阵列冲击冷却传热特性数值研究 Numerical Study on Heat Transfer Characteristics of Array Impact Cooling

doi:10.12677/MOS.2020.93026

Modeling and Simulation
Vol. 09 No. 03 ( 2020 ), Article ID: 37050 , 23 pages
10.12677/MOS.2020.93026

Numerical Study on Heat Transfer Characteristics of Array Impact Cooling

Wendi Cheng, Juanping Wang

●How to Cite this Article

School of Mechanical Engineering, Baoji University of Arts and Science, Baoji Shaanxi

Received: Jul. 27^th, 2020; accepted: Aug. 7^th, 2020; published: Aug. 14^th, 2020

ABSTRACT

To explore efficient cooling methods for hot-end parts, the heat transfer characteristics of array cooling structures are studied by numerical calculation. Firstly, five factors that enhance the cooling and heat transfer effect of impact target surface are studied respectively. Secondly, the heat transfer intensity of impact target surface is studied by combining these five factors that enhance heat transfer. The calculation results show that increasing the impact Reynolds number of the target surface, selecting a reasonable impact aperture and impact spacing, setting the air outlet modes on both sides, and increasing the structure of air film outlet holes can enhance the heat transfer intensity of the impact target surface. Among them, the impact Reynolds number and impact aperture have the greatest impact. By combining the five factors of high Reynolds number, impact aperture, impact distance, air outlet mode on both sides and air film outlet hole, the cooling and heat transfer effect of the target surface can be greatly improved.

Keywords:Numerical Calculation, Array Cooling, Heat Transfer Characteristics, Impact Target Surface

阵列冲击冷却传热特性数值研究

程闻笛，王娟平

宝鸡文理学院机械工程学院，陕西宝鸡

收稿日期：2020年7月27日；录用日期：2020年8月7日；发布日期：2020年8月14日

摘要

为了探索对热端部件的高效冷却方式，本文通过数值计算对阵列冷却结构的换热特性进行了研究。首先，对五种增强冲击靶面冷却换热效果的因素分别进行研究，其次，将这五种强化传热因素结合起来研究冲击靶面的换热强度。计算结果表明提高靶面的冲击雷诺数，选择合理的冲击孔径及冲击间距，设定左右两侧出气方式，增加气膜出流孔结构都可以相应提升冲击靶面的换热强度，其中，以冲击雷诺数及冲击孔径影响最大；将高雷诺数、冲击孔径、冲击间距、左右两侧出气方式及气膜出流孔五种因素结合起来，可以实现整体大幅度提升靶面的冷却换热效果。

关键词 :数值计算，阵列冷却，换热特性，冲击靶面

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http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/

1. 引言

阵列冲击冷却是燃气透平叶片内部广泛使用的冷却方式，具有传热效果好、冷却气体用量小的特点 [1] [2] [3]，有研究学者认为，在诸多冷却方式之中，冲击冷却是提高局部换热效果最有效的方式 [4] [5]，能高效地解决发动机涡轮叶片内部热端结构存在温度过高的问题。目前，将冲击冷却与其它一种或多种冷却方式结合，充分将各种冷却方式的优点结合起来，以达到对透平叶片高效冷却的目的，是近年来的研究重点 [6] [7] [8] [9]。由于透平叶片前缘最先受到主流燃气的冲击烧灼 [10]，往往会产生过高的温度，目前普遍使用冲击冷却与气膜冷却相结合的方式对此区域进行有效冷却 [11]，本文通过数值计算方法运用阵列冲击冷却结构对冲击冷却与气膜冷却进行充分研究，验证多种影响靶面换热强度的因素，将二者的冷却潜能充分挖掘出来，实现对热端部件的高效冷却。

2. 计算模型

阵列射流冲击冷却计算模型见图1所示，计算模型包括流体区域和固体区域，流体区域由稳流腔、冲击孔及冲击腔组成，固体区域由冲击面及冲击靶面面板等组成。冲击孔径D为1.5 mm，冲击孔数为3 × 8，冲击孔间距为 $X n = Y n = 4 D$ ，整个流体通道长48 mm，宽36 mm，冲击腔间距为Z/D = 1，冲击孔板厚1.2 mm。

