出口-入口面积比对收缩扩张形孔冷却特性影响的机理研究

1、高等学校工程热物理第十六届全国学术会议论文集 编号：B-100038出口-入口面积比对收缩扩张形孔冷却特性影响的机理研究刘存良，朱惠人，李永红（西北工业大学 动力与能源学院，陕西 西安 710072）E-mail: ）摘 要：为了揭示出口-入口面积比对收缩扩张形孔气膜冷却特性的影响机理，利用数值模拟技术，对两种出口-入口面积比不同的收缩扩张形孔的气膜冷却机理进行了研究，其中湍流模型选取realizable k模型，壁面函数采用增强壁面函数。结果表明：出口-入口面积比AR变化对收缩扩张形孔气膜冷却的流场、温度场结构特点没有本质的影响，因此对冷却效率和换热系数的分布规律

2、都没有明显影响；但AR变化对收缩扩张形孔的冷却效率和换热系数的数值影响较大：AR越大，气膜的湍流度越高，平均冷却效率越低；大AR孔形下游的流场速度相对同一动量比下的小AR孔形的流场速度较小，因此换热系数在上游较低，但在下游区域，对涡结构又增强了大AR孔形下游很大区域内的换热。关键词：气膜冷却；收缩扩张形孔；出口入口面积比；冷却特性；数值模拟1 引言气膜冷却作为高性能航空发动机高温部件冷却的关键技术之一，其发展历程已有数十年，并且随着燃气温度的不断提高，气膜冷却技术也在不断的发展改进，由最初的低吹风比的应用发展到高吹风比的应用，气膜孔形也由最初的圆柱形孔向非圆柱形孔演变。由文献资料可以看出圆柱形

3、孔首先发展为出口扩张的孔形1，这种孔形以扇形孔为代表。文献2通过实验研究了扇形孔的各种几何参数，如长径比L/D、孔出口与入口的面积比、倾斜角度等，对冷却效率和孔的流量系数的影响；文献3采用了多种湍流模型和计算网格在发动机的典型工况下对单一扇形孔模型的流动和冷却效果进行了数值模拟研究，并分析了各个模型的优劣。扩张形孔仍在不断的发展演变，文献4研究的双扇形孔就是最近才提出的一种扩张形孔结构，双扇形孔和传统的扇形孔相比，不仅在气膜孔出口有向外的扩张，气膜孔入口也有向内部冷气通道一侧的扩张，这种孔形可以通过入口处的收缩结构有效的减小冷气流入气膜孔时的局部流动损失，从而提高流量系数。文献5,6提出了一种

4、新概念的展向宽度扩张、流向宽度和截面面积逐渐收缩的收缩扩张形孔，获得了更好的冷却效果。收缩扩张形孔的提出 _国家973计划资助项目（批准号：2007CB707701）已有几年的时间，关于此种新孔形的气膜冷却机理虽然已有研究7,8,9，但研究深度仍显不足。另外，前人关于孔形几何结构参数影响的研究表明10,11，非圆柱形孔的几何参数对于孔形的冷却特性有较大影响。刘存良等12,13对扩张角和出口-入口面积比对收缩扩张形孔冷却特性的影响进行了较为详细的实验研究，但其中缺乏在机理上对各种结构参数影响的解释。本文将参照文献13中的孔形结构和实验数据，从机理上对收缩扩张形孔出口-入口面积比对其冷却特性的影响

5、进行充分的分析，以期摸清不同形状气膜孔的气膜冷却特点，并为高效气膜孔的设计提供指导。2 数值方法2.1 计算模型本文研究的收缩扩张形孔的结构示意图如图1所示。收缩扩张形孔入口直径：D=10mm；流向倾角：=35º；孔形在Y向的高度为3D。从俯视图上看，收缩扩张形孔在垂直于二次流流动的展向是扩张的，扩张角=21º，孔出口长l=3D；从侧视图上看，收缩扩张形孔沿二次流流动方向是收缩的。收缩扩张形孔出口-入口面积比AR值通过改变气膜孔出口宽度w来实现。本文数值模拟模型中的孔形结构参数与文献13中的实验孔形完全相同，孔形具体的结构参数列在了表5.1中。图1 圆柱形孔、双扇形孔、收缩

6、扩张形孔结构示意图表5.1 孔形几何参数表 孔形收缩扩张形孔收缩扩张形孔 D AR l w ºº ºº图2给出了其中一种收缩扩张形孔的计算模型结构示意图。另外一种孔的计算模型与之类似，主要的结构参数均相同，只是气膜孔部分有所差别。对于各计算模型，主流腔起始点距气膜孔出口中心距离均为41D，主流腔高度均为8D，二次流腔高度均为10D，二次流腔宽度与主流腔宽度均为1.75D，各计算模型都只包含半个孔，且都分别在如图2所示的两个面上施以对称边界条件，这样收缩扩张形孔计算模型的孔间距为3.5D，与实验模型相同。图2 带有收缩-扩张形孔的计算模型示意图2.2 湍流

