于金杏,葉明亮,晏鑫

(西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,710049,西安)

凹槽葉頂是目前高壓透平中應(yīng)用最為廣泛的葉頂結(jié)構(gòu)[1]。隨著透平進口溫度的升高,凹槽葉頂?shù)臒嶝摵刹粩嘣龃?需要采用葉頂冷卻技術(shù)來保證透平的運行安全。氣膜冷卻是重要的高效葉頂冷卻技術(shù)[2],對于增強熱端部件的熱防護,確保透平的運行安全起到了關(guān)鍵作用。對凹槽葉頂氣膜冷卻和傳熱性能開展研究具有十分重要的學(xué)術(shù)和工程研究價值。

葉頂氣膜孔的布置方案是影響凹槽葉頂氣膜冷卻有效性的重要因素之一[2]。Kwak等的實驗研究發(fā)現(xiàn):當(dāng)氣膜孔布置在凹槽底部中弧線位置時,冷卻流可以對凹槽底部壓力側(cè)及尾緣形成良好的冷卻[3]。葉明亮等的數(shù)值研究發(fā)現(xiàn):在帶隔板的凹槽葉頂中,中弧線氣膜孔能夠有效降低葉頂整體熱負荷[4]。Jeong等利用一維瞬態(tài)液晶技術(shù)對凹槽底部吸力側(cè)存在氣膜孔的凹槽葉頂進行了實驗研究,發(fā)現(xiàn)靠近吸力側(cè)的冷卻流在凹槽腔室渦的作用下對凹槽底部形成了有效的覆蓋[5]。Sakaoglu等采用數(shù)值方法研究了中弧線和凹槽底部壓力側(cè)氣膜孔直徑大小的影響,發(fā)現(xiàn)當(dāng)孔徑較大時冷卻流速度較低,氣膜覆蓋范圍較大,冷卻效果較好[6]。但是,在透平級環(huán)境中,凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能會發(fā)生顯著變化。葉明亮等對存在中弧線氣膜孔的透平級凹槽葉頂進行了數(shù)值研究,發(fā)現(xiàn)葉頂旋轉(zhuǎn)效應(yīng)增強了凹槽底部吸力側(cè)的冷卻效果[7]。

冷卻流流量對凹槽葉頂氣膜冷卻性能有重要的影響[8]。一般情況下,冷卻流會在氣膜孔下游形成冷卻氣膜,降低氣膜孔附近及凹槽底部的熱負荷[9]。然而,當(dāng)冷卻流流量過大時,冷卻流會脫離壁面并與主流發(fā)生強烈的相互作用,導(dǎo)致氣膜孔附近出現(xiàn)高傳熱區(qū)[10]。Ma等詳細研究了冷卻流和主流的作用過程,發(fā)現(xiàn)冷卻流形成的反向旋轉(zhuǎn)渦對使泄漏流直接沖擊凹槽底部,導(dǎo)致氣膜孔之間出現(xiàn)高傳熱區(qū)[11]。因此,合理地選擇冷卻流流量,可以在減少冷氣消耗量的同時提高凹槽葉頂?shù)臍饽だ鋮s效率。

凹槽肩壁的熱負荷較高,對肩壁進行冷卻是凹槽葉頂冷卻傳熱研究的難點[1]。壓力面?zhèn)葰饽た资抢鋮s肩壁的重要方法之一,其冷卻流不僅可以有效降低兩側(cè)肩壁的熱負荷[12],還可以增強葉頂氣膜孔對凹槽內(nèi)部的冷卻效果[13]。然而,單獨采用壓力面?zhèn)葰饽た讜r,冷卻流對凹槽內(nèi)部和肩壁的冷卻效果較小[9];采用葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た讜r,氣膜覆蓋范圍增大,冷卻效果增強[14]。黃琰等采用數(shù)值方法對葉頂氣膜孔和葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た椎睦鋮s傳熱性能進行了研究,結(jié)果表明葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た啄軌蛲瑫r冷卻凹槽底面壓力側(cè)、肩壁和葉頂尾緣[13]。

