一種新型組合內部冷卻的流動和換熱特性研究

王杰楓, 欒宇軒, 杜長河, 范小軍, 李亮

(1.西安交通大學葉輪機械研究所, 710049, 西安; 2.陜西省葉輪機械及動力裝備工程實驗室, 710049, 西安)

現(xiàn)代航空發(fā)動機渦輪進口溫度的不斷提高要求葉片耐溫能力更強,隨著耐溫材料的研發(fā)速度逐漸低于渦輪進口溫度的提升速度,葉片冷卻技術的地位日益突出,葉片冷卻技術向著更高的換熱能力、更低的壓力損失的方向發(fā)展,并追求實現(xiàn)對不同葉片溫度場的高效冷卻。在葉片前緣冷卻中,沖擊冷卻與旋流冷卻具有不同的流動與換熱性能,并得到了最為廣泛的應用。

Kreith等首次提出了旋流具備優(yōu)良的換熱效果[1],隨后通過實驗探究了旋流的衰減和速度分布情況,結果表明旋流的衰減程度在低雷諾數(shù)下更大[2]。Kitoh等研究了速度分布規(guī)律和湍動度,提出進口條件對下游核心區(qū)域的流動有很大的影響[3]。Ligrani等探究了旋流腔內的流動現(xiàn)象,觀測到了剪切層渦和大量的G?rtler渦,渦對的不穩(wěn)定性隨著雷諾數(shù)的增加而增加[4]。Liu等研究了噴嘴角度、噴嘴沿旋流腔的間距和旋流腔半徑與噴嘴高度之比對換熱的影響[5-7]。Miao等研究了不同雷諾數(shù)下沖擊冷卻的換熱性能及流動情況,發(fā)現(xiàn)沖擊冷卻的抗橫流能力較差[8]。Lee等研究了氣膜冷卻與沖擊冷卻結合中氣膜孔間距、靶面與沖擊孔距離和雷諾數(shù)對性能的影響[9]。Fan等探究了氣膜孔對旋流腔內的換熱影響[10]。Du等比較了抽吸孔對旋流和沖擊冷卻流動傳熱特性影響的差異,結果表明旋流冷卻的傳熱分布更加均勻,抗橫流沖擊作用更強,抽吸孔的存在提高了旋流冷卻的換熱強度[11]。Fan等分析對比了沖擊冷卻、簡單旋流冷卻、中間雙旋流冷卻和切向雙旋流冷卻的流動換熱特性,結果表明,相較于其他冷卻結構,沖擊冷卻的局部換熱強度最大[12]。

目前,有關葉片前緣冷卻的研究主要是針對旋流冷卻和沖擊冷卻在不同結構和條件下的換熱特性和氣動參數(shù),而對這兩種冷卻方式的比較與組合的研究甚少。從前人的研究中可以發(fā)現(xiàn),旋流冷卻具有換熱分布均勻、抗橫流能力強的優(yōu)點,但其局部換熱強度較低,應對葉片前緣局部高溫的能力差;沖擊冷卻具有局部換熱強度高的優(yōu)點,但抗橫流能力差。另外,在傳統(tǒng)的旋流冷卻中,旋流噴嘴布置在冷卻腔的同一側,結構強度弱于沖擊冷卻。為了充分利用旋流冷卻抗橫流能力強、沖擊冷卻局部換熱強度高的優(yōu)點,規(guī)避沖擊冷卻抗橫流能力差的缺點,本文提出了旋流與沖擊組合的新型冷卻結構。該結構中,旋流冷卻與沖擊冷卻相互作用,使得組合冷卻具有了與沖擊冷卻和旋流冷卻不同的流動結構和換熱特性;同時,通過合理布置兩種冷卻結構,使整體具有較高的結構強度。另外,在新型結構的基礎上加入了進氣腔室,使得進入各噴嘴的冷氣量更接近實際情況。在相同的進氣腔、噴嘴數(shù)及位置、旋流腔和氣動條件下,采用數(shù)值計算方法,對比分析了傳統(tǒng)冷卻結構與新型冷卻結構的換熱性能和流動特性,并研究了雷諾數(shù)對新型冷卻結構換熱特性的影響,以期為優(yōu)化葉片前緣冷卻提供新的思路。

