吳琛琦,何坤,晏鑫

(西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院,710049,西安)

燃?xì)馔钙降谝患?jí)動(dòng)葉葉頂承受著較高的熱負(fù)荷,且葉頂間隙區(qū)域流動(dòng)復(fù)雜,是燃?xì)廨啓C(jī)和航空發(fā)動(dòng)機(jī)高溫?zé)岫瞬考y以有效冷卻的關(guān)鍵區(qū)域之一[1]。凹槽葉頂可以有效減小葉頂間隙區(qū)域的泄漏并降低葉頂區(qū)域的流動(dòng)換熱[2],因此廣泛應(yīng)用于現(xiàn)代燃?xì)馔钙絼?dòng)葉中。為了進(jìn)一步降低凹槽葉頂?shù)臒嶝?fù)荷,研究者提出了帶小翼的凹槽葉頂結(jié)構(gòu),由于其具有優(yōu)良的氣動(dòng)與傳熱性能,因此受到了燃?xì)廨啓C(jī)和航空發(fā)動(dòng)機(jī)透平葉頂研究領(lǐng)域的廣泛關(guān)注[3]。

氣膜冷卻是凹槽葉頂冷卻的重要方法之一,研究表明:采用高效的氣膜冷卻技術(shù)可以有效降低凹槽葉頂?shù)臒嶝?fù)荷[4]。Zhou等研究發(fā)現(xiàn):小翼頂部的冷卻射流可以抑制葉頂間隙泄漏;隨著冷卻流質(zhì)量流量的增加,葉頂間隙泄漏損失的增加較小[5]。肖東等研究了葉頂泄漏流與氣膜孔冷卻流間的相互作用機(jī)理,發(fā)現(xiàn)凹槽深度、氣膜孔吹風(fēng)比對(duì)葉頂冷卻性能有較大程度的影響[6]。Yan、He等對(duì)比了三種葉頂間隙、兩種氣膜孔布置條件下的葉頂傳熱系數(shù)與氣膜冷卻效率,研究表明氣膜孔布置和射流條件對(duì)冷卻傳熱性能影響顯著[7-8]。Zhang等采用實(shí)驗(yàn)方法研究了肩壁位置對(duì)凹槽葉頂氣膜冷卻性能的影響,研究發(fā)現(xiàn)將梯形槽位置從葉頂壓力側(cè)移動(dòng)到中弧線位置可提高后緣附近的氣膜冷卻效率[9]。吳琛琦等采用數(shù)值方法研究了不同氣膜孔布置時(shí)、帶不同型式葉頂?shù)耐钙郊?jí)的冷卻傳熱性能,研究表明在雙排孔布置下,帶圓角的扭曲型小翼結(jié)構(gòu)具有優(yōu)良的綜合性能[10]。

氣膜孔的射流角度、布置等因素會(huì)對(duì)凹槽葉頂?shù)睦鋮s性能有較大程度的影響。Cheng等通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了6種不同氣膜孔分布時(shí)葉頂氣膜冷卻效率的分布,發(fā)現(xiàn)氣膜孔的分布方式對(duì)葉頂冷卻性能有較大程度的影響[11],此外還采用數(shù)值方法研究了不同葉頂氣膜孔分布與肩壁幾何時(shí)凹槽葉頂?shù)睦鋮s性能[12]。張子寒等研究了吹風(fēng)比、凹坑孔造型對(duì)壁面氣膜冷卻性能的影響[13-14]。李琛璽等通過(guò)對(duì)凹槽葉頂?shù)臍饽た走M(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì),使得氣膜冷卻流量分布更為合理[15]。白創(chuàng)軍等研究了不同射流角度條件下渦輪葉片的氣動(dòng)和冷卻性能,表明氣膜孔徑向射流角度對(duì)葉片冷卻效率具有顯著影響[16]。于金杏等研究了不同吹風(fēng)比和氣膜孔分布方式對(duì)透平級(jí)凹槽葉頂冷卻傳熱性能的影響[17],通過(guò)改變?nèi)~頂壓力側(cè)氣膜孔射流角度以及孔型,實(shí)現(xiàn)了凹槽葉頂冷卻性能的提升[4]。Yan等研究了不同射流角度和吹風(fēng)比條件下帶壓力側(cè)小翼的凹槽葉頂?shù)膫鳠嵯禂?shù)與氣膜冷卻效率分布,發(fā)現(xiàn)帶小翼的凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能對(duì)氣膜孔射流角度和吹風(fēng)比十分敏感[18]。

