(中國航發(fā)四川燃氣渦輪研究院，成都 610500)

1 引言

航空發(fā)動機高壓渦輪導向葉片正對燃燒室出口，承受著極高的熱負荷，被高溫燃氣燒蝕、破壞的風險極大，導致其故障率居高不下，且故障絕大多數為燒蝕、熱疲勞裂紋、高溫氧化、腐蝕和磨蝕[1]。

目前國內外已有很多學者對渦輪葉片故障進行了研究[2-6]，取得了一些有意義的成果，并有部分學者對高壓渦輪導向葉片故障進行了原因分析。隋俊友等[1]對某高壓導葉故障進行了熱強度分析，發(fā)現(xiàn)其熱故障的原因為過燒，并提出了涂覆熱障涂層以降低故障區(qū)域葉片表面溫度的改進方向；錢惠華等[7]通過查找航空發(fā)動機高壓渦輪導向葉片故障原因，明確了故障為熱疲勞問題，采用瞬態(tài)溫度場分析方法，得到葉片瞬態(tài)熱應力分布和熱疲勞壽命的計算結果；薛偉鵬等[8]針對航空發(fā)動機高壓渦輪導向葉片發(fā)生的裂紋問題，分析了沖擊冷卻后腔與主流流動的耦合以及葉片內部冷氣流動，明確了葉片冷卻結構存在的缺點，并提出了改進優(yōu)化方向；趙愛國等[9]針對航空發(fā)動機葉片裂紋故障，通過對故障葉片進行宏觀檢查、斷口分析、金相分析等，判斷葉片裂紋的性質屬于熱疲勞失效，主要原因是溫度場分布不均。

某型航空發(fā)動機在試驗過程中，部分高壓渦輪導葉的葉背側后腔區(qū)域附近出現(xiàn)了不同程度的鼓包開裂現(xiàn)象。針對這一故障，從傳熱角度出發(fā)，利用氣熱耦合數值計算方法，分析導向葉片后腔的冷氣流量分配、葉片內部流動分布以及葉背側冷卻效果，找出鼓包開裂現(xiàn)象發(fā)生的原因，并提出了冷卻改進方案，以降低裂紋附近的最高溫度，減小葉背側鼓包處溫度梯度，降低熱疲勞帶來的影響。

2 故障現(xiàn)象及原因

某型發(fā)動機分解后發(fā)現(xiàn)高壓渦輪一級導葉整體較完整，但葉背涂層表面呈現(xiàn)大面積過燒后的乳白色，且葉片后腔葉背靠近尾緣區(qū)域出現(xiàn)鼓包開裂現(xiàn)象(圖1)。裂紋位置與后腔第1、第2 排沖擊孔位置相對應(圖2)，鼓包位置與后腔第2～第6排沖擊孔位置相對應。根據顯微組織觀察結果(圖3)，葉片裂紋附近區(qū)域溫度最高，葉身中部鼓包處溫度次之，裂紋附近溫度已達到葉片材料的初熔溫度，鼓包區(qū)域與周圍的最大溫差已達到100℃。

圖1 葉片實物圖片F(xiàn)ig.1 The pictures of the crack stator

圖2 葉片后腔沖擊孔排位置Fig.2 Position of impingement hole rows in the aft-cavity

圖3 鼓包裂紋部位溫度分布Fig.3 Temperature distribution at bulge and crack site

將顯微組織觀察結果與文獻[10]給出的故障模式進行比較，分析認為葉背側鼓包開裂現(xiàn)象的產生原因可能有三種：①受機械應力影響，葉片后腔內外的壓差導致葉片鼓包——高溫下材料屬性變差，葉片內外的壓差將葉片壁面吹起，形成鼓包；②葉片超溫——在最大狀態(tài)葉背側的最高溫度已接近材料的初熔溫度，當發(fā)動機設計點發(fā)生偏離和燃燒室出口溫度分布異常時，微小的溫度波動就會引起導向葉片局部超溫，進而引起葉片鼓包、產生裂紋；③受熱疲勞影響——葉片在高溫高壓等惡劣環(huán)境工作過程中，葉背區(qū)域出現(xiàn)較大溫度梯度，從而產生較大的熱應力，而熱應力多次反復作用、累積損傷，最終形成熱疲勞，導致葉背出現(xiàn)鼓包開裂現(xiàn)象。

