摘要：為了研究肋高和通道高的比值（e/H）、肋間距與肋高的比值（P/e）以及肋角度（α）對(duì)U型帶肋通道流動(dòng)與換熱特性的影響，采用銅板法結(jié)合熱電偶測量壁面溫度分布，對(duì)6個(gè)不同肋參數(shù)U型帶肋通道的表面換熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。帶肋通道截面為正方形，實(shí)驗(yàn)的Re為5.0×103～1.0×105。研究結(jié)果表明，隨著e/H和Re的增大，帶肋通道的對(duì)流換熱系數(shù)逐漸增大，但相應(yīng)的流動(dòng)損失增幅明顯，e/H從0.08增大到0.12時(shí)，通道的阻力系數(shù)增大了近一倍。對(duì)于e/H=0.08的通道，P/e分別為6、8、10時(shí)，P/e為8時(shí)的對(duì)流換熱系數(shù)和阻力損失均高于其他兩種情況。相較于90°正交肋，帶角度的斜肋能夠進(jìn)一步增強(qiáng)帶肋通道的對(duì)流換熱，75°肋的強(qiáng)化效果略強(qiáng)于60°肋。在實(shí)驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，對(duì)于幾種不同的帶肋U型通道，對(duì)流換熱系數(shù)為光滑通道的1.9～3.0倍，阻力系數(shù)為光滑通道的4～16倍。綜合考慮換熱與流阻，e/H=0.08、P/e=8、α=45°的通道性能最好。

關(guān)鍵詞：渦輪葉片；內(nèi)部冷卻；帶肋通道；對(duì)流換熱

中圖分類號(hào)：TK47 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202406010 文章編號(hào)：0253-987X（2024）06-0103-11

Experimental Study on Flow and Heat Transfer Characteristics of U-Type Cooling Channels with Different Rib Turbulators within a Wide Reynolds Number Range

WAN Hongniu1， DING Yuzhong1， CHENG Xiang1， CHEN Li1，

WANG Jin2， JI Wentao1， TAO Wenquan1

（1. Key Laboratory of Thermo-Fluid Science and Engineering of MOE， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China;

2. School of Energy and Environmental Engineering， Hebei University of Technology， Tianjin 300401， China）

Abstract：In order to study the influence of rib height to channel height ratio （e/H）， rib spacing to rib height ratio （P/e） and rib angle （α） on the flow and heat transfer characteristics of ribbed U-type channels， the channel wall surface temperature distribution is measured using copper plate method combining thermocouple. Experimental study of the heat transfer characteristics on the surface of ribbed U-type channel with 6 different rib parameters is carried out. The ribbed channel has a square cross section， and the Reynolds number in this experiment is from 5.0×103 to 1.0×105. The experimental results show that with the increase of the e/H and Reynolds number， the convective heat transfer coefficient of the ribbed channel gradually increases， but the corresponding pressure loss increases significantly. As the e/H increases from 0.08 to 0.12， the friction factor of the channel almost doubles. For channel with e/H=0.08， among the three cases with the P/e being 6， 8， and 10， the convective heat transfer coefficient and pressure loss are highest when the ratio is 8. The angled rib can further enhance the convective heat transfer in ribbed channels compared to the 90° orthogonal rib. Additionally， the 75° rib is slightly more effective than the 60° rib. Within the experimental parameter range， the convective heat transfer coefficient is 1.9—3.0 times that of the smooth channel， and the drag coefficient is about 4—6 times that of the smooth channel. Considering heat transfer and flow resistance comprehensively， under the conditions of e/H=0.08， P/e=8， and α=45°， the thermal performance is the best.

Keywords：turbine vane; internal cooling; ribbed channel; convective heat transfer

燃?xì)廨啓C(jī)作為一種重要的能源動(dòng)力裝置，被廣泛運(yùn)用于航空推進(jìn)、艦船動(dòng)力、石油化工、燃?xì)獍l(fā)電等領(lǐng)域。提高渦輪進(jìn)口溫度能夠顯著提高燃?xì)廨啓C(jī)的熱效率［1］。隨著燃?xì)廨啓C(jī)性能的不斷提升，主流燃?xì)鉁囟纫呀?jīng)遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過渦輪葉片材料的耐熱極限［2-3］。為了在這樣的極端環(huán)境下保證渦輪葉片的安全運(yùn)行和使用壽命，迫切需要更高效的渦輪葉片冷卻技術(shù)。在葉片的中弦區(qū)，內(nèi)部一般采用多流程的蛇形帶肋通道進(jìn)行冷卻［4］。