但是,黃琰等的研究是在單列葉柵、實驗低溫工況下進行的,與發(fā)動機真實工況相差較遠[13]。為了研究發(fā)動機真實工況下的凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能,本文在黃琰等研究的基礎(chǔ)上,對發(fā)動機運行工況下透平級凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能開展相應(yīng)的數(shù)值研究[13]。

首先,本文基于已有的實驗數(shù)據(jù)[15]驗證了數(shù)值方法的有效性,然后對發(fā)動機運行工況下GE-E3高壓透平第一級凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能進行了數(shù)值計算,研究了3種吹風(fēng)比(M=0.5,1.0,2.0)時2種氣膜孔布置方案(單排葉頂氣膜孔、葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た?條件下透平級凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能。

1 數(shù)值計算方法

1.1 計算模型及邊界條件

本文的研究對象為GE-E3高壓透平的第一級,包括46個靜葉和76個動葉,圖1給出了計算模型的動靜葉流道,葉片型線和氣膜孔幾何數(shù)據(jù)均來源于NASA報告[16]。

圖1 計算模型的動靜葉流道

本文研究的2種氣膜孔布置方案為單排葉頂氣膜孔以及葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た?圖2給出了氣膜孔的布置情況。葉頂氣膜孔(T1～T8)的布置方案來源于NASA報告[16]。壓力面?zhèn)葰饽た?PS1～PS9)的布置方案參考Nasir的實驗[14],孔中心與葉頂?shù)木嚯x為葉高的6.67%,第一個氣膜孔中心位于17%軸向弦長處,相鄰氣膜孔的距離為10%軸向弦長,冷卻流與壓力面間的夾角為20°。所有氣膜孔均采用冷氣腔供氣。表1給出了計算模型的具體幾何參數(shù)。

圖2 氣膜孔布置情況

表1 計算模型幾何參數(shù)

采用ANSYS ICEM CFD 11.0生成多塊結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,圖3給出了葉頂區(qū)域的網(wǎng)格示意圖。為了保證網(wǎng)格質(zhì)量,在葉片和氣膜孔周圍生成O網(wǎng)格。網(wǎng)格的最小角度為20°。為了保證邊界層內(nèi)的流場和溫度場計算精度,對所有近壁面區(qū)域進行加密,壁面的y+控制在y+<1的范圍。

圖3 葉頂數(shù)值計算網(wǎng)格示意圖

選擇發(fā)動機真實運行工況為研究工況,計算邊界條件設(shè)置列于表2,其中主流進口總溫、總壓,壓比,冷卻流進口總溫與NASA報告[16]保持一致。計算傳熱特性時,壁面溫度設(shè)置為1 273 K[16];計算氣膜冷卻特性時,壁面給定絕熱邊界條件。工質(zhì)為理想空氣,其動力黏度由Sutherlands公式確定

表2 數(shù)值計算邊界條件

(1)

式中:Tref為參考溫度,取273 K;μref為工質(zhì)溫度為Tref時的動力黏度,取1.171 6×10-5(N·s)/m2;T為工質(zhì)溫度;S為Sutherlands常數(shù),取110.4 K。

1.2 參數(shù)定義

吹風(fēng)比定義為

(2)

式中:ρc為冷卻流進口密度;Vc為冷卻流進口速度;ρm為主流進口密度;Vm為主流進口速度。

當(dāng)?shù)卮碉L(fēng)比定義為

(3)

式中:ρc,local為冷卻流當(dāng)?shù)孛芏?Vc,local為冷卻流當(dāng)?shù)厮俣?ρm,local為主流當(dāng)?shù)孛芏?Vm,local為主流當(dāng)?shù)厮俣?i為氣膜孔編號(T1～T8,PS1～PS9)。

