李鑫郡，張靖周，譚曉茗

南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院，南京 210016

對(duì)于壓電風(fēng)扇激勵(lì)流動(dòng)和傳熱性能的研究大多以單個(gè)壓電風(fēng)扇作為研究對(duì)象。Kim等[4-5]采用PIV(Particle Image Velocimetry)鎖相測試和煙跡顯示方法對(duì)自由空間壓電風(fēng)扇激勵(lì)的瞬時(shí)流場特征進(jìn)行了研究，揭示出在每一個(gè)振動(dòng)周期，振動(dòng)膜片葉尖附近形成一對(duì)相互逆轉(zhuǎn)的大尺度渦結(jié)構(gòu)，并且在這兩個(gè)相互逆轉(zhuǎn)的渦之間形成高速流動(dòng)；Kimber等[6]對(duì)壓電風(fēng)扇誘導(dǎo)的壓力場和拍動(dòng)射流流動(dòng)速率進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)測試，研究表明可達(dá)流動(dòng)速度與膜片葉尖速度近似呈現(xiàn)拋物線分布關(guān)系，當(dāng)膜片經(jīng)歷其上下最大振幅位置時(shí)上游泵吸能力加強(qiáng)；譚蕾[7-8]和孔岳[9]等采用數(shù)值模擬方法研究了壓電風(fēng)扇誘導(dǎo)的非定常流場特征。Acikalin[10-12]和Kimber[13-14]等開展了一系列的壓電風(fēng)扇傳熱研究，較為系統(tǒng)地揭示了激勵(lì)參數(shù)對(duì)于換熱特性的影響；Liu等[15]實(shí)驗(yàn)研究了水平和垂直于壁面放置的單個(gè)壓電風(fēng)扇傳熱特性；Lin[16]基于振動(dòng)測試獲得了諧振風(fēng)扇位移函數(shù)，運(yùn)用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)研究了壓電風(fēng)扇激勵(lì)的非定常射流沖擊壁面的流動(dòng)和換熱瞬時(shí)特征，之后采用同樣的方法研究了強(qiáng)迫流動(dòng)環(huán)境中圓柱曲面上壓電風(fēng)扇的作用效果[17]，研究發(fā)現(xiàn)在強(qiáng)迫對(duì)流通道中，壓電風(fēng)扇激勵(lì)射流與橫流外掠圓柱形成的尾跡流相互作用，能夠形成改善圓柱表面對(duì)流換熱的效果，但在某些情形下也可能削弱圓柱表面對(duì)流換熱，與主流和壓電風(fēng)扇射流特征速度密切關(guān)聯(lián)；Jeng和Liu[18]實(shí)驗(yàn)研究了軸向流通道中熱沉上游安置壓電風(fēng)扇的傳熱特性，研究表明，在通道低雷諾數(shù)流動(dòng)條件下，壓電風(fēng)扇的諧振可以增強(qiáng)主流的湍流強(qiáng)度，起到改善熱沉傳熱能力的作用。

本文關(guān)注雙壓電風(fēng)扇系統(tǒng)在存在橫流環(huán)境中的傳熱特性及其影響機(jī)制。基于橫流環(huán)境中壓電風(fēng)扇振動(dòng)測試獲得風(fēng)扇位移規(guī)律，結(jié)合動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)數(shù)值模擬橫流環(huán)境中壓電風(fēng)扇激勵(lì)的三維非定常流場。本文研究的雙壓電風(fēng)扇采用并列和串列兩種方式，橫流速度與壓電風(fēng)扇的特征速度相當(dāng)，以期揭示雙風(fēng)扇系統(tǒng)在橫流環(huán)境中的流動(dòng)傳熱機(jī)理。

1 計(jì)算物理模型

1.1 壓電風(fēng)扇

本文研究以某個(gè)特定結(jié)構(gòu)的壓電風(fēng)扇激勵(lì)器作為研究對(duì)象，該型壓電風(fēng)扇主要由壓電陶瓷片(PZT)、不銹鋼膜片以及底座組成，如圖1所示。壓電陶瓷片單側(cè)粘附于不銹鋼膜片，其長×寬×厚(Lp×W×tp)為28.0 mm×25.0 mm×0.5 mm。柔性膜片伸出長度×厚度(Lb×tb)為38.0 mm×0.1 mm。記風(fēng)扇葉尖沿振動(dòng)方向處于前后極限位置時(shí)的最大位移為App，該位移是葉尖振幅Ap的2倍。

