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玻璃物理钢化急冷工况下瞬态射流冲击换热研究现状
论文作者:童鞋论文网  论文来源:www.txlunwenw.com  发布时间:2019/3/6 8:29:51  

摘要:本文从单孔射流冲击换热、阵列射流冲击换热、多相流射流冲击换热、瞬态射流冲击换热这四个方面对玻璃物理钢化急冷工况下瞬态射流冲击换热国内外研究现状进行了综述与探讨。

关键词:玻璃物理钢化急冷 瞬态射流冲击换热

1单孔射流冲击换热

射流冲击的高换热率导致它广泛的用于工业应用中,例如纸张的干燥、电子设备的冷却、燃烧室外部壁面的冷却、玻璃钢化以及板带材的加热和冷却。单孔空气射流冲击换热中换热特性主要受射流喷嘴形状、射流雷诺数(Re)、无量纲射流到板间距(H/D)、射流喷嘴角度、沿着驻点的径向距离(x/D)以及冲击表面粗糙度等因素的影响。

T.T. Zhou et al.[1]通过V2F湍流模型数值研究了大温差[2]下圆形冲击射流流体密度和热物理特性对换热的影响,得出温差对努塞尔数影响不大,Nu在低温差下的关联式也可用于高温差下Nu的计算。

T.S. O’Donovan 和 D.B. Murray[3]观察到了当射流到板间距较低时,径向方向上Nu出现二次峰值[4],并对二次峰值产生的位置进行了研究;P. Gulati et al.[5]也观察到了低射流到板间距下二次峰值情况,随着H/D的增大,二次峰值峰值越低并且越向右偏移;从图1-1中可以看出在小H/D下Nu存在着二次峰值,并且Re越大二次峰值越明显;张永恒等[6]实验研究单孔圆形射流时发现当H⁄D<8时,在较大Re下出现二次峰值,当H/D足够小时,各Re数下Nu径向均产生二次峰值[8,11],认为这主要是边界层由层流向湍流转化[7]的结果;R.B. Kalifa et al.[9]确定了H/D在动态特性和湍流行为上的的影响,并且发现了湍流核心长度。

图1喷嘴形状在Nu上的影响[5]

M. Nirmalkumar et al.[10]研究了狭缝射流Re和H/D对换热的影响;K.S. Choo[11]通过对微尺寸下狭缝冲击射流换热特性的分析得出影响微尺寸和大尺寸下狭缝冲击射流换热特性的主要影响因素是H/D。J. Rau[12]和Trinh[13]研究了十字形射流孔对换热的影响,得出圆形射流获得比十字形射流孔更高的换热效率,而压力降没有明显增加。这可能归因于圆形射流孔下游湍流强度增加,以及圆形射流中“射流紧缩效应”更加明显。如图1-2所示为十字交叉型孔的物理模型。

图2 十字交叉型孔[13]

W. Zhao et al.[14]数值分析了正方形、椭圆和矩形射流的换热行为,发现正方形、椭圆和矩形射流需要在更低的H/D条件下才能获得更好的换热行为。R. Vinze et al.[15],W.H. Kim 和 T.S. Park [16],G. Sing et al.[17]和Kin 和 Park[18]都对圆形、正方形和三角形射流在流体和换热上的影响进行了研究。

J. Mi et al.[19]和G. Singh et al.[20]对不同射流形状下的混合和夹带特性、轴向流体衰减、射流扩展进行了研究;结果表明非圆形射流有着比圆形射流更快的中心线平均速度衰减和更多的流体与环境之间的夹带影响[21-22];Kanamori et al.[23]通过对不同孔形状(三角形、正方形、五边形、六边形和圆形)流体变化研究观察到了非圆形射流的轴向切换现象[15, 24-25]。

M. Attalla 和M. Salem[26]考虑了有倾角正方形喷嘴在局部和平均换热分布上的影响,认为局部Nu不受倾角影响,并给出了平均Nu的关联式:Y. Amini et al.[27]对带有扭曲带的旋转冲击射流进行了数值研究,认为旋转射流诱导了驻点区的高热转换率导致更高的换热率;S. Eiamsa-ard et al.[28-29]研究了螺旋带对传热管中强制对流的影响,得出螺旋带的使用增加了传热率;Zhao et al.[30]对Ar在旋流冷却上的影响做了研究。

2阵列射流冲击换热

最近阵列冲击射流由于高热流去除率和低能耗率在工业应用中被广泛的使用,例如食品工业、干燥、电子设备冷却以及玻璃钢化等。

M. Wannassi和F. Monnoyer[31]和A. Ianiro和G. Cardone[32]对空气旋转射流的流体和换热特性进行了实验研究,对旋转射流的传热率和均匀性的独立性进行了解释,其中M. Wannassi和F. Monnoyer[31]通过油膜可视化技术解释独立性;而A. Ianiro和G. Cardone[32]则是通过标准偏差Nu解释的。邢改兰等[33]发现了多排狭缝射流换热Nu峰值偏移,Re越大峰值偏移越明显。S. Caliskan et al.[34]分析了椭圆和矩形阵列冲击射流下喷嘴长宽比(Ar) [35],射流雷诺数(Re)以及H/D在流体和换热上的影响规律。得出椭圆形射流有着比圆形射流更短的潜在核心长度、更大的扩展率以及更大的冲击区域Nu.

