賈哲,李馮,張韋馨,劉釗,石?,豐鎮(zhèn)平

(1. 西安交通大學能源與動力工程學院,710049,西安; 2. 中國聯(lián)合重型燃氣輪機技術有限公司,100015,北京)

透平動葉葉頂處流動復雜,易受高溫燃氣燒蝕,一直以來都是透平研究的重點。其原因在于一方面高溫葉頂泄漏流強化了葉頂傳熱,惡化了動葉的工作環(huán)境,給葉頂冷卻設計帶來挑戰(zhàn);另一方面泄漏流在動葉流道內形成泄漏渦,造成氣動損失。因此,設計合理高效的葉頂氣膜冷卻布置方案和性能優(yōu)異的葉頂結構對進一步提高透平效率,保障透平安全高效運行具有重要意義。高杰等對近年來透平葉頂氣熱領域相關研究進展進行了詳細總結[1]。

已有研究表明,凹槽葉頂相對于平葉頂在葉頂氣膜冷卻和氣動性能上更具優(yōu)勢[2-3]。國內外針對凹槽葉頂?shù)南嚓P研究也十分廣泛。Kang等研究發(fā)現(xiàn)增加肩壁高度能夠減少凹槽葉頂?shù)酌娴臒崃髁縖4]。Senel等指出合適的肩壁寬度和高度能夠提升葉頂?shù)臍鉄嵝阅躘5]。Li等發(fā)現(xiàn)增加肩壁高度可以有效減少泄漏流流量,但也會增加葉頂凹槽內的損失[6]。Sakaoglu等比較了旋轉條件下不同肩壁高度的凹槽葉頂冷卻性能,指出氣膜冷卻有效度隨著肩壁高度增加而增加[7]。Zhu等指出,對于小間隙下的凹槽葉頂,機匣旋轉引起的刮削作用會導致更高的葉頂換熱強度[8]。楊佃亮等比較了凹槽葉頂和平葉頂?shù)臍鉄嵝阅?指出了凹槽葉頂能夠抑制葉頂泄漏流,在小間隙下,凹槽葉頂能夠減弱葉頂換熱[9]。杜昆等對凹槽葉頂傳熱特性進行非定常數(shù)值研究,結果指明葉頂換熱受靜葉尾跡以及動靜干涉影響明顯,在葉頂前緣和再附著線附近區(qū)域有明顯的換熱系數(shù)波動[10]。周治華等指出將氣膜孔布置在再附著區(qū)的上游能夠降低該區(qū)域傳熱系數(shù)[11]。虞跨海等指出凹槽葉頂能夠減少葉頂泄漏流,提高葉片氣動性能[12]。劉越奇等運用大渦模擬技術研究了跨聲速凹槽葉頂?shù)牧鲃?指出葉頂內激波的強非定常性是因為激波和脫落渦的相互作用產生,而增加凹槽深度能減弱激波的非定常性[13]。李會等采用DDES方法研究了葉頂泄漏流的湍流特性,指出下游區(qū)域的泄漏流的湍流特性較強,雷諾應力是影響渦尺度的主要因素[14]。崔濤等[15]和李鵬等[16]對帶部分肩壁的凹槽葉頂?shù)臍鉄峒袄鋮s特性進行了研究。李琛璽等針對葉頂氣膜孔布置進行了優(yōu)化和知識挖掘,結果表明靠近前緣的氣膜孔對提升葉頂冷卻性能具有重要影響[17]。

