異側多級旋流冷卻結構對橫流抑制及強化傳熱的影響

肖坤,董光辰,豐鎮平

(1.西安交通大學能源與動力工程學院,710049,西安;2.陜西省葉輪機械及動力裝備工程實驗室,710049,西安)

現代燃氣輪機為了獲得更高的熱效率,燃氣輪機的壓比和燃燒溫度不斷提高,導致透平部件進口的燃氣溫度增加,遠高于葉片材料所能承受的耐熱極限[1],因此必須應用先進冷卻技術保護葉片,減少高溫燃氣帶來的損害。旋流冷卻技術作為一種新型先進且高效的冷卻方式,具有優良的流動和傳熱特性,得到了廣泛的關注與研究。

目前,旋流冷卻的原理與影響旋流冷卻性能的因素已得到比較深入的實驗及數值研究。Kreith等[2]在1959年首次提出利用高速旋流帶來的高徑向壓力梯度減薄熱邊界層,從而可大幅提高壁面的傳熱系數。Hay等[3]首次實驗研究了應用于葉片前緣冷卻的旋流冷卻結構,指出冷卻氣體旋流強度的增大可以顯著提高壁面的傳熱系數。Hedlund等[4-5]應用紅外探測技術實驗研究了不同溫比和雷諾數下旋流腔的傳熱,得到了傳熱關聯式并探索了旋流腔內部剪切渦和Gortler渦對的相互影響。Biegger等[6]通過數值模擬仿真研究了旋流冷卻的流動和傳熱特性,并和實驗數據進行了比較。研究指出,旋流腔壁面附近較高的速度和壓力梯度是旋流冷卻高換熱強度的主要因素,同時在旋流腔內部觀察到了流動分離現象。Novotny等[7]通過數值模擬仿真研究了圓管內部的旋流流動,發現在雷諾數較高的流動發生了渦流的破裂,流動中可能會發生軸向回流,同時速度場的重新分布和朝向出口旋流強度的降低影響了旋流的雷諾數。

旋流腔的幾何參數、結構布置和冷卻工質的氣動參數對于旋流冷卻技術有著重要的影響。Biegger等[8]實驗研究了旋流腔出口形式對于旋流冷卻的影響,結果表明旋流冷卻的傳熱強度是相同條件軸向管流的4倍以上,同時發現所研究的出口重定向對于流場和傳熱強度沒有顯著的影響。Liu等[9-12]通過數值模擬研究了噴嘴的高度、長寬比、射流角度以及噴嘴之間距離等參數對于旋流冷卻流動和傳熱特性的影響規律。杜長河等[13-16]通過數值模擬仿真研究了旋流腔幾何參數、冷卻氣體氣動參數、采用蒸汽冷卻介質和旋轉對于旋流冷卻的影響。結果表明噴嘴長寬比為1,角度為90°時能產生最好的綜合冷卻效果。隨著冷卻氣體雷諾數的增加,旋流冷卻的換熱強度有明顯的增加。采用蒸汽作為冷卻介質能夠進一步提高冷卻潛力。當冷卻氣體來流溫比增大時,換熱強度略有降低。與此同時還得到了靜止和旋轉條件下傳熱關聯式,能夠預測旋流冷卻特性。

Biegger等[17]通過數值模擬仿真研究了單噴嘴和多噴嘴對于旋流冷卻流動和換熱的影響。研究結果表明,如果需要高的壓力損失下帶來的最大熱傳遞,應該選擇單一入口的旋流腔。如果需要較低但是更加均勻的傳熱強度和較低的壓力損失,則應該選擇具有多個入口的旋流腔。Luan等[18]通過數值模擬仿真研究了變橫截面旋流腔內部旋流冷卻的流動和換熱特性。研究指出,漸縮旋流腔具有最高的換熱性能,同時還獲得了全局平均努塞爾數、雷諾數和溫比之間的經驗相關性。Wang等[19]通過數值模擬仿真研究了拔模斜度對于旋流冷卻的影響,隨著拔模斜度的增加,旋流冷卻的換熱強度增加,壓降和氣動損失減小。Liu等[20]通過數值模擬仿真研究了圓管內表面有凹陷的旋流冷卻的傳熱和壓力損失特性。研究結果表明,管內表面的凹陷降低了管內表面的平均換熱系數,但是由于換熱面積的提高以及旋流和凹陷的配合作用,管內的總換熱量得到了提高,同時相比于光滑旋流腔壓力損失也有所下降。

