非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型對(duì)葉片端壁綜合傳熱特性的影響*

祝培源 陶 志 姚韻嘉 宋立明 李 軍

（1.西安交通大學(xué)葉輪機(jī)械研究所；2.中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院，中核核反應(yīng)堆熱工水力技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室）

0 引言

為了提高燃?xì)馔钙降臒嵝屎洼敵龉β?，先進(jìn)燃?xì)馔钙降倪M(jìn)口溫度不斷提高[1]，且渦輪進(jìn)口溫度沿葉高的分布更加扁平化，提高了端壁附近的溫度[2]，因此，燃機(jī)高溫葉片端壁需要承受的熱負(fù)荷不斷提高，這就對(duì)葉片端壁的冷卻保護(hù)提出了更高的要求。

為了防止高溫主流入侵盤(pán)腔，通常在燃?xì)馔钙降牟劭p間隙中噴射槽縫射流，其會(huì)對(duì)端壁的冷卻傳熱特性產(chǎn)生重要影響。國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者均開(kāi)展了槽縫射流對(duì)葉片端壁傳熱以及冷卻影響的相關(guān)研究。Papa等[3]實(shí)驗(yàn)研究了槽縫射流對(duì)端壁冷卻和傳熱特性的影響。結(jié)果表明：冷卻射流主要集中在靠近吸力面的端壁區(qū)域，而對(duì)壓力面?zhèn)鹊亩吮跉饽けＷo(hù)效果較差。Thole等[4]的實(shí)驗(yàn)揭示了槽縫射流對(duì)端壁的氣膜冷卻作用會(huì)受到端壁二次流的影響，氣膜的分布和端壁二次流結(jié)構(gòu)直接相關(guān)。Wright等[5]的實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)較高的槽縫射流質(zhì)量流量能夠有助于提升氣膜覆蓋的均勻程度。Thrit等[6]通過(guò)對(duì)不同槽縫射流角度的實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，較小的射流角度有利于提高槽縫射流對(duì)葉片端壁的氣膜冷卻作用。祝培源等[7]數(shù)值研究了槽縫射流角度對(duì)端壁氣熱性能的影響，同樣發(fā)現(xiàn)了較小的射流角度能夠有助于提升端壁的氣膜冷卻保護(hù)。Barigozzi等[8]對(duì)槽縫射流的切向角度對(duì)端壁冷卻特性影響開(kāi)展了實(shí)驗(yàn)研究。杜昆等[9]數(shù)值研究了槽縫幾何結(jié)構(gòu)對(duì)第一級(jí)靜葉端壁氣膜冷卻的影響。Lynch等[10]通過(guò)實(shí)驗(yàn)指出，槽縫射流對(duì)端壁具有一定的氣膜冷卻作用，但是也會(huì)增強(qiáng)端壁的傳熱水平。

葉片端壁冷卻氣膜分布直接受到端壁二次流結(jié)構(gòu)的影響，并且，由于端壁區(qū)域二次流結(jié)構(gòu)的存在，給端壁的冷卻保護(hù)提出了巨大挑戰(zhàn)[3]。非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型技術(shù)，因其在端壁二次流控制方面的優(yōu)勢(shì)，受到了葉輪機(jī)械研究人員的關(guān)注。早期非軸對(duì)稱(chēng)端壁的研究主要集中在其對(duì)葉柵通道氣動(dòng)性能改善方面[11-13]。相關(guān)研究結(jié)果均指出，非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型能夠有削弱端壁的橫向二次流結(jié)構(gòu)來(lái)抑制通道渦的發(fā)展，從而降低葉柵通道的二次流損失。

最近十年，由于端壁冷卻需求的不斷提高，非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型技術(shù)在端壁冷卻傳熱領(lǐng)域的研究逐漸成為熱點(diǎn)。Mensch等[14]采用數(shù)值和實(shí)驗(yàn)手段，綜合考慮端壁氣膜冷卻和傳熱性能，研究了非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型對(duì)采用復(fù)合冷卻結(jié)構(gòu)的葉片端壁綜合傳熱性能的影響。結(jié)果指出，非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型對(duì)通道渦的抑制可以有效提高冷卻流體對(duì)端壁的氣膜冷卻作用。Roy等[15]實(shí)驗(yàn)研究了槽縫射流條件下，非軸對(duì)稱(chēng)端壁設(shè)計(jì)對(duì)端壁冷卻傳熱特性的影響。結(jié)果指出，合適的非軸對(duì)稱(chēng)端壁設(shè)計(jì)能夠有效減小靠近吸力面?zhèn)鹊亩吮跓嶝?fù)荷。Lynch等[16]關(guān)于端壁傳熱的實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果表明，由于非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型對(duì)葉柵通道內(nèi)通道渦的減弱作用，可以有效降低的端壁傳熱較強(qiáng)區(qū)域的傳熱系數(shù)。Thrift等[17]實(shí)驗(yàn)研究了存在上游槽縫射流條件下，非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型對(duì)端壁傳熱特性的影響。結(jié)果指出，上游槽縫射流的存在，會(huì)導(dǎo)致葉片前緣靠近吸力面?zhèn)榷吮趨^(qū)域傳熱的增強(qiáng)。采用非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型，能夠?qū)τ捎诓劭p射流引起的端壁傳熱的增強(qiáng)起到一定的抑制作用。

