杜昆,李軍,晏鑫

(西安交通大學(xué)葉輪機(jī)械研究所,710049,西安)

?

槽縫射流對靜葉端壁冷卻性能的影響

杜昆,李軍,晏鑫

(西安交通大學(xué)葉輪機(jī)械研究所,710049,西安)

采用數(shù)值求解三維RANS方程和k-ω湍流模型,研究了槽縫射流對渦輪靜葉端壁冷卻性能的影響;通過對4種湍流模型數(shù)值結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)的比較,驗證了標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型可以有效模擬靜葉前緣端壁的冷卻性能,揭示了槽縫寬度、入射段結(jié)構(gòu)和端壁邊界型線對靜葉端壁冷卻性能的影響規(guī)律。研究結(jié)果表明:在一定的槽縫射流流量下,減小槽縫寬度能夠增大冷卻射流的覆蓋面積,提高靜葉前緣氣膜孔排附近區(qū)域的冷卻效率;過渡相切圓弧的槽縫入射段結(jié)構(gòu)具有最佳的靜葉端壁冷卻效果。端壁邊界型線可改變節(jié)距方向上的槽縫冷卻射流的流量分配,影響下游端壁的冷卻效果,當(dāng)端壁相對型線幅值為0.75、相位角為30°時,槽縫射流具有最佳的靜葉端壁冷卻效果。

渦輪靜葉;端壁冷卻;槽縫射流;數(shù)值模擬

高溫燃?xì)鈴娜紵页隹谶M(jìn)入渦輪靜葉柵通道,會使得靜葉柵通道前緣端壁的熱負(fù)荷很高,這樣需要在靜葉前緣端壁采用氣膜冷卻和槽縫射流冷卻的方式來保證靜葉安全、可靠的工作[1]。

研究人員采用實驗測量和數(shù)值模擬的方法開展了渦輪靜葉前緣端壁的冷卻特性及其影響因素的研究,旨在一定冷氣量下獲得靜葉端壁最佳的冷卻效果。劉高文等采用實驗測量的方法獲得了靜葉端壁氣膜冷卻特性[2]。Sundaram等采用平面葉柵吹風(fēng)實驗研究了渦輪第一級靜葉端壁氣膜孔結(jié)構(gòu)對冷卻性能的影響[3]。Lynch等實驗研究了渦輪第一級靜葉前緣端壁槽縫射流結(jié)構(gòu)和燃燒室出口與靜葉的軸向間距對靜葉前緣端壁冷卻性能的影響特性[4-5]。Thrift等實驗研究了第一級靜葉前緣端壁槽縫射流的角度和方向?qū)Χ吮诶鋮s性能的影響[6]。張揚等實驗研究了靜葉端壁氣膜冷卻性能[7-8]。高慶等數(shù)值研究了渦輪輪緣密封射流對主流燃?xì)馊肭趾洼啽P冷卻效率的影響[9]。Mensch等實驗研究了渦輪第一級靜葉端壁氣膜冷卻和槽縫射流負(fù)荷冷卻方式下的端壁冷卻性能[10]。

本文以靜葉端壁冷卻結(jié)構(gòu)為研究對象,數(shù)值研究了靜葉端壁前緣槽縫的寬度、入射段結(jié)構(gòu)和端壁前緣邊界型線對槽縫射流冷卻性能的影響。

1 計算模型和數(shù)值方法

圖1給出了直列葉柵和氣膜孔及槽縫沿流向的截面示意圖。數(shù)值模擬時靜葉型線和邊界條件均取自文獻(xiàn)[3]。

圖1 靜葉柵和氣膜孔及槽縫沿流向的截面示意圖

圖2給出了葉型和數(shù)值計算網(wǎng)格。計算網(wǎng)格采用ANSYS-ICEM生成多塊結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,計算進(jìn)口段長度取0.75倍葉片軸向弦長,出口段長度取1.2倍軸向弦長。為了得到高質(zhì)量的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,葉片壁面附近區(qū)域均采用O型網(wǎng)格,采用標(biāo)準(zhǔn)k-ω和SSTk-ω湍流模型壁面時y+<1,采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε和RNGk-ε湍流模型時11