然而,目前關(guān)于氣膜孔射流角度變化對(duì)帶小翼的凹槽葉頂冷卻傳熱性能影響的研究論文較少,且較多的研究集中在針對(duì)靜止葉柵、實(shí)驗(yàn)工況條件下的葉頂流動(dòng)傳熱性能進(jìn)行分析[2]。因此,本文以航空發(fā)動(dòng)機(jī)高壓透平第一級(jí)作為研究對(duì)象,分析在發(fā)動(dòng)機(jī)工況條件下中弧線氣膜孔、壓力側(cè)氣膜孔的射流角度的改變對(duì)帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能的影響。首先,通過(guò)改變雙排氣膜孔的射流角,計(jì)算葉頂?shù)膫鳠嵯禂?shù)和氣膜冷卻效率,從而確定大多數(shù)冷卻孔的射流角度,使帶壓力側(cè)小翼的凹槽葉頂具有良好氣膜冷卻效果。在此基礎(chǔ)上,對(duì)中弧線氣膜孔的射流角進(jìn)行局部調(diào)整,降低難以冷卻區(qū)域的熱負(fù)荷,進(jìn)一步提升帶壓力側(cè)小翼的凹槽葉頂冷卻傳熱性能,實(shí)現(xiàn)具有較好冷卻傳熱性能的射流角組合。

1 數(shù)值計(jì)算方法

1.1 研究對(duì)象及計(jì)算邊界條件

本文研究的對(duì)象為GE-E3航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)馔钙降牡谝患?jí),葉片型線來(lái)源于NASA報(bào)告[19],動(dòng)葉為帶壓力側(cè)小翼的凹槽葉頂結(jié)構(gòu),壓力側(cè)小翼的幾何結(jié)構(gòu)為帶圓角的扭曲型小翼[10],如圖1所示。透平葉片的幾何參數(shù)與前期研究中所用葉片相同[10],葉頂?shù)闹谢【€處、壓力側(cè)小翼中線處各分布13個(gè)氣膜孔,孔直徑為0.424 mm,呈等間距分布。中弧線氣膜孔編號(hào)分別記為T(mén)01～T13,壓力側(cè)氣膜孔編號(hào)分別記為P01～P13,如圖1所示。

圖1 GE-E3發(fā)動(dòng)機(jī)第一級(jí)透平級(jí)計(jì)算模型及氣膜孔編號(hào)

計(jì)算邊界條件與NASA報(bào)告[19]保持一致,為發(fā)動(dòng)機(jī)海平面起飛工況,表1列出了計(jì)算的邊界條件。冷卻流質(zhì)量流量通過(guò)吹風(fēng)比計(jì)算得到,所有氣膜孔的吹風(fēng)比M=1。計(jì)算傳熱系數(shù)時(shí),葉頂與葉片壁面及流道上下端壁采用等溫邊界條件(1 000 ℃);計(jì)算氣膜冷卻效率時(shí),所有壁面采用絕熱條件。靜葉和動(dòng)葉流道兩側(cè)設(shè)置為周期性邊界條件,靜葉與動(dòng)葉交界面采用混合平面法處理[20],工質(zhì)為理想空氣[10]。

表1 計(jì)算邊界條件

1.2 參數(shù)定義

本文的吹風(fēng)比定義為

(1)

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

本文的傳熱系數(shù)定義為

(2)

氣膜冷卻效率定義為[21]

(3)

帶有氣膜孔結(jié)構(gòu)時(shí)透平級(jí)等熵效率定義為[20-21]

