大渦模擬傾斜圓射流發(fā)行成橫流

1、大渦模擬傾斜圓孔射流發(fā)展成橫流E. Sakai , T. Takahashi, H. Watanabe摘要對燃氣渦輪葉片氣膜冷卻鄰域的理解，本文研究了一系列傾斜園射流的橫流的大渦模擬?；跈M流速度和膜冷卻孔直徑模擬了四種吹風比BR = 0.1，0.5，0.7，1，在雷諾數(shù)雷諾數(shù)，Re = 15300下。結果表明，所述冷卻射流結構隨吹風比急劇變化。BR=0.1時觀察到一對后渦和發(fā)夾渦，BR=0.5時一個馬蹄渦周期性的噴出，觀察到一對懸渦、一對后渦和發(fā)夾渦。BR = 0.7時觀察到與BR=0.5類似的渦結果，雖然馬蹄渦沒有周期性的噴出，只停留在孔的前緣出口。對于BR= 1，除了前面提到的旋渦，在射

2、流的上游觀察到剪切層旋渦和垂直條紋。因此可以了解，無處不在反其中所用的時間平均流場可以觀察到旋轉渦對實際上是起源于不同的渦結構具有不同BR條件。溫度場進行了研究澄清這些不同的渦結構如何影響薄膜冷卻效果。據(jù)此了解：可以在勻速流場可觀察無所不在的反向旋轉的渦流實際上起源于不同BR值的渦。溫度場也被研究，以闡明這些不同的渦結構如何影響薄膜冷卻效果。簡介橫向射流是一個高度復雜的湍流流動，在各種各樣的技術問題中有應用，包括煙羽擴散，控制導彈，燃燒器燃油噴射和渦輪和燃燒室氣膜冷卻。在燃氣渦輪機中使用的膜冷卻，冷卻劑被噴射到熱的橫流作為橫流射流。冷卻液形成薄薄的一層在渦輪葉片，保護直接暴露在熱橫流中的表面。

3、人們已經(jīng)認識到，當射流排到橫流，存在射流和橫流之間復雜的相互作用，導致復雜的旋渦結構，對氣膜冷卻效果形成強有力的影響。從縱向流到橫流，通過Fric等人圓射流的流動可視化。將渦流結構分為四類: 馬蹄渦，切變噴流渦流層，被喚醒和反向旋轉的渦對（crvp）。四句號種渦流中最重要的是(crvp). 它往往是在勻速流場能觀察到同射流軌跡對準的遠方區(qū)域。該CRVP眾所周知的作用是通過促進兩個射流剝離并朝著壁的熱橫流卷吸以顯著降低薄膜冷卻效果。因此，為了開發(fā)高效薄膜冷卻技術的燃氣渦輪葉片，通過它厘清CRAP如何在流場形成是重要的。雖然大量的實驗和數(shù)值研究已經(jīng)放在了解CRVP的形成過程中，它的起源仍然是很多爭

4、論的主題。發(fā)表了一系列的圓射流通常為橫流在較高吹風比和低雷諾數(shù)的大渦模擬，他們認為CRVP起源于發(fā)展射流和橫流之間一對掛渦在扭曲的混合層。然而，Tyagi等人, 進行了傾斜圓射流發(fā)展成橫流在相對較低的吹風比（BR=0.5）和高雷諾數(shù)的大渦模擬(Re = 15,000)。它們清楚地顯示出形成在橫流和射流的下游接口的發(fā)夾渦流，并得出結論，發(fā)夾渦是CRVP的原點。最近，福塞特用英文名稱即可等，實驗觀察噴射射流的結構，結果表明，射流結構的變化與吹風比相關。根據(jù)這些研究，形成旋渦，以及對CRVP起源都隨吹風比的變化。本文擬就一系列傾斜圓射流發(fā)出成橫流的大渦模擬發(fā)表報告。模擬四個吹風比。本文的重點是研究流

