機(jī)載噴霧冷卻換熱特性關(guān)鍵影響因素實(shí)驗(yàn)研究

王　瑜，蔣彥龍，周年勇

（南京航空航天大學(xué)航空宇航學(xué)院，江蘇 南京 210016）

機(jī)載噴霧冷卻換熱特性關(guān)鍵影響因素實(shí)驗(yàn)研究

王瑜，蔣彥龍，周年勇

（南京航空航天大學(xué)航空宇航學(xué)院，江蘇 南京 210016）

為詳細(xì)研究噴霧冷卻系統(tǒng)在大熱沉表面積和無(wú)沸騰區(qū)下的換熱特性，并為噴霧冷卻系統(tǒng)的機(jī)載應(yīng)用提供技術(shù)基礎(chǔ)，搭建以水為冷卻介質(zhì)的開(kāi)放式噴霧冷卻實(shí)驗(yàn)臺(tái)。基于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)從特征參數(shù)和無(wú)量綱數(shù)兩方面研究加熱功率、噴霧入口壓力對(duì)換熱性能的影響；并根據(jù)飛行工況考查重力角度的影響。得到實(shí)驗(yàn)結(jié)果：在加熱功率500～1400W及入口壓力0.45～0.85MPa的條件下，熱沉表面溫度均能控制在80℃以下。加熱功率一定時(shí)，系統(tǒng)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨入口壓力的增加而增加，且增加速率隨著功率的增加而增加；熱沉表面溫度隨入口壓力增加而減小，且減小速率隨著功率增加而增加；表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨Re和We的增加而增加，增加速率隨功率增加主要是由于蒸發(fā)強(qiáng)度的增加。此外，與重力方向夾角為30°或120°時(shí)，噴霧冷卻性能最好。結(jié)果表明各工況下噴霧冷卻換熱效果良好，表面參數(shù)均處于合理范圍，為該技術(shù)在機(jī)載領(lǐng)域的應(yīng)用提供技術(shù)參考。

噴霧冷卻；機(jī)載；傳熱系數(shù)；表面溫度；無(wú)量綱數(shù)；重力夾角

0　引　言

隨著航空技術(shù)的進(jìn)步，激光武器等定向能武器將成為未來(lái)戰(zhàn)斗機(jī)的標(biāo)配。隨之而來(lái)的問(wèn)題是，在高功率下定向能武器在工作中產(chǎn)生的大量無(wú)用熱會(huì)降低激光光束的質(zhì)量輸出功率，由此帶來(lái)設(shè)備發(fā)熱功率不斷升高，熱流密度可達(dá)數(shù)百甚至數(shù)千瓦每平方厘米，這種情況下會(huì)損毀激光介質(zhì)，因此發(fā)熱問(wèn)題成為制約定向能武器大規(guī)模應(yīng)用的瓶頸，如何高效、可靠地解決高熱流密度的快速散熱問(wèn)題對(duì)定向能武器的發(fā)展具有重要意義。噴霧冷卻技術(shù)目前主要應(yīng)用于機(jī)械加工、能源化工等領(lǐng)域［1-3］，因其傳熱溫差小、傳熱系數(shù)大、溫度均勻性好等優(yōu)點(diǎn)，在激光器散熱領(lǐng)域得到了越來(lái)越多的關(guān)注［4-7］。

由于必須保證隱身性能和機(jī)動(dòng)性能，機(jī)載噴霧冷卻系統(tǒng)對(duì)熱沉表面溫度要求較為嚴(yán)格，一般必須控制在80℃以下。因此若機(jī)載噴霧冷卻系統(tǒng)考慮進(jìn)行沸騰換熱，介質(zhì)沸點(diǎn)必須在此溫度以下，若使用沸點(diǎn)較低的制冷劑作為介質(zhì)，則對(duì)飛機(jī)結(jié)構(gòu)和機(jī)動(dòng)性能不利。無(wú)沸騰區(qū)換熱雖然最大熱流密度低于沸騰區(qū)換熱，但冷卻更加均勻，完全可以滿足機(jī)載噴霧冷卻系統(tǒng)的需要。同時(shí)，無(wú)沸騰區(qū)換熱作為噴霧冷卻的重要組成部分，Chen等［8］研究認(rèn)為無(wú)沸騰換熱帶走的熱流占據(jù)整個(gè)噴霧冷卻熱流的35%～55%。

