孫添一,李志剛,李軍

(西安交通大學葉輪機械研究所,710049,西安)

地面燃機渦輪進口溫度已經(jīng)達到1 600 ℃,航空發(fā)動機甚至更高,已經(jīng)超過燃氣透平熱端部件材料的耐溫極限。同時,為了降低污染排放而采用的高效預混干低NOx燃燒室設計,使得燃燒室出口截面上的溫度分布更加均勻,進一步增加了端壁處的熱負荷[1]。為保證燃氣渦輪的壽命與可靠性,對渦輪靜葉葉柵端壁氣熱性能開展研究顯得尤為重要[2]。

燃氣渦輪第一級靜葉端壁受到高湍流度燃氣與各種復雜二次流結(jié)構(gòu)的影響,熱負荷高,需要對其進行有效冷卻。燃燒室壁面冷卻氣流量大,影響燃燒室出口溫度、速度分布;同時,燃燒室壁面發(fā)散冷卻和前緣槽縫射流冷卻的綜合作用,將進一步影響下游靜葉葉柵和端壁流動與氣膜冷卻覆蓋特性[3-4]。因此,開展燃燒室壁面發(fā)散冷卻和前緣槽縫射流冷卻綜合作用對渦輪靜葉葉柵端壁流動結(jié)構(gòu)影響的研究具有重要意義。

針對渦輪葉柵流動結(jié)構(gòu)與冷卻特性,研究人員重點關(guān)注冷卻氣對端壁附近二次流結(jié)構(gòu)的影響。Goldstein等實驗研究了渦輪葉柵的三維流動結(jié)構(gòu),研究表明初始馬蹄渦、通道渦以及角區(qū)渦對是對端壁氣熱特性產(chǎn)生顯著影響的主要二次流結(jié)構(gòu)[5]。Cui等數(shù)值研究了高負荷低壓渦輪的端壁流動特性,研究發(fā)現(xiàn)來流湍流邊界層、尾跡與二次流是葉柵總壓損失的主要來源,而層流邊界層引起的氣動損失較小[6]。Zhang等數(shù)值研究了槽縫射流旋流比與密度比對渦輪靜葉冷卻特性的影響,結(jié)果表明密度比較小時,旋流比降低會惡化端壁冷卻效果,而密度比較大時端壁冷卻有效度隨旋流比減小先降低后增高,同時旋流比與密度比變化會影響葉片泛冷卻效果[7]。Shiau等實驗研究了葉柵通道氣膜孔布置方式及葉片前緣氣膜孔射流角對冷卻特性與流動結(jié)構(gòu)的影響,指出葉片前緣氣膜孔射流角增大時,冷卻效果變差,且葉柵通道內(nèi)氣膜孔的冷卻效果主要取決于葉片前緣冷卻氣能否有效抑制馬蹄渦等二次流結(jié)構(gòu)[8]。Leonetti等研究了兩種稀釋流冷卻孔布置方式對渦輪葉柵流場的影響,發(fā)現(xiàn)高動量的稀釋流冷卻氣使得下游靜葉葉柵進口速度、溫度分布極不均勻[9]。Holgate等對燃燒室稀釋流冷卻與葉片前緣氣膜冷卻共同作用下的端壁流動、冷卻特性實驗研究發(fā)現(xiàn),滯止區(qū)氣膜冷卻氣與稀釋流間的干涉作用越強,冷卻效果越好[10]。Murihead等對比了不同數(shù)值方法對燃燒室稀釋流作用下的渦輪葉柵氣熱特性預測結(jié)果,研究表明DDES模型計算得到的燃燒室出口截面溫度分布比RANS模型更加均勻,因為其預測了更強烈的稀釋流間的摻混作用,從而顯著影響了葉柵通道內(nèi)流場的預測結(jié)果[11]。

