史 亮， 孫彥博， 韓萬金， 謝 鳴

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院， 哈爾濱 150001)

管網(wǎng)方法在雙層壁冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中的應(yīng)用

史 亮， 孫彥博， 韓萬金， 謝 鳴

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院， 哈爾濱 150001)

為快捷有效地計(jì)算渦輪葉片雙層壁復(fù)合冷卻結(jié)構(gòu)的冷卻特性，將一套適用于氣冷葉片換熱模擬的管網(wǎng)耦合算法應(yīng)用于所設(shè)計(jì)的雙層壁內(nèi)冷葉片上. 結(jié)合冷卻流路的一維管道網(wǎng)絡(luò)算法以及壁面單元與對(duì)應(yīng)外流場(chǎng)網(wǎng)格間的插值過程，形成HIT3D-Coolnet管網(wǎng)耦合程序，并參考有測(cè)量數(shù)據(jù)的渦輪葉片算例驗(yàn)證其模擬有效性. 針對(duì)新型的雙層壁冷卻結(jié)構(gòu)，在已有葉型的基礎(chǔ)上初步構(gòu)建3種配氣方式的復(fù)合冷卻方案. 用HIT3D-Coolnet快速得到葉片外壁溫度信息以甄選初始方案,借助全三維數(shù)值模擬分析初選方案雙層壁結(jié)構(gòu)內(nèi)的流動(dòng)特性，并據(jù)此采取措施改善初始設(shè)計(jì). 流場(chǎng)分析表明，導(dǎo)入腔內(nèi)的冷卻空氣沖擊腔壁，并在腔室空間內(nèi)形成特定的旋渦結(jié)構(gòu)，有效地強(qiáng)化了內(nèi)部對(duì)流換熱. 在合理的冷氣分配下，雙層壁冷卻技術(shù)可獲得較好的冷卻效果.

雙層壁冷卻；管網(wǎng)理論；耦合方法；換熱模擬；改型設(shè)計(jì)

作為一種公認(rèn)的高效冷卻技術(shù)，雙壁冷卻已成功應(yīng)用于飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)或火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室火焰筒的冷卻[1]. 美國(guó)埃里森公司研制的雙壁冷卻結(jié)構(gòu)使渦前可承受溫度升高超過220 K[2]，已經(jīng)歷了耐久性測(cè)試. 雙壁冷卻與層板冷卻相比傳熱效果略低，但結(jié)構(gòu)相對(duì)簡(jiǎn)單，流動(dòng)阻力小[3]. 針對(duì)其傳熱傳質(zhì)特性及影響因素，許多學(xué)者制定研究方案優(yōu)化主要參數(shù)以獲取好的冷卻效果[4-5]. Ieronymidis等[6]詳細(xì)研究了窄通道的壓力損失和微孔出流，用數(shù)值模擬分析表面粗糙度對(duì)傳熱系數(shù)的影響. Stoakes等[7]針對(duì)應(yīng)用于雙壁冷卻的沖擊結(jié)構(gòu)，使用CFD耦合模擬手段研究了熱傳導(dǎo)、對(duì)流作用對(duì)其換熱的影響. 應(yīng)用管網(wǎng)理論對(duì)渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)空氣系統(tǒng)各環(huán)節(jié)的流量分配、沿程壓力、溫度分布的計(jì)算方法已非常成熟[8]. 對(duì)于葉片內(nèi)冷腔室小系統(tǒng)，可通過管網(wǎng)方法迅速獲得冷卻通道的流動(dòng)和換熱參數(shù)，為葉片傳熱計(jì)算提供邊界條件. 但類似于雙壁結(jié)構(gòu)的新式冷卻技術(shù)，其阻力特性和換熱特性因葉型而異，對(duì)其應(yīng)用管網(wǎng)方法的研究還較少.

本文構(gòu)建了快速預(yù)估氣冷葉片換熱特性的管網(wǎng)算法耦合外場(chǎng)程序，用以指導(dǎo)雙層壁冷卻結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)，并借助CFX分析其流場(chǎng)特性.

