廖高良,王新軍,李軍

(西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院, 710049, 西安)

帶槽雙射流氣膜冷卻數(shù)值研究

廖高良,王新軍,李軍

(西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院, 710049, 西安)

針對雙射流氣膜冷卻在提高氣膜冷卻效率中存在橫向冷卻效果不佳的問題,提出了一種帶槽結(jié)構(gòu)的雙射流氣膜冷卻方式,即在氣膜孔出口處垂直于流向橫開一槽,并在平均吹風(fēng)比為1.9時(shí),采用CFX商用軟件及剪切應(yīng)力輸運(yùn)湍流模型對帶槽雙射流結(jié)構(gòu)的流動(dòng)與冷卻特性進(jìn)行數(shù)值研究,獲得了橫槽傾角對氣膜冷卻特性的影響規(guī)律。研究結(jié)果表明:在相同孔間距下,帶槽結(jié)構(gòu)能明顯改善氣膜在被冷卻壁面的橫向分布,增大氣膜的橫向覆蓋面積,有效提高氣膜冷卻效率;不同的橫槽傾角對氣膜冷卻效率具有重要的影響,傾角均為30°時(shí)的方案冷卻效果最好;沿中心線遠(yuǎn)離氣膜孔處出現(xiàn)未冷卻區(qū)域,這可能與吹風(fēng)比、橫槽傾角、槽寬等參數(shù)有關(guān)。研究結(jié)果為射流冷卻的流動(dòng)與換熱特性研究提供了參考依據(jù)。

氣膜冷卻;帶槽雙射流;冷卻效率;數(shù)值模擬

提高燃?xì)馔钙竭M(jìn)口溫度可以有效地改善燃?xì)廨啓C(jī)的熱效率,增加透平輸出功率。現(xiàn)代燃?xì)廨啓C(jī)航空發(fā)動(dòng)機(jī)透平進(jìn)口溫度最高已經(jīng)達(dá)到2 000 K[1],遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過了目前金屬材料所能承受的極限溫度,為了保證燃?xì)廨啓C(jī)安全可靠的運(yùn)行并延長使用壽命,必須對透平高溫部件進(jìn)行有效的冷卻保護(hù)。氣膜冷卻作為一種重要的冷卻保護(hù)措施,通過在被冷卻表面形成一層氣膜,使得金屬材料與高溫燃?xì)飧糸_,從而達(dá)到冷卻保護(hù)的作用。近幾十年來,國內(nèi)外許多學(xué)者對氣膜冷卻做了研究,發(fā)現(xiàn)冷卻孔結(jié)構(gòu)與布局對氣膜冷卻效率的影響很大,改進(jìn)和完善冷卻孔結(jié)構(gòu)是提高氣膜冷卻性能的重要途徑。Goldstein(1969)最早研究了傾斜圓孔對氣膜冷卻效率的影響[2]。Gritsch等人對圓形孔、扇形孔和后傾扇形孔進(jìn)行了研究,對比了它們的氣膜冷卻效率[3]。Thole等人實(shí)驗(yàn)研究了不同氣膜孔出口形狀的流動(dòng)特性,結(jié)果表明成型孔具有較好的橫向冷卻效果[4]。劉存良等對收縮-擴(kuò)張型氣膜孔冷卻效率進(jìn)行了數(shù)值研究[5]。

Kusterer等人為消除腎形渦對對氣膜冷卻效率的影響,提出了一種雙射流氣膜冷卻結(jié)構(gòu)[6-10]。雙射流氣膜冷卻結(jié)構(gòu)是由一對相鄰的具有相反復(fù)合角的圓形氣膜孔組成。理想情況下,這種結(jié)構(gòu)可以在氣膜孔出口處形成一對對稱的反腎形渦,阻止高溫燃?xì)庀虮诿婢砦⑶铱梢允估鋮s氣體更好地附著在被冷卻表面上,從而提高氣膜的冷卻效率。Kusterer等人提出的雙射流結(jié)構(gòu)橫向冷卻效果不佳,為達(dá)到足夠的橫向冷卻效果需要在側(cè)向布置更多的氣膜孔來增加冷卻空氣的消耗。鑒于孔與孔之間的區(qū)域冷卻效果比較薄弱,一些研究者提出了離散孔與縫槽相結(jié)合的思想。Lu等人對單一孔帶槽結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究,結(jié)果表明當(dāng)槽深為0.75倍孔徑時(shí)可獲得最好的冷卻效果[11-12]。

