具有邊緣倒圓凹陷渦發(fā)生器換熱性能實驗

李文燦， 饒宇,*， 李博, 秦江

1.上海交通大學 機械與動力工程學院 葉輪機械所, 上海 200240 2.哈爾濱工業(yè)大學 能源科學與工程學院, 哈爾濱 150001

具有邊緣倒圓凹陷渦發(fā)生器換熱性能實驗

李文燦1， 饒宇1,*， 李博1, 秦江2

1.上海交通大學 機械與動力工程學院 葉輪機械所, 上海 200240 2.哈爾濱工業(yè)大學 能源科學與工程學院, 哈爾濱 150001

使用瞬態(tài)液晶(TLC)熱像傳熱測試技術，對具有邊緣倒圓的凹陷渦發(fā)生器局部傳熱特征和流動阻力進行了實驗研究。凹陷邊緣倒圓方案有2種：凹陷前邊緣倒圓和凹陷邊緣全部倒圓。凹陷的投影直徑與通道高度比為1.0，凹陷深度與直徑比為0.2，實驗雷諾數(shù)范圍為10 000～60 000。實驗結果表明，在選取的雷諾數(shù)下，相比于光滑通道，邊緣無倒圓的常規(guī)球型凹陷渦發(fā)生器陣列表面對流換熱性能提升了約62.0%，相應的摩擦因子也增大了約73.0%。與無倒圓的常規(guī)球型凹陷渦發(fā)生器相比，邊緣全倒圓的凹陷渦發(fā)生器換熱性能提升了約3.6%，摩擦因子降低了約4.6%；前邊緣倒圓的凹陷渦發(fā)生器換熱性能提升了約11.0%，摩擦因子提高了約5.2%。綜合看來，邊緣倒圓使得凹陷渦發(fā)生器內部表面?zhèn)鳠岣泳鶆?；前邊緣倒圓的凹陷渦發(fā)生器綜合換熱性能最高，比邊緣無倒圓的常規(guī)凹陷渦發(fā)生器高出約9.6%；而邊緣全部倒圓的凹陷渦發(fā)生器的綜合換熱性能比常規(guī)凹陷渦發(fā)生器高出近4.4%。

瞬態(tài)液晶(TLC)熱像； 凹陷； 邊緣倒圓； 換熱性能； 摩擦因子

提高燃氣輪機渦輪進氣溫度對于增大發(fā)動機的比功率、提高熱效率以及降低油耗率有著顯著的效果。然而高溫合金材料發(fā)展的滯后對渦輪葉片冷卻性能提出了更高的要求。目前燃氣輪機渦輪葉片的冷卻方式主要有對流、沖擊以及氣膜冷卻[1-3]。

作為一種強化對流換熱結構，與傳統(tǒng)的強化換熱結構肋相比，凹陷可在犧牲較小壓力損失的前提下獲得可觀的換熱性能[4]。Afanasyev等[5]測量了順排球型凹陷的傳熱和流動特性，實驗結果顯示，與光滑通道相比，凹陷結構可在壓力損失較小的情況下實現(xiàn)換熱性能30%～40%的提升。Schukin 等[6]測量了存在于擴張和收縮通 道內的凹陷下游的平均換熱系數(shù)，以此研究來流湍流度的影響。Rao等[7]研究了球型凹陷和淚滴型凹陷的流動結構和換熱性能，結果表明淚滴型凹陷展現(xiàn)出更優(yōu)異的綜合熱性能。Mahmood等[8]運用穩(wěn)態(tài)紅外測溫技術研究了凹陷強化換熱的機理，結果表明：凹陷的迎風面換熱效果有顯著提升，而背風面換熱效果不佳，在整個凹陷結構中，迎風面邊緣的換熱效果最好。Moon等[9]通過實驗研究了通道高度與凹陷投影直徑之比H/D和雷諾數(shù)Re對凹陷結構換熱性能的影響，實驗結果得出：在0.37≤H/D≤1.49以及不同的雷諾數(shù)下，凹陷渦發(fā)生器的換熱強化因子大約為2.1，且不隨通道高度和雷諾數(shù)的變化而變化。趙鵬等[10]用實驗測量了不同流向間距下的凹陷換熱結構的換熱性能,研究表明流向間距分別為1.5,1.2和0.8時,相對于光滑平板，凹陷面的平均換熱增強了接近45%,但流動阻力增大了92%左右,平均綜合換熱性能增強了16%。Burgess等[11]研究了不同深度的球型凹陷深度對換熱性能的影響，研究表明當凹陷深度和直徑比的范圍在 0.1～0.3之間時，其換熱強度與凹陷深度幾乎呈線性關系。

