噴射角度和噴嘴數(shù)對旋流冷卻流動(dòng)與傳熱特性的影響

杜長河,范小軍,李亮,豐鎮(zhèn)平

(西安交通大學(xué)葉輪機(jī)械研究所, 710049, 西安)

?

噴射角度和噴嘴數(shù)對旋流冷卻流動(dòng)與傳熱特性的影響

杜長河,范小軍,李亮,豐鎮(zhèn)平

(西安交通大學(xué)葉輪機(jī)械研究所, 710049, 西安)

針對噴射角度和噴嘴數(shù)影響旋流冷卻流動(dòng)和傳熱特性的問題,采用數(shù)值方法進(jìn)行了研究。研究時(shí)冷氣通過不同的噴嘴進(jìn)口進(jìn)入旋流腔并經(jīng)旋流腔出口流出,當(dāng)變化噴嘴數(shù)時(shí),保持噴嘴進(jìn)口在軸向上均勻分布。研究結(jié)果表明:冷氣從噴嘴射入旋流腔,沖刷壁面并與軸向主流強(qiáng)烈混合,形成了高傳熱區(qū)域;換熱強(qiáng)度在軸向和周向沿下游逐漸減弱,高傳熱區(qū)域在下游向出口偏移。噴射角度遠(yuǎn)離90°時(shí),冷氣旋流運(yùn)動(dòng)減弱,傳熱強(qiáng)度減小;隨著噴嘴數(shù)的增多,冷氣噴射速度減小,高傳熱區(qū)換熱強(qiáng)度減小,冷氣周向速度和靶面?zhèn)鳠釓?qiáng)度分布更為均勻;平均努塞爾數(shù)隨著噴射角度和噴嘴數(shù)的增大而先增大后減小,在噴射角為90°、噴嘴數(shù)為9時(shí)平均努塞爾數(shù)最大;總壓損失系數(shù)隨著噴射角度和噴嘴數(shù)的增大而增大。與簡單圓管旋流冷卻模型相比,噴射角為90°、噴嘴數(shù)為9的旋流腔結(jié)構(gòu)的換熱特性更加優(yōu)良。

旋流冷卻;噴射角度;噴嘴數(shù);流動(dòng)與傳熱

現(xiàn)代航空發(fā)動(dòng)機(jī)的葉片承受著強(qiáng)烈的高溫燃?xì)鉀_刷和熱腐蝕作用,必須設(shè)計(jì)開發(fā)高效的冷卻系統(tǒng)來降低葉片表面溫度。旋流冷卻因?yàn)榫哂休^好的冷卻效果、熱均勻性和優(yōu)良的流動(dòng)特性,受到葉片冷卻領(lǐng)域?qū)W者的廣泛關(guān)注。

Kreith等首次提出高速旋流可以減薄壁面熱邊界層,從而顯著提高換熱強(qiáng)度[1]。Ligrani等發(fā)現(xiàn)旋流腔中產(chǎn)生的旋渦對增強(qiáng)傳熱有著重要影響[2]。Segura等詳細(xì)對比了旋流和光滑方腔流動(dòng)在傳熱和阻力等方面的特點(diǎn)[3]。Glezer等首次將旋流冷卻引入到燃?xì)馔钙饺~片冷卻的設(shè)計(jì)中,比較了3種旋流冷卻結(jié)構(gòu)的傳熱效果[4]。Helund等總結(jié)了旋流冷卻的傳熱關(guān)聯(lián)式[5-7]。Ling等對比分析了旋流冷卻和常規(guī)沖擊冷卻的傳熱特性[8]。杜長河等研究了蒸汽旋流冷卻的冷卻特性,并在徑向?qū)α髟淼幕A(chǔ)上分析了噴嘴面積和長寬比對流動(dòng)和傳熱特性的影響規(guī)律[9-10]。劉釗等針對燃?xì)廨啓C(jī)葉片前緣區(qū)域,探索了噴嘴寬度對傳熱性能的作用機(jī)理[11]。