傳熱系數(shù)定義為

(4)

式中:q為壁面熱通量;Tw為壁面溫度;Tin為主流進口總溫。

氣膜冷卻效率定義為

(5)

式中:Taw,0為不通冷氣時壁面的絕熱溫度;Taw,f為通冷氣時壁面的絕熱溫度;Tt,c為冷卻流進口總溫。

1.3 數(shù)值方法考核

采用CFD求解器ANSYS CFX 11.0對雷諾時均N-S方程組進行數(shù)值求解?；贙wak的實驗數(shù)據(jù)[15],考核了k-ε、k-ω和SST湍流模型的計算精度,圖4給出了3種湍流模型的計算結(jié)果。與實驗對比可以看出:k-ε湍流模型對肩壁和尾緣的傳熱系數(shù)預(yù)測偏高(見圖4中區(qū)域A、B);SST湍流模型對凹槽底部高傳熱區(qū)范圍預(yù)測偏大(見圖4中區(qū)域C)、對壓力側(cè)肩壁的傳熱系數(shù)預(yù)測偏低;k-ω湍流模型的計算結(jié)果與實驗結(jié)果吻合良好。

(a)實驗[15] (b)k-ε湍流模型

(c)k-ω湍流模型 (d)SST湍流模型

圖5給出了采用葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た讜r的實驗結(jié)果與k-ω湍流模型的計算結(jié)果。由圖可知,利用k-ω湍流模型能夠正確預(yù)測存在氣膜冷卻時葉頂?shù)膫鳠嵝阅?。因?本文最終采用k-ω湍流模型進行計算。

(a)傳熱系數(shù)分布

1.4 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

采用k-ω湍流模型對帶單排葉頂氣膜孔的透平級凹槽葉頂傳熱性能進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證。為了確定動、靜葉網(wǎng)格數(shù)之間的關(guān)系,首先進行靜葉網(wǎng)格無關(guān)性驗證,然后在此基礎(chǔ)上進行級網(wǎng)格無關(guān)性驗證。

進行靜葉網(wǎng)格無關(guān)性驗證時,動葉網(wǎng)格數(shù)為2 000萬,靜葉網(wǎng)格數(shù)分別為動葉網(wǎng)格數(shù)的1/5、2/5、3/5和4/5。計算得到的葉頂平均傳熱系數(shù)分別為1 688.04、1 665.53、1 665.33、1 663.28 W/(m2·K)。當(dāng)靜葉網(wǎng)格數(shù)達到800萬(即動葉網(wǎng)格數(shù)的2/5)時,計算結(jié)果與Richardson外推值[17]間的誤差小于0.18%,繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)對計算結(jié)果的影響較小。因此,進行級網(wǎng)格無關(guān)性驗證時,靜葉網(wǎng)格數(shù)最終取動葉網(wǎng)格數(shù)的2/5。

進行級網(wǎng)格無關(guān)性驗證時,級網(wǎng)格數(shù)分別為810萬、1 540萬、2 800萬和5 700萬。計算得到的葉頂平均傳熱系數(shù)分別為1 772.74、1 813.22、1 665.53、1 702.12 W/(m2·K)。當(dāng)級網(wǎng)格數(shù)達到2 800萬時,計算結(jié)果與Richardson外推值[17]間的誤差小于2.85%,繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)對計算結(jié)果的影響較小。因此,最終確定帶單排葉頂氣膜孔的透平級網(wǎng)格數(shù)為2 800萬,帶葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た椎耐钙郊壘W(wǎng)格數(shù)為3 500萬。

2 結(jié)果與討論

2.1 帶單排葉頂氣膜孔時凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能

2.1.1 吹風(fēng)比對當(dāng)?shù)卮碉L(fēng)比的影響 由于采用冷氣腔為多個氣膜孔供氣,所以各氣膜孔的當(dāng)?shù)卮碉L(fēng)比有所不同。為了研究不同氣膜孔的出流狀態(tài)對葉頂冷卻傳熱性能的影響,首先計算了不同吹風(fēng)比條件下各氣膜孔的當(dāng)?shù)卮碉L(fēng)比。