圖1 壓電風(fēng)扇結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Geometry schematic of piezoelectric fan

1.2 計(jì)算域和邊界條件

圖2 數(shù)值計(jì)算模型示意圖Fig.2 Schematic of numerical computational model

為了研究雙壓電風(fēng)扇系統(tǒng)在橫流環(huán)境中，排布方式和振動(dòng)相位差φ對(duì)于流場和加熱壁面換熱能力的影響，分別建立如圖2(a)和圖2(b)所示的雙風(fēng)扇并列、雙風(fēng)扇串列布置的物理模型，對(duì)于并列布置模式，兩壓電風(fēng)扇之間的無量綱間距設(shè)為P/W=1.2 (其中P為兩風(fēng)扇中心線之間的距離)；對(duì)于串列布置模式，兩壓電風(fēng)扇之間的無量綱間距也設(shè)為P/W=1.2。同時(shí)為了對(duì)比分析，也建立相同尺寸的單風(fēng)扇物理模型，如圖2(c)所示。根據(jù)已有的壓電風(fēng)扇傳熱研究[13-14]，壓電風(fēng)扇具有局部傳熱強(qiáng)化的特征，壓電風(fēng)扇葉尖距離加熱壁面的間距對(duì)于流動(dòng)和傳熱狀況存在重要的影響，過小的間距由于會(huì)引發(fā)風(fēng)扇流和壁面的相互作用而導(dǎo)致風(fēng)扇振幅衰減，因此本文選擇的風(fēng)扇葉尖距離加熱壁面的間距G=3 mm。在三維非定常流場數(shù)值計(jì)算中，將壓電風(fēng)扇簡化處理為均勻的振動(dòng)膜片，其運(yùn)動(dòng)按照特定的位移函數(shù)設(shè)定。加熱表面(Heat foil)設(shè)置為無滑移速度邊界和恒熱流密度(q=1 700 W/m2)熱邊界條件，外掠加熱表面橫流入口設(shè)為均勻速度進(jìn)口，橫流出口設(shè)為壓力出口，其余邊界均設(shè)為壓力邊界條件。根據(jù)已有的針對(duì)單個(gè)壓電風(fēng)扇振動(dòng)特性的測試研究[19]，該型壓電風(fēng)扇在一階諧振頻率下振動(dòng)的葉片位移最大速度或特征速度約為2.3 m/s，因此，本文計(jì)算模型中的橫流入口速度設(shè)定為uCF=2.3 m/s。

2 計(jì)算方法

2.1 壓電風(fēng)扇位移函數(shù)

壓電風(fēng)扇的類懸臂梁振動(dòng)過程所激發(fā)的流動(dòng)過程是典型的非穩(wěn)態(tài)運(yùn)動(dòng)，且射流速度較低，因此采用非定常不可壓縮Navier-Stokes方程模擬。將壓電風(fēng)扇柔性膜片的運(yùn)動(dòng)軌跡y′(z,t)使用如下振型函數(shù)描述：

y′(z,t)=Y(z)sin(2πft)

(1)

式中：Y(z)為風(fēng)扇膜片位移；f為振動(dòng)頻率；t為模擬運(yùn)動(dòng)時(shí)間。壓電風(fēng)扇的位移函數(shù)采用文獻(xiàn)[19]的測試擬合多項(xiàng)式，即

Y(z)=p1z4+p2z3+p3z2+p4z+p5

(2)

式(2)的單位為mm。多項(xiàng)式系數(shù)依次為p1=-1.886×10-6,p2=2.447×10-4,p3=-7.31×10-3,p4=6.078×10-2,p5=-5.092×10-2。