5、場中大尺度非定常渦結構的發(fā)展，了解這些結構在不同吹風比的CRVP形成的的影響。以及這些渦結果對冷卻效果的影響。自己輸入并且翻譯2.計算方法2.1制方程本研究中使用的計算代碼是一個NuFD/FrontFlowRed-extended by CRIEPI?？刂品匠淌蔷W(wǎng)格過濾，守恒方程，可壓縮Navier-Stokes方程，能量方程和理想氣體方程：t+xjuj=0 (1所有公式要求右對齊)(uj)t+xtuiuj+pij-ij-uiuj=0 (2)（h）t+xjujh-ahxj-ujh=0 (3)=p0RT (4)在這里，一條線在一個變量，表示格子濾波量，通過可變波浪線，表示平均數(shù)量。ij公式（2）

6、為剪切應力張量，對于牛頓流體由下式給出：ij=2Sij-23ijSkk (5)uiujand ujhin Eqs.（2）及（3）代表子網(wǎng)格規(guī)模的影響，并使用由Germano的動態(tài)亞格子模型7如下所示進行仿真建模：uiuj=-(uiuj-uiuj) (6)uiuj-13ijukuk=2C2SSij (7)ujh=-ujh-ujh=C2PrtS(hxj) (8)C=Cs2 (9)式中，D是濾波器的頻帶。該Smagorinsky常數(shù)，C s被由Lilly公司8中提出的方法確定的。用于模擬的穩(wěn)定性，C是在0湍流Prandtl數(shù)限幅，Prt，被設定為0.49。Sij是速率的應變張量，并且可以寫為：Sij

7、=12(uixj+ujxi) (10)計算采用低馬赫數(shù)近似與溫度相關的密度進行。N-S方程對流項和能量方程的二階中心差分格式離散。對于模擬的穩(wěn)定性，一階迎風格式對N-S方程混合2%和10%的能量方程。該解決方案是先進的時間使用一個一階歐拉隱式方案。基于先前的研究10,11使用相同的代碼，可以說，在這項研究中采用的離散方案適用于渦旋的預測。通過簡單的算法求解離散方程。統(tǒng)計數(shù)據(jù)的平均計算結果之間的時間步長為80001和150000。無量綱時間步長， t*=tUc/d是1.610-3.2.2計算域和邊界條件圖。1顯示了計算領域。 圖。圖1（a）和（b）所代表的結構域為主要的模擬和驗證，分別為。薄膜冷

8、卻孔出口的特寫視圖顯示在圖圖1（c）。為主要的模擬計算域，域A中，由一個橫向流通道和薄膜散熱孔?？字睆絛為12.5毫米，而孔為35傾斜相對于該橫流。該孔的長度，L為5.23d。橫流通道25D長，寬為3d和5d高。將x，y，z軸取為流向，橫向和垂直于橫向流通道的底壁。軸的原點是孔出口的后緣。網(wǎng)格的數(shù)量約為7.6106的橫向流通道，和2.0106中的冷卻孔，分別為。由于開頭空兩格模擬運行這項研究需要大量的計算機時間（約80000000秒的運行），網(wǎng)格分辨率的研究是不切實際的。相反，我們比較了計算結的精確實驗12,13，驗證了計算程序和本研究中所用的網(wǎng)格。為了這個目的，使用域B。域B擁有氣膜冷卻孔5

9、D長，寬5D和5D高，長度的氣室區(qū)為3.5D12,13。由于實驗在紊流邊界層的條件下進行，1毫米高的正方形跳閘線被安裝7.5d冷卻孔出口處，使紊流邊界層到前緣的上游。橫向流通道的網(wǎng)格的數(shù)量約是9.8106，2.0106在冷卻孔，和1.3106在氣室部。需要注意的是域B的橫向流通道是2.5D比域A的長。表1橫流邊界層特征表格自己輸入。對于這兩種域A和B中，橫向流通道的底壁的表面網(wǎng)格的Y +是小于1的并且在該孔下游區(qū)域的橫向流通道的網(wǎng)格分辨率約為200110160。在橫向流通道的入口，充分發(fā)展的層流的速度分布是兩個域施加的。橫流邊界層的特性，動量厚度和位移厚度，膜冷卻孔前緣的二維上游顯示在表1。有

