渦輪葉片前緣雙旋流冷卻流阻及 換熱特性的大渦模擬

摘要：為了厘清雙旋流腔室內的換熱特性及高流阻的損失機理，在相同沖擊雷諾數（Re=10000）下，采用高精度的大渦模擬數值方法對比研究了雙旋流沖擊冷卻和傳統垂直沖擊冷卻方式的流阻及換熱特性。以時間平均的努塞爾數分布評估了沖擊靶面的換熱特性，以三維流線和Q準則等值輪廓圖分析了沖擊腔室內的流動和渦系分布特征，采用綜合換熱系數對比評估了兩種冷卻方式的綜合換熱性能。模擬結果表明：雙旋流沖擊在靶面形成的高速強剪切流動是強化對流換熱的主要原因，而旋流交叉流動帶來的換熱增強并不顯著；相較于垂直沖擊冷卻，雙旋流沖擊的靶面努塞爾數分布更加均勻且高努塞爾數區沿展向分布范圍更寬，前緣周向平均的努塞爾數在各個流向位置都有顯著提升；雙旋流冷卻腔室內的中心旋流區出現了較大的流向渦量，導致中心旋流區的總壓降較為顯著；整個雙旋流腔室的面平均努塞爾數相較于垂直沖擊冷卻提高了11.90%，即便在總壓降提高了38.32%的情況下，其綜合換熱系數相比垂直沖擊冷卻仍提高了0.42%。

關鍵詞：渦輪葉片前緣；雙旋流沖擊冷卻；垂直沖擊冷卻；大渦模擬

中圖分類號：TK471 文獻標志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202503004 文章編號：0253-987X（2025）03-0034-12

Large Eddy Simulation of Flow Resistance and Heat Transfer Characteristics "of Dual-Swirl Cooling on Turbine Blade Leading Edge

LIU Xuebin， SONG Liming， YU Boyang， TAO Zhi， LI Jun

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

Abstract：To clarify the heat transfer characteristics and the losses mechanisms of high-flow resistance within a dual-swirl chamber， a high-precision large eddy simulation numerical method is used to comparatively study the flow resistance and heat transfer characteristics of dual-swirl impingement cooling and traditional vertical impingement cooling under the same impingement Reynolds number （Re=10000）. The heat transfer characteristics on the impingement target surface are evaluated based on time-averaged Nusselt number distribution. The flow and vortex distribution characteristics inside the impingement chamber are analyzed using three-dimensional streamlines and Q-criterion contour maps. The comprehensive heat transfer coefficient is used to compare and evaluate the overall heat transfer performance of the two cooling methods. The results indicate that the high-speed strong shear flow formed on the target surface by dual-swirl impingement is the main reason for enhancing convective heat transfer， while the heat transfer enhancement brought by the swirling cross flow is not significant. Compared to vertical impingement cooling， the Nusselt number distribution on the target surface of dual-swirl impingement is more uniform， and the high Nusselt number region has a wider distribution range along the spanwise direction. The circumferentially averaged Nusselt number at the leading edge is significantly increased at various flow positions. A large axial vorticity appears in the central swirling region of the dual-swirl cooling chamber， leading to a significant total pressure drop in this region. The area-averaged Nusselt number of the entire dual-swirl chamber is increased by 11.90% compared to vertical impingement cooling. Even with a 38.32% increase in total pressure drop， the comprehensive heat transfer coefficient is improved by 0.42% compared to vertical impingement cooling.

Keywords：blade leading edge of gas turbine; double swirl cooling; normal impingement cooling; large eddy simulation

航空發動機渦輪進口溫度的不斷提升對渦輪熱端部件的耐溫性能提出了巨大挑戰。Han^［1］指出，溫度的升高直接導致了熱負荷的顯著提升，因此有必要采用有效先進的冷卻設計提高渦輪整體的耐溫性和可靠性。