2.2 計(jì)算網(wǎng)格及獨(dú)立性驗(yàn)證

進(jìn)行壓電風(fēng)扇三維非定常流場數(shù)值模擬時(shí)，將壓電風(fēng)扇位移函數(shù)通過用戶自定義函數(shù)(UDF)輸入，作為壓電風(fēng)扇周期性運(yùn)動(dòng)條件，每個(gè)周期劃分為200個(gè)時(shí)間步長。計(jì)算過程中使用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)描述壓電風(fēng)扇的運(yùn)動(dòng)，利用局部重構(gòu)方法實(shí)現(xiàn)計(jì)算過程中網(wǎng)格再生成[19]。計(jì)算區(qū)域采用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，在壓電風(fēng)扇葉尖附近振動(dòng)位移最劇烈的區(qū)域以及換熱表面附近進(jìn)行適當(dāng)?shù)木W(wǎng)格加密及自適應(yīng)處理設(shè)置。圖3所示為壓電風(fēng)扇一個(gè)周期內(nèi)最大位移時(shí)刻的局部網(wǎng)格示意圖。

計(jì)算網(wǎng)格數(shù)經(jīng)過網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證確定。圖4是以單風(fēng)扇模型為例，通過數(shù)值模擬得到的計(jì)算網(wǎng)格數(shù)對(duì)加熱表面時(shí)均對(duì)流換熱系數(shù)的影響情況。計(jì)算過程中通過監(jiān)測每個(gè)循環(huán)中的壁面平均溫度隨時(shí)間的變化過程，可以發(fā)現(xiàn)在經(jīng)歷約20個(gè)周期以后，壁面平均溫度隨時(shí)間呈周期性變化。選擇一個(gè)周期進(jìn)行分析，時(shí)均對(duì)流換熱系數(shù)采用瞬時(shí)值積分平均確定:

(3)

式中：Δt為每個(gè)周期的時(shí)間；dt為時(shí)間步長。

可以看出，當(dāng)計(jì)算網(wǎng)格數(shù)在100萬和160萬之間時(shí)，時(shí)均對(duì)流換熱系數(shù)的差異僅在3%以內(nèi)，因此最終單風(fēng)扇模型的計(jì)算網(wǎng)格數(shù)選取為132萬。運(yùn)用同樣的方式，確定雙風(fēng)扇模型的計(jì)算網(wǎng)格數(shù)為160萬。

圖3 不同相位時(shí)局部網(wǎng)格重構(gòu)Fig.3 Re-meshing of local grids at different phases

圖4 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證Fig.4 Verification of grid independency

2.3 計(jì)算方法和驗(yàn)證

應(yīng)用三維非定常雷諾時(shí)均控制方程(RANS)進(jìn)行數(shù)值模擬。湍流模型選擇SST(Shear Stress Transport)k-ω兩方程湍流模型，該湍流模型被眾多的研究者應(yīng)用于壓電風(fēng)扇流場計(jì)算[16-17, 19]。

數(shù)值模擬采用Fluent軟件，在計(jì)算過程中需要采用欠松弛加以控制以確保非定常計(jì)算過程的穩(wěn)定性，當(dāng)3個(gè)連續(xù)的風(fēng)扇振動(dòng)周期內(nèi)壁面溫度的相對(duì)誤差小于10-4時(shí)，認(rèn)為數(shù)值解達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)定的周期性狀態(tài)[16-17]。

圖5 無橫流單個(gè)風(fēng)扇時(shí)均局部對(duì)流換熱系數(shù)分布Fig.5 Distributions of time-averaged local convective heat transfer coefficients for single fan without cross flow

為驗(yàn)證本文的數(shù)值計(jì)算方法，選用Kimber等[13]的單個(gè)壓電風(fēng)扇在無橫流影響下的表面對(duì)流換熱特性實(shí)驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。圖5為不同風(fēng)扇葉尖距離加熱壁面的間距下數(shù)值計(jì)算得到的時(shí)均局部對(duì)流換熱系數(shù)分布情況，圖中虛線框代表風(fēng)扇振動(dòng)時(shí)所掃過的區(qū)域，實(shí)線代表風(fēng)扇停振時(shí)的位置。可以看到壓電風(fēng)扇作用下的加熱表面對(duì)流換熱系數(shù)在葉尖包絡(luò)區(qū)兩側(cè)呈現(xiàn)啞鈴狀分布，與Kimber等[13]實(shí)驗(yàn)揭示的分布特征相符。

圖6為在不同風(fēng)扇葉尖距離加熱壁面的間距下數(shù)值計(jì)算得到的駐點(diǎn)努塞爾數(shù)與Kimber等[13]的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比。此處的壓電風(fēng)扇雷諾數(shù)和努塞爾數(shù)分別定義為

(4)

