李雅俠，韓澤民，王凱，張平，張麗，張靜，2

（1 沈陽(yáng)化工大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，遼寧 沈陽(yáng) 110142；2 天津大學(xué)化工學(xué)院，天津 330350）

在能源緊張的當(dāng)前，強(qiáng)化傳熱技術(shù)一直備受關(guān)注，按照是否需要消耗外界能量，強(qiáng)化傳熱技術(shù)主要分為主動(dòng)式和被動(dòng)式[1]。射流強(qiáng)化傳熱屬于一種主動(dòng)式強(qiáng)化技術(shù)，與被動(dòng)式強(qiáng)化傳熱方式相比，射流強(qiáng)化具有效率高、便于實(shí)施和控制的優(yōu)點(diǎn)，目前射流強(qiáng)化傳熱已被廣泛應(yīng)用于化工、食品、燃?xì)廨啓C(jī)以及電子元件冷卻等工業(yè)過(guò)程中。研究結(jié)果表明，射流的沖擊作用具有較高的局域強(qiáng)化傳熱傳質(zhì)效果，大量文獻(xiàn)報(bào)道了直接利用射流沖擊作用實(shí)現(xiàn)強(qiáng)化傳熱的研究[2?3]。當(dāng)射流空間受固體壁面限制且環(huán)境流體流動(dòng)方向與射流成一定角度時(shí)，稱為受限橫流射流[4]。橫流射流研究一直受到學(xué)者們的關(guān)注，研究結(jié)果表明，在設(shè)備或管道中實(shí)施射流，可以產(chǎn)生附加的縱向渦旋，從而改善流場(chǎng)特性以實(shí)現(xiàn)設(shè)備或管道一定流動(dòng)范圍內(nèi)的強(qiáng)化傳熱。Angeles[5]采用數(shù)值模擬方法分析了橫流射流中渦旋的演變以及橫流速度對(duì)渦旋結(jié)構(gòu)的影響。周冬等[6]采用射流強(qiáng)化了直通道的換熱，結(jié)果表明，射流產(chǎn)生的渦旋能夠在射流后一定區(qū)域內(nèi)實(shí)現(xiàn)流體的對(duì)流換熱強(qiáng)化。Wegner等[7]研究了三種不同入射角度下的射流與橫流的混合過(guò)程，結(jié)果表明，渦旋結(jié)構(gòu)、大小和位置均受射流角度的影響。李國(guó)能等[8]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，橫流射流即使不是直接沖擊傳熱面，也能夠?qū)崿F(xiàn)較大幅度的換熱增強(qiáng)。鐘華棟等[9]采用實(shí)驗(yàn)研究了橫向射流對(duì)加熱平板傳熱特性的影響，討論了橫向射流強(qiáng)化傳熱的物理機(jī)理。Luis等[10]認(rèn)為射流生成的反向渦旋是射流區(qū)壁面?zhèn)鳠嵩鰪?qiáng)的主要原因。Yadav 等[11]實(shí)驗(yàn)研究了渦旋結(jié)構(gòu)對(duì)射流近區(qū)流場(chǎng)的影響，結(jié)果表明，通過(guò)射流產(chǎn)生兩個(gè)縱向渦旋能有效破壞邊界層，在一定區(qū)域內(nèi)強(qiáng)化了對(duì)流傳熱。李淇淇等[12]通過(guò)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬方法研究了射流和橫流不同流速比以及射流口的位置對(duì)渦旋產(chǎn)生的影響，確定了渦旋生成的最佳參量。通過(guò)文獻(xiàn)分析可以發(fā)現(xiàn)，已有的橫流射流流動(dòng)及強(qiáng)化傳熱特性的研究主要集中在直管道或者橫流為直線運(yùn)動(dòng)的流動(dòng)中，而對(duì)曲線通道或者橫流為曲線流動(dòng)的相關(guān)射流研究則較少見(jiàn)到。

