根据Huang等^[3]的实验对象, 建立相应的计算模型, 如图1所示。

图1

Fig.1

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	图1 数值验证模型Fig.1 Numerical validation model

图2给出不同湍流模型下局部N_u数计算值, 从图中可以看出, 三种湍流模型计算值分布趋势与实验结果基本一致, 在中心滞止点区三种湍流模型计算较为一致, 与实验数值偏差较大。推测原因是滞止点区域气流流动缓慢, 在靶面附近为层流流动, 采用湍流模型去模拟层流, 势必都会出现较大的预测偏差。在峰值点预测方面, RNG-k-ε 湍流模型的计算结果和实验值吻合最好, 而k-ω 、SST湍流模型在两个峰值处均比实验值要大, 且峰值位置朝径向外移。另外, RNG-k-ε 采用壁面函数拟合近壁面流动, 在划分网格时, 不需要在壁面区加密, 只需要把第一个内节点配置到湍流充分发展的区域^[13], 同等计算精度下RNG-k-ε 比其他两种模型所需的网格数要少, 在h=2d时, 整个流体域网格总数约为220万。本文采用的网格都进行了大量的试算, 以靶面N_u数变化在2%以内, 视为计算网格具有网格无关性, 综合考虑, RNG-k-ε 湍流模型对旋转冲击射流的传热计算有较好的精度和较高的效率, 本文接下来的研究都将采用这一湍流模型。

图2

Fig.2

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	图2 仿真结果与实验结果对比Fig.2 Comparison of simulated and experimental results

由于激发旋流喷嘴结构常见的三种为内置螺旋杆(以下简称NCJ喷嘴)、十字扭转带(以下简称NZD喷嘴)、内置导叶片(以下简称DYE喷嘴)。为了在几何尺寸上基本一致, 三种旋流喷嘴都是取圆管内径d=9 mm。考虑到集气室的整流效应, 在不同激发旋流喷嘴段上游设置了一段光滑圆孔(内径为9 mm)整流段, 高度为d。激发旋流的喷嘴结构段高度l=5d , 以15° 螺旋角为例, 各喷嘴几何模型如图3所示, δ ₁=2.5 mm , δ ₂=1 mm, δ ₃=0.5 mm, d'₁=5 mm, d'₂=0.7 mm, d'₃=4.5 mm。根据这三种不同旋流方式的激发旋流喷嘴结构, 以通流区域作为该段喷嘴流场的计算域建立喷嘴旋流部分的计算模型。采用ICEM-CFD对各模型进行网格划分, 鉴于激发旋流喷嘴的通流结构复杂性, 所有激发旋流喷嘴段通流部分采用四面体的非结构化网格, 而喷嘴的光滑圆孔整流段、射流空间与金属靶面实体均采用六面体的结构化网格。

图3

Fig.3

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	图3 三种不同旋流喷嘴几何结构Fig.3 Three swirl nozzles with different geometries

考虑到在实际应用中, 设备的换热区域多为一定厚度的金属, 本研究选取的射流靶面为厚度1 mm的不锈钢板。冲击距离h/d=4的射流空间, 最大网格不超过1 mm, 所有近壁面均加密, 近壁面第一层网格为0.15 mm, 网格增长率为1.2。同时在滞止点冲击附近区域, 网格进行了适度的加密处理。金属固体域与流体域采用流固耦合交界面, 两种交界处的网格点一一对应, 以保证热流通量传输的守恒。使用商业软件ANSYS FLUENT进行计算, 计算时采用流固气热耦合计算方法, 对靶面求解固体域内的温度场, 对射流空间及喷嘴通流部分求解流场。

图4

Fig.4

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	图4 计算域Fig.4 Computational domain

