噴嘴周向位置和旋流腔拔模斜度對旋流冷卻的影響

王杰楓,杜長河,吳凡,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)

隨著軍用和民用飛機性能的不斷提高,航空發動機的輸出功率不斷提高,這使得渦輪進口燃氣溫度不斷提高,目前已達到2 000 K的高溫,遠遠超過了葉片材料的耐熱極限[1],尤其是葉片前緣,承受著最高的熱負荷。為保護葉片不受高溫燃氣的破壞,必須采用高效的冷卻方式,葉片前緣的旋流冷卻技術具有換熱分布均勻、受橫流沖擊影響小等特點。研究不同條件下旋流冷卻的流動換熱特性已成為葉輪機械領域的重要課題。

Ligrani等建立了帶有雙進口及單出口的圓管通道模型,通過實驗對圓管內的Gortler渦系進行了研究,并首次應用了流動可視化技術[2]。Qian等通過透平尾緣冷卻實驗研究了Gortler渦系和軸向橫流對旋流冷卻換熱的影響[3]。Glezer等通過葉片前緣單進口切向射流實驗發現,旋流冷卻的換熱效果優于帶氣膜孔的沖擊冷卻[4]。Hwang等實驗研究了三棱柱旋流腔內的旋流冷卻特性[5]。Ling等實驗研究了切向射流條件下圓管內的流動換熱情況,并與典型的沖擊射流進行了對比[6]。Kusterer等研究了雙旋流冷卻的換熱機理,相關實驗在雙圓管結合的改型旋流腔內進行[7]。Liu等通過數值模擬方法研究了噴嘴長寬比和射流角度對圓管內旋流冷卻換熱和流動的影響[8]。Du等通過數值模擬研究了噴嘴長寬比對旋流冷卻流動與換熱特性的影響,發現冷氣速度和湍流動能在長寬比為1時達到峰值[9]。Du等分析了雷諾數和溫比對旋流冷卻換熱和流動的影響[10]。Fan等對比分析了沖擊冷卻、旋流和雙旋流結構的流動特性和換熱效果[11]。Fan等研究了氣膜孔幾何位置對旋流冷卻流動與換熱特性的影響,結果表明氣膜孔的存在增加了整體換熱強度并均衡了整體壓力分布[12]。Du等采用數值模擬方法,探究了旋轉半徑和葉片安裝角對動葉旋流冷卻的影響,發現哥氏力顯著降低了傳熱強度[13]。Rao等應用瞬態液晶顯示技術研究了單噴嘴和五噴嘴圓管通道內的換熱特性,發現五噴嘴冷卻結構具有更加均勻的換熱分布,但換熱強度峰值低于單噴嘴的[14]。Luan等通過數值方法研究了進氣腔幾何參數及噴嘴數目對旋流冷卻流動結構的影響[15]。

目前,對于旋流冷卻的研究主要集中于氣動參數及噴嘴幾何參數對流動、換熱特性的影響,而對噴嘴周向位置影響的研究鮮有發表。以往研究的旋流冷卻結構中,噴嘴位于旋流腔同側,而在實際的渦輪葉片中,由于噴嘴周向位置發生變化,會對旋流冷卻的流動和換熱特性造成影響,研究噴嘴周向位置對旋流冷卻特性的影響具有重要工程應用參考價值。以往研究大多基于等截面旋流腔模型,在實際大功率渦輪中,進口導葉存在變截面的情況,研究變截面條件下旋流冷卻的流動和傳熱特性有著重要的科研和工程意義。因此,本文參考文獻[6]的實驗結構,建立了噴嘴不同周向位置和不同拔模斜度的冷卻結構模型,通過數值方法研究了噴嘴周向位置和拔模斜度對旋流冷卻影響。研究分析不同幾何參數下的旋流冷卻流動和換熱特性,以期為實際葉片前緣冷卻結構的設計提供參考。

1 計算模型和數值方法

為探究冷卻結構的幾何參數對旋流冷卻的影響,本文參考文獻[11],分別建立了噴嘴不同周向位置和不同旋流腔拔模斜度(下文稱拔模斜度)的冷卻結構模型。定義不同周向位置下噴嘴所成幾何角度為α,定義拔模斜度

(1)