(4)

1.3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

本文采用ANSYS CFX18.0求解可壓縮雷諾時(shí)均N-S方程,在前期的研究[10]中已基于Kwak和Han的凹槽葉頂冷卻傳熱實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[22-23]對(duì)k-ω、SST、k-ε這3種湍流模型以及數(shù)值方法的可靠性進(jìn)行驗(yàn)證,其中k-ω湍流模型對(duì)凹槽葉頂?shù)念A(yù)測(cè)結(jié)果相對(duì)較好。因此,本文將采用k-ω湍流模型對(duì)帶小翼凹槽葉頂在不同射流角度條件下的冷卻傳熱性能進(jìn)行研究。

本文采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)透平級(jí)帶小翼的凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能進(jìn)行數(shù)值研究,動(dòng)葉的網(wǎng)格如圖2所示。為保證近壁面區(qū)域流動(dòng)傳熱性能的計(jì)算精度,在網(wǎng)格生成過(guò)程中對(duì)邊界層區(qū)域進(jìn)行加密,近壁面第一層網(wǎng)格距離設(shè)置為0.000 25 mm,可使計(jì)算中y+<1。

圖2 動(dòng)葉的網(wǎng)格示意圖

本文研究對(duì)象為高壓透平第一級(jí),前期已對(duì)靜葉與動(dòng)葉通道的網(wǎng)格無(wú)關(guān)性進(jìn)行了考核[10]。前期研究表明:當(dāng)靜葉網(wǎng)格數(shù)為235萬(wàn)時(shí),繼續(xù)增加靜葉網(wǎng)格數(shù)目對(duì)凹槽葉頂傳熱系數(shù)的計(jì)算結(jié)果影響微弱[10]。在此基礎(chǔ)上,本文進(jìn)一步對(duì)動(dòng)葉的網(wǎng)格疏密進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析。選取了3套不同疏密的動(dòng)葉網(wǎng)格(帶小翼、含氣膜孔),如表2所示,計(jì)算了帶小翼凹槽葉頂?shù)膫鳠嵯禂?shù),從表中可見(jiàn):當(dāng)動(dòng)葉網(wǎng)格數(shù)增至2 047萬(wàn)時(shí),與理查森(Richardson)外推值[24]的相對(duì)誤差小于1%。因此,在后續(xù)的研究中,靜葉網(wǎng)格數(shù)取235萬(wàn),動(dòng)葉網(wǎng)格數(shù)取約2 047萬(wàn)。

表2 透平級(jí)動(dòng)葉的網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

2 計(jì)算結(jié)果分析

圖3為冷卻孔射流角度示意圖,流向射流角α為氣膜孔射流與孔中心連線切線方向i所成夾角,其向吸力側(cè)偏轉(zhuǎn)時(shí)為正,向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)時(shí)為負(fù);法向射流角β為氣膜孔射流與葉頂表面所成夾角,當(dāng)β減小時(shí),可使冷卻流更貼合于葉片表面。研究表明:當(dāng)β=30°時(shí),冷卻流能夠有效地對(duì)帶小翼凹槽葉頂進(jìn)行冷卻[18,25],因此,本文保持β=30°不變,僅改變?chǔ)?分析射流角的變化對(duì)帶小翼凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能的影響。

圖3 動(dòng)葉頂氣膜孔射流角示意圖

2.1 不同α?xí)r葉頂傳熱與冷卻性能

圖4為不同射流角時(shí)凹槽葉頂冷卻流的流線分布,其中圖4(a)為原始設(shè)計(jì)α=90°、β=90°的雙排孔計(jì)算結(jié)果[10],作為參照進(jìn)行對(duì)比分析。可以看出,原始設(shè)計(jì)的葉片前緣區(qū)域冷卻流分布相對(duì)較分散且主要流向于吸力側(cè),尾緣部分由于受到吸力側(cè)肩壁的阻礙,壓力側(cè)冷卻流與中弧線冷卻流相裹挾從尾緣流出,冷卻流較為集中。當(dāng)α=30°時(shí),冷卻流集中且貼近于氣膜孔附近,隨著α的增大,冷卻流向壓力側(cè)覆蓋范圍增大,而當(dāng)α=150°時(shí),凹槽前部的中弧線冷卻流覆蓋范圍減小,且貼壁性較差,此時(shí)的冷卻效果減弱。