1 管網(wǎng)耦合計(jì)算原理

1.1 管網(wǎng)計(jì)算原理

管網(wǎng)算法是一種將復(fù)雜流動(dòng)模化為一維流動(dòng)單元的簡(jiǎn)便方法. 很多研究人員建立航空發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)冷系統(tǒng)的等效管道網(wǎng)絡(luò)模型[9-10]，快速獲得流量參數(shù)，然后聯(lián)合外流場(chǎng)實(shí)現(xiàn)耦合傳熱分析. 管網(wǎng)算法基本的控制方程有連續(xù)性方程、動(dòng)量方程和能量方程. 表征流進(jìn)流出守恒的連續(xù)性方程為

微分形式的一維流管動(dòng)量方程為

(1)

提出流量項(xiàng)q，用流進(jìn)流出節(jié)點(diǎn)i、j上參數(shù)的平均值表示式(1)中單元體的物理變量，將微分形式轉(zhuǎn)換成差分形式，略去一些高階小量,經(jīng)過合并得

ξ(pj-pi)=Aij-Bijqij2-Dijqij2-Cijcfqij2.

式中:

ξ=1-V2/(RT)，

其中Cij中mi=qij/|qij|表征流量的正負(fù).

單元體的能量方程

式中滯止焓h*=cpT*，T*=Tc+v2/2cp，Tc=(Tc1+Tc2)/2. 熱量Q只包含導(dǎo)熱傳熱和對(duì)流換熱，由于冷卻通道有不同的類別，Q分3類討論：

1)如果只計(jì)算內(nèi)冷通道的流動(dòng)和換熱，Q=Ua(Tw-Tc)，Tw是內(nèi)壁溫度，Tc是冷卻空氣溫度. Ua=hcAc為當(dāng)量換熱系數(shù)，Ac是冷氣側(cè)換熱面積；

2)如果計(jì)算單腔通道兩側(cè)的葉片外壁溫，Q=Ua1(Tg1-Tc)+Ua2(Tg2-Tc),下標(biāo)g表示燃?xì)鈧?cè)，1和2分別表示葉片吸力側(cè)和壓力側(cè)；

3)對(duì)于雙壁冷卻結(jié)構(gòu)，一邊通過固壁與外流場(chǎng)燃?xì)饨粨Q熱量，一邊與內(nèi)腔流體通過隔板等固體進(jìn)行換熱. 以燃?xì)鈧?cè)為吸力側(cè)，Q=Ua1(Tg1-Tc)+Uac(Tcmi-Tc). Uac是冷氣側(cè)當(dāng)量換熱系數(shù)，Tcmi是中間腔室的空氣溫度，可由前兩種情況求出.

在2)中

在3)中

式中:δ1和δ2分別是通道兩側(cè)的壁厚，δt1是吸力側(cè)雙壁窄腔與主腔間固體厚度. hg是燃?xì)鈧?cè)換熱系數(shù)，開始計(jì)算時(shí)給定初值，之后則提取外場(chǎng)計(jì)算結(jié)果. λ為葉片材質(zhì)平均導(dǎo)熱系數(shù). hci、Aci分別為中部腔壁的對(duì)流換熱系數(shù)和換熱面積，Ace為貼壁窄腔里側(cè)的換熱面積，當(dāng)δt1較小時(shí)，Aci≈Ace. 由Q的表達(dá)式，可以將單元體的能量方程變換成3類便于溫度求解的形式:

1.2 換熱元件的流阻和換熱經(jīng)驗(yàn)計(jì)算方法

依據(jù)Re>4 000湍流階段光滑管的布拉休斯公式[11]計(jì)算孔結(jié)構(gòu)(包括沖擊孔、氣膜孔和除塵孔等)流阻(式(2)). 考慮出流結(jié)構(gòu)的局部流阻損失，加入出流系數(shù)CD. CD表示實(shí)際流率與理想流率的比值. 理想流率由靜壓Ps到總壓Pt的一維等熵?cái)U(kuò)張計(jì)算.

(2)

對(duì)于上述光滑管，用104

(3)

式(3)考慮入口效應(yīng)和溫差效應(yīng)，估算準(zhǔn)確度較高,適用于流體溫度和固壁溫度比值0.5

對(duì)于葉身中段沖擊孔，采用Florschuetz[13]等提出的帶橫向流的沖擊射流冷卻試驗(yàn)關(guān)聯(lián)式：

Nu1= 0.363(xi/dm)-0.554(yi/dm)-0.422·

式中xi、yi、zi表示第i排沖擊孔沿主流流向、展向的間距以及沖擊距離，dm為沖擊孔徑.