發(fā)散冷卻應用于燃燒室壁面冷卻[12]。Sacchi等實驗研究了發(fā)散冷卻對高壓渦輪葉柵端壁氣熱性能的影響,研究表明發(fā)散冷卻氣對端壁邊界層的能量補充削弱了通道渦與馬蹄渦壓力面?zhèn)确种У膹姸?葉片前緣上游區(qū)域的冷卻效果幾乎不受吹風比影響,而葉柵喉部的絕熱冷卻有效度則對冷卻氣流量極為敏感[13-14]。Nawathe等實驗研究了發(fā)散冷卻、前緣氣膜冷卻作用下葉柵通道內(nèi)流動情況,發(fā)現(xiàn)沖擊渦強度僅和發(fā)散冷卻氣流量有關(guān),來自燃燒室冷卻結(jié)構(gòu)的冷卻氣流使端壁橫流對葉柵通道內(nèi)流動的影響更加顯著[15]。Alqefl研究了燃燒室冷卻氣存在時上游槽縫射流對葉片端壁的影響,研究表明槽縫射流質(zhì)量流量增加會使通道渦引起的總壓損失增加,并在其附近形成另一個旋向相反的渦,馬蹄渦壓力面?zhèn)确种訌娎鋮s氣與主流的摻混,對冷卻效果影響顯著[16]。

燃燒室壁面發(fā)散冷卻和前緣槽縫射流冷卻對下游渦輪靜葉端壁流場型態(tài)的影響研究需要深化,為端壁冷卻設計提供基礎。本文研究了考慮燃燒室壁面發(fā)散冷卻和槽縫射流冷卻綜合作用下渦輪靜葉端壁的流動結(jié)構(gòu),可為渦輪靜葉端壁氣熱性能分析和氣膜冷卻布局設計提供參考。

1 計算模型和數(shù)值方法

1.1 計算模型

圖1給出了包含燃燒室壁面發(fā)散冷卻和前緣槽縫射流冷卻結(jié)構(gòu)的渦輪靜葉葉柵和端壁結(jié)構(gòu)圖,燃燒室壁面的發(fā)散冷卻結(jié)構(gòu)包含6排交錯排列的144個圓柱形發(fā)散孔,槽縫出口中心線位于葉片前緣上游0.2倍軸向弦長處。表1列出了模型幾何參數(shù)[3]。

圖1 發(fā)散冷卻和槽縫射流與靜葉端壁的計算模型[3]Fig.1 Computational model of vane endwall, effusion cooling and slot jet[3]

表1 計算模型幾何參數(shù)[3]Table 1 Geometric parameters of the computational model

1.2 數(shù)值方法與驗證

采用ICEM CFD對包括發(fā)散冷卻和前緣槽縫射流冷卻結(jié)構(gòu)的渦輪靜葉生成結(jié)構(gòu)化計算網(wǎng)格。為保證網(wǎng)格質(zhì)量,在葉片附近區(qū)域與氣膜孔、槽縫內(nèi)均生成O型網(wǎng)格并對近壁面區(qū)域網(wǎng)格進行加密。圖2給出了計算模型的網(wǎng)格圖。

圖2 發(fā)散冷卻和槽縫射流與靜葉端壁的計算網(wǎng)格Fig.2 Computational mesh of vane endwall, effusion cooling and slot jet

采用ANSYS CFX 18.0對SSTk-ω湍流模型和γ-θ轉(zhuǎn)捩模型進行數(shù)值求解。壁面采用絕熱無滑移壁面邊界條件。求解過程中,當控制方程均方根殘差小于10-5且進、出流量基本平衡時,認為數(shù)值求解已經(jīng)收斂。表2給出了計算的邊界條件,主流與冷卻氣的溫度設置參考文獻[17],該條件可以保證冷卻氣與主流的密度比RD=1.75,與真實燃機中的密度比相近。