7、模型及实验验证对于传热计算，湍流模型的选取至关重要。根据文献3的研究，在计算冷却效率时realizable k湍流模型（简称RKE）加增强壁面函数显示了其优越性。文献14精细的本文选用realizable k模型加增强壁面函测量了倾角为35的圆柱形孔的气膜冷却效率，数，RNGk模型加增强壁面函数和SST k模型对文献14中吹风比为1.5的工况进行了数值模拟，计算模型及边界条件与实验情况完全一致。图3给出了数值模拟结果与实验数据的对比情况，可以看出realizable k模型的计算结果与实验数据不仅在变化趋势上符合得很好，在数值上相差也不大，而其他两个模型的计算结果与实验数据相差较大，因此本文采

8、用realizable k模型加增强壁面函数。o图3 不同湍流模型计算结果与测量值对比图2.3 计算网格、边界条件与计算方法计算模型的网格采用结构/非结构混合网格。增强壁面函数要求临近壁面的第一层网格对应的y在1左右，并且在近壁区（Rey=+/<200）内至少有10层网格，因此在气膜孔内、主流腔中临近气膜孔出口所在平面的区域，都进行了局部的加密，以满足其要求。带有收缩-扩张形孔的模型网格图如图4。通过与更多节点数的计算结果对比，已经验证本文的网格系统获得的数值解是网格无关解。图4 气膜孔内及壁面附近区域网格示意图本文对上述三种孔形在动量比I为1下的气膜冷却进行了数值模拟研究，其中动量比I

9、定义为：I=cUc2/gUg2 (1)其中g,Ug,c,Uc分别为主流密度，主流速度，二次流密度，二次流在气膜孔入口或圆柱段部分的平均速度。根据计算工况，主流进口设为速度进口条件：进口速度为17m/s，主流温度设为330K，湍流度设为2.2%。二次流进口设为流量进口条件，温度设为310K，湍流度设为5%，流量根据主流的速度和密度、动量比以及气膜孔截面面积计算得到。主流出口设为压力出口条件。流体密度按理想气体计算，其它物性参数，如导热系数、比热容、粘性系数，都设为温度的分段线性函数。气膜孔出口所在壁面定义为绝热壁面条件，这样绝热壁温Taw就是计算得到的壁温Tw。这样绝热壁温Taw就是计算得到的壁

10、温Tw，气膜冷却效率：=(TgTaw)(TgTc)=(TgTw)(TgTc) (2)本文采用商用CFD软件进行计算。求解器使用分离隐式求解器，各控制方程的对流项均采用具有三阶精度的QUICK格式进行离散，压力速度耦合方法采用SIMPLEC方法，压力插值方式采用标准方式。3 计算结果及分析3.1 冷却效率结果分析图5给出了文献13中测量得到的出口-入口面积比AR不同的两种收缩扩张形孔在动量比1下的冷却效率分布云图。图6给出了动量比1下的孔下游X/D=5截面和X/D=25截面上的速度矢量图和无量纲温度云图，图6由数值模拟方法得到。由图可知，无论出口-入口面积比的大小，各收缩扩张形孔排下游壁面全部被

11、气膜所覆盖，实现了全表面气膜保护。这主要是因为本节研究的收缩扩张形孔的扩张角较大(=21º)，孔射流有较大的展向速度，可以覆盖更宽的区域。另外孔的展向扩张也使得射流在孔近下游的孔间区域交汇聚积（见图6），在这个区域形成了局部高冷却效率区域，但相对于面积比AR<1的收缩扩张形孔，大AR孔在近下游孔间的高冷却效率区域的范围要窄一些，冷却效率的值也要低一些。这是因为这两种孔形的入口面积相同，不同的AR通过调节出口面积来实现，较大AR意味着较大的出口面积，根据流体力学知识可知，这会使得射流的出口速度较小，射流的展向速度也会相应的降低，因此相邻射流在孔间的聚积就要少一些（见图6），使得大

12、AR孔在近下游孔间的高冷却效率区域的范围较窄，冷却效率的值也较低。结果表明AR变化不会显著影响收缩扩张形孔冷却效率的分布特点。但通过冷却效率云图可以看出AR变化会显著影响冷却效率的数值大小。由各冷却效率云图可知，在各个动量比下，大AR孔的平均冷却效率均小于小AR孔的平均冷却效率。这可以从这两种孔形气膜冷却的湍流场特点上找到原因。图7给出了动量比1下的这两种孔形出口面上的湍流度云图，图8给出了动量比1下的这两种孔形孔下游X/D=5截面和X/D=25截面上的湍流度云图，图7和图8由数值模拟方法得到。由图可知，当收缩扩张形孔的出口-入口面积比AR小于1时，孔内流动是加速的，这样有效的降低了孔内二次流