此外由于機(jī)身空間限制，機(jī)載噴霧冷卻系統(tǒng)攜帶的冷卻介質(zhì)有限，為盡可能提高冷卻系統(tǒng)使用時(shí)間，需深入研究入口流量對(duì)換熱特性的影響，得出合適的噴霧入口壓力，避免噴霧介質(zhì)的浪費(fèi)。

目前對(duì)于冷卻介質(zhì)流量對(duì)噴霧冷卻的影響，國(guó)內(nèi)外研究學(xué)者已進(jìn)行了部分研究［9-11］。周致富［12］、陶毓伽等［13］對(duì)噴霧冷卻影響因素做了大量理論和實(shí)驗(yàn)研究，但主要針對(duì)沸騰換熱。劉炅輝等［14］主要針對(duì)R22相變換熱研究了噴霧壓力對(duì)噴霧冷卻性能影響。Rvbicki等［15］對(duì)不同流量下單相區(qū)和兩相區(qū)的換熱進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)噴霧流量對(duì)單相區(qū)和兩相區(qū)的換熱均能產(chǎn)生很大影響，熱流密度隨流量升高而升高。Estes［16］通過(guò)實(shí)驗(yàn)得出噴霧流量對(duì)單相區(qū)和核態(tài)沸騰之間的過(guò)渡區(qū)影響不大，這是因?yàn)榱髁康脑龃髸?huì)阻礙表面成核。上述實(shí)驗(yàn)對(duì)無(wú)沸騰換熱研究不多，且實(shí)驗(yàn)條件局限于熱流密度較小、噴霧流量較小或熱沉表面面積較小，沒(méi)有考慮飛行工況，適用于機(jī)載的大面積高熱流密度的研究數(shù)據(jù)較少。

本文在研究無(wú)沸騰區(qū)噴霧冷卻換熱機(jī)制的基礎(chǔ)上，結(jié)合機(jī)載激光武器冷卻的需求，搭建了具有大熱沉表面積的開(kāi)放式水冷噴霧冷卻系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)臺(tái)，研究了H2O作為工質(zhì)在噴霧冷卻中的性能，考察了加熱功率和噴射壓力對(duì)熱沉表面換熱性能的影響。同時(shí)，考慮到機(jī)載使用環(huán)境，研究了重力夾角對(duì)噴霧冷卻性能的影響。

1　實(shí)驗(yàn)臺(tái)搭建

1.1開(kāi)放式噴霧冷卻實(shí)驗(yàn)臺(tái)

在選擇噴霧冷卻介質(zhì)時(shí)，考慮到相較于氟利昂等冷卻介質(zhì)，水具有比熱大、無(wú)毒無(wú)害無(wú)腐蝕、成本低廉來(lái)源廣、操作壓力低等優(yōu)點(diǎn)，是開(kāi)展噴霧冷卻特性研究實(shí)驗(yàn)的理想選擇。

實(shí)驗(yàn)臺(tái)組成如圖1所示。噴霧室為密閉腔體，其內(nèi)部如圖2所示，其中加熱塊材料為紫銅，熱沉表面直徑28mm，大于現(xiàn)有任何實(shí)驗(yàn)臺(tái)。

圖1　實(shí)驗(yàn)臺(tái)原理圖

圖2　噴霧室內(nèi)部圖

噴嘴選擇SPRAY公司的1/8GG-SS1型噴嘴，該型噴嘴為壓力霧化噴嘴，性能穩(wěn)定，性能參數(shù)如表1所示。實(shí)驗(yàn)中噴嘴入口溫度為20℃。

表1　噴嘴性能參數(shù)

1.2測(cè)控系統(tǒng)

在加熱塊頸部布置4個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)之間距離為10mm，分別距離熱沉表面為15，25，35，45mm。溫度測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示。

圖3　溫度測(cè)點(diǎn)布置（單位：mm）

1.3實(shí)驗(yàn)原理

以高壓氮?dú)馄恐械牡獨(dú)鉃閯?dòng)力，水箱中的水經(jīng)過(guò)濾器和流量計(jì)后流入噴嘴，通過(guò)流量調(diào)節(jié)閥調(diào)節(jié)進(jìn)入噴嘴前的液體壓力。使用6個(gè)500W的加熱棒為加熱塊提供熱量，功率調(diào)節(jié)系統(tǒng)可調(diào)節(jié)加熱量變化范圍。實(shí)驗(yàn)中一個(gè)壓力點(diǎn)上溫度數(shù)值波動(dòng)范圍在0.5℃以內(nèi)，并持續(xù)5min以上時(shí)數(shù)據(jù)視為有效，一個(gè)壓力下測(cè)點(diǎn)溫度達(dá)到穩(wěn)態(tài)后記錄數(shù)據(jù)，調(diào)至下一壓力繼續(xù)實(shí)驗(yàn)。