(a)α=90°,β=90° (b)α=30°,β=30° (c)α=60°,β=30°

圖5(b)～(f)為不同α?xí)r帶小翼凹槽葉頂?shù)膫鳠嵯禂?shù)分布,圖6(b)～(f)為氣膜冷卻效率分布,傳熱系數(shù)分布與氣膜冷卻效率的分布相對(duì)應(yīng)。與參照工況圖5(a)、圖6(a)進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn),氣膜孔角度的改變可有效地影響冷卻流在葉頂表面的覆蓋程度。當(dāng)α從30°增大至150°時(shí),氣膜孔附近高氣膜冷卻效率的扇形區(qū)域增大。當(dāng)α<90°時(shí),凹槽底部的高氣膜冷卻效率區(qū)域集中于中弧線附近、以及壓力側(cè)小翼氣膜孔附近。當(dāng)α>90°時(shí),凹槽前緣中弧線處的冷卻流(T01～T04)向吸力側(cè)流動(dòng),吸力側(cè)的高氣膜冷卻效率區(qū)域增大,如圖6中A對(duì)應(yīng)的區(qū)域,并且當(dāng)α>90°時(shí),凹槽前緣處因角渦所形成的局部高傳熱區(qū)(如圖5(f)中B對(duì)應(yīng)的區(qū)域)[10]面積減小,圖6(f)中B對(duì)應(yīng)區(qū)域的氣膜冷卻效率增大。

(a)α=90°,β=90° (b)α=30°,β=30°

對(duì)于凹槽底部尾緣區(qū)域,由于冷卻流受到吸力側(cè)肩壁的阻擋,從壓力側(cè)尾緣流出,因此冷卻流在尾緣處對(duì)壓力側(cè)的冷卻效果更好。由圖6可見(jiàn),帶小翼凹槽葉頂?shù)撞靠拷簿墔^(qū)域,高氣膜冷卻效率區(qū)主要集中于中弧線靠壓力側(cè)。當(dāng)α=150°時(shí),尾緣部分T06～T13各孔的冷卻流所形成的高氣膜冷卻效率區(qū)面積變窄,靠近尾緣區(qū)域冷卻性能整體有所下降。

(a)α=90°,β=90° (b)α=30°,β=30°

圖7為不同α?xí)r帶小翼的凹槽葉頂節(jié)距方向平均傳熱系數(shù)沿軸向的分布,圖8為不同α?xí)r帶小翼的凹槽葉頂節(jié)距方向平均氣膜冷卻效率沿軸向的分布。從圖中可見(jiàn),在軸向10%～40%的區(qū)域,α=120°、α=150°的葉頂傳熱系數(shù)低于其他工況、氣膜冷卻效率明顯高于其他工況,而在軸向60%～80%區(qū)域,α=150°的葉頂?shù)墓?jié)距方向平均傳熱系數(shù)明顯高于其他工況,氣膜冷卻效率則低于其他工況。這是由于α=150°時(shí),帶小翼的凹槽葉頂各孔冷卻流的影響范圍變窄造成的。

圖7 葉頂節(jié)距平均傳熱系數(shù)沿軸向分布(β=30°)

圖8 葉頂節(jié)距平均氣膜冷卻效率沿軸向分布(β=30°)