以凹槽葉頂為基礎的各種葉頂結構改型也是研究的熱點之一。Lee等研究了多種三角形凹槽葉頂?shù)膿Q熱特性,并與傳統(tǒng)凹槽葉頂比較,結果表明吸力側三角形凹槽在氣動損失相當?shù)那闆r下,具有最低的換熱系數(shù)[18]。Zhou等比較了進口旋流對3種葉頂(平葉頂、凹槽葉頂和帶小翼凹槽葉頂)氣動性能的影響,發(fā)現(xiàn)帶小翼凹槽葉頂會讓進口旋流和泄漏流發(fā)生摻混,降低氣動損失[19]。Fu等針對蜂窩狀凹槽的多凹槽葉頂進行了實驗研究,結果表明蜂窩狀葉頂能夠減少葉頂泄漏并且提升氣動性能[20]。Zhang等設計了一種帶槽縫射流的多凹槽葉頂結構,并用PSP測量技術比較了不同質量流量和密度比下葉頂?shù)臍饽だ鋮s性能[21]。Li等分析了凹槽數(shù)以及葉頂間隙對多凹槽葉頂冷卻性能的影響,發(fā)現(xiàn)多凹槽葉頂相比于凹槽葉頂在葉頂冷卻方面更具優(yōu)勢,增加葉頂間隙會提高葉頂前緣的冷卻效果,但會降低其他區(qū)域的氣膜冷卻有效度[22-23]。杜昆等設計了多種帶柵格的多腔室凹槽葉頂,能夠顯著降低葉頂換熱強度,有效控制葉頂?shù)男孤┝髁縖24]。姜世杰等設計了4種多凹槽葉頂?shù)睦邨l布局并比較了其氣動與傳熱性能[25]。李馮等研究了沿中弧線均勻布置氣膜孔的多凹槽葉頂冷卻與氣動性能[26]。

綜上所述,多凹槽葉頂在減少葉頂泄漏流,增強葉頂氣膜冷卻性能以及提高氣動效率等方面具有較大潛力。前文所述研究成果總結了多凹槽葉頂?shù)膸缀谓Y構,如葉頂間隙、肋條布局、肋條下槽縫射流等因素,對葉頂冷卻、氣動性能的影響規(guī)律,而對多凹槽葉頂?shù)臍饽た籽芯枯^少,改變葉頂氣膜孔布局及傾角對透平動葉氣動及冷卻性能的影響尚不清楚。因此,本文基于平面葉柵實驗臺,研究了不同吹風比下(吹風比M為0.5、1.0、1.5和2.0)帶傾斜氣膜孔的多凹槽葉頂(包含傳統(tǒng)凹槽葉頂、雙凹槽葉頂、三凹槽及四凹槽葉頂)的冷卻特性,分析了葉頂結構和吹風比對葉頂冷卻的影響規(guī)律。首先采用壓力敏感漆(PSP)測量技術,獲得了葉頂氣膜冷卻有效度的分布,并采用試驗結果驗證了數(shù)值方法的有效性,通過數(shù)值模擬獲得了葉頂?shù)牧鲌鼋Y構以及相應的氣動特性,并比較了不同葉頂結構的葉柵的氣動特性。本文研究結果可為提高動葉葉頂?shù)睦鋮s性能提供參考。

1 試驗及數(shù)值方法

1.1 試驗系統(tǒng)

試驗系統(tǒng)(圖1(a))由3個主要部分組成:主流部分、二次流部分以及測量部分,其中紅色的葉片為待測葉片。二次流部分的氣源是由空氣和并聯(lián)的二氧化碳氣瓶組成,換熱器調節(jié)減壓過濾后的二次流溫度,使之接近主流溫度,再將其通入試驗段。二次流的流量通過高精度質量流量控制器進行控制。由于各供氣腔對應的氣膜孔數(shù)量不一,故通過相互獨立的質量流量控制器分別控制通入各腔室的二次流流量。各腔室內布置有熱電偶,以保證各股二次流的溫度趨近一致。測量部分主要包含激發(fā)光源,CCD相機以及數(shù)據(jù)采集模塊。激發(fā)光源照射待測葉片葉頂?shù)膲毫γ舾衅?CCD相機記錄葉頂?shù)墓鈴姺植?通過后期數(shù)據(jù)處理,將光強分布轉化為葉頂?shù)臍饽だ鋮s有效度分布。 由螺桿壓縮機供應的主流經過整流之后流經試驗段。試驗段前裝有總壓探針,畢托管和熱電偶用以測量主流流動參數(shù)。測得的主流流速為14.5 m/s, 溫度典型值為308 K,主流進口雷諾數(shù)約為1.75×105,由于蜂窩整流后未采用湍流格柵,因此主流湍動度估計為1%～2%,處于較低水平。圖1(b)為待測葉片及其兩側葉片中葉展處靜壓分布。其中橫坐標為靜壓測點無量綱軸向位置,表示測點坐標(z)相對于軸向弦長(Caz)的相對位置;縱坐標為當?shù)責o量綱壓力,其表示進口總壓(P0,inlet)與測點壓力(Plocal)之差和進口總壓與葉柵出口壓力(Pexit)之差的相對大小。測量結果可見,待測葉片的壓力分布于兩側葉片基本一致,達到了良好的流動周期性條件。圖1(c)為畢托管測量的主流速度剖面圖。其中橫坐標為主流無量綱速度,是畢托管測得的當?shù)厮俣?u)和截面上最大速度(Umax)的比值;縱坐標為測點無量綱高度,是畢托管測點位置(y)相對于整個葉柵通道高度(H)的比值。從圖中可見,主流在流至葉柵前能夠完全發(fā)展,其流動邊界層相對較厚。主流在流至葉柵前能夠完全發(fā)展,其流動邊界層相對較厚。試驗通過中間3個葉片上中葉展處的靜壓探針測量壓力面和吸力面靜壓,出口處安裝尾緣板進行調節(jié),以滿足試驗段葉柵周期性要求。