1 計算模型建立

圖1 旋流與沖擊相結合的冷卻模型結構

圖1給出了旋流與沖擊相結合的模型結構,整個模型由一個旋流腔、一個進氣腔和6個噴嘴組成,其中有兩組旋流噴嘴進氣方向相反,中間兩個為沖擊噴嘴。為了探究旋流冷卻和沖擊冷卻在結合處的流動結構和換熱特性,在沖擊冷卻區(qū)域的上游和下游位置都布置了與旋流冷卻相結合的部分。同時,采用了旋流噴嘴與沖擊噴嘴對稱布置的方案,整體結構強度較高。圖2給出組合型冷卻模型的幾何參數(shù),純旋流冷卻和純沖擊冷卻模型中,僅噴嘴類型改變,其位置與結構不變,旋流噴嘴與沖擊噴嘴的截面積相同。表1給出了冷卻結構模型的具體尺寸。本文選取的冷卻腔直徑Dc為11.652 mm。

利用ICEM軟件進行六面體網(wǎng)格劃分,圖3給出了旋流冷卻與沖擊冷卻相結合的進氣腔和冷卻腔的網(wǎng)格劃分細節(jié)。如圖3所示,進氣腔和噴嘴區(qū)域采用H型網(wǎng)格劃分,冷卻腔和沖擊冷卻噴嘴的聯(lián)結處采用O型網(wǎng)格劃分,冷卻腔則采用O型網(wǎng)格劃分,對近壁面處網(wǎng)格進行加密,保證y+<1。采用ANSYS CFX 12.1軟件求解三維穩(wěn)態(tài)RANS方程和標準k-ω湍流模型,設置二階求解精度。采用多重網(wǎng)格收斂技術和時間推進法加快計算收斂速度。在全部工況下,冷卻工質均為理想空氣。當雷諾數(shù)改變時,進口的速度相應進行調整,進口處的湍動度設置為5 %,進口冷卻氣溫度設置為350 K。出口的平均靜壓設置為0.1 MPa。除了旋流腔壁面(靶面)是導熱面且壁面溫度為500 K外,其他壁面均為絕熱壁面,所有壁面均保持速度無滑移。

圖2 冷卻結構模型的幾何尺寸示意圖

Ao'·D-1cAs·D-1cDi·D-1cHc·D-1cHi·D-1cHo·D-1c0.17160.08580.21460.84330.68661.7015Ht'·D-1cLc·D-1cLi'·D-1cLo·D-1cLs'·D-1cLt·D-1c1.95908.58228.15310.42910.42919.8696

圖3 旋流冷卻與沖擊冷卻相結合的進氣腔和冷卻腔

定義冷氣的努塞爾數(shù)

(1)

式中:qw為熱流密度;λ為導熱系數(shù);T為冷卻氣溫度;Tw為靶面溫度。

對旋流與沖擊冷卻相結合的模型在Re=30 000的條件下進行網(wǎng)格無關性驗證。選取的網(wǎng)格數(shù)分別為308萬、461萬、700萬和961萬,用來檢驗網(wǎng)格無關性的參數(shù)是周向平均努塞爾數(shù)

(2)

式中:l為垂直于冷卻腔軸向的截面與冷卻腔的交線長度;n為交線l上的網(wǎng)格節(jié)點數(shù);li為第1個至第i個網(wǎng)格節(jié)點間的交線長度;Nui為第i個節(jié)點處的努塞爾數(shù)。

圖4給出了Nuac的計算結果沿歸一化長度Z/Dc的變化。如圖所示,當網(wǎng)格數(shù)達到700萬后,數(shù)值計算結果基本穩(wěn)定,對網(wǎng)格數(shù)不敏感,因此本文最終確定計算網(wǎng)格數(shù)為700萬。

圖4 Nuac的計算結果沿Z/Dc的變化

采用Du的數(shù)值驗證結果[13]對本文方法的合理性做了驗證,結果如圖5所示。從圖中可以看出,標準k-ω湍流模型的計算結果與實驗數(shù)據(jù)最為貼近,因此本文采用經(jīng)過驗證后的標準k-ω湍流模型進行數(shù)值計算。

