吳琛琦,何坤,晏鑫

(西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,710049,西安)

燃?xì)廨啓C第一級動葉承受著較高的熱負(fù)荷,葉頂是透平級傳熱系數(shù)最高且難以有效冷卻的區(qū)域之一[1]。相對于平頂結(jié)構(gòu),凹槽葉頂可以有效減小葉頂間隙泄漏并降低葉頂區(qū)域的流動換熱[2],因此凹槽結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用于現(xiàn)代燃?xì)馔钙郊墑尤~中。然而,傳統(tǒng)凹槽葉頂由于壓力側(cè)和吸力側(cè)均存在肩壁,導(dǎo)致凹槽底部出現(xiàn)局部高傳熱區(qū),嚴(yán)重影響凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能和運行安全[3]。帶壓力側(cè)小翼的凹槽葉頂由于壓力側(cè)無肩壁結(jié)構(gòu),可有效消除凹槽底部的局部高傳熱區(qū)、使葉頂?shù)臒嶝?fù)荷分布均勻,受到了航空發(fā)動機和燃?xì)廨啓C透平葉頂研究領(lǐng)域的廣泛關(guān)注[4]。

國內(nèi)外研究發(fā)現(xiàn),通過小翼結(jié)構(gòu)應(yīng)用于凹槽葉頂,可以對葉片的氣動和傳熱性能產(chǎn)生顯著的影響。Papa等提出在動葉葉片葉頂壓力側(cè)增添小翼的凹槽葉頂結(jié)構(gòu),通過實驗研究發(fā)現(xiàn)帶壓力側(cè)小翼的凹槽葉頂結(jié)構(gòu)平均傳熱系數(shù)較小,且葉頂間隙對其葉頂傳熱性能的影響較小[5]。Cheon等通過實驗研究了小翼偏移距離、小翼覆蓋率和小翼橫截面對葉頂泄漏損失的影響[6]。黃琰等采用數(shù)值模擬的方法研究了壓力側(cè)小翼覆蓋面積、小翼前緣傾角對傳熱系數(shù)分布的影響,結(jié)果表明小翼前緣傾角對前緣部分的傳熱系數(shù)影響較小,但可以改善小翼前緣處的高傳熱系數(shù)區(qū)[7]。

氣膜孔結(jié)構(gòu)可提升葉頂?shù)睦鋮s性能,其布置方案、流量大小等均是影響葉頂傳熱冷卻性能的重要因素。Zhou等發(fā)現(xiàn)小翼頂部的冷卻劑噴射減少了葉頂泄漏流,隨著冷卻劑質(zhì)量流量的增加,尖端泄漏損失的增加非常小[8]。Kwak等通過實驗的方法,發(fā)現(xiàn)葉頂整體的氣薄膜冷卻效率隨著吹風(fēng)比的增加而增加,在相同的葉頂間隙和吹風(fēng)比條件下,與平面葉頂相比,凹槽葉頂?shù)恼w氣膜冷卻效率增加[9]。黃琰等在Kwak的實驗基礎(chǔ)上,采用數(shù)值模擬的方法對2種氣膜孔布置3種葉頂間隙下葉頂傳熱與冷卻進行研究,結(jié)果顯示中弧線氣膜孔對凹槽底部有較好的冷卻效果,而壓力面?zhèn)葰饽た讓绫陧敳恳约叭~頂尾緣部分有較好的冷卻效果[10]。Yan等研究帶小翼凹槽葉頂氣膜孔噴射角度及吹風(fēng)比對氣膜冷卻效率的影響[11]。

葉片的旋轉(zhuǎn)對葉頂流場、傳熱系數(shù)分布等有較大的影響,國內(nèi)外學(xué)者針對透平級葉片在實際工況下的運行性能進行了研究。Wang等利用數(shù)值模擬方法的研究了平頂葉頂、凹槽葉頂、單側(cè)肩壁葉頂在旋轉(zhuǎn)工況下不同結(jié)構(gòu)葉頂?shù)睦鋮s效果,結(jié)果顯示葉頂結(jié)構(gòu)顯著改變了葉頂區(qū)域附近的流場結(jié)構(gòu),吸力側(cè)葉頂區(qū)域的氣膜冷卻性能主要受頂部泄漏流和通道渦的影響[12]。葉明亮等采用數(shù)值方法在透平級環(huán)境中研究了一級動葉中帶3種雙凹槽的葉頂傳熱與冷卻性能,結(jié)果顯示利用中弧線氣膜孔進行冷卻時,雙凹槽葉頂可以有效降低葉頂平均傳熱系數(shù),提高葉頂氣膜冷卻效率[13]。于金杏等采用數(shù)值的方法研究了3種吹風(fēng)比、2種氣膜孔布置時,透平級凹槽葉頂在發(fā)動機工況下的冷卻傳熱性能,發(fā)現(xiàn)壓力面?zhèn)壤鋮s流對壓力側(cè)肩壁和葉頂尾緣有較強的冷卻作用,葉頂冷卻流主要冷卻作用于凹槽底部和吸力側(cè)肩壁[14]。