當(dāng)前,關(guān)于噴射角度和噴嘴數(shù)對旋流冷卻流動(dòng)與換熱特性影響的研究十分匱乏。Liu等分析了噴嘴長寬比和噴射角度對旋流冷卻的作用規(guī)律[12],遺憾的是他們的研究基于簡單的圓管模型。針對以上研究不足,本文利用杜長河等建立的葉片前緣旋流腔模型[13],利用數(shù)值計(jì)算方法探索了噴射角度和噴嘴數(shù)對旋流冷卻流動(dòng)和傳熱的影響規(guī)律,并將本文研究結(jié)果與以往旋流冷卻的經(jīng)典研究進(jìn)行對比,旨在加強(qiáng)對航空發(fā)動(dòng)機(jī)葉片旋流冷卻的機(jī)理認(rèn)識。

1 計(jì)算模型和數(shù)值方法

圖1給出噴射角度α=90°、噴嘴數(shù)N=9的旋流腔幾何模型。如圖所示,冷氣通過不同的噴嘴進(jìn)口進(jìn)入旋流腔,在腔體中流動(dòng)并經(jīng)旋流腔出口流出。變化噴嘴數(shù)時(shí),保持噴嘴進(jìn)口在軸向上均勻分布。

圖1 旋流腔幾何模型

計(jì)算網(wǎng)格采用ICEM軟件生成,圖2給出旋流腔結(jié)構(gòu)的計(jì)算模型和網(wǎng)格圖。利用ANSYS CFX數(shù)值求解全三維RANS方程和兩方程湍流模型,壁面函數(shù)采用Automatic處理方式,總體計(jì)算精度為二階。計(jì)算邊界條件如下:噴嘴進(jìn)口分別給定相同的質(zhì)量流量,保證雷諾數(shù)Re=10 000;進(jìn)口總溫為350 K;進(jìn)口湍流強(qiáng)度為5%;出口給定平均靜壓為0.11 MPa。傳熱靶面取恒定溫度500 K,其他壁面絕熱,所有壁面為速度無滑移邊界。杜長河等指出標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型對于計(jì)算旋流冷卻問題具有最佳的計(jì)算精度[13],本文也采用標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型進(jìn)行模擬。為了方便對比,采用腔體軸向通流參數(shù)定義雷諾數(shù)

(1)

式中:ρ、U、μ分別為體積平均冷氣密度、軸向速度和動(dòng)力黏性系數(shù);Dh為旋流腔軸向截面水力直徑。

采用歸一化換熱系數(shù)努塞爾數(shù)表示換熱強(qiáng)度

(2)

式中:qw為壁面熱流密度;Tj為冷氣進(jìn)口總溫;Tw為靶面溫度;λ為導(dǎo)熱系數(shù)。

采用總壓損失系數(shù)Cpt表示冷氣的總壓損失

(3)

式中:Ptj為進(jìn)口總壓;Pto為出口總壓。

圖2 旋流腔計(jì)算模型和網(wǎng)格

本文在α=90°、N=9、Re=10 000的工況下進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性分析,圖3給出了平均努塞爾數(shù)Nua隨網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)的變化關(guān)系。從圖中可以看出,當(dāng)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)增大到539萬時(shí),計(jì)算結(jié)果對網(wǎng)格數(shù)不敏感。

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性分析

2 結(jié)果分析

2.1 噴射角度的影響

本節(jié)選取60°、70°、80°、90°、100°、110°、120°共7種噴射角度分析旋流冷卻的流動(dòng)和換熱特性,保持噴嘴數(shù)N=9。圖4給出了α=90°時(shí)傳熱靶面的傳熱系數(shù)云圖。冷氣從噴嘴進(jìn)口射入旋流腔,沖刷腔體壁面并與軸向主流強(qiáng)烈混合,因此靠近噴嘴進(jìn)口的壁面區(qū)域熱邊界層較薄,形成明顯的高傳熱區(qū)域。同時(shí),由于二次流的影響作用,圖4標(biāo)記的噴嘴進(jìn)口下游區(qū)域的換熱強(qiáng)度較強(qiáng)。隨著冷氣向下游運(yùn)動(dòng),熱邊界層加厚,壁面換熱強(qiáng)度在軸向和周向沿下游方向逐漸減弱。另外,冷氣主流的流量在軸向沿下游方向顯著增大,主流對進(jìn)口冷氣的橫向沖擊作用增強(qiáng)。所以在旋流腔下游區(qū)域,高傳熱區(qū)域向下游偏移。