渦輪葉片前緣在極其復雜的工況下運行，是渦輪內承受最高熱負荷的熱端部件之一。如圖1所示，典型動葉前緣通常采用垂直沖擊冷卻方式對前緣內壁面冷卻。冷氣從葉根流入沿葉高方向進入冷氣腔室，隨后經沖擊孔沖擊至前緣內壁面，帶走壁面的熱量，隨后通過氣膜孔流入主流，在主流的壓制作用下在前緣表面形成氣膜，避免了主流與前緣表面直接接觸，有助于提高葉片的使用壽命。Chowdhury等^［2］認為，吹風比、密度比和前緣幾何形狀對前緣氣膜冷卻性能影響顯著。Shao等^［3］的實驗結果表明，主流脈動對低吹風比工況下的氣膜冷卻性能影響更明顯。任明等^［4］認為，在復合角幾何工況下，采用非對稱插排氣膜孔布置可有效避免局部區域的冷氣抬升，從而提高區域的氣膜冷卻效率。

為了提高沖擊腔室內的換熱水平，研究人員逐漸將旋流冷卻用于燃氣輪機前緣冷卻設計。在旋流的流動狀態下，通過減小邊界層厚度提高壁面的整體換熱水平。Wang等^［5］指出，相比于傳統的垂直沖擊冷卻，旋流冷卻能夠提供更規則的換熱分布。Liu等采用了數值模擬方法研究了旋流腔內的流動換熱的影響^［6］。Fan等^［7］基于紅外測溫技術（IR）和流場可視化技術（PIV）的實驗結果表明，提高雷諾數以及降低溫度比都會提高壁面的換熱系數。杜長河等^［8］認為，旋流冷卻中氣膜孔的抽吸作用使得平均換熱強度增大了4.5%，而沖擊冷卻結構的換熱強度提升并不顯著。劉釗等^［9］以GE-E3高壓渦輪第一級動葉前緣為基準模型，對比分析了沖擊-氣膜和旋流-氣膜的綜合冷卻效率，數值結果表明，各個工況下旋流-氣膜復合冷卻的綜合冷卻效率相較于沖擊-氣膜復合冷卻可至少提高6%。

Kusterer等^［10］提出了一種雙旋流沖擊冷卻（DSC）設計，該冷卻設計由兩個單旋流腔室以一定的重合比設計而成；數值結果顯示，雙旋流沖擊冷卻總體換熱效果明顯好于傳統垂直沖擊冷卻（NIC），并在換熱壁面上提供了更加規則的努塞爾數分布^［11］，相較于單旋流冷卻提高了34.5%^［10］。Kusterer等^［12］和Li等^［13］的研究結果表明，當微調雙旋流腔室幾何或改變沖擊孔形狀時，腔室內仍然可以保持旋流的流動狀態。然而，雙旋流冷卻的壓力損失相較于傳統垂直沖擊冷卻和單旋流冷卻有明顯提升，這對葉片的冷卻設計是不利的。對此，Lin等^［14］增加了雙旋流腔室沖擊駐點位置的鈍體半徑，結果顯示，鈍體設計可以將雙旋流冷卻的壓力損失降低到與垂直沖擊同一水平。此外，可以通過調整重合比和半圓長短軸比降低腔室內的總壓損失。例如，Zhou等^［15］通過數值方法研究了雙旋流腔室幾何對總壓損失和努塞爾數分布的影響，結果顯示，小長短軸比可以獲得更小的總壓降低水平，而大長短軸比的雙旋流橢圓腔室可以提供更高的換熱水平。隨后，Zhou等^［16］的研究結果顯示，氣膜孔的抽吸作用能夠顯著降低腔室內的橫流強度，采用氣膜孔可以提高面平均努塞爾數約20%～33%。Liu等^［17］認為，在小吹風比工況下，通過引入腔室內橫流可以避免滯止線附近部分氣膜孔發生主流入侵，有效提升整體絕熱冷效。以上研究結果表明，雙旋流沖擊冷卻應用于采用復合冷卻構型的渦輪動葉前緣冷卻非常具有前景，工程應用中內壁面的換熱增強及均勻的努塞爾數分布對于提高前緣冷卻保護能力有重要意義。

