肋片結構的沖擊強化換熱特性研究

曾文明，譚曉茗，單 勇

(南京航空航天大學 能源與動力學院 江蘇省航空動力系統重點實驗室， 南京 210016)

射流沖擊由于沖擊流程短且被冷卻表面流動邊界層薄，是一種極其有效的強化局部傳熱或傳質的方法[1-3]，在航空航天、機械加工、電子器件冷卻等方面應用廣泛[4-6]，也取得了豐富的研究成果。Farhana等[7]對二維湍流雙斜縫射流進行研究，表明射流孔小于90°時，Nu由沖擊面處向周圍逐漸減小和平均Nu能更好地反映雷諾數大小，而沖擊角度對沖擊靶板間距反應不靈敏。關濤等[8]研究了射流孔交錯偏置排布下的楔形凹腔表面對流換熱，結果表明：射流交錯孔偏置排布使得沖擊駐點區對流換熱增強，射流孔交錯偏距比宜選著在1倍射流孔直徑左右。Chaudhari等[9-10]研究了孔板參數對沖擊換熱的影響，發現孔板厚度與孔徑是腔內對流換熱的重要影響參數。

對于高性能燃氣輪機高熱負荷部件的冷卻來說，單一射流沖擊的冷卻方式由于冷卻能力的限制已難以滿足需求，“沖擊-肋片”的復合冷卻具有結構簡單、加工方便等優點，已成為燃氣輪機渦輪葉片內部通道冷卻的主要方式。

國內外研究人員對“沖擊-肋片”復合式的強化換熱開展了相關研究。Qiu等[11]對帶肋結構的射流沖擊換熱特性進行研究，結果表明：帶肋靶面射流沖擊換熱性能明顯高于單一射流沖擊。徐亞威等[12]對肋化平板射流沖擊換熱特性進行了實驗研究，結果表明：間斷肋片形式比連續的肋片形式有更好的強化換熱效果，且沖擊間距為射流孔徑2倍時換熱效果較好。Tan等[13]對半封閉通道內肋壁面射流沖擊換熱進行了實驗研究，結果表明：肋壁區對流換熱提高了30%，倒V形肋更有利于對流換熱。譚蕾等[14]對半封閉肋化通道單排孔射流沖擊進行研究，結果表明：沖擊間距對肋化部分換熱影響較大，V型肋化通道可獲得最佳換熱效果。Li等[15]對在射流孔傾斜陣列排布時低沖擊間距進行了實驗研究，結果表明：在低沖擊間距下Nu沿流動方向逐漸減小且傾斜射流沖擊Nu與常規射流沖擊Nu相似。

本文基于某型渦輪導向葉片弦中心區冷卻，構建“沖擊-肋片”復合冷卻模式。考慮到渦輪葉片弦中心區弧度較小，故簡化成平直通道進行研究，主要分析沖擊射流與肋片的相對排布、射流沖擊雷諾數(Re)、肋片結構等參數對渦輪葉片表面對流換熱的影響。

1 物理模型和計算方法

1.1 物理模型

本文以“沖擊-肋片”的肋化通道作為研究對象，其結構如圖1所示，由射流孔和帶肋的沖擊靶板組成。冷卻氣體從射流板上不同布置圓孔噴出后沖擊到靶板表面，并經兩側排出。射流孔徑通道高H=4 mm、y方向每單元周期寬W/H=4以及L/H=16；沖擊孔直徑d=2 mm，孔橫向間距比P/d分別取2、2.65、4，排布方式如圖2所示，其中沖擊孔錯排時在保證射流沖擊孔開孔率不變，同時改變p和s為長菱形和正菱形。通道內的肋片等距排布，肋片形狀分別是方形肋、梯形肋和三角肋(h為肋高，e為肋寬，h=e=1 mm)，肋間距P1/h=8。

圖1 沖擊-肋片復合冷卻示意圖

圖2 孔排結構示意圖

鑒于物理模型的周期性結構特征，計算域在y向的兩個端壁可以處理為周期性邊界，在計算過程中，相應的邊界條件和物性參數選著如下：

進口邊界條件：給定射流管進口的進口質量流量，所對應的射流雷諾數(Re)分別為6 000、14 000、22 000和30 000；湍流度設定為5%且水力直徑為射流孔孔徑d；氣流溫度為300 K。