图1(c)为阵列冲击冷却结构的计算域与边界条件，在冲击孔进口之前使用稳流腔进气，进口边界条件设为速度入口，根据不同冲击雷诺数给定入口气流速度，入口气流温度为300 K，气流出口为压力出口，给定出口总压为一个标准大气压，其它壁面上为无滑移边界条件，其中，冲击靶面设定为恒定热流密度，给定值20 kW/m²。

(a) (b) (c)

Figure 1. Calculation model. (a) The names of the parts of the model; (b) Target surface; (c) Compute the domain and boundary conditions

图1. 计算模型。(a) 模型各部分名称；(b) 靶面；(c) 计算域与边界条件

3. 计算方法

3.1. 网格无关性验证

计算模型网格生成采用结构/非结构混合网格， $y + < 1$ ，最初研究中进行了网格无关性验证，以冲击靶面努塞尔数Nu为衡量指标，发现当网格数达到252万时，计算结果变化趋于稳定，如图2所示，所以，在研究中使用252万网格量。

3.2. 控制方程

以张量形式表示的流动控制输运守恒方程(连续性、动量和能量)如下：

$\frac{\partial}{\partial x_{i}} (ρ u_{i}) = 0$ (1)

$ρ \frac{\partial}{\partial x_{j}} (u_{i} u_{j}) = - \frac{\partial p}{\partial x_{i}} + μ \frac{\partial}{\partial x_{j}} [(\frac{\partial u_{i}}{\partial x_{j}} + \frac{\partial u_{j}}{\partial x_{i}} - \frac{2}{3} \frac{\partial u_{i}}{\partial x_{j}} δ_{i j})] - ρ \frac{\partial}{\partial x_{j}} ({u^{'}}_{i} {u^{'}}_{j})$ (2)

$\frac{\partial}{\partial x_{i}} [u_{i} (ρ E + P)] = \frac{\partial}{\partial x_{i}} [(k + \frac{c_{p} u_{t}}{P r_{t}} \frac{\partial T}{\partial x_{i}}) + μ_{e f f} u_{i} (\frac{\partial u_{i}}{\partial x_{j}} + \frac{\partial u_{j}}{\partial x_{i}} - \frac{2}{3} \frac{\partial u_{i}}{\partial x_{j}} δ_{i j})]$ (3)

式中： $i, j = 1, 2, 3$ ——对应空间正交直角坐标x，y，z；u——气流速度，m/s； $ρ$ ——气流密度，kg/m³；T——温度，K；P——压强，Pa； $μ$ ——气体分子动力粘度系数，Pa·s；k——湍流动能，J。

Figure 2. Grid independence verification

图2. 网格无关性验证

3.3. 湍流模型与数值求解方法

由文献 [3] 可知，使用Transition k-kl系列湍流模型计算得到的壁面换热系数和实验值吻合较好，对附面层层流流动及湍流流动能够进行很好的分辨，对层流向湍流转捩过程的传热情况可以进行较为准确的预测，因此，本文使用ANSYS Fluent 软件中的Transition k-kl-omega湍流模型。