大渦模擬（LES）方法已經被應用于航空發動機/燃氣輪機的機理研究中。相較于穩態數值模擬（RANS）方法，LES方法能夠體現出更多的流場細節。例如，在渦輪冷卻研究中，Zhao等^［18］采用大渦模擬方法開展了有關渦發生器提高氣膜冷卻效率的數值研究。葉林等^［19］采用大渦模擬方法研究了超聲速氣流中擴張孔橫向射流的冷卻特性。然而，大渦模擬在解析更多流場細節的同時也導致了計算成本的增加。其主要原因是，大渦模擬需要更多的時間步和更小的時間步長來解析足夠的瞬態流動特征，同時需要足夠高的網格分辨率來捕捉多尺度的湍流和渦旋結構。綜上，大渦模擬數值研究方法已然成為航空發動機及燃氣輪機流動換熱機理研究及設計領域內重要的研究手段，隨著計算機算力的加強和精細流動分析需求的增加，大渦模擬在葉輪機械高保真數值仿真分析領域得到了更加廣泛的關注和應用。

盡管已有研究通過RANS方法證實了雙旋流沖擊冷卻強化渦輪葉片前緣內部換熱的優勢，但是基于高精度數值方法的流阻及換熱特性研究非常少見，特別是缺少對高流阻的損失機理及成因的分析。為此，本文采用高精度大渦流模擬方法，研究對比了雙旋流冷卻和常規垂直沖擊冷卻的流動換熱特性，基于瞬態結果揭示了兩種沖擊腔室內的非定常流動結構，著重討論了高總壓降分布范圍及成因；同時，結合時均流場對換熱特性和綜合冷卻性能進行了深入研究。

1 計算模型及數值方法

1.1 計算模型與工況

圖2分別展示了雙旋流冷卻和垂直沖擊冷卻的計算域幾何尺寸，圖中s為旋流壁面的切向方向。每個模型由進氣腔室、沖擊孔和雙旋流腔室構成。進氣腔室為截面為30mm×40mm、長為75mm的長方形腔室。每個模型中布置有兩個直徑D=10mm、長度L=10mm的沖擊孔，沖擊孔間距為3D。雙旋流腔室截面由兩個圓相交而成。取外側輪廓線為型線，拉伸成長為135mm 的雙旋流沖擊腔室計算域。兩個相交圓的直徑為DDSC=17mm，經計算，重合比α=0.4。Zhou等^［20］的研究結果表明，0.4的重合比具有最為保守的面平均努塞爾數提升幅度。此外，各個重合比雙旋流腔室內的流動結構具有相似性，均以旋流為流動特征。垂直沖擊冷卻目標腔室由半徑DNIC=2.93D的半圓拉伸而成。令兩個計算模型的沖擊腔室的周長相等，以保證總換熱面積相同，此外在相同的質量流量比工況下，可以保證基于沖擊腔室水力直徑的目標腔室雷諾數相同。藍色虛線表示面平均努塞爾數的前緣周向統計范圍，用于對比評估兩種沖擊方式的換熱強度。表1統計了兩種沖擊模型的幾何參數。

1.2 數值計算方法

大渦模擬數值方法中大尺度的渦可被直接表征，用于對質量、動量和能量方程方程求解；而小尺度渦的湍流運動被近似模型表達。大渦模擬要求網格至少達到慣性子區尺度，以保證重要的湍流結構被直接求解。通過濾波分解出大渦模擬的控制方程，引入亞格子應力模型描述小渦對大渦的影響。