長期以來，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)肋化通道的流動(dòng)與換熱特性進(jìn)行了大量的研究。Han等［5-6］和Sewall等［7］研究了肋角度對(duì)帶肋通道換熱與阻力特性的影響，發(fā)現(xiàn)斜肋具有比正交肋更高的壁面換熱性能，并指出由斜置肋片引起的橫向二次流是提高壁面換熱的主要原因。席雷等［8］對(duì)于厚壁帶肋通道的研究結(jié)果表明，厚壁帶肋通道的阻力系數(shù)隨著肋角度的增大大致呈升高趨勢，平均努塞爾數(shù)隨肋角度的增大呈先增大后減小的趨勢。Gao等［9］的研究也證明了這一點(diǎn)。Taslim等［10］使用液晶測量技術(shù)對(duì)90°肋通道的換熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。結(jié)果表明，肋間距P與肋高e之比（本文簡稱肋間距比）對(duì)通道換熱性能的影響隨肋高與通道高之比e/H的降低而減小，而且不同e/H會(huì)影響最佳肋間距比的取值。周明軒等［11］和Yang等［12］對(duì)低雷諾數(shù)下高阻塞比帶肋通道的研究結(jié)果表明，肋間距的選取會(huì)顯著影響通道的流動(dòng)與換熱性能。Ravi等［13］對(duì)4個(gè)不同帶肋U型通道的流動(dòng)與換熱特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，其流動(dòng)雷諾數(shù)為2.0×104～7.0×104。結(jié)果表明，傳熱系數(shù)的強(qiáng)化程度隨雷諾數(shù)的增大而減小，阻力系數(shù)的增加幅度隨雷諾數(shù)的增大而增大。這也和Rallabandi等［14］的實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果相一致。

為了進(jìn)一步提高帶肋通道的熱力性能，Krishnaswamy和Sivan［15］對(duì)V型肋通道和W型肋通道的換熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。結(jié)果表明，相較于傳統(tǒng)斜肋通道，傳熱效果都有所增強(qiáng)，但是通道跨向上的傳熱變化較大。鄧賀方等［16］對(duì)狹縫斜肋通道的流動(dòng)與換熱特性進(jìn)行了數(shù)值模擬。結(jié)果表明，狹縫的存在雖然減小了通道整體的換熱系數(shù)，但也降低了通道的阻力損失。Chang等［17］對(duì)一種新型階梯式斑馬肋U型通道的流動(dòng)與換熱情況進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究和數(shù)值模擬，其流動(dòng)雷諾數(shù)為5.0×103～1.5×104。結(jié)果表明，新型階梯式斑馬肋能在合適的壓降下顯著地提高通道的換熱，其能效較傳統(tǒng)斜肋通道大幅增強(qiáng)。

對(duì)于多流程帶肋冷卻通道，除了肋片之外，180°彎頭引起的復(fù)雜流動(dòng)特征也會(huì)對(duì)通道中的流動(dòng)與換熱特性產(chǎn)生重要影響。Schabacker等［18-19］使用粒子圖像測速法測量了Re=5.0×104時(shí)光滑U型通道中的流場結(jié)構(gòu)和Re=4.6×104時(shí)45°帶肋U型通道中的流場結(jié)構(gòu)。研究發(fā)現(xiàn)，由彎頭引起的二次流和沖擊作用會(huì)顯著影響彎頭區(qū)域和彎頭后區(qū)域的流動(dòng)換熱情況。You等［20］實(shí)驗(yàn)研究了不同形狀的彎頭對(duì)U型帶肋通道中流動(dòng)與換熱特性的影響，其流動(dòng)雷諾數(shù)為1.2×104。結(jié)果表明，流體在矩形彎頭中的加速效果比在圓形彎頭中更強(qiáng)烈，對(duì)彎頭后區(qū)域的沖擊作用更大，換熱也更強(qiáng)。Gao等［21］在Re=3.0×104下的數(shù)值模擬結(jié)果也證明了這一點(diǎn)。

從文獻(xiàn)對(duì)比可見，雖然已有很多帶肋內(nèi)冷通道相關(guān)的研究，但在比較寬的雷諾數(shù)范圍內(nèi)，系統(tǒng)研究不同肋結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)內(nèi)冷通道流動(dòng)換熱影響的實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果仍相對(duì)較少。本文針對(duì)重型燃機(jī)的實(shí)際情況，設(shè)計(jì)了6組不同肋參數(shù)的U型帶肋通道，采用銅塊加熱法結(jié)合熱電偶測量壁面溫度分布，研究了Re在5.0×103～1.0×105范圍下帶肋通道的流動(dòng)與換熱特性。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可以為透平葉片內(nèi)部冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供理論支持和數(shù)據(jù)支撐。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及實(shí)驗(yàn)方案