表2 計算邊界條件Table 2 Computational boundary conditions

表3與圖3分別給出了特征截面(位于葉片前緣上游1倍軸向弦長處)雷諾數(shù)和橫向端壁平均壁面溫度的網(wǎng)格無關(guān)性驗證,采用5套計算網(wǎng)格進行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證,發(fā)散冷卻氣腔室進口和槽縫射流冷卻氣腔室進口總壓分別設置為107.422 5 kPa與106.127 6 kPa,選取特征截面雷諾數(shù)與橫向平均絕熱冷卻有效度為評價指標。由表3可知,網(wǎng)格數(shù)為1 409萬與1 656萬的兩套網(wǎng)格,特征截面處雷諾數(shù)相差不到0.2%。由圖3可知,在葉柵通道中上游位置,1 409萬與1 656萬網(wǎng)格的計算結(jié)果幾乎相同,下游處1 409萬網(wǎng)格計算所得壁面溫度略高。綜合考慮計算精度與所占用計算資源,本文采用1 409萬網(wǎng)格進行數(shù)值計算。

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)橫向端壁平均壁面溫度Fig.3 Laterally averaged end wall temperature for different grid-node numbers

表3 不同網(wǎng)格數(shù)特征截面雷諾數(shù)Table 3 Reynold number at specific profile with different grid-node number

對明尼蘇達大學的發(fā)散冷卻直列葉柵實驗模型,采用不同湍流模型進行數(shù)值計算以驗證數(shù)值方法可靠性。圖4給出了數(shù)值計算和實驗數(shù)據(jù)的比較。數(shù)值計算的湍流模型分別是SSTk-ω結(jié)合γ-θ轉(zhuǎn)捩模型與k-ε模型。如圖4a所示,SST+γ-θ模型預測得到的絕熱冷卻有效度分布與實驗數(shù)據(jù)吻合良好,捕捉到壓力面?zhèn)壬嫌闻c尾緣處以及喉部吸力面?zhèn)鹊牡屠鋮s區(qū)域,而k-ε模型預測結(jié)果中喉部下游冷卻有效度明顯偏低。由圖4b可知,兩種湍流模型對葉型靜壓系數(shù)分布預測結(jié)果均與實驗數(shù)據(jù)吻合良好,而SST+γ-θ模型對吸力面靜壓系數(shù)分布預測偏差較小,因此本文采用SST+γ-θ模型。

(a)絕熱冷卻有效度η分布

(b)葉型靜壓系數(shù)Cp分布圖4 數(shù)值冷卻有效度及靜壓系數(shù)分布與實驗數(shù)據(jù)[3]比較Fig.4 Comparison of numerical cooling effectiveness and static pressure coefficient with experimental data

2 結(jié)果分析與討論

冷卻氣與主流質(zhì)量流量比為

(1)

式中:Qc為冷卻氣質(zhì)量流量;Qm為主流質(zhì)量流量。

表4列出了不同發(fā)散冷卻氣質(zhì)量流量比的4種計算工況。通過對比分析不同發(fā)散冷卻氣質(zhì)量流量下渦輪靜葉端壁氣動和傳熱冷卻特性,分析發(fā)散冷卻和前緣槽縫射流冷卻下的渦輪靜葉端壁氣熱性能變化特性。

表4 不同發(fā)散冷卻氣質(zhì)量流量比的工況Table 4 Conditions with different effusion cooling mass flow rates

2.1 端壁二次流

為了更清楚地說明發(fā)散冷卻與槽縫射流綜合作用下的造型端壁附近二次流結(jié)構(gòu),首先以上端壁代表對該主流條件下無冷卻氣的平直端壁,并對其附近二次流進行分析。