式中:X為旋流腔兩端面半徑之差;H為旋流腔的軸向長度。

拔模斜度和β=0°時噴嘴不同周向位置的模型結構示意圖如圖1、圖2所示。當旋流腔的截面積從葉根至葉頂增加時,拔模斜度β為負值;當旋流腔的截面積從葉根至葉頂減小時,拔模斜度β為正值。保持進口1處噴嘴的周向位置α不變,通過改變進口2處噴嘴的周向位置,獲得了α=0°、90°、180°、270°這4種不同工況下的條件。

圖1 拔模斜度示意圖

(a)α=0°

(b)α=09° (c)α=180° (d)α=270°圖2 β=0°時噴嘴不同周向位置的模型結構

不同拔模斜度條件下旋流腔中部截面積保持不變,即不同模型在Z=262.5 mm處的截面直徑皆為70 mm,以保證對比研究的準確性。對β=-1°、-0.5°、0°、0.5°和1°這5種工況進行研究,并保證所有工況條件下α=0°。以拔模斜度β=-1°,1°為例,圖3給出了2種工況下拔模斜度的模型結構示意圖。

(a)β=-1°

(b)β=1°圖3 α=0°時不同拔模斜度β的模型結構

圖4 α=0°、β=0°時的網格劃分示意圖

圖4給出了α=0°、β=0°時的網格劃分示意圖,使用商用軟件ICEM對不同幾何參數的冷卻結構進行了網格劃分,并應用了H型、O型和Y型網格劃分技術。在壁面邊界層處進行加密處理,保證計算過程中y+接近1。使用商用軟件ANSYS 12.1進行求解,求解的控制方程為穩態RANS方程和標準k-ω湍流模型方程。設置求解精度為二階,收斂條件為殘差下降至1×10-6以下。工質采用理想氣體,設定邊界條件是:靶面溫度為500 K,其他壁面均為絕熱壁面,所有壁面光滑無滑移;進口總溫為350 K,湍流強度為5%;出口靜壓力為0.11 MPa。為表征進口冷氣狀態,定義進口雷諾數為

Rein=ρVinDin/μ

(2)

式中:Vin為進口冷氣速度;Din為進口截面水力直徑;ρ為進口冷氣平均密度;μ為進口冷氣平均動力黏度。

對于不同的噴嘴周向位置工況和不同的拔模斜度工況,給定所有工況下Rein=20 000。

為表征換熱強度,定義努塞爾數

(3)

式中:qw為熱流密度;λ為導熱系數;Tw為靶面溫度;Tin為冷氣進口溫度;D為冷卻結構的特征尺度。為便于分析比較,所有工況條件下D=70 mm。

為表征壓力變化規律,定義冷氣的壓力系數

(4)

式中:P為冷氣靜壓力;Pin為進口總壓;Pout為出口靜壓力。

為保證數值模擬的準確性,本文進行了網格無關性分析,結果如圖5所示,橫坐標為無量綱軸向長度Z·D-1。由圖5可知,網格數量大于404萬時,計算結果不再受網格數量的影響,最終確定數值計算所采用的網格數為404萬。

圖5 網格無關性分析

圖6 數值模擬驗證結果

數值模擬方法能可靠地對待研究問題并進行模擬分析,可再現極端工況條件,但數值模擬方法建立在理論分析基礎上,要與實驗相結合才能得到最為真實可信的結論。旋流冷卻模型基于文獻[6]的實驗模型而建立,本文參考文獻[10]并對文獻[6]的數值進行驗證,結果如圖6所示,橫軸為無量綱軸向長度X·r-1。由圖6可知,標準k-ω湍流模型下的數值模擬結果與實驗結果吻合得最好,因此采用標準k-ω湍流模型進行數值模擬計算。

2 結果分析

2.1 噴嘴周向位置的影響

本節選取了β=0°時,噴嘴周向位置α=0°、90°、180°、270°這4種工況進行分析。圖7給出了β=0°時,α=0°和α=180°時的三維流線圖。由圖7可知,冷氣由進口1射入旋流腔后形成了大尺度的旋轉運動,而后冷氣向下游運動,由于摩擦損失導致冷氣的周向速度降低,使得冷氣所受離心力減小,三維流線徑向收縮。經過進口2后,冷氣周向速度增加,使得流線的徑向收縮現象受到抑制,并且冷氣軸向速度增加,橫流沖擊作用增強,使得流線在進口2后沿軸向拉伸。隨著冷氣接近出口,壓力梯度升高,使得冷氣流動速度增加,三維流線徑向擴張。α=180°時三維流線的軸向拉伸現象比α=0°時更明顯,這說明α=180°時冷氣受到的橫流沖擊作用更強。