氣膜冷卻涉及內(nèi)部流體和外部流體. 由式(2)計(jì)算流阻力時(shí)，前緣、葉背和葉腹兩側(cè)的換熱需進(jìn)行修正：每個(gè)氣膜孔的出流覆膜區(qū)域?qū)?yīng)一個(gè)葉片壁面單元，在管網(wǎng)程序溫度平衡計(jì)算中，根據(jù)托求得的孔出口流量和壓力，對(duì)壁面單元中摻混的燃?xì)饨M分進(jìn)行綜合，按區(qū)域取換熱系數(shù)和溫度的均值.

1.3管網(wǎng)耦合計(jì)算方法

葉片內(nèi)外流體流動(dòng)影響著固體域的對(duì)流傳熱，葉片壁面溫度同時(shí)影響近壁外流場(chǎng)[14]. 氣膜孔等外防護(hù)措施使內(nèi)外流體又有了直接相互作用. 為動(dòng)態(tài)反映實(shí)際情況，需要耦合計(jì)算來模擬相互作用的葉片外部和內(nèi)部流場(chǎng). 通常方法是借助商用CFD軟件的直接耦合模擬. 但在冷卻方案設(shè)計(jì)過程中，常需多次改型再計(jì)算，每次都需重新劃分網(wǎng)格，再將網(wǎng)格導(dǎo)入求解器迭代較長(zhǎng)時(shí)間至收斂. 目前,很多渦輪葉片都具有復(fù)雜精細(xì)的冷卻結(jié)構(gòu)，其內(nèi)部流域和葉片固體域常依賴非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，致使離散過程非常耗時(shí). 管網(wǎng)算法能快速地確定內(nèi)部流域的流動(dòng)參數(shù)，省略了冷卻方案初設(shè)階段網(wǎng)格的劃分. 本文以內(nèi)部流動(dòng)參數(shù)為耦合條件，編寫插值程序?qū)崿F(xiàn)在交接面上與外部葉柵流道計(jì)算程序傳遞信息. 外部程序選擇哈爾濱工業(yè)大學(xué)開發(fā)的HIT-3D程序[15]，其核心算法為求解TVD中心差分格式N-S方程，并提供多種黏渦模型和轉(zhuǎn)捩模型，輸出結(jié)果包括S1-S2流面網(wǎng)格點(diǎn)上的速度分量，以及壓力、溫度等.HIT-3D計(jì)算的葉柵流道采用HOH型分塊結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格.

依據(jù)交界面上的溫度連續(xù)和熱流量連續(xù)條件,編寫耦合計(jì)算的插值程序:

網(wǎng)格點(diǎn)到單元面插值. 經(jīng)節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)和相同換熱邊界面積判斷單元面對(duì)應(yīng)網(wǎng)格區(qū)域的橫縱網(wǎng)格數(shù)l、m. 假設(shè)網(wǎng)格中心點(diǎn)角標(biāo)為ce，令ζ=[l/2]，η=[m/2]([ ]表示取整運(yùn)算)，則變量v的面平均為

式中Δxi、Δyi分別是網(wǎng)格元素橫向和縱向的長(zhǎng)度.

單元面到網(wǎng)格點(diǎn)的二維線性插值. 假定網(wǎng)格點(diǎn)均布，由節(jié)點(diǎn)I到節(jié)點(diǎn)I+1，參數(shù)V變?yōu)閂I，由節(jié)點(diǎn)I到節(jié)點(diǎn)J，參數(shù)V變?yōu)閂J，到節(jié)點(diǎn)J+1，參數(shù)V變?yōu)閂J+1. 令網(wǎng)格中心點(diǎn)為

VA=(V+VJ)/2，VB=(VI+VJ+1)/2，

VC=(V+VI)/2，VD=(VJ+VJ+1)/2.

插值過程中網(wǎng)格中心點(diǎn)之間橫向縱向網(wǎng)格點(diǎn)數(shù)是l′、m′. 中心點(diǎn)角標(biāo)為st，令ζ′=[l′/2]，η′=[m′/2]. 則橫向第i層網(wǎng)格中第j個(gè)網(wǎng)格點(diǎn)的參數(shù)值為

聯(lián)系與每個(gè)單元壁厚wt相關(guān)的導(dǎo)熱定律表達(dá)式qc=-λsΔT/wt，忽略相鄰葉壁單元之間壁面切向固體導(dǎo)熱，孔結(jié)構(gòu)側(cè)壁按照絕熱處理，氣膜孔出流對(duì)主流的影響按氣膜修正方法處理, 建立起管網(wǎng)計(jì)算程序Cool_g和與HIT-3D聯(lián)合運(yùn)行的耦合程序HIT3D-Coolnet. 參數(shù)傳遞包括燃?xì)鈧?cè)向固壁傳遞溫度Tg和換熱系數(shù)hf，經(jīng)導(dǎo)熱過程給管網(wǎng)計(jì)算提供第3類換熱條件, 冷氣側(cè)提供給燃?xì)鈧?cè)壁溫和流量邊界條件(包括氣膜出流等，屬于第1類邊界條件).