边界条件的设置如下:喷管进口设置质量流量, 当量直径取9 mm, 基于研究的来流R_e数给定进口流量, 即m=R_eπ dμ /4(其中 μ为空气的动力黏度), 进口总温为298.15 K, 进口湍流度5%, 方向垂直于进口截面(沿y轴负方向), 射流空间区域四周壁面及顶部皆为出口区域, 出口边界条件为自由压力出口条件, 约束压力为大气压, 金属靶面底部设为等热流密度边界条件, 取q=1000 W/m², 由于靶面厚度只有1 mm, 忽略侧面散热, 将四周侧面设为绝热壁面。

选取5种不同的来流R_e数, 即R_e=5000, 6000, 8000, 10000, 12000来依次计算不同来流R_e数下三种喷嘴不同螺旋角度(15° , 30° , 45° , 60° )下激发旋流的旋度, 采用公式(3)和(4)计算的旋度值绘制在图5中。公式(3)只与喷嘴结构有关, 对于内置件尺寸固定的喷嘴来说, 其值为螺旋角的单值函数。角度不变时, S值为一个定值。而公式(4)不仅考虑结构的影响, 还与来流的R_e数有关。图中可以看出, 当螺旋角 θ≤30°时, 采用公式(3)计算S值均比公式(4)计算的要大, 即在所研究的R_e数下, 采用公式(3)计算S值都被高估; 当螺旋角 θ=45°时, NCJ喷嘴时公式(3)计算S值小于公式(4)计算S值, NZD和DYE两喷嘴在R_e数为8000~9000时两种公式计算的S值会交叉, 即公式(3)计算的S值在低R_e数被高估, 在高R_e数时会被低估。当螺旋角 θ=60°时, DYE喷嘴两种公式获得的S值相差较小, 而其他两种喷嘴所研究的R_e数公式(3)计算的S值都会被低估。

图5

Fig.5

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	图5 三种旋流喷嘴在不同Re数下的旋度Fig.5 Swirl number of three swirl nozzles at different Reynolds numbers

可以看出, 不考虑R_e数的公式(3)很难去评估不同运行速度下的旋转射流。三种喷嘴在不同角度下, S值一般会随着R_e数的增大而缓慢地增大。但由于结构不同导致的旋流复杂性, 也会出现不同的变化。如 θ=30°的NCJ喷嘴S值随着R_e数增大而缓慢地减小。 θ=45°的NZD喷嘴S值先增大后减小, 在R_e=10 000时有S峰值。这可能是因为在不同的喷嘴下, 提升进气口R_e数时, 切向速度与轴向速度并不是单纯地等比例增加的。同时可看出, 在低螺旋角与高螺旋角时, R_e数对S值的影响较弱, 在30° 与45° 的中等大小的螺旋角时, R_e数对S值的影响较为明显。

由以上分析可知, 进口R_e数显然会对旋流射流的旋度产生影响, 因此, 本文后续研究将采用旋度的第二种定义, 即公式(4)进一步分析旋度对旋流射流换热特性的影响。

图6为R_e=10 000时三种旋流喷嘴在不同旋度下的靶面N_u数分布。从图中可以看出, 对于同一类型旋流喷嘴, 随着螺旋角的增大, 旋度也随之增大, 靶面上的“ 冷斑” (N_u峰值区域)逐渐变淡且越来越分散, 但相对较高换热的分布区域(绿色区域)面积越来越大, 且形成的形状也随之发生变化。这说明, 对于同一类型的旋流喷嘴, 随着旋度的增大, 滞止点附近的当地N_u峰值会有所降低, 旋流在靶面的扩散区域也随之发生变化, 但扩散面积越来越大, 即换热均匀性越来越好。这可能是因为喷射气流的旋度越大, 对周围气流的卷吸效应更大, 喷射中心的轴向速度衰减更快, 而扩散的传播区域更大。同时可以看出, 随着旋度的增大, N_u峰值径向外移的距离(图中用黑虚线表示)更为明显。这种外移量, 不同类型的喷嘴表现出较为明显的差异, NCJ喷嘴的偏移量最大, 其次是NZD喷嘴, DYE喷嘴最小, 这表明采用内置导叶(DYE)的旋流喷嘴, 冷却气流冲击到靶面以后相对比较集中, 而采用内置螺旋杆(NCJ)的喷嘴, 气流的扩散性最强。

