渦輪葉片帶肋通道換熱性能數值和試驗研究

李皓璠, 云雪

(沈陽飛機設計研究所, 遼寧 沈陽 110035)

對現有渦輪風扇發動機性能進行優化可采取改變發動機傳統循環模式、提高發動機循環參數、優化發動機控制系統等多種方法。發動機高壓渦輪前溫度直接決定推進系統的推力性能,高壓渦輪前溫度每提高10 K,推力可提高約1 470 N[1]。

目前渦輪風扇發動機渦輪葉片所采用的冷卻技術主要有外部冷卻和內部冷卻2種方式,其中內部冷卻中最重要的部分就是在葉片中部區域的帶肋通道冷卻[2]。Ayli等[3]研究了帶肋通道,擬合得到了強迫對流傳熱的傳熱關聯式。Liu等[4]對帶肋通道內的截斷肋進行了研究,發現相同換熱效率下采用截斷肋可降低壓力損失。Han[5]擬合得到了不同結構參數下帶肋通道的傳熱關聯式。Wang等[6-7]采用數值模擬方法研究不同結構內冷通道,結果表明相對于45°V型肋,波紋肋的換熱效果更好。劉聰等[8]對三角形V肋和反向V肋的換熱效果進行研究,發現反向V肋的換熱效果更好。通過改變肋片結構強化換熱的冷卻機理研究得到了廣泛發展[9]。但對于帶間隔的間斷肋片通道的流動換熱研究較少。本文利用試驗平臺對寬高比為1的45°斜置帶肋通道進行了詳細的測量,并開展數值模擬研究,驗證了帶間斷間隔肋的新型結構能夠有效提高換熱性能。

1 高壓渦輪葉片帶肋通道換熱性能衡量方法

在高壓渦輪葉片中增加肋結構,會在提升換熱性能的同時,增加流動阻力[10]。換熱能力以努賽爾數作為衡量指標,流動阻力以摩擦因數作為衡量指標,為了將換熱性能強化和流體能量損失進行綜合考慮,將換熱性能因子作為綜合評價指標[11],分別定義如下:

努塞爾數定義為

式中:Nu為努塞爾數;k為流體導熱系數,W·m-1·K-1;h為對流換熱系數,W·m-2·K-1;q為通過壁面熱流密度,W;qloss為散熱損失,W;A為通道換熱面面積,m2;Tw為通道表面當地平均壁面溫溫度,K;Tb為冷卻工質的溫度,K。

摩擦因數通過壓損Δp、通道長度l和流體的流動速度u求得

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式中:f為摩擦因數;Δp為流體壓力損失,Pa;u為氣流速度,m·s-1;l為通道長度,m。

為了衡量帶肋通道的換熱能力與摩擦損失的大小,現在引入光滑通道內強制對流換熱和摩擦因數的普遍關聯式

式中:Nu0為流體在光滑通道中努賽爾系數;f0為流體在光滑通道中的摩擦因數;Pr為流體的普朗特數。

換熱性能因子FT計算公式為

(6)

2 寬高比為1的45°斜置帶肋通道換熱性能測量試驗

2.1 試驗平臺簡介

寬高比為1的45°斜置帶肋通道試驗原理及結構設計如圖1～2所示,試驗裝置主要由風機、試驗段、電加熱器、控制與信號采集系統等組成。在試驗過程中, 由風機鼓入的空氣通過儲氣罐進入帶肋面恒定熱流密度為2 000 W/m2的試驗段中。調節控制系統電磁閥的開度得到合適流量, 使試驗段進口雷諾數分別保持在10 000,20 000,30 000,40 000,50 000和60 000這6種工況,試驗段進口壓力控制在0.3 MPa左右,進氣溫度為293 K。

圖1 試驗平臺原理圖

圖2 試驗段結構設計圖

原型通道和新型結構的具體參數如表1所示,序號2～7為新型結構,新型結構是在流動方向下游肋片遠端位置對肋片進行切除,序號3新型結構如圖3所示。

表1 帶肋通道原型結構及新型結構的具體參數(肋片角度α=45°,肋片間距P/e=10)

圖3 沿流動方向下游肋片切除的新型結構

所有的熱電偶均焊接在外壁面相應的測溫位置上,帶肋外壁面上沿中心線存在25個熱電偶測溫點,測溫點從距離入口19 mm處開始,依次相距19 mm均勻排布,帶肋通道試驗段外壁面熱電偶的分布如圖4所示。

圖4 熱電偶分布部分圖

2.2 試驗結果分析

對帶肋通道帶肋外壁面中心線上的25個測點進行了測量,試驗結果如圖5～6所示。其中,沿流動方向為x正方向帶肋通道當量直徑為D。

圖5 原型結構帶肋面外壁面中心線Nu分布

對于寬高比為1的45°斜置帶肋通道原型結構,在10 000,20 000,30 000,40 000,50 000,60 000 6種雷諾數工況下,帶肋外壁面中心線上努塞爾數分布基本上呈現相同的規律:

1) 在0

2) 在2≤x/D<6區域,流動進入了充分發展狀態,入口段效應基本消失,空氣溫度逐漸升高,努塞爾數逐漸減小, 帶肋面外壁面中心線上的努塞爾數隨著x/D的增加有逐漸減小的趨勢;