螺旋通道屬于曲線通道，是一種工程實(shí)際中常見(jiàn)的強(qiáng)化傳熱傳質(zhì)裝置。一直以來(lái)螺旋通道內(nèi)流體流動(dòng)及強(qiáng)化傳熱研究是國(guó)內(nèi)外的研究熱點(diǎn)之一[13]。在本文作者課題組[14]的前期研究工作中，基于對(duì)單一螺旋通道強(qiáng)化傳熱研究，提出在螺旋通道外表面安裝射流渦發(fā)生器以實(shí)現(xiàn)進(jìn)一步強(qiáng)化傳熱，研究了射流對(duì)矩形截面螺旋通道內(nèi)流體換熱的強(qiáng)化，指出射流的沖擊和誘導(dǎo)作用改善了原有的離心二次渦旋結(jié)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)了換熱強(qiáng)化，并基于“場(chǎng)協(xié)同原理”揭示了強(qiáng)化傳熱機(jī)理。進(jìn)而采用數(shù)值模擬方法考察了矩形截面形狀對(duì)射流強(qiáng)化螺旋通道傳熱的影響，指出隨著截面高寬比的增大，縱向渦旋強(qiáng)度增大，射流強(qiáng)化傳熱效果增強(qiáng)[15]。通過(guò)在圓形螺旋通道外側(cè)壁面加入射流強(qiáng)化了圓形截面螺旋通道內(nèi)流體的換熱，分析了螺旋通道內(nèi)復(fù)合渦旋的演變規(guī)律，并數(shù)值研究了射流參數(shù)對(duì)換熱系數(shù)和流動(dòng)阻力的影響[16]。前期研究結(jié)果表明，盡管射流強(qiáng)化傳熱技術(shù)會(huì)增加設(shè)備的復(fù)雜性并需要消耗一定的外界功耗，但卻能夠高效地強(qiáng)化螺旋盤管式換熱器或螺旋管式冷卻裝置的傳熱性能，并且射流便于實(shí)施和控制，因此具有較好的應(yīng)用前景。本研究基于前期研究工作基礎(chǔ)，為了進(jìn)一步減小射流強(qiáng)化傳熱時(shí)引起的外界總功耗，提出將射流位置安裝在圓形截面螺旋通道的內(nèi)側(cè)壁面。采用實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬方法對(duì)比分析了內(nèi)側(cè)和外側(cè)壁面分別實(shí)施的射流對(duì)螺旋通道的強(qiáng)化傳熱效果。同時(shí)通過(guò)文獻(xiàn)總結(jié)可以發(fā)現(xiàn)，在已有的利用橫流射流強(qiáng)化傳熱研究中，評(píng)價(jià)射流的綜合強(qiáng)化傳熱效果時(shí)，幾乎都沒(méi)有考慮射流帶來(lái)的外界功耗的影響。而實(shí)際上，射流流體速度越大，需要消耗的外界功耗就越大，因此為了更合理地評(píng)價(jià)主動(dòng)式射流技術(shù)對(duì)螺旋通道的綜合強(qiáng)化傳熱效果，本文提出以熱功系數(shù)比（hpc）為新的評(píng)價(jià)指標(biāo)進(jìn)行評(píng)價(jià)。本文的研究屬于曲線通道中的橫流射流問(wèn)題，研究結(jié)果既可以豐富射流理論，同時(shí)也可為螺旋通道強(qiáng)化傳熱技術(shù)的創(chuàng)新提供理論依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)測(cè)量

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置及流程

對(duì)外側(cè)壁面加入射流的螺旋通道內(nèi)流體流動(dòng)阻力與傳熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，實(shí)驗(yàn)裝置及流程如圖1(a)和(b)所示，主要由恒溫水浴、儲(chǔ)水槽、冷卻水箱、實(shí)驗(yàn)件、泵、流量計(jì)、壓差計(jì)、閥門以及連接管道組成。實(shí)驗(yàn)件為帶有射流管的圓形截面螺旋通道，其材質(zhì)為紫銅，放在80℃的恒溫水浴內(nèi)。螺旋通道的圈數(shù)為3.5 圈，其中螺旋半徑為150mm，螺距為40mm，螺旋管外徑為22mm，壁厚為1.2mm。射流管為外徑12mm、壁厚1.0mm、長(zhǎng)度l=60mm的圓形直管，焊接安裝在螺旋通道外側(cè)壁面，并與壁面法線成60°夾角。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)流程圖

