王杰楓, 欒宇軒, 杜長(zhǎng)河, 范小軍, 李亮

(1.西安交通大學(xué)葉輪機(jī)械研究所, 710049, 西安; 2.陜西省葉輪機(jī)械及動(dòng)力裝備工程實(shí)驗(yàn)室, 710049, 西安)

現(xiàn)代航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪進(jìn)口溫度的不斷提高要求葉片耐溫能力更強(qiáng),隨著耐溫材料的研發(fā)速度逐漸低于渦輪進(jìn)口溫度的提升速度,葉片冷卻技術(shù)的地位日益突出,葉片冷卻技術(shù)向著更高的換熱能力、更低的壓力損失的方向發(fā)展,并追求實(shí)現(xiàn)對(duì)不同葉片溫度場(chǎng)的高效冷卻。在葉片前緣冷卻中,沖擊冷卻與旋流冷卻具有不同的流動(dòng)與換熱性能,并得到了最為廣泛的應(yīng)用。

Kreith等首次提出了旋流具備優(yōu)良的換熱效果[1],隨后通過(guò)實(shí)驗(yàn)探究了旋流的衰減和速度分布情況,結(jié)果表明旋流的衰減程度在低雷諾數(shù)下更大[2]。Kitoh等研究了速度分布規(guī)律和湍動(dòng)度,提出進(jìn)口條件對(duì)下游核心區(qū)域的流動(dòng)有很大的影響[3]。Ligrani等探究了旋流腔內(nèi)的流動(dòng)現(xiàn)象,觀測(cè)到了剪切層渦和大量的G?rtler渦,渦對(duì)的不穩(wěn)定性隨著雷諾數(shù)的增加而增加[4]。Liu等研究了噴嘴角度、噴嘴沿旋流腔的間距和旋流腔半徑與噴嘴高度之比對(duì)換熱的影響[5-7]。Miao等研究了不同雷諾數(shù)下沖擊冷卻的換熱性能及流動(dòng)情況,發(fā)現(xiàn)沖擊冷卻的抗橫流能力較差[8]。Lee等研究了氣膜冷卻與沖擊冷卻結(jié)合中氣膜孔間距、靶面與沖擊孔距離和雷諾數(shù)對(duì)性能的影響[9]。Fan等探究了氣膜孔對(duì)旋流腔內(nèi)的換熱影響[10]。Du等比較了抽吸孔對(duì)旋流和沖擊冷卻流動(dòng)傳熱特性影響的差異,結(jié)果表明旋流冷卻的傳熱分布更加均勻,抗橫流沖擊作用更強(qiáng),抽吸孔的存在提高了旋流冷卻的換熱強(qiáng)度[11]。Fan等分析對(duì)比了沖擊冷卻、簡(jiǎn)單旋流冷卻、中間雙旋流冷卻和切向雙旋流冷卻的流動(dòng)換熱特性,結(jié)果表明,相較于其他冷卻結(jié)構(gòu),沖擊冷卻的局部換熱強(qiáng)度最大[12]。

目前,有關(guān)葉片前緣冷卻的研究主要是針對(duì)旋流冷卻和沖擊冷卻在不同結(jié)構(gòu)和條件下的換熱特性和氣動(dòng)參數(shù),而對(duì)這兩種冷卻方式的比較與組合的研究甚少。從前人的研究中可以發(fā)現(xiàn),旋流冷卻具有換熱分布均勻、抗橫流能力強(qiáng)的優(yōu)點(diǎn),但其局部換熱強(qiáng)度較低,應(yīng)對(duì)葉片前緣局部高溫的能力差;沖擊冷卻具有局部換熱強(qiáng)度高的優(yōu)點(diǎn),但抗橫流能力差。另外,在傳統(tǒng)的旋流冷卻中,旋流噴嘴布置在冷卻腔的同一側(cè),結(jié)構(gòu)強(qiáng)度弱于沖擊冷卻。為了充分利用旋流冷卻抗橫流能力強(qiáng)、沖擊冷卻局部換熱強(qiáng)度高的優(yōu)點(diǎn),規(guī)避沖擊冷卻抗橫流能力差的缺點(diǎn),本文提出了旋流與沖擊組合的新型冷卻結(jié)構(gòu)。該結(jié)構(gòu)中,旋流冷卻與沖擊冷卻相互作用,使得組合冷卻具有了與沖擊冷卻和旋流冷卻不同的流動(dòng)結(jié)構(gòu)和換熱特性;同時(shí),通過(guò)合理布置兩種冷卻結(jié)構(gòu),使整體具有較高的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。另外,在新型結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上加入了進(jìn)氣腔室,使得進(jìn)入各噴嘴的冷氣量更接近實(shí)際情況。在相同的進(jìn)氣腔、噴嘴數(shù)及位置、旋流腔和氣動(dòng)條件下,采用數(shù)值計(jì)算方法,對(duì)比分析了傳統(tǒng)冷卻結(jié)構(gòu)與新型冷卻結(jié)構(gòu)的換熱性能和流動(dòng)特性,并研究了雷諾數(shù)對(duì)新型冷卻結(jié)構(gòu)換熱特性的影響,以期為優(yōu)化葉片前緣冷卻提供新的思路。

