劉亮亮， 竺曉程， 劉 昊， 杜朝輝

(上海交通大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200240)

為了獲得更高的推重比和熱效率，現(xiàn)代航空燃?xì)鉁u輪發(fā)動(dòng)機(jī)需要不斷提高渦輪入口溫度，然而隨著入口溫度的不斷提高，葉片熱負(fù)荷增大，對(duì)葉片產(chǎn)生了極大危害。因此，為了保證葉片的安全運(yùn)行，采用先進(jìn)冷卻技術(shù)降低渦輪葉片溫度成為當(dāng)前發(fā)動(dòng)機(jī)研制的重點(diǎn)。

射流沖擊冷卻作為一種直接有效地增強(qiáng)局部換熱的方法，常被應(yīng)用到渦輪葉片內(nèi)部冷卻中，尤其是渦輪葉片的前緣區(qū)域。目前，已有很多學(xué)者研究了各射流沖擊參數(shù)(如射流雷諾數(shù)、沖擊間距、射流孔徑、射流孔形、射流孔距和靶面曲率等)對(duì)渦輪葉片前緣沖擊流動(dòng)和換熱的影響[1-5]。此外，還有學(xué)者提出了其他一些增強(qiáng)沖擊換熱的方法，如在沖擊靶面上布置各種肋結(jié)構(gòu)[6-8]，采用脈沖射流[9]及引入旋轉(zhuǎn)射流[10]等技術(shù)。

由于渦輪葉片中的射流沖擊冷卻常采用多排孔的射流結(jié)構(gòu)，因而下游的射流沖擊將受到上游壁面橫流的作用，使得射流向下游偏轉(zhuǎn)，射流穿透力減弱，進(jìn)而造成靶面換熱降低[11]。因此，要增強(qiáng)有橫流的射流沖擊換熱，關(guān)鍵是消弱橫流流速、增強(qiáng)射流的穿透力。近年來(lái)的一些研究表明，橫流邊界層的發(fā)展對(duì)橫流和射流動(dòng)態(tài)有很大影響[12 -13]，而縱向渦發(fā)生器可以改變邊界層的發(fā)展，因此可以考慮利用縱向渦發(fā)生器來(lái)增強(qiáng)射流沖擊換熱。

縱向渦發(fā)生器在換熱器研究中的應(yīng)用已有很多[14-16]，但在射流沖擊中應(yīng)用還較少，且大多數(shù)將其布置在靶面上(在弧形靶面上安置相對(duì)較難)。Wang等[17-18]研究發(fā)現(xiàn)，在射流孔前的上壁面布置一對(duì)縱向渦發(fā)生器可以顯著增強(qiáng)靶面沖擊換熱。但是，其僅對(duì)靶面為平面的模型進(jìn)行了研究，而實(shí)際渦輪葉片前緣的沖擊靶面是曲率很大的圓弧面。且研究?jī)H對(duì)比了高橫流雷諾數(shù)(40 000～64 000)的影響，而實(shí)際葉片前緣由于空間狹小，常采用單排孔的射流沖擊結(jié)構(gòu)，因而每個(gè)射流孔遇到的橫流是由上游壁面射流逐漸堆積形成的，其橫流雷諾數(shù)存在小于40 000的情形。

因此，在低橫流雷諾數(shù)下，有必要對(duì)射流腔內(nèi)布置縱向渦發(fā)生器后的影響進(jìn)行研究。筆者以沖擊靶面為弧面的模型為對(duì)象，研究了當(dāng)射流腔內(nèi)存在低橫流時(shí)，在射流孔前的上壁面布置一對(duì)三角形縱向渦發(fā)生器以后，射流沖擊冷卻流動(dòng)和換熱的變化。詳細(xì)分析了縱向渦發(fā)生器強(qiáng)化沖擊換熱的機(jī)理，并對(duì)比了縱向渦發(fā)生器各位置參數(shù)的影響。