圖6給出了吹風(fēng)比為0.5、1.0、2.0時各氣膜孔的當(dāng)?shù)卮碉L(fēng)比。由圖可知,當(dāng)?shù)卮碉L(fēng)比隨吹風(fēng)比的增大而增大,MT1～MT8基本呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢,其中MT4最大。當(dāng)M較小時,各氣膜孔的Mi相近;當(dāng)M較大時,各氣膜孔的Mi差異增加。這是因為當(dāng)?shù)卮碉L(fēng)比受氣膜孔位置、氣膜孔尺寸和主流當(dāng)?shù)貕毫Φ挠绊?當(dāng)M較小時,雖然各氣膜孔的位置、孔徑大小不同,但由于冷卻流的流量較小,不同位置孔徑的變化對冷卻流流動狀態(tài)和凹槽內(nèi)部流場結(jié)構(gòu)的影響較小,氣膜孔的進出口壓差不會發(fā)生顯著變化,因此各氣膜孔的Mi相近。當(dāng)M較大時,冷卻流的流量增大,冷卻流的注入對凹槽內(nèi)部流場結(jié)構(gòu)的影響增加,因此氣膜孔位置、孔徑大小等因素對氣膜孔進出口壓差的影響更為顯著,各氣膜孔的Mi差異增加。

圖6 帶單排葉頂氣膜孔時各氣膜孔的當(dāng)?shù)卮碉L(fēng)比

2.1.2 凹槽葉頂?shù)闹饕鲌鼋Y(jié)構(gòu) 圖7給出了M=2.0時透平級凹槽葉頂?shù)娜S流線。由圖7a可知,葉頂流場結(jié)構(gòu)主要由5部分組成:

(a)葉頂主要流場結(jié)構(gòu)

(1)直接掠過肩壁的前緣泄漏流所形成的吸力側(cè)前緣渦;

(2)進入凹槽的前緣泄漏流所形成的凹槽腔室渦;

(3)由于端壁與葉頂之間存在相對運動,端壁附近的流體受到剪切力作用所形成的刮削渦;

(4)由于刮削渦靠近端壁,阻礙了泄漏流的流動,一部分流體從刮削渦與凹槽腔室渦之間進入凹槽,沖擊凹槽底部,形成沖擊流動;

(5)刮削渦掠過吸力側(cè)肩壁后,凹槽腔室內(nèi)的流動對泄漏流的阻礙作用消失,泄漏流直接流過葉頂形成穿越流。

由圖7b可知,上述流體流出葉頂后形成或匯入上通道渦和泄漏渦。根據(jù)圖7b中的流動特性,可將流出區(qū)域分為3部分:Ⅰ區(qū)域的流體形成上通道渦;Ⅰ、Ⅱ交界處附近的流體主要形成泄漏渦;Ⅱ區(qū)域的流體掠過泄漏渦后匯入上通道渦;Ⅲ區(qū)域的流體主要匯入泄漏渦。

圖8給出了M=2.0時透平級單排葉頂氣膜孔的冷卻流流線。結(jié)合圖7a和圖8可以看出,冷卻流的流動軌跡主要受凹槽腔室渦的影響:T1～T3的冷卻流首先匯集于凹槽前緣,然后向下游流動,最終掠過吸力側(cè)肩壁離開葉頂;T4～T8的冷卻流先向壓力側(cè)流動,然后掠過吸力側(cè)肩壁最終離開葉頂。由此可見,在氣膜孔布置方案的設(shè)計中,為了減小冷卻流與主流間的干涉作用,增加冷卻流的貼壁性,氣膜孔的射流方向應(yīng)盡可能與凹槽腔室渦的流動方向一致。在凹槽底面附近,凹槽腔室渦由吸力側(cè)流向壓力側(cè),因此葉頂氣膜孔的方向也應(yīng)指向壓力側(cè)。