式中：uPF為壓電風(fēng)扇的特征速度；DPF為風(fēng)扇振動(dòng)葉尖包絡(luò)區(qū)的特征長度；k為導(dǎo)熱系數(shù)；ν為運(yùn)動(dòng)黏度。uPF、DPF的表達(dá)式分別為

(5)

比較表明，本文數(shù)值計(jì)算結(jié)果與Kimber等[13]的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)相吻合。

圖6 駐點(diǎn)努塞爾數(shù)隨無量綱距離G/Ap的變化Fig.6 Stagnation Nusselt number vs non-dimensional gap G/Ap

3 結(jié)果與分析

3.1 瞬態(tài)流場特征

壓電風(fēng)扇振動(dòng)誘導(dǎo)一系列非定常的拍動(dòng)渦環(huán)并不斷地聚合，從而形成風(fēng)力相對(duì)集中的“準(zhǔn)連續(xù)”射流。為了揭示壓電風(fēng)扇射流與橫流相干的渦系結(jié)構(gòu)，借鑒Jeong和Hussain[20]提出的λ2渦識(shí)別判據(jù)進(jìn)行分析。該判據(jù)是將流場的速度梯度張量J分解為對(duì)稱部分S(應(yīng)變率張量)和非對(duì)稱部分Ω(旋轉(zhuǎn)張量)，并通過計(jì)算組合張量S2+Ω2的3個(gè)特征值(λ1≥λ2≥λ3)，認(rèn)為壓力達(dá)到截面最小的充要條件為λ2<0，其中λ2為負(fù)值的點(diǎn)即屬于渦核空間位置。J、S、Ω三者之間的關(guān)系式為

(6)

圖7 單風(fēng)扇不同振動(dòng)相位瞬時(shí)溫度和λ2=-3×104 瞬態(tài)等值面Fig.7 Instantaneous temperature and iso-surface for λ2=-3×104 at different vibrating phases for single fan

圖7為單個(gè)壓電風(fēng)扇在一個(gè)運(yùn)動(dòng)周期內(nèi)4種典型振動(dòng)相位下λ2=-3×104的瞬態(tài)等值面發(fā)展演變情況。當(dāng)壓電風(fēng)扇運(yùn)動(dòng)至其平衡位置時(shí)，如圖7(b)和圖7(d)所示，其葉尖位移速度達(dá)到最大值，依靠風(fēng)扇葉片對(duì)氣流的剪切機(jī)制在葉尖以及葉片兩側(cè)緣形成較為強(qiáng)烈的馬蹄渦，而當(dāng)風(fēng)扇運(yùn)動(dòng)至其最大振幅位置時(shí)，由于風(fēng)扇位移速度逐漸減小，渦結(jié)構(gòu)顯著減弱，此時(shí)的橫流效應(yīng)相應(yīng)增強(qiáng)，挾帶葉尖脫落的渦向下游遷移。從葉尖脫落的渦對(duì)壁面形成沖擊作用，從而導(dǎo)致壓電風(fēng)扇振動(dòng)的包絡(luò)區(qū)域附近的局部對(duì)流換熱強(qiáng)化；由于周期性的風(fēng)扇振動(dòng)，葉尖脫落渦在包絡(luò)區(qū)下游形成周期性掃掠，同時(shí)流經(jīng)葉尖包絡(luò)區(qū)的橫流也受到壓電風(fēng)扇的脈動(dòng)激勵(lì)，因而在壓電風(fēng)扇下游形成溫度相對(duì)較低的條帶狀區(qū)域。

圖8 雙風(fēng)扇并列反相振動(dòng)的瞬時(shí)溫度和λ2=-3×104 瞬態(tài)等值面Fig.8 Instantaneous temperature and iso-surface for λ2=-3×104 for dual out-of-phase fans in face-to-face mode