圖4 旋流冷卻傳熱系數(shù)分布

圖5給出了不同噴射角度時(shí)沿腔體軸向4個(gè)橫截面處的流場細(xì)節(jié),橫截面位置分別對應(yīng)進(jìn)口1、進(jìn)口4、進(jìn)口7和進(jìn)口9。冷氣高速射入旋流腔,并形成大尺度旋流運(yùn)動(dòng)。由于噴嘴在周向布置的不對稱性,旋流中心隨軸向位置和噴嘴角度的變化而變化。冷氣的旋流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度主要受冷氣周向速度和主流對進(jìn)口冷氣的軸向沖擊作用影響。周向速度增大和軸向沖擊作用減弱都會使得冷氣旋流強(qiáng)度增大。因?yàn)橹髁鲗M(jìn)口冷氣的橫向沖擊作用沿下游逐漸增強(qiáng),冷氣的旋轉(zhuǎn)速度減小。在α=90°時(shí),冷氣垂直射入旋流腔,此時(shí)冷氣旋流運(yùn)動(dòng)最強(qiáng)烈。當(dāng)噴射角度從α=90°減小到α=60°時(shí),冷氣的周向速度減小,旋流運(yùn)動(dòng)明顯減弱。另一方面,冷氣軸向速度沿下游方向,使得主流對進(jìn)口冷氣的橫向沖擊作用進(jìn)一步增強(qiáng),旋流運(yùn)動(dòng)進(jìn)一步減弱。當(dāng)噴射角度從α=90°增大到α=120°時(shí),冷氣的周向速度減小,旋流運(yùn)動(dòng)也會明顯減弱。但是,冷氣軸向速度沿上游方向,這在一定程度上削弱了主流對進(jìn)口冷氣的橫向沖擊作用,使得旋流運(yùn)動(dòng)增強(qiáng)。因此,在α=90°兩側(cè)偏離相同角度的時(shí)候,α>90°比α<90°的旋流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)烈。同時(shí),α=100°的進(jìn)口1和進(jìn)口9對應(yīng)的旋流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)于α=90°對應(yīng)位置的旋流運(yùn)動(dòng),這是由周向速度和軸向沖擊耦合作用引起的。

(a)α=60°,N=9

(b)α=80°,N=9

(c)α=90°,N=9

(d)α=100°,N=9

(e)α=120°,N=9圖5 不同噴射角度的yz截面流線和速度云圖

圖6 不同噴射角度時(shí)的Nu云圖

旋流冷卻的傳熱特性與流場細(xì)節(jié)密切相關(guān)。圖6給出不同噴射角度下的旋流腔壁面Nu分布,可以看到噴射角度對旋流冷卻傳熱影響較大。一方面,由于進(jìn)口冷氣的軸向速度方向與噴射角度保持一致,進(jìn)一步導(dǎo)致高傳熱區(qū)域的位置在軸向發(fā)生偏移。另一方面,當(dāng)噴射角度遠(yuǎn)離90°時(shí),冷氣的周向速度減小,冷氣對靶面的沖刷作用減弱,傳熱強(qiáng)度減小。

增大換熱強(qiáng)度和減小冷氣壓力損失對于旋流冷卻而言至關(guān)重要。圖7給出了平均努塞爾數(shù)Nua和總壓損失系數(shù)隨噴嘴角度的變化曲線?？梢钥吹?平均努塞爾數(shù)Nua隨著噴射角度的增大先增大后減小,在α=90°時(shí)平均努塞爾數(shù)Nua達(dá)到最大?？倝簱p失系數(shù)隨著噴射角度的增加而增大,這是由于更強(qiáng)烈的橫向沖擊作用引起的。