然而,目前大部分關(guān)于帶小翼的凹槽葉頂傳熱與冷卻性能的研究集中在靜止、實驗室低溫工況條件下,而對于帶小翼結(jié)構(gòu)的透平級在發(fā)動機工況下的傳熱與冷卻性能的研究較少[13]。因此,本文針對發(fā)動機工況下透平級動葉葉頂傳熱與冷卻性能進行數(shù)值研究,著重分析了小翼型線、氣膜孔布置方案對透平級氣動性能和葉頂冷卻傳熱效果的影響,并與傳統(tǒng)凹槽葉頂、無壓力側(cè)肩壁的凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能進行對比。

1 數(shù)值計算方法

1.1 研究對象及計算邊界條件

本文研究對象為GE-E3燃?xì)馔钙降牡谝患?圖1展示了計算流體域,葉片型線來源于NASA報告[15],透平級葉片幾何參數(shù)列于表1。原始小翼結(jié)構(gòu)參考黃琰等所研究的小翼模型[16-17],小翼寬度2 mm、高度1.63 mm,整體型線先上拱后下彎。本文氣膜冷卻采用單排孔分布(凹槽底部中弧線孔)和雙排孔分布(中弧線孔+壓力側(cè)孔)2種情況,每排氣膜孔個數(shù)均為13。

圖1 靜葉與動葉流道計算域Fig.1 Calculation domain of the first stage

表1 透平級幾何參數(shù)

計算邊界條件為發(fā)動機高溫運行工況,與NASA報告[15]保持一致,表2為具體邊界條件。其中,計算傳熱系數(shù)時,葉頂與葉片壁面及流道上下端壁采用定溫邊界條件;計算氣膜冷卻計算時所有壁面采用絕熱條件。靜葉和動葉流道兩側(cè)設(shè)置為周期性邊界條件,靜葉與動葉交接面采用混合平面法處理[18]。工質(zhì)為理想氣體,其動力黏性系數(shù)采用Sutherland公式

(1)

式中:μ0為氣體在1.01×105Pa、0 ℃時的黏性系數(shù);T為氣體溫度;T0=273.15 K為參考溫度;Ts=110.4 K為蘇士南常數(shù)。

表2 計算邊界條件

1.2 參數(shù)定義

本文傳熱系數(shù)定義為

(2)

式中:q為壁面熱通量;Tw為葉片壁面溫度;T∞為主流進口溫度。

氣膜冷卻效率定義為[14]

(3)

式中:Taw為不通冷氣時壁面的絕熱溫度;Ta為通入冷氣時壁面的絕熱溫度;Tc為冷卻流進口總溫。

1.3 湍流模型驗證

圖2 不同湍流模型葉頂傳熱系數(shù)分布Fig.2 Heat transfer coefficient distributions of different turbulence models

本文采用CFX18.0求解器,采用可壓縮雷諾時均N-S方程,基于Kwak和Han等實驗數(shù)據(jù)[9,19]對k-w、SST、k-ε這3種湍流模型及數(shù)值方法的可行性進行驗證。圖2為不同湍流模型下所得葉頂傳熱系數(shù)分布,與實驗結(jié)果[19]對比可得k-ω湍流模型能較好地預(yù)測葉頂?shù)膫鳠嵯禂?shù)分布。圖3、圖4分別為凹槽葉頂在單排孔、雙排孔條件下采用k-ω模型所得CFD結(jié)果與實驗結(jié)果[9]的對比,可見k-ω模型能夠正確預(yù)測葉頂?shù)膫鳠嵯禂?shù)與氣膜冷卻效率的分布。因此,本文采用k-ω湍流模型進行研究。

(a)傳熱系數(shù)分布 (b)氣膜冷卻效率分布圖4 雙排氣膜孔時實驗與CFD計算結(jié)果Fig.4 Experimental and CFD results for both tip holes and pressure holes

1.4 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

圖5 網(wǎng)格結(jié)構(gòu)Fig.5 Mesh structure

本文研究采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,以帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂模型為例,其網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖5所示。為保證近壁面處流動傳熱的計算精確度,在壁面處進行邊界層加密,第一層邊界層網(wǎng)格厚度為0.000 25 mm,可使壁面處y+<1。本文研究對象為透平級葉片,分別對靜葉與動葉通道進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證。以原始小翼網(wǎng)格結(jié)構(gòu)為例,當(dāng)動葉網(wǎng)格數(shù)為497萬時,計算結(jié)果隨靜葉網(wǎng)格數(shù)的變化趨勢較小,靜葉網(wǎng)格數(shù)與葉頂平均傳熱系數(shù)的關(guān)系列于表3,當(dāng)靜葉網(wǎng)格數(shù)達到235萬時對計算結(jié)果的影響較小。動葉網(wǎng)格數(shù)與葉頂平均傳熱系數(shù)的變化關(guān)系列于表4,當(dāng)動葉網(wǎng)格數(shù)達到497萬時,與Richardson外推值[20]的相對誤差為0.17%,此時動葉網(wǎng)格數(shù)對計算結(jié)果影響較小。因此,在后續(xù)研究中靜葉網(wǎng)格數(shù)取235萬,動葉網(wǎng)格數(shù)取約500萬。