10、在仿真和實驗中的湍流外殼之間的交叉流動邊界層的厚度一些差異。的差異導致在速度和湍流特性的分布的輕微差異。但計算結果如后所述充分同意實驗。在交叉流動通道的出口處，靜壓設定為恒定的。均勻的速度分布在該域A中的氣膜冷卻孔的入口是被強加的，并且在為域B的氣室部的入口周期性條件是在在橫向方向上的橫向流動通道強加的。所有的墻壁都是絕熱和防滑。橫流，Uc的平均速度為20米/秒。根據(jù)平均橫流速度和冷卻孔直徑的雷諾數(shù)，Re=Ucd/v是15300。該模擬是在吹比,BR=jUj/cUc 為0.1，0.5（基本情況），0.7和1.0下進行的。橫流的溫度為Tc=298 K，且冷卻劑射流的主要的模擬溫度是Tj= 298

11、 K或295。密度比，DR=j/c，是在主要模擬1.0。作為用于驗證，橫流和冷卻劑射流的溫度是對速度和湍流12的比較兩個298 K時。與此相反，對于薄膜冷卻效率的比較，橫流和冷卻劑的溫度分別是298 K和188 K表13。512核心并行計算中使用進行標量處理計算機（的SGI Altix ICE）的CRIEPI。3。結果與討論3.1。驗證驗證，速度分布，湍流強度，和雷諾應力是與通過Pietrzak等人的實驗12，如圖5所示2。此外，薄膜冷卻效率，=（Tc-Tw）/（Tc-Tj），對y/d=0和橫向平均的薄膜冷卻效率，G的中心，也由該等人的結果比較 13 。Tw絕熱壁溫的地方。 如圖3和4展示驗證

12、的的結果。圖3（a） - （k）的相當于圖的線條。 2.雖然湍流強度孔出口的上游是在實驗中略微比較大，速度和雷諾應力的輪廓充分同意實驗。此外，薄膜冷卻在橫向流通道和所述的中心線有效性橫向平均氣膜冷卻效率與吻合實驗（參照圖4）。因此，計算代碼和網(wǎng)格被判斷為是足夠的。3.2。圍繞孔出口渦結構（BR = 0.5）圖5顯示了2p的等值面可視化的渦結構在BR = 0.5孔出口附近。附近的孔的前緣，一個馬蹄形渦，它具有正的橫向渦度，+y，形成。定期生成的馬蹄渦和向下游脫落。在與噴射協(xié)會馬蹄形渦流，伴隨渦旋，其中也有正面橫向渦度，+y，將產(chǎn)生。由于伴隨渦旋的旋轉方向是相同的，以該馬蹄形渦流，在橫流的邊界層的

13、渦可能與所附渦流的產(chǎn)生。圖6（a）顯示馬蹄渦的彈射過程。2P等值面是由y的標志色。反旋渦的形成，它具有負的橫向渦度-y，顯然是立即顯示上游的馬蹄渦。由于反旋渦的增長，它推出來的馬蹄渦，導致在周期運動的馬蹄渦。圖。圖6（b）顯示的是yd=0的中心平面無量綱溫度，（）=（Tc-Tf）/（Tc-Tj）。其中Tf是主冷卻劑流之間的混合空氣的溫度。為了檢測橫流和冷卻劑射流之間的界面，將冷卻劑的溫度被設定為295度（比橫流溫度少1）。在圖6（b）中，顯而易見的是，冷卻劑的空氣由穿過馬蹄渦流入計數(shù)器渦流。因此，計數(shù)器渦流具有以下功能：以冷卻圍繞孔出口的前沿的壁面。形成的射流由于射流和橫流之間的開爾文 - 亥

14、姆霍茲不穩(wěn)定側向邊緣（參照圖5）的一對吊旋渦。對流向渦x將懸掛渦旋處于+y區(qū)域陰性，而在正-y區(qū)域。從圓形噴射發(fā)證成橫流的詳細調(diào)查，Yuan et al.3 報告說，懸渦流生長在平均對流速度的方向。但是以目前的結果，該吊渦流成長幾乎平行于壁，并且朝向不影響噴口的中橫流見圖所得速度的方向一致。圖7（a）。噴出的冷卻液在孔出口的后緣處分離。其結果是，低壓區(qū)和一對后旋渦產(chǎn)生的冷卻孔出口下游見圖7（b）。后向渦的旋轉方向與懸渦的旋轉方向相同。由于懸掛的旋渦增長到附近的壁面附近的低壓力區(qū)域和后旋渦向下推垂向壁面，懸掛的旋渦的方向應該是平行于墻上的。在冷卻劑噴流的下游邊緣形成發(fā)夾旋渦5中，具有正的橫向渦流