從以上的研究中，可以看出之前主要是針對凹陷的形狀、排布、深度以及通道高度對換熱性能影響的研究。而在實際應用中,凹陷渦發(fā)生器邊緣形狀或加工狀況可能對流動和傳熱具有重要的影響, 這方面的研究在公開的文獻中尚未見報道。因此，本文通過使用瞬態(tài)液晶(TLC)熱像測試技術對凹陷邊緣無倒圓、前邊緣倒圓和邊緣全部倒圓球型凹陷進行了詳細的換熱和流阻的對比研究，以期探索前邊緣倒圓和邊緣全部倒圓對凹陷面綜合換熱性能(傳熱和流阻)的影響規(guī)律。

1 實驗研究

1.1 實驗裝置

實驗裝置系統(tǒng)如圖1所示，主要由風機、穩(wěn)壓箱、測試段、相機及冷光源、絲網加熱器和文丘里管流量計等組成。在變頻風機的作用下，空氣由入口端口進入實驗系統(tǒng)，經過整流段和流量計后，在擴壓段氣壓增大，隨后經過絲網加熱器，氣體溫度被立刻加熱至45 ℃～55 ℃，最終通過測試段、穩(wěn)壓箱以及風機而排離出實驗系統(tǒng)。氣體流量由流量計和壓差變送器組成的測量系統(tǒng)測得，平板表明液晶的顏色變化由日立HV-D30 3CCD相機采集，進口Tin和出口Tout的氣體溫度分別由 2只和3只K型熱電偶測得，進口pin和出口pout的壓差由微型壓力計測得。此外，實驗用的熱色液晶型號為SPN100/R35C1W，黑漆是與該液晶相配的專用黑漆。

圖1 實驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental apparatus

圖2 凹陷結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of dimples

1.2 數(shù)據(jù)處理

(1)

其邊界條件為

t=0,T(y, 0)=Ti

y→∞,T(y,t)=Ti

式中：Ti為有機玻璃板的初始溫度；Tw為有機玻璃板的溫度；Tm為氣流溫度；h為對流換熱系數(shù)；T為空氣的實際溫度。利用傅里葉變換法求方程，并利用Duhamel疊加原理簡化(Ekkad和Han[14])可得

Tw-Ti=

(Tm,j-Tm,j-1)

(2)

式中：tj為液晶顏色達到設定顏色范圍時所需時間;α為熱擴散率。

圖3所示為帶液晶涂層的倒圓凹陷實物圖以及在瞬態(tài)實驗中的顯色圖，圖中顯示各處凹陷的顯色效果幾乎一樣，液晶的噴涂十分均勻。

無量綱系數(shù)Nu定義式為

(3)

式中：h可由式(2)獲得，該換熱系數(shù)是基于局部截面流體平均溫度與壁面溫差。

摩擦系數(shù)f定義式為

(4)

式中：Δp為試驗件兩端壓差；ρair為氣流密度；U為測試段進口處的平均氣流速度。

為了與光滑通道充分發(fā)展段的換熱性能進行對比，本文引入了光滑通道充分發(fā)展段的努塞爾數(shù)以及摩擦系數(shù)的經驗關聯(lián)公式。

光滑通道的Nusselt數(shù)采用Dittus-Boelter公式

Nu0=0.023Re0.8Pr0.3

(5)

式中：Pr為普朗特數(shù)，此處取0.7。

摩擦系數(shù)采用Blasius公式[15]：

f0=0.316Re-0.25

(6)

為了更好地評估凹陷的綜合換熱性能，我們還引入了綜合換熱性能參數(shù)Pf[16]:

圖3 帶倒圓凹陷測試件實物圖和顯色圖(帶液晶涂層) Fig.3 Real and color picture of dimpled plate withrounded edge (with liquid crystal coating)

(7)

Pf表示在風機功率一定的條件下，凹陷的換熱性能大小。

1.3 誤差分析

在本實驗中，我們采用Kline和McClintock[17]提出的誤差分析法對實驗數(shù)據(jù)進行誤差分析。綜合實驗過程，實驗時間精度、液晶的校準精度以及熱電偶的校準精度都是影響Nu精度的主要因素。