1 研究對(duì)象及數(shù)值計(jì)算

1.1 研究對(duì)象

研究對(duì)象為等比例放大的某燃?xì)廨啓C(jī)第一級(jí)動(dòng)葉前緣所采用的射流沖擊冷卻結(jié)構(gòu)。為方便起見(jiàn)，僅考慮了單孔射流沖擊情形，具體模型見(jiàn)圖1。氣體由一個(gè)直徑為9 mm的圓管進(jìn)入，射流沖擊到靶面為圓弧形的腔體內(nèi)，然后從射流腔的右側(cè)流出。同時(shí)，在射流腔的左側(cè)也有氣體流入以制造所需的橫流。圖中以射流孔出口中心為坐標(biāo)原點(diǎn)，定義X為展向方向，Y為射流方向，Z為流向方向。以射流孔徑d為基準(zhǔn)，定義計(jì)算模型各部分尺寸如下：射流孔至靶面距離Y/d=5，靶面曲率D/d=3.6，射流管長(zhǎng)度L1/d=15，橫流入口至射流管中心線(xiàn)的距離L2/d=15，出口至射流管中心線(xiàn)的距離L3/d=24。

圖1 計(jì)算模型示意圖

為了削弱橫流的影響，在射流孔前的上壁面安置一對(duì)三角形的縱向渦發(fā)生器(VGP)，具體結(jié)構(gòu)尺寸及安放位置如圖2所示?？v向渦發(fā)生器的高度H=d，弦長(zhǎng)L=2d，兩縱向渦發(fā)生器間的距離S1范圍為0.5d～2.0d，縱向渦發(fā)生器與橫流方向的夾角α范圍為0°～60°，兩縱向渦發(fā)生器距射流孔中心線(xiàn)的距離S2范圍為2d～8d。

1.2 網(wǎng)格劃分

采用Ansys ICEM 14.5對(duì)計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用四邊形網(wǎng)格，并在近壁面處的邊界層內(nèi)布置15層棱柱層，使得各壁面的Y+均在1左右。為了保證計(jì)算精確，對(duì)局部區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格加密。其中，通道內(nèi)無(wú)VGP時(shí)的網(wǎng)格總數(shù)約為260萬(wàn)，而通道內(nèi)增加VGP后的網(wǎng)格總數(shù)約為556萬(wàn)。

1.3 邊界設(shè)置

采用CFX14.5進(jìn)行數(shù)值求解，具體邊界條件設(shè)置如下：在射流入口和橫流入口都給定質(zhì)量流量和總溫(316.5 K)入口，其中射流雷諾數(shù)保持為Rej=15 000，射流比(射流流速與橫流流速之比Uj/Uc)為5.1，因此橫流雷諾數(shù)為Rec=15 000；出口給定平均靜壓出口(101 325 Pa)。所有壁面均設(shè)為無(wú)滑移邊界條件，且給定壁溫(294.3 K)。湍流模型選用對(duì)沖擊換熱預(yù)測(cè)較好的SST模型，收斂標(biāo)準(zhǔn)設(shè)置為平均殘差小于10-5，同時(shí)監(jiān)測(cè)出口流量和沖擊通道內(nèi)某點(diǎn)的壓力和速度。

2 數(shù)值驗(yàn)證

在射流沖擊換熱研究中，常引入無(wú)量綱參數(shù)努塞爾數(shù)Nu來(lái)表示換熱強(qiáng)弱，其定義式如下：

(1)

式中：h為傳熱系數(shù)；q為壁面熱流密度；Tw為壁面溫度；Tjet為射流入口溫度；λ為熱導(dǎo)率。

為了驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算的可靠性，搭建了應(yīng)用瞬態(tài)液晶測(cè)試的實(shí)驗(yàn)裝置(見(jiàn)圖3)，并將計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。圖4給出了無(wú)VGP時(shí)，數(shù)值計(jì)算的靶面上沿展向面積加權(quán)平均努塞爾數(shù)Nusp與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比圖。從圖4可以看出，除了下游區(qū)域外(其實(shí)重點(diǎn)關(guān)心的區(qū)域是滯止區(qū)3≤Z/d≤4)，整體預(yù)測(cè)的Nusp分布趨勢(shì)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。由于實(shí)驗(yàn)中存在側(cè)邊導(dǎo)熱問(wèn)題，數(shù)值計(jì)算結(jié)果比實(shí)驗(yàn)結(jié)果偏大，但是滯止區(qū)的最大相對(duì)誤差不超過(guò)10%。因此，可采用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)方法對(duì)后續(xù)腔體內(nèi)增加VGP的情況進(jìn)行數(shù)值研究。