1 計(jì)算模型建立

圖1 旋流與沖擊相結(jié)合的冷卻模型結(jié)構(gòu)

圖1給出了旋流與沖擊相結(jié)合的模型結(jié)構(gòu),整個(gè)模型由一個(gè)旋流腔、一個(gè)進(jìn)氣腔和6個(gè)噴嘴組成,其中有兩組旋流噴嘴進(jìn)氣方向相反,中間兩個(gè)為沖擊噴嘴。為了探究旋流冷卻和沖擊冷卻在結(jié)合處的流動(dòng)結(jié)構(gòu)和換熱特性,在沖擊冷卻區(qū)域的上游和下游位置都布置了與旋流冷卻相結(jié)合的部分。同時(shí),采用了旋流噴嘴與沖擊噴嘴對(duì)稱布置的方案,整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度較高。圖2給出組合型冷卻模型的幾何參數(shù),純旋流冷卻和純沖擊冷卻模型中,僅噴嘴類型改變,其位置與結(jié)構(gòu)不變,旋流噴嘴與沖擊噴嘴的截面積相同。表1給出了冷卻結(jié)構(gòu)模型的具體尺寸。本文選取的冷卻腔直徑Dc為11.652 mm。

利用ICEM軟件進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分,圖3給出了旋流冷卻與沖擊冷卻相結(jié)合的進(jìn)氣腔和冷卻腔的網(wǎng)格劃分細(xì)節(jié)。如圖3所示,進(jìn)氣腔和噴嘴區(qū)域采用H型網(wǎng)格劃分,冷卻腔和沖擊冷卻噴嘴的聯(lián)結(jié)處采用O型網(wǎng)格劃分,冷卻腔則采用O型網(wǎng)格劃分,對(duì)近壁面處網(wǎng)格進(jìn)行加密,保證y+<1。采用ANSYS CFX 12.1軟件求解三維穩(wěn)態(tài)RANS方程和標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型,設(shè)置二階求解精度。采用多重網(wǎng)格收斂技術(shù)和時(shí)間推進(jìn)法加快計(jì)算收斂速度。在全部工況下,冷卻工質(zhì)均為理想空氣。當(dāng)雷諾數(shù)改變時(shí),進(jìn)口的速度相應(yīng)進(jìn)行調(diào)整,進(jìn)口處的湍動(dòng)度設(shè)置為5 %,進(jìn)口冷卻氣溫度設(shè)置為350 K。出口的平均靜壓設(shè)置為0.1 MPa。除了旋流腔壁面(靶面)是導(dǎo)熱面且壁面溫度為500 K外,其他壁面均為絕熱壁面,所有壁面均保持速度無(wú)滑移。

圖2 冷卻結(jié)構(gòu)模型的幾何尺寸示意圖

Ao'·D-1cAs·D-1cDi·D-1cHc·D-1cHi·D-1cHo·D-1c0.17160.08580.21460.84330.68661.7015Ht'·D-1cLc·D-1cLi'·D-1cLo·D-1cLs'·D-1cLt·D-1c1.95908.58228.15310.42910.42919.8696

圖3 旋流冷卻與沖擊冷卻相結(jié)合的進(jìn)氣腔和冷卻腔

定義冷氣的努塞爾數(shù)

(1)

式中:qw為熱流密度;λ為導(dǎo)熱系數(shù);T為冷卻氣溫度;Tw為靶面溫度。

對(duì)旋流與沖擊冷卻相結(jié)合的模型在Re=30 000的條件下進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。選取的網(wǎng)格數(shù)分別為308萬(wàn)、461萬(wàn)、700萬(wàn)和961萬(wàn),用來(lái)檢驗(yàn)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性的參數(shù)是周向平均努塞爾數(shù)