實驗的液晶型號為SPN100/R35C1W，其校準精度約為±0.2 ℃，帶寬為1.0 ℃，經過校準的熱電偶溫度測量誤差為±0.2 ℃。有機玻璃和空氣的熱物理性參數(shù)誤差較小，誤差為±0.8%；有機玻璃的導熱率誤差相對較高，大約為±4.0%。除此之外，由加工導致的有機玻璃存在約為±1.0% 的幾何尺寸誤差。由Kingsley-Rowe等[18]提出，當無量綱溫度比0.3≤θ≤0.7,在板橫向上的導熱造成Nu的最大誤差為±2.0%。

綜合上述誤差分析，在實驗中獲取的摩擦因子的最大誤差為±5.0%，努塞爾數(shù)的最大誤差為±8.0%。

2 結果分析

2.1 局部換熱分布

在本次瞬態(tài)實驗中，只有待流動發(fā)展充分穩(wěn)定后，取得的數(shù)據(jù)才可靠，而來流方向上的第6排和第8排中間位置的凹陷區(qū)域符合實驗要求，在垂直于流體流動方向上，L/D的范圍為-0.625～0.625。通過瞬態(tài)液晶熱像技術，可得出各個Re條件下的選定區(qū)域下的Nu/Nu0云圖，由于篇幅限制，選取如圖2所示位置的具有代表性的球型、前倒圓和全倒圓凹陷在Re=18 700和Re=50 500 條件下的局部Nu/Nu0云圖。

通過圖4的Nu/Nu0分布，可以看出凹陷內部的換熱狀態(tài)可以分3個區(qū)域：凹陷前半部的低換熱區(qū)、后半部的附著換熱區(qū)以及凹陷前緣的高換熱沖擊區(qū)。不同倒圓凹陷的各個區(qū)域的形狀以及占凹陷面的比例也不同。球型凹陷的低換熱區(qū)沿流動方向呈凸起狀，所占凹陷內部面積比例最大；全倒圓凹陷的低換熱區(qū)分層則比較平順，低換熱區(qū)面積偏小；前倒圓的低換熱區(qū)呈現(xiàn)收縮的趨勢，低換熱區(qū)面積最小因此凹陷前緣倒圓改善了前半部的傳熱性能。在凹陷后緣，倒圓凹陷(特別是前倒圓凹陷)的沖擊換熱均比球型劇烈。

圖4 球型、全倒圓和前倒圓凹陷表面局部Nu/Nu0分布Fig.4 Local Nu/Nu0 distributions of dimples surface with spherical, full rounded edge and front rounded edge

圖5 垂直流向方向分布圖Fig.5 Vertical flow distribution

根據(jù)Mahmood等[19-20]的研究，常規(guī)球形凹陷渦發(fā)生器流動與換熱機理為：當流體流經凹陷前半部時，由于凹陷的存在使得凹陷前半部產生了低壓區(qū)，并使得掠過凹陷的壁面流動產生流動分離和二次回流，該區(qū)域氣流流速較慢，邊界層較厚，致使前半部凹陷面換熱較差；在凹陷后半部兩側氣流產生一對縱向對稱渦流，破壞了凹陷下游流體的邊界層，強化了凹陷后半部的換熱。流體在凹陷尾緣及附近的區(qū)域發(fā)生沖擊，導致凹陷尾緣及與其相鄰的平板區(qū)域換熱得到了明顯的強化。

結合圖4和圖5，可以看出新型的倒圓凹陷內部的流動與一般球形凹陷存在較大差異：凹陷前緣倒圓的存在，在一定程度上抑制了流動的分離， 熱區(qū)的面積減小，因此前倒圓和全倒圓的換熱減小了凹陷前半部低速回流區(qū)所占凹陷內部空間的比例，改善了凹陷內部渦流動結構，使得低換度以及均勻性均優(yōu)于一般的球型凹陷；凹陷后半部鋒利邊緣增強了對流體的擾動，使氣流在凹陷后半部的流動附著區(qū)和后邊緣及附近區(qū)域的對流動擾動及沖擊換熱更劇烈，因此相比全倒圓凹陷而言，前倒圓凹陷具有更強的換熱能力。隨著Re的增大，來流發(fā)展區(qū)流體擾動逐漸增強，產生的渦流和后邊緣及附近區(qū)域的流動附著和沖擊更劇烈，換熱性能得到進一步的提升。