1—總壓探針;2—畢托管;3—熱電偶;4—激發(fā)光源;5—CCD相機。(a)試驗系統(tǒng)圖

1.2 試驗件設計

試驗件結構如圖2所示。圖2(a)是試驗件的側視圖,二次流冷氣自3個獨立的氣室進入,由葉頂?shù)臍饽た缀统龎m孔流出。圖2(b)是試驗件的俯視圖,葉頂?shù)臍饽た撞贾弥饕?個除塵孔(綠色)和4排氣膜孔(紅色)組成。除塵孔孔直徑為2 mm,氣膜孔直徑為1 mm。其中位于前緣的除塵孔由1個冷氣腔(藍色)單獨供氣,中部的1個除塵孔和2排氣膜孔共用一個冷氣腔,而剩余的2排氣膜孔和1個除塵孔共用一個冷氣腔。除下游的除塵孔是垂直于葉頂?shù)酌嫱?其他孔中心軸線和凹槽底面的夾角均為45°。試驗用葉型取自某重燃第一級動葉,其展弦比為0.86,節(jié)弦比為1.35。

(a)側視圖

圖3展示的是試驗中測量的不同葉頂結構,以單凹槽葉頂(圖3(a))為基礎,通過安裝肋條分隔葉頂凹槽,從而形成多凹槽葉頂結構。雙凹槽葉頂(圖3(b))僅安裝了肋條2,三凹槽葉頂(圖3(c))安裝了肋條1和3。圖3(d)為四凹槽葉頂結構,其葉頂?shù)?根肋條(肋條1、2、3)位置分別是32%、52%和72%軸向弦長。肋條的高度和寬度與凹槽葉頂?shù)募绫诟叨群蛯挾缺３忠恢?均為2.7%弦長和1.8%弦長。葉頂間隙取為1.3%弦長。為便于表述,沿流動方向,除塵孔(PH)依次命名為除塵孔1、2和3;氣膜孔排(ROW)依次命名為孔排1、2、3和4。

(a)單凹槽葉頂

1.3 試驗測量原理與不確定度

葉頂氣膜冷卻有效度分布是通過壓力敏感漆技術測量的。壓力敏感漆測量技術以熱質比擬原理為基礎,通過當?shù)匮鯕鉂舛?即氧分壓)來測量氣膜冷卻有效度。壓力敏感漆具有兩大主要特性:光致發(fā)光性和氧淬熄性。光致發(fā)光性是指當壓力敏感漆表面受到藍色激發(fā)光源(波長為400 nm)照射時,其內部分子會達到激發(fā)態(tài),在回到基態(tài)的過程中,表面會釋放出紅色光(波長大于600 nm);氧淬熄性是指當壓力敏感漆表面附近存在氧分子時,內部激發(fā)態(tài)分子在回落到基態(tài)的過程中發(fā)出的光子被氧氣吸收,從而不能發(fā)出紅光。根據(jù)其特性,壓力敏感漆的表面光強與當?shù)匮醴謮河嘘P,用CCD相機采集表面光強,通過后期數(shù)據(jù)處理,最終得到氣膜冷卻有效度。

根據(jù)熱質比擬原理,氣膜冷卻有效度η可轉化為

(1)