圖3 實(shí)驗(yàn)裝置示意圖

圖4 無(wú)VGP時(shí)數(shù)值計(jì)算的Nusp與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

Fig.4 Comparison ofNuspbetween calculated results and experimental data without VGP

3 計(jì)算結(jié)果與分析

為了研究縱向渦發(fā)生器的安放位置對(duì)靶面換熱的影響，在選取的3個(gè)參數(shù)(α、S1和S2)范圍內(nèi)共設(shè)計(jì)了10種算例，具體見(jiàn)表1。其中，算例1為無(wú)VGP的情形，其作為基礎(chǔ)算例用于對(duì)比分析。

表1 數(shù)值計(jì)算算例

3.1 VGP對(duì)射流腔內(nèi)流動(dòng)和換熱的影響

首先研究VGP對(duì)射流腔內(nèi)流動(dòng)和換熱的影響，圖5為算例1和算例2計(jì)算得到的靶面上Nu分布圖，其對(duì)比范圍為-1.8≤X/d≤1.8，0≤Z/d≤12。值得注意的是，為便于對(duì)比研究，實(shí)際的弧形靶面已通過(guò)弧長(zhǎng)變換為平面了。

(a) 算例1(b) 算例2

圖5 射流腔內(nèi)有無(wú)VGP時(shí)靶面上Nu分布對(duì)比

Fig.5 Distribution of local Nusselt number on the target surface with and without VGP

從圖5可以看出，由于橫流的推移作用，射流沖擊滯止區(qū)往下游偏移。當(dāng)射流腔體內(nèi)增加一對(duì)三角形VGP后，沖擊滯止區(qū)往上游移動(dòng)，靶面上換熱極值顯著增大。另外還可以發(fā)現(xiàn)，高換熱區(qū)域(Nu>70)也隨之?dāng)U大，靶面整體換熱性能顯著增強(qiáng)。

為了定量分析射流腔內(nèi)增加VGP對(duì)靶面換熱的影響，圖6給出了靶面上展向面積加權(quán)平均努塞爾數(shù)Nusp沿流向的分布情況。從圖6可以看出，當(dāng)射流腔內(nèi)安置三角形VGP后，靶面上Nusp的極值顯著增大，由64.1增加到97.3(增加了51.8%)；沖擊滯止點(diǎn)也由Z/d=3.4往上游移動(dòng)到Z/d=2.6。此外，高換熱區(qū)域變得更為寬廣，在0≤Z/d≤9采用VGP后獲得的Nusp都比無(wú)VGP時(shí)的Nusp大。

圖6 Nusp沿流向的分布圖

為了探討VGP增強(qiáng)沖擊換熱的機(jī)理，需要對(duì)射流腔內(nèi)的流場(chǎng)進(jìn)行細(xì)致分析。圖7為射流腔內(nèi)2個(gè)垂直流向截面上(Z/d=-1和Z/d=0)的速度云圖和矢量圖，其中Z/d=0為過(guò)射流孔中心線(xiàn)的截面，Z/d=-1為距射流孔中心線(xiàn)d的上游位置(位于射流孔與VGP之間)。

(a) Z/d=-1截面

(b) Z/d=0截面

Fig.7 Vectors and contours of velocity on different sections of jet cavity in case 1 and case 2