3 原型冷卻結構故障原因分析

3.1 計算模型

根據葉片出現(xiàn)鼓包開裂的部位和現(xiàn)象，主要計算分析了葉片后腔的冷氣流量分配、內部流動與換熱特性。為保證葉片后腔流動狀態(tài)與原型葉片一致，簡化前腔所有冷卻結構，保持后腔冷卻結構幾何尺寸及各冷卻結構之間的相對位置關系不變，將各排孔柱的數量進行簡化。計算域高度取相應的1/3流道高度，如圖4所示。葉柵通道的進氣段、出氣段長度各取1.5倍柵距。如圖5所示，葉片后腔采用上下進氣的方式，冷氣進入葉片后一部分從葉盆側氣膜孔直接排入主流道，另一部分通過導流板上布置的多排沖擊孔對后腔葉背進行沖擊冷卻，然后經過尾緣處的多排擾流柱，最后從尾縫流出。圖6 為導向葉片后腔導流板上沖擊孔排布示意圖。導流板上布置了7 排沖擊孔，其中第1～第5 排沖擊孔的孔徑為0.50 mm，第6、第7排沖擊孔的孔徑為0.70 mm。

圖4 計算域示意圖Fig.4 The calculation region

圖5 導葉冷卻結構示意圖Fig.5 The cooling stucture design of guide vane

圖6 葉片后腔導流板沖擊孔排布Fig.6 The impingement holes arrangement of the aft-cavity

3.2 計算網格

計算域分為流體域與固體域兩部分，其網格劃分如圖7所示。采用商業(yè)軟件STARCCM+進行非結構網格劃分，對葉身近壁處進行邊界層網格劃分，對后腔導流板等流動劇烈處網格加密。計算模型四面體網格總數均為4 000 萬左右，轉化為多面體網格后網格數約為1 100萬。

圖7 計算網格劃分Fig.7 The calculation grid

3.3 計算方法

主流區(qū)域進、出口均采用壓力邊界，上、下端壁采用對稱邊界，葉柵通道兩側為周期邊界；內腔的上、下進氣端面為冷氣進口，設定為壓力進口邊界；壁面采用無滑移壁面邊界條件。采用Fluent軟件進行數值計算，利用軟件中的基于壓力定常耦合求解器求解；采用Realizablek-ε兩方程湍流模型；空間離散采用二階迎風差分格式；能量方程收斂殘差設置為10-6；考慮空氣的可壓縮性和物性隨溫度的變化。

3.4 無量綱數

努賽爾數Nu定義為：

Nu=hl/λ

式中：h為對流換熱系數，l為特征長度，λ為導熱系數。

無量綱溫度θ定義為：

式中：Tt為壁面溫度，Tc為冷氣溫度，T∞為主流溫度。

3.5 計算結果與分析

數值計算了每排沖擊孔流出的冷氣流量。表1示出了沖擊孔幾何參數及冷氣流量占主流流量的百分比?？煽闯?，原型冷卻結構前5 排沖擊孔的幾何參數相同，由于出口反壓逐漸降低，冷氣流量占主流流量的百分比呈逐漸增加的趨勢。其中，后2 排孔的流量比增加幅度明顯升高，冷氣流量占總沖擊冷氣流量的35.8%。這是由于后2排孔的孔徑較大，而且靠近下游尾緣處的沖擊孔的反壓更低，因此后2排沖擊孔的冷氣流量更大。

表1 沖擊孔幾何參數及冷氣流量占主流的百分比Table 1 The geometry parameters and mass flow ratio of impingement holes

圖8 為原型冷卻結構沖擊孔流線圖?？煽闯觯?排沖擊孔位于初始位置，受橫流影響較小，保持著較好的流動狀態(tài)，在滯止區(qū)左側的射流遇到靶面后出現(xiàn)卷吸渦，隨著后排射流的不斷加入，橫向流增大，卷吸渦逐漸減小甚至消失。