(2)

式中:l為垂直于冷卻腔軸向的截面與冷卻腔的交線長(zhǎng)度;n為交線l上的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù);li為第1個(gè)至第i個(gè)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)間的交線長(zhǎng)度;Nui為第i個(gè)節(jié)點(diǎn)處的努塞爾數(shù)。

圖4給出了Nuac的計(jì)算結(jié)果沿歸一化長(zhǎng)度Z/Dc的變化。如圖所示,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到700萬(wàn)后,數(shù)值計(jì)算結(jié)果基本穩(wěn)定,對(duì)網(wǎng)格數(shù)不敏感,因此本文最終確定計(jì)算網(wǎng)格數(shù)為700萬(wàn)。

圖4 Nuac的計(jì)算結(jié)果沿Z/Dc的變化

采用Du的數(shù)值驗(yàn)證結(jié)果[13]對(duì)本文方法的合理性做了驗(yàn)證,結(jié)果如圖5所示。從圖中可以看出,標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)最為貼近,因此本文采用經(jīng)過(guò)驗(yàn)證后的標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。

圖5 各湍流模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

2 結(jié)果分析

2.1 組合冷卻、純旋流冷卻和純沖擊冷卻性能對(duì)比

2.1.1 換熱特性對(duì)比 圖6給出了3種冷卻方式下周向平均努塞爾數(shù)沿Z/Dc的變化。從圖中可以看出:在旋流沖擊冷卻組合的冷卻方式中,沖擊冷卻與旋流冷卻相交接的區(qū)域換熱性能發(fā)生了較大的變化,旋流冷卻處的換熱強(qiáng)度更高,增幅最高的位置在第2個(gè)旋流噴嘴處,組合冷卻的周向平均努塞爾數(shù)高出純旋流冷卻19%左右;沖擊冷卻的換熱強(qiáng)度變低,在第1個(gè)沖擊噴嘴處,相較純沖擊冷卻的下降幅度為20%左右。究其原因,主要是冷氣分配的差異和上游渦向下游發(fā)展產(chǎn)生的疊加效應(yīng),沖擊冷卻的周向平均換熱強(qiáng)度受制于冷氣量的縮減,而旋流冷卻的增強(qiáng)則受益于通過(guò)噴嘴的冷氣量增加和渦系疊加所引起的強(qiáng)烈擾動(dòng)混合和壁面沖刷。從圖中還能看到,沖擊冷卻的抗橫流能力較差,沖擊冷卻尖峰沿軸向向主流運(yùn)動(dòng)方向偏移,而在旋流沖擊冷卻組合中,末端的旋流冷卻可以有效的遏制橫流。

圖6 不同冷卻方式下周向平均努塞爾數(shù)沿Z/Dc的變化

雖然旋流沖擊冷卻組合在沖擊冷卻噴嘴附近周向平均換熱強(qiáng)度低于純旋流冷卻,但是通過(guò)沖擊冷卻噴嘴的冷氣量很少,且局部位置換熱強(qiáng)度高于純旋流冷卻,也不影響下游旋流冷卻的換熱性能,甚至可以提高前后位置的旋流冷卻效果。可以看出,旋流與沖擊冷卻的組合結(jié)合了旋流冷卻和沖擊冷卻各自的優(yōu)勢(shì),同時(shí)在針對(duì)葉片局部高溫區(qū)域的冷卻方面具有顯著的優(yōu)點(diǎn)。

圖7給出了3種冷卻方式的Nu軸向分布云圖。從圖中可以更清晰地看到:沖擊冷卻的換熱梯度很高,在沖擊滯止點(diǎn)處有著極高的換熱能力,但隨后沿徑向迅速衰減,造成冷卻腔大部分邊緣區(qū)域的冷卻效果較差;旋流冷卻的換熱梯度很低,但局部換熱能力并沒(méi)有沖擊冷卻抑或旋流沖擊冷卻組合時(shí)高;旋流與沖擊冷卻組合的換熱效果綜合了旋流冷卻與沖擊冷卻的優(yōu)點(diǎn),大部分區(qū)域保持較高的換熱能力且平緩的溫度梯度,同時(shí)也存在高換熱能力的區(qū)域。值得一提的是,這種局部高換熱區(qū)域僅需要少量冷氣,且布置自由度很高,便于葉片冷卻的設(shè)計(jì)和葉片針對(duì)局部高溫(如熱斑)的優(yōu)化冷卻。

