發布時間：2022-03-06所屬分類：工程師職稱論文瀏覽：1次
摘 要： 摘 要: 針對更為接近于真實葉片尾緣段的楔形內部冷卻通道的流動與換熱特性開展了數值研究，分析了不同冷卻工質應用在楔形冷卻通道中的性能表現以及不同擾流柱結構、柱肋組合冷卻結構對尾緣內部冷卻通道中的熱力特性的影響。研究表明: 區別于矩形內部冷卻通道，楔形通道
摘 要: 針對更為接近于真實葉片尾緣段的楔形內部冷卻通道的流動與換熱特性開展了數值研究，分析了不同冷卻工質應用在楔形冷卻通道中的性能表現以及不同擾流柱結構、柱肋組合冷卻結構對尾緣內部冷卻通道中的熱力特性的影響。研究表明: 區別于矩形內部冷卻通道，楔形通道中壁面傳熱系數沿流動方向呈現逐漸升高的趨勢; 冷卻工質對換熱性能影響明顯，蒸汽的冷卻效果優于空氣，而在主流冷氣中加入少量的微小液滴可明顯改善內部通道的換熱效果，并且對壓力損失幾乎不帶來負面影響; 3 種擾流柱結構中圓頂間斷型擾流柱結構具有最佳的換熱性能，相較于傳統擾流柱，其綜合換熱因子的最大提升可達 15. 3% ; 肋片的引入可使壁面傳熱系數提高 24. 9% ～ 32. 5% ，但會造成壓力損失的增加; 相較于單一的擾流柱陣列冷卻方式其綜合換熱因子僅可提升 2% ，一定程度改善壁面傳熱的均勻性。
關 鍵 詞: 燃氣輪機; 尾緣內部通道; 濕霧冷卻; 擾流柱肋; 流動傳熱
引 言
高效的燃氣輪機透平葉片換熱與冷卻技術是發展高性能燃氣輪機的核心關鍵技術。葉片尾緣區域作為典型的高換熱區域，所處位置特別，考慮到氣動效率及結構強度本身的限制，冷卻結構的布置和選擇有限且設計難度大。在內部冷卻方面，通常采用擾流柱陣列冷卻結構進行換熱效果的強化。但隨著透平進口溫度的不斷提升，葉片尾緣段主流冷卻結構備受壓力，因而尋求性能更優的冷卻形式及方式是優化透平葉片尾緣傳熱冷卻技術的前提。
近年來，針對葉片尾緣內部冷卻性能改善開展了大量研究，主要集中在擾流柱結構的改型及優化上[1 - 6]。帶有尖銳邊緣的擾流柱形狀有利于強化換熱效果，但是以增加額外壓力損失為代價[1 - 3]，在綜合換熱性能上并不具優勢。間斷型擾流柱結構[4 - 5]在降低壓損方面效果顯著，能有效提升綜合換熱性能。除此之外，隨著 3D 打印技術的出現以及先進加工技術的發展，尾緣冷卻結構在設計上更具靈活性。有研究者討論了擾流柱與肋片組合冷卻結構的應用潛力[6]，以彌補單一內部冷卻方式的局限性，進一步改善內部冷卻效果。
除去不斷優化冷卻結構與布置，尋求冷卻性能更高效的冷卻工質為另一重要思路。目前，受到關注較 多 的 是 蒸 汽 冷 卻[7 - 8] 以及濕霧兩相流冷卻[9 - 11]。研究發現，蒸汽比空氣換熱量大，但蒸汽冷卻在應用中存在一些不可規避的局限性，例如需重新設計閉式冷卻系統，并且蒸汽的消耗仍會降低蒸汽輪機循環的熱效率，以及從蒸汽輪機中獲取蒸汽源會致使燃氣輪機的啟動時間長等，而濕霧空氣兩相流冷卻的應用相對更具優勢。目前，關于濕霧冷卻特性的研究更多關注于帶肋內部通道，針對尾緣擾流柱陣列冷卻的濕霧冷卻特性研究較少[12]。
本文從冷卻結構改型優化及尋求可替代冷卻技術出發，在接近真實葉片尾緣區域的楔形內部冷卻通道開展了詳細的數值研究，評估了新型圓頂間斷型擾流柱結構、擾流柱肋組合冷卻結構及濕霧兩相流冷卻方式較于傳統冷卻在葉片尾緣內部冷卻通道應用中的區別及優勢，旨在為未來高性能燃氣輪機透平葉片冷卻結構的設計與選擇提供新思路及理論參考。
1 計算模型與數值方法