大渦模擬中需要對亞格子應力模型封閉。亞格子湍流應力τij可表示為

τij=13τkkδij－2μtij（1）

式中：μt和τkk分別為亞網格尺度湍流黏度和亞網格尺度應力的各向同性部分；δij為克羅內克函數；ij為應變率張量，可以表示為

ij=12ixj+jxi（2）

其中：ixj為大尺度速度分量i在方向xj上的分量；jxi為大尺度速度分量j在xi方向的分量。

本文采用壁面自適應局部渦黏性模型（WALE）對小渦結構求解。μt可以表示為

μt=ρL2s（SdijSdij）^3/2（ijij）^5/2+（SdijSdij）^5/4（3）

式中：ρ為流體密度；Ls和Sdij分別為亞格子尺度的混合長度和速度梯度平方張量，定義為

Ls=min（κd，CwV^1/3）（4）

Sdij=12（2ij+2ji）－13δij2kk（5）

式中：κ為馮卡門常數，通常取0.41；d為距離最近壁面的垂直距離；Cw為湍流模型相關的經驗常數；V為網格單元的體積；2ij、2ji為濾波后大尺度速度梯度張量作用在i面沿j方向、作用在j面沿i方向的分量；2kk為濾波后速度張量的跡，表示體積變化率。

以上大渦模擬理論方程被封裝在商業計算軟件ANSYS Fluent中。湍流普朗特數為Fluent中默認參數。壓力-速度耦合選擇SIMPLEC選項。SIMPLEC相較于PISO算法減少了計算的復雜性，在某些情況下具有較快的收斂速度，在相同的計算條件下需要的計算資源更少。SIMPLEC相較于SIMPLE算法的優勢在于：一方面改進了壓力校正方程，降低了誤差累計的可能性并提高了整體計算精度；另一方面通過優化壓力和速度的耦合過程，改善了計算的穩定性。壓力插值選擇二階方案。連續與動量方程采用有界中心差分方法離散。能量方程采用二階迎風方法差分。為了在獲得高精度數值求解精度的同時提高瞬態計算的穩定性，將有界中心差分系數定義為0.5。目標腔室內的庫朗數為0.7，可以保證即便存在速度波動情況，仍然可以保證最大庫朗數小于1。當各個物理量的殘差下降至10^－4時可認為達到收斂。一個時間步長內迭代10次即可完成收斂。瞬態計算進行4個時間周期運算后，開始對3個時間周期的瞬態計算結果求平均解。

1.3 網格劃分及邊界條件

圖3以雙旋流沖擊冷卻計算域介紹邊界條件。藍色區域為冷氣進口，質量流量Minlet=0.0029kg/s，基于沖擊孔直徑的雷諾數Re=10000。為了獲得完全發展的速度剖面，基于入口截面向前拉伸50倍的進口截面水力直徑長度，并采用拉伸后的計算域模型開展先行穩態計算。拉伸得到的計算域入口可根據雷諾數要求設置為不同的質量流量邊界條件。拉伸計算域的出口即目標計算域的供氣腔室入口設置為壓力出口，壓力為poutlet，1=101325Pa。當拉伸域出口監控點的溫度速度不再改變時暫停計算，將出口的速度和溫度分布附加給雙旋流沖擊冷卻數值模型入口，進而開展大渦模擬數值研究。冷氣進口速度分布與1/7的速度分布規律相近，溫度設置為Tinlet=300K。采用譜合成方法在計算域入口生成湍流。為了盡可能節約計算成本，將供氣腔室頂部設置為對稱邊界條件。黃色區域為目標腔室出口，設置為恒定壓力出口，其壓力poutlet，2=101325Pa。目標腔室內壁面設置為恒定的熱流密度qw=1500W/（m2·K），其中模型中紅色壁面為面積相同的換熱統計區域，用于對比評估兩種沖擊方式的總體換熱強度。其他壁面均設置為無滑移絕熱邊界條件。計算域內的冷氣工質為可壓縮理想空氣。空氣黏性和導熱率分別遵從Sutherland理論和Kinetic理論。

采用ANSYS ICEM對計算域進行結構化網格劃分，如圖4所示。通過合理的拓撲劃分和網格設置，使得網格質量均在0.6以上，網格最小傾斜角在34°以上。為了獲得壁面精確的計算結果，對計算域內所有壁面附近的網格進行加密。目標腔室及沖擊孔壁面的法向第一層網格高度分別為0.010mm和0.006mm，膨脹比均為1.05。以上兩個關鍵壁面區域的最大y+控制在0.7以下。此外，根據大渦模擬數值研究對壁面網格在展向和流向方向的要求，調整壁面網格使得Δx+和Δz+均小于30。其中，Δx+=Δx/（uτν），表示網格在流向方向上的分辨率，uτ為摩擦速度，ν為流體運動黏度，Δz+=Δz/（uτν）表示網格在法向方向的分辨率。壁面展向和流向方向的網格過渡系數均設置為1.1。兩個模型雙旋流冷卻計算域和垂直沖擊計算域的網格數分別為4700萬和4500萬。