(a)旋流冷卻

(b)旋流與沖擊冷卻組合

(c)沖擊冷卻圖7 3種冷卻方式的Nu軸向分布云圖

2.1.2 綜合換熱系數(shù)評(píng)價(jià) 在葉片冷卻中,越高的壓降會(huì)帶來(lái)更大的泵功,從而影響整個(gè)燃?xì)廨啓C(jī)的出力和效率,最理想的冷卻方式應(yīng)該具備相同質(zhì)量流量下更高的換熱性能和更低的壓力損失的特點(diǎn)。定義綜合換熱系數(shù)

(3)

表2給出了3種冷卻方式的壓力損失情況。從表中可以看出:旋流與沖擊冷卻組合后的全場(chǎng)平均努塞爾數(shù)相較于旋流冷卻降低了0.6%,但相較于沖擊冷卻提高了12.2%;摩擦因數(shù)為9.23,相較于旋流冷卻降低了2.2%,相較于沖擊冷卻降低了0.65%;綜合換熱系數(shù)為0.495,相較于旋流冷卻提高了0.2%,相較于沖擊冷卻提高了12.5%。因此,旋流與沖擊冷卻的組合可以保持旋流冷卻高換熱性能,有著比沖擊冷卻還低的壓力損失,綜合換熱性能更佳。兩種冷卻方式結(jié)合后,其良好的換熱性能和較低的壓力損失,以及不同噴嘴的相互影響,使得葉片冷卻的自由度提高,能夠更靈活地應(yīng)對(duì)不同的葉片溫度分布。沖擊冷卻可以提高上下游旋流冷卻的換熱性能,也可憑借較小的冷氣量產(chǎn)生局部高換熱區(qū)域,更好地對(duì)葉片溫度不均勻區(qū)域進(jìn)行冷卻;旋流冷卻可以應(yīng)用于葉片溫度分布較為均勻的區(qū)域,末端的布置可以更好地抵抗橫流作用,壓力損失的減少使得耗功減少,減小了整個(gè)燃?xì)廨啓C(jī)的功率和效率損失。

2.2 旋流與沖擊組合冷卻性能

圖8 不同雷諾數(shù)下周向平均努塞爾數(shù)沿Z/Dc的變化

圖9給出了不同雷諾數(shù)下冷卻腔內(nèi)努塞爾數(shù)的軸向分布云圖。可以看出,沖擊冷卻會(huì)產(chǎn)生局部高換熱區(qū)域,從而產(chǎn)生極大的換熱梯度,而旋流冷卻的換熱梯度則很小,努塞爾數(shù)分布均勻。第5個(gè)噴嘴的旋流冷卻氣受橫流作用明顯減小,形成的高努塞爾數(shù)條形區(qū)域向周向延伸更長(zhǎng),充分說(shuō)明了上游沖擊冷卻對(duì)主流橫流效應(yīng)的削弱。同時(shí),全場(chǎng)努塞爾數(shù)的均勻程度得到改善,相較單側(cè)的旋流冷卻,避免了沒(méi)有噴嘴側(cè)的壁面整體處于較低努塞爾數(shù)下,與沖擊冷卻相比,避免了下游因橫流作用冷卻效果較差的情況。因此,旋流冷卻與沖擊冷卻的結(jié)合使得換熱的自由度更高,均勻性更好,對(duì)于第1級(jí)靜葉,通過(guò)合理的旋流沖擊組合,可將沖擊冷卻部位對(duì)準(zhǔn)熱斑部位,實(shí)現(xiàn)更優(yōu)良的葉片前緣冷卻。

(a)Re=10 000

(b)Re=20 000

(c)Re=30 000圖9 不同雷諾數(shù)下冷卻腔內(nèi)努塞爾數(shù)的軸向分布云圖

2.2.2 流動(dòng)特性 圖10給出了不同雷諾數(shù)下周向平均靜壓壓力系數(shù)沿Z/Dc的變化。可以看出,隨著雷諾數(shù)的增加,冷氣從各噴嘴射入時(shí)產(chǎn)生的局部阻力損失與腔室內(nèi)主流的沿程阻力損失均隨雷諾數(shù)的增加而減小,冷卻腔內(nèi)的總壓力損失逐漸減小。值得注意的是,由圖中可以看到從最后一個(gè)噴嘴到出口噴嘴之間的壓損是最大的。因?yàn)榇颂帪槌隹诙?存在極強(qiáng)的節(jié)流效應(yīng)。