圖7 噴射角度對平均努塞爾數(shù)和總壓損失系數(shù)的影響

2.2 噴嘴數(shù)的影響

本節(jié)分析了噴嘴數(shù)分別為1、2、3、5、7、9、11時(shí)的旋流冷卻流動(dòng)和換熱特性,保持噴射角α=90°。圖8給出了不同噴嘴數(shù)的旋流腔三維流線。隨著噴嘴數(shù)增大,進(jìn)口冷氣的噴射速度明顯減小,噴嘴附近的冷氣旋流運(yùn)動(dòng)減弱。但是,旋流冷氣的衰減距離隨著噴嘴數(shù)增大而減小,導(dǎo)致冷氣的旋流運(yùn)動(dòng)沿軸向的衰減減弱,因此噴嘴數(shù)增大時(shí),冷氣在腔體內(nèi)的周向速度分布較為均勻。

圖8 不同噴嘴數(shù)的旋流腔三維流線

圖9 不同噴嘴數(shù)時(shí)的Nu云圖

圖9給出了不同噴嘴數(shù)下的旋流腔壁面Nu分布。在噴嘴數(shù)較少時(shí),由于冷氣噴射速度高,高傳熱區(qū)的換熱強(qiáng)度較高。但是,冷氣旋流運(yùn)動(dòng)沿軸向的衰減強(qiáng)烈,導(dǎo)致旋流腔壁面的Nu呈現(xiàn)出上游區(qū)域高、下游區(qū)域低差異比較明顯的分布。隨著噴嘴數(shù)的增大,進(jìn)口冷氣的噴射速度減小,導(dǎo)致高傳熱區(qū)的換熱強(qiáng)度顯著減小,靶面的Nu均勻性隨之變好。

圖10給出了平均努塞爾數(shù)Nua和總壓損失系數(shù)隨噴嘴數(shù)的變化曲線。從圖中可以看出,平均努塞爾數(shù)Nua隨著噴嘴數(shù)的增大先增大后減小,在N=3,4時(shí)平均努塞爾數(shù)Nua達(dá)到最大,總壓損失系數(shù)隨著噴嘴數(shù)的增加而增大。考慮到航空發(fā)動(dòng)機(jī)葉片對冷卻系統(tǒng)的換熱強(qiáng)度、傳熱均勻性和總壓損失特性,噴嘴數(shù)N=5～7時(shí)旋流冷卻的綜合性能較好。

圖10 噴嘴數(shù)對平均努塞爾數(shù)和總壓損失系數(shù)的影響

2.3 旋流冷卻傳熱對比

以往關(guān)于旋流冷卻的研究主要基于簡單圓管模型,且模型尺寸較大,偏離實(shí)際燃機(jī)葉片尺寸,同時(shí)以往模型的噴嘴數(shù)較少,不符合實(shí)際燃機(jī)的噴嘴分布規(guī)律。為了更加清晰地評估本文葉片前緣旋流腔結(jié)構(gòu)的換熱性能,圖11給出了本文研究的N=9、α=90°工況和以往旋流冷卻經(jīng)典研究的傳熱特性對比。顯然,與普通光滑圓管流動(dòng)(D-B換熱關(guān)聯(lián)式)相比,旋轉(zhuǎn)流動(dòng)因其獨(dú)特的流動(dòng)特性,傳熱強(qiáng)度得到顯著提高。本文研究的旋流冷卻結(jié)構(gòu)的換熱特性略高于Helund等和Ling等研究的旋流結(jié)構(gòu)[5-8],Glezer等研究的結(jié)構(gòu)1[4]與本文旋流腔結(jié)構(gòu)換熱特性相當(dāng),結(jié)構(gòu)2和結(jié)構(gòu)3的換熱特性低于本文旋流腔結(jié)構(gòu)。因?yàn)橐酝骼鋮s研究大多是基于簡單的圓管模型,這說明本文研究采用的葉片前緣旋流腔結(jié)構(gòu)具有更優(yōu)良的換熱特性。