式中:T∞為主流溫度;Taw為絕熱壁溫;Tc為冷氣溫度;c∞為主流中氧氣的濃度;cmix為主流和冷氣混合物中氧氣的濃度。壓力敏感漆在使用前需要進行標定以獲得相對光強和相對氧分壓(氧濃度)的關系如圖4所示。圖中I表示測得的光強,Iback表示背景光強,Iref表示參考光強,P表示標定過程中測得的壓力,而Pref表示參考壓力。可以看到,當標定溫度和參考溫度一致時,獲得的標定曲線基本一致。

圖4 壓力敏感漆標定曲線Fig.4 Calibration curves of pressure sensitive paint

在本文試驗中,主流流速的不確定度為1.0%,二次流質量流量的不確定度為1.0%。根據(jù)Moffat的誤差分析方法[27],在氣膜冷卻有效度為0.1、0.3、0.5情況下的不確定度分別為14.0%、3.4%、1.3%。

1.4 數(shù)值計算方法

由于無法通過試驗獲得葉頂流場的具體結構,因而采用數(shù)值計算來輔助分析,比較不同葉頂結構的流動與氣動特性。計算模型如圖5所示,以單葉片為基礎構建周期性流場域,計算邊界條件與試驗一致,主流進口工質為空氣并設置了相應的速度和溫度邊界,湍動度設置為1%,主流出口設置為靜壓。冷氣進口采用二氧化碳氣體,設定了相應的流量和溫度條件。其余壁面設置為絕熱無滑移壁面。計算域采用ANSYS-CFX Solver定常求解N-S方程,離散格式為二階精度。

(a)計算域邊界示意圖

表1 不同網格葉頂面平均冷卻有效度比較

采用試驗數(shù)據(jù)對計算結果進行校核,選用單凹槽葉頂,吹風比為0.5的工況進行湍流模型驗證。圖6給出了采用不同湍流模型計算的葉頂氣膜冷卻有效度分布和試驗測量值?？梢钥闯?標準k-ε不能很好地捕捉到葉頂冷氣的流動軌跡,而SSTk-ω和標準k-ω均能準確捕捉葉頂冷氣的流動軌跡,但在氣膜孔出口附近的氣膜冷卻有效度預測值偏高。

(a)試驗值

圖7 不同湍流模型的葉頂氣膜冷卻有效度橫向平均值比較Fig.7 Comparison of for different turbulent models predictions and measurements

綜合數(shù)值模擬得到的葉頂氣膜冷卻有效度云圖和橫向平均值線圖,標準k-ε模型由于采用了壁面函數(shù),無法精確捕捉近壁面冷氣軌跡。而相較標準k-ω模型,SSTk-ω模型能夠更好地模擬主流通道內的流動,從而能更準確地捕捉受主流壓力梯度驅動的葉頂間隙流動,故在數(shù)值上更加接近試驗結果。Li等[23]研究表明,帶轉捩的SSTk-ω湍流模型對葉頂氣膜冷卻有效度橫向平均值預測過高,相較于SSTk-ω湍流模型更偏離了試驗結果,故后續(xù)數(shù)值計算均采用SSTk-ω湍流模型。

2 結果與分析

2.1 氣膜冷卻特性

圖8展示了4種葉頂結構在不同吹風比(M)下,葉頂氣膜冷卻有效度(η)的分布云圖實驗值。對比不同吹風比下的冷卻有效度云圖可知,隨著吹風比逐漸增大,葉頂氣膜冷卻有效度分布呈現(xiàn)出向吸力面?zhèn)绕D的趨勢。這是由于低吹風比下,葉頂冷氣主要受凹槽葉頂內壓力側角渦的影響,從而偏轉向壓力側;當吹風比增大時,冷氣自身動量增強,會抵抗壓力側角渦的影響,受泄漏流夾帶從而流向吸力側。除塵孔1出口的冷卻有效度隨著吹風比增大而持續(xù)增大,這是由于其孔出口靠近壓力側肩壁,冷氣從孔中流出后直接沖擊壓力側肩壁的側面,從而形成較強的氣膜冷卻覆蓋區(qū)域。除塵孔3垂直于葉片表面,吹風比增大能增大冷氣供應,但也容易讓冷氣脫離壁面,造成氣膜冷卻效果變差。在三凹槽結構中,該孔周圍的冷卻有效度在吹風比為1.0時最好,當吹風比大于1.0時,其周圍冷卻有效度降低。