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

如圖1所示，實(shí)驗(yàn)測試系統(tǒng)主要由壓縮機(jī)組、電加熱器、質(zhì)量流量計(jì)、直流電源、實(shí)驗(yàn)段以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等組成。實(shí)驗(yàn)過程中，從儲(chǔ)氣罐出來的氣體經(jīng)電加熱器調(diào)節(jié)控制到所需溫度后進(jìn)入實(shí)驗(yàn)段對(duì)高溫壁面進(jìn)行冷卻，之后直接排出到室外。實(shí)驗(yàn)中通過調(diào)節(jié)旁路閥門和質(zhì)量流量計(jì)來控制冷卻氣體的流量，使用直流電源為銅板背面的加熱膜供電，從而為銅板壁面提供均勻恒定的熱流密度，通過調(diào)節(jié)實(shí)驗(yàn)段后的背壓閥來控制實(shí)驗(yàn)段進(jìn)口壓力一致。使用壓力掃描閥測量實(shí)驗(yàn)通道進(jìn)出口靜壓，使用T型熱電偶測量實(shí)驗(yàn)通道進(jìn)出口溫度和銅板壁面溫度，測量得到的壓力和溫度信息通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集并錄入計(jì)算機(jī)，以供后續(xù)處理分析。

1.2 實(shí)驗(yàn)段通道

為了研究肋高（e）、肋間距比（P/e）以及肋角度（α）對(duì)帶肋通道流動(dòng)與換熱特性的影響，一共設(shè)計(jì)了6組不同肋參數(shù)的實(shí)驗(yàn)通道，每個(gè)實(shí)驗(yàn)通道的幾何參數(shù)相同，只是肋的結(jié)構(gòu)與排布不同。6個(gè)實(shí)驗(yàn)通道具體的肋參數(shù)如表1所示。

圖2為實(shí)驗(yàn)通道3的結(jié)構(gòu)尺寸示意。實(shí)驗(yàn)通道為U型帶肋通道，通道截面為正方形，通道水力直徑Dh為10 mm。在加熱段前后有兩個(gè)長150 mm的未加熱段，以提供更好的進(jìn)出口邊界條件。整個(gè)加熱段的總長為292 mm，第一流程和第二流程為帶肋直加熱段，其長l為112 mm，使得l/Dh=11.2。直加熱段上下壁面設(shè)有截面為矩形的平行肋，內(nèi)外壁面未帶肋。180°彎道為光滑加熱段，長68 mm。

為了獲得局部換熱系數(shù)，將58塊16 mm×8 mm的銅板嵌入到有機(jī)玻璃框架中。框架外包裹厚度20 mm的保溫層以減少實(shí)驗(yàn)段向外界的散熱。直加熱段的每個(gè)壁面上各有6塊銅板，在流向上相鄰銅板之間間隔3.2 mm，在跨向上銅板與相鄰壁面之間間隔1 mm，以此來降低臨近銅板間的導(dǎo)熱。在180°轉(zhuǎn)彎處，10塊銅板被布置在3個(gè)壁面上。外壁面上布置了4塊銅板，上壁面和下壁面上分別布置了3塊銅板，內(nèi)壁面未布置銅板。每個(gè)銅板都由一個(gè)小型薄膜加熱器獨(dú)立加熱，所有的薄膜加熱器串聯(lián)起來，為銅板提供恒定的熱通量。每塊銅板的壁溫通過放置在銅板背面測溫孔中的T型熱電偶直接測量。熱電偶外徑1 mm，對(duì)應(yīng)銅板熱電偶安裝孔的內(nèi)徑為1.2 mm，在安裝時(shí)，熱電偶頂端涂抹導(dǎo)熱硅脂以減少接觸熱阻。銅板背面敷以保溫材料以減少銅塊傳遞給框架的熱量。

為了測量流經(jīng)管道的摩擦阻力，在整個(gè)U型通道中設(shè)置了4個(gè)壓力測量點(diǎn)。其中，兩個(gè)測量點(diǎn)分別位于通道進(jìn)出口前10 mm處的外表面，測量通道截面的平均靜壓。另外兩個(gè)測量點(diǎn)分別位于通道第一流程后的外表面和通道第二流程前的外表面。但是，由于180°彎道引起的沖擊和分離，這兩點(diǎn)測得的壓力僅代表傳感器感知到的有效壓力，而不是截面的平均靜壓。

圖3為帶肋銅板以及組裝上銅板的有機(jī)玻璃框架實(shí)物。肋是和銅板一體車出，相比于黏接肋的方式，大大減少了接觸熱阻。銅塊和有機(jī)玻璃框架組裝后貼合完好，通道壁面平整，滿足實(shí)驗(yàn)要求。