2　數(shù)據(jù)處理與誤差分析

2.1數(shù)據(jù)處理

如圖3所示，實(shí)驗(yàn)中熱量?jī)H沿y方向傳導(dǎo)，根據(jù)傅里葉定律熱流密度可以表示為y方向溫度梯度的函數(shù)：

式（3）所示，其中T（0）同樣由T4～T1擬合得出：

無(wú)沸騰區(qū)的噴霧冷卻性能受雷諾數(shù)Re、普朗特?cái)?shù)Pr、韋伯?dāng)?shù)We等無(wú)量綱數(shù)的影響；其中We是噴霧冷卻換熱研究中的一個(gè)重要參數(shù)，在噴嘴特性研究中，被用于液滴破碎的判據(jù)；在發(fā)熱壁面的換熱特性研究中，韋伯?dāng)?shù)還是衡量液滴碰撞壁面后反彈或者附著的依據(jù)。各無(wú)量綱參數(shù)的表達(dá)式為

式中：Gm=G/A——噴霧工質(zhì)的質(zhì)量流量通量，kg/（s·m2），

G為工質(zhì)的質(zhì)量流量，A為熱沉表面積；

μ——噴霧工質(zhì)動(dòng)力粘度，Pa·s；

λ——噴霧工質(zhì)導(dǎo)熱系數(shù)，W/（cm·K）；

cp——噴霧工質(zhì)比熱容，kJ/（kg·K）；

ρ——噴霧工質(zhì)密度，kg/m3；

σ——噴霧工質(zhì)表面張力，N/m；

u0——液滴碰撞至熱沉表面的速度，m/s；

d32——液滴的邵特平均直徑，m；

Tw——熱沉表面溫度，℃；

Tin——噴霧工質(zhì)進(jìn)液溫度，℃；

Tsat——噴霧工質(zhì)的飽和溫度，℃。

2.2誤差分析

加熱塊測(cè)溫所用K型鎧裝熱電偶，其準(zhǔn)確度為1級(jí)，最大不確定度為±0.8℃；擬合4個(gè)熱電偶溫度分布斜率的最大不確定度為±0.01；熱電偶的位置由加工工藝決定，不確定度為±0.1 mm；噴嘴入口處水溫由PT100鉑電阻測(cè)得，準(zhǔn)確度為A級(jí)，其不確定度為±0.15℃。

因此，熱流密度、表面溫度和傳熱系數(shù)的最大不確定度［17］為

計(jì)算得到實(shí)驗(yàn)中熱流密度、熱沉表面溫度和綜合傳熱系數(shù)的不確定度分別為±4.7%、±2.8%、±5.6%。

3　實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1換熱特性參數(shù)的變化趨勢(shì)

根據(jù)最佳熱流密度準(zhǔn)則［18］控制噴霧高度H為18mm，控制加熱功率500，800，1100，1400W，變量改為調(diào)節(jié)噴霧壓力依次為0.45，0.55，0.65，0.75，0.85MPa。記錄測(cè)點(diǎn)溫度時(shí)長(zhǎng)數(shù)據(jù)，擬合穩(wěn)態(tài)工況下的測(cè)點(diǎn)溫度得到熱沉表面熱流密度q、熱沉表面溫度Tw、傳熱系數(shù)h，歸納曲線。

圖4　不同進(jìn)液壓力下熱沉表面熱流密度的變化曲線

由圖4可知，各加熱功率下熱流密度基本保持不變，說(shuō)明每個(gè)功率下噴霧冷卻系統(tǒng)在強(qiáng)制對(duì)流和液膜蒸發(fā)為主的無(wú)沸騰區(qū)均已達(dá)到最大換熱量，且與加熱功率接近。在達(dá)到臨界熱流密度前，熱流密度隨加熱功率的增大而增大。此外，沸騰換熱可以提高噴霧冷卻的性能，提高噴霧冷卻的臨界熱流密度，但是考慮本實(shí)驗(yàn)為機(jī)載激光武器冷卻提供理論支撐，熱沉表面溫度不宜高于80℃，對(duì)于常壓實(shí)驗(yàn)，對(duì)于水的沸騰換熱不做過(guò)多研究。