圖8 沖擊孔流線圖Fig.8 The streamline of impingement holes

圖9為沖擊腔內的流線圖。原型冷卻結構由于沖擊孔整體為順排布置，沖擊腔內流線整體呈現(xiàn)不規(guī)則狀態(tài)，氣流分布不均勻。前5 排沖擊孔流出的冷氣在腔內產生了大量的卷吸渦，流動損失增大，冷氣流速降低，沖擊冷卻效果減弱。后2 排沖擊孔因孔徑大、冷氣流量多、氣流速度較快，形成了很好的流動結構和冷卻效果。但從葉片故障部位看，后2排沖擊孔并未對其進行直接、有效的冷卻，后腔中有很大一部分冷氣未被合理用于葉片高溫區(qū)域冷卻。

圖9 沖擊腔內流線圖Fig.9 The streamline of the impingement cavity

沖擊腔內沖擊靶面的無量綱溫度分布見圖10，從圖上可清晰看出射流沖擊的效果。由于駐點位置的換熱系數最高，然后沿同心圓半徑方向逐漸減小，因此冷氣從沖擊孔噴射到冷卻壁面后，壁面溫度由駐點向四周均勻遞增。但由于沖擊孔排之間的流量分配不合理，在下游區(qū)域出現(xiàn)了低溫區(qū)，導致了較大的溫差。

圖10 沖擊腔靶面溫度分布Fig.10 The temperature distribution of the impingement cavity

由以上分析可見，原型冷卻結構中冷氣流量分配不合理是產生葉背鼓包開裂現(xiàn)象的關鍵因素。

4 導流板改進優(yōu)化

4.1 改進方案

針對導葉因冷氣流量分配不合理造成的葉背鼓包開裂現(xiàn)象，對沖擊孔的孔徑、孔排及孔數進行調整，提出了兩種改進方案，見圖11。改進方案1是在原型冷卻結構基礎上擴大前5 排沖擊孔的孔徑，并縮小第6、第7排孔的孔徑；增加前2排沖擊孔孔數，同時減少第3～第5 排沖擊孔孔數；沖擊孔排布方式保持順排。改進方案2是在改進方案1的基礎上增加了1 排沖擊孔，減小第3～第7 排孔的孔徑，同時調整各排沖擊孔數；沖擊孔排布方式為叉排。兩種改進方案沖擊孔幾何參數見表2。

圖11 改進方案沖擊孔排布方式Fig.11 The impingement holes arrangement of each model

表2 改進方案沖擊孔幾何參數Table 2 The geometry parameters of each model

4.2 改進方案流場分析

通過氣熱耦合計算，得到了兩種改進方案各排沖擊孔的冷氣分配。圖12 示出了各方案沖擊孔冷氣分配的對比。由圖可知，與原型冷卻結構相比，改進方案1的總冷氣量幾乎不變，前2排沖擊孔的冷氣流量比明顯增加，后5排沖擊孔的冷氣流量均減少；改進方案2 在總冷氣量不變的基礎上，各排沖擊孔的冷氣流量分配較其他方案更均勻。

圖12 各方案沖擊孔冷氣流量分配Fig.12 The impingement holes mass flow rate of different models

圖13 為各方案沖擊孔流線圖。對比各方案的流線圖可看出，上游孔排射流會對下游射流產生橫流影響，使下游射流駐點出現(xiàn)不同程度的后移。改進方案1 由于前兩排孔冷氣流量較大，沖擊腔內產生了較強的橫流效應，導致從第3 排孔噴射出的冷氣流發(fā)生偏轉，駐點位置向下游移動，而原型冷卻結構和改進方案2中橫流效應分別在第5、第4排孔處開始顯現(xiàn)。