若klt;0.290，表明傳熱強(qiáng)化的同時(shí)會(huì)導(dǎo)致更高的能耗，并不節(jié)能；若0.290≤klt;0.457，表明在等泵功下能夠強(qiáng)化傳熱；若0.457≤klt;1，表明在等壓降下能夠強(qiáng)化傳熱；若k≥1，表明在等流量下能夠強(qiáng)化傳熱。

1.4 不確定度分析

實(shí)驗(yàn)中所需測量的物理量主要包括冷卻空氣流量、進(jìn)出口冷卻空氣溫度、通道壁面溫度以及通道進(jìn)出口壓力。其中，質(zhì)量流量計(jì)所測冷卻空氣流量的相對(duì)不確定度為±2%，T型熱電偶所測進(jìn)出口冷卻空氣溫度和通道壁面溫度的相對(duì)誤差為±0.2 K，壓力掃描閥所測通道進(jìn)出口壓力的相對(duì)不確定度為±0.05%。此外，參數(shù)計(jì)算所用空氣熱物性參數(shù)的相對(duì)不確定度為±0.8%，由于加工精度產(chǎn)生的相對(duì)幾何誤差為±1%，直流電源電流示數(shù)的相對(duì)不確定度為±0.2%。采用Coleman和Steele［25］提出的實(shí)驗(yàn)測量不確定度的計(jì)算方法來確定努塞爾數(shù)和阻力系數(shù)的相對(duì)不確定度。最終，得到努塞爾數(shù)的相對(duì)不確定度為±7%，阻力系數(shù)的相對(duì)不確定度為±5%。

1.5 實(shí)驗(yàn)可靠性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)方法的可靠性，在進(jìn)行本文的實(shí)驗(yàn)之前，采用相同的方法對(duì)Fu等［26］的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行復(fù)現(xiàn)驗(yàn)證。圖4為相同工況下實(shí)驗(yàn)測試努塞爾數(shù)和文獻(xiàn)中努塞爾數(shù)的對(duì)比，其中Nui為對(duì)應(yīng)位置壁面的局部努塞爾數(shù)?？梢钥闯?，兩者的整體趨勢一致，誤差范圍為1.8%～15.7%，平均誤差為7.8%，實(shí)驗(yàn)測得的努塞爾數(shù)稍大于文獻(xiàn)中的努塞爾數(shù)，該差異主要是由熱損失校準(zhǔn)上的不同造成的。通過對(duì)比驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)，可證明本文實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的可靠性。

2 結(jié)果與討論

2.1 U型帶肋通道內(nèi)的流動(dòng)特征

關(guān)于U型帶肋通道中的流動(dòng)特征，目前已經(jīng)得到了較為深入的研究［6，19，27］。U型帶肋通道流動(dòng)結(jié)構(gòu)示意如圖5所示。在帶肋壁面上，氣流在流經(jīng)肋片上表面時(shí)發(fā)生分離，并在緊鄰肋片下游處產(chǎn)生一較小的回流區(qū)，之后氣流又在肋片下游一定距離處與通道壁面重新附著，其后隨著流動(dòng)發(fā)展，邊界層逐漸增厚。此外，斜置的肋還會(huì)在通道內(nèi)引起橫向的二次流渦，且具體的特征流動(dòng)結(jié)構(gòu)還隨肋片的形式與布置而有所不同。圖5展示了本文研究的平行布置斜肋引起的二次流渦結(jié)構(gòu)。當(dāng)流體流經(jīng)180°彎道時(shí)，彎道及其下游流程的外壁面受到主流的沖擊，而在彎道內(nèi)壁附近則發(fā)生流動(dòng)的分離，于此同時(shí)在彎道處的二次流截面上會(huì)產(chǎn)生一對(duì)向旋轉(zhuǎn)的渦對(duì)，復(fù)雜流動(dòng)特征所引起的擾動(dòng)也使得彎道具有較高的壓力損失。