圖 1 給出了楔形擾流柱通道的計算模型。流向上布置 5 排擾流柱，展向上采用 5 排與 4 排擾流柱交叉分布，設置周期性邊界條件節省計算資源與時間。通道進口和出口均設置延伸段，旨在獲得均勻穩定的進口速度分布、充分發展湍流及防止出口回流產生的影響。流向上擾流柱高徑比逐漸減小， H/D0的變化范圍為 1. 3 ～ 3. 6。計算模型的詳細幾何尺寸如表 1 所示。
邊界條件均在絕對坐標下給定。在內部冷卻通道的進口，給定平均主流進口速度 V，進口雷諾數 15 000 ～ 50 000，冷氣進口靜溫 Tin，c = 373. 15 K 及冷氣的進口湍流度為 5% 。所有壁面均設置為無滑移邊界條件。對于壁面換熱分析，內部冷卻通道上下換熱壁面及擾流柱表面給定恒定溫度 Tw = 423. 15 K。對于其他壁面，則設置成絕熱壁面。在內部冷卻通道出口位置，設置出口平均靜壓 po = 101. 25 kPa，與大氣壓強保持一致。濕霧兩相流工質，給定液滴進口溫度 Tin，c = 300 K，液滴直徑 dm = 10 μm，質量流量比 MFR = 1% 。
針對計算模型，采用 ANSYS ICEM CFD 軟件生成結構化網格，在靠近上下通道壁面及擾流柱表面繪制邊界層進行局部加密，并保證 y + < 1 以滿足求解湍流模型的計算要求。圖 2 給出了計算模型網格細節圖，其中在擾流柱網格繪制過程中采用 O 型網格的劃分以提高網格質量。
為確保計算精度，針對計算模型開展了網格無關性驗證。表 2 給出了不同網格密度下尾緣楔形內部通道上的傳熱系數�？梢钥闯�，節點數量達到 364 萬后，平均努塞爾數與網格數量基本無關，說明采用該網格可消除網格密度帶來的影響，因此在計算中采用 346 萬的網格節點數量進行計算。
圖 3 分別給出采用不同湍流模型計算時通道壁面面平均努塞爾數 Nuave隨雷諾數變化的規律，以及雷諾數 Re = 50 000 時沿流動方向通道壁面柱排平均努塞爾數 Nur 的變化及與相應的試驗結果的對比。其中，試驗數據由尾緣內部通道擾流柱陣列冷卻試驗測得。擾流柱間隙與擾流柱直徑比為 C /D = 1，F 代表平頂擾流柱，R 代表圓頂擾流柱。試驗模型采用矩形通道，其關鍵參數與本文楔形通道一致，主要區別是，試驗模型在流向上共布置 10 列擾流柱。矩形進口截面寬高比為 W/H = 3. 125，而通道高度與擾流柱比值為 H/D0 = 4. 0，擾流柱柱間距在流向與展向上保持一致，即 X /D0 = S /X0 = 2. 5。試驗基于瞬態 TLC 測量方法，試驗過程中將主流進口溫度控制在 60 ℃，記錄下有限時間內通道的變色過程，最終獲得通道壁面的傳熱系數，當地傳熱系數的不確定度為 6% 。
3 種湍流模型均能捕捉到面平均努塞爾數隨雷諾數的變化趨勢，在 Re = 30 000 時，誤差相對較大。 SST k - ω 模型與試驗數據的誤差約為 11. 1% ，考慮到試驗本身的不確定度及測量誤差，在可接受范圍內; 針對通道壁面柱排平均努塞爾數，3 種湍流模型均能大致捕捉到通道壁面努塞爾數分布規律，其中 SST k - ω 模型計算結果最為接近試驗數據。
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除去空氣冷卻，同樣開展了針對蒸汽冷卻的數值方法的驗證。由于缺少擾流柱通道的蒸汽冷卻試驗研究，故采用了帶肋內部冷卻通道的蒸汽冷卻特性試驗進行了代替。圖 4( a) 給出了內部冷卻通道中帶肋壁面中心線上的節距平均努塞爾數隨流向的變化規律。
