球凹平板沖擊冷卻性能的數值研究及結構改進

張峰,王新軍,李軍

(西安交通大學能源與動力工程學院,710049,西安)

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球凹平板沖擊冷卻性能的數值研究及結構改進

張峰,王新軍,李軍

(西安交通大學能源與動力工程學院,710049,西安)

采用SST湍流模型數值研究了球凹平板沖擊冷卻的流動與換熱特性,分析了4種球凹布置形式對帶有最大橫向流的沖擊冷卻性能的影響,提出了球凹布置的改進結構。研究表明:球凹結構對氣流壓力損失的影響很小,展向偏移布置和叉排布置的球凹能夠增大通道對稱面和下游的湍動能,順排布置和流向偏移布置的球凹使通道中心處的湍動能降低;展向偏移布置和叉排布置的球凹平板換熱效果最好,其次是平板,然后是順排布置的球凹平板,流向偏移布置的球凹平板換熱效果最差;在通道上游,展向偏移布置的球凹表面換熱效果優于叉排布置,而通道下游的趨勢正好相反。綜合展向偏移布置和叉排布置的球凹表面換熱優點,布置新的球凹排列方式,改進布置的球凹表面換熱效果與預期的效果相吻合;通道底面的換熱效果基本不受球凹沿對稱面的布置位置的影響。

沖擊冷卻;球凹平板;強化換熱;數值計算

射流沖擊能使氣流邊界層變薄,并在沖擊靶面處產生強烈的擾動,是強化局部傳熱傳質最有效的方法之一。沖擊冷卻在工業上應用廣泛,如高溫金屬的沖擊冷卻、電子芯片的微尺度沖擊冷卻等[1]。先進燃氣輪機的燃氣溫度很高,在燃燒室的壁面以及透平葉片前緣也采用沖擊冷卻方式。

國內外許多學者對沖擊冷卻開展了大量研究。Xing等實驗和數值研究了平板和帶微型肋平板在不同橫向流形式下的局部和平均換熱性能,結果表明,通道高度越小兩種平板的換熱效果越好,最小橫向流時,布置微型肋平板的換熱性能最好[2-3]。Miller等研究了沖擊孔直徑變化和擾流肋對沖擊冷卻性能的影響,表明沖擊孔直徑沿流向變化能夠改變沖擊冷卻的換熱性能,布置在壁面的擾流肋能夠強化通道下游的換熱性能[4]。Kanokjaruvijit等研究了不同橫向流形式和球凹幾何結構對球凹平板沖擊冷卻性能的影響,發現相同接觸面積下半圓形球凹結構和橢圓形球凹結構的換熱性能非常接近[5-6]。Xing等實驗研究了通道高度和橫向流結構對布置球凹平板沖擊換熱的影響,結果表明,通道高度越小,平板和球凹平板的換熱效果越好,在最小通道高度時,球凹平板在最大和最小橫向流工況下的換熱性能均優于平板[7]。張靖周等數值和實驗研究了帶有橫向流的陣列射流在不同的沖擊孔排列形式、通道高度和橫向流/射流質量流量比下的流動與換熱性能[8]。劉釗等對葉片前緣圓弧靶面的沖擊冷卻流動與換熱性能進行了數值研究[9]。

目前,對球凹平板沖擊冷卻的研究主要集中于球凹的幾何結構和橫向流形式,但對球凹布置形式的研究較少。本文采用ANSYS-CFX軟件數值研究了球凹布置形式對平板沖擊冷卻流動與換熱特性的影響。

1 計算模型和數值方法

1.1 計算模型

以Xing的實驗結構[2]為原型,沖擊孔為9×9的順排布置,橫向流為單方向出口的最大橫向流。為減少計算量,取實驗模型的1/9為計算對象,坐標原點在端壁面中心處,如圖1a所示。沖擊孔直徑Dj為10 mm,沖擊孔間距與直徑之比X/Dj=Y/Dj=5,沖擊通道高度與沖擊孔直徑之比H/Dj=3。相對于沖擊孔的位置,4種球凹排列形式如圖1b所示,其中第2種排列形式與Xing的實驗方案[7]相同。球凹直徑與沖擊孔直徑之比Dd/Dj=1.8,球凹深度與球凹直徑之比td/Dd=0.15,球凹間距與沖擊孔直徑之比Xd/Dj=Yd/Dj=5。