1.4 耦合計(jì)算驗(yàn)證

Hylton等[16]進(jìn)行的C3X葉片換熱試驗(yàn)，測(cè)試條件與實(shí)際燃?xì)鉁u輪運(yùn)行工況非常相近. 本文驗(yàn)證計(jì)算參照其4 521工況.C3X葉片流動(dòng)網(wǎng)絡(luò)的劃分相對(duì)簡(jiǎn)單. 10根獨(dú)立管道，從入口到出口節(jié)點(diǎn)劃分10個(gè)單元. 按從右至左從小到大的順序給每個(gè)節(jié)點(diǎn)編號(hào). 葉片外壁也劃分出流向和展向單元與通道位置對(duì)應(yīng)，劃分結(jié)果見圖1.

用自編的預(yù)處理程序，讀取幾何文件信息，然后計(jì)算出各單元的長(zhǎng)度、當(dāng)量直徑、截面面積和傳熱側(cè)面積，加上冷氣入口和出口的邊界條件，編入管網(wǎng)程序的輸入文件.

外流場(chǎng)程序使用k-ωSST湍流模型和間歇因子轉(zhuǎn)捩模型. 每5次外流場(chǎng)計(jì)算，執(zhí)行一次Cool_g子程序. 迭代至兩邊溫度都達(dá)到穩(wěn)定，且溫度變化<0.5K，壓力變化<2Pa時(shí)認(rèn)為計(jì)算收斂.

取葉片中徑處耦合計(jì)算溫度、換熱系數(shù)與試驗(yàn)值相比較. 圖2橫坐標(biāo)0表示前緣點(diǎn)，負(fù)值表示吸力面，正值表示壓力面，1和-1表示兩側(cè)尾緣點(diǎn).

圖1 C3X葉片內(nèi)部網(wǎng)絡(luò)和壁面單元?jiǎng)澐?/p>

Fig.1 The internal network of C3X blade and the blade wall units division

(a)溫度

(b)換熱系數(shù)

HIT3D-Coolnet所得葉片兩側(cè)壁溫分布云圖如圖3所示.

比較圖2曲線可知，HIT3D-Coolnet耦合計(jì)算能較為準(zhǔn)確地模擬C3X葉片的內(nèi)外傳熱過程. 無論是計(jì)算值還是試驗(yàn)值都顯示出兩側(cè)壁面溫度分布中段低，前緣和尾緣高的趨勢(shì). 在葉片兩側(cè)HIT3D-Coolnet所得最低溫度接近試驗(yàn)數(shù)據(jù)最低溫度. 前緣點(diǎn)附近溫度的計(jì)算結(jié)果略高于試驗(yàn)值，沒能反映局部輕微上升的趨勢(shì). 在靠近尾緣位置,管網(wǎng)耦合的溫度達(dá)到最高值，與實(shí)驗(yàn)測(cè)值相符，但變化相對(duì)較為平坦. 壓力面換熱系數(shù)的計(jì)算值在弦向呈波浪狀變化，峰值和谷值位置與冷卻通道相關(guān). 從前緣點(diǎn)到壓力面尾緣總體的上升趨勢(shì)與試驗(yàn)值相符，在x/L=-0.76處也顯示出跌入極小值并迅速回升的態(tài)勢(shì). 在吸力面中部，網(wǎng)絡(luò)耦合計(jì)算的傳熱系數(shù)有較大的波動(dòng)范圍，但平均值較接近試驗(yàn)值. 轉(zhuǎn)捩位置處換熱系數(shù)走高的態(tài)勢(shì)與試驗(yàn)值一致，但在x/L=0.4有小段下降，偏差較明顯.

(a)吸力面

(b)壓力面

通過驗(yàn)證可知，用HIT3D-Coolnet可以較為可靠地獲知?dú)饫淙~片的冷卻效果. 最高、最低溫度的位置可得到較準(zhǔn)確的預(yù)測(cè). 作為一種快速預(yù)測(cè)工具，管網(wǎng)耦合算法可用來評(píng)估冷卻結(jié)構(gòu)方案的優(yōu)劣.