目前，在槽縫射流作用下，關(guān)于非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型對(duì)端壁綜合傳熱性能影響的研究十分有限。作者團(tuán)隊(duì)已經(jīng)研究了非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型對(duì)葉片端壁氣動(dòng)和氣膜冷卻特性的影響[18]。本文旨在研究非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型對(duì)端壁傳熱特性的影響，并在此基礎(chǔ)上，同時(shí)考慮氣膜冷卻和傳熱性能，研究非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型對(duì)端壁綜合傳熱性能的影響。

1 非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型方法

非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型是一種有效的流動(dòng)控制技術(shù)，旨在通過(guò)減小端壁的橫向壓力梯度來(lái)弱化端壁橫向二次流，從而抑制通道渦的發(fā)展。非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型通過(guò)在靠近葉片吸力面?zhèn)榷吮趨^(qū)域下凹，使得當(dāng)?shù)亓黧w減速以提高吸力面?zhèn)榷吮诘撵o壓；通過(guò)在葉片壓力面?zhèn)榷吮趨^(qū)域上凸，使得當(dāng)?shù)亓黧w加速以降低葉片壓力面?zhèn)榷吮诘撵o壓。本文采用雙控制線（軸向和周向控制線），開(kāi)展非軸對(duì)稱(chēng)端壁的三維造型。如圖1所示，周向控制型線采用全周期或者半周期的三角函數(shù)，控制端壁周向從吸力面到壓力面的曲面造型。軸向控制型線利用非均勻有理B樣條曲線擬合，控制端壁軸向方向的曲面造型。在每個(gè)軸向位置，根據(jù)軸向控制線的徑向取值來(lái)決定對(duì)應(yīng)位置的周向控制線的波動(dòng)幅值。

圖1 非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型方法Fig.1 Nonaxisymmetric endwall contouring method

Harvey等[11]指出，在吸力面?zhèn)冗M(jìn)行非軸對(duì)稱(chēng)造型對(duì)端壁壓力分布的影響更為顯著。因此，在本文的研究中，僅對(duì)靠近吸力面的端壁區(qū)域進(jìn)行下凹造型。周向控制型線采用固定余弦半周期函數(shù)，在軸向控制線上選取5個(gè)控制點(diǎn)。因此，通過(guò)對(duì)5個(gè)可變控制點(diǎn)進(jìn)行調(diào)整，即可得到不同的非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型設(shè)計(jì)。

2 計(jì)算模型及數(shù)值方法

2.1 幾何模型

本文選取典型高壓燃?xì)馔钙饺~片作為研究對(duì)象，圖2給出了所研究的葉片及其上游槽縫結(jié)構(gòu)的幾何示意圖，所研究的幾何模型和文獻(xiàn)[3]相同，如表1所示。

表1 葉片和槽縫的幾何參數(shù)Tab.1 Geometric parameters of blade and upstream slot

圖2 帶有槽縫射流的計(jì)算模型示意圖Fig.2 The schematic diagram of blade with upstream slot

在本文的研究中選取了4種非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型設(shè)計(jì)，4種非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型的選取主要考慮了造型位置和造型幅值等參數(shù)對(duì)端壁綜合傳熱性能的影響。圖3給出了本文研究的4種非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型幅值的分布云圖。

圖3 4種非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型幅值Fig.3 Amplitude of 4 non-axisymmetric endwall contouring

對(duì)比4種非軸對(duì)稱(chēng)端壁，端壁造型B主要造型位置在端壁前部，而其他3個(gè)端壁主要造型位置均向后移動(dòng)。端壁造型B和D在端壁前部均進(jìn)行了端壁造型，而端壁造型A和C僅在端壁中后部進(jìn)行了端壁造型。