圖8和圖9分別為雙風(fēng)扇并列模式下反相和同相振動(dòng)時(shí)λ2=-3×104瞬態(tài)等值面以及加熱壁面瞬時(shí)溫度分布情況。與單個(gè)風(fēng)扇相比，由于雙風(fēng)扇的作用區(qū)域增大，因此加熱表面的冷卻效果得到增強(qiáng)。同時(shí)相鄰風(fēng)扇間的振動(dòng)對(duì)于渦系的演變也具有一定的影響，對(duì)于并列布置的雙壓電風(fēng)扇，振動(dòng)相位引起的相鄰風(fēng)扇之間渦結(jié)構(gòu)演化特征具有較大的差異。并列雙風(fēng)扇反相振動(dòng)時(shí)，如圖8所示，相鄰兩個(gè)風(fēng)扇相向運(yùn)動(dòng)至各自的平衡位置時(shí)，葉尖沖擊脫落渦之間形成融合和發(fā)展，并對(duì)其他時(shí)刻的渦系向下游的發(fā)展也產(chǎn)生影響，從而在壓電風(fēng)扇下游形成溫度更低、范圍更寬的影響區(qū)域。而對(duì)于并列雙風(fēng)扇同相振動(dòng)，雖然存在著相鄰風(fēng)扇間的相互作用，但每個(gè)風(fēng)扇誘導(dǎo)的渦結(jié)構(gòu)與單個(gè)風(fēng)扇較為接近。

圖10和圖11分別為雙風(fēng)扇串列模式下反相和同相振動(dòng)時(shí)的渦核瞬態(tài)等值面以及加熱壁面的瞬時(shí)溫度分布情況。由于兩個(gè)風(fēng)扇串列于橫流中，上游的壓電風(fēng)扇誘導(dǎo)的渦在橫流作用下向下游遷移，與下游壓電風(fēng)扇激勵(lì)作用形成耦合，因此，相對(duì)于單一風(fēng)扇，串列雙壓電風(fēng)扇葉尖脫落的渦對(duì)下游表面對(duì)流換熱影響作用的區(qū)域更長。對(duì)比雙風(fēng)扇串列模式下反相和同相振動(dòng)時(shí)的渦結(jié)構(gòu)演變，可以看出，同相振動(dòng)情形下相鄰風(fēng)扇的脫落渦之間的融合和發(fā)展更具優(yōu)勢(shì)。

圖9 雙風(fēng)扇并列同相振動(dòng)的瞬時(shí)溫度和λ2=-3×104瞬態(tài)等值面Fig.9 Instantaneous temperature and iso-surface of λ2=-3×104 for dual in-phase fans in face-to-face mode

圖10 雙風(fēng)扇串列反相振動(dòng)的瞬時(shí)溫度和λ2=-3×104瞬態(tài)等值面Fig.10 Instantaneous temperature and iso-surface for λ2=-3×104 for dual out-of-phase fans in edge-to-edge mode

圖11 雙風(fēng)扇串列同相振動(dòng)的瞬時(shí)溫度和λ2=-3×104瞬態(tài)等值面Fig.11 Instantaneous temperature and iso-surface for λ2=-3×104 for dual in-phase fans in edge-to-edge mode

3.2 傳熱時(shí)均結(jié)果分析

圖12為不同壓電風(fēng)扇作用下的一個(gè)周期內(nèi)恒熱流壁面時(shí)均局部對(duì)流換熱系數(shù)分布情況。對(duì)于單個(gè)風(fēng)扇，如圖12(a)所示，受橫流的影響，風(fēng)扇葉尖掃掠的包絡(luò)區(qū)的對(duì)流換熱系數(shù)分布呈現(xiàn)水滴狀，與單個(gè)壓電風(fēng)扇在無橫流環(huán)境中的啞鈴形分布不同(圖5(a))，顯然這是橫流對(duì)風(fēng)扇激勵(lì)射流沖擊的影響所致。對(duì)于并列雙風(fēng)扇，如圖12(b)和圖12(c)所示，風(fēng)扇葉尖掃掠的包絡(luò)區(qū)附近局部對(duì)流換熱系數(shù)依然呈現(xiàn)水滴狀分布，在包絡(luò)區(qū)的時(shí)均換熱能力與單風(fēng)扇幾乎相同，但相對(duì)于單風(fēng)扇，水滴狀在流向上有所延伸，這是相鄰風(fēng)扇脫落渦之間的融合和發(fā)展所致，注意到風(fēng)扇之間的干涉作用主要體現(xiàn)在下游區(qū)域，反相振動(dòng)時(shí)風(fēng)扇間隙下游區(qū)域的換熱能力明顯得到強(qiáng)化。對(duì)于串列雙風(fēng)扇排布，如圖12(d)和圖12(e)所示，反相振動(dòng)時(shí)上游風(fēng)扇包絡(luò)區(qū)的換熱能力與單風(fēng)扇情況基本一致，下游風(fēng)扇包絡(luò)區(qū)的換熱能力有所弱化，但下游風(fēng)扇尾跡區(qū)域的換熱能力明顯高于單風(fēng)扇的情況；同相振動(dòng)時(shí)，上游風(fēng)扇與下游風(fēng)扇包絡(luò)區(qū)內(nèi)的換熱能力均高于單風(fēng)扇情況，兩風(fēng)扇間隙區(qū)域的換熱能力也得到明顯加強(qiáng)，綜合而言，在橫流中串列雙風(fēng)扇同相振動(dòng)時(shí)，局部換熱能力可以得到更大程度的強(qiáng)化。