(a)計算模型三維幾何結構示意圖

(b)球凹結構的排列方案圖1 計算模型示意圖

計算區域采用商用軟件ICEM劃分結構化網格,沖擊孔和球窩表面采用O型網格,其他區域采用H型網格,沖擊孔、球窩和流動壁面進行局部網格加密。計算區域的整體和局部網格如圖2所示。

圖2 計算模型網格示意圖

1.2 參數定義

進口雷諾數定義為

Re=ρwDj/μ

(1)

式中:ρ為氣流密度;w為進口速度;Dj為沖擊孔直徑;μ為動力黏性系數。

局部努賽爾數定義為

Nu=qDj/((Tw-Tj)λ)

(2)

式中:q為熱交換壁面的熱通量;Tw為熱交換壁面的溫度;Tj為氣流進口溫度;λ為氣流熱導率。

沖擊靶面的映射表面(熱交換壁面向沖擊靶面映射得到的表面)平均努賽爾數定義為

Nua=QDj/((Tw-Tj)λA)

(3)

式中:Q為熱交換壁面的總換熱量;A為映射表面積。

沖擊靶面的浸潤表面(即熱交換壁面的總面積)平均努賽爾數定義為

Nua,w=QDj/((Tw-Tj)λAw)

(4)

式中:Aw為浸潤表面積。

壓力損失系數定義為

f=2Δp/(ρw2)

(5)

1.3 數值方法及驗證

采用商用軟件ANSYS-CFX12.1數值求解球凹平板沖擊冷卻的三維定常黏性雷諾時均N-S方程,并進行了網格無關性和湍流模型的驗證。

圖3為不同網格數下第1個沖擊孔出口中心線上的軸向速度分布,表1給出了靶面平均努賽爾數,可以看出,當網格數大于160萬時,計算結果基本不再發生變化。因此,后續對平板沖擊冷卻的計算均采用160萬網格數;球凹平板的整體網格節點分布與平板(160萬網格)相同,球凹附近進行網格加密,對球凹平板沖擊冷卻的計算,采用網格數為350萬左右。

圖3 網格無關性驗證

表1 不同網格數下的靶面平均努賽爾數

圖4是4種湍流模型下計算得到的靶面平均努賽爾數與Xing的平板沖擊冷卻實驗結果[2]對比曲線,其中的SST湍流模型的預測結果與實驗數據吻合最好。圖5是采用SST湍流模型計算得到的沿中心線的局部努賽爾數分布,說明SST湍流模型可以比較精確地對局部換熱情況進行預測。

圖4 湍流模型預測的平均努賽爾數與實驗值對比

圖5 中心線沿程努賽爾數計算值與實驗值對比(Re=35 000)

1.4 邊界條件

計算的邊界條件與Xing的實驗條件[2]相同。進口給定Tj、w,速度由以沖擊孔直徑為特征長度的進口雷諾數確定(Re=15 000,25 000,35 000)。沖擊靶面和球凹表面的溫度Tw比Tj高30°,其余壁面為絕熱壁面,所有壁面都為無滑移邊界條件。左右壁面為對稱面,出口為壓力出口,氣壓為標準大氣壓。

2 計算結果與分析

2.1 流動特性分析

平板沖擊冷卻是基本的沖擊冷卻形式,在本文中作為與球凹平板沖擊冷卻性能對比的參照。圖6為沖擊腔室x-z截面處的流線圖與相對壓力分布云圖。可以看出,前4個沖擊孔的沖擊射流豎直沖擊到靶面上,靠近出口的沖擊射流受到的橫向流作用增強,射流往下游偏移明顯。比較平板和4種球凹平板的沖擊射流流線圖,可以發現,球凹引起的二次流改變了腔室內的窩結構。圖7為平板及4種球凹平板的壓力損失系數隨雷諾數的變化。從圖6、7可以看出,4種球凹平板的壓力分布和損失系數的變化與平板基本相同。