(a)α=0°

(b)α=180°圖7 β=0°時噴嘴不同周向位置α的三維流線圖

(a)α=0°

(b)α=90°

(c)α=180°

(d)α=270°圖8 β=0°時不同α的XY截面流線和速度云圖

圖8給出了β=0°時噴嘴不同周向位置的XY截面流線和速度云圖。由圖8可知,在相同軸向位置,α發生變化時,高速和低速旋流區的位置發生了改變,高速和低速旋流區的區域面積幾乎不隨α變化,這是由冷氣入射角度改變造成的。表1給出了α的XY截面平均周向速度,可知截面平均周向速度大小幾乎不隨α變化。

表1 β=0°時噴嘴不同周向位置α下的各項參數值

圖9給出了β=0°時噴嘴不同周向位置α下的周向平均壓力系數軸向分布曲線。由圖9可知,壓力系數沿軸向平緩下降,這是由流動過程中存在的摩擦損失引起的。在進口段,由于進口壓力較高,使得壓力系數曲線出現突躍;相同軸向位置處,冷氣壓力隨α的增大而減小。因此,在不同α下保持冷氣壓力相同時,α越大所需進口壓力越低。

圖9 噴嘴不同周向位置α的壓力系數分布

(a)α=0° (b)α=90°

(c)α=180° (d)α=270°圖10 β=0°時噴嘴不同周向位置α的Nu分布云圖

圖10給出了β=0°時噴嘴不同周向位置α下的靶面Nu分布云圖。由圖10可知:在進口段出現了高Nu分布區域,這是由于進口段的冷氣流速較高,導致熱邊界層減薄,使得對流換熱增強;在圓管段出現了低Nu區域,這是由于冷氣流速降低,熱邊界層增厚,使得對流換熱減弱。隨著α變化,Nu的周向分布發生改變,而高Nu區域的周向位置變化最為明顯。

在葉片冷卻中,換熱強度越高,流動損失越小的冷卻結構,綜合性能越優良。為更加準確合理地描述綜合冷卻性能,評價不同的冷卻結構,定義綜合換熱因數

(5)

表2給出了β=0°時不同工況下的各項參數值。由表2可知,和α=0°相比,α=90°,180°,270°時的全場平均努塞爾數和摩擦因數幾乎不變,綜合換熱因數分別提高了1.2%、0.7%和0.2%。因此,改變噴嘴周向位置α,對冷卻性能產生的影響較小,而局部高換熱區的周向位置發生了明顯變化。

表2 α=0°且葉根進氣時不同拔模斜度β值

因此,設計實際的葉片前緣旋流冷卻結構時,可根據實際的燃氣溫度場,通過改變噴嘴周向位置來改變局部高換熱區的位置,從而更好地對葉片前緣局部高溫區域實施冷卻,而且不會削弱冷卻性能。

2.2 拔模斜度的影響

選取α=0°時,β=-1°,-0.5°,0°,0.5°,1°這5種工況進行分析。圖11給出了α=0°且葉根進氣時,拔模斜度β為-1°、1°時的三維流線圖。由圖11可知:當拔模斜度β為1°時,三維流線沿軸向先徑向收縮,后徑向擴張;β為-1°時,在進口1和進口2之間的圓管段,三維流線先徑向擴張后徑向收縮,這與冷氣所受離心力有關。在α=0°時的圓管段相同軸向位置處,β=-1°的旋流腔截面直徑比β=0°的小。而冷氣進口速度相差不大,導致β=-1°時冷氣所受離心力比β=0°時大,使得β=-1°的三維流線在進口1附近出現了徑向擴張的現象。

(a)β=-1°

(b)β=1°圖11 α=0°且葉根進氣時不同β的三維流線圖

圖12給出了α=0°且葉根進氣時不同拔模斜度β的XY截面速度云圖和流線圖,設定β從-1°變化至1°時,拔模斜度是逐漸增加的。由圖12可知,在相同軸向位置,隨著β的增加,高速旋流區的面積增加,低速旋流區的面積減小。因此,截面周向平均速度增加,這有利于增強靶面換熱,產生該現象的原因與β有關。流量不變,當β為正值時,旋流腔截面積沿軸向減小,導致冷氣流速升高,β越大,相同軸向位置處冷氣流速越高;當β為負值時,旋流腔截面積沿軸向增大,導致冷氣流速降低。隨著β增加,截面周向平均速度增加,β變化時,高速旋流區與低速旋流區的位置幾乎不變,這說明β對流動結構的影響很小。