Y. Ichikawa et al.[36]实验研究了射流到板间距(H/D = 2-6)和S/D在速度耗散率上的影响,同时也研究了近壁面流体和换热行为。H. Shariatmadar et al.[37]实验和模拟研究了方形狭缝射流在固定壁面温度(343 K)下低雷诺数(Re = 144-505)、射流到板间距(H/D = 2.3-3.1)、射流到射流间距(S/D = 0.1-0.8)在换热特性上的影响,认为驻点Nu随着S/D的增加而降低;同时J.Y. San和J.J. Chen[41]表明在阵列射流区域下最大Nu随着S/D线性变化;E.Y. Jung et al.[38]实验研究了错排阵列射流冲击下毕渥数和H/D(H/D = 1-5)对总体冷却效率的影响,实验得出H/D对冷却效率的影响是有限的。U. Ansu et al.[39]实验发现潜在核心长度对驻点Nu产生着很大的影响。Y. Shan et al.[40]实验研究了半受限通道中密集阵列冲击射流的换热行为,表面S/D对换热均匀性系数没有显著影响。

张靖周等[43]认为顺排冷却效果要好于错排的[44,60];李国能等[45]实验研究了固定横流流量下,射流流量对射流穿透深度以及射流扩展度的影响;A. Terzis[46]对带有横向流的阵列冲击射流换热增强与流体结构之间的关联进行了实验研究。J. Lee[42]通过对结构参数在局部、线平均和空间平均Nu上的作用解释了横向流对射流的影响。

S. Caliskan和S. Baskaya[47]实验研究了V形肋表面在流体和换热上的影响;Y. Rao[48]实验研究了微W形肋表面的的阵列射流冲击换热行为,研究表明微W形肋可以提高冲击表面的换热率和均匀性[49];然而Y. Xing和B. Weigand[50]却认为粗糙表面只提高换热率而换热均匀性明显降低;夏国栋等[51]考虑了表面肋化在热阻上的影响;徐亚威等[52]实验研究了不同肋化形式下的射流冲击换热特性,认为间断肋换热效果比连续肋更好。

姜泽毅等[53]对狭缝射流冲击换热行为进行了研究,结果表明随着狭缝数目的增加平均Nu降低而换热均匀性增加了;黄军等[54]给出了狭缝冲击射流的传热准则数方程;杨培培等[55]通过正交试验设计方案数值研究了展向和流向间距对于换热的影响;孙润鹏等[56]数值研究了带有横向流[58-59]的阵列冲击射流排列方式在换热特性上的影响。阎畅等[57]认为横向流在高Re下对换热率影响降低对均匀性影响增加;

R. Gharriaei et al.[61]对非牛顿阵列射流下的换热行为做了详细的仿真研究;L.B.Y. Aldabbagh和A.A. Mohamad[62]数值研究了固定阵列射流冲击在小射流到板间距下(H/D = 0.25)的换热特性。结果对于小射流到板间距而言,Nu的震荡不受Rm的影响;P.S. Penumadu和A.G. Rao [64]通过LES[63]的方法数值研究了在大阵列和低雷诺数机制下的换热和压力降特性,模拟结果被用来建立压力降和换热特性在实际工程应用中所期望的工业容差的敏感性分析。

3多相流射流冲击换热

单纯的空气射流有时很难能够达到现代工业所要求的快速冷却,而空气-水雾液滴射流冲击换热作为表面快速冷却的有效方法之一引起了大家的广泛关注。其换热增强主要来源于:a)液滴的蒸发潜热可以吸收大量的热流;b)比热容增加使得吸热能力增强。

Y.T. Yang et al.[65]采用响应曲面法和遗传算法相结合的方式数值求解了狭缝水射流冲击射流结构的最优解;M.L. Hosain et al.[66]对水流率[82]在水射流冲击加热钢板上的对流换热影响进行了研究;认为重力与表面张力在水射流换热中扮演着重要作用,壁面粗糙度[67]的影响也不可忽略;柳翠翠等[68]通过建立的水射流冲击流动换热数学模型分析了喷嘴排布对换热能力以及均匀性的影响;D. Trainer et al.[69]讨论了喷嘴管直径,表面张力以及液体韦伯数在水射流中换热上的作用,B.K. Friedrich et al.[70]、K. Choo和S. J. Kim[71]主要实验研究了体积率变化对于换热的影响,认为水力跳跃半径在Nu的横向变化上起着重要作用。