研究中使用Fluent Solver作为求解器，使用SIMPLE算法，离散格式为二阶迎风格式。

收敛标准为迭代残差值小于10⁻⁵。

3.4. 参数定义

在冲击冷却实验研究中，冲击雷诺数往往用来表示射流冲击靶面的强度，冲击雷诺数定义为

$R e = \frac{ρ u d_{H}}{μ}$

努塞尔数定义为

$N u = \frac{h d_{H}}{λ}$

特征长度即水力直径定义为 $d_{H} = 4 \frac{A}{S}$ 。

其中，u为气流入口过流截面内平均速度，A为过流截面面积，S为过流面上流体与固体接触的周长。

平均努塞尔数为壁面的平均努塞尔数，定义为

$N u_{a} = \frac{1}{A} \int N u d A$

其中，A为冲击靶面的面积。

4. 计算结果分析

4.1. 阵列冲击冷却结构流动与换热特点

以Re = 20,000为例来分析阵列冲击冷却结构的流动与换热特点。

首先，对冲击靶面上的换热系数分布进行分析，换热系数用无量纲换热系数Nu来表示，计算结果如图3所示，靶面最左侧的换热系数分布呈现单孔冲击冷却的特征，射流冲击区域最中间驻点换热系数较低，这是因为驻点区域存在很薄的层流且流动状态很稳定，之后紧邻驻点区域的壁射流区内开始出现层流向湍流流动转捩使得此区域传热效果明显增强。冲击射流受主流横向流的影响，向下游偏转的程度越来越大，射流冲刷靶面的位置向下游偏移，使得靶面高传热区域向下游移动呈现明显的头部和尾部形状。在靶面中间上游部分可以看到冷却传热效果增强很快，这是由于射流冲击冷却和横向流对流传热共同叠加的结果，射流冲击强度略有减小，而横向流明显增强使得对流传热加强。一般来说，横向流对冲击气流往往存在着阻碍作用，使其不易抵达冲击表面，从而减弱冲击冷却的传热效果，横向流越大这种阻碍作用也就越明显，横向流的存在往往也能增强靶面换热效果，但它提升传热强度要弱于冲击冷却。靶面中间下游传热效果开始有较小的增强，然后基本保持不变，这是由于横向流越来越大对冲击冷却的阻碍作用逐渐增大，导致冲击冷却效果减弱，但是横向流大幅增加且流速高，使得对流传热显著增强，两者综合作用冲击靶面上的传热效果变化不大。图4为冲击靶面上的温度分布，可以发现换热系数越高的区域，温度分布越低。

Figure 3. Heat transfer coefficient distribution on impact target surface when Re = 20,000

图3. Re = 20,000时，冲击靶面上换热系数分布

Figure 4. Temperature distribution on impact target surface when Re = 20,000

图4. Re = 20,000时，冲击靶面上温度分布

冲击孔中间截面所在位置见图5所示。从图6 冲击孔中间截面沿流动方向速度分布图可以看出，沿着流动方向冲击射流偏转的程度越来越大，同时冲击孔内的射流速度逐渐增大，这是由于沿流向壁射流汇聚形成的横流逐渐增大，对冲击射流水平推动作用越来越强烈，迫使冲击射流向下游偏转的程度逐渐增大。从图7冲击孔中间截面沿流动方向流线图可以发现，通道的左侧出现了明显的射流冲击靶面之后部分壁射流向上卷起形成的旋流涡，此漩涡反复旋转冲刷靶面，它的存在增强了气流的扰动，有助于提升局部区域传热效果，随着后排冲击射流不断的加入，横向流逐渐增大压缩旋流涡，使其很快消失。从图8冲击孔中间截面沿流动方向压力分布看到，冲击孔对应的靶面位置压力明显偏高，然后压力向四周迅速降低，这个压力梯度和横向流流动共同提供了冲击射流偏转所需的向心力下，此外，沿着主流流动方向，冲击孔内的压力逐渐变小，这是由于主流加速流出对后半段冲击孔内的气流有逐渐增强的抽吸作用，使得冲击孔内射流流量及速度增大，有助于增强靶面冲击传热强度。

4.2. 冲击雷诺数对靶面换热特性的影响

本文研究中取的雷诺数范围为10,000~30,000。

图9为不同雷诺数作用下的冲击靶面换热效果，可以发现传热规律基本相似，分布趋势基本一致，但也存在一些差异。

Figure 5. Position of the middle section of impact hole in the calculation model

图5. 冲击孔中间截面在计算模型中的位置

Figure 6. The velocity distribution of the middle section of the impact hole along the flow direction when Re = 20,000

图6. Re = 20,000时，冲击孔中间截面沿流动方向速度分布

从图9不同雷诺数作用下的靶面换热系数分布和图10冲击靶面平均换热系数随雷诺数的变化可以看出，随着冲击雷诺数的不断增大，靶面的换热强度整体也在不断升高，且沿流向各个靶面换热强度都逐渐升高，靶面高换热区域逐渐扩展，靶面冲击区域之间的绿色低换热区域越来越小，到了Re = 30,000时，靶面中间上游绿色低换热区域变得很小，靶面中间下游绿色低换热区域基本消退，这是因为冲击雷诺数的增大的同时射流冲击靶面的强度变大，冲击传热显著增强，靶面上的旋流涡对壁面的冲刷更强烈，使得靶面上气流扰动度增加，此外，沿流向横流增逐渐增大，对流传热也增强。