圖8 M=2.0時葉頂冷卻流的三維流線

2.1.3 帶單排葉頂氣膜孔的凹槽葉頂傳熱性能 圖9給出了3種吹風(fēng)比條件下透平級凹槽葉頂?shù)膫鳠嵯禂?shù)分布,該分布具有以下4個特點。

(1)凹槽底部前緣存在低傳熱區(qū)A。結(jié)合圖8可知,這是因為T1～T3的冷卻流匯集于凹槽前緣,形成了覆蓋整個前緣區(qū)域的冷卻氣膜。

(2)凹槽底部壓力側(cè)的傳熱系數(shù)明顯低于吸力側(cè)。結(jié)合圖8可知,T4～T8的冷卻流從氣膜孔射出后向壓力側(cè)流動,然后脫離壁面從吸力側(cè)肩壁離開葉頂,因此冷卻流對凹槽底部壓力側(cè)的冷卻效果較好,對吸力側(cè)的冷卻效果較差。

(3)凹槽底部吸力側(cè)存在高傳熱區(qū)B。結(jié)合圖7可知,這是由于高溫沖擊流從刮削渦和凹槽腔室渦之間進入凹槽腔室,沖擊凹槽底部。

(4)吸力側(cè)肩壁C1、C2區(qū)域傳熱系數(shù)較小。這是由于一部分T1～T3的冷卻流從C1區(qū)域離開葉頂,其余大部分冷卻流從C2區(qū)域離開葉頂(見圖8)。

(a)M=0.5

圖10 凹槽底部節(jié)距平均傳熱系數(shù)沿軸向的分布

圖11 凹槽肩壁節(jié)距平均傳熱系數(shù)沿軸向的分布

2.1.4 帶單排葉頂氣膜孔的凹槽葉頂冷卻性能 圖12給出了3種吹風(fēng)比條件下透平級凹槽葉頂?shù)臍饽だ鋮s效率分布?？梢钥闯?高氣膜冷卻效率區(qū)集中在凹槽底部前緣(D區(qū)域)、壓力側(cè)(E區(qū)域)及尾緣(F區(qū)域)附近。此外,由于T6～T8的冷卻流較為集中,擴散性較弱,氣膜孔下游存在氣膜冷卻效率極高的帶狀區(qū)域(G區(qū)域)。M=2.0時,由于大量的冷卻流與主流混合后降低了主流的溫度,凹槽底部吸力側(cè)的氣膜冷卻效率明顯增大。

(a)M=0.5

圖13 凹槽底部節(jié)距平均氣膜冷卻效率沿軸向的分布

由以上分析可知,凹槽前緣(T1～T3附近)存在冷卻流匯集區(qū),采用較小孔徑的中弧線氣膜孔就可以獲得較好的冷卻效果。但是,由于前緣冷卻流能夠降低主流溫度,提高整體氣膜冷卻效率,因此冷卻流的流量不宜過小。綜合考慮以上兩點,應(yīng)該在凹槽前緣采用中等孔徑的中弧線氣膜孔;凹槽尾緣(T7～T8附近)易形成冷卻流匯集區(qū),采用較小孔徑的中弧線氣膜孔;凹槽中間區(qū)域(T4～T6附近)無法形成冷卻流匯集區(qū),不易于冷卻,且存在吸力側(cè)高傳熱系數(shù)區(qū)B,采用靠近吸力側(cè)的大孔徑氣膜孔。