旋流冷卻中旋流腔內部橫流影響了冷卻系統的換熱能力,研究人員為了解決這一問題進行了研究。Xiao等[21-22]研究了梯形旋流腔及變角度射流噴嘴對橫流抑制和傳熱的影響,進一步強化了旋流冷卻的傳熱性能。李菲[23]通過數值分析方法研究了旋流腔內橫流的形成機理,并提出了一種帶環肋的新型旋流腔模型來抑制橫流的不利影響,增強了靶面傳熱。Yao等[24]在傳統單級旋流冷卻結構的基礎上引入了多級旋流冷卻結構,提高了旋流腔的傳熱強度,與此同時也帶來了更高的壓力損失。

相比于傳統的單級旋流冷卻結構,多級旋流冷卻結構能夠有效地抑制橫流并提高傳熱強度,但是級間轉換區域結構的設置會帶來一定的負面影響。這是由于冷卻氣體在這一區域生成大量的角渦結構,帶來了較大的流動損失,影響了冷卻氣體的流動。流體流線在旋流腔末端保持螺旋狀流動的趨勢,如果噴嘴位置調整至符合流體旋向的方向,將會改善這一區域的流動特性。針對以上問題,本文提出了一種新型的異側多級旋流冷卻結構,采用數值模擬的方法研究了異側多級旋流冷卻結構對橫流抑制與強化傳熱的影響。異側多級旋流冷卻結構在對級間連接區域的流場進行優化的同時,也可以體現多級旋流冷卻結構適應葉片前緣熱負荷變化的優勢,以期提高旋流冷卻技術。

1 計算模型和數值方法

圖1給出了本文所研究的3種旋流冷卻結構模型。圖1(a)是依據參考文獻[25]中的實驗設備幾何參數生成的單級旋流冷卻結構模型,冷卻氣體通過6個切向噴嘴射入旋流腔形成大尺度旋流。圖1(b)是在單級旋流冷卻結構基礎上進行改進得到的二級旋流冷卻結構模型。多級旋流冷卻結構在單級旋流冷卻結構基礎上保持冷卻腔、旋流腔和噴嘴的位置與參數不變,將旋流腔分為若干個獨立的級,同時根據分級需求對相應結構進行調整。與單級冷卻結構相比,冷卻氣體不是同時通過全部6個噴嘴射入旋流腔,而是在每一級中的噴嘴射入旋流腔,之后全部流入下一級再重新射入旋流腔。圖1(c)是在現有二級旋流冷卻結構模型上進一步提出的異側多級旋流冷卻結構模型,在多級旋流冷卻結構基礎上進行修改,保持冷卻腔、旋流腔和噴嘴的軸向位置與參數不變,將第1級旋流腔末端級間噴嘴和第2級旋流腔射流噴嘴調整至原有切向位置關于旋流腔中心ZX截面的鏡像位置。為了討論的方便起見,將旋流腔射流噴嘴沿Z軸正方向從1到6編號。

(a)單級 (b)二級 (c)異側多級

圖2給出了3種旋流腔的幾何尺寸和三視圖。旋流腔直徑用D表示;單級旋流冷卻結構旋流腔和冷卻腔的長度分別用LVC和LCC表示;冷卻腔的寬和高分別用W和H表示;噴嘴的長、寬、高分別用l、w和s表示;相鄰兩個射流噴嘴間的距離用E表示。對于多級旋流冷卻結構,旋流腔級之間的距離用e表示,具體的尺寸見表 1。6個噴嘴軸向的中心位置見表2。

表1 旋流腔三維尺寸

表2 噴嘴軸向的中心位置

(a)單級模型

本文算例邊界條件的信息見表3。數值計算采用理想氣體作為旋流冷卻結構的冷卻氣體,將所有的流動視為可壓縮的。冷卻腔進口根據研究所需要的冷卻氣體雷諾數設置進口質量流量,進口溫度保持在288.15℃,噴嘴的表面設為絕熱。

表3 旋流冷卻計算邊界條件

本文采用旋流腔直徑D定義冷卻氣體雷諾數Re,表達式如下

(1)