引入Celik等^［21］提出的分辨率質量指數Q，判別網格的分辨率是否足以解析足夠的湍流動能。Q的定義如下

Q=1+αν〈νt，eff〉νn^－1（6）

式中：νt，eff和ν分別為總有效黏度和運動黏度；αν和n為常數，分別取0.05和0.53。圖5中，x/D表示經過沖擊駐點直線的無量綱距離，所展示的雙旋流腔室對稱截面z/D=0處的Q均在0.89以上，足以解析足夠的湍流動能。

2 結果與討論

2.1 數值方法驗證

由于公開文獻中尚未發現雙旋流沖擊冷卻的實驗數據，因此選擇Zhou等^［22］的平面垂直沖擊冷卻實驗數據開展數值計算，驗證大渦模擬數值方法的準確性。選擇與本文研究工況相同的沖擊雷諾數條件，Re=10000。沖擊靶面的熱流密度為qw=1500W/（m2·K）。根據垂直沖擊幾何關系建模，并采用ICEM軟件進行結構化網格劃分，計算模型如圖6所示。整個計算域共有1300萬網格單元，在沖擊孔內及沖擊靶面附近采用加密處理。

驗證考察變量為時間平均努塞爾數，定義如下

Nu=qwDλ（Tw－Tinlet）（7）

式中：qw為熱流密度；λ和Tw分別為計算域進口的冷氣導熱率和沖擊靶面溫度。

實驗與數值的時間平均努塞爾數分布曲線如圖7所示。可以發現，LES仿真結果與實驗測試結果在數值和分布趨勢上均吻合較好，明顯好于realizable k-ε模型的穩態模擬結果。尤其是在x/D=±1.5時，LES能夠較為精細地捕捉前緣局部換熱規律的細微變化。

2.2 雙旋流沖擊冷卻與垂直沖擊冷卻特性對比

圖8展示了兩種冷卻方式下，沖擊腔室內的瞬時切向速度U和流線分布。可以看出，在沖擊射流的剪切作用下，沖擊腔室內左右兩側均形成了明顯的回流區。不同的是，雙旋流腔室內射流沖擊至靶面后在腔室的引導下貼近壁面繼續以旋流形式流動。兩側半圓內的低速回流區為中心旋流渦系結構，壁面附近的切向流速明顯大于中心旋流區的切向速度。以往的研究認為，壁面附近高速切向射流使得速度邊界層變薄，強化了流體與壁面的對流換熱強度。垂直沖擊冷卻切向速度分布與雙旋流沖擊冷卻不同，沖擊射流沖擊至靶面后沿壁面向兩側流動，但在壁面附近未形成明顯的高速區域，對于提高壁面對流換熱強度不利。腔室內的渦系結構分布復雜，除了腔室兩側的兩個大尺度剪切渦系結構外，在靠近頂部平面附近還出現若干小尺度渦結構。

圖9展示了Re=10000時雙旋流沖擊冷卻和垂直沖擊冷卻壁面的努塞爾數分布情況。由圖可見，兩種沖擊方式在沖擊駐點附近均表現出高努塞爾數分布區，沖擊駐點之間努塞爾數相對較低。不同之處在于，雙旋流沖擊中壁面的努塞爾數分布范圍明顯大于垂直沖擊冷卻，主要在遠離沖擊駐點的邊緣位置和第二個沖擊孔下游。雙旋流腔室內第二個沖擊駐點附近的高換熱區域寬度更寬，沿展向發展相對扁平。