圖5 各湍流模型計算結果與實驗結果對比

2 結果分析

2.1 組合冷卻、純旋流冷卻和純沖擊冷卻性能對比

2.1.1 換熱特性對比 圖6給出了3種冷卻方式下周向平均努塞爾數(shù)沿Z/Dc的變化。從圖中可以看出:在旋流沖擊冷卻組合的冷卻方式中,沖擊冷卻與旋流冷卻相交接的區(qū)域換熱性能發(fā)生了較大的變化,旋流冷卻處的換熱強度更高,增幅最高的位置在第2個旋流噴嘴處,組合冷卻的周向平均努塞爾數(shù)高出純旋流冷卻19%左右;沖擊冷卻的換熱強度變低,在第1個沖擊噴嘴處,相較純沖擊冷卻的下降幅度為20%左右。究其原因,主要是冷氣分配的差異和上游渦向下游發(fā)展產生的疊加效應,沖擊冷卻的周向平均換熱強度受制于冷氣量的縮減,而旋流冷卻的增強則受益于通過噴嘴的冷氣量增加和渦系疊加所引起的強烈擾動混合和壁面沖刷。從圖中還能看到,沖擊冷卻的抗橫流能力較差,沖擊冷卻尖峰沿軸向向主流運動方向偏移,而在旋流沖擊冷卻組合中,末端的旋流冷卻可以有效的遏制橫流。

圖6 不同冷卻方式下周向平均努塞爾數(shù)沿Z/Dc的變化

雖然旋流沖擊冷卻組合在沖擊冷卻噴嘴附近周向平均換熱強度低于純旋流冷卻,但是通過沖擊冷卻噴嘴的冷氣量很少,且局部位置換熱強度高于純旋流冷卻,也不影響下游旋流冷卻的換熱性能,甚至可以提高前后位置的旋流冷卻效果?？梢钥闯?旋流與沖擊冷卻的組合結合了旋流冷卻和沖擊冷卻各自的優(yōu)勢,同時在針對葉片局部高溫區(qū)域的冷卻方面具有顯著的優(yōu)點。

圖7給出了3種冷卻方式的Nu軸向分布云圖。從圖中可以更清晰地看到:沖擊冷卻的換熱梯度很高,在沖擊滯止點處有著極高的換熱能力,但隨后沿徑向迅速衰減,造成冷卻腔大部分邊緣區(qū)域的冷卻效果較差;旋流冷卻的換熱梯度很低,但局部換熱能力并沒有沖擊冷卻抑或旋流沖擊冷卻組合時高;旋流與沖擊冷卻組合的換熱效果綜合了旋流冷卻與沖擊冷卻的優(yōu)點,大部分區(qū)域保持較高的換熱能力且平緩的溫度梯度,同時也存在高換熱能力的區(qū)域。值得一提的是,這種局部高換熱區(qū)域僅需要少量冷氣,且布置自由度很高,便于葉片冷卻的設計和葉片針對局部高溫(如熱斑)的優(yōu)化冷卻。

(a)旋流冷卻

(b)旋流與沖擊冷卻組合

(c)沖擊冷卻圖7 3種冷卻方式的Nu軸向分布云圖

2.1.2 綜合換熱系數(shù)評價 在葉片冷卻中,越高的壓降會帶來更大的泵功,從而影響整個燃氣輪機的出力和效率,最理想的冷卻方式應該具備相同質量流量下更高的換熱性能和更低的壓力損失的特點。定義綜合換熱系數(shù)

(3)

表2給出了3種冷卻方式的壓力損失情況。從表中可以看出:旋流與沖擊冷卻組合后的全場平均努塞爾數(shù)相較于旋流冷卻降低了0.6%,但相較于沖擊冷卻提高了12.2%;摩擦因數(shù)為9.23,相較于旋流冷卻降低了2.2%,相較于沖擊冷卻降低了0.65%;綜合換熱系數(shù)為0.495,相較于旋流冷卻提高了0.2%,相較于沖擊冷卻提高了12.5%。因此,旋流與沖擊冷卻的組合可以保持旋流冷卻高換熱性能,有著比沖擊冷卻還低的壓力損失,綜合換熱性能更佳。兩種冷卻方式結合后,其良好的換熱性能和較低的壓力損失,以及不同噴嘴的相互影響,使得葉片冷卻的自由度提高,能夠更靈活地應對不同的葉片溫度分布。沖擊冷卻可以提高上下游旋流冷卻的換熱性能,也可憑借較小的冷氣量產生局部高換熱區(qū)域,更好地對葉片溫度不均勻區(qū)域進行冷卻;旋流冷卻可以應用于葉片溫度分布較為均勻的區(qū)域,末端的布置可以更好地抵抗橫流作用,壓力損失的減少使得耗功減少,減小了整個燃氣輪機的功率和效率損失。