式中:ρ為冷卻氣體密度;U為入口平均速度;μ為冷卻氣體動力黏性系數。

局部努塞爾數定義如下

(2)

式中:qw為傳熱壁面熱流密度;h為傳熱系數;λ為冷卻氣體導熱系數。

旋流腔進出口的總壓差定義為

ΔP=Pt,in-Pt,out

(3)

式中:Pt,in為進口總壓;Pt,out為出口總壓。

壓力損失系數定義如下

(4)

式中,Pt,l為局部總壓。

本文計算結果為穩態解,采用ANSYS CFX軟件進行數值模擬。數值計算過程中采用更高分辨率的二階格式提高計算精度。為確保數值計算結果收斂,計算迭代直到所有方程的均方根殘差小于10-5,監測變量均保持穩定。網格的劃分采用ICEM CFD網格生成軟件進行。為了提高求解的精度以及加快求解的速度,旋流腔的模型采用六面體結構化網格進行劃分。圖3給出了旋流腔網格示意圖。旋流腔主體采用H型網格進行劃分,旋流腔軸向的橫截面區域采用O型網格進行劃分,在旋流腔和噴嘴相交部分的類三角形區域采用了Y型網格來進一步提高網格質量。邊界層通過對近壁面區域網格加密處理,滿足第一層的無量綱距離值y+<1.0,邊界層增長率為1.1。進行網格無關性分析時,所選取的計算網格節點數分別為200萬、300萬和400萬。在雷諾數為20 000的條件下,分別采用3種網格節點數計算了3種模型旋流腔內部的表面平均努塞爾數,結果見表4。可以發現,300萬節點模型與400萬節點模型計算結果的差異小于0.5%。在保證計算結果準確的前提下,為了節約計算資源,本文選擇了300萬網格節點數的模型進行數值模擬。

表4 雷諾數為20 000時不同網格節點數模擬下的表面平均努塞爾數

圖3 旋流腔網格結構示意圖

本文對標準k-ε、k-ω、RNGk-ε和SSTk-ω湍流模型進行了驗證,結果見表5。在湍流模型驗證的過程中,對于所有的數值模擬結果,邊界條件與參考文獻[25]中的實驗設置相同,計算周向平均努塞爾數并與參考文獻[25]中實驗結果進行對比,得到了如圖4所示的驗證結果。SSTk-ω湍流模型的模擬結果在所有區域都與實驗數據有較好的相似性。綜合模擬結果可以看出,SSTk-ω湍流模型的預測結果精度最高,因此本文的計算采用SSTk-ω湍流模型。

表5 4種湍流模型噴嘴出口位置周向平均努塞爾數模擬結果與實驗數據的偏差

圖4 湍流模型驗證結果

2 結果分析

2.1 流動結構

圖5給出了異側多級旋流冷卻結構旋流腔內部冷卻氣體的三維流線。對于單級旋流冷卻結構的旋流腔,冷卻氣體從冷卻腔入口進入,通過均勻布置的6個噴嘴射入旋流腔。冷卻腔入口下游第1個噴嘴處的射流沿旋流腔壁面高速流動產生大尺度旋流。射流形成的流線束在噴嘴附近區域相互扭曲并向下游發展形成橫流,隨著橫流繼續沿流向發展,下游噴嘴的射流受到阻擋而偏斜,旋流腔內部形成的螺旋狀橫流嚴重影響了下游射流的流動。

(a)單級旋流冷卻結構

級數的增加對橫流起到了抑制作用。對于二級旋流冷卻結構,每一級冷卻氣體從噴嘴射入旋流腔的總體通流面積是單級冷卻結構的50%,射流進入旋流腔具有更高的速度,穿透橫流向旋流腔靶面集中的能力也更強。橫流由于旋流腔長度的相對縮短,發展空間受到限制,其阻擋作用也被抑制。單級結構中的下游噴嘴需要承受質量流量為上游噴嘴射流總和的橫流影響,即第6個噴嘴受到5倍于自身質量流量橫流的影響。多級結構中每一冷卻級內部的噴嘴數下降,對于二級結構的噴嘴射流最多只會受到2倍于自身質量流量橫流的影響,橫流對于射流的阻擋被極大地削弱了。