為了進(jìn)一步對(duì)比分析各種排布方式和不同振動(dòng)相位下壁面平均換熱能力的差異，沿橫流方向定義側(cè)向積分平均對(duì)流換熱系數(shù)為

(7)

式中：Ly為側(cè)向積分的參考長度。對(duì)于單風(fēng)扇和串列雙風(fēng)扇，Ly分別取App和2App；對(duì)于并列雙風(fēng)扇，Ly取為雙風(fēng)扇間距P。

圖13為沿橫流方向的側(cè)向積分平均對(duì)流換熱系數(shù)。圖中豎實(shí)線、豎虛線分別表示壓電風(fēng)扇中心線位置、風(fēng)扇側(cè)緣位置。對(duì)于單個(gè)風(fēng)扇，如圖13(a)所示， 在單風(fēng)扇振動(dòng)包絡(luò)區(qū)， 按照App和2App平均的對(duì)流換熱系數(shù)存在較大的差異，而在單風(fēng)扇振動(dòng)包絡(luò)區(qū)下游1.5倍風(fēng)扇寬度(1.5W)之后，按照App和2App平均的對(duì)流換熱系數(shù)相等，說明壓電風(fēng)扇的影響趨于消失。對(duì)于并列雙風(fēng)扇，如圖13(b)所示，同相和反相振動(dòng)對(duì)上游以及包絡(luò)區(qū)的對(duì)流換熱影響并無明顯差異，但是在下游1W之后反相振動(dòng)的平均對(duì)流換熱系數(shù)明顯高于同相振動(dòng)；對(duì)于串列雙風(fēng)扇，如圖13(c)和圖13(d)所示，同相振動(dòng)始終優(yōu)于反相振動(dòng)情況，在反相振動(dòng)時(shí)，相鄰兩風(fēng)扇之間的對(duì)流換熱顯著低于同相振動(dòng)的方式。

圖12 有橫流時(shí)加熱表面時(shí)均局部對(duì)流換熱系數(shù)分布Fig.12 Distributions of time-averaged local convective heat transfer coefficients on heat foil in presence of cross flow

圖13 側(cè)向積分平均對(duì)流換熱系數(shù)沿橫流方向的分布Fig.13 Distribution of laterally-averaged convective heat transfer coefficient along cross flow direction

4 結(jié) 論

本文采用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)對(duì)橫流環(huán)境中垂直加熱壁面的單個(gè)壓電風(fēng)扇、并列雙風(fēng)扇以及串列雙風(fēng)扇三維非定常流動(dòng)和傳熱特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明：

1) 存在橫流時(shí)，單個(gè)風(fēng)扇葉尖掃掠包絡(luò)區(qū)的對(duì)流換熱系數(shù)分布呈現(xiàn)水滴狀，與無橫流影響下的啞鈴形分布不同。

2) 對(duì)于并列布置的雙壓電風(fēng)扇，反相振動(dòng)有利于相鄰風(fēng)扇脫落渦之間的融合和發(fā)展，雙風(fēng)扇振動(dòng)包絡(luò)區(qū)下游的換熱能力優(yōu)于同相振動(dòng)情形。

3) 對(duì)于串列布置的雙壓電風(fēng)扇，上游的壓電風(fēng)扇誘導(dǎo)的渦動(dòng)射流在橫流作用下向下游遷移，與后一個(gè)壓電風(fēng)扇激勵(lì)作用形成耦合。反相振動(dòng)時(shí)相鄰兩風(fēng)扇之間局部區(qū)域的對(duì)流換熱顯著低于同相振動(dòng)的情形。

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