史晓军等[72]研究了气/汽雾两相流对换热的影响,认为传热系数随着水雾流量比增大而增大;T. Wang et al.[73]对受限管道中多排圆形雾/蒸汽射流冲击涡轮叶片上换热特性进行了实验研究。 T. X. Ming et al.[74]对雾/空气体积流率在磨削区域冷却上的影响进行了实验研究,认为在增强换热的同时雾/空气比率存在最佳值;Q. Bian et al.[75]数值研究了空气/雾射流冲击肋片表面的换热增强以及肋片前缘的冷却效率,结果表明空气/雾两相射流冲击的冷却效率远高于单相。

V.I. Terekhov和M.A. Pakhomov[76]对层流雾流的换热情况进行了数值研究;X.Li et al.[77]、T. Wang and T.S. Dhanasekaran [78]和M. Garbero et al.[79]采用欧拉/拉格朗日方法研究了大尺度下两相射流冲击换热,主要考虑了液滴直径和浓度[80]在换热上的影响,认为额外增加的液滴通过液滴蒸发对换热增强有着重要影响;从图1-3所示的冲击过程中液滴变形扩展分布图可以看出随着冲击时间的增加液滴变形越明显;[79]除了液滴直径和浓度,对喷嘴直径、气体条件在喷雾沉积过程中的气/表面换热行为进行了系统分析。T.S. Dhanasekaran和T. Wang[81]和S. Torfeh和R. Kouhikamali[82]对矩形旋转通道和垂直管中雾射流冲击换热情况分别进行了研究,T. Wang[81]认为额外增加的雾流对换热增强了20%。

图3液滴变形[79]

Pakhomov和Terekhov[83]、M.A. Pakhomov和V.I. Terekhov[84]和N.M. Elwekeel和M.M. Abdala [85]对低液滴质量分数下(M_L1≤1%)下的雾射流冲击进行了研究,认为额外增加的液滴增强了驻点区附近的换热强度;C. Quinn et al.[86]则对密集水雾冲击射流的换热特性进行了实验研究,结果表明当雾流质量分数非常低的时候,雾流液滴冲击引起的间歇性扰动是主要的换热机理;随着雾流质量分数的增加,冲击表面液膜蒸发以及由于液膜所产生的对流冷却对换热的影响变得更为显著。

[87-88]用水喷嘴冷却的方法对不同厚度(2.1-4.9 mm)的玻璃进行了钢化实验,其中H. Ohkubo和S. Nishio[87]对玻璃钢化过程中雾流冷却的可行性进行了分析,结果表明通过雾流冷却方式可以制造出不出现破碎的薄钢化玻璃平板;N. Sozbir和S.C. Yao[88]则对玻璃钢化中的喷嘴水雾冷却进行了实验研究,结果表明通过水雾冷却方式可以获得薄钢化玻璃。

4瞬态射流冲击换热

从以上文献可以看出,不管是单孔单相射流冲击、阵列单相射流冲击还是气雾两相流射流冲击换热,都是基于固定壁面温度或者壁面热流密度稳态条件下的研究,而对于瞬态条件下的研究却很少。然而在实际工业应用中瞬态换热行为又显得尤为重要,特别是在玻璃钢化过程中这一换热行为就表现的更为重要,因此本课题对射流冲击瞬态换热特性的研究显得很有必要。

H. Yazici et al.[89-90]研究了阵列射流的非稳态换热行为,主要考虑射流到板间距(H/D = 1-10)和射流到射流间距(S/D = 2-10)对瞬态换热影响;如图1-4所示为玻璃钢化设备制备示意图,流体介质为空气,通过阵列冲击射流垂直冲击悬挂的玻璃实现玻璃钢化;S.J. Yi et al.[91]研究了固定雷诺数下射流到板间距(H/D = 4-8)和冲击角对倾斜射流换热影响,结果表明最大换热系数出现在驻点处且在大的冲击角度下Nu产生二次峰值;Q. Guo et al.[92]数值研究了局部努塞尔数随时间的变化关系,并给出了整个射流冲击换热过程中局部努塞尔数的变化规律。

图4 钢化设备示意图[89]

M. Aamir et al.[93]对不同冲击结构表面和冲击表面初始温度在空气水喷雾蒸发冷却过程中的瞬态换热特性进行了分析,结果表明换热率受冲击表面几何结构形貌明显影响,并且当冷却过程进入到核状沸腾机制时换热系数急剧上升;T.L. Fu[94]对射流速度、雷诺数以及水流密度在阵列水射流冲击超厚平板(84 mm)淬火过程中的瞬态表面换热进行了实验研究,结果表明结构参数对射流驻点区以及平行于平板表面的区域的换热机制有着显著影响,如图1-5所示为水射流冲击超厚平板淬火设备外观和内部示意图。

图5 淬火设备外观和内部示意图[94]

S. Luhar et al.[95]通过建立非均匀热流对流冷却下的稳态和瞬态换热模型来确定所得出的温度分布,结果表明目前所建立的模型可以为热设计结构的最佳化提供指导意义;L. Yang et al.[96]通过瞬时、局部表面努塞尔数随时间的震荡关系,数值研究了带有一排层流冲击射流的圆柱形管道的非稳态换热和流体特性;P.P Yu et al.[97]数值研究了驻点和边界点努塞尔数以及速度场随冷却时间的变化情况。

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