在現有的二級旋流冷卻結構中,冷卻氣體主流在旋流腔內部沿軸向方向螺旋前進,在第1級旋流腔末端被迫進入與主流旋向相反的級間噴嘴,產生了大量的流動損失。冷卻氣體通過第1級旋流腔末端出口噴嘴后流動更接近于自由射流,進入第2級冷卻腔后產生復雜的渦流結構,在級間噴嘴附近的下游區域沿軸向流向具有偏離射流噴嘴的趨勢,進一步影響到第2級旋流腔上游噴嘴位置的旋流強度。雖然沒有橫流干擾,但是由于噴嘴附近復雜的流動結構,第2級旋流腔上游噴嘴射流并不能很好地集中沖刷旋流腔靶面,影響到這一區域的換熱強度。

對于異側多級旋流冷卻結構,改變第1級旋流腔末端噴嘴的切向位置后,級末出口更加貼合旋流腔內部大尺度螺旋狀旋流的旋向,削弱了旋流腔末端出現的湍流結構,流線束進入第2級冷卻腔的扭曲程度減弱,流動損失得到控制。修改過后的異側結構中,冷卻氣體進入第2級冷卻腔后保留了旋流腔中橫流的螺旋狀流動特征,流動結構更加穩定,減少了級間轉換區域的流動損失。由于第2級冷卻腔內部流場的改善,第2級旋流腔噴嘴射流流線扭曲程度減弱,射流得以更好地集中沖刷旋流腔靶面,增強旋流換熱能力。

圖6給出了雷諾數為20 000時旋流腔XY截面上噴嘴中心位置的冷卻氣體流線和速度云圖。由于異側結構對于級間連接結構的改良,相比于原有的同側結構,第2級旋流腔內部旋流在靶面更加集中,邊界層厚度減小。異側結構對于噴嘴橫截面流場的結構沒有顯著影響,但是可以看到在旋流腔的下游區域,高速區面積增加,旋流強度有一定的提高。

(a)單級旋流冷卻結構

2.2 壓力損失

圖7給出了雷諾數為20 000、30 000、40 000時異側多級旋流冷卻結構和原有的同側結構、傳統的單級結構旋流腔進出口總壓差的對比情況。通過數據可以看出,壓力損失隨著雷諾數的提高而提高。在相同的雷諾數下,壓力損失隨著級數的增加而急劇增加。多級旋流冷卻結構中額外的壓力損失主要包括兩個因素。首先,在相同工況下,多級冷卻結構中的冷卻氣體具有更高的速度,導致壓力損失的提高。其次,多級旋流冷卻結構的布局復雜,旋流腔級與冷卻腔級之間布置的噴嘴顯著增大了冷卻氣體的流動阻力,冷卻氣體在級與級之間流動的過程產生了大量的額外阻力。

圖7 異側結構對旋流腔內部壓力損失的影響

異側多級旋流冷卻結構一定程度上減少了多級旋流冷卻結構的壓力損失,對于二級旋流冷卻結構減少了22%的壓力損失。異側結構中第1級旋流腔末端的級間噴嘴切向位置貼合旋流腔內部螺旋狀主流的旋向,冷卻氣體在通過級間噴嘴進入下一級冷卻腔的過程中可以沿著原有的螺旋方向直接進入噴嘴,在進入冷卻腔后部分保留原有的流動特征,流動結構更加穩定,復雜的渦流結構減少。沿程壓力損失雖然沒有被完全削減,但是通過改變布局的方法已經得到了很大的改善。

圖8所示為雷諾數為20 000時的旋流腔壓力損失系數分布圖。可以發現,壓力損失系數沿冷卻氣體流向增大,且在噴嘴出口位置有所下降。這是因為冷卻氣體通過噴嘴從冷卻腔射入旋流腔,噴嘴附近的壓力出現上升,而后沿流向逐漸減小。對于單級旋流冷卻結構,壓力損失主要源于旋流腔內部流動的損失。對于多級旋流冷卻結構,級與級之間的壓力損失為主要因素。此外,在z<0.5 m的位置,即第一級旋流腔內部,3種結構的壓力分布是類似的,異側結構的壓力損失系數趨勢與原有的同側布局相比沒有發生太大的變化。異側結構對于壓力損失最大的優化在于級間的壓力損失變化。隨著雷諾數的增大,這種優化效果變得更加明顯。