(a)單凹槽葉頂

對比不同葉頂結構下的氣膜冷卻有效度云圖可知,多凹槽葉頂相對單凹槽葉頂冷卻效果更好,其冷卻氣膜分布更加均勻,氣膜冷卻有效度也更高。單凹槽葉頂?shù)睦錃飧鼉A向于向下游發(fā)展,能為下游無氣膜冷卻區(qū)域提供冷卻效果。但對于多凹槽葉頂,由于肋條對冷氣的阻攔作用,冷氣更易橫向擴散,因此提高了當?shù)氐睦鋮s有效度。在吹風比為0.5時,單凹槽葉頂冷氣沿壓力側肩壁向下游流動,而在雙凹槽和四凹槽葉頂中,孔排1和孔排2的冷氣有明顯的橫向擴展軌跡。此外單凹槽和雙凹槽葉頂?shù)某龎m孔3冷氣軌跡向下游遷移,而三凹槽葉頂和四凹槽葉頂中,除塵孔3的冷氣更偏向孔的壓力側上游。這是由于葉頂肋后形成了角渦,卷吸附近氣膜孔出流的冷氣,從而改變了氣膜冷卻有效度分布。多凹槽葉頂對于肩壁的冷卻作用也優(yōu)于單凹槽葉頂,其中雙凹槽葉頂對肩壁的冷卻效果最好,在低吹風比下能夠有效保護壓力側肩壁的中段,高吹風比下對兩側肩壁都有較好的氣膜冷卻效果。

(a)單凹槽葉頂

橫向平均氣膜冷卻效率沿軸向逐漸降低,與李馮等[26]研究中顯示的橫向平均氣膜冷卻效率沿軸向逐漸升高的規(guī)律有所不同。仔細對比可見,吹風比為0.5時,兩者的橫向平均值均沿軸向增大,這是由于冷氣量較少,葉頂?shù)牧鲌鰶Q定了冷氣的分布。當吹風比進一步增大時,采用傾斜的氣膜孔設計使葉頂前緣處傾斜除塵孔的冷氣對壓力側肩壁的沖擊增強,顯著強化了當?shù)氐臍饽だ鋮s效率;葉頂中部的傾斜氣膜孔提高了冷氣的貼壁性,減弱了冷氣脫離葉頂表面的趨勢,從而一定程度上提高了當?shù)氐臍饽だ鋮s效率;葉頂尾緣處的除塵孔3垂直于葉頂表面,當?shù)氐臍饽だ鋮s效率隨吹風比增大先升高后降低。綜合以上原因,橫向平均氣膜冷卻效率表現(xiàn)出沿軸向逐漸降低的趨勢。

圖10比較了吹風比M為1.0和2.0時,不同凹槽葉頂結構之間橫向平均氣膜冷卻有效度實驗值。相較于其他凹槽葉頂結構,四凹槽葉頂略具有優(yōu)勢,除靠近尾緣的區(qū)域外,總能保持相對較高的冷卻有效度。在低吹風比時,4種葉頂結構的平均冷卻有效度相差不大。在肋條1位置處,三凹槽葉頂和四凹槽葉頂?shù)睦鋮s有效度相對有所升高。這是因為該肋增強了除塵孔2的冷氣的橫向擴展趨勢,并且肋后角渦卷吸除塵孔2和下游氣膜孔冷氣,提高了當?shù)氐臍饽だ鋮s效果。在葉頂尾緣附近,單凹槽葉頂?shù)臍饽だ鋮s有效度相對較高,這是由于上游冷氣向下游流動,減輕了當?shù)乩錃獠蛔愕呢撁嬗绊?。而多凹槽葉頂由于肋條阻隔了冷氣向下游發(fā)展,當?shù)乩錃獾貌坏窖a充,冷卻效果相對較差。在高吹風比下,三凹槽葉頂在除塵孔1處的冷卻有效度最高,接近0.6。