SST k - ω 模型與標準 k - ω 模型都能夠準確捕捉平均努塞爾數的變化規律。而較于標準 k - ω 模型，SST k - ω 模型的計算結果相對誤差更小。為進一步驗證 SST k - ω 模型的可靠性，對不同雷諾數下的計算結果與試驗數據進行對比，如圖 4( b) 所示。在計算范圍內，SST k - ω 模型均能較好捕捉帶肋壁面的換熱規律，在雷諾數為 29 471，58 585 及 97 662 的工況下，最大相對誤差分別為 13. 3% ，16. 1% 及 13. 8% �？紤]到試驗本身約為 8% 的不確定度，該相對誤差可接受。
因此，計算采用 SST k - ω 湍流模型。在計算濕霧冷卻兩相流動時，由于主流冷氣中的液滴尺寸微小，且質量流量份額較低，將液滴視為離散相。求解 N - S 方程的同時采用歐拉 - 拉格朗日粒子追蹤方法，離散相采用拉格朗日方法對微小液滴進行運動軌跡的捕捉，而連續相采用歐拉方法對流動規律進行描述，并采用雙向耦合方法考慮液滴和氣流之間的相互影響。計算過程中，動量、質量和能量方程的均方根殘差均小于 10 - 5，同時監測壁面平均傳熱量不再變化及進出口流量偏差小于 0. 1% 時，認為穩態數值計算結果達到收斂。
2 結果與分析
2. 1 冷卻工質對楔形通道流動傳熱特性影響
2. 1. 1 冷卻工質對傳熱特性的影響
圖 5 給出了不同冷卻工質時通道壁面平均努塞爾數隨雷諾數變化的規律。隨雷諾數增加，面平均努塞爾數單調增加。4 種冷卻工質中，蒸汽為主流工質時的冷卻效果優于空氣。在主流冷氣中加入少量微小液滴，較于單相工質可明顯增強換熱效果。低雷諾數下，當 Re < 20 000 時，濕霧冷卻工質與單相冷卻工質的冷卻效果區別不大。隨著雷諾數繼續增加，當 Re > 30 000 時，液滴的作用逐漸體現出來，在 Re = 50 000 時，濕霧冷卻工質相比于單相冷卻工質帶來的換熱強化更為明顯。較于單相空氣冷卻，濕霧空氣冷卻作用下的通道面平均努塞爾數的提高幅度可達到 16. 1% 。
圖 6 對比了 Re = 30 000 時不同冷卻工質通道換熱壁面努塞爾數分布云圖。楔形通道的漸縮性會使冷卻主流流速增加，壁面傳熱系數提高。矩形冷卻通道中，擾流柱的擾流作用在第 3 排附近達到充分發展，隨后沿著流動方向呈現逐漸降低的趨勢。楔形通道的努塞爾數沿流動方向呈現遞增趨勢，努塞爾數最大值出現在第 5 排擾流柱位置附近。而針對 4 種冷卻工質，濕霧蒸汽的傳熱效果最好，單相蒸汽冷卻次之，單相空氣冷卻的努塞爾數數值相對最低。
圖 7 給出了不同雷諾數時濕霧冷卻工質作用下液滴在楔形冷卻通道內的流動軌跡。由于進入冷卻通道的液滴初溫保持在 Tin，m = 300 K，而冷氣主流的進口初溫為 Tin，c = 373. 15 K，因此液滴與冷氣主流的換熱在進入楔形通道后即發生，導致液滴蒸發速率提高。分析低雷諾數下濕霧兩相流冷卻與單相冷卻區別不大的原因是，當 Re < 20 000 時液滴在進口延伸段即全部揮發，并未能夠進入擾流段，通道換熱效果仍然依靠單相工質的強制對流傳熱; 由于液滴的質量流量十分低，僅占冷氣主流份額的 1% ，因此液滴揮發的汽化潛熱或對冷氣流量增加方面的貢獻十分薄弱，致使液滴的正向作用并未體現出來。
隨著雷諾數的進一步增加，當 Re > 30 000 時，越來越多份額的液滴開始進入擾流段，并且由于主流二次流的攜帶作用，運動軌跡會發生改變。大量的液滴在擾流段開始發揮作用，液滴與主流冷氣之間相互作用機制及液滴動力學特性，可產生明顯的擾流作用，提高湍流度，從而實現強化傳熱的目的，使得冷卻通道在高雷諾數作用下換熱效果提升明顯。