圖8 旋流腔軸向壓力損失系數分布曲線

2.3 旋流腔噴嘴處的冷卻氣體分配

圖9給出了雷諾數為20 000、30 000、40 000時,旋流腔中計算得到的各個噴嘴質量流量與冷卻結構中冷卻氣體總質量流量的比值(m/mc)的極差。對于異側多級旋流冷卻結構,冷卻氣體在噴嘴中的分配情況相比于原有的同側結構有很大的變化。在雷諾數為20 000、30 000和40 000的工況下,異側結構6個噴嘴中質量流量比極差分別為3.15%、2.58%和2.35%,不僅相比于原有的同側結構下降了約60%,甚至低于傳統的單級冷卻結構,實現了比單級冷卻結構更加均勻的冷卻氣體分配結果。

圖9 不同雷諾數下不同結構的冷卻氣體分配差異

圖10給出了冷卻氣體在噴嘴中的質量流量分配情況。對于單級旋流冷卻,供氣腔內的壓力沿軸向幾乎保持不變,但是旋流腔內受到摩擦效應影響,壓力沿軸向逐漸降低。供氣腔和旋流腔的壓差逐漸增大,從而使得噴嘴流量沿軸向逐漸增加。隨著雷諾數的提高,冷卻氣體在噴嘴中分配的均勻度也隨之提高。異側結構冷卻氣體分配最少的噴嘴為第1個噴嘴,符合單級冷卻結構中m/mc沿軸向方向逐漸增大的現象。二級冷卻結構中分配最少的第4個噴嘴的冷卻氣體量在異側結構中被極大地改善了,新的連接結構將第2級旋流腔的上游噴嘴流動結構進行了優化,實現了冷卻氣體分配的均勻化。

(a)雷諾數為20 000

異側結構改變了級間轉換區域的噴嘴布置后,整體結構更契合旋流腔螺旋狀流動的旋向。在原有的同側結構中,冷卻氣體進入第2級冷卻腔時具有自由射流的特征,同時伴隨大量湍流,冷卻氣體主流在第2級冷卻腔軸向方向的流動有偏離噴嘴入口的趨勢。第4個噴嘴由于緊鄰第2級冷卻腔入口,受到冷卻氣體流動偏離的影響,射流的質量流量出現顯著下降。改變了布局之后,冷卻氣體進入第2級冷卻腔的流動損失減弱,同時保留螺旋狀流動的特征,向冷卻腔下游繼續發展,通過第4個噴嘴。

此時如果級間噴嘴采用異側結構的設計,而第2級旋流腔的射流噴嘴保留原有的同側結構布置,由于冷卻氣體在第2級旋流腔內部仍然有螺旋狀旋流的特征,位于主流旋向上的第4個噴嘴會接收到大量的冷卻氣體,使得6個噴嘴中質量流量比極差急劇提升達到20%的水平。異側結構將射流噴嘴設置在與級間噴嘴相同的切向位置避免了這一情況,將第4個噴嘴的冷卻氣體量提升到與同一級旋流腔下游噴嘴的相同水平,極大地改善了冷卻氣體分配的均勻度情況。

2.4 傳熱特性

圖11給出了雷諾數為20 000、30 000、40 000時,旋流腔靶面位置的局部努塞爾數分布情況。冷卻氣體在噴嘴出口以較高的周向速度沖刷旋流腔靶面,形成較高的徑向壓力梯度,導致熱邊界層減薄,顯著提高了換熱強度。噴嘴射出的冷卻氣體高速射流與旋流腔內部的主流產生了強烈的剪切碰撞,提高了流動的湍流強度,從而形成了噴嘴出口區域帶狀的高努塞爾數區域。在通過噴嘴出口區域后,隨著旋流腔內部流動的發展,流體沿軸向方向向下游螺旋前進,與旋流腔壁面不斷發生摩擦,導致周向速度減小,換熱強度下降,形成了噴嘴出口之間的低努塞爾數區域。對于單級旋流冷卻結構的旋流腔,由于前文所提到的冷卻氣體在各個噴嘴中質量流量分配的不均勻,下游區域的努塞爾數更高,但由于橫流的阻擋導致這一區域的傳熱強度實際上是有所下降的。對于二級旋流冷卻結構的旋流腔,在大部分位置的努塞爾數都要高于相同雷諾數下的單級冷卻結構。二級冷卻結構的努塞爾數分布更加均勻,噴嘴之間的低努塞爾數區域得到了改善,尤其在上游區域可以明顯看到噴嘴間的低努塞爾數區域消失了。

