涡轮叶片带肋通道换热性能数值和试验研究

李皓璠, 云雪

(沈阳飞机设计研究所, 辽宁 沈阳 110035)

对现有涡轮风扇发动机性能进行优化可采取改变发动机传统循环模式、提高发动机循环参数、优化发动机控制系统等多种方法。发动机高压涡轮前温度直接决定推进系统的推力性能,高压涡轮前温度每提高10 K,推力可提高约1 470 N[1]。

目前涡轮风扇发动机涡轮叶片所采用的冷却技术主要有外部冷却和内部冷却2种方式,其中内部冷却中最重要的部分就是在叶片中部区域的带肋通道冷却[2]。Ayli等[3]研究了带肋通道,拟合得到了强迫对流传热的传热关联式。Liu等[4]对带肋通道内的截断肋进行了研究,发现相同换热效率下采用截断肋可降低压力损失。Han[5]拟合得到了不同结构参数下带肋通道的传热关联式。Wang等[6-7]采用数值模拟方法研究不同结构内冷通道,结果表明相对于45°V型肋,波纹肋的换热效果更好。刘聪等[8]对三角形V肋和反向V肋的换热效果进行研究,发现反向V肋的换热效果更好。通过改变肋片结构强化换热的冷却机理研究得到了广泛发展[9]。但对于带间隔的间断肋片通道的流动换热研究较少。本文利用试验平台对宽高比为1的45°斜置带肋通道进行了详细的测量,并开展数值模拟研究,验证了带间断间隔肋的新型结构能够有效提高换热性能。

1 高压涡轮叶片带肋通道换热性能衡量方法

在高压涡轮叶片中增加肋结构,会在提升换热性能的同时,增加流动阻力[10]。换热能力以努赛尔数作为衡量指标,流动阻力以摩擦因数作为衡量指标,为了将换热性能强化和流体能量损失进行综合考虑,将换热性能因子作为综合评价指标[11],分别定义如下:

努塞尔数定义为

式中:Nu为努塞尔数;k为流体导热系数,W·m-1·K-1;h为对流换热系数,W·m-2·K-1;q为通过壁面热流密度,W;qloss为散热损失,W;A为通道换热面面积,m2;Tw为通道表面当地平均壁面温温度,K;Tb为冷却工质的温度,K。

摩擦因数通过压损Δp、通道长度l和流体的流动速度u求得

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式中:f为摩擦因数;Δp为流体压力损失,Pa;u为气流速度,m·s-1;l为通道长度,m。

为了衡量带肋通道的换热能力与摩擦损失的大小,现在引入光滑通道内强制对流换热和摩擦因数的普遍关联式

式中:Nu0为流体在光滑通道中努赛尔系数;f0为流体在光滑通道中的摩擦因数;Pr为流体的普朗特数。

换热性能因子FT计算公式为

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2 宽高比为1的45°斜置带肋通道换热性能测量试验

2.1 试验平台简介

宽高比为1的45°斜置带肋通道试验原理及结构设计如图1～2所示,试验装置主要由风机、试验段、电加热器、控制与信号采集系统等组成。在试验过程中, 由风机鼓入的空气通过储气罐进入带肋面恒定热流密度为2 000 W/m2的试验段中。调节控制系统电磁阀的开度得到合适流量, 使试验段进口雷诺数分别保持在10 000,20 000,30 000,40 000,50 000和60 000这6种工况,试验段进口压力控制在0.3 MPa左右,进气温度为293 K。

图1 试验平台原理图

图2 试验段结构设计图

原型通道和新型结构的具体参数如表1所示,序号2～7为新型结构,新型结构是在流动方向下游肋片远端位置对肋片进行切除,序号3新型结构如图3所示。

表1 带肋通道原型结构及新型结构的具体参数(肋片角度α=45°,肋片间距P/e=10)

图3 沿流动方向下游肋片切除的新型结构

所有的热电偶均焊接在外壁面相应的测温位置上,带肋外壁面上沿中心线存在25个热电偶测温点,测温点从距离入口19 mm处开始,依次相距19 mm均匀排布,带肋通道试验段外壁面热电偶的分布如图4所示。

图4 热电偶分布部分图

2.2 试验结果分析

对带肋通道带肋外壁面中心线上的25个测点进行了测量,试验结果如图5～6所示。其中,沿流动方向为x正方向带肋通道当量直径为D。

图5 原型结构带肋面外壁面中心线Nu分布

对于宽高比为1的45°斜置带肋通道原型结构,在10 000,20 000,30 000,40 000,50 000,60 000 6种雷诺数工况下,带肋外壁面中心线上努塞尔数分布基本上呈现相同的规律:

1) 在0

2) 在2≤x/D<6区域,流动进入了充分发展状态,入口段效应基本消失,空气温度逐渐升高,努塞尔数逐渐减小, 带肋面外壁面中心线上的努塞尔数随着x/D的增加有逐渐减小的趋势;

3) 在x/D≥6区域,冷却空气对试验段的冷却作用逐渐减弱,试验段的外壁面的温度趋于平缓,x/D≥11位置的温度有所下降,努塞尔数逐渐增大。

6种新型结构的带肋面外壁面中心线努塞尔数分布规律与原型结构的分布规律基本上相似:

1) 在0

2) 与原型结构不同的是,在0

3) 在x/D≥4区域,入口段效应的影响逐渐消失,流动状态为充分发展,努塞尔数逐渐趋于平稳;

4) 在x/D≥10的区域,由于带肋面的温度有所降低,因此计算出来的努塞尔数有所升高,但变化程度非常小。

图7为原型结构和6种新型结构带肋通道的摩擦因数f的试验结果。新型结构的摩擦因数f与原型结构相比差别不大,其值均分布在0.029～0.054之间,且随着Re的增加,f逐渐减小。

图7 不同结构带肋通道的摩擦因数

3 宽高比为1的45°斜置带肋通道换热性能数值模拟

3.1 计算模型简介

采用Inventor软件建立计算域,计算域的网格采用ICEM软件生成,保证y+小于1。经计算所得的网格无关性结果如图8所示,本文选用进口流量、压力出口、热流密度等边界条件。

图8 带肋直通道网格无关性验证

使用6种不同的湍流模型k-ε、k-w、RNGk-ε、SST、SSG和LRR对宽高比为1的45°斜置肋片带肋单通道进行数值模拟。使用SST湍流模型所得的数值计算结果较其他几种湍流模型而言相对更加逼近试验结果。

当使用SST计算模型时,所得的单通道带肋壁面外壁面中心线上平均努塞尔数和试验结果的对比情况如图9所示。从进口雷诺数从10 000变化到60 000的过程中数值模拟结果能准确捕捉Nu数的变化趋势,数值模拟结果比试验结果的平均相对误差为10.17%。

图9 带肋直通道SST湍流模型数值模拟结果与试验值对比情况

3.2 数值模拟结果分析

图10所示为宽高比为1的45°斜置肋片带肋通道在Re=60 000时,内壁面努塞尔数比与1的差值。在流动方向下游肋片远端3个肋高的区域差值为负值,切除这个区域的肋片以获得更高的强化换热效果。采用表1中的6种新型结构进行数值计算,以便相互验证。

图10 原型结构在Re=60 000时带肋内壁面换热效果

不同结构带肋壁面平均努赛尔数比Nu/Nu0、摩擦因数比f/f0、平均强化换热因子FT随Re变化规律分别见图11～13,在不同的入口雷诺数下换热性能有较大的差别。结论如下:

图11 不同结构带肋壁面平均Nu/Nu0随Re变化规律 图12 不同结构带肋通道f/f0随Re变化规律 图13 不同结构带肋壁面平均FT随Re变化规律

1) 相比于其他改良结构,全部肋片在流动方向下游切除3.8 mm的新型结构在综合换热性能上表现最优,摩擦因数比仅增加1.1%,而平均Nu数比和平均换热因子分别平均增长15%,14%;

2) 在进口Re从10 000～60 000变化的情况下,全部肋片在流动方向下游切除3.8 mm新型结构平均努塞尔数比和强化换热因子都是增加的,在低进口Re数下,换热性能增加不如其他结构,但是在高进口Re数范围内(30 000～60 000),该新型结构的2项强化换热优化结果均是新型结构中最大值。

分析斜置肋片的强化换热机理发现,主要是由于在斜置肋片之后的3～6个肋高的二次流再附着,对于边界层的破坏使得斜置肋片相较直肋片而言换热性能大大提升,同时在主流区域存在着一个巨大的涡。形成的涡结构将低温工质带到高温区域,形成非常好的换热效果[12]。新型结构换热性能的提升是由涡旋核心分布的变化引起的。新型结构与原型结构的涡旋核心分布如图14所示,从图中可以明显看出,二者的涡旋核心分布规律是相似的,都是由靠近右侧光滑面的主流涡旋、肋片间的纵向涡和靠近左侧光滑面的离散涡组成,这些涡旋构成了带肋通道中的主要二次流流动。其中主涡靠近右侧光滑面,距离带肋壁面较远,一般由第三根肋片开始形成并逐渐向下游发展、壮大。纵向涡沿着肋展方向流动,向着主流涡进行靠拢,最终汇聚,但是可以看出新型结构的由切除肋片带肋的横向涡强度相较于原型结构的横向涡有所提升,同时对于与主流汇聚的位置也更加靠近出口,给予带肋壁面上二次流的分离与再附着更多的机会,强化换热的效果更明显。

图14 原型结构涡旋核心分布规律(Re=60 000)

4 结 论

本文对宽高比为1的45°斜置带肋通道的原始结构与新型结构的换热特性进行试验测量与数值模拟研究,得到以下结论:

1) 原型结构与新型结构同样存在入口段效应,原型结构入口段效应集中在0

2) 原型结构和新型结构在进口Re从10 000变化到60 000的过程中,数值计算结果与试验结果平均相对误差为10.17%。数值计算结果显示,全部肋片在流动方向下游切除3.8 mm结构的换热性能是6种新型结构中最优的。带肋面平均Nu数、平均Nu数比和平均换热因子相比于原始结构分别平均增长25.1%,24.8%,22.7%。