圖2 葉型和數(shù)值計算網(wǎng)格

弦長C/mm594進(jìn)口氣流角/(°)0軸向弦長Ca/mm293出口氣流角/(°)72節(jié)距弦長比P·C-1077冷卻流溫度/K29315進(jìn)口總溫/K33319出口靜壓/kPa107進(jìn)口總壓/kPa10764吹風(fēng)比M15進(jìn)口湍流度/%10槽縫冷卻流量主流比/%06固壁面絕熱無滑移

表2 槽縫和氣膜孔的幾何特征

數(shù)值計算時采用ANSYS-CFX13.0求解RANS方程和兩方程湍流模型。計算的總體精度為二階精度。

吹風(fēng)比

M=(ρcVc)/(ρ∞V∞)

(1)

式中:ρc和ρ∞分別為冷卻氣體和主流流體密度;Vc和V∞分別為冷卻氣體和主流流體速度。

氣膜冷卻效率

η=(T∞-Taw)/(T∞-Tc)

(2)

式中:Taw、T∞、Tc分別為壁面絕熱溫度、主流溫度和冷卻氣體溫度。

圖3給出了槽縫通道與端壁夾角為θ1=45°,氣膜孔通道與端壁夾角為θ2=30°,吹風(fēng)比M=1.0時的實驗結(jié)果[3]及采用4種兩方程湍流模型數(shù)值計算得到的端壁前緣氣膜冷卻效率云圖。綜合考慮靜葉前緣端壁和9個氣膜孔附近區(qū)域的冷卻效率分布云圖可知,標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型的模擬精度最高。因此,本文數(shù)值計算時均采用標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型。

(a)實驗結(jié)果[3]

(b)標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型 (c)標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型

(d)SST k-ω湍流模型 (e)RNG k-ε湍流模型 圖3 不同湍流模型下端壁氣膜冷卻效率的數(shù)值與實驗比較

2 結(jié)果分析

2.1 槽縫寬度對靜葉前緣端壁冷卻效率的影響

在一定流量下,槽縫的寬度會影響槽縫冷卻射流的動量,從而影響端壁冷卻性能。本節(jié)在改變槽縫寬度時保證了中心線位置不變,槽縫寬度W用實驗槽縫寬度進(jìn)行歸一化處理,W=d/dbase,其中d為槽縫寬度,dbase=14.3 mm為實驗槽縫寬度,θ1=45°。

(a)W=0.5

(b)W=1.0

(c)W=2.0圖4 不同槽縫寬度時靜葉前緣端壁氣膜冷卻效率云圖

圖4給出了3種槽縫寬度下靜葉前緣端壁冷卻效率分布云圖。在相同槽縫冷卻射流流量下,隨著槽縫寬度的增大,端壁冷卻效率降低,槽縫冷卻射流的覆蓋區(qū)域減小。結(jié)合過滯止點的沿流動方向的流動結(jié)構(gòu)可知,一定流量下,槽縫寬度較小時,冷卻射流慣性較大且能夠覆蓋較大的端壁面。W=2.0時,靜葉前緣端壁冷卻效果較差,這是由于隨著槽縫寬度增大,冷卻射流的動量減小,該射流易受主流的影響,使得槽縫冷卻射流更易脫離端壁。表3給出了3種槽縫寬度下靜葉前緣端壁(見圖4中的區(qū)域)平均冷卻效率。從表3中可知,W=0.5時靜葉前緣端壁冷卻效果最佳。因此,一定冷卻射流流量下,較小的槽縫寬度能夠使冷卻射流的動量和冷卻效率得以提高。