表3給出了不同α?xí)r帶小翼凹槽葉頂?shù)拿娣e平均傳熱系數(shù)、氣膜冷卻效率及以及透平級(jí)等熵效率,其中透平級(jí)等熵效率以動(dòng)葉尾緣下游3.3 mm截面處的氣動(dòng)參數(shù)進(jìn)行計(jì)算。不同α?xí)r,帶小翼凹槽葉頂透平級(jí)的等熵效率在0.880～0.881的范圍內(nèi)變化,冷卻射流角的改變對(duì)透平級(jí)的等熵效率無(wú)明顯影響。隨著α的增大,帶小翼凹槽葉頂平均傳熱系數(shù)先減小再增大,氣膜冷卻效率先增大再減小。當(dāng)α=120°時(shí),葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能最佳,與α=90°、β=90°的帶小翼凹槽葉頂相比,面積平均傳熱系數(shù)減小了28.26%、氣膜冷卻效率增大了33.86%。由此可見(jiàn),冷卻射流角的改變可以有效提升帶小翼凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能。

表3 不同α?xí)r帶小翼凹槽葉頂傳熱冷卻與氣動(dòng)性能

2.2 向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)的氣膜孔個(gè)數(shù)對(duì)葉頂冷卻傳熱性能的影響

在上節(jié)中,所有氣膜孔的α都按相同的規(guī)律變化,即均向吸力側(cè)進(jìn)行偏轉(zhuǎn)。從圖5和圖6中的C區(qū)域可見(jiàn):在凹槽底部靠近前緣的區(qū)域,以及凹槽前部中弧線孔與壓力側(cè)孔之間的區(qū)域傳熱系數(shù)相對(duì)較高,冷卻流的覆蓋程度較差。因此,本節(jié)將探索調(diào)整靠近前緣區(qū)域的中弧線氣膜孔的射流方向,將其調(diào)整為向壓力側(cè)方向偏轉(zhuǎn),設(shè)計(jì)了3種方案:分別將中弧線處編號(hào)為T(mén)01～T04的4個(gè)孔、T01～T05的5個(gè)孔、T01～T13的13個(gè)孔調(diào)整向壓力偏轉(zhuǎn)(孔編號(hào)見(jiàn)圖1),其余氣膜孔均保持α=120°、β=30°不變。為表述方便,將向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)的角度記為α′。本節(jié)僅討論向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)孔的個(gè)數(shù)對(duì)冷卻傳熱性能的影響,向壓力偏轉(zhuǎn)的孔角度均設(shè)置為α′=-60°、β=30°(射流角定義見(jiàn)圖3)。圖9給出了3種方案條件下氣膜孔偏轉(zhuǎn)的示意圖,下節(jié)將深入討論向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)的孔角α′變化對(duì)葉頂冷卻傳熱性能的影響。

(a)T01～T04

圖10顯示了3種不同氣膜孔偏轉(zhuǎn)數(shù)時(shí)帶小翼凹槽葉頂傳熱系數(shù)與氣膜冷卻效率分布。從圖中可見(jiàn),凹槽底部靠近前緣部分的中弧線孔與壓力側(cè)孔之間的區(qū)域得到了有效地冷卻,此區(qū)域內(nèi)的傳熱系數(shù)較低,且氣膜冷卻效率較高,葉頂整體冷卻傳熱性能較好。由于中弧線靠近前緣的孔偏轉(zhuǎn)向壓力側(cè),因此在吸力側(cè)部分冷卻流覆蓋程度較低,即在圖10中對(duì)應(yīng)A區(qū)域的傳熱系數(shù)增大、氣膜冷卻效率減小。T01～T04孔向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)與T01～T05孔向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)方案的主要區(qū)別在于凹槽中部,即圖10中對(duì)應(yīng)的B區(qū)域。由于T05孔向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn),在凹槽底部B區(qū)域的傳熱系數(shù)減小、氣膜冷卻效率增大。對(duì)于T01～T13孔均向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)方案,與T01～T05孔向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)方案相比,氣膜孔幾何條件的區(qū)別只存在于T06～T13氣膜孔,冷卻流主要影響在于凹槽底部靠近尾緣區(qū)域的冷卻傳熱性能,即圖10中的C區(qū)域,中弧線處各氣膜孔冷卻流所影響的范圍變窄,高氣膜冷卻效率覆蓋的區(qū)域面積減小。