2 雙層壁冷卻結(jié)構(gòu)建模和冷卻方案設(shè)計(jì)

Hylton等[16]還在C3X基礎(chǔ)上做了前緣氣膜噴淋冷卻的改型設(shè)計(jì)，說明該葉型對(duì)薄腔氣膜出流結(jié)構(gòu)具有一定的適應(yīng)性. 管網(wǎng)方法重視的是相對(duì)通用性，可將描述多種換熱元件的流阻特性和換熱特性的試驗(yàn)關(guān)聯(lián)式包含在管網(wǎng)程序的模型庫(kù)里. 1.4節(jié)的原型算例驗(yàn)證了基于交接面插值過程的耦合算法的可行性. 對(duì)于以C3X葉型坐標(biāo)數(shù)據(jù)為基準(zhǔn)所設(shè)計(jì)的雙層壁冷卻結(jié)構(gòu)，主要的變化是調(diào)整了內(nèi)部流路. 葉盆和葉背內(nèi)側(cè)壁設(shè)置窄通道，并以可控樣條繪制腔型曲線. 在兩側(cè)壁面開設(shè)氣膜孔，構(gòu)造出沖擊-雙層壁-氣膜復(fù)合結(jié)構(gòu)，其主體為前中后3個(gè)主腔. 貼壁窄腔與中腔以沖擊孔連接，葉片中上部開設(shè)的氣膜孔連通窄腔. 管網(wǎng)程序獲取內(nèi)流場(chǎng)信息，繼續(xù)作為外場(chǎng)程序的換熱內(nèi)邊界. 為證實(shí)雙層壁冷卻結(jié)構(gòu)相比單純氣膜外防護(hù)的優(yōu)勢(shì). 還設(shè)計(jì)了單純氣膜外防護(hù)方案Plan0. 兩類結(jié)構(gòu)的截面見圖4.

依據(jù)不同進(jìn)氣和出流模式，在參數(shù)化模塊化建模基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)3種雙層壁冷卻結(jié)構(gòu)方案A、B、C(見圖5) .

(a)Plan0

(b)雙層壁冷卻結(jié)構(gòu)

圖5 A、B、C方案的內(nèi)部冷卻通道管網(wǎng)計(jì)算拓?fù)溥B接圖

圖5中41～70為前緣氣膜孔. 71～81、82～92是葉腹側(cè)兩組貼壁窄通道. 93～103、104～114是葉背側(cè)兩組貼壁窄通道. 圓圈表示冷氣流進(jìn)，箭頭表示冷氣流出. 同樣以4521工況為設(shè)計(jì)工況，分內(nèi)外流場(chǎng)給定邊界條件(見表1、2).

表1 葉柵進(jìn)口

表2 葉柵出口

保持原工況總的冷氣流量0.170 4 kg/s不變，3種方案的冷氣分配見表3.

采用同一外流場(chǎng)網(wǎng)格下充分發(fā)展的原型流場(chǎng)作為初場(chǎng)，對(duì)每個(gè)方案運(yùn)行HIT3D-Coolnet程序. 平均迭代20 h后都達(dá)到收斂(葉片壁面兩側(cè)溫度差別<0.5 K，外場(chǎng)殘差<10-5). 耦合計(jì)算收斂后，3種方案的葉片外壁溫度結(jié)果見表4.

表3 3種方案冷氣入口流量

注：其他項(xiàng)為葉背窄通道下部進(jìn)口冷氣流量.

表4 設(shè)計(jì)工況3種方案溫度計(jì)算結(jié)果Tab.4 The temperature results of three schemes in design condition

從表4可知，A方案最高溫度最低溫度都是最低的，可見受端壁加熱效應(yīng)較弱； B方案平均溫度最低，吸力面中段低溫區(qū)范圍最大， 由于后腔流量最少，壓力面后部高溫嚴(yán)重；C方案最高溫度比原型還要高. 參照C3X原型，結(jié)合云圖分析，可知在設(shè)計(jì)工況下，B方案冷卻效果相對(duì)最好，尤其是吸力面中上部位降溫效果顯著，因此作為初選方案.