從圖7(a)可以看出，當(dāng)射流腔內(nèi)的橫流經(jīng)過(guò)一對(duì)縱向渦發(fā)生器后，會(huì)在尾部形成一對(duì)反向旋轉(zhuǎn)的渦對(duì)，此渦對(duì)使得橫流邊界增厚，從而減小了射流孔前的橫流流速，削弱了橫流對(duì)射流的影響。當(dāng)這對(duì)反向旋轉(zhuǎn)的渦對(duì)繼續(xù)向下游運(yùn)動(dòng)時(shí)，又會(huì)與射流發(fā)生摻混，由于旋轉(zhuǎn)渦對(duì)的方向與射流方向一致，因而會(huì)造成射流動(dòng)量增加。從圖7(b)可以看出，當(dāng)射流腔內(nèi)增加一對(duì)縱向渦發(fā)生器后，射流流速增大，射流高速區(qū)擴(kuò)大，穿透力增強(qiáng)。這些變化都將增強(qiáng)靶面換熱。

由于靶面上沖擊換熱與近壁面處的流動(dòng)有很大關(guān)系，因而圖8給出了近靶面位置(Y/d=4.5)垂直射流截面上的Y方向速度分布圖。從圖8可以看出，當(dāng)射流腔內(nèi)增加VGP后，此截面上的Y方向速度增大，射流高速區(qū)(>4 m/s)的范圍也隨之?dāng)U大。由于此截面上的高速區(qū)與靶面上的沖擊區(qū)相對(duì)應(yīng)，因而可以推斷靶面上滯止區(qū)換熱將增強(qiáng)。此外，VGP的存在抑制了橫流的推移作用，沖擊區(qū)往下游的偏移量減小。從圖8可以明顯看出，無(wú)VGP時(shí)，射流高速區(qū)位于Z/d=2.6左右；而當(dāng)增加VGP后，射流高速區(qū)位于Z/d=2.1左右。

(a) 算例1(b) 算例2

圖8Y/d=4.5截面上的Y方向速度云圖(算例1和算例2)

Fig.8Y-component velocity contours on theY/d=4.5 section in case 1 and case 2

眾所周知，湍動(dòng)能與對(duì)流換熱的強(qiáng)弱有很大關(guān)系，因此對(duì)射流腔內(nèi)的湍動(dòng)能進(jìn)行分析。圖9給出了射流腔內(nèi)不同X/d截面上的湍動(dòng)能分布情況，同時(shí)也展示了近壁面處的馬蹄渦結(jié)構(gòu)(橫流與射流相互作用產(chǎn)生的)。從圖9可以看出，當(dāng)射流腔上壁面安置一對(duì)VGP后，由于射流動(dòng)量增加，在近壁面處形成了更強(qiáng)的馬蹄渦，從而造成近壁面的湍動(dòng)能增大，靶面換熱也隨之增強(qiáng)。另外，由于VGP產(chǎn)生的反向旋轉(zhuǎn)渦對(duì)與射流的相互作用，射流腔內(nèi)的湍動(dòng)能也明顯增大，可以發(fā)現(xiàn)射流腔內(nèi)湍動(dòng)能極值已達(dá)到20 J/kg以上，遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于無(wú)VGP時(shí)約8 J/kg的情況。

因此，在射流腔內(nèi)布置一對(duì)三角形VGP能強(qiáng)化沖擊換熱的主要因素有：(1)射流腔內(nèi)加入一對(duì)縱向渦發(fā)生器后使得射流孔前橫流流速減小，減小了橫流對(duì)射流的推移作用，從而增強(qiáng)了射流穿透力；(2)縱向渦發(fā)生器產(chǎn)生的反向旋轉(zhuǎn)渦對(duì)的方向與射流方向一致，這也會(huì)增加射流動(dòng)能；(3)射流穿透力增強(qiáng)，使得近靶面的馬蹄渦增強(qiáng)，從而增大了近靶面處的湍動(dòng)能。

(a)算例1

(b)算例2

Fig.9 Distribution of turbulent kinetic energy on differentX/dsections in case 1 and case 2