本文在雙射流氣膜冷卻結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上,結(jié)合前人對橫槽結(jié)構(gòu)的研究,提出了一種改進(jìn)的冷卻結(jié)構(gòu),即在氣膜孔出口處沿著與流動(dòng)垂直方向開一個(gè)橫槽(帶槽雙射流氣膜冷卻結(jié)構(gòu)),采用CFX商用軟件,數(shù)值研究了帶槽雙射流氣膜結(jié)構(gòu)的冷卻特性,并與原雙射流氣膜冷卻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了對比。

1 計(jì)算模型與數(shù)值方法

1.1 幾何模型

圖1為Kusterer等人提出的雙射流氣膜冷卻結(jié)構(gòu)[6]示意圖,圖2是本文提出的帶槽雙射流氣膜冷卻結(jié)構(gòu)示意圖。

P1、T1:主流氣體進(jìn)口總壓、總溫;P2:主流出口靜壓;Pc、Tc:冷卻氣體進(jìn)口總壓、總溫;P2,c:冷卻氣體出口靜壓;D:氣膜孔孔徑

α、β:槽上、下游擋板傾角

為了便于對比,兩種結(jié)構(gòu)的氣膜孔相對位置、孔徑以及計(jì)算域完全相同,差別在于后者將雙射流氣膜孔布置在一個(gè)與主流方向垂直、寬W為23.75mm的橫槽內(nèi)。取第2個(gè)孔出口中心為坐標(biāo)原點(diǎn),圖中x表示主流方向,y方向垂直主流向上,z為橫向;孔1與孔2沿x軸布置,孔間距S為3D;氣膜孔的孔徑D為3 mm,孔長L與D比值為7,氣膜孔軸線與主流方向的空間夾角為30°。根據(jù)Lu等人的研究成果選取槽深為2.25mm(即0.75D)。本文數(shù)值研究了Kusterer提出的雙射流結(jié)構(gòu)和5種帶槽雙射流氣膜結(jié)構(gòu)的冷卻特性,具體結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

表1 不同橫槽結(jié)構(gòu)的幾何參數(shù)

1.2 數(shù)值方法

采用CFX商用軟件對Kusterer的雙射流結(jié)構(gòu)和帶槽雙射流結(jié)構(gòu)的氣膜冷卻特性進(jìn)行了數(shù)值模擬。由于結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性,所以將整體計(jì)算域分割成3個(gè)部分:冷卻氣體通道、氣膜孔和主流氣體通道。對這3部分采用不同的網(wǎng)格生成方法,其中冷氣和主流氣體通道采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,氣膜孔及附件區(qū)域采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,網(wǎng)格均在ICEM CFD中生成。為保證計(jì)算的準(zhǔn)確性以及節(jié)省計(jì)算機(jī)資源,對網(wǎng)格進(jìn)行了無關(guān)性驗(yàn)證以獲得最優(yōu)網(wǎng)格數(shù)目。如圖3所示,對Kusterer方案的網(wǎng)格無關(guān)性進(jìn)行了驗(yàn)證,結(jié)果表明,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)大于110萬時(shí)則認(rèn)為數(shù)值與網(wǎng)格數(shù)無關(guān)。對所有結(jié)構(gòu),本文最后選取網(wǎng)格數(shù)為110～140萬作為計(jì)算網(wǎng)格數(shù)目。將壁面第1層網(wǎng)格Y+(Y Plus)值控制在5～30之間,以滿足湍流模型對壁面網(wǎng)格布置的要求。

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

Kusterer在吹風(fēng)比為1.0時(shí),研究了雙射流結(jié)構(gòu)的氣膜冷卻特性[8],本文采用SST湍流模型對雙射流結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬,計(jì)算模型和邊界條件與文獻(xiàn)[8]中的條件完全相同。圖4是數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[8]的比較曲線,圖中橫坐標(biāo)x/D是軸向的相對值,縱坐標(biāo)是絕熱氣膜冷卻效率

(1)