13、的湍流度（见图7），以及射流喷出后气膜冷却流场中的湍流度（见图8），从而有效的减弱了气膜与主流的掺混，产生了较高的冷却效率；但是当收缩扩张形孔的出口-入口面积比增大后，孔内流动由加速逐渐变为减速，这会使得孔内二次流以及气膜冷却流场中的湍流度非常高（见图7，图8），从而增强气膜与主流的掺混，造成冷却效率较低。从冷却效率的角度看，增大出口-入口面积比AR不利于收缩扩张形孔冷却特性的改善。AR=0.67AR=1.33图5 动量比I=1下的冷却效率分布云图（文献13）收缩扩张形孔(AR=0.67) , X/D=5 收缩扩张形孔(AR=1.33) , X/D=5 收缩扩张形孔(AR=0.67) , X/

14、D=25 收缩扩张形孔(AR=1.33) , X/D=25图6 气膜孔下游截面上的速度矢量图与无量纲温度场云图收缩扩张形孔(AR=1.33)收缩扩张形孔(AR=0.67)图7 气膜孔出口面上的湍流度云图收缩扩张形孔(AR=1.33) , X/D=5收缩扩张形孔(AR=0.67) , X/D=5收缩扩张形孔(AR=1.33) , X/D=25收缩扩张形孔(AR=0.67) , X/D=25图8 气膜孔下游截面上的湍流度云图3.2 换热系数结果分析图9给出了文献13中实验测量得到的面积比AR不同的三种收缩扩张形孔在各个动量比下的换热系数比分布云图。图10给出了动量比1下，AR=0.67收缩扩张形孔

15、和AR=1.33收缩扩张形孔下游X/D=5截面和X/D=25截面上的速度比（U/Ug）云图和速度矢量图，图10由数值模拟方法得到。由换热系数比分布云图可知各收缩扩张形孔换热系数比的分布特点非常相似。在近下游区域，相邻孔的射流在孔近下游的孔间区域碰撞交会，在这里形成了强对流换热区（见图10），换热系数比相对于孔中心线附近区域的换热系数比较高。而在远下游区域，收缩扩张形孔的对涡结构在孔间区域形成了与冲击相反的流动结构（见图10），它逐渐削弱了两孔中间区域的强换热，使得孔间区域的换热系数比由上游的相对较高逐渐地转为相对较低；在孔中心线附近区域，对涡结构形成了类似于冲击的流动结构（见图10），增强了这

16、个区域的对流换热强度，这种效果对于大AR收缩扩张形孔尤为明显。以上分析也表明出口-入口面积比AR变化对收缩扩张形孔换热系数的分布规律影响很小。但通过各换热系数比云图可以看出AR变化会显著影响换热系数比的数值大小。大AR收缩扩张形孔的换热系数比在上游低于小AR的，在下游高于小AR的。这是因为大AR孔形下游的流场速度相对同一动量比下的小AR孔形的流场速度较小，尤其在受射流影响较强的壁面附近区域（见图10），因此大AR孔形在上游的换热系数比也相对较低，在下游对涡结构增强了大AR孔形下游很大区域内的换热，这使得大AR孔形的换热系数比在下游高于小AR孔形的换热系数比。AR=0.67AR=1.33图9 动

17、量比I=1下的换热系数比分布云图（文献13）收缩扩张形孔(AR=1.33) , X/D=5收缩扩张形孔(AR=0.67) , X/D=5收缩扩张形孔(AR=1.33) , X/D=25收缩扩张形孔(AR=0.67) , X/D=25图10 气膜孔下游截面上的速度比云图与速度矢量图4 结论本章采用数值模拟技术对出口-入口面积比变化影响收缩扩张形孔气膜冷却特性的机理进行了较为深入的研究，本章主要有以下结论：出口-入口面积比AR变化对收缩扩张形孔气膜冷却的流场、温度场结构特点没有本质的影响，因此对冷却效率的分布规律也没有明显影响；但AR变化对收缩扩张形孔的冷却效率数值影响较大：AR越大，气膜的湍流度

18、越高，平均冷却效率越低。由于出口-入口面积比AR变化对收缩扩张形孔气膜冷却的流场结构特点没有本质的影响，因此对换热系数的分布规律也没有明显影响；但AR变化会显著影响换热系数比的数值大小，大AR孔形下游的流场速度相对同一动量比下的小AR孔形的流场速度较小，因此换热系数在上游较低，但在下游区域，对涡结构又增强了大AR孔形下游很大区域内的换热。参考文献：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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