實(shí)驗(yàn)裝置中主要有兩個(gè)回路，即螺旋通道的主流回路及射流水回路。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，主回路的水由泵從儲(chǔ)水槽泵入螺旋通道內(nèi)，由下入口進(jìn)入，上出口流出。當(dāng)螺旋通道內(nèi)主流回路的流動(dòng)穩(wěn)定后，開(kāi)啟射流回路的流量調(diào)節(jié)閥，射流回路的水由水泵經(jīng)過(guò)射流管射入螺旋管主流。通過(guò)主流調(diào)節(jié)閥和射流調(diào)節(jié)閥可分別改變兩個(gè)回路的流量，兩個(gè)回路分別裝有流量計(jì)用來(lái)測(cè)量所通過(guò)的流量。螺旋通道主流流體的進(jìn)出口壓差采用壓差計(jì)測(cè)量。實(shí)驗(yàn)中共布置四個(gè)測(cè)溫點(diǎn)，見(jiàn)圖1(b)、(c)，分別用于測(cè)量主流進(jìn)口溫度（T1）、射流管后10°位置截面處流體溫度（T2）、射流管后20°位置截面處流體溫度（T3）以及主流出口流體溫度（T4）。

1.2 實(shí)驗(yàn)不確定度分析

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中所采用的渦輪流量計(jì)精度為±0.5%，壓差計(jì)的精度為2.5 級(jí)。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中為了確保主流流量穩(wěn)定，設(shè)置了壓力調(diào)節(jié)旁路。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，在通道內(nèi)流動(dòng)穩(wěn)定后開(kāi)始數(shù)據(jù)采集，并采用多次重復(fù)測(cè)量的方法以減小實(shí)驗(yàn)誤差。

2 數(shù)值模擬

2.1 物理模型

安裝射流管的圓形截面螺旋通道的物理模型如圖2 所示，螺旋通道的圈數(shù)為3.5 圈，螺旋半徑為Rc，螺距為P，圓形管道內(nèi)徑為d。射流管是內(nèi)徑為dj、長(zhǎng)度為l的圓形直管。以一定的入射角度α分別安裝于螺旋通道的內(nèi)側(cè)和外側(cè)壁面，見(jiàn)圖3。定義射流質(zhì)量流量Qjm與主流質(zhì)量流量Qm之比為εjm=Qjm/Qm。本研究中螺旋通道及射流管幾何尺寸保持不變，螺旋通道內(nèi)流體的主流流量（Qm=0.16kg/s）恒定，研究過(guò)程中主要考察射流參數(shù)α和εjm的影響，相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)及變量取值范圍見(jiàn)表1。

圖2 帶有射流管的螺旋通道的物理模型

圖3 射流管的布置圖

表1 數(shù)值模擬中參數(shù)及取值范圍

2.2 數(shù)值模擬方法

采用CFD 軟件Fluent16.2，基于Realizableκ?ε湍流模型[17]對(duì)安裝射流管的螺旋通道內(nèi)流體流動(dòng)與換熱特性進(jìn)行數(shù)值模擬。其中壓力速度耦合使用SIMPLEC 算法。連續(xù)性方程、動(dòng)量方程和能量方程以二階迎風(fēng)方式求解。以不可壓縮流體水為工作介質(zhì)，螺旋通道主流和射流管入口邊界條件均設(shè)定為質(zhì)量流量入口，主流流體入口溫度和射流流體入口溫度均設(shè)定為Tin=Tinj=293K，出口設(shè)定為壓力出口，壁面設(shè)定為恒壁溫的邊界條件，壁面溫度Tw=353K。在數(shù)值模擬計(jì)算過(guò)程中，先獲得單一螺旋通道內(nèi)穩(wěn)定的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)后，再加入射流流體進(jìn)行計(jì)算，直到得到新的穩(wěn)定流場(chǎng)和溫度場(chǎng)。在模擬計(jì)算過(guò)程中，連續(xù)性方程的收斂殘差設(shè)定為10?4，其他方程的收斂殘差設(shè)定為10?6。

采用混合網(wǎng)格分塊劃分計(jì)算域，對(duì)射流入口附近螺旋通道網(wǎng)格采用四面體網(wǎng)格，其余部分采用六面體網(wǎng)格。計(jì)算過(guò)程中對(duì)射流影響顯著的螺旋通道主體部分采用速度自適應(yīng)加密網(wǎng)格。采用4套網(wǎng)格對(duì)α=60°、εjm=1.5的工況進(jìn)行數(shù)值模擬，網(wǎng)格數(shù)量分別約為221萬(wàn)、270萬(wàn)、320萬(wàn)和395萬(wàn)，網(wǎng)格獨(dú)立性分析結(jié)果表明，數(shù)量為約320萬(wàn)的網(wǎng)格可以滿足計(jì)算精度要求。