圖5給出了上端壁附近與壁面距離2.5 mm的等值面處渦量Ω分布,其中紅色代表由進口朝向出口、旋向為順時針的正向渦量,藍色則代表逆時針旋向。圖6給出了上端壁附近二次流三維流線圖。參考文獻[18],氣流在葉片前緣發(fā)生滯止后向端壁卷起并沿葉片兩側(cè)發(fā)展,形成旋向相反的馬蹄渦壓力面?zhèn)确种?HV-PS)與吸力面?zhèn)确种?HV-SS)。HV-PS在葉柵通道內(nèi)壓力梯度的作用下向吸力面?zhèn)劝l(fā)展,形成通道渦(PV),而HV-SS在吸力面角區(qū)發(fā)展至喉部后,由于葉片折轉(zhuǎn)過于強烈,從葉表脫離,如圖6中紅色流線所示。如圖5所示,從喉部截面開始,吸力面角區(qū)附近出現(xiàn)旋向相反的兩個渦結(jié)構(gòu),文獻[5]將其命名為吸力面角區(qū)渦對(SSCVs)。如圖6所示,端壁邊界層內(nèi)流體在壓力梯度作用下向吸力面折轉(zhuǎn),形成端壁橫流。端壁橫流抵達吸力面后沿葉表向上卷起,并進入吸力面角區(qū)渦對間的縫隙,因此在圖6靠近下游的截面處,端壁橫流流線恰好處于兩個渦量符號相反的區(qū)域交界處。

圖5 上端壁附近渦量分布Fig.5 Vorticity distribution near upper endwall

圖6 上端壁附近二次流三維流線圖Fig.6 Three-dimensional streamlines of secondary flow near upper endwall

圖7對比了各工況下端壁附近與壁面距離2.5 mm的等值面處渦量分布。圖8以工況1與工況4為例,給出了有、無發(fā)散冷卻結(jié)構(gòu)時下端壁附近的二次流三維流線圖。由圖7a與圖8a可見,相比無冷卻氣的平直上端壁,槽縫射流與端壁造型使下端壁附近流速增加,氣流抵抗葉柵通道折轉(zhuǎn)的能力增強,通道渦始終在壓力面附近發(fā)展,至尾緣下游處才開始轉(zhuǎn)向吸力面?zhèn)取４送?部分槽縫射流冷卻氣由于流速較高,保持軸向流動,會在壓力面角區(qū)被卷吸進入通道渦,如圖8a中藍色流線所示。

(a)工況1

(b)工況2

(c)工況3

(d)工況4圖7 各工況下端壁附近渦量分布Fig.7 Vorticity distributions near hub endwall in different working conditions

(a)工況1

(b)工況4圖8 有、無發(fā)散冷卻時下端壁附近二次流三維流線圖Fig.8 Three-dimensional streamlines of secondary flow near hub endwall with and without effusion cooling

槽縫射流對馬蹄渦的影響也較為顯著。如圖8a所示,相比于主流邊界層,動量更高的槽縫射流冷卻氣滯止現(xiàn)象更加明顯,大量冷卻氣進入馬蹄渦。由葉柵通道中部位置射入的冷卻氣也會在端壁橫流的作用下轉(zhuǎn)向吸力面?zhèn)?并被卷吸進入馬蹄渦吸力面?zhèn)确种?如圖8a中紅色流線所示。此外,部分來自于葉片前緣上游位置的槽縫射流冷卻氣會在端壁造型開始位置形成回流渦,向兩側(cè)橫向流動并在葉柵通道中央靜壓較低的位置進入。這部分冷卻氣在回流渦中損失大量能量,因此會更容易向吸力面折轉(zhuǎn),如圖8a中黑色流線所示。

存在發(fā)散冷卻氣時,葉片前緣附近馬蹄渦上方出現(xiàn)了與馬蹄渦旋向相反的渦量區(qū),如圖7b～7d所示,即為沖擊渦(IV)。其形成機理與馬蹄渦類似,是由高總壓流體向低總壓方向卷起導致的。圖9給出了葉柵通道進口截面橫向平均總壓系數(shù)沿葉展方向的分布情況。總壓系數(shù)定義為

(2)

圖9 進口截面橫向平均總壓系數(shù)沿葉展方向分布Fig.9 Spanwise distributions of laterally averaged total pressure coefficient on inlet profile