15、y。 圖的編號 3.3。在渦結構BR的影響圖。圖8（a） - （C）代表了的ISO面2p為BR檢測到的渦結構分別= 0.1， 0.7和1.0。首先，我們將討論渦結構的變化，當從BR=0.5的吹風比增加。在BR= 0.7的結果，觀察到類似的渦結構為BR= 0.5。但在這種情況下，該馬蹄形渦流是準穩(wěn)態(tài)，并停留在孔出口處的前緣附近。此外，垂直條紋圍繞孔出口的前緣產(chǎn)生的。當不規(guī)則的或扭結的馬蹄形渦流在垂直方向由局部應變場拉伸，以類似于中射流剪切層觀察到條紋的形成方式形成3。當吹送比增大為BR= 1.0，剪切層的渦流，具有負側向渦-y，由于開爾文亥姆霍茲不穩(wěn)定開始在冷卻劑射流的上游端將形成。類似于BR=

16、 0.7的結果，垂直條紋在各切變層的渦流中形成的。 圖。9示出了在中心平面用于BR =1.0的無因次溫度的瞬時圖。可視化的橫流和射流之間的邊界的冷卻劑的溫度設定為295 K。顯而易見的是，剪切層渦流較早在上游剪切層比在下游側的剪切層，其中，渦旋卷起來會延遲形成。圖10顯示的時間平均速度梯度在中心線的0?？梢钥闯?，隨著吹風比剪切層中增加流速梯度的大小。因此，剪切層渦應該是比較高的吹風比由于開爾文亥姆霍茲在不穩(wěn)定的剪切層的速度梯度引起的大量產(chǎn)生。值得注意的是，所述速度梯度是在尾隨更高比在孔出口處的前緣孔出口的邊緣。雖然較高的速度梯度是在向下產(chǎn)生流剪切層，渦流形成在抑制下游的剪切層（參照圖9）。漩渦

17、的差形成起源于不同的壓力梯度的向上流和下游剪切層。在上游的剪切層，一個不利的壓力梯度為的結果而產(chǎn)生射流注射，而在下游的剪切層，流向壓力梯度作為流動分離的結果而產(chǎn)生尾隨孔出口的邊緣。不良壓力梯度恩hances不穩(wěn)定性和加速射流的剪切的滾動向上噴氣的上游邊緣層渦流。接下來，我們將在圖在BR討論渦結構=0.1。圖8（a）。從以BR=0.5的結果的比較中，很明顯該馬蹄旋渦和掛渦流的形成被抑制。在這種情況下，一對后旋渦和發(fā)夾渦流觀察為主導渦流。作為小的結果吹送比，速度梯度在前緣和孔出口的側邊緣是小的，因此，形成掛的渦流，馬蹄形渦流，并剪切層渦流與BR=0.5相比受到抑制。3.4。CRVP的起源如圖11示

18、出了瞬時和時均的觀點截面流速和渦度為BR= 0.1，0.5，0.7和1.0。上部數(shù)字顯示由2p的等值面所代表的瞬間渦結構和流向渦的輪廓，。而，下部數(shù)字顯示的時間輪廓的平均流向渦,x，和時間的x/d=0，1和2中的橫截面平均速度矢量。雖然CRVP在所有BR條件下觀察到時均渦結構十分相似，但瞬時渦結構有很大的不同。因此，在這種情況下，該發(fā)夾渦旋被證明是CRVP的起源。作為吹風比增加，鄰近的孔出口增加x的大小由于吊渦流和后部渦流的形成。從瞬時觀點和時間平均觀點之間的比較，明顯的是，CRVP起源不僅在發(fā)夾旋渦且在掛渦流并且當吹送比相對較高的后部渦流。掛渦和后渦被發(fā)現(xiàn)在相對高的吹風比中發(fā)揮CRVP的發(fā)展