3 結(jié)果與討論

3.1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果的對(duì)比

為了驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，將在外側(cè)壁面實(shí)施射流的螺旋通道內(nèi)流體流動(dòng)和換熱的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。圖4給出了不同射流質(zhì)量流量比εjm值下，螺旋通道主流進(jìn)、出口總壓降Δp值的對(duì)比曲線。從圖中可以看出，Δp值的數(shù)值模擬值和實(shí)驗(yàn)值有相同的變化趨勢(shì)，即隨著射流速比的增加，Δp值逐漸增大。計(jì)算結(jié)果表明，Δp的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值的相對(duì)偏差的絕對(duì)值在3.6%～4.9%之間，說(shuō)明數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。圖5 給出了射流后10°位置(測(cè)溫點(diǎn)T2)、后20°位置（測(cè)溫點(diǎn)T3）以及主流出口處流體溫度（測(cè)溫點(diǎn)T4）隨εjm值的變化曲線。從圖中可以看出，三個(gè)位置處溫度值的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量值吻合較好。計(jì)算結(jié)果表明，三個(gè)位置處溫度的相對(duì)偏差絕對(duì)值的最大值分別為5.1%、4.8%和5.6%。說(shuō)明本文采用的數(shù)值模擬方法是可靠的。從圖中可以看出，同一εjm值下，螺旋通道主流出口溫度T4高于T2和T3處流體溫度，而T3位置的流體溫度卻低于T2位置的流體溫度，盡管沿主流流動(dòng)方向T3位置略微靠后。這是由于射流流體的溫度低于入射處螺旋通道內(nèi)主流流體溫度，射流傾斜入射進(jìn)入螺旋通道與主流流體混合后降低了主流流體溫度。

圖4 Δp的實(shí)驗(yàn)值和數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比曲線

圖5 測(cè)溫點(diǎn)T2、T3和T4的實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比

3.2 流場(chǎng)和溫度場(chǎng)特性

基于數(shù)值模擬結(jié)果，圖6給出了在螺旋通道內(nèi)側(cè)和外側(cè)壁面分別加入射流后，沿流動(dòng)方向不同位置橫截面內(nèi)流體平均溫度Tm、平均壓強(qiáng)pm和平均湍流強(qiáng)度Im的變化曲線。其中β=0°位置為射流管的安裝位置，β>0°表示射流管后的橫截面位置，β<0°表示射流管前的橫截面位置。從圖中可以看出，不論是內(nèi)側(cè)壁面加入的射流還是外側(cè)壁面加入的射流，較低溫度的射流流體與主流流體混合后降低了混合后流體的平均溫度Tm，在β=20°附近時(shí)Tm達(dá)到最低值，而后沿流動(dòng)方向流體與壁面進(jìn)行熱量交換使Tm值逐漸增加。

已有研究結(jié)果表明，在受限橫流射流中，截面平均壓強(qiáng)與溫度的變化趨勢(shì)相反[18]。從圖6中可以看出，在螺旋通道加入射流后，沿流動(dòng)方向截面平均壓強(qiáng)pm先降低而后迅速升高，在β=20°附近位置時(shí)達(dá)到最大值，而后隨著流動(dòng)的發(fā)展，由于流動(dòng)阻力損失的存在，pm值逐漸降低。這是由于射流剛進(jìn)入螺旋通道時(shí)，對(duì)主流流體的沖擊作用使得射流入口處壓強(qiáng)迅速降低，而后由于射流流體與主流流體的相互作用，將一部分射流流體的動(dòng)能轉(zhuǎn)化為主流流體壓強(qiáng)能，所以壓強(qiáng)pm逐漸增大；當(dāng)射流流體速度降低至最小時(shí)，壓強(qiáng)pm達(dá)到最大值。從圖中還可以看出，εjm值越大，Tm的最低值越小，而pm的最高值越大。