式中:Taw為絕熱壁面溫度;T∞為主流氣體進(jìn)口總溫;Tc為冷卻氣體進(jìn)口總溫。

吹風(fēng)比為冷氣與主流氣體的質(zhì)量流量比

(2)

式中:ρc為冷卻氣體密度;uc為冷卻氣體速度;ρ∞為主流密度;u∞為主流速度。

圖4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與Kusterer實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的比較曲線

從圖4中可以看出,模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好,說明SST模型是適用的。本文后續(xù)的計(jì)算均采用SST湍流模型。

1.3 邊界條件

冷卻氣體和主流氣體為理想空氣,對于氣膜孔出口,M=1.9。主流進(jìn)口和冷卻通道進(jìn)口均給定總壓總溫,壓比和溫比分別為0.8752,2.286;主流與冷卻通道出口給定靜壓,壓比為0.812,湍流強(qiáng)度為5%,沿z軸兩側(cè)設(shè)為周期性壁面,其余面均為無滑移絕熱壁面。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 溫度分布與流線圖

為了分析帶槽與不帶槽雙射流氣膜冷卻結(jié)構(gòu)的流動(dòng)與換熱特性,選取了Kusterer方案和B方案作為分析對象。圖5、圖6分別為Kusterer方案和B方案沿流向不同截面的溫度分布云圖與流線圖,所選取的截面依次為x/D=1,6,11,16。從截面上的溫度分布可以看出,被冷卻區(qū)域沿高度方向不斷增加。從氣膜孔出口噴出的冷卻氣體具有垂直方向的速度分量,沿流向冷卻氣體不斷被抬離壁面,射入主流區(qū)并與主流氣體混合,從而導(dǎo)致主流區(qū)溫度降低,下游遠(yuǎn)離孔的區(qū)域冷卻效果不佳。導(dǎo)致冷卻氣體抬離壁面的主要因素是在壁面附近形成了腎形渦。腎形渦使得主流高溫氣體沖擊壁面,冷卻氣體不斷被抬離壁面,降低了氣膜冷卻效率。雖然雙射流氣膜冷卻結(jié)構(gòu)形成一對相反的腎形渦,可以在一定程度上減少冷氣的抬離,但并沒有形成理想的對稱反腎形渦對,因此仍有部分冷卻氣體射入主流,導(dǎo)致冷卻效果降低。

(a)溫度分布

(b)流線圖

可以看出,沿流向壁面溫度逐漸升高,即冷卻效果不斷降低,這主要是因?yàn)槔鋮s氣體射入主流,與主流混合,減少了與壁面接觸的冷氣流量,導(dǎo)致壁面溫度上升。Kusterer方案,在氣膜孔出口處冷卻氣體速度低于主流氣體,受主流氣體影響不斷向孔下游發(fā)展,使得橫向流動(dòng)較弱,無法在橫向形成有效的氣膜保護(hù),如圖5所示

對比圖6和圖5,帶槽雙射流結(jié)構(gòu)(如B方案)在橫向形成了較寬的冷卻保護(hù)區(qū)域,相比于Kusterer方案具有更好的橫向冷卻效果。帶槽雙射流結(jié)構(gòu)中,主流氣體經(jīng)過橫槽結(jié)構(gòu)時(shí),面積突然增大,流動(dòng)速度降低。在冷卻氣體動(dòng)量不變的情況下,冷卻氣體與主流氣體的動(dòng)量比增大,使得主流對冷卻氣體的影響降低,從而減小了冷卻氣體橫向流動(dòng)的阻力,增加了橫向氣膜的覆蓋率,改善了整體氣膜冷卻的效果。由流線圖可以看出,冷卻氣體具有較寬的橫向分布。

受冷卻氣體橫向分布的影響,帶槽雙射流氣膜冷卻結(jié)構(gòu)沿孔中心線下游x/D>12處出現(xiàn)狹窄的未冷卻區(qū)域,如圖6所示。冷卻氣體在橫向覆蓋區(qū)域的增加,使得中心區(qū)域冷卻氣體量減少,從而導(dǎo)致在孔的下游中心線附近出現(xiàn)未冷卻區(qū)域。為提高帶槽雙射流結(jié)構(gòu)的氣膜冷卻效果,可以通過改變槽的結(jié)構(gòu)參數(shù)等方式來改善孔下游區(qū)域中心線附近的冷卻效果,這需要對槽結(jié)構(gòu)進(jìn)行更深入的研究,具體工作還在進(jìn)行中。