2.2 旋流與沖擊組合冷卻性能

圖8 不同雷諾數(shù)下周向平均努塞爾數(shù)沿Z/Dc的變化

圖9給出了不同雷諾數(shù)下冷卻腔內努塞爾數(shù)的軸向分布云圖?？梢钥闯?沖擊冷卻會產生局部高換熱區(qū)域,從而產生極大的換熱梯度,而旋流冷卻的換熱梯度則很小,努塞爾數(shù)分布均勻。第5個噴嘴的旋流冷卻氣受橫流作用明顯減小,形成的高努塞爾數(shù)條形區(qū)域向周向延伸更長,充分說明了上游沖擊冷卻對主流橫流效應的削弱。同時,全場努塞爾數(shù)的均勻程度得到改善,相較單側的旋流冷卻,避免了沒有噴嘴側的壁面整體處于較低努塞爾數(shù)下,與沖擊冷卻相比,避免了下游因橫流作用冷卻效果較差的情況。因此,旋流冷卻與沖擊冷卻的結合使得換熱的自由度更高,均勻性更好,對于第1級靜葉,通過合理的旋流沖擊組合,可將沖擊冷卻部位對準熱斑部位,實現(xiàn)更優(yōu)良的葉片前緣冷卻。

(a)Re=10 000

(b)Re=20 000

(c)Re=30 000圖9 不同雷諾數(shù)下冷卻腔內努塞爾數(shù)的軸向分布云圖

2.2.2 流動特性 圖10給出了不同雷諾數(shù)下周向平均靜壓壓力系數(shù)沿Z/Dc的變化?？梢钥闯?隨著雷諾數(shù)的增加,冷氣從各噴嘴射入時產生的局部阻力損失與腔室內主流的沿程阻力損失均隨雷諾數(shù)的增加而減小,冷卻腔內的總壓力損失逐漸減小。值得注意的是,由圖中可以看到從最后一個噴嘴到出口噴嘴之間的壓損是最大的。因為此處為出口段,存在極強的節(jié)流效應。

圖10 不同雷諾數(shù)下周向平均靜壓壓力系數(shù)沿Z/Dc的變化

圖11給出了冷卻腔內6個噴嘴的流線圖?？梢钥闯?前端旋流氣自噴嘴射入后在冷卻腔內旋轉并逐漸衰減,冷卻腔內沖擊冷卻部位流速較慢,這是由于沖擊冷卻與上游高速主流碰撞,使得流速下降;來自末端的旋流冷卻部位流速沒有明顯減弱,甚至反而提高,這是由于與沖擊冷卻氣混合的主流流速較低,且旋流氣是貼壁面射入,碰撞作用不明顯,兩股氣流混合以后,形成的合速度變大。此外,流線在前端和末端是近似呈有規(guī)律的螺旋型,而中間部位較為混亂,這是因為旋流和沖擊交接處流動復雜,氣流沖擊混合較為劇烈。

圖11 冷卻腔內流線圖

圖12給出了6個噴嘴中心XY截面上的流線和渦量云圖。可以看出,上游流動結構對下游的流動結構有很大影響。1號噴嘴的渦核偏向右側,當渦旋向下游流動時,會將2號噴嘴的渦核擠向左側。當來自上游的旋流向下游沖擊射流發(fā)展時,會對沖擊冷卻的對渦產生巨大影響,3號沖擊噴嘴的對渦已變得不再對稱。這是由于上游逆時針渦旋削弱了沖擊冷卻對渦中的順時針渦旋,加強了對渦中的逆時針渦旋。甚至可以看到,由于上游的逆時針渦旋渦量較大,使得本來應產生順時針渦旋的一側,即4號沖擊噴嘴的左側出現(xiàn)了逆時針渦旋。5號旋流噴嘴位置出現(xiàn)了一個大尺度對渦和順時針渦旋,這是上游沖擊冷卻的對渦向下游發(fā)展與旋流冷卻相結合形成的,勢必有很強烈的湍動和混合,因此在該噴嘴處努塞爾數(shù)很大,換熱強度很高。6號噴嘴僅剩下一個順時針渦旋,這是由于對渦向下游發(fā)展的同時逐漸衰減所致。隨著旋流的不斷介入,在6號噴嘴位置渦旋已經(jīng)消散,說明旋流冷卻抗橫流能力較強,對上游的抵抗能力較強,對下游的影響力較大。