圖6為雙排孔模型氣膜孔及其周圍網(wǎng)格結(jié)構(gòu),針對氣膜孔模型,需在孔周圍進行加密,最終確定中弧線單排氣膜孔結(jié)構(gòu)動葉網(wǎng)格數(shù)取1 700萬,中弧線+壓力側(cè)氣膜孔雙排孔模型動葉網(wǎng)格數(shù)取2 050萬。

(a)傳統(tǒng)凹槽葉頂

(b)無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂

(c)帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂圖6 雙排氣膜孔凹槽葉頂網(wǎng)格結(jié)構(gòu)Fig.6 Mesh structure with both tip holes and pressure holes

表3 靜葉網(wǎng)格無關(guān)性驗證

表4 動葉網(wǎng)格無關(guān)性驗證

2 計算結(jié)果分析

2.1 無氣膜孔凹槽葉頂流動換熱性能

在凹槽葉頂?shù)幕A(chǔ)上,可通過改變?nèi)~頂?shù)膸缀谓Y(jié)構(gòu)研究其流動傳熱性能的改變,小翼結(jié)構(gòu)對凹槽葉頂?shù)牧鲃觽鳠嵝阅苡酗@著影響[7,21],可通過對小翼結(jié)構(gòu)的調(diào)整使葉頂流動傳熱性能得到改進。Yan等提出了壓力側(cè)小翼結(jié)構(gòu),該結(jié)構(gòu)包括平型小翼、上翹型小翼[4,17],但對小翼型線變化的研究較少。本文在此基礎(chǔ)上,對小翼型線及其整體結(jié)構(gòu)進行調(diào)整,進行多樣化對比研究。

可將小翼結(jié)構(gòu)分為等截面小翼、扭曲型小翼。等截面小翼分為上翹型、下彎型;扭曲型小翼分為向上扭曲、向下扭曲等結(jié)構(gòu)。本文選擇各種型線下具有代表性的小翼與傳統(tǒng)凹槽葉頂、無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂進行對比,為方便表述將其編號列于表5。不同凹槽葉頂幾何剖面示意圖及小翼結(jié)構(gòu)相關(guān)尺寸如圖7所示,其中等截面小翼從前緣至尾緣小翼的尺寸和形狀保持不變。扭曲型小翼的扭曲程度通過小翼前緣處截面以及小翼尾緣處截面進行控制。DW 01小翼前緣處及尾緣處截面小翼寬均2 mm、高1.63 mm,前緣處向下彎曲0.2 mm、尾緣處向下彎曲1.5 mm;DW 02小翼采用尺寸變化的結(jié)構(gòu),前緣截面進行縮小,小翼寬1.5 mm、高1 mm,尾緣截

表5 不同葉頂結(jié)構(gòu)與其編號

面同DW 01小翼。變化尺寸小翼對葉頂平均傳熱系數(shù)影響較小,但能相對減小小翼外沿高傳熱系數(shù)區(qū),便于圓角結(jié)構(gòu)的生成,在2.1.2小節(jié)中進行具體論述,因此DW 02選用具有代表性的變化尺寸小翼。

(a)squealer (b)no P.S.rim (c)PW 01

(d)PW 02 (e)PW 03

(f)DW 01

(g)DW 02圖7 不同凹槽葉頂幾何結(jié)構(gòu)Fig.7 Different squealer tip geometries

2.1.1 葉頂流線分布 圖8為傳統(tǒng)凹槽葉頂、無壓力側(cè)凹槽及5種帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂?shù)牧骶€圖。傳統(tǒng)凹槽葉頂流場結(jié)構(gòu)主要由以下5個部分組成:流經(jīng)流葉片吸力側(cè)的吸力側(cè)流;由于葉片在轉(zhuǎn)動時與端壁的相對運動所形成的刮削渦;部分受到刮削渦的阻礙而從刮削渦下方流經(jīng)凹槽底部,再從越過吸力側(cè)肩壁的泄漏流;從凹槽前緣進入凹槽形成的凹槽內(nèi)部渦;直接越過葉片尾緣部分所形成的泄漏流。刮削渦主要集中于葉頂弦長的20%～60%處,而后越過吸力側(cè)肩壁與下方泄漏流匯合。凹槽內(nèi)部渦主要集中在壓力面?zhèn)?為靠近凹槽尾緣處主要的渦流。

(a)squealer

(b)no P.S.rim (c)PW 01 (d)PW 02

(e)PW 03 (f)DW 01 (g)DW 02圖8 不同凹槽葉頂流線分布Fig.8 Streamlines on different squealer tips

無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂?shù)牧鲌雠c傳統(tǒng)凹槽葉頂相比,無刮削渦且泄漏流直接越過葉頂部分,而凹槽內(nèi)部渦在凹槽前緣形成角渦,在前緣處即越過肩壁流入吸力側(cè)。