表3 不同槽縫寬度時靜葉前緣端壁平均冷卻效率

2.2 槽縫入射段結(jié)構(gòu)對端壁冷卻效果的影響

由于槽縫冷卻射流通過槽縫進(jìn)入主流通道,所以槽縫的入射段結(jié)構(gòu)將影響槽縫冷卻射流的流動,進(jìn)而影響端壁面冷卻效果。圖5給出了4種不同的槽縫入射段結(jié)構(gòu),這4種結(jié)構(gòu)的槽縫與下游端壁連接處的夾角及過渡方式有所不同。

(a)結(jié)構(gòu)1 (b)結(jié)構(gòu)2

(c)結(jié)構(gòu)3 (d)結(jié)構(gòu)4單位:mm圖5 4種不同的槽縫入射段結(jié)構(gòu)示意圖

圖6給出了4種不同槽縫入射段結(jié)構(gòu)下端壁冷卻效率分布云圖及過滯止點沿流動方向的截面流動結(jié)構(gòu)。由圖6可知:結(jié)構(gòu)3端壁冷卻效果最佳,結(jié)構(gòu)1端壁冷卻效率最差;結(jié)構(gòu)2和結(jié)構(gòu)3端壁上的馬鞍點消失,說明前緣端壁冷卻射流橫向流動和分離減弱。根據(jù)圖5可知,結(jié)構(gòu)3與結(jié)構(gòu)2的入射段和下游端壁夾角較小,因此槽縫冷卻射流與下游端壁貼合更好,不易脫離端壁。可見:結(jié)構(gòu)3的槽縫入射段與下游端壁相切,接觸點的夾角為0,所以流動分離最小且冷卻射流覆蓋面積最大,下游端壁冷卻效果最佳;結(jié)構(gòu)1的槽縫射流分離較大,冷卻射流的覆蓋區(qū)域較小;結(jié)構(gòu)4的冷卻效果優(yōu)于結(jié)構(gòu)1,結(jié)構(gòu)4的槽縫入射段與下游端壁的夾角較結(jié)構(gòu)1小。結(jié)合表4給出的靜葉前緣端壁平均冷卻效率可知,結(jié)構(gòu)3靜葉前緣端壁冷卻效率最佳。

表4 不同槽縫結(jié)構(gòu)下靜葉前緣端壁平均冷卻效率

2.3 槽縫端壁邊界幾何形狀對冷卻特性的影響

渦輪第一級靜葉與燃燒室之間存在槽縫,從中噴射的冷卻射流可以對下游端壁進(jìn)行冷卻保護(hù)。通過數(shù)值計算可知,在靜葉前緣馬蹄渦及節(jié)距方向上的壓力梯度作用下,常規(guī)的槽縫冷卻射流會產(chǎn)生橫向移動,從而不能形成均勻氣膜對下游端壁進(jìn)行冷卻保護(hù)。結(jié)合數(shù)值結(jié)果可知,在通道馬蹄渦的作用下,槽縫冷卻射流主要集中在兩相鄰靜葉的中間區(qū)域,靜葉前緣和壓力面?zhèn)惹熬墔^(qū)域附近的端壁冷卻射流較少,因此冷卻效果較差。本文在靜葉前緣布置了9個氣膜孔,以研究槽縫結(jié)構(gòu)變化對靜葉前緣端壁換熱特性的影響。

圖7給出了槽縫端壁交界面處幾何型線示意圖。槽縫下游端壁邊界的幾何型線表達(dá)式為

X=Acos(2πy/P+φ)+Xup+W

(3)

(a)結(jié)構(gòu)1

(b)結(jié)構(gòu)2

(c)結(jié)構(gòu)3

(d)結(jié)構(gòu)4圓圈:馬蹄渦的馬鞍點圖6 4種槽縫入射段結(jié)構(gòu)下端壁冷卻效率云圖

圖7 槽縫、端壁交界面處幾何型線示意圖

式中:X為槽縫下游端壁邊界的橫坐標(biāo);A為槽縫下游端壁邊界橫坐標(biāo)的變化幅值;P為靜葉柵節(jié)距;y為節(jié)距方向的坐標(biāo);φ為相位角(原點為前緣滯止點);Xup為槽縫上游端壁直線邊界的橫坐標(biāo)。