2.2 壁面局部努塞爾數(shù)分布

圖6為Re=5.0×104時(shí)，6個(gè)實(shí)驗(yàn)通道不同壁面的局部努塞爾數(shù)分布情況?？梢钥闯觯煌ǖ郎舷卤诿婢植颗麪枖?shù)沿流向的變化趨勢幾乎完全一致，并且上下壁面相對(duì)應(yīng)位置的局部努塞爾數(shù)也十分相近，表明了U型通道前后實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)測量的一致性。由于在加熱段前預(yù)留了足夠長的未加熱段供冷卻流體充分發(fā)展，消除了入口效應(yīng)，所以在U型通道第一流程入口處并未出現(xiàn)明顯的高換熱區(qū)域。對(duì)于上下帶肋壁面，在第一流程上，6個(gè)U型帶肋通道局部努塞爾數(shù)沿流向的變化趨勢大致為“先增大，后減小”。冷卻空氣在進(jìn)入加熱段后，由于肋片引起的擾動(dòng)不斷積累，壁面的傳熱沿流向逐漸增強(qiáng)，局部努塞爾數(shù)也逐漸上升。當(dāng)冷卻空氣到達(dá)一定位置后，流體的平均速度和湍流動(dòng)能充分發(fā)展，壁面努塞爾數(shù)達(dá)到最大值并基本不再變化。在近彎道處，由于彎道引起的徑向流動(dòng)與斜肋引起的橫向流動(dòng)方向相反，削弱了壁面的傳熱，所以壁面局部努塞爾數(shù)有所下降［19，28］。在180°彎道處，因?yàn)槲丛O(shè)置肋片，所以整體的換熱效果較帶肋壁面有所減弱。但是，由于彎道對(duì)傳熱的影響和主流的沖擊作用，上下壁面在彎道中部存在一個(gè)高換熱區(qū)域，其局部努塞爾數(shù)甚至接近于帶肋區(qū)域。同時(shí)，在彎道效應(yīng)的影響下，6個(gè)實(shí)驗(yàn)通道彎道后段區(qū)域的換熱均要高于彎道前段區(qū)域。在第二流程上，起始位置受到彎道和肋片擾流的共同作用，換熱較好，上下壁面的局部努塞爾數(shù)較高，但第二流程上下帶肋壁面的換熱在整體上與第一流程相似。

對(duì)于內(nèi)壁面，6個(gè)實(shí)驗(yàn)通道表現(xiàn)出了相似的局部努塞爾數(shù)分布情況。在第一流程起始處，由于冷卻流體在此處率先遭遇肋片，流動(dòng)通道變化，引起劇烈擾動(dòng)，從而強(qiáng)化了近壁面處的換熱，使得此處的局部努塞爾數(shù)較高。從第二點(diǎn)開始，內(nèi)壁面的局部努塞爾數(shù)沿流向整體上呈上升趨勢，在彎道后，即U型通道第二流程的起始處達(dá)到最大值。在此處，經(jīng)彎道加速后的冷卻流體遭遇肋片后產(chǎn)生了強(qiáng)烈的擾動(dòng)，從而顯著地強(qiáng)化了壁面的換熱。之后，隨著彎道效應(yīng)的不斷減弱，第二流程上內(nèi)壁面的局部努塞爾數(shù)沿流向不斷降低，且變化趨勢逐漸趨于平穩(wěn)。

對(duì)于外壁面，6個(gè)實(shí)驗(yàn)通道局部努塞爾數(shù)沿流向的變化趨勢也大致相似。在第一流程，傳熱沿流向先不斷增強(qiáng)，在臨近彎道后又不斷減弱。在180°彎頭區(qū)域的第二點(diǎn)處，壁面受主流直接沖擊，沖擊冷卻的強(qiáng)化換熱大于單純的對(duì)流冷卻，所以該位置的換熱效果最好，局部努塞爾數(shù)最大。隨后兩點(diǎn)處局部努塞爾數(shù)雖然較最大點(diǎn)有所下降，但是在彎道和主流沖擊的雙重作用下，依舊有著很高的換熱系數(shù)。在第二流程前端，由于氣流被彎道導(dǎo)向外側(cè)壁面，強(qiáng)化了此處的換熱，所以其局部努塞爾數(shù)較第一流程末端要高。之后隨著氣流逐漸遠(yuǎn)離彎道，傳熱沿流向逐漸減弱，最終趨于穩(wěn)定。

除此之外，從圖中可見，第一、二流程內(nèi)外壁面的傳熱強(qiáng)弱存在差異。內(nèi)壁面第二流程的換熱整體上高于第一流程，而外壁面第一流程的傳熱整體上強(qiáng)于第二流程，且這種現(xiàn)象在肋傾斜程度較高的4個(gè)通道（通道3～6）中要更為明顯。造成這種差異的主要原因是斜置肋片引起的橫向二次流。肋片引起的二次流起始于肋片頂部（即第一流程的內(nèi)壁面?zhèn)取⒌诙鞒痰耐獗诿鎮(zhèn)龋?，并沿著肋方向流向肋片根部，在根部附近引起更?qiáng)的擾動(dòng)，使得附近壁面的傳熱更強(qiáng)。

2.3 肋角度對(duì)通道對(duì)流換熱的影響

圖7為肋角度對(duì)U型帶肋通道（e/H=0.12，P/e=8）對(duì)流換熱的影響。圖中：Nu為帶肋通道所有壁面的平均努塞爾數(shù)；Nur為上下帶肋壁面的平均努塞爾數(shù)；Nus為內(nèi)外光滑壁面的平均努塞爾數(shù)。