帶壓力側(cè)小翼葉頂流場結(jié)構(gòu)與無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂相似,泄漏流直接越過肩壁進入吸力側(cè),于凹槽前緣處形成了角渦。由于小翼結(jié)構(gòu)所起到的整流作用,帶壓力側(cè)小翼的葉頂流場凹槽內(nèi)部渦減小,使氣流能更為平穩(wěn)地流經(jīng)葉頂區(qū)域。上翹型PW 02小翼在小翼與凹槽底部交接處形成較為明顯的分離渦,在凹槽底部分離渦附近則會形成長條狀的高傳熱系數(shù)區(qū)。隨著小翼型線從上翹型變化至下彎型,分離渦逐漸減小,且從凹槽中部逐漸偏向小翼外側(cè),對小翼外側(cè)邊緣的傳熱系數(shù)分布產(chǎn)生影響。DW 01、DW 02的葉頂流場較為相似,從小翼前緣進入的氣流能平滑地從小翼后緣出流出至葉片尾緣。

2.1.2 葉頂傳熱系數(shù)分布 圖9為前緣不同尺寸下小翼葉頂?shù)膫鳠嵯禂?shù)分布,表6為葉頂平均傳熱系數(shù)的對比。對DW 01小翼前緣處截面進行縮小,形成變尺寸小翼結(jié)構(gòu)。DW 01-2小翼的前緣截面寬度變窄為1.5 mm,如圖9b所示;DW 01-3小翼前緣截面在寬度變窄為1.5 mm的同時,高度變?yōu)? mm,如圖9c所示?？梢?變化尺寸小翼對葉頂平均傳熱系數(shù)的影響較小,平均傳熱系數(shù)變化范圍小于1%。小翼前緣處的高傳熱系數(shù)區(qū)隨小翼前緣寬度與高度的縮小而減小,但整體變化較小。DW 02是在變化尺寸小翼的基礎(chǔ)上加入圓角結(jié)構(gòu),便于圓角結(jié)構(gòu)的生成以及前緣高傳熱系數(shù)區(qū)的消除。因此,在本文重點研究的幾中小翼中,選擇DW 01為尺寸不變小翼,以及DW 02為變化尺寸小翼,具有一定代表性。

表6 葉頂平均傳熱系數(shù)

(a)DW 01

(b)DW 01-2

(c)DW 01-3圖9 不同變尺寸小翼前緣截面及傳熱系數(shù)分布Fig.9 Distributions of heat transfer coefficient and leading edge cross section of different winglets

圖10為不同凹槽葉頂傳熱系數(shù)分布。傳統(tǒng)凹槽葉頂流經(jīng)凹槽底部的泄漏流使凹槽底部形成高傳熱系數(shù)區(qū),如圖10a中A所示,低傳熱系數(shù)區(qū)主要分布于凹槽底部壓力面?zhèn)?。無壓力側(cè)肩壁葉頂凹槽底部無明顯高傳熱系數(shù)區(qū),由于凹槽內(nèi)部前緣角渦的存在而形成一個較小的高傳熱系數(shù)區(qū)(圖10b中A),在凹槽底部靠近壓力側(cè)邊緣分布低傳熱系數(shù)區(qū)(圖10b中B)。帶有壓力側(cè)小翼結(jié)構(gòu)的凹槽葉頂中PW 02小翼前緣處的高傳熱系數(shù)區(qū)較大,且由于小翼側(cè)分離渦的存在,在凹槽中部形成長條狀的高傳熱系數(shù)區(qū),整體傳熱性能較差。其余小翼結(jié)構(gòu)在凹槽底部無高傳熱系數(shù)區(qū),且吸力面?zhèn)葌鳠嵯禂?shù)較低(圖10c～g中B),整體傳熱性能較小,但在小翼的前緣部分,存在著高傳熱系數(shù)區(qū),此高傳熱系數(shù)區(qū)可通過調(diào)整小翼型線結(jié)構(gòu)減小其面積。

(a)squealer (b)no P.S.rim

(c)PW 01 (d)PW 02

(e)PW 03 (f)DW 01

(g)DW 02圖10 不同凹槽葉頂平均傳熱系數(shù)分布 Fig.10 Distributions of average heat transfer coefficient of different squealer tips

PW 03的葉頂整體傳熱性能得到提升,但其高傳熱系數(shù)區(qū)分布于小翼外側(cè),小翼結(jié)構(gòu)有較高的熱負(fù)荷。DW 01的葉頂整體傳熱系數(shù)減小,且小翼前緣高傳熱系數(shù)區(qū)面積減小,凹槽底部中部及靠近尾緣部分高傳熱系數(shù)區(qū)顯著減小。在扭曲型小翼的基礎(chǔ)上,DW 02的圓角結(jié)構(gòu)有效地消除了小翼前緣處的高傳熱系數(shù)區(qū),且在小翼中部及尾緣區(qū)域無明顯高傳熱系數(shù)區(qū)。

表7為不同結(jié)構(gòu)凹槽葉頂?shù)钠骄鶄鳠嵯禂?shù),可見無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂、帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂均可有效降低葉頂平均傳熱系數(shù)。PW 02葉頂平均傳熱系數(shù)與傳統(tǒng)凹槽葉頂相比減小了約7.68%,與無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂相比增大了約4.98%;PW 03、DW 01的平均傳熱系數(shù)相對較低,與傳統(tǒng)凹槽葉頂相比分別減小了19.4%、17.45%,有較好的傳熱性能;DW 02的平均傳熱系數(shù)略高于DW 01,但相對于傳統(tǒng)凹槽葉頂減小約16.45%,相對于無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂減小約4.99%,仍有較好的傳熱性能。