(a)T01～T04

圖11、圖12分別給出了3種不同方案時(shí)帶小翼凹槽葉頂節(jié)距平均傳熱系數(shù)和節(jié)距平均氣膜冷卻效率沿軸向的分布,并與2.1小節(jié)中氣膜孔均向吸力側(cè)偏轉(zhuǎn)α=120°、β=30°的葉頂?shù)姆植记€進(jìn)行對(duì)比。從圖中可見(jiàn),T01～T04偏轉(zhuǎn)方案與T01～T05偏轉(zhuǎn)方案的葉頂節(jié)距平均傳熱系數(shù)及氣膜冷卻效率分布差別較小,且在軸向弦長(zhǎng)45%～100%部分,與α=120°、β=30°時(shí)葉頂?shù)那€有較高的重合度。結(jié)合圖10(a)(b)與圖5(e)、圖6(e)的對(duì)比,可認(rèn)為個(gè)別氣膜孔射流角的變化對(duì)下游部分葉頂?shù)膫鳠崂鋮s性能影響有限。T01～T04偏轉(zhuǎn)方案與T01～T05偏轉(zhuǎn)方案,在軸向弦長(zhǎng)10%～40%的部分能有效降低節(jié)距平均傳熱系數(shù)、提高節(jié)距平均氣膜冷卻效率。當(dāng)T01～T13偏轉(zhuǎn)時(shí),軸向弦長(zhǎng)0～40%的部分與T01～T05偏轉(zhuǎn)方案的葉片有較高的重合度,后部氣膜孔射流角的變化對(duì)上游部分的葉片傳熱冷卻性能的影響也較小。在60%～80%軸向的范圍內(nèi),T01～T13偏轉(zhuǎn)方案的葉片傳熱系數(shù)較大、氣膜冷卻效率較低。因此可知,當(dāng)凹槽尾部的中弧線氣膜孔即T08～T13向吸力面?zhèn)绕D(zhuǎn)時(shí),葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能更佳。

圖11 葉頂節(jié)距平均傳熱系數(shù)沿軸向分布(β=30°)

圖12 葉頂節(jié)距平均氣膜冷卻效率沿軸向分布(β=30°)

圖13對(duì)比了3種不同氣膜孔偏轉(zhuǎn)方案時(shí)帶小翼凹槽葉頂?shù)拿娣e平均傳熱系數(shù)和氣膜冷卻效率。T01～T13全部向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)時(shí),面積平均傳熱系數(shù)明顯高于其余兩種方案、面積平均氣膜冷卻效率低于其余兩種方案。各別氣膜孔向壓力側(cè)的偏轉(zhuǎn)有利于整體提升葉頂?shù)膫鳠崂鋮s性能,而非全部的葉頂氣膜孔向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)。T01～T05向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)與T01～T13均向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)的情況相比,面積平均傳熱系數(shù)減小了15.65%、面積平均氣膜冷卻效率增大了9.51%。T01～T04偏轉(zhuǎn)方案與T01～T05偏轉(zhuǎn)方案兩種情況下的面積平均傳熱系數(shù)相差約為1.1%、面積平均氣膜冷卻效率相差約為0.5%,可認(rèn)為兩種方案均有較好的冷卻傳熱性能。但是,從圖10中B區(qū)域可見(jiàn),當(dāng)T01～T05冷卻孔向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)時(shí),葉頂?shù)蛡鳠嵯禂?shù)區(qū)及高氣膜冷卻效率區(qū)分布更為均勻,因此下節(jié)將針對(duì)T01～T05孔向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)的方案,繼續(xù)研究偏轉(zhuǎn)角α′的變化對(duì)帶小翼凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能的影響。

圖13 氣膜孔向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)不同個(gè)數(shù)時(shí)葉頂面積平均傳熱系數(shù)及氣膜冷卻效率