圖6 沿主流方向溫度、壓強(qiáng)和湍流強(qiáng)度的變化（α=60°）

從圖6中流體平均湍流強(qiáng)度Im的變化曲線可以看出，射流流體加入螺旋通道后，其沖擊和擾動(dòng)作用明顯增強(qiáng)了一定范圍內(nèi)主流流體的湍流強(qiáng)度。對(duì)比溫度變化曲線可以看出，射流加入螺旋通道后，在曲線橫流的作用下，溫度場(chǎng)的擴(kuò)散明顯快于速度場(chǎng)擴(kuò)散，這與直通道中的橫流射流流動(dòng)是相似的[19]。為了便于評(píng)價(jià)和分析射流的強(qiáng)化傳熱效果，依據(jù)Im的變化將實(shí)施射流后的螺旋通道流場(chǎng)分為三個(gè)區(qū)域，即射流前區(qū)、射流影響區(qū)和射流遠(yuǎn)區(qū)。射流前區(qū)為沒(méi)有受射流影響的單一螺旋通道的流動(dòng)區(qū)域，而射流遠(yuǎn)區(qū)則相當(dāng)于增加射流流量后的單一螺旋通道內(nèi)流動(dòng)與換熱區(qū)域，射流影響區(qū)即為射流在螺旋通道內(nèi)發(fā)揮強(qiáng)化傳熱作用的主要區(qū)域。區(qū)域劃分時(shí)，射流影響區(qū)與射流前區(qū)、射流遠(yuǎn)區(qū)的相鄰截面Im值相對(duì)偏差小于0.1%。從圖6中可以看出，射流影響區(qū)的長(zhǎng)度隨著εjm值變化而變化，εjm值越大，射流影響區(qū)越長(zhǎng)。分析結(jié)果表明，當(dāng)εjm=1.5 時(shí)，射流影響區(qū)β的大致范圍為?10°～100°；而εjm=0.5時(shí)，β的大致范圍為?3°～90°。通過(guò)對(duì)比湍流強(qiáng)度Im的變化曲線還可以發(fā)現(xiàn)，內(nèi)側(cè)壁面實(shí)施的射流引起流體湍流強(qiáng)度的增強(qiáng)明顯高于外側(cè)壁面實(shí)施的射流。這主要是由于湍流強(qiáng)度的定義為脈動(dòng)速度的均方根與平均速度的比值，對(duì)于有旋流的管內(nèi)流動(dòng)，切向速度的脈動(dòng)分量是湍流強(qiáng)度的主要分量[20]。圖7中給出了螺旋通道不同位置橫截面內(nèi)的量綱為1切向速度（vθ/vm）分布云圖，可以看出相同εjm值下，與外側(cè)壁面實(shí)施的射流相比，內(nèi)側(cè)壁面射流的影響區(qū)內(nèi)，相同位置橫截面內(nèi)vθ/vm的平均值更大，因此相應(yīng)的Im值較大。計(jì)算結(jié)果表明，此時(shí)在螺旋通道內(nèi)側(cè)和外側(cè)壁面分別加入射流后，射流影響區(qū)內(nèi)流體的Im較射流前區(qū)和遠(yuǎn)區(qū)的相應(yīng)值最高分別增加了257%和245%。

為了對(duì)比分析兩種位置射流下螺旋通道內(nèi)二次流場(chǎng)的演變規(guī)律，圖7還給出了不同位置橫截面內(nèi)的二次流線圖。圖中β=?30°和β=360°位置的流動(dòng)由于不受射流影響，其二次流結(jié)構(gòu)為離心力作用下的旋轉(zhuǎn)方向相反的一對(duì)縱向渦旋，且渦旋中心靠近截面的上下壁面，這不利于主流流體與壁面處流體的混合。加入射流后，橫截面內(nèi)的二次流場(chǎng)得到明顯改善，在外側(cè)壁面加入射流的初始階段，射流的沖擊作用抑制了通道內(nèi)原有的縱向渦旋，產(chǎn)生了一對(duì)與之旋轉(zhuǎn)方向相反的縱向渦旋，而后隨著流動(dòng)發(fā)展，射流影響逐漸減弱，二次流場(chǎng)逐漸演變?yōu)樵薪Y(jié)構(gòu)[16]；而在內(nèi)側(cè)壁面加入射流后，縱向渦旋的旋轉(zhuǎn)方向沒(méi)有改變，但射流的沖擊和卷吸作用明顯增大了渦旋強(qiáng)度和范圍。

3.3 強(qiáng)化傳熱特性

為了考察射流作用對(duì)螺旋通道內(nèi)流體對(duì)流換熱的強(qiáng)化效果，定義局部努塞爾數(shù)Nulocal，見(jiàn)式(1)。