Figure 7. Stream diagram along the flow direction of the middle section of the impact hole when Re = 20,000

图7. Re = 20,000时，冲击孔中间截面沿流动方向流线图

Figure 8. The pressure distribution along the flow direction of the middle section of the impact hole when Re = 20,000

图8. Re = 20,000时，冲击孔中间截面沿流动方向压力分布

Re = 10,000 Re = 15000 Re = 20,000 Re = 25,000Re = 30,000

Figure 9. Target surface heat transfer coefficient distribution under different Reynolds numbers

图9. 不同雷诺数作用下，靶面换热系数分布

Figure 10. Variation of average heat transfer coefficient of impact target surface with Reynolds number

图10. 冲击靶面平均换热系数随雷诺数的变化

4.3. 冲击孔径对靶面换热特性的影响

本节研究冲击孔径对冲击射流冲刷靶面的流动与换热方面的影响，冲击孔径依次取1.2 mm，1.5 mm和1.8 mm，且冲击孔中心轴位置保持不变，此研究取Re = 20,000。

从图11不同冲击孔径对应的冲击孔中间截面速度分布可以看出，随着冲击孔径减小，冲击孔内的冲击射流速度也在明显增大，射流冲击靶面的强度得到增强，有助于提升靶面上的冲击换热，同时也可以看出3组靶面上的横流也在相应增强，对冲击射流的阻碍作用逐渐加大，会使对流传热增强冲击换热减弱，此外，冲击孔径变小，靶面上旋流涡的强度也在增强，对左侧靶面的旋转冲刷越加明显，同时扰动附近气流，增加气流的流动性，如图12，可以增强左侧靶面换热强度，总之，较小的冲击孔径有助于明显提升冲击靶面的换热效果。

(a) D = 1.2 mm (b) D = 1.5 mm(c) D = 1.8 mm

Figure 11. Velocity distribution in the middle section of impact holes corresponding to different impact apertures

图11. 不同冲击孔径对应的冲击孔中间截面速度分布

(a) D = 1.2 mm (b) D = 1.5 mm(c) D = 1.8 mm

Figure 12. Stream diagram of the middle section of the impact hole corresponding to different impact apertures

图12. 不同冲击孔径对应的冲击孔中间截面流线图

图13不同冲击孔径对应的冲击靶面上换热系数分布可以发现，随着冲击孔径变小，靶面整体换热效果大幅提升，尤其冲击射流直接作用的区域换热显著增强，这是因为减小了冲击孔径相当于增加了射流的冲击雷诺数，射流对靶面的冲击换热更为强烈，此外，不同孔径换热系数分布有较大差异，D = 1.8 mm时，冲击靶面左侧区域换热效果明显要低于冲击靶面右侧区域，此时射流的速度小使得射流冲击靶面的强度低，沿着流向横流逐渐增强，且流速不大对射流冲击冷却影响较小，使得靶面的换热效果沿流向持续提升，D = 1.5 mm时，从最左侧开始沿流向靶面的换热效果也不断增加，不过左侧区域与右侧区域换热系数的差异已经大幅减小，这是由于射流冲击靶面的强度已经增加，冲击换热效果得到提升，左侧旋流涡增强高速旋转冲刷靶面，且对附近气流有更明显扰动，使得对流换热增强，左侧换热效果从而明显提升，右侧有较大的横流，对流传热显著增加，冲击传热有所减小，使得靶面中间右侧换热小幅度增加，D = 1.2 mm时，从最左侧开始沿流向靶面的换热效果是先小幅度增加然后逐渐缓慢变小，整体换热大幅提升且换热分布更加均匀，这是由于此时冲击射流流速很高且冲击靶面的强度大，射流直接冲击的区域换热强度高，射流在冲击靶面之后在驻点区域之外形成强烈的壁射流且继续冲刷靶面，壁射流在靶面左侧形成的强烈的旋流涡，沿流向壁射流不断汇聚形成越来越大的横流，起初横流快速增强使得对流传热显著增强，而射流冲击冷却换热略有减小，靶面整体换热得到一定程度提升，但很快横流过大几乎阻碍了冲击射流使其无法到达冲击靶面，冲击冷却换热的效果大幅减弱，综合作用下，冲击靶面传热强度小幅度减小。通过对以上3组实验对比分析发现较小的冲击孔径可以显著增强冲击靶面的整体换热强度，对表1不同冲击孔径对应的冲击靶面上平均换热系数分析，也可以证明这一点，但过小的冲击孔径会使射流冲击靶面的强度极大增强，对靶面材料的强度提出更高的要求，因此，要根据实际情况合理选择冲击孔径，在设计航空发动机叶片时需要考虑这一点。