表7 葉頂平均傳熱系數(shù)

圖11為不同凹槽葉頂平均傳熱系數(shù)沿軸向分布,可見無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂、帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂在軸向20%～70%的范圍均能有效降低傳熱系數(shù),且?guī)毫?cè)小翼凹槽葉頂(除PW 01外)的傳熱性能更為優(yōu)越。綜合圖10、圖11,扭曲型小翼在整體上有更好的傳熱性能。

圖11 不同凹槽葉頂平均傳熱系數(shù)沿軸向分布Fig.11 Axial distributions of pitch-averaged heat transfer coefficient at different squealer tips

PW 03與DW 01、DW 02相比,葉頂整體平均傳熱系數(shù)較低,但其小翼部分直接受到氣流的沖擊形成長條狀的高傳熱系數(shù)區(qū);DW 01、DW 02在小翼外側(cè)無明顯高傳熱系數(shù)區(qū),有效減小了小翼結(jié)構(gòu)的熱負(fù)荷,有利于延長葉片壽命。DW 02的圓角結(jié)構(gòu)有效地消除了小翼前緣高傳熱系數(shù)區(qū),對提升葉片傳熱性能有更大的優(yōu)勢。

2.1.3 葉片氣動性能 圖12為不同凹槽葉頂泄漏流占總流量的百分比。傳統(tǒng)凹槽葉頂為雙側(cè)肩壁具有最好的密封性[22],凹槽內(nèi)部渦、刮削渦增大了泄漏流的阻力,使得泄漏流占比最少;無壓力側(cè)肩壁葉頂及小翼葉頂均為吸力側(cè)單側(cè)肩壁密封性能相對較差,泄漏流能更為平穩(wěn)地流經(jīng)肩壁,因此泄漏流流量有所增大。與無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂相比,小翼結(jié)構(gòu)減少了泄漏流流量,各小翼葉頂(除PW 02外)之間的泄漏流相差較小。PW 02由于小翼與槽底交接處的分離渦的存在,泄漏流受阻相對較大,流量相對較少。

圖12 不同凹槽葉頂泄漏流占比Fig.12 Leakage flow ratio of different squealer tips

葉片上半部分的氣動損失主要由泄漏渦耗散以及通道渦所引起[23],葉頂?shù)男孤┝鲿νǖ罍u產(chǎn)生影響[23],因此葉頂泄漏流的變化不能直接反映葉片整體的氣動損失。本文采用等熵效率來進行氣動性能的表征,以動葉葉片尾緣后方3.3 mm處的截面為研究面進行等熵效率的計算。無氣膜冷卻時,等熵效率公式為

(4)

圖13 不同凹槽葉頂?shù)褥匦恃厝~高分布Fig.13 Distributions of the isentropic efficiency along blade height

圖13為等熵效率沿葉高方向的分布。葉片低等熵效率區(qū)域主要集中于葉頂及葉片中部,葉頂區(qū)域的低等熵效率區(qū)是由葉頂泄漏渦所形成,葉片中部則由通道渦所形成。不同凹槽葉頂之間等熵效率的差異集中于葉片頂端,葉頂部分無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂效率最低,傳統(tǒng)凹槽葉頂效率最高。帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂中,PW 02葉頂處效率最高,但在葉頂中部及底部其等熵效率相對較低,其余小翼結(jié)構(gòu)等熵效率則在葉頂部分差別較小,表8為不同凹槽葉頂尾緣后方3.3 mm截面處的平均等熵效率。傳統(tǒng)凹槽葉頂?shù)牡褥匦首罡?無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂次之,帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂則相對等熵效率較低,在氣動性能上有所損失。帶小翼的凹槽葉頂中,PW 02、PW 03的等熵效率相對較低,而DW 01、DW 02的氣動性能有所改善。

表8 不同凹槽葉頂平均等熵效率

圖14為不同凹槽葉頂平均傳熱系數(shù)及平均等熵效率的對比。帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂(除PW 02外)的平均傳熱系數(shù)均低于傳統(tǒng)凹槽葉頂以及無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂在傳熱性能上有明顯優(yōu)勢,而在等熵效率上的損失小于1%,對氣動性能的影響較小。在各小翼葉頂中,PW 03葉頂雖有較好的傳熱性能,但在氣動性能上損失相對較大。DW 02在平均傳熱系數(shù)與等熵效率上有較好的平衡,且有效地減小了小翼前緣高傳熱系數(shù)區(qū)。綜合等熵效率與傳熱性能,可認(rèn)為DW 02具有最佳流動傳熱性能。

圖14 不同凹槽葉頂平均傳熱系數(shù)與等熵效率對比Fig.14 Comparison of average heat transfer coefficient and isentropic efficiency among different squealer tips