由圖5可知，在加熱功率一定的情況下，隨著噴嘴入口壓力的增大，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)也增大。這是由于噴嘴入口壓力的增加，使得噴霧流量變大，霧化效果變好，從而增加了液體沖擊與液膜擾動(dòng)的強(qiáng)度，增強(qiáng)了換熱效果。

圖5　不同進(jìn)液壓力下熱沉表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的變化曲線

由圖6可知，在相同加熱功率下隨著入口壓力的增大，熱沉表面溫度逐漸減小。當(dāng)加熱功率為1400W時(shí)，水在光滑熱沉表面上的最大傳熱系數(shù)為4.63W/（cm2·K），最高熱流密度為213.6W/cm2。對(duì)比500，800，1 100，1 400 W不同功率下h、q、Tw曲線可知，高功率下的傳熱系數(shù)增加速率與表面溫度值下降速率明顯高于低功率條件下。

圖6　不同進(jìn)液壓力下熱沉表面溫度的變化曲線

3.2無(wú)量綱數(shù)的變化趨勢(shì)

噴嘴進(jìn)液壓力的改變使得噴霧流量、液滴直徑及液滴速度都發(fā)生相應(yīng)的變化。當(dāng)噴霧進(jìn)液壓力增加時(shí)，噴霧流量增大，液滴粒徑減小，液滴速度增加，則雷諾數(shù)Re、韋伯?dāng)?shù)We都隨著壓力的增大而增大。圖7為加熱功率為500W，進(jìn)液溫度為8.5℃下的Re與We的變化曲線。

由圖7可知，在定加熱功率下，隨著入口壓力的增加，Re和We均增大，這也是系統(tǒng)傳熱系數(shù)隨入口壓力增大而增大的原因。

相同加熱功率下，噴霧冷卻的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)主要受Re與We的影響。隨著加熱功率的變化，換熱系數(shù)的增加趨勢(shì)變大，這主要是由于蒸發(fā)強(qiáng)度ε的影響。不同加熱功率下，蒸發(fā)強(qiáng)度ε隨噴霧壓力的變化曲線如圖8所示。

從圖可知，隨著加熱功率的增加，蒸發(fā)強(qiáng)度增加。因此在高功率下熱沉表面溫度較高，使得蒸發(fā)強(qiáng)度變大，蒸發(fā)能力變強(qiáng)，從而使得此時(shí)的換熱系數(shù)變化曲線比低功率下更為陡峭。

綜上對(duì)于光滑熱沉表面，噴霧冷卻的換熱性能主要受Re、We與ε的影響，且噴霧冷卻能力都隨各自參數(shù)的增大而增強(qiáng)。在機(jī)載噴霧冷卻系統(tǒng)實(shí)際應(yīng)用中，當(dāng)發(fā)熱功率較低時(shí)，可以適當(dāng)降低噴霧壓力，提升熱沉表面蒸發(fā)強(qiáng)度，從而提升冷卻系統(tǒng)運(yùn)行的安全性及經(jīng)濟(jì)性。另外由于本次實(shí)驗(yàn)噴嘴進(jìn)液溫度變化較小，工質(zhì)物性參數(shù)幾乎沒(méi)有發(fā)生改變，使得普朗特?cái)?shù)對(duì)冷卻性能的影響不明顯。

圖7　不同進(jìn)液壓力下Re與We的變化曲線

圖8　不同進(jìn)液壓力下蒸發(fā)強(qiáng)度ε的變化曲線

3.3重力角度的影響

飛機(jī)常見(jiàn)的飛行姿態(tài)有平飛、斜飛、側(cè)飛和倒飛4種，不同的飛行姿態(tài)使得艙內(nèi)設(shè)備與重力形成不同的夾角。定義噴霧腔法線與重力角度為θ（如圖9所示），研究θ在0°，30°，60°，90°，120°，150°，180°下，恒定噴霧壓力0.45MPa，進(jìn)液溫度17.5℃，對(duì)噴霧冷卻性能的影響。