式中，qlocal為壁面局部熱流密度，W/m2；Tw為壁面溫度，K；Tm為流體截面平均溫度，K；λ為流體的熱導(dǎo)率，W/(m·K)。

圖8(a)和(b)給出了不同εjm值下，內(nèi)側(cè)和外側(cè)壁面分別實(shí)施射流時(shí)，Nulocal值在壁面圓周方向上分布曲線的對(duì)比。橫坐標(biāo)γ=0°與360°的位置相同，均為螺旋通道橫截面的最外側(cè)壁面點(diǎn)，γ=180°位置為截面最內(nèi)側(cè)的壁面點(diǎn)。圖中β=?30°和β=360°的截面位置分別處于射流前區(qū)和遠(yuǎn)區(qū)，而β=10°、20°和30°為射流影響區(qū)截面位置。射流前區(qū)和遠(yuǎn)區(qū)內(nèi)相當(dāng)于單一螺旋通道內(nèi)流體換熱，從圖8(a)中可以看出，橫截面上外側(cè)壁面附近Nulocal值明顯高于內(nèi)側(cè)壁面（γ=180°）附近的相應(yīng)值[21]，這主要是受二次流結(jié)構(gòu)影響的結(jié)果。從圖7中可以看出，此區(qū)域內(nèi)橫截面上的縱向渦旋直接沖擊外側(cè)壁面，因此有利于減薄換熱邊界層，提高此處換熱效果。相同εjm值下，射流遠(yuǎn)區(qū)的Nulocal值均高于射流前區(qū)的相應(yīng)值，這主要是由于增加了射流流量的緣故。對(duì)比兩種位置射流遠(yuǎn)區(qū)的Nulocal值可以發(fā)現(xiàn)，內(nèi)側(cè)壁面加入射流時(shí)Nulocal值略高，說(shuō)明其強(qiáng)化傳熱效果更好。在射流影響區(qū)內(nèi)，外側(cè)壁面實(shí)施的射流顯著提高了內(nèi)側(cè)壁面（γ=180°）附近流體的換熱能力，但略微降低了外側(cè)壁面附近流體的換熱能力；內(nèi)側(cè)壁面實(shí)施的射流使整個(gè)壁面上的Nulocal值均有所提高，且外側(cè)壁面附近的增加幅度更為顯著。對(duì)比流場(chǎng)分布圖可以看出，外側(cè)壁面加入射流時(shí)二次流直接沖擊內(nèi)側(cè)壁面，增大了內(nèi)側(cè)壁面附近流體的速度梯度，因此有利于強(qiáng)化此處流體換熱；而內(nèi)側(cè)壁面加入的射流不但明顯增加了外側(cè)壁面附近流體的速度梯度，同時(shí)也使內(nèi)側(cè)壁面附近流體的速度梯度得到增加，因此提高了整體換熱。計(jì)算結(jié)果表明，與射流前區(qū)和遠(yuǎn)區(qū)相比，外側(cè)壁面加入射流后，周向相應(yīng)位置的Nulocal值最高分別提高了165%和83%，而內(nèi)側(cè)壁面加入射流后的提高值分別為217%和118%。從圖8(b)還可以看出，β=20°位置的Nulocal值略高于β=10°和30°位置的相應(yīng)值，這是由于此處流體湍動(dòng)能力最強(qiáng)的緣故，見(jiàn)圖6。對(duì)比圖8(a)和(b)還可以看出，εjm值越大，射流的強(qiáng)化傳熱效果越顯著，特別是對(duì)于內(nèi)側(cè)壁面實(shí)施的射流，當(dāng)εjm=1.5時(shí)射流影響區(qū)的內(nèi)側(cè)壁面（γ=180°）處Nulocal值會(huì)明顯提高。結(jié)合流場(chǎng)分布特征可以發(fā)現(xiàn)，高εjm值下，內(nèi)側(cè)壁面附近處流體的量綱為1速度梯度明顯增大，并且橫截面內(nèi)的二次流對(duì)內(nèi)側(cè)壁面的影響更顯著，因此強(qiáng)化傳熱效果得到增強(qiáng)。

圖7 不同位置橫截面內(nèi)量綱為1切向速度云圖和二次流線圖（各截面左側(cè)為內(nèi)側(cè)壁面）

圖8 Nulocal沿圓周壁面的分布曲線( α=60°)

