隨著燃?xì)鉁u輪進(jìn)口氣流溫度的提高,渦輪葉片的工作環(huán)境越來越惡劣,不得不引入多種冷卻方式對(duì)渦輪葉片進(jìn)行保護(hù)。沖擊射流換熱技術(shù)在燃?xì)廨啓C(jī)渦輪葉片的冷卻中具有舉足輕重的地位,提高沖擊射流的冷卻效率也是現(xiàn)階段的重大研究課題。本文提出了一個(gè)新的雷諾時(shí)均/大渦模擬（RANS/LES）混合模型——?jiǎng)討B(tài)延遲分離渦（動(dòng)態(tài)DDES）模型,并在此基礎(chǔ)上提出了一個(gè)新的湍流熱擴(kuò)散模型,隨后通過實(shí)驗(yàn)測(cè)量和大渦模擬（LES）及動(dòng)態(tài)DDES模擬的方法,對(duì)不同幾何參數(shù)的波瓣噴嘴沖擊射流換熱性能及流動(dòng)機(jī)理做了詳細(xì)的研究。波瓣噴嘴由三個(gè)圓孔組成,幾何形狀由噴嘴參數(shù)a/b決定,其中a為三個(gè)圓孔中心偏離噴嘴中心的距離,b為每個(gè)圓孔的半徑,三個(gè)圓孔在周向呈120°排列,所有噴嘴都保持流體動(dòng)量通量相等,即在流量一定的情況下,噴嘴出口橫截面積相等。為了分析不同噴嘴下的沖擊換熱特性,本文采用溫敏漆測(cè)溫方法（TSP）對(duì)a/b=0至1.15的噴嘴沖擊射流進(jìn)行了詳細(xì)的測(cè)量。測(cè)量結(jié)果表明,在H/D_e=2下最優(yōu)噴嘴參數(shù)為a/b=0.8,此噴嘴在1<r/D_e<4區(qū)域內(nèi)獲得的努塞爾數(shù)比圓形噴嘴高... 

【文章來源】：上海交通大學(xué)上海市211工程院校985工程院校教育部直屬院校

【文章頁(yè)數(shù)】：162 頁(yè)

【學(xué)位級(jí)別】：博士

【部分圖文】：

輸出功率隨渦輪進(jìn)口溫度的變化

圖 1-2 近年來燃?xì)廨啓C(jī)渦輪進(jìn)口溫度的變化[1]Fig. 1-2 Variation of turbine entry temperature over recent years機(jī)渦輪葉片的典型冷卻方法如圖 1-3 所示，冷卻氣流來自引起壓縮空氣的損失。冷卻氣流被注入葉片內(nèi)部，首先通板，形成沖擊射流對(duì)葉片內(nèi)表面進(jìn)行冷卻。沖擊后的氣流遠(yuǎn)低于葉片外部燃?xì)鉁囟�，一部分氣流從葉片表面的孔列一部分氣流往葉片尾緣流動(dòng)，經(jīng)過肋壁通道對(duì)內(nèi)表面進(jìn)行隙流出形成尾緣冷卻。沖擊射流孔陣列板一般是一種插入過鉆孔加工而成的。相對(duì)于其他的冷卻方式，沖擊射流在卻效率，因此沖擊射流冷卻在燃?xì)廨啓C(jī)渦輪葉片的冷卻中擊射流中，不同射流之間并沒有強(qiáng)烈的相互干涉，在一定似[2]。圖 1-4 所示為單孔沖擊射流流動(dòng)的基本形態(tài)結(jié)構(gòu)。區(qū)域，自由射流區(qū)（Free-jet zone）為流動(dòng)未受到?jīng)_擊靶內(nèi)流動(dòng)與自由射流沒有差別；沖擊區(qū)（Impingement zone

