出口-入口面積比對收縮擴張形孔冷卻特性影響的機理研究

1、高等學校工程熱物理第十六屆全國學術會議論文集 編號：B-100038出口-入口面積比對收縮擴張形孔冷卻特性影響的機理研究劉存良，朱惠人，李永紅（西北工業(yè)大學 動力與能源學院，陜西 西安 710072）E-mail: ）摘 要：為了揭示出口-入口面積比對收縮擴張形孔氣膜冷卻特性的影響機理，利用數值模擬技術，對兩種出口-入口面積比不同的收縮擴張形孔的氣膜冷卻機理進行了研究，其中湍流模型選取realizable k模型，壁面函數采用增強壁面函數。結果表明：出口-入口面積比AR變化對收縮擴張形孔氣膜冷卻的流場、溫度場結構特點沒有本質的影響，因此對冷卻效率和換熱系數的分布規(guī)律

2、都沒有明顯影響；但AR變化對收縮擴張形孔的冷卻效率和換熱系數的數值影響較大：AR越大，氣膜的湍流度越高，平均冷卻效率越低；大AR孔形下游的流場速度相對同一動量比下的小AR孔形的流場速度較小，因此換熱系數在上游較低，但在下游區(qū)域，對渦結構又增強了大AR孔形下游很大區(qū)域內的換熱。關鍵詞：氣膜冷卻；收縮擴張形孔；出口入口面積比；冷卻特性；數值模擬1 引言氣膜冷卻作為高性能航空發(fā)動機高溫部件冷卻的關鍵技術之一，其發(fā)展歷程已有數十年，并且隨著燃氣溫度的不斷提高，氣膜冷卻技術也在不斷的發(fā)展改進，由最初的低吹風比的應用發(fā)展到高吹風比的應用，氣膜孔形也由最初的圓柱形孔向非圓柱形孔演變。由文獻資料可以看出圓柱形

3、孔首先發(fā)展為出口擴張的孔形1，這種孔形以扇形孔為代表。文獻2通過實驗研究了扇形孔的各種幾何參數，如長徑比L/D、孔出口與入口的面積比、傾斜角度等，對冷卻效率和孔的流量系數的影響；文獻3采用了多種湍流模型和計算網格在發(fā)動機的典型工況下對單一扇形孔模型的流動和冷卻效果進行了數值模擬研究，并分析了各個模型的優(yōu)劣。擴張形孔仍在不斷的發(fā)展演變，文獻4研究的雙扇形孔就是最近才提出的一種擴張形孔結構，雙扇形孔和傳統的扇形孔相比，不僅在氣膜孔出口有向外的擴張，氣膜孔入口也有向內部冷氣通道一側的擴張，這種孔形可以通過入口處的收縮結構有效的減小冷氣流入氣膜孔時的局部流動損失，從而提高流量系數。文獻5,6提出了一種

4、新概念的展向寬度擴張、流向寬度和截面面積逐漸收縮的收縮擴張形孔，獲得了更好的冷卻效果。收縮擴張形孔的提出 _國家973計劃資助項目（批準號：2007CB707701）已有幾年的時間，關于此種新孔形的氣膜冷卻機理雖然已有研究7,8,9，但研究深度仍顯不足。另外，前人關于孔形幾何結構參數影響的研究表明10,11，非圓柱形孔的幾何參數對于孔形的冷卻特性有較大影響。劉存良等12,13對擴張角和出口-入口面積比對收縮擴張形孔冷卻特性的影響進行了較為詳細的實驗研究，但其中缺乏在機理上對各種結構參數影響的解釋。本文將參照文獻13中的孔形結構和實驗數據，從機理上對收縮擴張形孔出口-入口面積比對其冷卻特性的影響