圖8為y-z截面上的流線圖和歸一化湍動能分布云圖,此處采用通道出口平均速度的平方u2對湍動能進行歸一化處理。對于平板沖擊冷卻,射流沖擊到靶面后,由滯止點沿徑向擴散,在對稱面處相遇形成上升流,同時沖擊通道中出現一個大尺寸的渦,且在兩個對稱上升流相遇處產生非常小的反向旋轉的二次渦對,Cho在實驗中也發現了此現象[10]。因此,在兩上升流相遇處出現一個低速區,湍動能較低。4種布置形式下的球凹對橫向流及靶面上的徑向擴散流的擾動作用存在明顯的差別。

x/Dj=2.5截面位于沖擊通道上游,橫向流影響非常小。展向偏移布置的球凹位于展向相鄰的沖擊孔中間,對相遇處的氣流有較強的擾動作用,使得二次渦對膨脹,湍動能增強。順排布置的球凹位于沖擊射流的滯止點處,射流沖擊到球凹內部,彎曲的球凹結構抑制了射流的徑向擴散,使對稱面處的湍動能降低。叉排布置和流向偏移布置的球凹分別位于展向偏移布置和順排布置的球凹下游(x/Dj=5截面處),兩種球凹布置形式在x/Dj=2.5截面上的流動情況與平板相似。

x/Dj=35截面位于沖擊通道下游,橫向流較大,迫使x/Dj=32.5處的沖擊射流向下游x/Dj=35截面處偏移,如圖6所示,沖擊射流與橫向流的相互擾動使截面中心處的湍動能增大。對稱面附近的湍動能受橫向流和壁面徑向射流的影響,叉排布置的球凹加強了對稱面處氣流的擾動,使湍動能增大。展向偏移布置的球凹位于x/Dj=35截面的上游,離沖擊位置的距離比叉排布置的球凹遠,徑向射流克服橫向流向上游流動使球凹附近氣流流速較小,球凹對氣流的擾動較小,對稱面處的湍動能較小。流向偏移布置的球凹位于截面中間位置,沖擊射流沖破橫向流后到達球凹處,球凹加強了沖擊射流和橫向流之間的擾動,使湍動能增大。順排布置的球凹位于流向偏移布置球凹的上游,阻礙了橫向流與沖擊射流之間的擾動,湍動能較小。

圖6 x-z截面處的流線圖和相對壓力分布云圖 (Re=35 000)

圖7 壓力損失系數隨雷諾數的變化

(a)x/Dj=2.5,Re=35 000

(b)x/Dj=35,Re=35 000圖8 y-z截面處的流線圖和歸一化湍動能分布云圖

圖9為距沖擊靶面0.5 mm截面上的歸一化湍動能分布云圖。可以看出,上游沖擊滯止點處的湍動能較低,因為上游的橫向流作用很小,滯止點處的射流受到的擾動很小,下游橫向流增大,加強了與沖擊射流的擾動,湍動能增大。展向偏移布置與叉排布置的球凹使對稱面處的湍動能增大,且展向偏移布置球凹在上游的湍動能強化效果明顯,叉排布置球凹在下游的湍動能強化效果更好,與圖8的現象和描述相吻合。兩種球凹布置對氣流的擾流作用使得通道下游中間位置的湍動能增大,因此展向偏移布置和叉排布置的球凹平板整體湍動能大于平板。順排布置和流向偏移布置的球凹抑制了壁面徑向流的擴散,使湍動能降低,與圖8相吻合,整體湍動能比平板小。

圖9 距沖擊靶面0.5 mm處截面上的歸一化湍動能分布云圖(Re=35 000)