19、具有重要作用。 3.5。氣膜冷卻效果和無量綱溫度如圖12（a）-（b）示的時間的分布分別平均薄膜冷卻效率，=（Tc-Tw）/(Tc-Tj)對應于分別為BR= 0.1，0.5，0.7和1.0。時均關于yd=0,c的中心線氣膜冷卻效率，和橫向的平均氣膜冷卻效率,lat也分別示于圖圖13（a）和（b）。當吹風比相對較?。˙R=0.1），高膜有效性孔出口附近觀察。但作為吹入比增大（BR0.5）時，噴射射流穿透進入橫流，由此，氣膜冷卻效率立即孔出口的下游減小。然后，噴出的射流再次附著到壁表面，并且該氣膜冷卻效果恢復。雖然該膜為BR =0.1冷卻效率卻與此孔出口的下游側的最高值時，氣膜冷卻效率急劇下降周圍

20、x/d4。如圖。圖14示出了非立體溫度對的橫截面的xd=0.51.5為BR =1.0的瞬時意見。2p的等值面和冷卻效果也證明了解的非定常流動影響的無量綱溫度和冷卻效率的分布。在這種情況下，如示于圖圖12和13，所述氣膜冷卻效率即孔出口的下游是低，由于射流剝離。但掛旋渦和后部渦流傳達噴出的冷卻劑射流朝向壁面的橫截面，致使冷卻劑射流的再附著和膜冷卻效率的約為xd=1.5處恢復。有趣的是，該懸掛旋渦和后部渦流構成該CRVP，它被發(fā)現(xiàn)改善氣膜通過噴出的射流附著到壁面冷卻效率。在BR=1.0帶來的射流剪切層渦流強烈卷吸是觀察結果（參照圖14）。夾帶的橫流將朝向由CRVP壁面進行。因此，該射流剪切層渦流工

21、作降低了氣膜冷卻效率。圖15顯示了無量綱溫度和溫度波動以及BR = 0.1的 vorticical結構。在圖15，能夠看到為什么在氣膜冷卻效率的急劇下降在x/d4被觀察到的BR= 0.1。發(fā)夾旋渦分解成更小的渦流在xd=4的周圍和橫流和冷卻劑射流之間的混合被增大。在BR =0.1的情況下，由于低發(fā)泡率被排出的冷卻劑射流不會滲入橫流，并沿壁面流動。在這種情況下，一個額外的混合會降低薄膜由輸送朝向壁面熱橫流冷卻效率。因此，氣膜冷卻效率的經(jīng)驗在BR=0.1的周圍銳減，在xd=4處急劇下降并瓦解。 3.6。噴氣軌跡因為射流軌跡描述到的射流穿透到橫流的情況下，平均射流軌跡的理解是在薄膜冷卻重要。平均射流

22、軌跡一直是眾多研究14,15的主題，是最常見的有rd，其中r是一個動量比縮放，r=jUj2/(cUc2).Muppidi &馬赫什14澄清，射流的軌跡取決于射流和橫流的邊界層厚度的速度分布。在我們的研究中，橫流邊界層厚度是恒定的。因此，我們可以消除邊界層厚度的作用。定義為從膜冷卻孔的出口的中心發(fā)出的平均流量的流射流軌跡繪制在圖圖16（a）和（b）四個BR為例。在這里，0表示從孔出口中心的距離。圖16（b），軌跡崩潰時兩軸，X0和Z，與RD除了BR = 0.1的規(guī)模，這是在低吹風比ilak 16 研究了垂直噴射的情況。如圖。16（c）表示時刻在該孔出口處的平均垂直速度分布（y/d=0）?？壮隹诘?/p>

23、速度分布由到來橫流的影響，特別是在低的BR的條件。因此，對于BR= 0.1的速度分布不匹配的其他高BR例。這可能是一個原因在BR =0.1射流軌跡不匹配的其他情況下于圖16（b）中。由于射流的軌跡被縮放與圖RD。圖16（b），可以說，該射流軌跡較少受于具有不同的BR旋渦結構的差異的影響。橫流和射流之間動量平衡決定射流軌跡。如果射流軌跡對薄膜冷卻效果的主導影響，壁面附近的溫度分布也將與名為rd的縮放。圖17顯示了在0.5、0.7和15，5，10，0，0和1的中心平面上的非二維溫度分布。圖17中的水平線顯示的噴射軌跡的位置。基于中心流射流軌跡更深地穿入橫流優(yōu)于基于在Jet截面標量濃度的最大值的軌跡