图6

Fig.6

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	图6 三种旋流喷嘴在不同旋度下的靶面Nu数分布Fig.6 Local Nusselt number on target surfaces for three nozzles at different swirl numbers

从上节分析可知, 喷嘴内置件 θ=60°时喷嘴出口气流的旋度几乎不受R_e数的变化的影响。图7显示了 θ=60°时, 三种不同旋流喷嘴在不同R_e数下旋转冲击射流靶面N_u数云图。从图中可以看出, 同一类型的喷嘴, 尽管旋度值相近而变化不大, 但是随着R_e数增大, 靶面的换热性能会随之增强, 即“ 冷斑” 颜色越来越深。不过, 靶面N_u峰值位置距离滞止点的径向位置不会随之改变, 同时较高换热区(绿色区域)的分布形状随着R_e数的增大呈现出等比例的扩张。即对于 θ=60°时同一类型的喷嘴, 同一旋度下N_u峰值的径向位置会保持不变, 而高换热区域的分布形状会也相应的得以保持。NCJ喷嘴由于内部插入了一个周向设置有4条螺旋槽道的螺旋杆, 在冲击面上形成了4个“ 冷斑” (N_u峰值区域), 而NZD喷嘴与DYE喷嘴也会出现类似的“ 冷斑” 。与NCJ喷嘴不同的是, NZD喷嘴与DYE喷嘴冲击靶面的高换热区面积相对NCJ喷嘴要小很多, 且两者N_u峰值的径向位置偏离滞止点更近一些, 即同一R_e数下, NCJ喷嘴的高换热区的面积最大。三种喷嘴中NCJ喷嘴的旋度值最大, 也就是说, 不同类型喷嘴产生的旋转冲击射流下靶面换热性能取决于来流的R_e数和旋度的综合作用。

图7

Fig.7

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	图7 三种旋流喷嘴在不同Re下的靶面Nu数分布Fig.7 Local Nusselt number on target surfaces for three nozzles at different Reynolds numbers

由图5可知, 在 θ=30°, Re=10000时, 三种喷嘴的S值相近, 其范围为0.36~0.38。接下来比较这一工况下三种喷嘴的靶面换热性能差异。图8给出了不同类型喷嘴下S≈ 0.37(θ =30° , R_e=10000)下三种喷嘴旋转冲击射流的靶面当地N_u值和平均N_u值沿着径向位置的变化。

图8

Fig.10

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	图8 S≈ 0.37不同类型喷嘴下靶面当地Nu数和平均Nu数Fig.10 Local and average Nusselt number on target surfaces for three nozzle with S≈ 0.37

靶面平均努塞尔数为:

Nuave=2r2∫0rNu·rdr(5)

从图8(a)可知, 在同一R_e数下相近旋度条件下, NCJ喷嘴的靶面局部N_u数最高, 即NCJ喷嘴冲击射流的靶面换热效果最好, 三种不同旋流喷嘴的靶面N_u数峰值均在滞止中心点的外围, 其中NZD喷嘴与DYE喷嘴的N_u数峰值大约出现在径向的 r/d=1位置处, NCJ喷嘴的N_u数峰值大约出现在径向的 r/d=2位置处, NCJ喷嘴的换热最高点的这种外移, 可以有效地提高靶面换热的均匀性。图8(b)可以看出, 在所研究的径向范围内, NCJ、NZD、DYE喷嘴的平均N_u数最大值与最小值之比分别为1.39、1.54、1.59。NCJ喷嘴比NZD喷嘴的平均N_u数高出20%~40%, 比DYE喷嘴高出13%~35%, 进一步说明了NCJ喷嘴有最好的换热均匀性和最高的换热效率。因此, 相近旋度下, 内置螺旋杆的旋流喷嘴将实现最好的靶面换热效果。