2. 1. 2 冷卻工質對壓力損失及綜合換熱性能的影響
圖 8 給出了不同冷卻工質作用下楔形內部冷卻通道壓力損失隨雷諾數變化的規律。由于液滴所占質量份額很少，因而對冷卻通道的壓力損失影響較小。相對而言，蒸汽冷卻的壓力損失低于空氣冷卻，這是因為相同工況下空氣的密度高于蒸汽，同一雷諾數下蒸汽的進口流速高于空氣，使得壓力損失得以減小。與之類似，無論采用何種冷卻工質，隨著雷諾數的增加，無量綱壓力損失均增加。
圖 9 對比了不同冷卻工質作用下楔形冷卻通道的綜合換熱因子。通道綜合換熱因子隨雷諾數的增加而逐漸降低，這說明雷諾數對無量綱努塞爾數 Nu /Nu0的影響略低于無量綱摩擦系數 f /f0的影響。并且濕霧蒸汽冷卻時的綜合換熱效果最佳，單相空氣冷卻相對最差。較于單相空氣冷卻，濕霧蒸汽冷卻、單相蒸汽冷卻和濕霧空氣冷卻綜合換熱因子的最大增幅分別為 21. 6% ，14. 8% 和 10. 0% 。
2. 2 擾流柱結構對楔形通道換熱特性的影響
2. 2. 1 擾流柱結構對傳熱特性的影響
圖 10 對比了不同擾流柱結構作用下通道壁面努塞爾數分布云圖。其中，TP 代表基本圓柱型擾流柱，FT 代表平頂擾流柱，RT 代表圓頂擾流柱，兩者均為一端與通道壁面存在一定間隙的間斷型擾流柱。間斷型擾流柱結構擴大了擾流柱前緣馬蹄渦的強度和尺度，使得高換熱區域面積增大，并且改善了擾流柱后緣以及下游區域的換熱效果。圓頂間斷型擾流柱結構的傳熱系數略高于平頂間斷型擾流柱，而基本圓柱型擾流柱相對最差。從圖 11 可看出，圓頂間斷型擾流柱的面平均努塞爾數較于平頂間斷型擾流柱及基本圓柱型擾流柱最大相差可達到17. 7% 及 7. 6% 。
圖 12 給出了雷諾數 Re = 20 000 時，不同擾流柱結構作用下楔形通道中液滴的運動軌跡。液滴在基本圓柱型擾流柱通道中的前行距離相對最遠，而平頂間斷型擾流柱通道與圓頂間斷型擾流柱通道中前進距離次之。這是因為圓頂間斷型擾流柱作用下的冷氣主流湍流度最強，液滴在冷氣主流作用下蒸發速度提高，前行距離變小。
2. 2. 2 擾流柱結構對壓力損失及綜合換熱性能的影響
圖 13 給出了楔形通道中不同擾流柱結構作用下的通道無量綱摩擦系數分布規律。圓頂間斷型擾流柱結構的摩擦系數最低，較于基本圓柱型擾流柱，圓頂間斷型擾流柱與平頂間斷型擾流柱的摩擦系數最大降幅可分別達到 27. 9% 與 16. 3% ，因此圓頂間斷型擾流柱具有最好的換熱性能。圖 14 給出了不同擾流柱結構下楔形通道綜合換熱因子分布規律圖。相比于平頂間斷型擾流柱及基礎圓柱型擾流柱，綜合換熱因子的最大提升幅度可分別達至3. 9% 與 15. 3% 。
2. 3 組合冷卻結構對楔形通道換熱特性的影響
2. 3. 1 組合冷卻結構對傳熱特性的影響
圖 15 給出了雷諾數 Re = 30 000 時楔形通道壁面努塞爾數分布云圖。肋片明顯強化了楔形通道壁面的換熱效果，并且改變了壁面的換熱分布。在交叉全肋的作用下，擾流柱前緣的兩支肋片使冷卻氣流在該處分離，無法形成馬蹄渦。在擾流柱后緣并未出現低速回流區，反而是在肋片前緣分離的冷氣在該處再附著形成的沖擊效應提高了該處的傳熱系數，形成面積較大的高換熱區域。而從圖 16 中給出的楔形通道壁面面平均努塞爾數的分布規律中可知，在研究的雷諾數范圍內，相比單一擾流柱陣列冷卻方式，面平均努塞爾數可提升 24. 9% ～ 32. 5% 。——論文作者：葉 綠，陳顯赟，汪翔宇，豐鎮平
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