3.2 不同α對(duì)沖擊換熱的影響

圖10為當(dāng)VGP的其他參數(shù)保持不變時(shí)，不同α下獲得的Nusp沿流向的分布圖。從圖10可以看出，射流腔內(nèi)安置VGP后，靶面換熱顯著增強(qiáng)。不同α下獲得的Nusp分布較一致，數(shù)值上差別較小。隨著α的減小，滯止區(qū)的Nusp逐漸增大，但增幅卻逐漸降低。但在下游卻發(fā)現(xiàn)，α=45°時(shí)獲得了更高的Nusp。這說(shuō)明VGP對(duì)沖擊換熱的影響與其產(chǎn)生的反向旋轉(zhuǎn)渦對(duì)關(guān)系不是很大。反向旋轉(zhuǎn)渦對(duì)的強(qiáng)弱主要影響下游換熱，而滯止區(qū)換熱的增強(qiáng)主要是由于VGP的存在減小了射流孔前橫流流速，使得射流穿透力增強(qiáng)，從而提高了近靶面處的射流流速和湍動(dòng)能。

3.3 不同S1對(duì)沖擊換熱的影響

圖11為不同S1下靶面上Nusp沿流向的分布圖，S1的變化范圍為0.5d～2.0d。從圖11可以看出，S1對(duì)靶面Nusp的影響不大。當(dāng)S1從0.5d增加到1.2d時(shí), 滯止區(qū)的Nusp從89.9增加到97.5，而當(dāng)S1繼續(xù)增大到2d后，滯止區(qū)的Nusp又降到93.3。這是因?yàn)楫?dāng)S1=2d時(shí)，過(guò)大的縱向渦發(fā)生器間距使得更多的橫流進(jìn)入兩縱向渦發(fā)生器之間，從而增加了射流孔前的橫流流速，使得靶面滯止區(qū)的換熱降低；而當(dāng)S1=0.5d時(shí),VGP產(chǎn)生的兩渦相靠近，產(chǎn)生的渦對(duì)會(huì)進(jìn)入射流內(nèi)部而起到阻礙射流的作用，從而降低靶面滯止區(qū)的換熱。

圖10 不同α下靶面上Nusp沿流向的分布

Fig.10 Distribution ofNuspalong the streamwise direction for differentα

圖11 不同S1下靶面上Nusp沿流向的分布

Fig.11 Distribution ofNuspalong the streamwise direction for differentS1

3.4 不同S2對(duì)沖擊換熱的影響

圖12給出了不同S2下靶面上Nusp沿流向的分布情況，S2的變化范圍為2d～8d。從圖12可以看出，S2對(duì)靶面Nusp的影響也不顯著。當(dāng)S2過(guò)小時(shí)，從兩縱向渦發(fā)生器間流出的橫流會(huì)對(duì)射流產(chǎn)生削弱作用而降低靶面換熱。另一方面，隨著S2的增大，由于產(chǎn)生的縱向渦對(duì)沿流向逐漸衰減，靶面上換熱又會(huì)逐漸降低。因此，當(dāng)S2=6d時(shí)，靶面滯止區(qū)獲得了最好的沖擊換熱。此外，受縱向渦對(duì)逐漸衰減的作用，隨著S2的增大，上游的Nusp逐漸增大，而下游的Nusp卻逐漸減小。

圖12 不同S2下靶面上Nusp沿流向的分布

Fig.12 Distribution ofNuspalong the streamwise direction for differentS2

4 結(jié) 論

(1)在射流孔前的上壁面安置一對(duì)三角形VGP，能夠降低射流孔前橫流流速，增強(qiáng)射流穿透力，從而增加近靶面處的射流速度和湍動(dòng)能，進(jìn)而強(qiáng)化靶面換熱，且使得射流沖擊的滯止區(qū)往上游移動(dòng)。

(2)在低橫流雷諾數(shù)下，三角形VGP的各位置參數(shù)對(duì)靶面換熱的影響較小。這說(shuō)明三角形VGP能增強(qiáng)沖擊換熱主要是因?yàn)閂GP的存在減小了射流孔前橫流流速，提高了射流動(dòng)能，而與VGP產(chǎn)生渦對(duì)的關(guān)系不大，這不同于Wang等在高橫流雷諾下平靶面上獲得的結(jié)論。

(3)由于采用的三角形VGP結(jié)構(gòu)尺寸較小，使得射流腔內(nèi)的流動(dòng)損失增加不大，且射流腔的上壁面為平面便于安放，因而本文研究在強(qiáng)化葉片前緣的射流沖擊冷卻中具有很好的實(shí)用價(jià)值。