由圖9可見,發(fā)散冷卻氣質(zhì)量流量比由5%增加至7%時,橫向平均總壓峰值升高了3.7%,即M越高總壓峰值越高,沖擊渦也越強。在壓力面?zhèn)?IV-PS在葉表上洗的范圍逐漸增大,對M最高的工況4,還會在其上部分離出一個較小的三次渦(TV)結(jié)構(gòu)[3],如圖7d與圖8b所示。在吸力面?zhèn)?較小的M會使起始強度較低的IV-SS在葉柵中下游位置便耗散殆盡,如圖7b所示。另外,在IV-SS上方出現(xiàn)了與其旋向相反的渦結(jié)構(gòu),其起始位置與SSCVs相同,是沖擊渦影響葉表吸力面邊界層流動導致的,如圖8b黃色流線所示,將其命名為沖擊渦誘導壁面渦(IVIWV)。與沖擊渦相同,IVIWV隨M增加而增強,而SSCVs受發(fā)散冷卻氣質(zhì)量流量比影響趨勢相反。

各種二次流結(jié)構(gòu)是靜葉葉柵中總壓損失的主要來源之一,圖10給出了4種工況的總壓損失系數(shù)分布?？倝簱p失系數(shù)定義為

(3)

(a)工況1

(b)工況2

(c)工況3

(d)工況4圖10 出口截面總壓損失系數(shù)與渦量分布Fig.10 Total pressure loss coefficient and vorticity distributions on outlet profile

式中pto為出口截面某位置總壓。圖10給出了葉柵通道出口截面處的總壓損失系數(shù)與渦量分布情況。如圖可見,除了壁面附近的型面損失區(qū)之外,吸力面附近還出現(xiàn)了額外的高總壓損失區(qū)。對無發(fā)散冷卻的工況1與發(fā)散冷卻流量較小的工況2,吸力面端壁附近出現(xiàn)高總壓損失區(qū)域,而對發(fā)散冷卻氣流量較高的工況3與工況4,原區(qū)域上方出現(xiàn)了新的高損失區(qū)。對比出口截面渦量云圖可見,以上高損失區(qū)域位置對應SSCVs的兩個對轉(zhuǎn)渦交界位置與IV-SS和IVIWV的交界位置。無發(fā)散冷卻時,無沖擊渦與壁面渦,而發(fā)散冷卻流量較小的工況2,IV-SS與IVIWV強度較弱,無法發(fā)展至葉柵出口,因此圖10a與圖10b中僅出現(xiàn)一個高總壓損失區(qū)域。由此可見,引起總壓損失的因素并非某一單一渦結(jié)構(gòu),而是兩個旋向相反的渦交界位置劇烈的摩擦與耗散。

圖11給出了葉柵出口截面橫向平均總壓損失系數(shù)沿葉展方向的分布。如圖可見,發(fā)散冷卻氣質(zhì)量流量比增加時,下方高總壓損失區(qū)總壓損失降低,上方高總壓損失區(qū)總壓損失升高且向中間葉展位置移動。這是因為發(fā)散冷卻氣流量增加會削弱SSCVs并增強沖擊渦及其誘導壁面渦,與前面得到的討論結(jié)果相符。葉柵出口平均總壓損失系數(shù)如表5所示?？梢娰|(zhì)量流量比為5%的發(fā)散冷卻氣會抑制吸力面角區(qū)渦對,減少總壓損失,而M由5%升高至7%時,IV-SS與IVIWV增強,平均總壓損失增加4.5%。

表5 葉柵出口平均總壓損失系數(shù)Table 5 Total pressure loss coefficient at the outlet

圖11 出口截面橫向平均總壓損失系數(shù)沿葉展方向分布Fig.11 Spanwise distributions of laterally averaged total pressure loss coefficient on outlet profile

2.2 冷卻氣流動

葉柵通道內(nèi)各種二次流結(jié)構(gòu)會影響冷卻氣流動,且來源于兩種冷卻結(jié)構(gòu)的冷卻氣間也會發(fā)生相互作用,改變?nèi)~柵通道壁面的冷卻特性。圖12給出了葉柵通道端壁與各截面絕熱冷卻有效度分布。絕熱冷卻有效度定義為

(4)