出口邊界條件：設定出口為壓力出口，出口大氣壓為101 325 Pa。

沖擊靶板和肋邊界條件：采用無滑移壁面邊界條件，壁面和肋設定為恒定熱流，熱流密度為5 000 W/m2。

1.2 計算方法

采用ICEM對計算模型進行網格劃分。圖3所示為肋和射流孔網格劃分。為了準確模擬射流沖擊，在射流孔、肋壁面處采用附面層局部加密使得y+<5。為了驗證網格的獨立性，本文設計了4套網格，網格數分別為120萬、160萬、200萬和240萬，其差異主要是射流孔網格加密區及壁面和肋片近壁區加密所致。網格實驗結果表明：當網格數為200萬時，射流孔處溫度、速度以及靶面、肋片的溫度和換熱系數分別不再隨著網格量的增加而變化。

圖3 肋和射流孔網格劃分

利用Fluent軟件，采用剪切應力輸運SSTk-ω湍流模型，壓力場求解采用SIMPLEC算法進行壓力-速度耦合求解，離散方程均采用二階迎風差分格式進行計算，收斂精度為10-5，殘差趨勢趨于平直且監測面的溫度變化不大。

1.3 模型驗證

湍流模型驗證取自文獻[6]，射流雷諾數Re=10 000，H/d=2.0，L/d=41.7，W/d=10.42，射流孔直徑d=6 mm。得到x方向上壁面Nu的分布，Nu的計算式為

(2)

式中Dh、Tw、Tin分別是入口的水力直徑、壁面溫度和進氣溫度。

圖4為平板表面沿著x方向上展向平均努塞爾數(Nu)計算值，與文獻[6]的對比得出，運用SSTk-ω模型計算結果與文獻中實驗數據吻合較好，計算值與實驗值相差約在8%以內，其他對比相差均大于13.7%。而且文獻[3]運用SSTk-ω模型，較好地預測了靶板的換熱特性。

圖4 計算結果的模型驗證

2 計算結果與分析

2.1 肋片形狀的影響

選擇通道尺寸D/H=4，射流雷諾數Re=30 000，射流孔呈長菱形排布，研究光滑平板和肋片形狀分別為方形、梯形和三角形的流動換熱特性。圖5為y=0(橫截射流孔中心)截面上局部流場。可以看出：當射流孔長菱形排布時，射流沖擊直接沖擊到靶板上，在肋片周圍形成較明顯的渦流且肋為方形肋時較梯形肋和三角肋渦量尺度大，通道內部兩側的流動不對稱。渦流的形成主要是由于肋的存在，隨著肋結構改變，通道內渦流相對也隨之改變。可以從圖5中看出：為三角肋時，通道內渦流尺寸最大。渦量尺度增加主要是出現在肋片附近，在近壁處的氣流流動受阻導致相應肋片處形成相對較大的角渦區。這一流動差異帶來的換熱影響如圖6所示。

圖6為不同肋結構和光滑表面時靶板表面Nu的分布云圖。可以看出：在開孔率不變、射流孔為長菱形排布時，靶板和肋表面上射流沖擊駐點區Nu較高，此外由于橫流效應使得對流換熱最弱的局部區域位于肋兩側；肋片結構為三角形布置方式時，其對于靶面沖擊換熱面積較大且相對均勻，即不會出肋結構為方形時對流換熱出現最強局部區域的情況。從圖中還可以看出：三角形肋的射流沖擊靶面的對流換熱最均勻；其次是梯形肋和方形肋，最后是光滑靶面。這主要是由于射流沖擊到靶板上時，三角肋受到流阻要小于梯形肋和方形肋，使得沖擊靶板上對流換熱最均勻，而射流沖擊到光滑靶板表面時駐點區Nu最大并沿著駐點向四周逐漸減小。此外，在橫流作用下y方向上換熱面積不均勻且存在較弱的局部對流換熱區域，如圖6(d)所示。

圖6 帶肋結構和光滑靶板表面對流換熱影響

圖7顯示在通道尺寸W/H=4、射流雷諾數Re=30 000時，不同肋結構對展向平均Nu分布的影響。這里，沿展向平均Nu定義為

(3)

式中Nu(s,x)為沖擊靶面的局部努塞爾數。

從圖7可以看到在射流雷諾數Re=30 000時3種不同排布下的射流孔對沖擊靶板展向Nuave,s分布的影響。不管射流孔如何排布，冷氣流直接沖擊靶板處的Nuave,s都存在峰值。注意到在肋結構為三角形對靶板表面對流換熱相對均勻，最重要是在通道兩端的對流換熱更強。三角肋通道對應的沖擊靶板上Nuave,s比梯形肋和光滑板面分別提高了7.1%和7.8%；梯形肋通道比方形肋通道上的Nuave,s提高了4.9%。