圖14 凹槽肩壁節(jié)距平均氣膜冷卻效率沿軸向的分布

2.2 帶葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た椎陌疾廴~頂冷卻傳熱性能

2.2.1 吹風(fēng)比對當(dāng)?shù)卮碉L(fēng)比的影響 圖15給出了吹風(fēng)比為0.5、1.0、2.0時透平級凹槽葉頂各氣膜孔的當(dāng)?shù)卮碉L(fēng)比。由圖可知,MT1～MT8基本呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢,其中MT4最大。吹風(fēng)比為0.5、1.0時,部分壓力面?zhèn)葰饽た椎漠?dāng)?shù)卮碉L(fēng)比為負(M=0.5時,MPS1～MPS7為負;M=1.0時,MPS1～MPS6為負),出現(xiàn)了主流吸入現(xiàn)象。M=2.0時,主流吸入現(xiàn)象消失,從壓力面?zhèn)葰饽た咨涑龅睦鋮s流流量顯著增加,導(dǎo)致部分葉頂氣膜孔的當(dāng)?shù)卮碉L(fēng)比減小。

(a)各葉頂氣膜孔的當(dāng)?shù)卮碉L(fēng)比

2.2.2 帶葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た讜r冷卻流的流場結(jié)構(gòu) 圖16給出了M=2.0時冷卻流的三維流線。結(jié)合圖8與圖16可知,葉頂冷卻流的流動軌跡與帶單排葉頂氣膜孔時基本相同。壓力面?zhèn)壤鋮s流的流動軌跡受到泄漏流的影響,主要分為4種:①PS1的冷卻流進入凹槽內(nèi)部;②PS2～PS5的冷卻流從凹槽上方流過葉頂;③PS6～PS8的冷卻流從尾緣上方流過葉頂;④PS9的大部分冷卻流直接匯入尾跡流。

圖16 M=2.0時葉頂及壓力面?zhèn)壤鋮s流的流線

此外,不同流動軌跡的壓力面?zhèn)壤鋮s流對葉頂流場的影響不同:①PS1的冷卻流進入凹槽后匯入凹槽腔室渦;②PS2～PS5的冷卻流有利于阻礙凹槽內(nèi)部流體的泄漏;③PS6～PS8的冷卻流可以形成葉頂尾緣冷卻氣膜;④PS9的冷卻流對葉頂流場結(jié)構(gòu)的影響較小。由此可見,為了最大程度地發(fā)揮壓力面?zhèn)壤鋮s流的作用,壓力面?zhèn)葰饽た讘?yīng)該布置在PS9所在位置(軸向弦長的76%)的上游。

2.2.3 帶葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た椎陌疾廴~頂傳熱性能 圖17給出了3種吹風(fēng)比條件下透平級凹槽葉頂?shù)膫鳠嵯禂?shù)分布。與圖9相比,凹槽底部高傳熱區(qū)B的范圍及傳熱系數(shù)減小,這是因為MT1～MT3增大,匯入凹槽腔室渦的冷卻流增加,對凹槽底部吸力側(cè)的冷卻效果增強。M=2.0時,由于壓力面?zhèn)壤鋮s流的覆蓋,壓力側(cè)肩壁與葉頂尾緣的傳熱系數(shù)顯著減小。

(a)M=0.5

圖18給出了存在葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た讜r透平級凹槽底部節(jié)距平均傳熱系數(shù)沿軸向的分布。與圖10相似,圖18中的曲線呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢,但最大值明顯降低,這是因為高傳熱區(qū)B的范圍及傳熱系數(shù)減小(見圖17)。

圖18 凹槽底部節(jié)距平均傳熱系數(shù)沿軸向的分布

圖19 凹槽肩壁節(jié)距平均傳熱系數(shù)沿軸向的分布

圖20給出了3種吹風(fēng)比條件下凹槽葉頂壓力面?zhèn)葌鳠嵯禂?shù)分布。當(dāng)氣膜孔中幾乎無冷卻流流出時,氣膜孔下游存在高傳熱區(qū)J。Haydt等的實驗研究[18]也觀察到了類似的現(xiàn)象。這是由于氣膜孔使主流發(fā)生了流動分離,主流與壁面間的對流換熱增加。M=2.0時,壓力面?zhèn)葰饽た紫掠未嬖趲畹蛡鳠釁^(qū),且越靠近尾緣,低傳熱區(qū)向尾緣方向的傾斜角越大。這是因為越靠近尾緣,壓力側(cè)與吸力側(cè)間的驅(qū)動壓差越小,冷卻流向吸力側(cè)方向流動的趨勢越小,向尾緣方向流動的趨勢越大。