圖11 本文研究與以往研究旋流冷卻傳熱強(qiáng)度對比

3 結(jié) 論

本文采用數(shù)值計(jì)算方法研究了航空發(fā)動(dòng)機(jī)葉片前緣旋流冷卻結(jié)構(gòu)的流動(dòng)和換熱特性,分析了噴射角度和噴嘴數(shù)對旋流冷卻性能的影響,并與以往旋流冷卻經(jīng)典研究做了對比,得到的主要結(jié)論如下。

(1)冷氣從噴嘴進(jìn)口射入旋流腔,沖刷腔體壁面并與軸向主流強(qiáng)烈混合,形成明顯的高傳熱區(qū)域。換熱強(qiáng)度在冷氣軸向和周向沿下游方向逐漸減弱,高傳熱區(qū)域在下游區(qū)域向出口方向偏移。

(2)噴射角α=90°時(shí),冷氣垂直射入旋流腔,旋流運(yùn)動(dòng)最強(qiáng)烈。噴射角度遠(yuǎn)離90°時(shí),冷氣的旋流運(yùn)動(dòng)減弱,冷氣的沖刷作用減弱,傳熱強(qiáng)度減小。

(3)平均努塞爾數(shù)Nua隨著噴射角度的增大先增大后減小,在噴射角α=90°時(shí)平均努塞爾數(shù)Nua達(dá)到最大?？倝簱p失系數(shù)隨著噴射角度的增加而增大。

(4)隨著噴嘴數(shù)增大,進(jìn)口冷氣的噴射速度減小,高傳熱區(qū)換熱強(qiáng)度顯著減小,冷氣周向速度和靶面?zhèn)鳠釓?qiáng)度分布更為均勻。

(5)平均努塞爾數(shù)Nua隨著噴嘴數(shù)的增大先增大后減小,在噴嘴數(shù)N=3,4時(shí)平均努塞爾數(shù)Nua達(dá)到最大。總壓損失系數(shù)隨著噴嘴數(shù)的增加而增大。

(6)旋轉(zhuǎn)流動(dòng)因其獨(dú)特的流動(dòng)特性,傳熱強(qiáng)度顯著高于光滑圓管流動(dòng)。與簡單光滑圓管模型相比,本文葉片前緣旋流腔結(jié)構(gòu)換熱特性更加優(yōu)良。

[1] KREITH F, MARGOLIS D. Heat transfer and friction in turbulent vortex flow [J]. Applied Scientific Research: Section A, 1959, 8(1): 457-473.

[2] LIGRANI P M, HEDLUND C R, THAMBU R, et al. Flow phenomena in swirl chambers [J]. Experimental in Fluids, 1998, 24(3): 254-264.

[3] SEGURA D, ACHARYA S. Internal cooling using novel swirl enhancement strategies in a slot shaped single pass channel [C]∥Proceedings of the 2010 ASME Turbo Expo. New York, USA: ASME, 2010: 635-644.

[4] GLEZER B, MOON H K, O’CONNELL T. A novel technique for the internal blade cooling [C]∥Proceedings of the 1996 ASME Turbo Expo. New York, USA: ASME, 1996: V004T09A015.

[5] HEDLUND C R, LIGRANI P M, GLEZER B, et al. Heat transfer in a swirl chamber at different temperature ratios and Reynolds numbers [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1999, 42(22): 4081-4091.

[6] HEDLUND C R, LIGRANI P M, MOON H K, et al. Heat transfer and flow phenomena in a swirl chamber simulating turbine blade internal cooling [J]. Journal of Turbomachinery, 1999, 121(4): 804-813.

[7] HEDLUND C R, LIGRANI P M. Local swirl chamber heat transfer and flow structure at different Reynolds numbers [J]. Journal of Turbomachinery, 2000, 122(2): 375-385.