圖10展示了沖擊腔室內壁面上時間-周向平均努塞爾數Nu沿流向的分布圖。選擇相同距離的橫向壁面長度，流向的對比范圍為0＜x/D＜8。由圖可見，雙旋流沖擊冷卻努塞爾數相較于垂直沖擊冷卻有明顯提升，尤其在第一個沖擊駐點附近和第二個沖擊駐點下游。在兩個沖擊駐點中間區域，即x/D=3.5，橫向平均努塞爾數大小相當。努塞爾數的峰值出現位置表明兩種冷卻方式的沖擊駐點位于同一流向位置。在流向方向，兩個努塞爾數峰值明顯偏移沖擊孔中心位置。這是由于來自上游的氣流相對于沖擊射流為橫向流，在帶動沖擊射流沿流向發生偏轉的同時降低沖擊駐點的努塞爾數，Zhou等^［15］的研究中得到過類似的結論。影響第一個沖擊射流的上游橫流主要來自上游壁面的反彈支流，影響第二個沖擊射流的上游橫流主要來自第一個沖擊射流。

圖11展示了壁面努塞爾數分布以及6個流向截面（x/D=1.5，3.0，4.5，6.0，7.5，9.0）的溫度分布情況。由圖可見，兩個腔室內基本呈現隨著流向距離的增加，腔室溫度逐漸升高的趨勢。雙旋流沖擊壁面的高努塞爾數分布范圍明顯大于垂直沖擊冷卻，并且在x/Dgt;9壁面處還有略微提升。在不同流向截面處，雙旋流冷卻的溫度分布相較于垂直沖擊冷卻更加均勻，射流沖擊至壁面后沿s方向的流動軌跡更加明顯。壁面的加熱效應導致同一流向截面內靠近沖擊點的低溫區逐漸消失，并在靠近沖擊孔的壁面附近高溫流體區域逐漸增厚，在半圓交互區域流體溫度達到最大。在非沖擊射流截面內，兩個旋流腔室壁面高溫氣流匯聚后與低溫流體混合，溫度逐漸降低。

溫度場在垂直沖擊冷卻中則表現出明顯的非均勻性。低溫區域同樣存在于兩個沖擊滯止區域，而在沖擊腔室的展向頂部區域出現了明顯的高溫區，并在非沖擊射流截面位置延伸至頂部中心區域，如在x/D=7.5和9.0截面內高溫區轉移至腔室中心區域。此外可以發現，第二個沖擊射流呈放射形狀沖擊至壁面，其覆蓋范圍明顯大于第一個沖擊射流覆蓋范圍。

為了厘清沖擊腔室內的流動情況，根據時間平均流場繪制了流線如圖12所示，圖中為平均切向速度。紅色和藍色流線分別對應從第一個和第二個沖擊孔流出的沖擊射流。在同一雙旋流腔室半腔內，每個射流沖擊至腔室靶面后形成兩個射流分支。對于第一個沖擊射流而言，射流分支①沖擊至靶面后沿壁面流動，撞擊腔室側壁后反彈。隨后，反彈射流向半圓腔室中心流動并以旋流的方式向流向x正方向。在第一支沖擊射流附近，如x/D=1.5位置，表現為中心流體為反射后的射流支流①，外側流體為射流分支②。射流分支②沖擊至靶面后在旋流腔室的引導下做高速流動，在第二個沖擊孔附近以較低流速流向半圓腔室中心。第二個沖擊射流中射流分支③在上游橫流的影響下在x負方向的擴散程度受限，與射流分支④共同在壁面的引導下以旋流方式流動。在第二個沖擊孔附近同一流向位置，如x/D=4.5位置，同樣地，外側為來自第二個沖擊孔的沖擊射流，內側為射流分支①和射流分支②所形成的中心旋流結構。右側縮略圖顯示，腔室內的流動以旋流流動為主。以上Re=10000工況下雙旋流腔室內的流動結構與Tao等^［23］在Re=15000工況下得到的流動結構相似，表明本文所討論的旋流特征具有代表性。