3) 在x/D≥6區域,冷卻空氣對試驗段的冷卻作用逐漸減弱,試驗段的外壁面的溫度趨于平緩,x/D≥11位置的溫度有所下降,努塞爾數逐漸增大。

6種新型結構的帶肋面外壁面中心線努塞爾數分布規律與原型結構的分布規律基本上相似:

1) 在0

2) 與原型結構不同的是,在0

3) 在x/D≥4區域,入口段效應的影響逐漸消失,流動狀態為充分發展,努塞爾數逐漸趨于平穩;

4) 在x/D≥10的區域,由于帶肋面的溫度有所降低,因此計算出來的努塞爾數有所升高,但變化程度非常小。

圖7為原型結構和6種新型結構帶肋通道的摩擦因數f的試驗結果。新型結構的摩擦因數f與原型結構相比差別不大,其值均分布在0.029～0.054之間,且隨著Re的增加,f逐漸減小。

圖7 不同結構帶肋通道的摩擦因數

3 寬高比為1的45°斜置帶肋通道換熱性能數值模擬

3.1 計算模型簡介

采用Inventor軟件建立計算域,計算域的網格采用ICEM軟件生成,保證y+小于1。經計算所得的網格無關性結果如圖8所示,本文選用進口流量、壓力出口、熱流密度等邊界條件。

圖8 帶肋直通道網格無關性驗證

使用6種不同的湍流模型k-ε、k-w、RNGk-ε、SST、SSG和LRR對寬高比為1的45°斜置肋片帶肋單通道進行數值模擬。使用SST湍流模型所得的數值計算結果較其他幾種湍流模型而言相對更加逼近試驗結果。

當使用SST計算模型時,所得的單通道帶肋壁面外壁面中心線上平均努塞爾數和試驗結果的對比情況如圖9所示。從進口雷諾數從10 000變化到60 000的過程中數值模擬結果能準確捕捉Nu數的變化趨勢,數值模擬結果比試驗結果的平均相對誤差為10.17%。

圖9 帶肋直通道SST湍流模型數值模擬結果與試驗值對比情況

3.2 數值模擬結果分析

圖10所示為寬高比為1的45°斜置肋片帶肋通道在Re=60 000時,內壁面努塞爾數比與1的差值。在流動方向下游肋片遠端3個肋高的區域差值為負值,切除這個區域的肋片以獲得更高的強化換熱效果。采用表1中的6種新型結構進行數值計算,以便相互驗證。

圖10 原型結構在Re=60 000時帶肋內壁面換熱效果

不同結構帶肋壁面平均努賽爾數比Nu/Nu0、摩擦因數比f/f0、平均強化換熱因子FT隨Re變化規律分別見圖11～13,在不同的入口雷諾數下換熱性能有較大的差別。結論如下:

圖11 不同結構帶肋壁面平均Nu/Nu0隨Re變化規律 圖12 不同結構帶肋通道f/f0隨Re變化規律 圖13 不同結構帶肋壁面平均FT隨Re變化規律

1) 相比于其他改良結構,全部肋片在流動方向下游切除3.8 mm的新型結構在綜合換熱性能上表現最優,摩擦因數比僅增加1.1%,而平均Nu數比和平均換熱因子分別平均增長15%,14%;

2) 在進口Re從10 000～60 000變化的情況下,全部肋片在流動方向下游切除3.8 mm新型結構平均努塞爾數比和強化換熱因子都是增加的,在低進口Re數下,換熱性能增加不如其他結構,但是在高進口Re數范圍內(30 000～60 000),該新型結構的2項強化換熱優化結果均是新型結構中最大值。

分析斜置肋片的強化換熱機理發現,主要是由于在斜置肋片之后的3～6個肋高的二次流再附著,對于邊界層的破壞使得斜置肋片相較直肋片而言換熱性能大大提升,同時在主流區域存在著一個巨大的渦。形成的渦結構將低溫工質帶到高溫區域,形成非常好的換熱效果[12]。新型結構換熱性能的提升是由渦旋核心分布的變化引起的。新型結構與原型結構的渦旋核心分布如圖14所示,從圖中可以明顯看出,二者的渦旋核心分布規律是相似的,都是由靠近右側光滑面的主流渦旋、肋片間的縱向渦和靠近左側光滑面的離散渦組成,這些渦旋構成了帶肋通道中的主要二次流流動。其中主渦靠近右側光滑面,距離帶肋壁面較遠,一般由第三根肋片開始形成并逐漸向下游發展、壯大。縱向渦沿著肋展方向流動,向著主流渦進行靠攏,最終匯聚,但是可以看出新型結構的由切除肋片帶肋的橫向渦強度相較于原型結構的橫向渦有所提升,同時對于與主流匯聚的位置也更加靠近出口,給予帶肋壁面上二次流的分離與再附著更多的機會,強化換熱的效果更明顯。

圖14 原型結構渦旋核心分布規律(Re=60 000)

4 結 論

本文對寬高比為1的45°斜置帶肋通道的原始結構與新型結構的換熱特性進行試驗測量與數值模擬研究,得到以下結論:

1) 原型結構與新型結構同樣存在入口段效應,原型結構入口段效應集中在0

2) 原型結構和新型結構在進口Re從10 000變化到60 000的過程中,數值計算結果與試驗結果平均相對誤差為10.17%。數值計算結果顯示,全部肋片在流動方向下游切除3.8 mm結構的換熱性能是6種新型結構中最優的。帶肋面平均Nu數、平均Nu數比和平均換熱因子相比于原始結構分別平均增長25.1%,24.8%,22.7%。