2.3 不同α′時(shí)葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能

上節(jié)對(duì)中弧線處冷卻孔向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)的孔數(shù)進(jìn)行了討論,偏轉(zhuǎn)角均固定為α′=-60°、β=30°。因此,本節(jié)針對(duì)T01～T05向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)的方案進(jìn)行深入分析,研究T01～T05這5個(gè)孔的α′變化對(duì)帶小翼凹槽葉頂冷卻傳熱性能的影響,其余氣膜孔仍保持α=120°、β=30°不變。

圖14給出了冷卻流射流角α′從-30°變化至-120°時(shí)帶壓力側(cè)小翼的凹槽葉頂冷卻流流線的分布。與圖4(e)相比,前緣區(qū)域的中弧線冷卻流從氣膜孔流出后偏向壓力側(cè),能對(duì)中弧線孔的壓力側(cè)區(qū)域進(jìn)行冷卻。前緣區(qū)域的中弧線氣膜孔冷卻流向壓力側(cè)的偏轉(zhuǎn)使中弧線冷卻流與壓力側(cè)冷卻流在凹槽底部相混合,提升了冷卻流在凹槽底部的冷卻性能。

(a)α′=-30° (b)α′=-60°

圖15為不同α′時(shí)葉頂傳熱系數(shù)分布以及氣膜冷卻效率分布。從圖中可見(jiàn),T01～T05氣膜孔角的變化對(duì)凹槽中部及尾緣部分的影響不太顯著,當(dāng)α′=-30°時(shí),前緣區(qū)域的中弧線冷卻流主要集中于冷卻孔附近,使得中弧線孔與小翼之間存在一小塊傳熱系數(shù)相對(duì)較高的區(qū)域,從而帶小翼的凹槽葉頂未達(dá)到最佳的冷卻性能。當(dāng)α′=-120°時(shí),T01～T05的中弧線冷卻流所形成的低傳熱系數(shù)區(qū)及高氣膜冷卻效率區(qū)面積減小,單個(gè)氣膜孔所影響的范圍變窄,冷卻傳熱性能有所下降。當(dāng)α′=-60°和α′=-90°時(shí),中弧線冷卻流所形成的高氣膜冷卻效率區(qū)域分布較為均勻、冷卻流所影響的范圍較大,冷卻傳熱性能相對(duì)較佳。

(a)α′=-30°

圖16、圖17分別為不同α′時(shí)帶小翼的凹槽葉頂節(jié)距平均傳熱系數(shù)及氣膜冷卻效率沿軸向的分布。α′的變化對(duì)帶小翼的凹槽葉頂?shù)墓?jié)距平均氣膜冷卻效率曲線的影響不大,對(duì)于節(jié)距平均傳熱系數(shù)曲線的影響主要在氣膜孔附近,其節(jié)距平均傳熱系數(shù)有明顯的下降,并且當(dāng)α′=-60°時(shí),氣膜孔附近節(jié)距平均傳熱系數(shù)低于其余工況。

圖16 T01～T05氣膜孔角變化時(shí)葉頂節(jié)距平均傳熱系數(shù)沿軸向分布(β=30°)

圖17 T01～T05氣膜孔角變化時(shí)葉頂節(jié)距平均氣膜冷卻效率沿軸向分布(β=30°)

表4給出了不同α′時(shí)帶小翼的凹槽葉頂?shù)拿娣e平均傳熱系數(shù)、氣膜冷卻效率以及透平級(jí)等熵效率?？梢钥闯?T01～T05氣膜孔α′的變化對(duì)透平級(jí)等熵效率無(wú)明顯影響。與2.1小節(jié)的中弧線氣膜孔均向吸力側(cè)偏轉(zhuǎn)的葉頂相比,T01～T05向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)后,葉頂?shù)拿娣e平均傳熱系數(shù)明顯減小,氣膜冷卻效率明顯增大,且隨著α′的增大,面積平均傳熱系數(shù)先減小后增大,面積平均氣膜冷卻效率先增大后減小,當(dāng)α′=-60°時(shí)冷卻傳熱性能最佳。

表4 不同α′時(shí)帶小翼凹槽葉頂傳熱冷卻與氣動(dòng)性能(β=30°)