24、，隨著越來越多的標量將朝CRVP15的中心被混合（參照圖9，其示出基于時間的中心平面和流線的溫度分布平均化速度場）。在圖17，當BR為1.0，最大無維溫度位于圍繞zrd=1在xrd=10正下方的中心流線，而朝向壁的最高溫度移動時BR是比較低的。很明顯，在壁表面附近的溫度分布不受rd的影響。從這一發(fā)現(xiàn)，就可以說，基于中心流射流軌跡對氣膜冷卻效果微不足道的影響，但渦結構的差異對氣膜冷卻效率更大的影響力。3.7。紊流邊界層的效果在本節(jié)中，類似于仿真的驗證，該跳閘線安裝在7.5d的前緣上游孔出口，并在BR= 0.5和1.0研究了旋渦紊流邊界層的效果結構和薄膜冷卻有效性。如圖。圖18示出為2p的等值面。

25、在該圖中，時間等高線平均流向渦，x，和時均截面速度矢量也示出。從圖之間的比較。5,8,18，顯而易見的是馬蹄形渦流和剪切層渦流的形成在紊流邊界層相對于層流被抑制的情況下。為抑制的原因可以解釋為：湍流邊界層不分開即使在不利的壓力梯度在周圍的孔出口的領先優(yōu)勢，并在湍流邊界層的小尺度渦破裂成更小的剪切層渦渦，因此馬蹄渦和剪切層渦形成的湍流邊界層的情況下抑制。然而，類似的層流邊界層的情況下，一對懸的旋渦，一對的后旋渦，和在湍流邊界層的情況下的結果中的發(fā)夾渦形式。因此，在湍流邊界層的情況下，基本形成CRVP機制可能在層流的情況相同。該CRVP起源于發(fā)卡渦當吹風比是比較小的，而來源于懸掛的旋渦，旋渦的后方

26、，和發(fā)卡渦當吹率較高。如圖19（a）和（b）表示時均膜在BR冷卻湍流情況下有效性分別= 0.5和1.0。圖19（c）該橫向平均氣膜冷卻效率，lat，層流和湍流邊界層情況下對BR =0.5和1.0之間進行比較。顯而易見的是橫流的湍流邊界層減少氣膜在較低吹送比冷卻效率（BR=0.5）而提高了氣膜在比較高的吹送比的冷卻效率（BR= 1.0）。氣膜冷卻效果和無量綱溫度分布在x/d=5下游洞，那里噴射已經(jīng)復位，如圖20所示。當BR比較小（BR = 0.5），湍流邊界層降低氣膜冷卻效率的y/d的位置相比，層流的情況下，雖然增加了冷卻效果在y/d=0.5，當BR比較大（BR = 1）。y/d=0.5的區(qū)域對

27、應于噴流中擴散在壁表面附近因增強紊流提高了的區(qū)域。當冷卻劑的比例是比較小時，一個額外的混合橫流和冷卻劑射流之間會降低冷卻效果增強的橫流卷吸。然而，當注入率是比較高時，因為噴出的射流穿透橫流，額外的混合可以提高冷卻效率提高截面中的冷卻劑射流的擴散。因此，與紊流邊界層情況下獲得較高的氣膜冷卻效率的層流邊界層的情況為BR =1.0相比，對于BR=0.5得到低氣膜冷卻效率與層流邊界層。4。結論非定常渦結構的急劇變化與吹風比有關。當吹風比相對較低時，觀察到的發(fā)夾渦占主導地位的旋渦。隨著吹風比的增加，一對懸的旋渦，后旋渦，垂直條紋，和射流剪切層旋渦形成的順序。當吹風比相對較低時，反旋轉渦對產(chǎn)生于發(fā)卡渦，而

28、在風吹比相對較高的時候，起源于懸渦和后旋渦。它被發(fā)現(xiàn)在溫度場中，懸掛的渦流和后旋渦發(fā)現(xiàn)通過抑制射流剝離附近的孔出口改善的膜的冷卻效率。射流的剪切層渦夾帶橫流進冷卻液噴射，導致冷卻效果下降。額外的混合橫流的湍流邊界層的改進的冷卻效果在較高吹風比，而降低冷卻效果較低吹風比。參考文獻1. Fric T F, Roshko A. Vortical structure in the wake of a transverse jetJ. Journal of Fluid Mechanics, 1994, 279(10):1-47.2. Lim T T, New T H, Luo S C. On the d

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