式中:Tr為主流恢復溫度;Tc為冷卻氣溫度。如圖12a所示,在僅有槽縫射流作用時,壓力面?zhèn)?、葉片前緣與吸力面上游角區(qū)位置端壁不能得到冷卻,而在有發(fā)散冷卻氣注入時,整個端壁均可以得到充分的冷卻氣覆蓋。需要注意的是,絕熱冷卻有效度沒有考慮冷卻氣射入以及流動過程中與壁面換熱導致的溫度變化(尤其是發(fā)散冷卻氣),因此不能代表實際冷卻效果,而僅代表冷卻氣的分布情況。發(fā)散冷卻氣質(zhì)量流量比越高,在上游位置(x=-0.15Cax截面)形成的氣膜越厚,出口位置(x=0.97Cax截面)吸力面附近形成的冷卻氣團越明顯,結(jié)合前文對二次流結(jié)構(gòu)的討論,該位置的冷卻氣聚集現(xiàn)象與吸力面角區(qū)渦對有關(guān)?？v向分析各截面的溫度分布發(fā)現(xiàn),氣膜厚度會隨著其在葉柵通道中的流動迅速減薄。這一方面是因為冷卻氣在壓力面?zhèn)葧饾u沿葉表向中間葉展方向流動,在吸力面?zhèn)葧l(fā)生上述在角區(qū)位置的聚集,使覆蓋在端壁的冷卻氣減少;另一方面是因為氣膜在流動過程中與主流相互摻混,并發(fā)生劇烈的耗散。

(a)工況1 (b)工況2

(c)工況3 (d)工況4圖12 葉柵通道端壁與各截面絕熱冷卻有效度分布Fig.12 Adiabatic cooling effectiveness distributions on hub endwall and each profile

沖擊渦的旋向與馬蹄渦相反,導致其會卷吸大量發(fā)散冷卻氣沿葉片表面上吸,尤其是強度不斷增加的IV-PS,會對冷卻氣發(fā)展趨勢產(chǎn)生顯著影響。圖13給出了喉部截面溫度場與平面流線圖。在沒有發(fā)散冷卻時,如圖13a所示,不存在IV,證實發(fā)散冷卻氣形成的高總壓區(qū)是沖擊渦形成的必要條件。發(fā)散冷卻氣質(zhì)量流量比升高會使沖擊渦強度增加并沿葉展方向明顯拉長。沖擊渦會使冷卻氣沿壓力面向上覆蓋,在葉表形成冷卻氣膜。在發(fā)散冷卻氣質(zhì)量流量比很高時,如圖13d中工況4(M=7%),沖擊渦沿葉展方向伸長并分裂形成三次渦,該渦旋向與沖擊渦相同,使冷卻氣進一步向葉頂方向覆蓋,并在氣膜最上部形成一個冷卻氣團。

(a)工況1 (b)工況2 (c)工況3 (d)工況4圖13 喉部截面溫度場與平面流線圖Fig.13 Temperature distributions and two-dimensional streamlines on the throat profile

如上所述,以沖擊渦為代表的二次流結(jié)構(gòu)會使由端壁位置流入的冷卻氣攜帶至葉表,形成泛冷卻效果。圖14給出了葉表絕熱冷卻有效度分布。在無發(fā)散冷卻時,僅有吸力面尾緣部分存在泛冷卻效果,是由SSGVs中位于下方的正渦量部分攜帶槽縫射流冷卻氣,在抵達吸力面后向上卷起形成的。存在發(fā)散冷卻時,沖擊渦會攜帶發(fā)散冷卻氣在壓力面葉表上洗,形成明顯的泛冷卻效果。從上游至下游,冷卻氣在壓力面葉表覆蓋的展向距離不斷增加,在吸力面?zhèn)绕涓采w范圍基本不變,且發(fā)散冷卻氣質(zhì)量流量比越高,冷卻氣在吸力面與壓力面的覆蓋面積均增加,這是因為沖擊渦得到了同步增強。