(a)β=-1°

(b)β=-0.5°

(d)β=0.5°

(e)β=1°圖12 α=0°且葉根進氣時不同β的XY截面流線和速度云圖

圖13給出了葉根進氣時,不同拔模斜度β下的壓力系數分布曲線。由圖13可知;壓力系數曲線在進口段突躍,在出口段驟降;在圓管段,當β為正值時,壓力系數沿軸向降低,冷氣沿軸向加速;當β為負值時,壓力系數沿軸向升高,冷氣沿軸向減速。不考慮黏性引起的摩擦損失,根據伯努利原理,同一流線上總壓相等,動壓越大,靜壓就越小,壓力系數也就越低,同一軸向位置處壓力系數隨β的增大而減小,這是由于同一軸向位置處,冷氣速度隨β的增大而增加。

圖14給出了α=0°且葉根進氣時不同拔模斜度β的靶面Nu分布云圖。由圖14可知,隨著β增加,進口段的高Nu區域面積增加,換熱強度增強。冷氣沖刷靶面的速度更高,使得熱邊界層更薄,換熱強度更高,Nu的分布規律幾乎不受β的影響。

(a)β=-1° (b)β=-0.5°

(c)β=0°

(d)β=0.5° (e)β=1°圖14 α=0°且葉根進氣時不同β的Nu分布云圖

綜上所述,對于實際渦輪中的變截面葉片,可以設計變截面的旋流腔以更好地與葉片前緣形狀相匹配;另一方面,根據葉頂進氣和葉根進氣的不同,調節拔模斜度β,使得旋流腔截面積從進口到出口位置逐漸縮小,冷卻結構達到最好性能。在等截面葉片前緣中,也可采用有一定拔模斜度的旋流腔,從而達到提高前緣冷卻效果的目的。

3 結 論

本文建立了不同幾何參數的葉片前緣旋流冷卻模型,在驗證了網格無關性和湍流模型的基礎上,使用數值計算方法,分析了噴嘴周向位置和拔模斜度對旋流冷卻的影響,得到如下結論。

(1)冷氣從進口射入旋流腔,形成大尺度高速旋流。流動過程中,受到橫流沖擊、摩擦損失或者截面積變化的影響,冷氣周向速度衰減,三維流線徑向收縮。在出口段由于壓力梯度升高,冷氣速度增加,流線徑向擴張。

(2)噴嘴周向位置α發生變化時,高速旋流區和低速旋流區的位置發生改變。α增大時,相同軸向位置處的冷氣壓力減小。噴嘴周向位置α對冷卻結構綜合性能的影響較小。不同參數的燃氣輪機中,渦輪進口燃氣溫度場分布存在較大差異,使得葉片前緣的局部高溫區域位置不同。在設計實際的葉片前緣旋流冷卻結構時,可以通過改變α來改變旋流腔局部高換熱區位置,從而在不削弱綜合冷卻性能的同時,更好地對葉片前緣局部高溫區域實施冷卻。

(3)葉根進氣時,拔模斜度β增大時,高速旋流區面積增大,低速旋流區面積減小,截面平均流動速度升高,出口段的高Nu區域面積增大,而Nu的分布規律幾乎不受β的影響。相同的軸向位置處,壓力系數隨β增大而減小。在圓管段,當β為正值時,壓力系數沿軸向降低;當β為負值時,壓力系數沿軸向升高。

葉根進氣時,以拔模斜度β是-1°的工況為參照,β增大時,換熱強度可最大提高9.1%,摩擦損失最多減小4.1%,靶面傳熱量最多增大8.4%,綜合換熱因數最多提高8.8%。因此,葉根進氣時,β越大綜合換熱性能越優良,在實際的葉片前緣中,可以通過綜合考慮拔模斜度和進出口的相對位置,從而設計出綜合換熱性能最優良的冷卻結構,該冷卻結構不僅與變截面葉片前緣更加匹配,還能應用于等截面葉片中,從而提高冷卻效率。