(a)M=0.5

值得注意的是,有冷卻流流出的壓力面?zhèn)葰饽た赘浇嬖诟邆鳠釁^(qū)K(見圖20c)。由圖21可知,這是因為氣膜孔下端流出的冷卻流會形成出口漩渦,將主流卷吸至壁面附近,增加了主流與壁面間的對流換熱。越靠近尾緣,高傳熱區(qū)K的范圍越大,這是因為越靠近尾緣,主流向尾緣方向的流動趨勢越大,與冷卻流間的夾角越大。Aga和Abhari的研究表明,隨著冷卻流與主流間的夾角增大,出口漩渦的強度增強,對主流的卷吸作用增強,因此越靠近尾緣,高傳熱區(qū)K的范圍越大[19]。為了減小主流與冷卻流間的夾角,從而減小K的范圍,可以將靠近尾緣的壓力面?zhèn)葰饽た紫蛭簿壏较蛐D(zhuǎn)適當(dāng)?shù)慕嵌取?/p>

圖21 M=2.0時PS8、PS9的冷卻流流線及附近的主流流線

2.2.4 帶葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た椎陌疾廴~頂冷卻性能 圖22給出了3種吹風(fēng)比條件下透平級凹槽葉頂氣膜冷卻效率分布。與圖12對比可發(fā)現(xiàn),M=0.5,1.0時,采用葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た撞贾每梢杂行г龃蟀疾鄣撞课?cè)的氣膜冷卻效率。這是因為MT1～MT3增大,匯入凹槽腔室渦并到達凹槽底部吸力側(cè)的冷卻流增加。M=2.0時,壓力側(cè)肩壁與凹槽葉頂尾緣的氣膜冷卻效率顯著增大。由圖16可知,這是因為PS1～PS5和PS6～PS9的冷卻流分別形成了壓力側(cè)肩壁和葉頂尾緣冷卻氣膜。但是,由于PS1位于17%軸向弦長處,冷卻氣膜對前緣的覆蓋不足,因此應(yīng)該增加前緣壓力面?zhèn)葰饽た讈碓鰪娗熬壚鋮s效果。

(a)M=0.5

圖23給出了葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た撞贾脮r透平級凹槽底部節(jié)距平均氣膜冷卻效率沿軸向的分布。圖中的曲線變化趨勢與圖13相似,但變化速度趨緩,說明氣膜冷卻效率的分布更加均勻。

圖23 凹槽底部節(jié)距平均氣膜冷卻效率沿軸向的分布

圖24給出了葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た撞贾脮r凹槽肩壁節(jié)距平均氣膜冷卻效率沿軸向的分布。M=0.5,1.0時,圖中的曲線與帶單排葉頂氣膜孔時相似(見圖14);M=2.0時,由于壓力面?zhèn)壤鋮s流對壓力側(cè)肩壁及葉頂尾緣的冷卻,圖中的曲線顯著上移,但由于壓力側(cè)肩壁的冷卻氣膜是分散分布的(見圖22c),曲線呈波浪狀。