(a)溫度分布

(b)流線圖

2.2 氣膜冷卻效率

實(shí)際上,燃?xì)廨啓C(jī)透平各部件內(nèi)部有熱量交換,并不是絕熱的。模擬真實(shí)的冷卻過程需要考慮流體與固體之間的流熱耦合。本文只是對帶槽雙射流氣膜冷卻結(jié)構(gòu)的機(jī)理進(jìn)行了研究,故假設(shè)壁面是絕熱的。絕熱氣膜冷卻效率是評判氣膜冷卻效果的參數(shù)。沿流向選取截面x/D=-2,x/D=1和x/D=6,圖7為不同截面橫向絕熱氣膜冷卻效率的分布。Kusterer雙射流結(jié)構(gòu)只在-0.005m

(a)x/D=-2

(b)x/D=1

(c)x/D=6

圖8給出了Kusterer方案以及5種帶槽雙射流結(jié)構(gòu)的橫向平均絕熱氣膜冷卻效率沿流動(dòng)方向的分布。橫向平均絕熱氣膜冷卻效率是對橫向面積積分得到的,由圖5和圖6可以看出,部分橫向區(qū)域并沒有被冷卻,從而導(dǎo)致橫向平均氣膜冷卻效率較低,均小于0.45。從圖7可以看出,帶槽雙射流冷卻結(jié)構(gòu)(A、B、C、D和E方案)的氣膜冷卻效率遠(yuǎn)高于不帶槽雙射流冷卻結(jié)構(gòu)(Kusterer方案)的冷卻效率。B方案的平均氣膜冷卻效率最大值出現(xiàn)在槽上游擋板處,受擋板的影響,冷卻氣體緊貼壁面并且向兩側(cè)流動(dòng),使得擋板附近氣膜冷卻效率增加。A方案的氣膜冷卻效率在孔出口處達(dá)到極值,然后隨著冷卻氣體與主流的混合逐漸減小。同時(shí),由于缺少擋板的作用,所在第一個(gè)氣膜孔的上游冷卻效率幾乎為0。在平均吹風(fēng)比為1.9時(shí),B方案具有最好的氣膜冷卻效率,最大氣膜冷卻效率為Kusterer方案最大效率的3.43倍。在第二個(gè)氣膜孔出口下游,即x/D=3處,各結(jié)構(gòu)平均氣膜冷卻效率達(dá)到極大值,其中B方案的氣膜冷卻效率為0.418 06,遠(yuǎn)大于Kusterer方案的0.113 22,其余4種結(jié)構(gòu)的平均氣膜冷卻效率分別為B方案的0.853、0.807、0.906和0.884倍。

圖8 橫向平均絕熱氣膜冷卻效率

3 結(jié) 論

本文提出了帶槽雙射流氣膜冷卻結(jié)構(gòu),在平均吹風(fēng)比1.9條件下對雙射流冷卻和不同槽結(jié)構(gòu)雙射流冷卻進(jìn)行了數(shù)值研究,結(jié)論如下。

(1)帶槽雙射流冷卻結(jié)構(gòu)可以很好地改善氣膜在被冷卻壁面的橫向分布,增大氣膜的橫向覆蓋面積,有效地提高了氣膜冷卻效率。

(2)所選取的5種帶槽雙射流冷卻結(jié)構(gòu)中,B方案具有最好的氣膜冷卻效果。

(3)對于帶槽雙射流結(jié)構(gòu),沿中心線遠(yuǎn)離孔(下游x/D>12)處出現(xiàn)未冷卻區(qū)域,這可能與吹風(fēng)比、橫槽傾角、槽寬等參數(shù)有關(guān)。要深入了解帶槽雙射流冷卻的流動(dòng)與換熱特性并改善孔下游區(qū)域的冷卻效果,還需要對不同吹風(fēng)比以及槽結(jié)構(gòu)進(jìn)行更多的研究。

[1] 王文三, 唐菲, 趙慶軍, 等.新型雙射流冷卻孔對氣膜冷卻效率影響的研究 [J].工程熱物理學(xué)報(bào), 2011, 32(8): 1291-1294.WANG Wenshan, TANG Fei, ZHAO Qingjun, et al.An investigation of the effect of new-type double-jet film cooling hole on film cooling effectiveness [J].Journal of Engineering Thermophysics, 2011, 32(8): 1291-1294.