2.2 數(shù)值方法及驗(yàn)證

本文的數(shù)值計(jì)算采用的是商用軟件ANSYS CFX 13.0。首先，對(duì)平行平板流動(dòng)進(jìn)行了計(jì)算，在邊界層厚度、動(dòng)量損失層厚度和文獻(xiàn)[3]實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)相一致的位置，獲取總溫、速度、湍動(dòng)能和湍流耗散率沿葉高方向的二維分布作為進(jìn)口邊界條件，確保計(jì)算進(jìn)口邊界條件和文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)測(cè)量中的一致。出口靜壓給定為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。槽縫射流進(jìn)口給定總溫和質(zhì)量流量。為了節(jié)省計(jì)算資源，選取半葉高作為計(jì)算域，計(jì)算域頂部給定對(duì)稱(chēng)邊界；計(jì)算域兩側(cè)為周期性邊界。在研究端壁氣膜冷卻時(shí)，所有壁面均為絕熱無(wú)滑移邊界。具體的邊界條件如表2所示。

表2 邊界條件Tab.2 Boundary condition

本文中質(zhì)量流量比(Mass flow ratio,MFR)、絕熱氣膜有效度η：

式中，mc為冷卻射流質(zhì)量流量；m∞為主流質(zhì)量流量；T∞為主流來(lái)流溫度；Tc為冷卻射流溫度；Taw為絕熱壁面溫度。

圖4 計(jì)算網(wǎng)格Fig.4 Computational mesh

數(shù)值計(jì)算中采用ICEM生成六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。為了保證網(wǎng)格質(zhì)量，利用O型網(wǎng)格技術(shù)對(duì)葉片壁面附近的區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格劃分。圖4給出了本文計(jì)算所采用的網(wǎng)格示意圖。在驗(yàn)證湍流模型時(shí)，為了滿足不同湍流模型的要求，采用了不同的第一層近壁面網(wǎng)格高度，當(dāng)采用標(biāo)準(zhǔn)k-ω和SSTk-ω湍流模型時(shí)，保證壁面y+＜1；當(dāng)采用標(biāo)準(zhǔn)k-ω和RNGk-ω湍流模型時(shí)，保證壁面11＜y+＜30。

以平直端壁為對(duì)象，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。圖5給出了網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證的結(jié)果。從圖中可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)超過(guò)420萬(wàn)時(shí)，繼續(xù)增加網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)對(duì)于端壁平均氣膜有效度的影響極小。因此，綜合考慮計(jì)算精度和計(jì)算成本，本文數(shù)值計(jì)算采用的網(wǎng)格規(guī)模為520萬(wàn)。

圖5 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性Fig.5 Grid independence

為了和文獻(xiàn)[3]中的實(shí)驗(yàn)保持一致，在驗(yàn)證數(shù)值模型時(shí)，槽縫射流流量采用無(wú)量綱參數(shù)吹風(fēng)比來(lái)表征，但是，在更多的相關(guān)研究中，通常采用的是無(wú)量綱參數(shù)質(zhì)量流量比，因此，在本文之后的研究中，采用的是質(zhì)量流量比。圖6定量對(duì)比了吹風(fēng)比為0.5時(shí)的實(shí)驗(yàn)測(cè)量[3]的端壁氣膜有效度和本文的數(shù)值計(jì)算結(jié)果。

圖6 橫向平均的端壁氣膜有效度沿軸向的分布Fig.6 Axial distribution of laterally averaged film effectiveness on the endwall

圖7對(duì)比了實(shí)驗(yàn)測(cè)量的端壁氣膜有效度分布與本文的數(shù)值計(jì)算結(jié)果比。通過(guò)對(duì)比可以看出，無(wú)論是氣膜有效度數(shù)值，還是端壁氣膜有效度分布，標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型的預(yù)測(cè)精度均是4種湍流模型中最好的，因此，在本文之后的數(shù)值研究中，均采用標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型。

圖7 端壁氣膜有效度云圖Fig.7 Film cooling effectiveness contours on the endwall

3 結(jié)果分析

槽縫射流可以對(duì)葉片端壁提供一定的冷卻氣膜保護(hù)，但同時(shí)對(duì)端壁的傳熱性能也會(huì)產(chǎn)生影響。非軸對(duì)稱(chēng)端壁對(duì)于槽縫射流對(duì)端壁的這兩方面作用均有影響，因此，為了綜合考慮端壁氣膜冷卻性能和傳熱性能對(duì)端壁熱負(fù)荷的影響，采用端壁凈熱流減小量(Net heat flux reduction，NHFR)來(lái)評(píng)價(jià)端壁的綜合傳熱性能，其表達(dá)式為：

式中，qw,0是沒(méi)有槽縫射流時(shí)，壁面的熱流密度；qw是存在槽縫射流時(shí)，壁面的熱流密度；h0是不存在槽縫射流時(shí)，壁面的傳熱系數(shù)；h是存在槽縫射流時(shí)，壁面的傳熱系數(shù)。對(duì)于典型的燃?xì)廨啓C(jī)氣膜冷卻條件通常取1.6。