由圖10～圖12可知，當(dāng)加熱功率不變時(shí)，隨著與重力夾角從0°增加至90°，傳熱系數(shù)呈現(xiàn)先增大再減小的趨勢(shì)；重力夾角由90°增加至180°時(shí)，呈現(xiàn)同樣的趨勢(shì)；在30°和120°時(shí)，傳熱系數(shù)最大，加熱功率1400 W時(shí)分別為3.95W/（cm2·K）和4 W/（cm2· K）。與之相對(duì)的是，熱沉表面溫度趨勢(shì)為先減小再增大，在30°和120°處出現(xiàn)最小的壁面溫度，加熱功率1400W時(shí)分別為73.6℃和73.5℃。熱流密度則基本保持不變，這說(shuō)明重力角度對(duì)換熱量基本無(wú)影響。無(wú)論噴嘴方向朝上或者朝下，液膜均能很快形成，但一定的傾斜角度能夠?qū)σ耗さ牧鲃?dòng)產(chǎn)生促進(jìn)作用，增加了傳熱系數(shù)；當(dāng)傾斜角度超過(guò)某一定值，則液膜受重力影響，流動(dòng)過(guò)快，無(wú)法充分換熱，導(dǎo)致了傳熱系數(shù)的降低和表面溫度的升高；當(dāng)重力夾角到180°時(shí)，冷卻性能達(dá)到最低點(diǎn)，這是由于在重力作用下，噴射的液滴經(jīng)過(guò)壁面反彈后再次被后續(xù)噴霧液體卷入熱沉表面進(jìn)行二次換熱，這樣不僅使得后續(xù)部分液滴自身溫度提高，還使得部分液滴速度降低，從而大大降低了噴霧冷卻的換熱能力。

圖9　重力夾角示意圖

圖10　不同重力夾角下傳熱系數(shù)的變化曲線

圖11　不同重力夾角下熱流密度的變化曲線

圖12　不同重力夾角下熱沉表面溫度的變化曲線

4　結(jié)束語(yǔ)

本文建立了以水為冷卻介質(zhì)的開(kāi)放式噴霧冷卻實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，調(diào)節(jié)加熱功率500～1 400 W，入口壓力0.45～0.85MPa，研究了系統(tǒng)換熱性能的變化及加熱功率和入口壓力對(duì)其的影響，得出結(jié)論如下：

1）該開(kāi)放式系統(tǒng)具有較好的換熱能力，加熱功率1400W、入口壓力0.85MPa時(shí)熱沉表面溫度可控制在80℃以內(nèi)。

2）加熱功率一定時(shí)，系統(tǒng)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨入口壓力的增加而增加，且增加速率隨著功率的增加而增加；與之相反的是熱沉表面溫度，隨入口壓力增加而減小，且減小速率隨著功率增加而增加。

3）表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)增加主要是由于Re和We的增加，增加速率隨功率增加主要是由于蒸發(fā)強(qiáng)度的增加。

4）在飛機(jī)飛行過(guò)程中，任何角度幾乎不會(huì)對(duì)噴霧冷卻的換熱量產(chǎn)生影響，熱量均能夠被成功帶走，但若需要追求更低的熱沉表面溫度，則需要控制飛行姿態(tài)與重力方向夾角在30°或120°左右的適當(dāng)范圍。

因此在機(jī)載噴霧冷卻系統(tǒng)的實(shí)際應(yīng)用中，需根據(jù)不同加熱功率和對(duì)表面溫度及傳熱能力的不同要求，合理選擇噴霧入口壓力和飛行方向與重力的夾角，從而提升冷卻系統(tǒng)運(yùn)行的安全性及經(jīng)濟(jì)性。后續(xù)研究中也將以此結(jié)果為基礎(chǔ)，在實(shí)驗(yàn)中改變表面參數(shù)與液滴參數(shù)，添加更多典型工況，擬合出表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與無(wú)量綱數(shù)的關(guān)系式。

［1］何曙，吳玉庭，姜曙，等.噴嘴對(duì)渦流管能量分離效應(yīng)的影響［J］.化工學(xué)報(bào)，2005，56（11）：2073-2076.

［2］潘朝群，鄧先和，張亞君.多級(jí)霧化超重力旋轉(zhuǎn)床中氣液間的傳熱［J］.化工學(xué)報(bào)，2005，56（3）：430-434.

［3］CHOW L C，SEHEMBEY M S，PAIS M R.High heat flux spray cooling［J］.Annul Rev Heat Transfer，1997（8）：291-318.

［4］司春強(qiáng)，邵雙全，田長(zhǎng)青，等.高功率固體激光器噴霧冷卻技術(shù)［J］.強(qiáng)激光與粒子束，2010，22（12）：2789-2794.

［5］邵杰，李小莉，馮宇彤，等.激光二極管端面抽運(yùn)Nd YVO4板條激光器及其熱效應(yīng)［J］.光學(xué)學(xué)報(bào)，2008，28（3）：497-501.