5、進行充分的分析，以期摸清不同形狀氣膜孔的氣膜冷卻特點，并為高效氣膜孔的設計提供指導。2 數值方法2.1 計算模型本文研究的收縮擴張形孔的結構示意圖如圖1所示。收縮擴張形孔入口直徑：D=10mm；流向傾角：=35º；孔形在Y向的高度為3D。從俯視圖上看，收縮擴張形孔在垂直于二次流流動的展向是擴張的，擴張角=21º，孔出口長l=3D；從側視圖上看，收縮擴張形孔沿二次流流動方向是收縮的。收縮擴張形孔出口-入口面積比AR值通過改變氣膜孔出口寬度w來實現。本文數值模擬模型中的孔形結構參數與文獻13中的實驗孔形完全相同，孔形具體的結構參數列在了表5.1中。圖1 圓柱形孔、雙扇形孔、收縮

6、擴張形孔結構示意圖表5.1 孔形幾何參數表 孔形收縮擴張形孔收縮擴張形孔 D AR l w ºº ºº圖2給出了其中一種收縮擴張形孔的計算模型結構示意圖。另外一種孔的計算模型與之類似，主要的結構參數均相同，只是氣膜孔部分有所差別。對于各計算模型，主流腔起始點距氣膜孔出口中心距離均為41D，主流腔高度均為8D，二次流腔高度均為10D，二次流腔寬度與主流腔寬度均為1.75D，各計算模型都只包含半個孔，且都分別在如圖2所示的兩個面上施以對稱邊界條件，這樣收縮擴張形孔計算模型的孔間距為3.5D，與實驗模型相同。圖2 帶有收縮-擴張形孔的計算模型示意圖2.2 湍流

7、模型及實驗驗證對于傳熱計算，湍流模型的選取至關重要。根據文獻3的研究，在計算冷卻效率時realizable k湍流模型（簡稱RKE）加增強壁面函數顯示了其優(yōu)越性。文獻14精細的本文選用realizable k模型加增強壁面函測量了傾角為35的圓柱形孔的氣膜冷卻效率，數，RNGk模型加增強壁面函數和SST k模型對文獻14中吹風比為1.5的工況進行了數值模擬，計算模型及邊界條件與實驗情況完全一致。圖3給出了數值模擬結果與實驗數據的對比情況，可以看出realizable k模型的計算結果與實驗數據不僅在變化趨勢上符合得很好，在數值上相差也不大，而其他兩個模型的計算結果與實驗數據相差較大，因此本文采

8、用realizable k模型加增強壁面函數。o圖3 不同湍流模型計算結果與測量值對比圖2.3 計算網格、邊界條件與計算方法計算模型的網格采用結構/非結構混合網格。增強壁面函數要求臨近壁面的第一層網格對應的y在1左右，并且在近壁區(qū)（Rey=+/<200）內至少有10層網格，因此在氣膜孔內、主流腔中臨近氣膜孔出口所在平面的區(qū)域，都進行了局部的加密，以滿足其要求。帶有收縮-擴張形孔的模型網格圖如圖4。通過與更多節(jié)點數的計算結果對比，已經驗證本文的網格系統獲得的數值解是網格無關解。圖4 氣膜孔內及壁面附近區(qū)域網格示意圖本文對上述三種孔形在動量比I為1下的氣膜冷卻進行了數值模擬研究，其中動量比I

9、定義為：I=cUc2/gUg2 (1)其中g,Ug,c,Uc分別為主流密度，主流速度，二次流密度，二次流在氣膜孔入口或圓柱段部分的平均速度。根據計算工況，主流進口設為速度進口條件：進口速度為17m/s，主流溫度設為330K，湍流度設為2.2%。二次流進口設為流量進口條件，溫度設為310K，湍流度設為5%，流量根據主流的速度和密度、動量比以及氣膜孔截面面積計算得到。主流出口設為壓力出口條件。流體密度按理想氣體計算，其它物性參數，如導熱系數、比熱容、粘性系數，都設為溫度的分段線性函數。氣膜孔出口所在壁面定義為絕熱壁面條件，這樣絕熱壁溫Taw就是計算得到的壁溫Tw。這樣絕熱壁溫Taw就是計算得到的壁