[2] R J GOLDSTEIN.Film cooling following injection through inclined circular tubes [C]∥Israel Annual Conference on Aviation and Astronautics.Israel: NASA, 1969.

[3] GRITSCH M, SCHULZ A, WITTIG S.Adiabatic wall effectiveness measurements of film cooling holes with expanded exits [J].ASME Journal of Turbomachinery, 1988, 120(3): 549-556.

[4] THOLE K, GRITSCH M, SCHELZ A, et al.Flowfield measurements for film cooling holes with expanded exits [J].ASME Journal of Turbomachinery, 1998, 120(5): 327-336.

[5] 劉存良, 朱惠人, 白江濤.收縮-擴(kuò)張形氣膜孔提高氣膜冷卻效率的機(jī)理研究 [J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào), 2008, 23(4): 992-996.LIU Cunliang, ZHU Huiren, BAI Jiangtao.Study on the physics of film-cooling effectiveness enhancement by the converging-expanding hole [J].Journal of Aerospace Power, 2008, 23(4): 992-996.

[6] KUSTERER K, BOHN D, SUGIMOTO T.Double-jet ejection of cooling air for improved film cooling [J].ASME Journal of Turbomachinery, 2007, 129(10): 809-815.

[7] KUSTERER K, BOHN D, SUGIMOTO T.Influence of blowing ratio on the double-jet ejection of cooling air [C]∥Proceedings of ASME Turbo Expo 2007.New York, USA: ASME, 2007: 305-315.

[8] KUSTERER K, ELYAS A, BOHN D.Double-jet film- cooling for highly efficient film-cooling with low blowing ratios [C]∥Proceedings of ASME Turbo Expo 2008.New York, USA: ASME, 2008: 23-34.

[9] KUSTERER K, ELYAS A, BOHN D.A parametric study on the influence of the lateral ejection angle of double-jet holes on the film cooling effectiveness for high blowing ratios [C]∥Proceedings of ASME Turbo Expo 2009.New York, USA: ASME, 2009: 199-211.

[10]KUSTERER K, ELYAS A, BOHN D.Film cooling effectiveness comparison between shaped-and double-jet film cooling holes in a row arrangement [C]∥Proceedings of ASME Turbo Expo 2010.New York, USA: ASME, 2010: 1503-1515.

[11]LU Y P, DHUNGEL A, EKKAD S V.Effect of trench width and depth on film cooling from cylindrical holes embedded in trenches [C]∥Proceedings of ASME Turbo Expo 2007.New York, USA: ASME, 2007: 28-39.

[12]DORRINGTON J R, BOGARD D G.Film effectiveness performance for coolant holes embedded in various shallow trench and crater depressions [C]∥Proceedings of ASME Turbo Expo 2007.New York, USA: ASME, 2007: 159-170.

(編輯 管詠梅 苗凌)

NumericalInvestigationtoDouble-JetFilm-CoolingwithTrench

LIAO Gaoliang,WANG Xinjun,LI Jun

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

Double-jet film-cooling is able to significantly improve the film cooling effect, whereas has poor lateral cooling result.A new double-jet film cooling with trench is presented.The film holes are embedded in transverse trench perpendicular to the flow direction.To consider the influence of trench inclined angles on the film cooling characteristic, commercial software CFX and shear stress transport (SST) turbulence model are applied to numerically investigate the flow and film cooling characteristics of the double-jet film-cooling with trench at the averaged blowing ratio of 1.9.It is shown that the configuration with trench obviously improves the film transverse distribution on the cooled surfaces, and increases the film transverse cover area and enhances the film cooling effectiveness.The trench inclined angle greatly affects film cooling effectiveness, which reaches the best in the case of 30°.An uncooled zone far from the film holes along the centerline is found, which may be related to the blowing ratio, trench inclined angles and trench width.

film cooling; double-jet film-cooling with trench; numerical investigation; cooling effectiveness

10.7652/xjtuxb201403007

2013-07-29。

廖高良(1988—),男,博士生;王新軍(通信作者),男,副教授。

TK474.7

:A

:0253-987X(2014)03-0034-05