DW 01、DW 02的小翼扭曲結(jié)構(gòu)、圓角結(jié)構(gòu)均能一定程度地改善帶小翼凹槽葉頂?shù)臍鈩有阅堋Ｔ谶M行壓力側(cè)小翼結(jié)構(gòu)的設(shè)計時,可優(yōu)先考慮采用整體下彎型小翼的結(jié)構(gòu)降低葉頂平均傳熱系數(shù)。針對氣動性能的損失,采用扭曲型結(jié)構(gòu)可在一定程度上減小因小翼下彎而形成的氣動損失。針對葉頂存在的部分高傳熱系數(shù)區(qū),圓角結(jié)構(gòu)以及扭曲結(jié)構(gòu)的結(jié)合,可有針對性地消除高傳熱系數(shù)區(qū)。

2.2 帶中弧線氣膜孔凹槽葉頂傳熱與冷卻性能

氣膜孔結(jié)構(gòu)于葉頂?shù)膽?yīng)用可有效提升凹槽葉頂冷卻性能,下面對比DW 02凹槽葉頂與傳統(tǒng)凹槽葉頂、無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂?shù)睦鋮s性能。

(a)傳統(tǒng)凹槽葉頂 (b)無壓力側(cè)肩壁葉頂 (c)小翼葉頂圖15 單排孔葉頂流線分布Fig.15 Streamline distributions on different squealer tips with single row of tip holes

圖15為單排氣膜孔條件下葉頂流線的分布,圖16為冷卻流流線分布。葉頂冷卻流使得葉頂流場結(jié)構(gòu)更為復(fù)雜,對于傳統(tǒng)凹槽葉頂、無壓力側(cè)肩壁葉頂,冷卻流流出氣膜孔后與凹槽底部渦流相裹挾從尾緣流出。小翼葉頂凹槽底部無明顯的渦流,冷卻流受泄漏流沖擊的影響向吸力側(cè)流動,在前緣處的5個氣膜孔所流出的冷卻流,在凹槽底部沖擊吸力側(cè)肩壁。

(a)傳統(tǒng)凹槽葉頂 (b)無壓力側(cè)肩壁葉頂 (c)小翼葉頂圖16 單排孔葉頂冷卻流流線分布Fig.16 Streamlines of film cooling on different squealer tips with single row of tip holes

圖17為3種不同凹槽葉頂傳熱系數(shù)分布與氣膜冷卻效率分布,可見傳熱系數(shù)分布與氣膜冷卻效率分布相對應(yīng)。傳統(tǒng)凹槽葉頂冷卻流主要集中于凹槽底部的壓力側(cè),在凹槽底部尾緣部分形成高氣膜冷卻效率區(qū),凹槽底部高傳熱系數(shù)區(qū)相對于無氣膜冷卻時面積減小;無壓力側(cè)肩壁葉頂冷卻流在壓力側(cè)冷卻效率更高,在吸力側(cè)冷卻流覆蓋性較差,在葉片前緣存在一小塊冷卻性能較差的區(qū)域,如圖17b所示;小翼葉頂前緣部分吸力面?zhèn)仁芾鋮s流沖擊冷卻性能較好,中部及尾緣部分則在壓力側(cè)冷卻性能更佳。小翼葉頂在凹槽底部前緣處壓力側(cè)存在傳熱系數(shù)相對較高的區(qū)域,這是由于中弧線冷卻流在前緣部分向吸力側(cè)偏轉(zhuǎn),對該區(qū)域的覆蓋性較差,此區(qū)域可通過加入壓力側(cè)冷卻流進行改進。

(a)傳統(tǒng)凹槽葉頂

(b)無壓力側(cè)肩壁葉頂

(c)小翼葉頂圖17 單排氣膜孔傳熱系數(shù)與氣膜冷卻效率分布Fig.17 Heat transfer coefficient and film cooling efficiency distributions on different squealer tips with single row of tip holes

表9為3種不同凹槽葉頂平均傳熱系數(shù)與氣膜冷卻效率的計算值。在單排氣膜孔條件下,無壓力側(cè)肩壁葉頂?shù)膫鳠崂鋮s性能最佳,傳熱系數(shù)與傳統(tǒng)凹槽葉頂相比減小8.54%,氣膜冷卻效率增大20%。帶小翼的凹槽葉頂與傳統(tǒng)凹槽葉頂相比,傳熱性能有所提升,傳熱系數(shù)比傳統(tǒng)凹槽葉頂減小1.6%,氣膜冷卻效率增大0.7%。

表9 單排孔結(jié)構(gòu)平均傳熱系數(shù)與氣膜冷卻效率

對于單排氣膜孔結(jié)構(gòu)下的傳熱冷卻性能研究展現(xiàn)了中弧線氣膜孔冷卻流在葉頂氣膜冷卻中所起作用,為后續(xù)多排氣膜孔的研究進行鋪墊。圖15～圖17較為清晰地展示了中弧線冷卻流的流線分布,以及傳熱系數(shù)與氣膜冷卻效率的分布。小翼葉頂凹槽底部前緣部分吸力側(cè)的冷卻性能較好,而壓力側(cè)冷卻流覆蓋較差,因此葉頂整體的傳熱冷卻性能優(yōu)勢較小,此區(qū)域可通過加入壓力側(cè)氣膜孔結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化。