10、溫Tw，氣膜冷卻效率：=(TgTaw)(TgTc)=(TgTw)(TgTc) (2)本文采用商用CFD軟件進行計算。求解器使用分離隱式求解器，各控制方程的對流項均采用具有三階精度的QUICK格式進行離散，壓力速度耦合方法采用SIMPLEC方法，壓力插值方式采用標準方式。3 計算結果及分析3.1 冷卻效率結果分析圖5給出了文獻13中測量得到的出口-入口面積比AR不同的兩種收縮擴張形孔在動量比1下的冷卻效率分布云圖。圖6給出了動量比1下的孔下游X/D=5截面和X/D=25截面上的速度矢量圖和無量綱溫度云圖，圖6由數值模擬方法得到。由圖可知，無論出口-入口面積比的大小，各收縮擴張形孔排下游壁面全部被

11、氣膜所覆蓋，實現了全表面氣膜保護。這主要是因為本節(jié)研究的收縮擴張形孔的擴張角較大(=21º)，孔射流有較大的展向速度，可以覆蓋更寬的區(qū)域。另外孔的展向擴張也使得射流在孔近下游的孔間區(qū)域交匯聚積（見圖6），在這個區(qū)域形成了局部高冷卻效率區(qū)域，但相對于面積比AR<1的收縮擴張形孔，大AR孔在近下游孔間的高冷卻效率區(qū)域的范圍要窄一些，冷卻效率的值也要低一些。這是因為這兩種孔形的入口面積相同，不同的AR通過調節(jié)出口面積來實現，較大AR意味著較大的出口面積，根據流體力學知識可知，這會使得射流的出口速度較小，射流的展向速度也會相應的降低，因此相鄰射流在孔間的聚積就要少一些（見圖6），使得大

12、AR孔在近下游孔間的高冷卻效率區(qū)域的范圍較窄，冷卻效率的值也較低。結果表明AR變化不會顯著影響收縮擴張形孔冷卻效率的分布特點。但通過冷卻效率云圖可以看出AR變化會顯著影響冷卻效率的數值大小。由各冷卻效率云圖可知，在各個動量比下，大AR孔的平均冷卻效率均小于小AR孔的平均冷卻效率。這可以從這兩種孔形氣膜冷卻的湍流場特點上找到原因。圖7給出了動量比1下的這兩種孔形出口面上的湍流度云圖，圖8給出了動量比1下的這兩種孔形孔下游X/D=5截面和X/D=25截面上的湍流度云圖，圖7和圖8由數值模擬方法得到。由圖可知，當收縮擴張形孔的出口-入口面積比AR小于1時，孔內流動是加速的，這樣有效的降低了孔內二次流

13、的湍流度（見圖7），以及射流噴出后氣膜冷卻流場中的湍流度（見圖8），從而有效的減弱了氣膜與主流的摻混，產生了較高的冷卻效率；但是當收縮擴張形孔的出口-入口面積比增大后，孔內流動由加速逐漸變?yōu)闇p速，這會使得孔內二次流以及氣膜冷卻流場中的湍流度非常高（見圖7，圖8），從而增強氣膜與主流的摻混，造成冷卻效率較低。從冷卻效率的角度看，增大出口-入口面積比AR不利于收縮擴張形孔冷卻特性的改善。AR=0.67AR=1.33圖5 動量比I=1下的冷卻效率分布云圖（文獻13）收縮擴張形孔(AR=0.67) , X/D=5 收縮擴張形孔(AR=1.33) , X/D=5 收縮擴張形孔(AR=0.67) , X/