時(shí)的二次峰值比使用長(zhǎng)圓管噴嘴更明顯。而對(duì)于這個(gè)二次峰值產(chǎn)生的原因，有多種不同的解釋。Gardon & Akfirat[13]認(rèn)為這是邊界層轉(zhuǎn)涙引起的，在轉(zhuǎn)涙點(diǎn)的下游，徑向速度的減小導(dǎo)致?lián)Q熱強(qiáng)度沿徑向方向逐漸減弱。而 Cooper et al.[14]認(rèn)為這種解釋站不住腳，因?yàn)樵谝呀?jīng)發(fā)展的湍流沖擊射流中，即使不存在轉(zhuǎn)涙，還是可以發(fā)現(xiàn)二次峰值的存在。另外一種解釋將這個(gè)二次峰值與從射流剪切層中發(fā)展起來的大尺度環(huán)狀渦結(jié)構(gòu)聯(lián)系起來，認(rèn)為這種環(huán)狀渦結(jié)構(gòu)或者其破碎之后產(chǎn)生的大尺度渦結(jié)構(gòu)是產(chǎn)生努塞爾數(shù)二次峰值的主要原因[15-18]，而 Uddin et al.[19]認(rèn)為這僅僅只是射流沖擊靶面以后邊界層加速的結(jié)果。Hadziabdic & Hanjalic[20]認(rèn)為二次渦（secondary vortices）結(jié)構(gòu)在離開靶面時(shí)促使流體產(chǎn)生一種往上的運(yùn)動(dòng)從而導(dǎo)致產(chǎn)生二次峰值。最近，Dairay et al.[9]對(duì)雷諾數(shù)為 10000，噴嘴距離 2 的沖擊射流進(jìn)行了直接數(shù)值模擬，提出了三個(gè)導(dǎo)致努塞爾數(shù)二次峰值的原因：二次渦的產(chǎn)生促使周圍更多的低溫流體沖擊靶面；二次渦的的周向變形導(dǎo)致附近的靶面區(qū)域獲得更高的換熱強(qiáng)度；二次渦誘導(dǎo)產(chǎn)生準(zhǔn)徑向渦結(jié)構(gòu)并反復(fù)震蕩，導(dǎo)致更多的冷流體沖擊靶面。顯然，二次渦是誘導(dǎo)產(chǎn)生努塞爾數(shù)二次峰值主導(dǎo)因素，渦結(jié)構(gòu)示意圖及換熱機(jī)制如圖 1-6 所示。

【參考文獻(xiàn)】：
期刊論文
[1]多排密集圓孔氣體沖擊射流換熱的實(shí)驗(yàn)研究[J]. 陳曉丹,劉華飛,李偉.  工業(yè)爐. 2016(02)
[2]突擴(kuò)膨脹射流沖擊換熱與流動(dòng)的數(shù)值模擬[J]. 鄭傳波,耿麗萍,周靜偉.  中國(guó)計(jì)量學(xué)院學(xué)報(bào). 2013(02)
[3]橫流對(duì)沖擊射流換熱特性的影響[J]. 張傳杰,孫紀(jì)寧,李浩,毛宏霞.  航空動(dòng)力學(xué)報(bào). 2011(08)
[4]橫流對(duì)沖擊射流換熱特性影響機(jī)理的數(shù)值研究[J]. 張傳杰,孫紀(jì)寧,譚屏.  航空動(dòng)力學(xué)報(bào). 2011(01)
[5]陣列射流沖擊冷卻換熱特性的數(shù)值研究[J]. 韓宇萌,王新軍,仇璐珂,俞茂錚,趙世全,賈文,艾松.  汽輪機(jī)技術(shù). 2010(03)
[6]密集型陣列沖擊射流換熱特性實(shí)驗(yàn)[J]. 王磊,張靖周,楊衛(wèi)華.  航空動(dòng)力學(xué)報(bào). 2009(06)
[7]突片射流沖擊冷卻換熱特性的實(shí)驗(yàn)[J]. 余業(yè)珍,張靖周,楊衛(wèi)華.  航空動(dòng)力學(xué)報(bào). 2007(09)
[8]三維湍流沖擊射流流動(dòng)與傳熱特性的數(shù)值研究[J]. 陳慶光,王濤,吳玉林,張永建,張永超.  空氣動(dòng)力學(xué)學(xué)報(bào). 2006(02)
[9]圓形沖擊射流傳熱性能的實(shí)驗(yàn)研究[J]. 張永恒,周勇,王良璧.  熱科學(xué)與技術(shù). 2006(01)

博士論文
[1]沖擊射流換熱的大渦模擬[D]. 李永平.中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué) 2016
[2]板帶鋼熱連軋高精度軋后冷卻控制的研究與應(yīng)用[D]. 劉恩洋.東北大學(xué) 2012
[3]燃?xì)鉁u輪冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與氣熱彈多場(chǎng)耦合的數(shù)值研究[D]. 陳凱.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 2010
[4]基于沖擊射流的電子器件冷卻方法研究[D]. 李長(zhǎng)庚.中南大學(xué) 2009
[5]橫流沖擊射流渦旋結(jié)構(gòu)的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究[D]. 張燕.上海大學(xué) 2005



本文編號(hào)：3613155