(a)工況1 (b)工況2

(c)工況3 (d)工況4虛線左側(cè)為吸力面;虛線右側(cè)為壓力面。圖14 葉表絕熱冷卻有效度分布Fig.14 Adiabatic cooling effectiveness distributions on vane surface

由于兩種冷卻結(jié)構(gòu)注入位置與流量均差異較大,其流動分布情況也大不相同。本文以來自某結(jié)構(gòu)冷卻氣對絕熱冷卻有效度的貢獻程度代表冷卻氣在該區(qū)域的分布情況進行研究。Alqefl提出了多異溫冷卻氣腔室綜合冷卻效果的標準化研究方法[3]

(5)

式中:n為冷卻氣腔室數(shù);ηci為第i腔室單獨供氣時產(chǎn)生的冷卻有效度;ηdi為第i個腔室冷卻氣無量綱溫度,計算式為

(6)

其中Tci為第i個腔室冷卻氣溫度,T∞為主流溫度,Tc1一般選取為與主流溫度差異最大的腔室冷卻氣溫度。本文提出該方法的反問題,即根據(jù)多個冷卻氣腔室同時供氣時的計算結(jié)果,分析來自單一腔室的冷卻氣對冷卻效果的該貢獻程度。參考式(5)多冷卻氣腔室綜合冷卻效果標準化研究方法,調(diào)整個別冷卻氣腔室供氣溫度,再將得到的絕熱冷卻有效度代入線性方程聯(lián)立求解,即可得到單一腔室冷卻氣產(chǎn)生的冷卻有效度貢獻程度。以本文所研究的包含發(fā)散冷卻與槽縫射流兩個腔室的模型為例,在原始邊界條件計算的基礎上,改變發(fā)散冷卻氣溫度進行計算,邊界條件如表6所示。

表6 冷卻氣分布情況研究計算工況Table 6 Computational conditions for coolant distribution investigation

由式(5)可得

(7)

式中:ηA與ηB分別為工況A、B下的絕熱冷卻有效度;ηcE與ηcS分別為發(fā)散冷卻與槽縫射流產(chǎn)生的絕熱冷卻有效度。在此基礎上,可將發(fā)散冷卻氣對整體絕熱冷卻有效度的貢獻占比定義為

fE=ηcE/ηA

(8)

相比于原多冷卻氣腔室標準化研究方法,本文所述研究方法的兩種計算工況均由兩個腔室同時供氣且密度比差異不大,可以認為流動情況基本相同。采用該方法獲取的來源于某結(jié)構(gòu)的冷卻氣對絕熱冷卻有效度貢獻程度,可以用來評估某冷卻結(jié)構(gòu)冷卻氣在特定位置的聚集情況,有助于理解不同冷卻氣的流動與發(fā)展。

圖15給出了葉柵通道端壁與各截面發(fā)散冷卻對絕熱冷卻有效度貢獻占比分布,圖中藍色部分fE<50%,表明槽縫射流貢獻了該區(qū)域的大部分冷卻效果,而紅色表明發(fā)散冷卻主導該區(qū)域的冷卻。另外,由于冷卻氣僅在壁面附近流動,圖中各截面僅顯示η>0.5的部位。整體趨勢上,ME越高,fE越大。如圖中x=-0.15Cax和x=0的截面,槽縫射流冷卻氣注入后在發(fā)散冷卻氣形成的氣膜下方流動。壓力面?zhèn)扰c吸力面?zhèn)壬嫌蝔E較低。這是因為該位置靜壓較高,槽縫射流無法覆蓋至該位置。除了吸力面葉片中下游位置有一些槽縫射流冷卻氣分布外,泛冷卻效果幾乎全部由發(fā)散冷卻氣貢獻。這是因為發(fā)散冷卻氣在槽縫射流氣膜上層流動,更容易在沖擊渦與吸力面角渦的作用下發(fā)生沿葉片表面的上洗。在工況4中,可以觀察到三次渦引起的壓力面中間葉展位置冷卻氣聚集,如圖15c所示。端壁中上游部分主要由槽縫射流冷卻氣進行冷卻,而在邊界層分離線下游,端壁幾乎全部由發(fā)散冷卻氣覆蓋,說明端壁橫流對槽縫射流冷卻氣流動影響顯著。