圖13 各方案沖擊孔流線圖Fig.13 The streamline of different models

圖14為各方案沖擊腔內的流線圖。改進方案1加強了前2 排孔的沖擊冷卻，但整個沖擊腔內的氣流同原型冷卻結構一樣未得到合理分配。從前2排沖擊孔噴射出的冷氣流量增多后，射流沖擊形成的橫流導致下游射流趨于平緩；且由于沖擊孔間距較大，孔與孔縱向之間未形成較好的流動分布，導致沖擊腔內氣流明顯分成了6 股，每股氣流之間的區(qū)域冷氣覆蓋效果較差。改進方案2與原型冷卻結構和改進方案1相比，沖擊腔內氣流流線分布均勻，流動更加順暢，冷卻氣流對沖擊靶面的覆蓋效果更好，更有利于改善溫度場的均勻性。

圖14 各方案沖擊腔內流線圖Fig.14 The streamline of different models

4.3 改進方案溫度場分析

各方案沖擊腔靶面的努賽爾數分布見圖15。由于改進方案的沖擊孔排布方式產生了更加明顯的橫流效應，橫向流在增強對流換熱的同時還導致沖擊射流駐點向下游偏移，但橫向流對流冷卻產生的換熱系數遠低于沖擊產生的換熱系數，因此改進方案的努賽爾數明顯低于原型冷卻結構的。但從換熱均勻性看，改進方案2沖擊腔靶面的換熱最均勻。

圖15 各方案沖擊腔靶面努賽爾數分布Fig.15 The Nu distribution of the impingement cavity of different models

圖16 為各方案沖擊腔外側壁面的無量綱溫度分布。改進方案1沖擊孔的排布，使前2排孔的冷氣流量增加，但過大的冷氣流量導致冷氣通過第1 排孔沖擊到靶面后未形成良好的覆壁效果，第1與第2排孔之間的區(qū)域換熱強度減弱、溫度升高；孔間距較大，孔與孔之間的冷氣覆蓋較差、溫度較高。改進方案2 整體最高溫度明顯降低，沖擊靶面的溫度分布更加均勻，靶面沒有出現(xiàn)溫差較大的區(qū)域。

圖16 各方案沖擊腔靶面溫度分布Fig.16 The temperature distribution of the impingement cavity of different models

圖17為葉背側的無量綱溫度分布。可看出，原型冷卻結構高溫區(qū)域面積較大，擾流柱分布區(qū)域溫度較低，葉背側溫度場上、下游溫差較大。改進方案1改善了擾流柱區(qū)域的溫度分布，但前4排沖擊孔對應葉背位置的溫度分布和前2排孔之間區(qū)域的最高溫度沒有得到改善。改進方案2改進了后腔的冷卻結構，優(yōu)化了沖擊腔內的冷氣流動，與原型冷卻結構中裂紋區(qū)域對應位置(圖17(c)區(qū)域1)的最高溫度明顯降低，且葉背側溫度場分布最均勻、溫度梯度最小，整體冷卻效果顯著提升。

圖17 各方案葉背側溫度分布Fig.17 The temperature distribution of the pressure side of different models

5 結論

針對發(fā)動機試驗中出現(xiàn)的高壓渦輪導葉葉背鼓包開裂問題，采用簡化的葉片模型，利用氣熱耦合數值模擬方法，分析了導葉的內部流動換熱，探尋了葉片出現(xiàn)鼓包開裂的關鍵因素。通過優(yōu)化導葉內部冷卻結構排布，提出兩種改進方案，并對其流動與換熱情況進行了分析。研究得出：

(1)導葉后腔沖擊孔冷氣流量分配不合理，是葉背產生鼓包開裂現(xiàn)象的關鍵因素。

(2)調整后腔葉背側沖擊孔的幾何參數及排布方式，能有效控制沖擊腔內的氣流分布，優(yōu)化葉背側的最高溫度，降低葉背側裂紋區(qū)域的溫度梯度，減弱熱應力產生的不利影響。

(3)多排沖擊形成的橫流效應導致努賽爾數降低、換熱強度減弱，但會使沖擊靶面的換熱效果更均勻，對降低葉背側溫度梯度有積極作用。

(4)葉片冷卻設計優(yōu)化過程中，氣熱耦合分析方法能有效地反映葉片的流動、換熱狀態(tài)，有助于設計出可靠、高效的冷卻方案。