為了分析射流對(duì)螺旋通道內(nèi)流體對(duì)流換熱的整體增強(qiáng)效果，圖9和圖10分別給出了不同α值和εjm值下螺旋通道內(nèi)三個(gè)區(qū)域的壁面平均換熱努塞爾數(shù)Num的變化曲線。計(jì)算不同工況下射流影響區(qū)的Num值時(shí)，應(yīng)先確定影響區(qū)長(zhǎng)度進(jìn)而計(jì)算；而對(duì)于射流前區(qū)和遠(yuǎn)區(qū)的Num值則是分別基于兩個(gè)區(qū)域內(nèi)充分發(fā)展換熱段獲得。從圖中可以看出，射流影響區(qū)的Num值明顯高于射流前區(qū)和遠(yuǎn)區(qū)的相應(yīng)值，這主要是由于射流的沖擊和誘導(dǎo)作用減薄了換熱邊界層，同時(shí)促進(jìn)了主流流體與壁面流體的混合，利于強(qiáng)化換熱。從圖9和圖10中還可以看出，同一射流角度α下，εjm值越大，對(duì)流換熱的強(qiáng)化效果越好；射流質(zhì)量比εjm值相同時(shí)，α值越小，對(duì)流換熱的強(qiáng)化效果越顯著。研究范圍內(nèi)，外側(cè)壁面實(shí)施射流時(shí)，射流影響區(qū)的Num值較射流前區(qū)和遠(yuǎn)區(qū)的相應(yīng)值分別平均提高了24%和11%，而內(nèi)側(cè)壁面實(shí)施射流時(shí)，則分別平均提高了33%和19%。由此可見(jiàn)，內(nèi)側(cè)壁面實(shí)施的射流對(duì)螺旋通道有更好的對(duì)流強(qiáng)化傳熱效果，這是主要由于射流強(qiáng)化傳熱與流體湍動(dòng)能力的提高直接相關(guān)[22]，而內(nèi)側(cè)壁面射流對(duì)流體的擾動(dòng)能力更強(qiáng)。

圖9 εjm對(duì)平均對(duì)流換熱系數(shù)Num的影響(α=60°)

圖10 α對(duì)平均對(duì)流換熱系數(shù)Num的影響(?jm=0.5)

3.4 綜合強(qiáng)化傳熱性能

與被動(dòng)式強(qiáng)化傳熱方式相比，主動(dòng)式強(qiáng)化方式不僅會(huì)增大流體流動(dòng)阻力，還會(huì)消耗一定的外界功耗。為了能夠更合理地評(píng)價(jià)射流對(duì)螺旋通道內(nèi)流體的綜合強(qiáng)化傳熱效果，考慮外界附加功耗，提出以熱功系數(shù)比hpc為評(píng)價(jià)指標(biāo)進(jìn)行評(píng)價(jià)。hpc定義為單位功耗下單位時(shí)間換熱量之比，見(jiàn)式(2)。

式中，Φ表示單位時(shí)間內(nèi)通過(guò)螺旋通道壁面的換熱量，W；W表示發(fā)生換熱量Φ所需的總功耗，W；下角標(biāo)j 表示有射流影響下螺旋通道區(qū)域的相應(yīng)值。換熱量Φ可由熱流密度qc與換熱面積A求得，即Φ=qcA。W和Wj的計(jì)算如式(3)、式(4)所示。

式中，Qvj和Qv分別為射流流量和加入射流后螺旋通道內(nèi)的流體體積流量，m3/s；Δp和Δpj分別為所研究的單一螺旋通道和射流影響下的螺旋通道區(qū)域內(nèi)的流體流動(dòng)阻力損失，Pa；vj為射流入口速度，m/s。Wj中還包括了射流流體動(dòng)能增加需要消耗的功耗以及射流入口處產(chǎn)生的局部阻力損失Δpj1。為了將射流影響下的螺旋通道的綜合強(qiáng)化傳熱性能與單一螺旋通道進(jìn)行對(duì)比，所選取的單一螺旋通道區(qū)域位置、長(zhǎng)度以及流量與射流影響區(qū)的相應(yīng)值均相同。