2.2 換熱強化因子

圖6為球型、全倒圓、前倒圓凹陷的Nu/Nu0對比圖，表示與光滑通道相比不同凹陷的相對換熱性能?？煽闯銮暗箞A的換熱性能最佳，其次是全倒圓，球型凹陷換熱性能最差。相比于球型凹陷，加工了前倒圓的凹陷換熱性能提升了約11.0%，而具有全倒圓的凹陷換熱性能也有約3.6% 的提升。

圖6 球型、全倒圓和前倒圓凹陷Nu/Nu0對比Fig.6 Comparison of Nu/Nu0 of dimples spherical, full rounded edge and front rounded egd

從圖6中可看出隨著Re的增大，凹陷的換熱能力強化因子(Nu/Nu0)幾乎不變，這與Moon等[9]得出的結論也比較符合。

2.3 摩擦因子

圖7為球型、全倒圓、前倒圓凹陷的f/f0對比圖，表示與光滑通道相比不同凹陷的相對流阻大小。實驗結果顯示：前倒圓凹陷的f/f0比值最大，球型次之，全倒圓的f/f0比值最小。

應用線性一階擬合，可得出摩擦因子f/f0與Re的關系式(10 000

球型凹陷:

f/f0=1.446+8.057×10-6Re

(8)

全倒圓凹陷：

f/f0=1.437+6.044×10-6Re

(9)

前倒圓凹陷：

f/f0=1.498+9.139×10-6Re

(10)

從圖7和式(8)～式(10)中，可以看出在低雷諾數(shù)下，3種不同形狀凹陷的摩擦因子十分接近，隨著Re的增大摩擦因子也逐漸增大，且不同凹陷之間摩擦因子的差距越來越大，呈現(xiàn)發(fā)散的趨勢。

圖7 球型、全倒圓和前倒圓凹陷f/f0對比Fig.7 Comparison of f/f0 of dimples with spherical, full rounded edge and front rounded edge

2.4 綜合換熱性能

由于綜合換熱性能是換熱和流阻綜合作用的結果，在此我們引入綜合換熱性能參數(shù)Pf=Nu/Nu0/(f/f0)1/3,Pf綜合考慮了摩擦因子和努塞爾數(shù)的影響，表示冷卻通道在風機或泵功率一定的情況下，凹陷表面與光滑面?zhèn)鳠嶂取?/p>

圖8為球型、全倒圓和前倒圓凹陷的總體性能對比圖。球型凹陷的綜合換熱性能約為1.35，前倒圓凹陷綜合換熱能力約為1.48，全倒圓凹陷綜合換熱能力約為1.41。相比于球型凹陷，前倒圓凹陷的綜合熱性能提升了約為9.6%，全倒圓凹陷的綜合換熱性能提升了約4.4%。

將Pf進行線性一階擬合，可得出綜合換熱能力Pf與Re的關系式(10 000

球型凹陷:

Pf=1.405-1.527×10-6Re

(11)

全倒圓凹陷：

Pf=1.492-2.286×10-6Re

(12)

前倒圓凹陷：

Pf=1.584-2.968×10-6Re

(13)

從圖8和擬合公式中，可看出在實驗雷諾數(shù)下，前倒圓凹陷綜合換熱性能最好，全倒圓凹陷次之，球型凹陷綜合換熱性能始終最差。隨著雷諾數(shù)的增大，凹陷的綜合換熱性能有較明顯的下降。

圖8 球型、全倒圓和前倒圓凹陷總體性能對比Fig.8 Comparison of performance factors of dimples with spherical, full rounded edge and front rounded edge

3 結 論

本文對具有常規(guī)球型、全倒圓和前倒圓凹陷陣列的換熱面的矩形通道的湍流換熱及流阻的綜合性能進行了詳細的對比實驗研究。本實驗雷諾數(shù)Re范圍為10 000～60 000，通過瞬態(tài)液晶熱像傳熱測試技術獲得了具有倒圓結構的凹陷表面詳細傳熱特征和摩擦因子，得出的結論為