3 全三維數(shù)值分析和改型設(shè)計(jì)

為獲取詳細(xì)流動(dòng)特性，對(duì)初選的方案B和參照方案Plan0建立全三維計(jì)算模型進(jìn)行模擬. 兩者計(jì)算域都用高質(zhì)量的網(wǎng)格來離散劃分，總網(wǎng)格數(shù)都接近1 000萬. 設(shè)計(jì)工況和邊界條件相同，且都采用k-ωSST湍流模型. 在商用軟件CFX14.0上運(yùn)行7核處理器并行計(jì)算至收斂. 總的仿真時(shí)間有10天(加上前處理)，耗時(shí)比HIT3D-Coolnet長(zhǎng)很多，兩者所得葉壁溫度見圖6.

(a)參照方案

(b)方案B

方案B的CFX模擬結(jié)果與管網(wǎng)耦合所得溫度分布相似，吸力面中上部低溫區(qū)和根頂?shù)亩瞬烤植扛邷貐^(qū)都有反映. CFX呈現(xiàn)多層次的溫度變化，等值線包含更多細(xì)節(jié). 方案B吸力側(cè)中上部氣膜孔附近溫度比Plan0同一區(qū)域低20 K以上，而且前后兩組氣膜孔出流域低溫區(qū)連成一塊. Plan0前緣靠近壓力側(cè)的氣膜孔列左邊域溫度較高. 方案B壓力側(cè)中段氣膜孔上方和下方對(duì)應(yīng)貼壁窄腔的葉片表面溫度低于Plan0，但是后段上部聚集最高溫度，易產(chǎn)生熱蝕. 以沖擊孔或氣膜孔中剖面截面的速度矢量線圖分析兩者內(nèi)流場(chǎng)，結(jié)果見圖7和圖8. 由圖7可以看出，沖擊射流在擴(kuò)散過程中產(chǎn)生很多渦結(jié)構(gòu). 上方的吸力側(cè)沖擊孔，從撞擊靶面后的貼壁橫流回到孔肩部，劇烈的流線卷繞產(chǎn)生對(duì)稱于孔軸線的渦對(duì)(F1和F2，f2). 紅色箭頭指示旋渦旋向. 受到上行流影響，渦結(jié)構(gòu)在窄腔空間內(nèi)發(fā)展，低溫冷卻空氣環(huán)繞側(cè)壁伴隨強(qiáng)烈的擾動(dòng)，帶走內(nèi)壁熱量. 在壓力側(cè)窄腔每邊有兩個(gè)旋向相反的旋渦結(jié)構(gòu)，一個(gè)是靠近里壁，大約在中間位置(F3和F4，f3和f4)，另一個(gè)相對(duì)接近壁角或在對(duì)壁邊緣(F5和F6，f5和f6).

(a)前組

(b)后組

圖8 Plan0中腔截面速度矢量線圖

Fig.8 The velocity vector line of middle chamber section of Plan 0

Plan0中腔流道截面積的擴(kuò)增使得內(nèi)部流場(chǎng)更為混亂. 最左邊和最右邊壁角的大旋渦是造成局部流動(dòng)損失的來源. 左下角旋渦的卷繞范圍直徑比底部中腔的寬度都要大. 相比而言，方案B主要的渦結(jié)構(gòu)都出現(xiàn)在窄腔內(nèi)，流線回旋更貼近葉片外壁面，換熱作用顯著.

方案B壓力側(cè)冷卻空氣供壓不足，氣膜孔出流受阻. 與C3X原型一樣,壓力側(cè)后部仍有相當(dāng)大范圍的高溫區(qū). 鑒于此，改型設(shè)計(jì)采取以下措施：(1)用扁平長(zhǎng)圓截面直通道代替整個(gè)后腔(圖9(b))，加快冷卻空氣流速；(2)為保證出流壓力，壓力側(cè)貼壁窄腔的冷卻空氣不再?gòu)娜~頂而通過氣膜孔排出(圖9(a))；(3)壓力側(cè)氣膜孔孔軸方向更傾向于葉片表面.

圖9 改型措施

由圖9(a)上方可見壓力側(cè)窄腔頂部被封堵. 用HIT3D-Coolnet耦合程序計(jì)算改型設(shè)計(jì)冷卻結(jié)構(gòu)，所得壁溫分布見圖10.