(a)工況2 (b)工況3 (c)工況4圖15 葉柵通道端壁與各截面發(fā)散冷卻對絕熱冷卻有效度貢獻占比分布Fig.15 Contribution of effusion cooling to the adiabatic cooling effectiveness distribution on hub endwall and each profile

3 結(jié) 論

本文數(shù)值研究了燃燒室壁面發(fā)散冷卻與槽縫射流冷卻共同作用下,渦輪靜葉造型端壁的二次流結(jié)構(gòu)及冷卻氣流動情況,分析了不同發(fā)散冷卻氣質(zhì)量流量比下端壁附近各種渦結(jié)構(gòu)、總壓損失系數(shù)和端壁、葉表絕熱冷卻有效度以及兩種冷卻氣在端壁上的分布情況,得到如下結(jié)論。

(1)葉片吸力面?zhèn)却嬖谟珊聿课恢瞄_始形成的吸力面角區(qū)渦對;冷卻氣的注入使通道渦在葉柵通道內(nèi)部始終在壓力面?zhèn)劝l(fā)展,不會偏轉(zhuǎn)至吸力面;部分槽縫射流在端壁造型開始位置形成回流渦,橫向發(fā)展至低靜壓位置進入葉柵通道;發(fā)散冷卻氣質(zhì)量流量比由5%增加至7%時,進口截面端壁附近的總壓峰值升高3.7%,峰值區(qū)流體在葉片前緣滯止后向上卷起形成沖擊渦;壓力面?zhèn)确种У玫桨l(fā)散冷卻氣沖擊壓力面充能,向中間葉展位置延伸,吸力面?zhèn)确种戏叫纬膳c其旋向相反的沖擊渦誘導壁面渦。發(fā)散冷卻流量增加時,沖擊渦被增強而吸力面角區(qū)渦對被削弱。

(2)在無發(fā)散冷卻與發(fā)散冷卻流量較低時,出口截面僅存在一個總壓損失峰值區(qū),位于吸力面角區(qū)渦對交界處,發(fā)散冷卻氣質(zhì)量流量比增加時,該位置總壓損失減小;M>5%時,原總壓損失區(qū)上方出現(xiàn)了新的高總壓損失區(qū),處于沖擊渦吸力面?zhèn)确种c沖擊渦誘導壁面渦之間,且該位置總壓損失隨M增加而增加;低流量冷卻氣會使整體總壓損失降低,而M由5%升高至7%時總壓損失增加4.5%。

(3)僅有槽縫射流時,葉片前緣、壓力面角區(qū)等位置無法得到冷卻氣覆蓋,且此時僅有吸力面葉片下游得到部分冷卻;發(fā)散冷卻氣注入時,沖擊渦會將冷卻氣攜帶至葉表,在壓力面形成顯著的泛冷卻效果;較高的發(fā)散冷卻流量(M=7%)會使沖擊渦縱向伸長并分裂出三次渦。

(4)推導了發(fā)散冷卻貢獻占比的計算方法,邊界層分離線上游端壁由槽縫射流冷卻氣覆蓋,而葉表和下游端壁的冷卻由發(fā)散冷卻主導;在槽縫射流無法覆蓋的壓力面?zhèn)扰c吸力面?zhèn)壬嫌挝恢?fE增長迅速。

(5)發(fā)散冷卻氣在流動過程中會發(fā)生明顯溫升,因此需要更深入地開展發(fā)散冷卻對渦輪靜葉傳熱與冷卻特性影響特性的研究。同時,考慮開展發(fā)散冷卻氣影響的渦輪靜葉冷卻結(jié)構(gòu)優(yōu)化設計,以降低冷卻氣量、提高冷卻效率和減小氣動損失。