1) 凹陷的低換熱區(qū)主要分布在凹陷的前半部，主要是因為由于凹陷的存在使得凹陷前半部產生了低壓區(qū)，并使得掠過凹陷的壁面流動產生流動分離和二次回流，導致前半部流體流速較慢，邊界層較厚，降低了該處的換熱；在凹陷中產生的渦流破壞了凹陷后半部的邊界層，強化了后半部凹陷的換熱；而凹陷的高換熱區(qū)則分布在凹陷后緣及附近的區(qū)域，原因在于氣流離開凹陷時，與凹陷后緣及附近區(qū)域產生了沖擊，顯著促進了氣流與換熱面的換熱。

2) 凹陷前緣倒圓結構抑制了流動的分離，減小低換熱區(qū)面積，并使得凹陷內部傳熱趨向于均勻；鋒利的凹陷后邊緣有利于增強凹陷后半部的流體擾動，強化換熱。因此前倒圓凹陷傳熱性能高于全倒圓凹陷和常規(guī)凹陷。

3) 邊緣倒圓可有效的提升凹陷的換熱性能及綜合換熱性能。相比于常規(guī)球型凹陷，前倒圓凹陷換熱性能及綜合換熱性能最佳，各有約11.0%和9.6%的提升；而全倒圓凹陷換熱性能及綜合換熱性能各提升了約3.6%和4.4%。

[1] HAN J Q. 燃氣輪機傳熱和冷卻技術[M]. 程代京， 謝永慧， 譯. 西安： 西安交通大學出版社， 2006.

HAN J Q. Gas turbine heat transfer and cooling technology[M]. CHENG D J,XIE Y H, translated. Xi’an: Xi’an Jiaotong University Press, 2006 (in Chinese).

[2] 楊通海， 朱惠人， 張麗. 窄通道內沖擊冷卻局部換熱特性的瞬態(tài)液晶測量[J]. 航空學報， 2009, 30(11): 2031-2036.

YANG T H, ZHU H R, ZHANG L.Local heat transfer measurements in narrow impingement channel by transient liquid crystal technique[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2009, 30(11): 2031-2036 (in Chinese).

[3] 游良平， 陶毓伽， 蔡軍. 渦輪葉片前緣復合冷卻實驗[J]. 航空學報， 2009， 30(9): 1618-1623.

YOU L P, TAO Y J, CAI J. Experiment of composite cooling on leading edge of turbine blade[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2009, 30(9): 1618-1623 (in Chinese).

[4] 劉高文， 張麗， 郭濤. 凹坑強化傳熱的研究進展回顧[J]. 航空動力學報， 2007， 22(11)： 1785-1791.

LIU G W, ZHANG L, GUO T. A review of heat transfer enhancement with dimpled surface[J]. Journal of Aerospace Power, 2007, 22(11): 1785-1791 (in Chinese).

[5] AFANASVEV V N, CHUDNOVSKY Y P, LEONTIEV A I, et al. Turbulent flow friction and heat transfer characteristics for spherical cavities on a flat plate[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 1993, 7(1): 1-8.

[6] SCHUKIN A V, KOZLOV A P, AGACHEV R S. Study and application of hemispherical cavities for surface heat transfer augmentation： 95-GT-059[R]. New York: ASME, 1995.

[7] RAO Y, LI B, FENG Y. Heat transfer of turbulent flow over surfaces with spherical dimples and teardrop dimples[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2014, 61(2): 201-209.

[8] MAHMOOD G I, HILL M L, NELSON D L, et al. Local heat transfer and flow structure on and above a dimpled surface in a channel[J]. Journal of Turbomachinery, 2001, 123(1): 115-123.

[9] MOON H K, O’CONNELL T, GLEZER B. Channel height effect on heat transfer and friction in a dimpled passage[J]. Gas Turbines Power, 2000, 122(2): 307-313.

[10] 趙鵬， 劉高文， 朱曉華， 等. 間距對凹坑強化傳熱和流動阻力的影響[J]. 航空動力學報， 2009, 24(10): 2266-2271.

ZHAO P, LIU G W, ZHU X H, et al. Influence of dimple space on heat transfer enhancement and pressure loss in a dimpled rectangular channel[J]. Journal of Aerospace Power, 2009, 24(10): 2266-2271 (in Chinese).

[11] BURGESS N K, OLIVEIRA M M, LIGRANI P M. Nusselt number behavior on deep dimpled surfaces within a channel[J]. Journal of Heat Transfer, 2003, 125(1): 11-18.

[12] RAO Y, XU Y M, WAN C Y. An experimental and numerical study of flow and heat transfer in channels with pin fin-dimple and pin fin arrays[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2012, 38(1): 237-247.

