流沖擊的雙峰分布現(xiàn)象還是冠齒射流沖擊的瓣?duì)罘植?，在凸靶面上更為清晰?/p>

2)冠齒射流改變了圓形射流軸對稱的環(huán)形渦內(nèi)在特征，形成條紋狀的渦核相干結(jié)構(gòu)；對比2種不同形式的靶面，冠齒射流沖擊的傳熱強(qiáng)化效果存在一定的差異，其強(qiáng)化作用機(jī)制在凸靶面上更為顯著，在較高的射流雷諾數(shù)下，冠齒射流在H/d=4時(shí)的駐點(diǎn)對流換熱增強(qiáng)相對于圓形射流可以達(dá)到20%左右。

3)沖擊靶面形狀影響射流剪切和壁面射流邊界層流動(dòng)結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致冠齒射流沖擊凹形靶面的對流換熱能力弱于相同沖擊參數(shù)下的凸形靶面，尤其是在較大的射流沖擊間距下，射流駐點(diǎn)附近1倍射流孔直徑區(qū)域內(nèi)的冠齒射流沖擊凸形靶面換熱面積平均努塞爾數(shù)Nuav,A較凹形靶面的相對提高幅度在15%左右。

本文僅針對特定曲率的半圓柱靶面進(jìn)行了冠齒射流沖擊對流換熱研究，鑒于靶面曲率效應(yīng)的復(fù)雜性，仍然需要開展更深入的研究。