(a) D = 1.2 mm (b) D = 1.5 mm(c) D = 1.8 mm

Figure 13. Heat transfer coefficient distribution on impact target surface corresponding to different impact apertures

图13. 不同冲击孔径对应的冲击靶面上换热系数分布

Table 1. Average heat transfer coefficient of impact target surface corresponding to different impact aperture

表1. 不同冲击孔径对应的冲击靶面上平均换热系数

4.4. 冲击间距对靶面换热特性的影响

冲击射流到达靶面之前是自由射流，到达靶面之后在冲击位置驻点区域外形成很强的壁射流，冲击射流一般在抵达靶面之前要经历核心段、基段和转折区，不同的冲击间距使得冲击射流的发展程度可能不太一样，本节研究中冲击间距分别取Z/D = 1、Z/D = 2和Z/D = 3，取Re = 20,000。

从图14不同冲击间距对应的冲击孔中间截面速度分布图可看出，冲击间距增大使得冲击射流得到更充分地发展且向下游的偏转程度减弱，这有助于增强靶面冲击传热效果，同时冲击间距增大意味着横向流有更大的流动空间，其流动强度逐渐减弱，会削弱横向流的对流传热效果，此外，图15沿流向旋流涡的个数及其向下游延伸的距离也在增加，这是由于冲击间距增大使横向流减弱从而对下游旋流涡的压缩作用逐渐减小的缘故，通过图15的旋流涡放大图明显看到，射流冲击靶面之后形成的一部分壁射流向上卷起高速旋转形成旋流涡反复冲刷靶面。

(a) Z/D = 1 (b) Z/D = 2(c) Z/D = 3

Figure 14. Velocity distribution in the middle section of impact holes corresponding to different impact spacing

图14. 不同冲击间距对应的冲击孔中间截面速度分布

(a) Z/D = 1

(a) Z/D = 1 (b) Z/D = 2(c) Z/D = 3

Figure 15. Stream diagram of the middle section of the impact hole corresponding to different impact spacing

图15. 不同冲击间距对应的冲击孔中间截面流线图

从图16不同冲击间距对应的冲击靶面上换热系数分布可以发现，不同冲击间距的靶面上换热强度存在明显差异，Z/D = 1时，最左侧呈现射流冲击换热分布特征，此时，还没有明显的横流出现，射流冲击靶面几乎没受到阻碍，然后沿流向横流快速增大，对流传热显著增强，靶面换热强度不断上升，Z/D = 2时，从最左侧开始靶面换热强度沿流向先逐渐增大然后缓慢减小，同时可以看到射流冲击靶面的强度得到提升，这是由于射流得到了充分的发展且受到横流的阻碍作用变小的缘故，但此时横流的强度已经相对减弱，靶面上各个射流冲击区域之间出现了明显的绿色低换热区域，结合表2，Z/D = 2时冲击靶面上的整体换热强度略小于Z/D = 1，Z/D = 3时，靶面上整体换热强度减弱且换热强度分布也是先增大然后逐渐减小，这是由于冲击间距大冲击射流沿程能量损耗增大，使得射流对靶面的冲击换热强度本身减小，且横向流进一步减弱导致对流传热强度也有所减小的缘故，靶面中间右侧换热强度减小更快，主要因为右侧还有较大横流对冲击射流的阻碍作用，靶面整体换热效果明显下降，见表2。

Table 2. Average heat transfer coefficient of impact target surface corresponding to different impact spacing

表2. 不同冲击间距对应的冲击靶面上平均换热系数

(a) Z/D = 1 (b) Z/D = 2(c) Z/D = 3

Figure 16. Heat transfer coefficient distribution on impact target surface corresponding to different impact spacing