[13] 楊世銘， 陶文銓. 傳熱學[M]. 北京： 高等教育出版社， 2006.

YANG S M, TAO W Q. Heat transfer[M]. Beijing: Higher Education Press, 2006 (in Chinese).

[14] EKKAD S V, HAN J C. A transient liquid crystal thermography technique for gas turbine heat transfer measurements[J]. Measurement Science and Technology, 2000, 11(7): 957.

[15] KAYS W M, CRAWFORD M E. Convective heat and mass transfer, third edition[M]. New York: McGraw Hill, 1993.

[16] GEE D L, WEBB R L. Forced convection heat transfer in helically rib-roughened tubes[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1980, 23(8): 1127-1136.

[17] KLINE S J, MCCLINTOCK F A. Describing uncer- tainties in single-sample experiments[J]. Mechanical engineering, 1953, 75(1): 3-8.

[18] KINGSLEY-ROWE J R, LOCK G D, MICHAEL O J. Transient heat transfer measurements using thermo- chromic liquid crystal: lateral-conduction error[J]. International Journal of Heat and Fluid Flow, 2005, 26(2): 256-263.

[19] LIGRANI P M, HARRISON J L, MAHMOOD G I. Flow structure due to dimple depression on a channel surface[J]. Physics of Fluids, 2001, 13(11): 3442-3451.

[20] MAHMOOD G I, HILL M L, NELSON D L, et al. Local heat transfer and flow structure on and above a dimpled surface in a channel[J]. Journal of Turbomachinery, 2001, 123(1): 115-123.

(責任編輯： 鮑亞平, 張晗)

*Corresponding author. E-mail: yurao@sjtu.edu.cn

Experimental of turbulent flow heat transfer of dimple vortex generators with rounded edge

LI Wencan1, RAO Yu1*, LI Bo1, QIN Jiang2

1.InstituteofTurbomachinery,SchoolofMechanicalEngineering,ShanghaiJiaotongUniversity,Shanghai200240,China2.SchoolofEnergyScienceandEngineering,HarbinInstituteofTechnology,Harbin150001,China

An experimental study of the local heat transfer performance and flow friction characteristics in a channel with spherical dimples with rounded edge is conducted using a transient liquid crystal (TLC) thermography technique . Two different rounding schemes for the dimple edge are investigated: the front edge rounding, and the whole edge rounding. The ratio of the dimple print diameter to the duct height is 1.0, the ratio of the dimple depth to diameter is 0.2, and the Reynolds number ranges from 10 000 to 60 000. As is shown in the experiment, the Nussult number of the channel with conventional dimples is about 62.0% higher than that of the smooth channel, with the friction factor being about 73.0% higher than that of the latter. Compared with the conventional dimples, the Nussult number of the dimples with the whole edge rounded is about 3.6% higher, with the friction factor being about 4.6% lower; the Nussult number of the dimples with the front edge rounding is about 11.0% higher, with the friction factor being about 5.2% higher. It is still found that the existence of dimple edge rounding can improve the heat transfer uniformity on the surface of the dimples. The overall thermal performance of the dimples with the front edge rounding is the best, which is about 9.6% higher than that of the normal dimples; while the dimples with the whole edge rounding is about 4.4% higher than that of the normal dimples.

transient liquid crystal (TLC) thermography; dimple; edge rounding; heat transfer performance; friction factor

2016-11-28； Revised： 2017-01-18； Accepted： 2017-02-28； Published online： 2017-04-17 17:39

URL： www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20170417.1739.002.html

s： National Natural Science Foundation of China (51676119， 51176111)

V231

A

1000-6893(2017)09-520999-08

2016-11-28； 退修日期： 2017-01-18； 錄用日期： 2017-02-28； 網絡出版時間： 2017-04-17 17:39

www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20170417.1739.002.html

國家自然科學基金 (51676119, 51176111)

*通訊作者.E-mail: yurao@sjtu.edu.cn

李文燦， 饒宇， 李博， 等. 具有邊緣倒圓凹陷渦發(fā)生器換熱性能實驗[J]. 航空學報， 2017， 38(9): 520999. LI W C, RAO Y, LI B, et al. Experimental of turbulent flow heat transfer of dimple vortex generators with rounded edge[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2017, 38(9): 520999.

http://hkxb.buaa.edu.cn hkxb@buaa.edu.cn

10.7527/S1000-6893.2017.620999