2.3 中弧線+壓力側(cè)氣膜孔凹槽葉頂傳熱冷卻性能

2.3.1 3種不同凹槽葉頂傳熱冷卻性能 雙排氣膜孔結(jié)構(gòu)為中弧線+壓力側(cè)氣膜孔,傳統(tǒng)凹槽葉頂、無壓力側(cè)肩壁葉頂壓力側(cè)孔均與葉片徑向呈30°向上,與頂端距離1.48 mm。帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂壓力側(cè)氣膜孔位于小翼中心處,垂直葉片表面,如圖6所示。本小節(jié)在雙排孔結(jié)構(gòu)下將DW 02凹槽葉頂與傳統(tǒng)凹槽葉頂、無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂?shù)睦鋮s性能進行對比。

(a)傳統(tǒng)凹槽葉頂 (b)無壓力側(cè)肩壁葉頂 (c)小翼葉頂圖18 雙排孔葉頂流線分布Fig.18 Streamlines on different squealer tips with both tip holes and pressure holes

(a)傳統(tǒng)凹槽葉頂 (b)無壓力側(cè)肩壁葉頂 (c)小翼葉頂圖19 雙排孔葉頂冷卻流流線分布Fig.19 Streamlines of film cooling on different squealer tips with both tip holes and pressure holes

圖18為雙排孔條件下3種不同凹槽葉頂?shù)牧骶€分布,圖19為冷卻流流線布,雙排孔流場結(jié)構(gòu)與單排孔流場結(jié)構(gòu)較相似。傳統(tǒng)凹槽葉頂壓力側(cè)氣膜孔冷卻流在葉片中部及尾緣部分與泄漏流匯合流經(jīng)肩壁頂端流至吸力側(cè);無壓力側(cè)肩壁葉頂壓力側(cè)氣膜孔冷卻流在凹槽底部與凹槽底部渦及中弧線冷卻流匯合從凹槽尾緣處流出;帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂壓力側(cè)冷卻流流出孔后向吸力側(cè)流動。可見,冷卻流在傳統(tǒng)凹槽葉頂肩壁頂端覆蓋性較好,能對肩壁頂端進行有效冷卻,而在無壓力側(cè)肩壁葉頂、小翼葉頂中,冷卻流在肩壁頂端的冷卻性能較差,在凹槽底部覆蓋性較好。

(a)傳統(tǒng)凹槽葉頂

(b)無壓力側(cè)肩壁葉頂

(c)小翼葉頂圖20 單排氣膜孔傳熱系數(shù)與氣膜冷卻效率分布Fig.20 Heat transfer coefficient and film cooling efficiency distributions on different squealer tips with both tip and pressure holes

圖20分別為3種凹槽葉頂在雙排氣膜孔條件下的傳熱系數(shù)與冷卻效率分布。各葉頂?shù)臍饽だ鋮s效率整體優(yōu)于單排氣膜孔結(jié)構(gòu)。傳統(tǒng)凹槽葉頂凹槽底部主要受中弧線氣膜孔冷卻流的影響,凹槽底部高傳熱系數(shù)區(qū)進一步減小,壓力側(cè)冷卻流則有效地對肩壁頂端進行冷卻;無壓力側(cè)肩壁葉頂在凹槽底部整體的冷卻效率增大,但在前緣部分仍存在一塊冷卻流覆蓋率較低的區(qū)域。在小翼葉頂雙排孔結(jié)構(gòu)下,壓力側(cè)冷卻流對小翼前緣區(qū)域覆蓋性較好,凹槽底部前緣部分原高傳熱系數(shù)得到有效地冷卻。

圖21、圖22分別為3種不同凹槽葉頂平均傳熱系數(shù)、氣膜冷卻效率沿軸向的分布,在軸向弦長的0～80%處,無壓力側(cè)肩壁葉頂以及小翼葉頂平均傳熱系數(shù)較低,而在80%～100%處則傳熱系數(shù)明顯增大,氣膜冷卻效率明顯降低。其主要原因在于這2種凹槽葉頂壓力側(cè)冷卻流無法越過吸力側(cè)肩壁,只集中于凹槽底部,因此尾緣肩壁頂端沒能得到有效的冷卻。

圖21 不同凹槽葉頂平均傳熱系數(shù)沿軸向分布Fig.21 Axial distributions of pitch-averaged heat transfer coefficient at different squealer tips

圖22 不同凹槽葉頂平均氣膜冷卻效率沿軸向分布Fig.22 Axial distributions of pitch-averaged film cooling efficiency at different squealer tips

表10為3種不同凹槽葉頂?shù)钠骄鶄鳠嵯禂?shù)及氣膜冷卻效率。在雙排孔的結(jié)構(gòu)下,無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂?shù)膫鳠嵝阅茌^差,帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂?shù)膫鳠崤c冷卻性能最佳。帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂傳熱系數(shù)與傳統(tǒng)凹槽葉頂相比減小0.76%,與無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂相比減小7.84%,氣膜冷卻效率與傳統(tǒng)凹槽葉頂相比增大9.13%,與壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂相比增大9.6%。