圖8 不同端壁邊界型線幅值下冷卻效率云圖

端壁的冷卻效果,其中靜葉前緣的氣膜孔排附近區(qū)域冷卻效率提高最為明顯。常規(guī)槽縫出氣均勻,但在橫向壓力梯度作用下出氣向靜葉柵中間位置移動,因此靜葉前緣端壁得不到冷卻射流的充分保護(hù)。在改變了端壁邊界幾何型線后,靜葉前緣槽縫寬度增大,出氣量增加,靜葉前緣端壁冷卻效率顯著提高。從圖8可知,型線幅值能夠影響冷卻效率分布,隨著型線幅值的增大,靜葉前緣端壁冷卻效率提高。當(dāng)

時,靜葉柵通道中間位置(見圖中虛線標(biāo)識)的冷卻效率降低,這是由于型線幅值的增加導(dǎo)致了槽縫處冷卻射流大幅減少。結(jié)合表5中給出的靜葉前緣端壁(見圖線所標(biāo)識區(qū)域)平均冷卻效率可知

具有最佳的冷卻效果。

表5 不同端壁型線幅值下靜葉前緣端壁 平均冷卻效率

A00507510η04602049440502004690

2.4 相位角對靜葉前緣端壁冷卻效果的影響

結(jié)合圖9和表6可知,φ=30°時,靜葉前緣氣膜孔排附近區(qū)域的冷卻效率最高。這是因為φ=30°時,在橫向壓力梯度和通道渦的作用下,槽縫的冷卻射流出氣仍能在前緣處形成氣膜,對靜葉前緣端壁進(jìn)行冷卻保護(hù)。

表6 不同端壁型線相位角下靜葉前緣端壁 平均冷卻效率

?/(°)203045η049340502004014

3 結(jié) 論

本文利用數(shù)值方法開展了槽縫寬度、槽縫入射段結(jié)構(gòu)和下游端壁型線對槽縫下游端壁冷卻效率影響的研究,得到如下結(jié)論。

(1)在一定槽縫射流流量下,減小槽縫寬度能夠擴(kuò)大槽縫冷卻射流的冷卻覆蓋范圍,提高端壁的冷卻效率。

(a)φ=20°

(b)φ=30°

(c)φ=45° 圖9 不同端壁型線相位角下靜葉端壁附近的冷卻效率云圖

(2)槽縫的入射段結(jié)構(gòu)對靜葉前緣端壁及葉柵通道端壁的冷卻效率有顯著影響,其中槽縫入射段與下游端壁的夾角對槽縫射流的分離影響很大。結(jié)構(gòu)3中由于采用相切圓弧過渡的入射段結(jié)構(gòu),使得槽縫冷卻射流的分離大幅減小,冷卻效率優(yōu)良。

[1] BOGARD D G, THOLE K A. Gas turbine film cooling [J]. Journal of Propulsion and Power, 2006, 22(2): 249-270.

[2] 劉高文, 劉松齡, 朱慧人, 等. 渦輪葉柵前緣上游端壁氣膜冷卻的傳熱實驗研究 [J]. 航空動力學(xué)報, 2001, 16(3): 249-255. LIU Gaowen, LIU Songling, ZHU Huiren, et al.

Endwall heat transfer and film cooling measurement in a turbine cascade with injection upstream of leading edge [J]. Journal of Aerospace Power, 2001, 16(3): 249-235.

[3] SUNDARAM N, THOLE K A. Bump and trench modifications to film cooling holes at the vane-endwall junction [J]. ASME Journal of Turbomachinery, 2008, 130: 041013.