采用CFX全三維模擬改型結(jié)果(圖11)，可見兩種方法在大多數(shù)區(qū)域壁溫分布狀況相近. 由于氣膜孔的傾斜角度，壓力側(cè)排出的冷氣很快轉(zhuǎn)為主流方向且無逆流倒灌. 在貼壁腔內(nèi)沒有明顯的成核渦結(jié)構(gòu)(如G5～G7)，而在后組孔的孔壁左側(cè)，也沒有出現(xiàn)阻滯逆流的附著渦(gk3～gk5). 防護(hù)膜層隔離了燃?xì)獾闹苯忧治g，及時(shí)帶走了固體表面上的熱量，其流經(jīng)表面的溫度低于其上、下區(qū)域. 以往的大面積集中的高溫區(qū)已消失. 可見在后部窄腔從整體1塊變?yōu)榉至⒌?個(gè)扁平通道使得換熱效率得到改善. 改型前后壓力面氣膜出流情況見圖12和圖13.

(a)吸力面

(b)壓力面

Fig.10 Blade wall temperature contours of retrofit design calculated by HIT3D-Coolnet

(a)吸力面

(b)壓力面

Fig.11 Blade wall temperature contours of retrofit design by CFX simulation

(a)前組

(b)后組

Fig.12 The velocity vector lines in pressure side narrow cavity and film holes before retrofit

(a)前組

(b)后組

Fig.13 The velocity vector lines in pressure side narrow cavity and film holes after retrofit

4 結(jié) 論

1)試驗(yàn)算例驗(yàn)證了基于交接面插值過程的管網(wǎng)耦合程序的可行性. 由于計(jì)算便捷且對(duì)葉片換熱具有一定的模擬準(zhǔn)確度，該程序可用于雙層壁冷卻方案的初步設(shè)計(jì).

2)雙層壁復(fù)合冷卻結(jié)構(gòu)的窄腔具有較大換熱面積，縮短了冷卻側(cè)到燃?xì)鈧?cè)的熱傳導(dǎo)距離. 冷卻空氣從沖擊孔射入撞擊腔壁，形成特定的渦結(jié)構(gòu)在腔內(nèi)空間發(fā)展，卷繞和內(nèi)部湍動(dòng)促進(jìn)傳質(zhì)與葉片的金屬材料的熱交換. 與單純氣膜外防護(hù)相比，流阻損失較小，提高了冷卻空氣的利用率.

3)改型措施彌補(bǔ)了初選方案中存在的不足. 消除了壓力側(cè)氣膜孔內(nèi)逆流現(xiàn)象，氣膜覆蓋對(duì)后葉片壁起到保護(hù)作用，扁平直通道改善了葉片后部的冷卻效率，局部高溫得到很大程度的緩解.

[1] 沈國(guó)華.火焰筒雙層壁冷卻的數(shù)值計(jì)算[D]. 南京:南京航空航天大學(xué),2008.

SHEN Guohua. Numerical research on combustor flame tube double-walled cooling structure [D]. Nanjing: Nanjing University of Aeronautics and Astronautics,2008.

[2] FUNAZAKI K, TARUKAWA Y, KUDO T. Heat transfer characteristics of an integrated cooling configuration for ultra-high temperature turbine blades[C]//Experimental and Numerical Investigations: ASME Turbo Expo,2001-GT-0148. New Orleans: International Gas Turbine Institute, 2001.

[3] 蘇云亮.雙層殼型渦輪導(dǎo)向葉片冷卻設(shè)計(jì)與研究[D].成都:電子科技大學(xué),2009.

SU Yunliang. Cooling structure design and research of double shell turbine guide vane [D]. Chengdu: University of Electronic Science and technology of China, 2009.

[4] RHEE D H. Flow and heat(Mass) transfer characteristics in an impingement/effusion cooling system with crossflow[J]. Journal of Turbomachinery, 2003,125(1):74-82.DOI:10.1115/1.1519835.

[5] CHO H H, RHEE D H. Effects of hole arrangements on local heat/mass transfer for impingement/effusion cooling with small hole spacing[J]. Journal of Turbomachinery, 2008, 130(4):1-11. DOI:10.1115/1.2812325.

[6] IERONYMIDIS I, GILLESPIE D R H, IRELAND P T, et al. Experimental and computational flow field studies of an integrally cast cooling manifold with and without rotation[C]//ASME Turbo Expo, GT2006-91245. Barcelona: International Gas Turbine Institute,2006.

[7] STOAKES P, EKKAD S. Optimized impingement configurations for double wall cooling applications[C]//ASME turbo expo. GT2011-46143. British Columbia: International Gas Turbine Institute,2011.