同樣地，用數字編號表示圖12（b）中垂直沖擊腔室內的流線。沖擊支流①沖擊至靶面后向腔室側壁流動，在壁面附近向上流動后經過反彈沿流向x正方向流動。沖擊支流②沖擊至靶面后沿壁面向展向流動（如右下圖中藍色橢圓框線），隨后在第二個沖擊射流分支③的阻擋向沖擊孔出口方向（y正方向）流動，并最終沿x正方向流向腔室出口。沖擊支流①在沖擊支流②上方形成回流區，隨后沿頂部區域流向出口。沖擊支流③沖擊至壁面后先沿x負方向流動，與來自上游橫流相互作用形成回流區并向展向方向延伸（如圖12（b）右圖紅色橢圓框線所示），并最終在橫向流的帶動下沿x正方向從腔室出口流出。值得注意的是，在與上游橫流發生交互作用時，紅色橢圓框線內的低溫回流區域沿展向覆蓋寬度明顯，因此努塞爾數分布云圖中第二個沖擊射流的展現覆蓋寬度更寬。沖擊支流④沖擊至壁面后以表面流的形式貼附壁面沿x正方向流動。相較于雙旋流沖擊冷卻，垂直沖擊腔室內的流線分布體現出“無序”特征。

圖13展示了腔室內不同流向截面的流向渦量ωx示意圖。由圖可見，雙旋流腔室內的高渦量區域區域分布于中心旋流區域、沖擊射流與中心旋流的交互區域和壁面區域。在x/D=1.5，4.5兩個截面內，沖擊射流與旋流交互區域和壁面區域的渦量分布明顯。在非沖擊射流截面內，除了在腔室兩側壁面區域存在明顯的渦量分布外，中心旋流區的渦量分布為主要特征。隨著流向距離的增加，流向渦量逐漸降低。對于垂直沖擊冷卻而言，在沖擊射流截面內高渦量區域來自射流與腔室內流體及壁面的剪切作用，而在非沖擊射流截面內，高渦量區主要分布在沖擊靶面兩側壁面位置。Kusterer等^［10］和Lin等^［24］認為，在兩個旋流腔室相交位置，兩支旋流的交叉作用所導致的熱量交換增強，是導致雙旋流沖擊冷卻換熱性能提升的原因之一。然而，圖中的渦量圖并未顯示明顯的交叉流動現象，并且在上圖的流向渦量圖中，非沖擊射流截面的腔室相交位置的渦量并不明顯，因此旋流的交叉流動對內部換熱提升的影響并不顯著。

Zhou等^［25］和Kusterer等^［26］認為，雙旋流沖擊冷卻相較于傳統垂直沖擊冷卻的總壓降降低明顯，但并未解釋雙旋流腔室內總壓下降的機理。利用時間平均流場，繪制出Q準則等值輪廓線（Q=600000），對雙旋流腔內的特征渦結構和總壓損失系數（ΔP*=（Ptotal，inlet－Plocal）/Ptotal，inlet，式中Ptotal，inlet和Plocal分別為冷氣進口總壓和局部總壓）進行了分析， 如圖14所示。 相較于Zhou等^{［25，27］} 基于穩態數值結果獲得的渦系結構，本文的渦系結構特征更加豐富。旋流腔室內旋流渦結構明顯，在兩個旋流腔室交互區域沒有出現明顯的渦結構，尤其在遠離第二個沖擊孔的下游位置。高壓力損失區域主要分布在沖擊孔入口和中心旋流區（如縮略圖中白色虛線所示），其中高壓力損失的中心旋流區域從腔室側壁繞過兩支沖擊射流直至腔室出口，而壁面附近的總壓損失相對較小。流向截面總壓損失系數云圖展現出高壓力損失區域分布于中心旋流區域，隨著流向距離的增加，高損失區域面積逐漸增大，壁面附近的總壓損失增加明顯。以上Re=10000工況下雙旋流腔室內的總壓降分布特征與Tao等^［23］在Re=15000工況下的結果相似，表明本文所討論的總壓降分布特征具有代表性。

在垂直沖擊冷卻腔室內，除了沖擊滯止點附近外均為高壓力損失區域。如圖14（b）左圖的右上縮略圖黑色虛線所示，射流分支①和射流分支③形成的回流區所在渦系結構處同樣具有較大的總壓損失。流向截面總壓損失系數云圖顯示，支流②和支流④的壁面流附近總壓損失相對較小，壁面附近的低損失區域沿著流向發展逐漸消失。