14、D=25 收縮擴張形孔(AR=1.33) , X/D=25圖6 氣膜孔下游截面上的速度矢量圖與無量綱溫度場云圖收縮擴張形孔(AR=1.33)收縮擴張形孔(AR=0.67)圖7 氣膜孔出口面上的湍流度云圖收縮擴張形孔(AR=1.33) , X/D=5收縮擴張形孔(AR=0.67) , X/D=5收縮擴張形孔(AR=1.33) , X/D=25收縮擴張形孔(AR=0.67) , X/D=25圖8 氣膜孔下游截面上的湍流度云圖3.2 換熱系數結果分析圖9給出了文獻13中實驗測量得到的面積比AR不同的三種收縮擴張形孔在各個動量比下的換熱系數比分布云圖。圖10給出了動量比1下，AR=0.67收縮擴張形孔

15、和AR=1.33收縮擴張形孔下游X/D=5截面和X/D=25截面上的速度比（U/Ug）云圖和速度矢量圖，圖10由數值模擬方法得到。由換熱系數比分布云圖可知各收縮擴張形孔換熱系數比的分布特點非常相似。在近下游區(qū)域，相鄰孔的射流在孔近下游的孔間區(qū)域碰撞交會，在這里形成了強對流換熱區(qū)（見圖10），換熱系數比相對于孔中心線附近區(qū)域的換熱系數比較高。而在遠下游區(qū)域，收縮擴張形孔的對渦結構在孔間區(qū)域形成了與沖擊相反的流動結構（見圖10），它逐漸削弱了兩孔中間區(qū)域的強換熱，使得孔間區(qū)域的換熱系數比由上游的相對較高逐漸地轉為相對較低；在孔中心線附近區(qū)域，對渦結構形成了類似于沖擊的流動結構（見圖10），增強了這

16、個區(qū)域的對流換熱強度，這種效果對于大AR收縮擴張形孔尤為明顯。以上分析也表明出口-入口面積比AR變化對收縮擴張形孔換熱系數的分布規(guī)律影響很小。但通過各換熱系數比云圖可以看出AR變化會顯著影響換熱系數比的數值大小。大AR收縮擴張形孔的換熱系數比在上游低于小AR的，在下游高于小AR的。這是因為大AR孔形下游的流場速度相對同一動量比下的小AR孔形的流場速度較小，尤其在受射流影響較強的壁面附近區(qū)域（見圖10），因此大AR孔形在上游的換熱系數比也相對較低，在下游對渦結構增強了大AR孔形下游很大區(qū)域內的換熱，這使得大AR孔形的換熱系數比在下游高于小AR孔形的換熱系數比。AR=0.67AR=1.33圖9 動

17、量比I=1下的換熱系數比分布云圖（文獻13）收縮擴張形孔(AR=1.33) , X/D=5收縮擴張形孔(AR=0.67) , X/D=5收縮擴張形孔(AR=1.33) , X/D=25收縮擴張形孔(AR=0.67) , X/D=25圖10 氣膜孔下游截面上的速度比云圖與速度矢量圖4 結論本章采用數值模擬技術對出口-入口面積比變化影響收縮擴張形孔氣膜冷卻特性的機理進行了較為深入的研究，本章主要有以下結論：出口-入口面積比AR變化對收縮擴張形孔氣膜冷卻的流場、溫度場結構特點沒有本質的影響，因此對冷卻效率的分布規(guī)律也沒有明顯影響；但AR變化對收縮擴張形孔的冷卻效率數值影響較大：AR越大，氣膜的湍流度

18、越高，平均冷卻效率越低。由于出口-入口面積比AR變化對收縮擴張形孔氣膜冷卻的流場結構特點沒有本質的影響，因此對換熱系數的分布規(guī)律也沒有明顯影響；但AR變化會顯著影響換熱系數比的數值大小，大AR孔形下游的流場速度相對同一動量比下的小AR孔形的流場速度較小，因此換熱系數在上游較低，但在下游區(qū)域，對渦結構又增強了大AR孔形下游很大區(qū)域內的換熱。參考文獻：1 Goldstein. R. J, Eckert. E. R. G. Effects of hole geometry and density on three-dimensional film cooling J .International j

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