(a)M=1.0

由于肋條2后角渦的影響,雙凹槽葉頂和四凹槽葉頂在該處(z/Caz=0.6左右)具有相對較高的橫向平均氣膜冷卻有效度。

表2對比了不同葉頂結構氣膜冷卻有效度的面平均值。從表中可以看到,多凹槽葉頂相比單凹槽葉頂冷效均有一定程度的提升,在吹風比為1.5時,多凹槽葉頂相較于單凹槽葉頂?shù)睦湫?提升幅度約在25.0%以上,其中四凹槽葉頂提升約35.8%。結合圖8氣膜冷卻有效度云圖及圖9橫向平均值分析,在該吹風比下,單凹槽葉頂已有部分區(qū)域發(fā)生冷氣脫離表面的現(xiàn)象,而多凹槽葉頂由于肋的影響,提高了冷氣對葉頂表面的覆蓋效果,因而相對提升較大。進一步增加吹風比時,面平均值也隨之增大,但多凹槽葉頂優(yōu)化葉頂氣膜冷卻的效果降低,提升效果降低至15.0%左右,三凹槽葉頂?shù)纳踔两档椭?.9%。 主要原因在于進一步增加吹風比時,除塵孔1的冷氣對壓力側肩壁的沖擊增強,顯著強化了前緣的氣膜冷卻效果,使單凹槽葉頂面平均氣膜冷卻有效度增大,從而使多凹槽葉頂對氣膜冷卻的提升效果降低。

表2 不同葉頂結構氣膜冷卻有效度面平均值

圖11比較了相同結構參數(shù)下,帶直孔和傾斜孔的四凹槽葉頂?shù)臋M向氣膜冷卻效率平均值沿軸向的分布。采用傾斜的氣膜孔能夠顯著提高葉頂前中部的氣膜冷卻效率。前緣處冷氣對壓力側肩壁的沖擊能夠顯著提高在高吹風比下的氣膜冷卻效率。傾斜氣膜孔能夠降低冷氣沿葉頂法向的動量,提高冷氣對葉頂?shù)母采w效果,避免高吹風比下冷氣直接脫離葉頂,因而對葉片中部的氣膜冷卻效率有較大提升。

圖11 四凹槽葉頂傾斜孔和直孔橫向平均氣膜冷卻效率對比 Fig.11 Comparison of between inclined and vertical holes with the four-cavity-tip case

2.2 氣動特性

圖12展示了在吹風比為1.5時,不同葉頂結構上的流線圖。從冷氣進口1、2和3進入的冷氣的流線分別為紅色、綠色和藍色。在單凹槽葉頂中,除塵孔1的冷氣向下游發(fā)展的距離相較其他葉頂結構是最長的,基本達到了除塵孔3的位置,這說明在凹槽內部渦系的夾帶下,葉頂冷氣更易向下游發(fā)展?？拷鼔毫鹊臍饽た?孔排2和4)受壓力側角渦夾帶先向壓力側流動,后在葉頂泄漏流影響下,轉向吸力側流動,此時冷氣已經基本脫離的葉頂表面。孔排3和除塵孔3的冷氣除受泄漏流影響越過壓力面?zhèn)燃绫陔x開葉頂外,部分冷氣受凹槽渦卷吸而向下游發(fā)展。因而在靠近尾緣區(qū)域,單凹槽葉頂能夠保持相對較高的氣膜冷卻有效度。壓力側肩壁上也有一個藍色流線所示的極小的渦,這是由于泄漏流穿過葉頂間隙過程中,脫離了壓力側肩壁而形成的分離渦,該渦沿著整個壓力側肩壁分布。

(a)單凹槽葉頂

與單凹槽葉頂相比較,多凹槽葉頂流線有明顯不同。在雙凹槽葉頂中,除了除塵孔1的流線向下游發(fā)展距離變短以外,孔排1、2的流線受肋條2的影響,在該處也脫離了葉頂。肋條2后產生了一個較強的角渦,卷吸孔排3和4的冷氣,使其較難脫離葉頂表面,從而提高了當?shù)氐臍饽だ鋮s有效度,與圖8中對應的試驗結果一致。在三凹槽葉頂中,沒有肋條2的影響,孔排3和4的冷氣僅受肋條3的阻擋作用,因而該處的冷卻有效度會優(yōu)于單凹槽葉頂,但比雙凹槽葉頂和四凹槽葉頂略低。在肋條1和吸力側肩壁相交處,存在一個較強的角渦,其卷吸孔排1第一個孔的冷氣以及上游來的除塵孔1和2的冷氣,在該處形成相對較高的氣膜冷卻有效度分布。四凹槽葉頂?shù)牧骶€具有雙凹槽葉頂和三凹槽葉頂?shù)囊恍┨攸c。比如肋條2和吸力側肩壁相交處的角渦卷吸附近氣膜孔以及上游冷氣,肋條2后較強的角渦卷吸孔排3和4的冷氣。因而除了尾緣區(qū)域以外,四凹槽葉頂都能保持相對較高的氣膜冷卻效果。