從圖7可以看出，內(nèi)外光滑壁面的平均努塞爾數(shù)明顯小于上下帶肋壁面，U型帶肋通道的平均努塞爾數(shù)隨著雷諾數(shù)的增大而線性上升。在同一雷諾數(shù)下，無論是通道的上下帶肋側(cè)壁面還是內(nèi)外光滑側(cè)壁面，75°肋和60°肋通道的平均努塞爾數(shù)均大于90°正交肋通道，也就是說相同雷諾數(shù)下斜肋通道的壁面換熱效果要優(yōu)于90°正交肋通道，由肋片斜置引起的橫向二次流顯著地強(qiáng)化了通道各個(gè)壁面的傳熱。與90°肋通道相比，75°肋通道和60°肋通道的平均努塞爾數(shù)在上下帶肋壁面?zhèn)确謩e提高了約14.6%和10.4%，75°肋對(duì)帶肋壁面的傳熱強(qiáng)化要高于60°肋。在內(nèi)外光滑壁面?zhèn)龋?5°肋通道和60°肋通道的平均努塞爾數(shù)則分別提高了11.9%和13.9%，75°肋對(duì)光滑壁面的傳熱強(qiáng)化反而要稍低于60°肋。這是因?yàn)橛邢迣挾韧ǖ纼?nèi)60°肋比75°肋要更長，對(duì)主流的擾動(dòng)距離更遠(yuǎn)，使得光滑壁面近壁面處的換熱更強(qiáng)。綜合影響下，75°肋通道的整體換熱效果較90° 肋通道提高了約13.5%，60°肋通道的整體換熱效果較90°肋通道提高了約12.4%。當(dāng)e/H=0.12、P/e=8時(shí)，75°肋對(duì)U型通道換熱的強(qiáng)化要略強(qiáng)于60°肋。

2.4 肋間距比對(duì)通道對(duì)流換熱的影響

維持e/H=0.08不變，圖8給出了肋化內(nèi)冷通道肋間距比對(duì)通道對(duì)流換熱的影響?？梢钥闯觯陂g距比從10減小到8后，肋化通道上下帶肋壁面和內(nèi)外光滑壁面的傳熱均有所增強(qiáng)，平均努塞爾數(shù)分別提高了9.1%和5.8%左右。但是，當(dāng)繼續(xù)減小間距比到6時(shí)，上下帶肋壁面的平均努塞爾數(shù)較間距比為8時(shí)有小幅的提升，但內(nèi)外光滑壁面的平均努塞爾數(shù)較間距比為8時(shí)下降了約8.0%，甚至低于間距比為10的時(shí)候。所以，對(duì)于e/H=0.08的帶肋通道，正如圖6（a）所示：當(dāng)間距比為6、8、10時(shí)，最佳的間距比為8，此時(shí)通道的平均努塞爾數(shù)最大，間距比為10時(shí)平均努塞爾數(shù)最小，間距比為6的平均努塞爾數(shù)介于兩者之間。一般來說，影響帶肋通道對(duì)流換熱特性的主要因素之一是冷卻流體在經(jīng)過肋后的分離與再附著。當(dāng)肋間距比過大時(shí)，相同空間內(nèi)布置肋的數(shù)量減少，冷卻流體再附著后仍有空間讓邊界層重新發(fā)展變厚，使得壁面努塞爾數(shù)降低。所以，當(dāng)肋間距比為10時(shí)，帶肋通道的平均努塞爾數(shù)最小。另一方面，隨著肋間距比逐漸減小，冷卻流體在壁面的再附著現(xiàn)象會(huì)越來越弱，當(dāng)肋間距比足夠小時(shí)，流體的再附著現(xiàn)象消失，橫向二次流減弱，造成傳熱的減小。所以，肋間距比為6時(shí)，雖然上下帶肋壁面的換熱面積增加，但其換熱效果卻基本沒有增長，并且內(nèi)外壁面的傳熱顯著降低，使得帶肋通道整體的平均努塞爾數(shù)也較小。只有在肋間距比適中（P/e=8）時(shí)，通道整體的傳熱效果最好，壁面平均努塞爾數(shù)最大。