為了評估兩種冷卻方式的綜合換熱性能，圖15分別統計了不同范圍內的面平均努塞爾數（x/D=0～8及x/D=0～13.5）、腔室總壓損失（冷氣入口至x/D=8及x/D=13.5）和對應區域范圍的綜合換熱系數。綜合換熱系數定義為

ζ=Nu（Ptotal，inlet－Plocal）^1/3（8）

式中：Nu為面平均努塞爾數。

由圖15可見，在x/D=0～8區域內，雙旋流冷卻的面平均努塞爾數相較于垂直沖擊冷卻提高了5.78%，而由于旋流腔室內大范圍的總壓損失區域，其總壓降相較于垂直沖擊冷卻提高了29.58%，直接導致綜合換熱系數降低了3.10%。在x/D=0～13.5區域范圍內，雙旋流冷卻的面平均努塞爾數比垂直沖擊冷卻提高了11.90%，相較于x/D=0～8區域內的面平均努塞爾數提升幅度增加。這是由于在雙旋流腔室內，遠離第二個沖擊孔下游的旋流流動仍然對壁面有冷卻作用（如圖11），對流換熱的衰減程度相對垂直沖擊冷卻小，即便在總壓降提高了38.32%的情況下，其綜合換熱系數仍較垂直沖擊冷卻有所提高，約為0.42%。

本文研究對象為雙旋流沖擊冷卻的基準模型，由于總壓降增加明顯導致綜合換熱系數相較垂直沖擊冷卻優勢不明顯。然而，Lin等^［14］和Zhou等^［15］在保證高換熱水平的基礎上采用在兩個旋流腔室交互尖角壁面做倒圓處理和改變雙旋流腔室形狀來降低總壓損失，有效提高了綜合換熱系數。可見，雙旋流沖擊冷卻仍具有重要的工程應用價值。

3 結 論

本文基于大渦模擬數值計算方法，對新型雙旋流沖擊冷卻和傳統垂直沖擊冷卻的流動和傳熱特性開展機理分析。基于瞬態結果考察了沖擊腔室內渦系結構特征，基于時間平均結果分析了腔室內的流動換熱特性，并討論了總壓降的分布范圍和趨勢，主要結論如下。

（1）雙旋流腔室內的流動狀態呈現強烈的剪切流動特征，并且在腔室的引導下繼續以旋流形式流動。沖擊射流沖擊至靶面后在腔室的引導下形成旋流沿壁面流動，壁面附近的切向流速明顯大于中心旋流區的切向速度。垂直沖擊冷卻切向速度分布與雙旋流沖擊冷卻不同，沖擊射流沖擊至靶面后沿壁面向兩側流動，但并未在壁面附近形成明顯的高速區域，不利于提高壁面對流換熱強度不利。

（2）雙旋流沖擊腔室靶面努塞爾數在各個流向位置相較于垂直沖擊冷卻都有明顯提升，雙旋流沖擊的靶面努塞爾數分布更加均勻且高努塞爾數區沿展向分布范圍更寬。雙旋流沖擊腔室內的高流向渦量除了分布于壁面附近和沖擊射流邊緣外主要出現在中心旋流區，中心旋流區總壓降明顯增加。隨著流向距離的增加，兩種沖擊方式的高總壓損失區域逐漸向壁面發展。旋流的交叉流動對內部換熱提升的貢獻并不顯著。

（3）x/D=0～8區域內雙旋流冷卻的面平均努塞爾數相較于垂直沖擊冷卻提高了5.78%，在x/D=0～13.5區域范圍內則提高了11.90%，旋流在下游壁面的持續冷卻作用使得面平均努塞爾數相較于x/D=0～8區域大幅提升，綜合換熱系數相較垂直沖擊冷卻提高了0.42%。后續研究仍然可以通過改變雙旋流腔室的幾何特征來降低總壓損失以提高其工程應用價值。

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（編輯 亢列梅）