［6］史彭，李金平，李隆，等.抽運(yùn)光分布對(duì)Nd YAG微片激光器熱效應(yīng)的影響［J］.中國(guó)激光，2008，35（5）：643-646.

［7］田長(zhǎng)青，徐洪波，曹宏章，等.高功率固體激光器冷卻技術(shù)［J］.中國(guó)激光，2009，36（7）：1686-1692.

［8］CHEN R H，CHOW L C，NAVEDO J E.Effects of spray characteristics on critical heat flux in sub-cooled water spray cooling［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2002，45（3）：4033-4043.

［9］CHEN R H，CHOW L C，NAVEDO J E.Optimal spray characteristics in water spray cooling［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2004，47（5）：5095-5099.

［10］HEIEH S S，F(xiàn)AN T C.Spray cooling characteristics of water and R-134a［J］.Internal Journal of Heat and Mass Transfer，2004，47（9）：5703-5712.

［11］王亞青，劉明侯，劉東，等.大功率激光器噴霧冷卻中無(wú)沸騰區(qū)換熱性能實(shí)驗(yàn)研究［J］.中國(guó)激光，2009，36（8）：1973-1978.

［12］周致富，辛慧，陳斌，等.激光手術(shù)噴霧冷卻中單個(gè)液滴蒸發(fā)特性［J］.中國(guó)激光，2008，35（6）：952-956.

［13］陶毓伽，淮秀蘭，李志剛，等.大功率固體激光器冷卻技術(shù)進(jìn)展［J］.光學(xué)學(xué)報(bào)，2007，28（2）：11-12.

［14］劉炅輝，孫皖，劉秀芳，等.噴霧腔壓力及噴嘴孔徑對(duì)相變噴霧冷卻性能的影響［J］.強(qiáng)激光與粒子束，2013，25（10）：2546-2550.

［15］RVBICKI J R，MUDAWAR I.Single-phase and twophasecoolingcharacteristicsofupwardfacingand downward facing sprays［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2006（49）：5-16.

［16］ESTES K A，MUDAWAR I.Correlation of sauter mean diameterandcritical heat fluxforspraycoolingof small surfaces［J］.Int J Heat Mass Transfer，1995，38（16）：2985-2996.

［17］KLINE S J，MCCLINTOCK F A.Describing uncertainties in single sample experiments［J］.Mechanical Engineering，1953，75（1）：3-7.

［18］MUDAWAR I，ESTES K A.Optimization and predicting CHF in spray cooling of a square surface［J］.J Heat Transfer，1996，118（3）：672-680.

（編輯：李剛）

Experimental investigation on the influence of key parameters to aircraft spray cooling system

WANG Yu，JIANG Yanlong，ZHOU Nianyong
（Department of Aerospace Engineering，Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，Nanjing 210016，China）

Anopen-loopspraycoolingplatformusingwaterascoolantwasdesignedand established to thoroughly study the heat transfer characteristics of spray cooling systems on large heating surface and in non-boiling areas and to provide a technical reference for applying the systems to the field of aircraft cooling.Based on experiment data，the effects of heating power andinletpressureonheattransferperformancewereanalyzedinrespecttocharacteristic parameters and dimensionless numbers.Meanwhile，the influence of gravity angle was examined accordingtotheaircraftoperatingcondition.Duringtheexperiment，theheatingsurface temperature could be maintained below 80℃ when the heating power was 500W-1400W and the inlet pressure 0.45MPa-0.85MPa.The results indicate that，if the heating power is constant，the heat transfer coefficient increases with the inlet pressure and the decrease rate varies with the heating power.On the other hand，the surface temperature decreases as the inlet pressure increases and the decrease rate varies with the heating power.The increase of the heat transfer coefficient is caused by the increase of Re and We and the increase rate is mainly influenced by evaporation intensity.Moreover，the best spray cooling performance is achieved when the gravity angle is 30°or 120°.The results show that the heat transfer performance is good and all the surface parameters are within a reasonable range，which can provide a technical reference for applying the spray cooling systems in the field of aircraft cooling.

spray cooling；airborne；heat transfer coefficient；surface temperature；dimensionless parameter；gravity angle

A

1674-5124（2016）05-0018-06

10.11857/j.issn.1674-5124.2016.05.004

2015-11-19；

2015-12-29

王瑜（1988-），男，江蘇泰州市人，博士研究生，主要從事高效換熱技術(shù)研究。