2.5 U型帶肋通道的平均努塞爾數(shù)比

圖9為U型帶肋通道的平均努塞爾數(shù)比Nu/Nu0隨Re的變化。不難看出，帶肋通道的平均努塞爾數(shù)約是光滑通道的1.9～3.0倍。對(duì)于6個(gè)不同肋參數(shù)的U型帶肋通道，其換熱強(qiáng)化倍率隨Re的變化趨勢基本一致。當(dāng)通道內(nèi)Re在5.0×103～1.0×104時(shí)，通道內(nèi)流體處于過渡區(qū)，換熱強(qiáng)化倍率隨著Re增大而快速增大。當(dāng)Re＞1.0×104時(shí)，通道內(nèi)部的流動(dòng)為旺盛湍流，通道的換熱強(qiáng)化倍率隨Re的增加緩慢增長，并逐漸趨于穩(wěn)定。具體而言，對(duì)于6個(gè)不同的帶肋通道，當(dāng)Re從5.0×103增加到1.0×104時(shí)，其對(duì)應(yīng)的換熱強(qiáng)化倍率提升了約0.3～0.5；當(dāng)Re從2.0×104增長到1.0×105時(shí)，6個(gè)通道中換熱強(qiáng)化倍率提升最大的增加了0.3，且e/H=0.08的3個(gè)通道的對(duì)流換熱系數(shù)比甚至幾乎沒有增長。除此之外，e/H的增加和肋片斜置都能夠顯著增強(qiáng)通道的換熱。前者是由于加強(qiáng)了通道內(nèi)部流體的擾動(dòng)，后者則是因?yàn)樾崩咭鸬亩瘟鞯淖饔谩．?dāng)通道肋高和通道高之比e/H一定時(shí)，選擇合適的肋間距比也能有效地提高通道的換熱。對(duì)于e/H=0.08的3個(gè)通道，當(dāng)肋間距比從10變?yōu)?時(shí)，換熱增強(qiáng)化倍率提高了0.2。

2.6 U型帶肋通道的阻力損失

圖10為U型帶肋通道阻力系數(shù)比f/f0隨Re的變化，其中f0為光滑通道的阻力系數(shù)?？梢钥闯?，在通道內(nèi)設(shè)置肋顯著提高了通道的流動(dòng)阻力損失，且這種現(xiàn)象在高雷諾下更為明顯。在低雷諾數(shù)下，各帶肋通道的阻力系數(shù)比隨雷諾數(shù)的增大而不斷增加。在雷諾數(shù)達(dá)到3.0×104時(shí)，阻力系數(shù)比達(dá)到最大值。之后，隨著雷諾數(shù)繼續(xù)增大，帶肋通道的阻力系數(shù)比基本不再變化。從圖10還可見，對(duì)于實(shí)驗(yàn)中的6個(gè)U型帶肋通道，肋高和通道高之比e/H=0.12的通道阻力系數(shù)比要遠(yuǎn)大于e/H=0.08的通道，e/H的增大顯著地增加了帶肋通道的阻力損失。e/H從0.08增加到0.12時(shí)，阻力系數(shù)增加了近一倍。對(duì)于e/H=0.08的3個(gè)通道，肋間距比的變化對(duì)阻力損失的影響較小，當(dāng)肋間距比從10減小到6時(shí)，其阻力系數(shù)比提高了7%左右。對(duì)于e/H的3個(gè)通道，肋角度的變化對(duì)阻力損失的影響較大，當(dāng)肋角度從90°減小到60°時(shí)，阻力系數(shù)比提高了22%左右。主要原因是隨著肋角度的增加，通道內(nèi)肋長度和接觸面積隨之增加，阻力系數(shù)也隨之增加。

2.7 U型帶肋通道強(qiáng)化換熱的綜合評(píng)價(jià)

從圖9和圖10可見，更大的對(duì)流換熱系數(shù)往往對(duì)應(yīng)著更大的阻力損失，所以在進(jìn)行透平葉片內(nèi)部冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)需要綜合考慮換熱強(qiáng)化與流阻增大之間的關(guān)系，使得葉片內(nèi)部冷卻結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)達(dá)到最優(yōu)。

圖11為6個(gè)U型帶肋通道的能效指數(shù)比（ln（Nu/Nu0）/ln（f/f0））與Re的關(guān)系。可以看出，在實(shí)驗(yàn)的雷諾數(shù)范圍內(nèi)，6個(gè)帶肋通道的能效指數(shù)比基本都落在0.290～0.457范圍內(nèi)，只有e/H=0.08的3個(gè)通道的能效指數(shù)比在Re為5.0×103時(shí)超過了0.457。6個(gè)帶肋通道均能在等泵功條件下強(qiáng)化換熱，但難以在等壓降條件下強(qiáng)化換熱。肋角度為60°和45°的4個(gè)斜肋通道的能效指數(shù)比隨Re的變化趨勢基本一致。當(dāng)Re=5.0×103時(shí)，4個(gè)通道的能效指數(shù)比最大，隨著Re數(shù)逐漸增大，能效指數(shù)比不斷減小，在Re=3.0×104處達(dá)到最小值，之后能效指數(shù)比隨Re增大有小幅回升，但最后基本不再變化，這也和阻力系數(shù)比的變化趨勢相對(duì)應(yīng)。至于肋角度α=75°的通道2，由于肋片傾斜程度較小，在Re較小時(shí)表現(xiàn)出了較差的強(qiáng)化換熱性能，其能效指數(shù)比隨Re的變化趨勢與90°正交肋通道1相似。從圖中還可以看出，肋高和通道高之比e/H=0.08、肋角度α=45°、肋間距比P/e=8的斜肋雙通道的強(qiáng)化傳熱性能最好，平均能效指數(shù)比約為0.418。e/H=0.12、肋角度α=90°、肋間距比P/e=8的正交肋通道的強(qiáng)化傳熱性能最差，平均能效指數(shù)比約為0.345。這也從側(cè)面反映了由斜肋引起的橫向二次流對(duì)帶肋通道傳熱性能的強(qiáng)化作用。