圖10 不同雷諾數(shù)下周向平均靜壓壓力系數(shù)沿Z/Dc的變化

圖11給出了冷卻腔內(nèi)6個(gè)噴嘴的流線圖。可以看出:前端旋流氣自噴嘴射入后在冷卻腔內(nèi)旋轉(zhuǎn)并逐漸衰減,冷卻腔內(nèi)沖擊冷卻部位流速較慢,這是由于沖擊冷卻與上游高速主流碰撞,使得流速下降;來(lái)自末端的旋流冷卻部位流速?zèng)]有明顯減弱,甚至反而提高,這是由于與沖擊冷卻氣混合的主流流速較低,且旋流氣是貼壁面射入,碰撞作用不明顯,兩股氣流混合以后,形成的合速度變大。此外,流線在前端和末端是近似呈有規(guī)律的螺旋型,而中間部位較為混亂,這是因?yàn)樾骱蜎_擊交接處流動(dòng)復(fù)雜,氣流沖擊混合較為劇烈。

圖11 冷卻腔內(nèi)流線圖

圖12給出了6個(gè)噴嘴中心XY截面上的流線和渦量云圖?？梢钥闯?上游流動(dòng)結(jié)構(gòu)對(duì)下游的流動(dòng)結(jié)構(gòu)有很大影響。1號(hào)噴嘴的渦核偏向右側(cè),當(dāng)渦旋向下游流動(dòng)時(shí),會(huì)將2號(hào)噴嘴的渦核擠向左側(cè)。當(dāng)來(lái)自上游的旋流向下游沖擊射流發(fā)展時(shí),會(huì)對(duì)沖擊冷卻的對(duì)渦產(chǎn)生巨大影響,3號(hào)沖擊噴嘴的對(duì)渦已變得不再對(duì)稱。這是由于上游逆時(shí)針渦旋削弱了沖擊冷卻對(duì)渦中的順時(shí)針渦旋,加強(qiáng)了對(duì)渦中的逆時(shí)針渦旋。甚至可以看到,由于上游的逆時(shí)針渦旋渦量較大,使得本來(lái)應(yīng)產(chǎn)生順時(shí)針渦旋的一側(cè),即4號(hào)沖擊噴嘴的左側(cè)出現(xiàn)了逆時(shí)針渦旋。5號(hào)旋流噴嘴位置出現(xiàn)了一個(gè)大尺度對(duì)渦和順時(shí)針渦旋,這是上游沖擊冷卻的對(duì)渦向下游發(fā)展與旋流冷卻相結(jié)合形成的,勢(shì)必有很強(qiáng)烈的湍動(dòng)和混合,因此在該噴嘴處努塞爾數(shù)很大,換熱強(qiáng)度很高。6號(hào)噴嘴僅剩下一個(gè)順時(shí)針渦旋,這是由于對(duì)渦向下游發(fā)展的同時(shí)逐漸衰減所致。隨著旋流的不斷介入,在6號(hào)噴嘴位置渦旋已經(jīng)消散,說(shuō)明旋流冷卻抗橫流能力較強(qiáng),對(duì)上游的抵抗能力較強(qiáng),對(duì)下游的影響力較大。

(a)1號(hào)噴嘴 (b)2號(hào)噴嘴 (c)3號(hào)噴嘴

(d)4號(hào)噴嘴 (e)5號(hào)噴嘴 (f)6號(hào)噴嘴圖12 各噴嘴XY截面流線和渦量云圖

2.2.3 冷氣分配 圖13給出了各噴嘴的冷氣分配圖。計(jì)算發(fā)現(xiàn),不同雷諾數(shù)下的冷氣分配占比最多不超過(guò)0.01?？梢钥吹?冷氣分配不隨雷諾數(shù)的改變而改變,與整個(gè)冷卻結(jié)構(gòu)相關(guān),進(jìn)入沖擊冷卻的冷氣量遠(yuǎn)低于進(jìn)入旋流冷卻的冷氣量?？紤]到?jīng)_擊冷卻在局部區(qū)域擁有極高的換熱系數(shù),通過(guò)分析熱斑在葉片前緣上產(chǎn)生的高溫區(qū)位置,在相應(yīng)位置處安置沖擊冷卻噴嘴,可以實(shí)現(xiàn)用少量氣體對(duì)局部高溫區(qū)進(jìn)行高效冷卻,沖擊與旋流組合冷卻所帶來(lái)的高自由度能夠使葉片前緣冷卻更加高效和經(jīng)濟(jì)。