[8] LING J P C W, IRELAND P T, HARVEY N W. Measurement of heat transfer coefficient distributions and flow field in a model of a turbine blade cooling passage with tangential injection [C]∥Proceedings of the 2006 ASME Turbo Expo. New York, USA: ASME, 2006: 325-340.

[9] 杜長河, 李森, 李亮, 等. 葉片前緣旋流蒸汽冷卻流動(dòng)和傳熱的數(shù)值研究 [J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2015, 49(10): 72-78. DU Changhe, LI Sen, LI Liang, et al. Numerical study on characteristics of flow and heat transfer ofsteam vortex cooling for blade leading edges [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2015, 49(10): 72-78.

[10]DU Changhe, LI Liang, WU Xin, et al. Effect of jet nozzle geometry on flow and heat transfer performance of vortex cooling for gas turbine blade leading edge [J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 93: 1020-1032.

[11]LIU Zhao, LI Jun, FENG Zhengping. Numerical study on the effect of jet slot height on flow and heat transfer of swirl cooling in leading edge model for gas turbine blade [C]∥Proceedings of the 2011 ASME Turbo Expo. New York, USA: ASME, 2011: 1495-1504.

[12]LIU Zhao, LI Jun, FENG Zhengping, et al. Numerical study on the effect of jet nozzle aspect ratio and jet angle on swirl cooling in a model of a turbine blade leading edge cooling passage [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2015, 90: 986-1000.

[13]杜長河, 范小軍, 李亮, 等. 噴嘴長寬比和雷諾數(shù)對旋流冷卻流動(dòng)與傳熱特性的影響 [J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2015, 49(12): 124-129. DU Changhe, FAN Xiaojun, LI Liang, et al. Effects of jet nozzle aspect ratio and Reynolds number on flow and heat transfer characteristics of vortex cooling [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2015, 49(12): 124-129.

(編輯 武紅江)

Influences of Jet Angle and Jet Nozzle Number on Flow and Heat Transfer Characteristics of Swirl Cooling

DU Changhe,FAN Xiaojun,LI Liang,FENG Zhenping

(Institute of Turbomachinery, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

A numerical method is utilized to investigate effects of jet angle and number of jet nozzles on the aerodynamic and heat transfer behaviors of swirl cooling. Cooling air is injected into the swirl chamber through various jet nozzles, and then flows out from the swirl chamber outlet. The distribution of jet nozzles along the axial direction is kept uniform when the number of jet nozzles is changed. Results show that when the cooling air jets into the swirl chamber from jet nozzles, it scours the wall and mixes with the axial mainstream, then a significant high heat transfer region is generated. The heat transfer intensity gradually decays along the axial and the circumferential directions, and the high heat transfer region shows deflection towards outlet at the downstream. When the jet angle turns away from 90°, the cooling air rotation movement is weakened, leading to a decrease of heat transfer intensity. When the number of jet nozzles increases, the air jet velocity reduces, and the thermal intensity in the high heat transfer region decreases. Moreover, the circumferential air velocity and the distribution of heat transfer intensity in target wall become more uniform. The global average Nusselt number increases at first and then reduces as the jet angle and the number of jet nozzles increase, and reaches the highest value when the jet angle arrives 90° and the number of jet nozzles is 9. The total pressure loss ratio increases as the jet angle and the number of jet nozzles increase. A comparison with the traditional simple pipe swirl cooling model shows that the present blade leading edge swirl chamber structure with 90° jet angle and 9 jet nozzles has more remarkable heat transfer property.

swirl cooling; jet angle; jet nozzle number; flow and heat transfer

2015-10-21。 作者簡介:杜長河(1990—),男,博士生;李亮(通信作者),男,副教授,博士生導(dǎo)師。

時(shí)間:2016-01-29

10.7652/xjtuxb201604012

TK474.7

A

0253-987X(2016)04-0076-05

網(wǎng)絡(luò)出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20160129.1204.002.html