通過比較不同凹槽葉頂?shù)牧骶€可知,多凹槽葉頂提升葉頂氣膜冷卻主要通過兩種途徑:通過肋條攔截部分上游冷氣,提升肋前氣膜冷卻的效果;肋條后形成角渦卷吸附近氣膜孔冷氣或上游冷氣,從而提升肋后的氣膜冷卻效果。其缺點在于減少流經下游無氣膜孔區(qū)域的冷氣量,從而降低了該區(qū)域的氣膜冷卻有效度。

圖13比較了不同凹槽葉頂結構內冷氣遷移的效果。沿軸向截取了5個截面來比較遷移情況,5個截面從前緣到尾緣分別稱為截面1、截面2、截面3等,依次橫向穿過除塵孔1、除塵孔2、孔排1的第二個孔,孔排3的第一個孔以及除塵孔3。采用無量綱溫度θ來分析不同截面上溫度分布情況,從而捕捉冷氣遷移軌跡及分布特點,其定義為

(a)單凹槽葉頂

(2)

式中Tlocal代表當?shù)販囟取?/p>

對于截面1上的冷氣分布,單凹槽葉頂和雙凹槽葉頂?shù)姆植急容^相似,在除塵孔1和吸力側肩壁之間冷氣分布量較少,而三凹槽葉頂和四凹槽葉頂比較相近,在對應區(qū)域的冷氣遷移較多,說明肋條1對上游的冷氣遷移具有一定影響,其影響范圍最遠可到前緣附近。在截面2中,單凹槽葉頂和雙凹槽葉頂在吸力側肩壁外冷氣的分布較少,而三凹槽和四凹槽中,冷氣明顯流出了葉頂區(qū)域。說明上游冷氣受肋條1的阻擋,有部分冷氣離開了葉頂區(qū)域。在該截面靠近壓力側肩壁的區(qū)域,單凹槽和雙凹槽葉頂冷氣分布較少,而在三、四凹槽對應區(qū)域,無量綱溫度較高,冷氣較為充足,說明受肋條1影響,除塵孔2的冷氣沿橫向流動的趨勢較強。在截面4中,單、三凹槽結構的冷氣分布集中在靠近壓力側肩壁和氣膜孔出口附近,而雙、四凹槽葉頂?shù)睦錃夥植驾^為均勻,從壓力側肩壁到氣膜孔附近的冷氣分布都有較多分布。說明肋條2后的渦對冷氣分布有較強影響,能夠提升其均勻性。在截面5靠近吸力側肩壁的區(qū)域,單凹槽葉頂?shù)臒o量綱溫度高于其他葉頂結構,這是由于部分冷氣受吸力側角渦卷吸向下游發(fā)展,從而提升了該區(qū)域的冷氣量。

不同工況下葉頂?shù)臍鈩訐p失主要通過總壓損失系數(shù)進行評估分析,該系數(shù)通常以主流進口總壓及其他參數(shù)來定義。在本文的數(shù)值計算中,由于流體域包含有主流進口和冷氣進口,僅采用主流進口總壓,定義忽視了冷氣對總壓損失系數(shù)的影響,故此引入?yún)⒖歼M口總壓Pt,ref概念,其為主流進口總壓和各入口冷氣進口總壓的質量流量平均總壓?；趨⒖歼M口總壓定義了總壓損失系數(shù)Cps,定義式見文獻[26]。選定尾緣下游1/10軸向弦長處的平面來計算面平均總壓損失系數(shù),并進行比較分析。無量綱葉頂泄漏流量也是評估分析葉頂結構對泄漏流影響的重要參數(shù),其定義是流過吸力側間隙的泄漏流質量流量(mleak)與主流流量(mmain)的比值。