圖18對(duì)比了α=90°、β=90°(記為工況1,為參考工況,所有孔的射流角均垂直于凹槽底部),α=120°、β=30°(工況2),α′=-60°、β=30°(工況3)3種氣膜孔射流角布置時(shí)帶小翼的凹槽葉頂面積平均傳熱系數(shù)以及氣膜冷卻效率。對(duì)于α′=-60°、β=30°工況,與α=90°、β=90°相比,其面積平均傳熱系數(shù)減小了38.84%、氣膜冷卻效率增大了42.24%;與α=120°、β=30°相比,其面積平均傳熱系數(shù)減小了14.75%、氣膜冷卻效率增大了6.25%。因此,T01～T05氣膜孔射流角向壓力側(cè)方向偏轉(zhuǎn)可以有效地提升帶小翼的凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能。

圖18 不同氣膜孔射流角時(shí)帶小翼凹槽葉頂?shù)拿娣e平均傳熱系數(shù)及氣膜冷卻效率

3 結(jié) 論

本文采用數(shù)值方法研究了葉頂氣膜孔射流角的變化對(duì)帶壓力側(cè)小翼的凹槽葉頂冷卻傳熱性能的影響,分別通過(guò)改變氣膜孔偏轉(zhuǎn)角α、中弧線孔向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)的個(gè)數(shù)、T01～T05偏轉(zhuǎn)角α′,減小了帶壓力側(cè)小翼的凹槽葉頂?shù)臒嶝?fù)荷,提升了葉頂?shù)臍饽だ鋮s效率,主要結(jié)論如下。

(1)氣膜孔冷卻射流與葉頂表面成一定的夾角時(shí),能有效地提升帶壓力側(cè)小翼的凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能,而對(duì)透平級(jí)等熵效率無(wú)明顯影響。所有氣膜孔均向吸力側(cè)偏轉(zhuǎn)時(shí),隨著α的增大,面積平均傳熱系數(shù)先減小后增大,面積平均氣膜冷卻效率先增大后減小,存在一個(gè)最佳α,使得葉頂?shù)拿娣e平均傳熱系數(shù)最低、面積平均氣膜冷卻效率最高。氣膜孔角α=120°、β=30°時(shí)葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能最佳,與α=90°、β=90°時(shí)相比,其面積平均傳熱系數(shù)減小了28.26%,氣膜冷卻效率增大了33.86%。

(2)將前緣區(qū)域附近的中弧線氣膜孔向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn),可以增大帶壓力側(cè)小翼凹槽葉頂?shù)闹谢【€孔與壓力側(cè)孔之間的冷卻流覆蓋范圍。各別氣膜孔幾何條件的變化的影響范圍在該氣膜孔附近,而對(duì)于上下游的其他位置的流動(dòng)與換熱性能影響相對(duì)有限。T01～T13均向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)時(shí),葉頂?shù)钠骄鶄鳠嵯禂?shù)以及氣膜冷卻效率變化不大,對(duì)冷卻傳熱性能的提升效果較小,各別氣膜孔向壓力側(cè)的偏轉(zhuǎn)有利于整體提升葉頂?shù)膫鳠崂鋮s性能,T01～T05向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)時(shí),與T01～T13均向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)的情況相比,平均傳熱系數(shù)減小了15.65%,氣膜冷卻效率增大了9.51%,該射流方案能大幅提升葉頂冷卻傳熱性能。

(3)當(dāng)T01～T05氣膜孔向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)時(shí),隨著α′的增大,面積平均傳熱系數(shù)先減小后增大,面積平均氣膜冷卻效率先增大后減小,存在最佳α′。T01～T05的射流角α′=-60°時(shí)葉頂整體的冷卻傳熱性能最佳。與α=90°、β=90°工況相比,葉頂?shù)拿娣e平均傳熱系數(shù)減小了約38.84%、氣膜冷卻效率增大了42.24%;與α=120°、β=30°工況相比,面積平均傳熱系數(shù)減小14.75%,氣膜冷卻效率增大6.25%。