(a)1號噴嘴 (b)2號噴嘴 (c)3號噴嘴

(d)4號噴嘴 (e)5號噴嘴 (f)6號噴嘴圖12 各噴嘴XY截面流線和渦量云圖

2.2.3 冷氣分配 圖13給出了各噴嘴的冷氣分配圖。計算發(fā)現(xiàn),不同雷諾數(shù)下的冷氣分配占比最多不超過0.01?？梢钥吹?冷氣分配不隨雷諾數(shù)的改變而改變,與整個冷卻結構相關,進入沖擊冷卻的冷氣量遠低于進入旋流冷卻的冷氣量。考慮到?jīng)_擊冷卻在局部區(qū)域擁有極高的換熱系數(shù),通過分析熱斑在葉片前緣上產生的高溫區(qū)位置,在相應位置處安置沖擊冷卻噴嘴,可以實現(xiàn)用少量氣體對局部高溫區(qū)進行高效冷卻,沖擊與旋流組合冷卻所帶來的高自由度能夠使葉片前緣冷卻更加高效和經(jīng)濟。

圖13 各噴嘴的冷氣分配情況

3 結 論

本文建立了旋流與沖擊相結合的新型冷卻模型,采用數(shù)值計算方法在相同幾何參數(shù)和氣動條件下對比分析了傳統(tǒng)冷卻模型和新型冷卻模型的綜合換熱性能,并對旋流與沖擊相結合的冷卻模型進行了更細致的流動結構和換熱性能研究分析,得到的主要結論如下。

(1)旋流和沖擊冷卻相結合的冷卻模型具有最優(yōu)的綜合換熱性能,綜合換熱系數(shù)相較于旋流冷卻提高了0.2%,相較于沖擊冷卻提高了12.5%;其全場平均努塞爾數(shù)相較于旋流冷卻降低了0.6%,但相較于沖擊冷卻提高了12.2%;其壓力損失相對于旋流冷卻模型和沖擊冷卻模型是最低的,壓力損失對應的摩擦因數(shù)相較于旋流冷卻降低了2.2%,相較于沖擊冷卻降低了0.65%。

(2)旋流冷卻抗橫流能力較強,而沖擊冷卻抗橫流能力較差,在沖擊冷卻中,下游換熱尖峰向主流方向發(fā)生了較大的偏移。旋流與沖擊冷卻結合的冷卻中,末端旋流冷卻可以抑制上游沖擊冷卻因橫流發(fā)生偏移對下游帶來的影響。

(3)旋流與沖擊冷卻結合的冷卻中,沖擊冷卻可以增強上下游旋流冷卻的換熱強度。流經(jīng)沖擊冷卻的冷氣量很少,使得進入旋流冷卻的冷氣增加,增強了換熱性能。上游沖擊冷卻產生的對渦向下游旋流冷卻位置發(fā)展,與旋流冷卻產生的渦旋疊加,增強了擾動和混合,從而使冷氣更劇烈地沖刷壁面,強化了換熱。

(4)旋流與沖擊冷卻結合的冷卻自由度更高,通過噴嘴類型的靈活搭配,便于對各種不同的葉片溫度場實現(xiàn)冷卻。沖擊冷卻的局部換熱性能遠高于旋流冷卻,且二者的搭配使得流經(jīng)沖擊冷卻噴嘴的冷氣量較少,由此可實現(xiàn)全場高換熱和低壓損下,用較少的冷氣去冷卻局部高溫區(qū)域的高效換熱。

(5)在旋流與沖擊冷卻結合的冷卻模型中,雷諾數(shù)的增加能夠顯著提高換熱性能。復雜渦系的疊加和高雷諾數(shù)下引起的強湍動,使鄰近沖擊冷卻的旋流冷卻位置上的換熱能力得到明顯增強。冷氣在各噴嘴的分配不隨雷諾數(shù)變化,進入沖擊冷卻噴嘴的流量少于進入旋流冷卻噴嘴的流量。

(6)冷氣從噴嘴進入到冷卻腔中,一方面劇烈沖刷壁面形成了壁面上的高換熱區(qū);另一方面與軸向主流強烈混合,隨著橫流沿著軸向向下游遷移。這個過程中冷卻腔內會形成徑向對流以及G?rtler渦系[14-16]等復雜的流動結構,引起壁面高換熱區(qū)域Nu的劇烈變化。因此,本文所提出的這種帶橫流的沖擊結構可能存在較強的非定常性,有必要開展非定常數(shù)值模擬研究工作,更全面地揭示該結構和其他類似結構的冷卻機理。

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