圖24 凹槽肩壁節(jié)距平均氣膜冷卻效率沿軸向的分布

圖25給出了3種吹風(fēng)比條件下凹槽葉頂壓力面?zhèn)鹊臍饽だ鋮s效率分布。M=0.5,1.0時,由于存在主流吸入現(xiàn)象,只有靠近尾緣的氣膜孔下游會形成冷卻氣膜;M=2.0時,主流吸入現(xiàn)象消失。因此,應(yīng)在采用壓力面?zhèn)葰饽た椎耐瑫r采用較大的吹風(fēng)比。M=2.0時,PS1～PS3的冷卻流向尾緣方向的偏轉(zhuǎn)角度較小,冷卻氣膜是分散分布的;PS4～PS9的冷卻流向尾緣方向的偏轉(zhuǎn)角度較大,冷卻氣膜是連續(xù)的。因此,為了增加冷卻氣膜的連續(xù)性,可以適當(dāng)減小前緣及中間區(qū)域氣膜孔間的距離。

(a)M=0.5

2.3 2種氣膜孔布置時凹槽葉頂冷卻傳熱性能對比

圖26給出了2種氣膜孔布置條件下凹槽葉頂?shù)拿娣e平均傳熱系數(shù)和氣膜冷卻效率。與帶單排葉頂氣膜孔相比,葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た撞贾脤ν钙郊壈疾鄣撞坷鋮s傳熱性能的影響不大,但M=2.0時,可以使凹槽肩壁的面積平均傳熱系數(shù)減小13.89%,平均氣膜冷卻效率增大61.45%。因此,雖然在吹風(fēng)比相同的條件下,葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た撞贾玫睦錃庥昧扛?但壓力面?zhèn)壤鋮s流顯著增強了凹槽肩壁區(qū)域的氣膜冷卻效果。

(a)凹槽底部

3 結(jié) 論

本文用數(shù)值方法研究了發(fā)動機運行工況下2種氣膜孔布置方案(單排葉頂氣膜孔、葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た?時透平級凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能,獲得了3種吹風(fēng)比(0.5、1.0和2.0)條件下凹槽葉頂?shù)膫鳠嵯禂?shù)和氣膜冷卻效率,主要結(jié)論如下。

(1)凹槽葉頂?shù)闹饕鲌鼋Y(jié)構(gòu)包括吸力側(cè)前緣渦、凹槽腔室渦、刮削渦、沖擊流和穿越流5個部分。凹槽腔室渦使凹槽底部前緣和壓力側(cè)得到了有效的冷卻,沖擊流導(dǎo)致凹槽底部吸力側(cè)形成了高傳熱區(qū)。

(2)采用單排葉頂氣膜孔時,冷卻流對凹槽底部前緣、壓力側(cè)及葉頂尾緣區(qū)域的冷卻效果較好。為了提高冷卻流的利用率,葉頂前緣區(qū)域應(yīng)該采用中等孔徑的中弧線氣膜孔,中間區(qū)域應(yīng)該采用靠近吸力側(cè)的較大孔徑氣膜孔,尾緣區(qū)域應(yīng)該采用較小孔徑的中弧線氣膜孔,所有氣膜孔的射流方向都應(yīng)指向壓力側(cè)。

(3)吹風(fēng)比為2.0時,采用葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た撞贾媚軌蝻@著增大凹槽葉頂壓力側(cè)肩壁和葉頂尾緣的冷卻效果。為了提高壓力面?zhèn)葰饽た椎睦鋮s性能,應(yīng)該增加前緣壓力面?zhèn)葰饽た?減小前緣及中間區(qū)域氣膜孔間的距離,將靠近尾緣的氣膜孔向尾緣方向旋轉(zhuǎn)適當(dāng)?shù)慕嵌取?/p>

(4)壓力面?zhèn)壤鋮s流主要對壓力側(cè)肩壁和葉頂尾緣形成冷卻,葉頂冷卻流主要對腔室底部和吸力側(cè)肩壁形成冷卻。吹風(fēng)比為2.0時,與單排葉頂氣膜孔布置方案相比,葉頂+壓力面?zhèn)葰饽た椎牟贾梅桨改軌蚴拱疾奂绫诘拿娣e平均傳熱系數(shù)降低13.89%,氣膜冷卻效率增大61.45%。