(a)雷諾數為20 000時的單級結構旋流腔

對于異側多級旋流冷卻結構的旋流腔,位于第2級旋流腔上游的第4個噴嘴位置處的努塞爾數顯著提高,這是由于異側結構對于級間連接部分的改良影響了這一區域的流動,冷卻氣體進入第4個噴嘴的質量流量明顯提高,流動損失的減小也提高了第4個噴嘴射流的傳熱強度。

圖12給出了雷諾數為20 000、30 000、40 000時,異側多級旋流冷卻結構和原有的同側結構、傳統的單級結構旋流腔壁面周向平均努塞爾數的分布情況。雖然多級冷卻結構的周向平均努塞爾數相比于單級冷卻結構有所提高,但級數的增加對于旋流腔下游區域傳熱的增強并不明顯。這是由于多級冷卻結構對于旋流腔影響最大的區域主要集中在上游區域,這一部分冷卻氣體的質量流量和湍流強度等相比于單級冷卻結構都有較大提高。多級冷卻結構下游區域的工況與單級冷卻結構是類似的,全部的冷卻氣體匯集到第5個和第6個噴嘴所在的下游區域,這一部分多級冷卻結構造成的影響相對較小。

對于異側多級旋流冷卻結構的旋流腔,周向平均努塞爾數在6個噴嘴的位置出現峰值,在相鄰噴嘴之間的區域出現周向平均努塞爾數的谷值,與原有的同側結構保持相似的趨勢。由于異側結構對于級間連接部分的改良,第4個噴嘴位置的努塞爾數峰值有明顯的提高。同時,由于第4個噴嘴冷卻氣體質量流量的提高,下游區域獲得的冷卻氣體量下降,導致異側結構的第2級旋流腔下游的努塞爾數有一定的下降,但并不顯著。異側結構的總體換熱效果更加平均,通過圖像可以看出異側結構的換熱能力相比于原有的同側結構有一定的提升。

3 結 論

本文提出了一種新型的異側多級旋流冷卻結構模型,目的在于保留多級旋流冷卻結構優點的同時進一步改善流動結構與傳熱能力,探究多級旋流冷卻結構的流場結構、壓力損失、旋流腔噴嘴處的冷卻氣體分配和傳熱強度分布。本文在現有的多級旋流冷卻方案研究的基礎上進一步探究了多級冷卻結構對于橫流抑制的機理和影響規律,并針對多級冷卻結構中較高的壓力損失和不均勻的冷卻氣體分配提出了一種新型的異側多級旋流冷卻結構布局,通過研究得出以下結論。

(1)異側多級旋流冷卻結構優化了下級旋流腔上游區域的流動結構,增強了冷卻氣體在下級冷卻腔射入旋流腔穿透橫流集中沖刷旋流腔靶面的能力,改善了旋流冷卻的換熱能力。

(2)異側多級旋流冷卻結構針對多級冷卻結構級間壓力損失巨大的特點進行了優化,相比于二級冷卻結構減少了22%的壓力損失,并且隨著雷諾數的增大這一優化效果更加明顯。沿程壓力損失雖然沒有被完全削減,但是通過改變布局的方法已經得到了很大的改善。

(3)異側多級旋流冷卻結構旋流腔噴嘴處的冷卻氣體分配更加均勻,不僅優于原有的同側結構,相比于傳統的單級冷卻結構冷卻氣體分配極差更是下降了40%,在高雷諾數下這一優勢更為明顯。

(4)異側多級旋流冷卻結構對于旋流腔內部總體換熱情況有一定改善。異側結構對于級間連接結構進行了改良,調整了第2級旋流腔上游區域的流動結構,第2級旋流腔上游噴嘴位置處的努塞爾數有顯著的提高,在保留多級冷卻結構大幅改善上游旋流腔級換熱性能優勢的同時,進一步提高了下游旋流腔級的換熱能力。