[4] LYNCH S P, THOLE K A. The effect of combustor-turbine interface gap leakage on the endwall heat transfer for a nozzle guide vane [J]. ASME Journal of Turbomachinery, 2008, 130: 041019.

[5] LYNCH S P, KAREN A, THOLE K A. The effect of the combustor-turbine slot and midpassage gap on vane endwall heat transfer [J]. ASME Journal of Turbomachinery, 2011, 133: 041002.

[6] THRIFT A A, THOLE K A, HADA S. Effects of orientation and position of the combustor-turbine interface on the cooling of a vane endwall [J]. ASME Journal of Turbomachinery, 2012, 134: 061019.

[7] 張揚, 齊士博, 袁新. 渦輪流場影響端壁氣膜冷卻的實驗研究 [J]. 工程熱物理學(xué)報, 2011, 32(6): 941-944. ZHANG Yang, QI Shibo, YUAN Xin. Experimental investigation on the turbine blade platform film cooling effected by the flow field [J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2011, 32(6): 941-944.

[8] 戴斌, 陳榴, 戴韌. 葉柵端壁氣膜孔布局與冷卻效果數(shù)值分析 [J]. 工程熱物理學(xué)報, 2013, 34(8): 1429-1433. DAI Bin, CHEN Liu, DAI Ren. Numerical study on the endwall cooling effects of film-hole allocations [J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2013, 34(8): 1429-1433.

[9] 高慶, 陶加銀, 宋立明, 等. 渦輪輪緣密封封嚴(yán)效率的數(shù)值研究 [J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報, 2013, 47(5): 12-17. GAO Qing, TAO Jiayin, SONG Liming, et al. Numerical investigation on the sealing efficiency of the turbine rim seal [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2013, 47(5): 12-17.

[10]MENSCH A, THOLE K A. Overall effectiveness of a blade endwall with jet impingement and film cooling [J]. ASME Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2014, 136(3): 031901.

(編輯 苗凌)

Effect of the Slot Jet Impingement on the Cooling Performance of the Vane Endwall

DU Kun,LI Jun,YAN Xin

(Institute of Turbomachinery, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

Effect of the slot jet impingement on the cooling performance of the vane endwall was numerically investigated using three-dimensional Reynolds-averaged Navier-Stokes (RANS) equations andk-ωturbulent model. The film cooling effectiveness of the experimental vane endwall was analyzed using four turbulent models. The accuracy of the utilizedk-ωturbulent model for the cooling performance of the vane endwall was demonstrated by comparison of the experimental data and numerical results with four used turbulent models. The different slot widths, angles and geometrical profiles, as well as the leading contours of the vane endwall were utilized to analyze their effects on the cooling characteristics of the vane endwall. The numerical results show that slot width has great influence on the cooling characteristics of downstream endwall surface, and it achieves better cooling performance on the downstream endwall surface with the decrease of slot width when the slot flowrate ranges within a certain scope. The angle and structure between slot entrance and downstream endwall surface can significantly affect the cooling characteristics of downstream surface. Smaller angle of slot entrance and downstream endwall surface and smoother structure obtain better cooling performance. The optimized slot downstream endwall profile achieves better cooling performance compared with conventional endwall profile because the optimized slot downstream endwall profile can adjust flow rate distribution via changing the geometry along the pitchwise orientation. The endwall geometry profile with non-dimensional amplitude of 0.75 and phase angle of 30° achieves optimal cooling performance.

turbine vane; endwall cooling; slot jet impingement; numerical simulation

2014-04-12。

杜昆(1990—),男,博士生;李軍(通信作者),男,教授,博士生導(dǎo)師。

國家自然科學(xué)基金資助項目(51376144);中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金資助項目。

時間:2014-10-31

10.7652/xjtuxb201501004

TK474.7

A

0253-987X(2015)01-0021-06

網(wǎng)絡(luò)出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20141031.1642.010.html