圖13 各噴嘴的冷氣分配情況

3 結(jié) 論

本文建立了旋流與沖擊相結(jié)合的新型冷卻模型,采用數(shù)值計(jì)算方法在相同幾何參數(shù)和氣動(dòng)條件下對(duì)比分析了傳統(tǒng)冷卻模型和新型冷卻模型的綜合換熱性能,并對(duì)旋流與沖擊相結(jié)合的冷卻模型進(jìn)行了更細(xì)致的流動(dòng)結(jié)構(gòu)和換熱性能研究分析,得到的主要結(jié)論如下。

(1)旋流和沖擊冷卻相結(jié)合的冷卻模型具有最優(yōu)的綜合換熱性能,綜合換熱系數(shù)相較于旋流冷卻提高了0.2%,相較于沖擊冷卻提高了12.5%;其全場(chǎng)平均努塞爾數(shù)相較于旋流冷卻降低了0.6%,但相較于沖擊冷卻提高了12.2%;其壓力損失相對(duì)于旋流冷卻模型和沖擊冷卻模型是最低的,壓力損失對(duì)應(yīng)的摩擦因數(shù)相較于旋流冷卻降低了2.2%,相較于沖擊冷卻降低了0.65%。

(2)旋流冷卻抗橫流能力較強(qiáng),而沖擊冷卻抗橫流能力較差,在沖擊冷卻中,下游換熱尖峰向主流方向發(fā)生了較大的偏移。旋流與沖擊冷卻結(jié)合的冷卻中,末端旋流冷卻可以抑制上游沖擊冷卻因橫流發(fā)生偏移對(duì)下游帶來(lái)的影響。

(3)旋流與沖擊冷卻結(jié)合的冷卻中,沖擊冷卻可以增強(qiáng)上下游旋流冷卻的換熱強(qiáng)度。流經(jīng)沖擊冷卻的冷氣量很少,使得進(jìn)入旋流冷卻的冷氣增加,增強(qiáng)了換熱性能。上游沖擊冷卻產(chǎn)生的對(duì)渦向下游旋流冷卻位置發(fā)展,與旋流冷卻產(chǎn)生的渦旋疊加,增強(qiáng)了擾動(dòng)和混合,從而使冷氣更劇烈地沖刷壁面,強(qiáng)化了換熱。

(4)旋流與沖擊冷卻結(jié)合的冷卻自由度更高,通過(guò)噴嘴類型的靈活搭配,便于對(duì)各種不同的葉片溫度場(chǎng)實(shí)現(xiàn)冷卻。沖擊冷卻的局部換熱性能遠(yuǎn)高于旋流冷卻,且二者的搭配使得流經(jīng)沖擊冷卻噴嘴的冷氣量較少,由此可實(shí)現(xiàn)全場(chǎng)高換熱和低壓損下,用較少的冷氣去冷卻局部高溫區(qū)域的高效換熱。

(5)在旋流與沖擊冷卻結(jié)合的冷卻模型中,雷諾數(shù)的增加能夠顯著提高換熱性能。復(fù)雜渦系的疊加和高雷諾數(shù)下引起的強(qiáng)湍動(dòng),使鄰近沖擊冷卻的旋流冷卻位置上的換熱能力得到明顯增強(qiáng)。冷氣在各噴嘴的分配不隨雷諾數(shù)變化,進(jìn)入沖擊冷卻噴嘴的流量少于進(jìn)入旋流冷卻噴嘴的流量。

(6)冷氣從噴嘴進(jìn)入到冷卻腔中,一方面劇烈沖刷壁面形成了壁面上的高換熱區(qū);另一方面與軸向主流強(qiáng)烈混合,隨著橫流沿著軸向向下游遷移。這個(gè)過(guò)程中冷卻腔內(nèi)會(huì)形成徑向?qū)α饕约癎?rtler渦系[14-16]等復(fù)雜的流動(dòng)結(jié)構(gòu),引起壁面高換熱區(qū)域Nu的劇烈變化。因此,本文所提出的這種帶橫流的沖擊結(jié)構(gòu)可能存在較強(qiáng)的非定常性,有必要開(kāi)展非定常數(shù)值模擬研究工作,更全面地揭示該結(jié)構(gòu)和其他類似結(jié)構(gòu)的冷卻機(jī)理。

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