圖14展示了不同凹槽葉頂?shù)拿嫫骄倝簱p失系數(shù)和葉頂泄漏流質量流量隨吹風比M的變化規(guī)律。從圖中可以看到,多凹槽葉頂?shù)拿嫫骄倝簱p失系數(shù)明顯低于單凹槽葉頂,其中三凹槽葉頂具有最小的損失系數(shù),相比單凹槽葉頂最高能降低9.3%的總壓損失。而多凹槽葉頂?shù)男孤┝髻|量流量也明顯高于單凹槽葉頂,其中四凹槽葉頂?shù)男孤┝髻|量流量最大,相比于單凹槽葉頂增加了3.3%左右。多凹槽葉頂?shù)男孤┝髻|量流量較大的原因在于多凹槽葉頂?shù)睦錃夂椭髁餍孤┝魇芾咦钃?不能向下游發(fā)展,因而多從吸力面?zhèn)攘鞒鋈~頂區(qū)域,增加了泄漏流流量;而單凹槽葉頂內,冷氣和泄漏流能夠向下游發(fā)展,直至從葉頂尾緣部分離開葉頂,因而泄漏流量相對較小。

(a)面平均壓力損失系數(shù)

多凹槽葉頂泄漏流量更大,引起的總壓損失反而更小,原因在于葉頂肋條以及氣膜孔的布置影響了葉頂泄漏流沿軸向的流量分布。在含有氣膜孔時,肋條的阻擋使冷氣不能向下游發(fā)展,提前脫離葉片,致使葉片前部泄漏流增加,而中后部泄漏流減少。單凹槽葉頂中,冷氣向下游發(fā)展,因而中后部的泄漏流量較大。李馮等[26]指出葉頂前中部分的泄漏流影響上通道渦,后部的泄漏流影響泄漏渦,葉頂泄漏流引起的泄漏渦帶來的損失相對上通道渦更大,會增加總壓損失。李鵬等[16]指出泄漏渦導致的損失較上通道渦更大。因而多凹槽葉頂泄漏流總量增加時,而其總壓損失反而降低。

3 結 論

本文通過壓力敏感漆測量技術,試驗測量了4種吹風比下,帶傾斜氣膜孔的多凹槽葉頂?shù)睦鋮s特性,并采用經試驗數(shù)據(jù)驗證的湍流模型,數(shù)值計算分析了相應葉頂結構和工況下的葉頂流動特征,在此基礎上深入分析了帶傾斜圓柱氣膜孔的多凹槽葉頂在冷卻和氣動特性上的優(yōu)勢與不足,主要結論如下。

(1)葉頂?shù)那爸胁坷鋮s中,多凹槽葉頂明顯優(yōu)于單凹槽葉頂,雙凹槽葉頂對凹槽肩壁也有良好的冷卻效果。對比橫向平均氣膜冷卻有效度發(fā)現(xiàn),四凹槽葉頂相比其他葉頂中具有相對較好的冷卻效果。對于葉頂?shù)奈簿壊糠?由于缺乏上游冷氣補充,多凹槽葉頂尾緣的冷卻性能比單凹槽葉頂尾緣差。增大吹風比能顯著提升葉頂前緣附近冷卻有效度,但對下游部分的提升效果相對較小。

(2)多凹槽葉頂?shù)睦邨l能夠阻擋冷氣向下游流動,從而提高當?shù)氐睦鋮s有效度。同時,肋條后會形成角渦,卷吸附近氣膜孔冷氣及部分上游冷氣,從而提高肋后的氣膜冷卻有效度,但會惡化下游無氣膜孔區(qū)域的冷卻效果。

(3)綜合對比帶傾斜孔的多凹槽葉頂氣膜冷卻效率和總壓損失發(fā)現(xiàn),多凹槽葉頂相比單凹槽葉頂能夠在提升氣膜冷卻效率的同時,減小總壓損失,提高動葉的氣動效率,但對控制葉頂?shù)男孤┝髁髁可嫌邢麡O作用。四凹槽葉頂對氣膜冷卻效率提升最大,但同時泄漏流流量最多,相比于單凹槽葉頂,氣膜冷卻效率最高提升35.8%,泄漏流質量流量增加約3.3%。三凹槽葉頂具有最優(yōu)氣動性能,其總壓損失最高減小9.3%。

由于條件限制,本文主要工作在低速平面葉柵實驗臺上開展,有別于實際燃氣透平的運行中動葉高轉速的工作環(huán)境,但本文采用的實際燃機的動葉葉型、吹風比等參數(shù)也參考了工程應用中的實際范圍,因而試驗所得的氣膜冷卻特性和變化規(guī)律仍具有一定的參考價值,可為燃氣透平葉頂冷卻設計提供參考。