2.2 換熱特性分析

圖10、11分別給出了平板和4種球凹平板的映射表面平均努賽爾數和浸潤表面平均努賽爾數隨雷諾數的變化,可以看出,隨雷諾數的增大,平均努賽爾數增大。展向偏移布置和叉排布置的球凹平板映射表面平均努賽爾數最大,其次是平板,順排布置與流向偏移布置的球凹平板映射表面平均努賽爾數比平板小,且流向偏移布置的換熱效果最差。由圖8、9可知,順排布置和流向偏移布置時,對稱面處的湍動能較小,且球凹結構抑制了壁面徑向流的擴散,使中心處的湍動能減小,整體的換熱效果變差。展向偏移布置和叉排布置的球凹平板在通道下游的湍動能大于平板,增大了下游靶面的努賽爾數,且兩球凹結構對對稱面處的氣流有較強的擾動作用,強化了對稱面處的換熱效果,使平均努賽爾數增大。

比較圖10與圖11可以看出,4種球凹平板的浸潤表面平均努賽爾數與映射表面平均努賽爾數基本相同,由球凹結構所帶來的表面積增大對換熱效果的影響非常有限,4種球凹布置主要通過改變徑向流和橫向流的流動情況來影響靶面的換熱效果。

圖10 映射表面平均努賽爾數隨雷諾數的變化

圖11 浸潤表面平均努賽爾數隨雷諾數的變化

圖12為平板和4種球凹平板在不同雷諾數下換熱量的對比。可以看出,隨著雷諾數的增大換熱量增大,展向偏移布置與叉排布置的球凹平板換熱量最大,且兩者的換熱量基本相同,其次是平板,然后是順排布置的球凹平板,流向偏移布置的球凹平板換熱量最小。球凹表面積相對端壁表面積較小,且流動分離使球凹表面的換熱效果較差,因此4種布置形式下的球凹表面換熱量與端壁面的換熱量相比非常小。

圖12 平板和4種球凹布置形式的換熱量的對比

圖13為平板和4種球凹平板的靶面努賽爾數分布云圖。可以看出,沖擊射流滯止點處的努賽爾數最大,隨著壁面徑向流的擴散,努賽爾數顯著降低,兩相鄰射流相遇處(如對稱面等)的換熱效果最差。沖擊區域的努賽爾數沿流向先增大后減小,這是因為上游區域的橫向流較弱,對沖擊射流的影響很小,與沖擊射流的摻混加強了壁面附近氣流的擾動,使換熱強化;下游區域的橫向流增強,對沖擊射流有較強的吹掃作用,使射流難以直接到達壁面,減小了沖擊射流在壁面的覆蓋區域,使換熱惡化。

由2.1節的流動分析可知,展向偏移布置與叉排布置的球凹對對稱面處的氣流有較強的擾動作用,強化了對稱面處的換熱。由圖13可以看出,在通道上游,展向偏移布置的球凹表面換熱效果優于叉排布置,而下游趨勢正好相反。這是因為在通道上游,沖擊射流受橫向流的影響較小,射流能夠豎直沖擊到靶面上,使得滯止點離展向偏移布置的球凹較近,氣流沿展向流向球凹,速度較大,強化換熱效果明顯;此時叉排布置的球凹離沖擊滯止點較遠,且位于展向和流向兩對相鄰射流相遇處,氣流速度很小,強化換熱效果較差;在通道下游,橫向流增強,迫使沖擊射流向出口偏移,使得展向偏移布置的球凹處在展向和流向兩對相鄰射流的相遇處,且處于沖擊滯止點上游,流向球凹的橫向流和徑向流方向相反,流動減弱,強化換熱效果較差,叉排布置的球凹與滯止點距離較近,橫向流沿流向流動,徑向流沿展向流向球凹,強化換熱效果較好。在通道下游,橫向流速度增大,兩種球凹布置對橫向流的擾動較大,增大了通道下游的湍動能,減輕了橫向流吹掃沖擊射流帶來的換熱惡化,改善了通道下游的換熱性能。順排布置和流向偏移布置的球凹抑制了沖擊射流在靶面上的徑向擴散,使得換熱效果變差。

圖13 平板和4種球凹布置的努賽爾數分布云圖 (Re=35 000)