图16. 不同冲击间距对应的冲击靶面上换热系数分布

4.5. 出口方式对靶面换热特性的影响

右侧单出口方式容易在靶面中间下游形成很大的横向流，在一定程度上阻碍了冲击冷却效能地发挥，为了改善这一状况，接下来对三种不同出流的方式冲击靶面的换热特性进行对比研究，从而找到更优的出口方式，此研究取Re = 20,000。

从图17不同出口方式对应的冲击孔中间截面速度分布图可以看出，气流左侧出口和右侧出口沿各自流向速度分布基本一致呈现对称分布的特点，相比主流左侧出口和右侧出口方式，左右双出口方式使得冲击射流沿靶面水平偏转的程度大幅降低，直冲击冷却得到了有效的强化，避免了过多斜冲击的产生，这有助于增强靶面的换热效果，因为大量实验已经验证直冲击冷却对应的冲击靶面换热强度往往优于斜冲击 [12]，原因在于斜冲击相比直冲击产生较厚的边界层，使得换热减弱。

图18不同出口方式对应的冲击孔中间截面流线图可以发现，双出口的存在使得靶面上的旋流涡个数更多且强度大，对壁面更大的区域有持续冲刷作用，使得气流扰动增加，主流流动阻力增加，有助于提高冲击靶面的冷却换热强度。

(a) (b) (c)

Figure 17. Velocity distribution in the middle section of impact hole corresponding to different outlet modes. (a) Left outlet; (b) Right outlet; (c) Outlet on both sides

图17. 不同出口方式对应的冲击孔中间截面速度分布。(a) 左出口；(b) 右出口；(c) 左右两侧出口

(a) (b) (c)

Figure 18. Stream diagram of the middle section of impact hole corresponding to different outlet modes. (a) Left outlet; (b) Right outlet; (c) Outlet on both sides

图18. 不同出口方式对应的冲击孔中间截面流线图。(a) 左出口；(b) 右出口；(c) 左右两侧出口

图19不同出口方式对应的冲击靶面上换热系数分布，可以看出左出口和右出口方式对应的靶面换热分布沿流向大体一致，这是因为两种出口方式对应的计算模型是完全对称的，相比左出口和右出口方式，双出口出流方式使得靶面整体的换热系数实现大幅度增加且分布相对均匀，由表3靶面平均换热系数也证实了双出口出流方式使得靶面整体的换热系数大幅提升，这在航空发动机叶片的设计中，有助于大幅降低发动机叶片存在的高温并且减小由于叶片不同部位温差过大产生的热应力，提高叶片的使用寿命。

(a) (b) (c)

Figure 19. Heat transfer coefficient distribution on impact target surface corresponding to different outlet modes. (a) Left outlet; (b) Right outlet; (c) Outlet on both sides

图19. 不同出口方式对应的冲击靶面上换热系数分布。(a) 左出口；(b) 右出口；(c) 左右两侧出口

Table 3. Average heat transfer coefficient on impact target surface corresponding to different outlet modes

表3. 不同出口方式对应的冲击靶面上平均换热系数

4.6. 气膜出流孔对靶面换热特性的影响

由于各个冲击孔在靶面上冲击作用区域之间存在小范围的低换热区域，为了减弱或消除这一区域的存在，给之前右侧单出流的阵列冲击冷却结构增加气膜出流孔，见图20、图21，研究此结构对靶面换热特性的影响，研究中取Re = 20,000。

图22及图23的速度分布可以看出，相比图6，气膜出流孔的存在使得冲击射流偏转明显减弱，冲击冷却的作用可以得到更有效地发挥，这是由于气膜出流孔对主流横流有抽吸的作用且其沿流向依次从气膜出流孔流出一部分气流，使得横流流动阻力增大且流量逐渐减少，横向流减弱且流速降低，从而降低了对冲击射流阻碍干扰作用减小。从图24带有气膜出流孔的冲击孔中间截面流线图可以发现，相比图7，气膜出流孔结构的存在也加强了冲击靶面旋流涡的强度，增强了靶面上气流的扰动，有助于提升靶面冲击传热效果。

Figure 20. Array impact cooling structure with gas film outlet holes

图20. 气膜出流孔存在的阵列冲击冷却结构

Figure 21. Relative position of gas film outlet hole on target surface

图21. 气膜出流孔在靶面上的相对位置

Figure 22. Velocity distribution of the middle section of the impact hole along the flow direction