表10 雙排孔結(jié)構(gòu)平均傳熱系數(shù)與氣膜冷卻效率

雙排孔結(jié)構(gòu)下壓力側(cè)氣膜孔的加入使各凹槽葉頂整體的傳熱性能、氣膜冷卻效率有明顯的提升。小翼結(jié)構(gòu)與雙排氣膜孔的應(yīng)用極大地提升了葉頂?shù)睦鋮s性能,與其他兩種凹槽葉頂相比有明顯優(yōu)勢。雙排孔結(jié)構(gòu)使小翼葉頂凹槽底部前緣部分原高傳熱系數(shù)區(qū)得到有效的冷卻,后續(xù)研究可通過調(diào)整葉頂氣膜孔噴射角使小翼凹槽葉頂氣膜冷卻效率進一步提升。

2.3.2 幾種不同小翼結(jié)構(gòu)的傳熱與冷卻性能 圖23右側(cè)為幾種不同小翼前緣截面結(jié)構(gòu)圖,這3種小翼的尾緣截面均相同,而對前緣截面進行變化。在雙排孔結(jié)構(gòu)下,對比這3種變化尺寸小翼對氣膜冷卻效率的影響。

圖23左側(cè)為這3種小翼氣膜冷卻效率分布圖,表11為這3種小翼葉頂?shù)钠骄鶜饽だ鋮s效率,可見DW 01與DW 01-3較為相近,且在凹槽前緣、小翼前緣均存在冷卻流覆蓋性較差的區(qū)域。DW 01-3與DW 01相比平均冷卻效率增大0.42%,小于1%,小翼尺寸的變化對氣膜冷卻效率的影響較小。

表11 雙排孔結(jié)構(gòu)不同小翼凹槽葉頂平均氣膜冷卻效率

由圖23可見,DW 02所采用的圓角結(jié)構(gòu),使冷卻流在凹槽底部及小翼前緣均具有較好的覆蓋性。由表11可得,DW 02的氣膜冷卻效率最高,與DW 01相比氣膜冷卻效率增大4.58%,與DW 01-2相比氣膜冷卻效率增大4.15%。在雙排孔結(jié)構(gòu)下,DW 02具有較好的冷卻性能,小翼前緣所采用的圓角結(jié)構(gòu)能有效提升小翼葉頂?shù)臍饽だ鋮s效率。小翼結(jié)構(gòu)變化所帶來的影響遠(yuǎn)大于小翼前緣尺寸所帶來的影響。

(a)DW 01

(b)DW 01-03

(c)DW 02圖23 雙排孔結(jié)構(gòu)不同小翼凹槽葉頂冷卻分布Fig.23 Film cooling efficiency distributions of different winglet squealer tips with both tip and pressure holes

3 結(jié) 論

采用數(shù)值模擬的方法研究了發(fā)動機工況下帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂?shù)膫鳠崤c冷卻性能,通過改變小翼的造型型線,分析了不同小翼型線對流動傳熱的影響。針對單排氣膜孔、雙排氣膜孔這2種氣膜冷卻孔布置,對傳統(tǒng)凹槽葉頂、無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂、帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能進行對比研究,得到主要結(jié)論如下。

(1)傳統(tǒng)凹槽葉頂流場中由于刮削渦以及流經(jīng)凹槽底部的泄漏流的存在,凹槽底部存在高傳熱系數(shù)區(qū)。無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂、帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂均能減小凹槽中部長條形高傳熱系數(shù)區(qū),而帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂在小翼前緣處存在高傳熱系數(shù)區(qū)。扭曲型小翼可減小小翼外沿部分的高傳熱系數(shù)區(qū),帶圓角扭曲型小翼DW 02能有效消除小翼前緣處的高傳熱系數(shù)區(qū)域及小翼外沿部分的高傳熱系數(shù)區(qū),有較好的傳熱性能。

(2)單排氣膜孔結(jié)構(gòu)下,帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂傳熱系數(shù)比傳統(tǒng)凹槽葉頂減小1.62%,氣膜冷卻效率比傳統(tǒng)凹槽葉頂增大0.71%,葉頂整體傳熱冷卻性能優(yōu)勢較小,其凹槽底部前緣區(qū)域中弧線冷卻流覆蓋性較差,壓力側(cè)存在高傳熱系數(shù)區(qū),此區(qū)域需加入壓力側(cè)冷卻流進行改進。

(3)雙排孔結(jié)構(gòu)下,凹槽葉頂整體傳熱冷卻性能得到較明顯的提升。小翼葉頂凹槽底部前緣部分冷卻流覆蓋性提高,整體上冷卻性能最佳,傳熱系數(shù)比傳統(tǒng)凹槽葉頂減小0.76%,比無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂減小7.84%,氣膜冷卻效率比傳統(tǒng)凹槽葉頂增大9.13%,比無壓力側(cè)肩壁凹槽葉頂增大9.6%。

(4)雙排孔結(jié)構(gòu)下,小翼前緣尺寸對氣膜冷卻效率的影響較小,小翼圓角結(jié)構(gòu)使冷卻流覆蓋性提高,能有效提升冷卻效率。DW 02與DW 01相比冷卻效率增大4.58%,與DW 01-3相比增大4.15%。