圖7 不同肋結構通道和光滑靶板上展向Nuave,s分布

2.2 射流孔排布的影響

選擇三角形肋片結構通道，射流雷諾數Re=30 000，在射流孔開孔率不變時分析射流孔排布方式對通道內對流換熱的影響。圖8為靶板表面展向Nuave,s的分布云圖。可以看出，射流孔排布為長菱形布置方式時，靶板表面展向Nuave,s分布比順排、正菱形布置方式更均勻，不存在局部對流換熱強和局部對流換熱弱的情況，同時由于肋存在對靶板內部通道渦流誘導也起一定作用。

圖8 不同排布射流孔對靶板表面對流換熱的影響

圖9為不同沖擊孔排布下沖擊靶板展向Nuave,s分布。其中沖擊孔為長菱形和順排排布時，射流沖擊下的靶板展向Nuave,s較沖擊孔為正菱形排布的對流換熱高。原因在于射流孔為正菱形較其他孔排時孔間距減小，并且靶板上局部對流換熱更高，主要出現在駐點區。此外，孔為長菱形排布時靶板上駐點區對流換熱相對均勻，不會出現孔為順排時波峰與波谷處展向Nuave,s相差較大的情況。如圖9所示，駐點區對流換熱更高。射流孔為長菱形排布時靶板表面展向Nuave,s比順排排布和正菱形排布相對應分別提高了10%和26.9%。

圖9 不同沖擊孔排布下沖擊靶板展向Nuave,s分布

2.3 射流沖擊雷諾數的影響

選擇三角形肋結構通道，射流孔為長菱形排布，分析射流雷諾數對靶板表面對流換熱的影響，結果如圖10所示，從圖中可以看出：射流沖擊駐點區對流換熱較大，隨著雷諾數的增加，射流沖擊靶板上展向Nuave,s越大，且主要集中在射流沖擊駐點區，可能是由于肋的存在使得射流間距縮小導致射流沖擊靶板上對流換熱系數局部較大。此外，肋片結構為三角形時，射流沖擊靶板上對流換熱均勻，換熱效果最好。

圖10 射流雷諾數對靶板表面對流換熱的影響

圖11為不同射流雷諾數Re(6 000～30 000)下靶板展向Nuave,s分布影響。從圖中可以看出：隨著射流雷諾數Re增加，沖擊靶面上對流換熱不斷增加。其原因在于，射流孔到靶板法向間距不變，增加射流雷諾數的大小，有利于提高沖擊駐點區的局部表面傳熱系數。注意到沖擊駐點區對流換熱能力最強對應于圖中波峰區域。此外，由于橫流效應和肋片存在，出現局部最弱的對流換熱區域，如圖中波谷區域。在肋結構為三角形、射流孔為長菱形排布時，射流雷諾數Re=30 000較其他射流雷諾數Re(6 000、14 000和22 000)對靶板表面展向平均努塞爾數(Nuave,s)分別增加了31.12%、51.43%和70.57%。

圖11 不同Re對靶板展向展向Nuave,s分布影響

為了在保持沖擊靶板上對流換熱能力不受到明顯削弱的前提下，改善沖擊靶板上射流沖擊對流換熱能力，射流沖擊孔排布宜選擇長菱形布置，且肋片結構選擇三角肋，可以明顯改善沖擊靶板的對流換熱能力。

3 結論

1) 當射流孔長菱形排布時，在肋片周圍形成較明顯的渦流，且肋為方形肋時較梯形肋和三角肋渦量尺度大，通道內部兩側的流動不對稱；渦流的形成主要是由于肋的存在，隨著肋結構改變，通道內渦流相對也隨之改變；在近壁處的氣流流動受阻導致在相應肋片處形成相對較大的角渦區。

2) 在開孔率不變、射流孔為長菱形排布時，靶板表面上射流沖擊駐點區Nu較高。由于橫流效應使得對流換熱最弱的局部區域位于肋兩側。此外，靶面上沖擊換熱面積較大且相對均勻，即不會出現局部區域內對流換熱最差的情況。當射流孔為正菱形布置，射流沖擊駐點區Nu較長菱形布置時大，但對于靶面射流沖擊換熱不均勻。此外，肋片結構宜采用三角肋，當射流直接沖擊靶板上時由于流阻減弱其對流換熱更均勻。

3) 在本文所研究“沖擊-肋片”復合冷卻，為了在保持沖擊靶板上對流換熱能力不受到明顯削弱的前提下改善沖擊靶板上射流沖擊對流換熱能力，射流沖擊孔排布宜選擇長菱形排布，且肋結構選擇三角肋，可以明顯改善沖擊靶板的對流換熱能力。