图22. 冲击孔中间截面沿流动方向速度分布

Figure 23. Y = 6 gas film outlet hole section along the flow direction velocity distribution

图23. Y = 6气膜出流孔所在截面沿流动方向速度分布

从图25靶面上的换热系数分布可以看出，气膜出流孔的存在使得靶面上的高换热区域明显增大，出流孔附近换热效果明显提升，孔冲击位置之间的低换热区域明显缩小，这是由于气膜出流孔的抽吸作用使得出流孔附近的气流扰动增大并加速从出流孔流出，出流孔附近区域换热强度得到提升。

Figure 24. Stream diagram of middle section of impact hole

图24. 冲击孔中间截面流线图

Figure 25. Heat transfer coefficient distribution on target surface of gas film outlet hole structure

图25. 气膜出流孔结构靶面上换热系数分布

4.7. 五种对靶面换热特性影响的因素分析

以Re = 20,000最初右侧单出气方式靶面换热系数平均值为参考指标，可以发现高雷诺数可以显著增强冲击靶面的换热系数，Re = 30,000时的靶面换热系数平均值48,095.704，增幅达10.76%；1.2 mm冲击孔径可以大幅提升靶面换热强度，增幅达6.49%；冲击间距Z/D = 1能够小幅度提升靶面的换热效果；左右两侧出气流方式明显也可以增强靶面的换热效果，此时靶面平均换热系数值为44,297.262，增幅2.2%；增加了气膜出流孔结构之后，靶面平均换热系数为44,466.532，靶面平均换热系数增幅2.6%，传热效果也得到增强，充分说明以上5因素都有助于增强靶面的换热特性，鉴于此，本文接下来将这5因素结合起来，验证冲击靶面的冷却换热强度。

4.8. 五因素综合作用下冲击靶面的换热效果

为了尽最大可能地提升靶面的冷却换热效果，将5种有助于增强靶面换热效果的因素综合起来研究靶面的换热效果，计算结果见图26。

图26是将Re = 30,000、1.2 mm冲击孔径、冲击间距Z/D = 1、左右两侧出流方式及气膜出流孔5种因素综合起来考虑，计算得到的冲击靶面换热效果图，可以发现此时的靶面换热效果整体大幅提升且换热系数分布很均匀，低换热区域几乎接近消失，靶面换热系数平均值达51,818.496，换热结果远优于之前讨论的任何一种冷却换热强度，此时，射流冲击靶面的强度空前提高，几乎成为冲击靶面效率最高的直冲击冷却，如图27，从图28看到，沿流向旋流涡也是显著增强且分布很广，气流扰动剧烈，可以极大提升靶面的换热强度，因此，在对一种冷却结构进行设计的时候，将高雷诺数、冲击孔径、冲击间距、左右两侧出气方式及气膜出流孔5种因素结合起来，可以大幅提升靶面的冷却换热效果。

Figure 26. Target surface heat transfer coefficient distribution under the combined action of five factors

图26. 五因素综合作用下的靶面换热系数分布

Figure 27. Velocity distribution in the middle section of impact hole under the combined action of five factors

图27. 五因素综合作用下的冲击孔中间截面速度分布

Figure 28. Stream diagram of the middle section of impact hole under the combined action of five factors

图28. 五因素综合作用下的冲击孔中间截面流线图

5. 总结

本文通过数值计算对阵列冲击冷却结构的换热特性进行了深入研究，验证了五种增强冲击靶面换热强度的因素，并将这五种有利因素结合起来研究，具体结论如下：

1) 提高靶面的冲击雷诺数，选择合理的冲击孔径冲击间距，设定左右两侧出气方式，增加气膜出流孔结构都可以相应提升冲击靶面的换热强度，其中，以冲击雷诺数及冲击孔径影响最大。

2) 将高雷诺数、冲击孔径、冲击间距、左右两侧出气方式及气膜出流孔5种因素结合起来，可以实现整体大幅度提升靶面的冷却换热效果。

文章引用

程闻笛,王娟平. 阵列冲击冷却传热特性数值研究
Numerical Study on Heat Transfer Characteristics of Array Impact Cooling[J]. 建模与仿真, 2020, 09(03): 241-263. https://doi.org/10.12677/MOS.2020.93026

参考文献

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