圖11 和圖12 分別給出了εjm和α對(duì)總功耗的影響。從圖11 中可以明顯看出，α值一定時(shí)，隨著εjm的增大，射流工況下所消耗的總功耗Wj逐漸增大。相同εjm值下，由于附加外界功耗的影響，加入射流時(shí)的總功耗Wj均高于單一螺旋通道的總功耗W。特別值得注意的是，當(dāng)εjm=1.5時(shí)，Wj顯著增加，這主要是由于此時(shí)射流流體動(dòng)能大，因此需要更多的外界功耗來(lái)提供動(dòng)能。由此可見(jiàn)，在工程實(shí)際中采用射流強(qiáng)化傳熱時(shí)，高流量比下的外界功耗不容忽視。同時(shí)可以看出，相同條件下，內(nèi)側(cè)壁面實(shí)施射流時(shí)的總功耗Wj低于外側(cè)壁面實(shí)施射流時(shí)的Wj值，這主要是由于在螺旋通道內(nèi)，由于離心力的作用，流體質(zhì)點(diǎn)由內(nèi)壁側(cè)向外壁側(cè)運(yùn)動(dòng)，導(dǎo)致外側(cè)壁面附近處?kù)o壓增大，因此與內(nèi)側(cè)壁面實(shí)施的射流相比，外側(cè)壁面實(shí)施的射流需要消耗更多的功耗。從圖12 中可以看出，α值變化對(duì)Wj的影響明顯小于εjm值變化的影響。εjm值一定時(shí)，α值越大，射流對(duì)主流流體的沖擊作用越弱，因此相應(yīng)所消耗的總功耗Wj越小。

圖11 ?jm對(duì)總功耗的影響(α=60°)

圖12 α以及射流位置對(duì)總功耗的影響(?jm=0.5)

圖13 對(duì)比分析了內(nèi)側(cè)和外側(cè)壁面分別實(shí)施的射流對(duì)螺旋通道的綜合強(qiáng)化傳熱性能。從圖中可以看出，研究范圍內(nèi)，同一α值下，隨著εjm的增大hpc值均先增加后減小，εjm=0.5 時(shí)，hpc取得最大值。當(dāng)εjm≤0.5 時(shí)，hpc值均大于1，說(shuō)明即使考慮附加功耗的影響，射流影響下的螺旋通道區(qū)域內(nèi)單位功率下單位時(shí)間內(nèi)的傳熱量仍大于相同條件下單一螺旋通道內(nèi)的相應(yīng)值，即射流強(qiáng)化傳熱有意義。但需要注意的是，當(dāng)εjm≥1時(shí)hpc值迅速降低。這說(shuō)明盡管εjm值大的射流具有較強(qiáng)的對(duì)流換熱強(qiáng)化效果，但從總能耗角度考慮，其換熱增強(qiáng)需要消耗更多的外界功耗，得不償失。從圖13中還可以看出，同一εjm值下，內(nèi)側(cè)壁面實(shí)施的射流對(duì)螺旋通道的綜合強(qiáng)化傳熱效果優(yōu)于外側(cè)壁面實(shí)施的射流。研究范圍內(nèi)，從綜合強(qiáng)化傳熱效果考慮，α=60°是最佳的射流入射角度。當(dāng)α=60°且εjm=0.5時(shí)hpc獲得最大值，內(nèi)側(cè)、外側(cè)壁面實(shí)施射流的hpc值分別為1.39和1.32。

圖13 內(nèi)側(cè)、外側(cè)壁面射流的hpc值對(duì)比

4 結(jié)論

（1）與在螺旋通道外側(cè)壁面實(shí)施的射流相比，內(nèi)側(cè)壁面實(shí)施射流時(shí)，對(duì)流體的擾動(dòng)更強(qiáng)，強(qiáng)化對(duì)流換熱效果更好，同時(shí)總功耗更小。

（2）外側(cè)壁面實(shí)施的射流顯著提高了內(nèi)側(cè)壁面附近的Nulocal值，而內(nèi)側(cè)壁面實(shí)施的射流使壁面Nulocal值整體提高。研究范圍內(nèi)，內(nèi)側(cè)和外側(cè)壁面射流影響區(qū)的Num值較射流遠(yuǎn)區(qū)分別平均提高了19%和11%。

（3）熱功系數(shù)比hpc值隨著εjm的增大先增加后減小。研究范圍內(nèi)εjm=0.5、α=60°時(shí)，綜合強(qiáng)化傳熱效果最佳，內(nèi)側(cè)壁面、外側(cè)壁面射流的hpc最大值分別為1.39和1.32。

（4）采用射流強(qiáng)化螺旋通道換熱時(shí)，實(shí)施于內(nèi)側(cè)壁面且具有較小流量比的射流能夠獲得更好的綜合強(qiáng)化傳熱效果。