2.3 改進布置的球凹平板換熱性能

由2.2節可知,在上游區域,展向偏移布置的球凹表面換熱效果優于叉排布置,而下游區域,叉排布置的球凹表面換熱性能更好。因此,綜合展向偏移布置和叉排布置的球凹表面換熱優點,布置一種新的球凹布置形式(改進布置),使上游的4個球凹位置與展向偏移布置的球凹相同,下游與叉排布置相同,如圖14所示。

圖14 球凹5的排列方案示意圖

圖15 球凹5布置形式的努賽爾數分布云圖 (Re=35 000)

圖15為改進布置的球凹平板努賽爾數分布云圖,與圖13比較可以看出,改進布置的球凹表面熱效果在通道上游優于叉排布置,在通道下游優于展向偏移布置,與預期的效果相吻合。圖16為3種球凹布置形式的球凹表面和底面平均努賽爾數對比。可以看出,改進布置的球凹表面平均努賽爾數大于展向偏移布置和叉排布置,3種球凹布置形式的底面平均努賽爾數基本相同,即通道底面的換熱效果基本不受球凹沿對稱面的布置位置的影響。

圖16 3種球凹布置形式的球凹表面和底面平均努賽爾數

3 結 論

本文數值研究了球凹布置形式對球凹平板沖擊冷卻性能的影響,分析了4種球凹布置形式的流動與換熱特性,并對球凹布置進行了改進,結論如下。

(1)球凹結構對氣流壓力損失的影響較小,展向偏移布置和叉排布置的球凹能夠增大通道對稱面和下游的湍動能,順排布置和流向偏移布置的球凹使通道中心處的湍動能降低。

(2)展向偏移布置和叉排布置的球凹平板換熱效果最好,其次是平板,然后是順排布置的球凹平板,流向偏移布置的球凹平板換熱效果最差。在通道上游,展向偏移布置的球凹表面換熱效果優于叉排布置,而通道下游的趨勢正好相反。

(3)綜合展向偏移布置和叉排布置的球凹表面換熱優點,布置了新的球凹排列方式(改進布置)。改進布置的球凹表面平均努賽爾數大于展向偏移布置和叉排布置,在上游的換熱效果優于叉排布置,下游的換熱效果優于展向偏移布置,與預期的效果相吻合。通道底面的換熱效果基本不受球凹沿對稱面的布置位置的影響。

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(編輯 趙煒 苗凌)

Numerical Investigation on the Impingement Cooling Performance and Structural Improvement of Dimpled Plates

ZHANG Feng,WANG Xinjun,LI Jun

(School of Energy and Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

The flow and heat transfer characteristics of impingement cooling on dimpled plates were numerically investigated using SST turbulence model. The effect of four types of dimple arrangements on the impingement cooling performance with maximum crossflow was analyzed and the structural improvement of dimple plates was performed. The results show that the effect of dimple structure on the pressure loss is small. The turbulent kinetic energy acting on the symmetry wall and downstream of channel can be enhanced by the span-wise shifted arrangement and staggered arrangement; while for in-line arrangement and stream-wise shifted arrangement, the turbulent kinetic energy acting on the channel center is reduced. The heat transfer performance for the span-wise shifted arrangement and staggered arrangement is the best, then followed by flat plate, in-line arrangement and stream-wise shifted arrangement. In the upstream of channel, the Nusselt number on the dimpled surface for span-wise shifted arrangement is larger than that for staggered arrangement, while the trend is reversed in the downstream of channel. Considering the heat transfer enhancement on dimpled surface for span-wise shifted arrangement and staggered arrangement, a new dimple arrangement is performed, and the heat transfer performance of dimpled surface for improved arrangement can achieve the desired results. The heat transfer performance on the channel’s bottom wall is not significantly dependent on the dimple arrangement along the symmetrical plane.

impingement cooling; dimpled plate; heat transfer enhancement; numerical calculation

2015-05-30。 作者簡介:張峰(1993—),男,博士生;王新軍(通信作者),男,副教授。

時間:2015-11-04

網絡出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20151104.2223.008.html

10.7652/xjtuxb201601019

TK263

A

0253-987X(2016)01-0124-07