綜合考慮下，在實(shí)驗(yàn)的6個(gè)U型帶肋通道中，肋高和通道高比e/H=0.08、肋角度α=45°、肋間距比P/e=8的通道5為最優(yōu)設(shè)計(jì)。

將通道5的45°平行肋和文獻(xiàn)［16，29-32］中其他不同結(jié)構(gòu)擾流肋進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖12所示?？梢钥闯?，圖中多數(shù)的點(diǎn)都落在區(qū)域3內(nèi)，與本文的平行斜肋相似，其他復(fù)雜結(jié)構(gòu)的肋也基本能在等泵功下強(qiáng)化換熱，但較難在等壓降條件下強(qiáng)化，除非是雷諾數(shù)較小的情況。相較于通道5的45°平行肋，W型肋和45°圓形肋表現(xiàn)出了較差的傳熱性能，而V型肋和45°間斷肋表現(xiàn)出了較好的換熱性能。在眾多復(fù)雜結(jié)構(gòu)的肋當(dāng)中，45°狹縫肋的換熱性能最佳，這是因?yàn)楠M縫的存在大大降低了通道的阻力損失，但也導(dǎo)致其對(duì)傳熱的強(qiáng)化較小?？傮w而言，與其他復(fù)雜結(jié)構(gòu)的肋相比，平行斜肋在換熱性能上表現(xiàn)并不算差，同時(shí)考慮到加工困難，平行斜肋依舊是強(qiáng)化透平葉片內(nèi)冷通道換熱的較優(yōu)選擇。

3 結(jié) 論

為了優(yōu)化渦輪葉片內(nèi)部冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，本文對(duì)不同肋參數(shù)U型帶肋通道的流動(dòng)與換熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，探討了肋高和通道高比e/H、肋間距比P/e以及肋角度α對(duì)U型帶肋通道流動(dòng)與換熱的影響，主要獲得以下結(jié)論。

（1） 對(duì)于不同肋參數(shù)的U型帶肋通道，上、下帶肋壁面局部努塞爾數(shù)沿流向的變化趨勢稍有不同，而內(nèi)外光滑壁面局部努塞爾數(shù)沿流向的變化趨勢大致相似。在180°彎頭處，彎頭后區(qū)域的換熱要強(qiáng)于彎頭前。對(duì)于內(nèi)外均為光滑的壁面，靠近肋根側(cè)壁面的努塞爾數(shù)更大。

（2）肋高和通道高比的增大會(huì)顯著提高通道的努塞爾數(shù)和阻力損失。e/H從0.08增加到0.12時(shí)，阻力系數(shù)增加了近一倍，為影響阻力系數(shù)的最重要因素。

（3）肋間距比對(duì)帶肋通道的對(duì)流換熱影響較大。實(shí)驗(yàn)中e/H的通道，肋間距比分別為6、8、10，通道的阻力系數(shù)變化較小，但努塞爾數(shù)變化明顯，間距比為8的努塞爾數(shù)和阻力損失均高于其他兩種。

（4）相較于90°正交肋，帶角度的斜肋能夠進(jìn)一步增強(qiáng)帶肋通道的對(duì)流換熱。75°肋對(duì)上下帶肋壁面換熱的強(qiáng)化要高于60°肋，而對(duì)內(nèi)外光滑壁面換熱的強(qiáng)化要低于60°肋。就通道整體的對(duì)流換熱而言，75°肋的強(qiáng)化效果要略強(qiáng)于60°肋。

（5） 對(duì)于幾種不同的帶肋U型通道，努塞爾數(shù)約是光滑通道的1.9～3.0倍，阻力系數(shù)為光滑通道的4～16倍。綜合考慮換熱與流阻，肋高和通道高比e/H=0.08、肋角度α=45°、肋間距比P/e=8通道的性能最優(yōu)。

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（編輯 陶晴）