[8] 王松，王新軍，俞茂錚. 燃?xì)廨啓C(jī)空氣冷卻系統(tǒng)建模及計(jì)算分析[J]. 燃?xì)廨啓C(jī)技術(shù), 2010,12, 23(4):33-37. DOI: 10.3969/j.issn.1009-2889.2010.04.007.

WANG Song, WANG Xinjun, YU Maozheng. Calculations and analysis of a gas turbine air cooling system [J]. GAS Turbine Technology, 2010,12,23(4):33-37. DOI: 10.3969/j.issn.1009-2889.2010.04.007.

[9] BONINI A, ANDREINI A, CARCASCI C,et al. Conjugate heat transfer calculations on GT rotor blade for industrial applications. Part I-Equivalent Internal Fluid Network Setup and Procedure Description[C]// ASME Turbo Expo, GT2012-69846. Copenhagen: International Gas Turbine Institute,2012.

[10]RAMAKUMAR V N B, PRASAD S S. A combined CFD and network approach for a simulated turbine blade cooling system[J]. Indian Journal of Engineering & Materials Sciences, 2006, 13(3):195-201.

[11]陳卓如. 工程流體力學(xué)[M]. 2版. 北京: 高等教育出版社，2004:261-267.

CHEN Zhuoru.Engineering fluid mechanics [M]. 2nd ed. Beijing: China Higher Education Press, 2004:261-267.

[12]楊世銘，陶文銓. 傳熱學(xué)[M]. 4版. 北京: 高等教育出版社，2006:246-268.

YANG Shiming, TAO Wenshuan. Heat transfer [M]. 4th ed. Beijing: China Higher Education Press, 2006:246-268.

[13]FLORSCHUETZ L W，TRUMAN C R，METZGER D E．Streamwise flow and heat transfer distributions for jet array impingent with crossflow[C]//ASME 1981 International Gas Turbine Conference and Products Show, 81-GT-77. Houston: International Gas Turbine Institute,198l.

[14]PECHIULLI A, COUTANDIN D, CIOPPO M D, et al. Development of a numerical procedure for integrated multidisciplinary thermal-fluid-structural analisys of an aeroengine turbine[C]// ASME Turbo Expo, GT2009-59875. Orlando: International Gas Turbine Institute,2009.

[15]YAN Peigang, CUI Ying, SHI Liang, et al. Modification design of turbine blade with integrated cooling structures by conjugate heat transfer and fluid network analysis[J]. Journal of Aerospace Engineering, 2014, 228(12) :2286-2299.

[16]HYLTON L D, MIHELC M S, TURNER E R, et al. Analytical and experimental evaluation of the heat transfer distribution over the surfaces of turbine vanes[R]. Indianapolis:NASA,1983: NASA-CR-168015.

(編輯 楊 波)

Application of network method in the design of double wall cooling structure

SHI Liang, SUN Yanbo, HAN Wanjin, XIE Ming

(School of Energy Science and Power Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150001, China)

To quickly and efficiently calculate the cooling characteristics of double wall composite cooling structure used in turbine blades, a set of pipeline network coupling algorithm which is enforceable for air-cooled blade simulation has been applied to the designed double wall cooling blade. Combining with one-dimensional pipeline network method and interpolation process between blade wall unit and corresponding outflow field grid, HIT3D-Coolnet pipeline network coupling procedure is composed, and the simulation validity of this algorithm has been verified by turbine blade test data. For the new-style cooling technology of double wall cooling structure, three compound cooling schemes have been preliminarily constructed. The HIT3D-Coolnet quickly gets blade outer wall temperature information to select the initial scheme. With the flow characteristics analysis of double wall structure of the primary scheme by full three-dimensional numerical simulation, measures have been taken to improve the initial design. Flow field analysis shows that the cooling air introduced into the narrow cavity impacts the chamber wall, forms specific vortex structures which can effectively enhance the internal convective heat transfer. Under the reasonable cooling distribution, the double wall cooling technology can obtain relatively good cooling effect.

double-wall cooling; pipeline network theory; coupling method; heat transfer simulation; retrofit design

10.11918/j.issn.0367-6234.201605047

2016-05-10

國(guó)家自然科學(xué)基金委創(chuàng)新研究群體(50421063)

史 亮(1988—),男,博士研究生; 韓萬金(1942—),男,教授,博士生導(dǎo)師; 謝 鳴(1958—),男,教授,博士生導(dǎo)師

史 亮, shiliang_8813@163.com

V231.3

A

0367-6234(2017)07-0078-08