從式（3）中可以看出，當(dāng)NHFR大于0時(shí)，表明槽縫射流能夠有效降低端壁的熱負(fù)荷，有利端壁綜合傳熱性能的提高。當(dāng)NHFR小于0時(shí)，表明槽縫射流增大了端壁的熱負(fù)荷，降低了端壁的綜合傳熱性能。非軸對(duì)稱(chēng)端壁對(duì)端壁綜合傳熱性能的影響是通過(guò)對(duì)端壁氣膜冷卻性能和傳熱性能兩方面的作用表現(xiàn)出來(lái)的，下文給出了詳細(xì)分析。

3.1 不同非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型對(duì)端壁氣膜冷卻性能的影響

圖8給出了4種不同端壁造型對(duì)端壁氣膜有效度分布的影響。4種非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型均能夠減弱端壁前緣附近的二次流強(qiáng)度。因此，相比于原始端壁，4種端壁造型都能夠有效提高端壁前部的端壁氣膜有效度。在端壁中部靠近吸力面?zhèn)葏^(qū)域，非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型B的氣膜覆蓋范圍明顯減小，這是由于非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型B在端壁中部區(qū)域存在較大的幾何造型，從而增強(qiáng)了該區(qū)域的端壁橫向二次流強(qiáng)度，因此，導(dǎo)致了該區(qū)域槽縫射流對(duì)端壁氣膜冷卻能力的降低。

圖8 端壁氣膜有效度云圖Fig.8 Film cooling effectiveness contours on the endwall

圖9定量分析了非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型對(duì)整個(gè)端壁氣膜有效度的影響。從圖中可以看出，在區(qū)域，采用端壁造型B和D時(shí)，會(huì)顯著降低槽縫射流對(duì)該區(qū)域的氣膜冷卻作用。特別是采用非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型B時(shí)，該區(qū)域的端壁氣膜有效度最大降低了50%。采用非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型A和C時(shí)，能夠有效提高槽縫射流對(duì)整個(gè)端壁氣膜冷卻作用。特別是對(duì)于非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型C，和原始端壁相比，其對(duì)端壁氣膜有效度的提高最高可達(dá)22%，顯著增強(qiáng)了槽縫射流對(duì)端壁的氣膜冷卻保

圖9 橫向平均的端壁氣膜有效度沿軸向的分布Fig.9 Axial distribution of laterally averaged film effectiveness on the endwall

3.2 不同端壁造型對(duì)葉片端壁傳熱性能的影響

槽縫射流對(duì)端壁的傳熱性能也有重要影響，本節(jié)分析了4種不同非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型對(duì)端壁傳熱性能的影響。圖11給出了射流質(zhì)量流量比MFR=1.0%時(shí)，0.2Cax，0.5Cax和0.8Cax3個(gè)位置截面上，原始端壁和4種不同非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型的端壁附近的無(wú)量綱渦量分布云圖。

如圖11所示，在0.2Cax截面上可以看到，和原始端壁相比，非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型B對(duì)前緣馬蹄渦的減弱，使得該截面上遷移到吸力面?zhèn)鹊鸟R蹄渦壓力面分支顯著減弱，但是，由于端壁造型B對(duì)端壁附近橫向二次流的護(hù)。

圖10 前緣位置氣膜有效度橫向分布Fig.10 Laterally distribution of film effectiveness near blade leading edge

為了進(jìn)一步說(shuō)明不同非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型對(duì)端壁重點(diǎn)區(qū)域的氣膜冷卻性能的影響，圖10給出了葉片前緣位置處，端壁橫向氣膜有效度分布。相比于原始端壁，在葉片前緣位置，非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型B和D能夠提高0.1＜Y·P-1＜0.7范圍內(nèi)的端壁氣膜有效度，并且，該區(qū)域氣膜有效度最大提高了約10%。而非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型A和造型C對(duì)該區(qū)域端壁氣膜有效度的提高程度要小于端壁造型B和造型D。增強(qiáng)，在0.5Cax和0.8Cax截面上，通道渦又有所增強(qiáng)。對(duì)于非軸對(duì)稱(chēng)端壁D，由于其在端壁前部的造型幅值要小于非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型B，因此，對(duì)端壁附近橫向二次流的增強(qiáng)有限，而其對(duì)前緣馬蹄渦的降低，導(dǎo)致其對(duì)通道渦具有一定的減弱效果。而對(duì)于非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型A和造型C，在0.2Cax截面上對(duì)馬蹄渦壓力面分支的影響并不顯著，但是，由于其對(duì)端壁附近橫向二次流的減弱，使得在0.5Cax和0.8Cax截面上的通道渦減弱。此外，由于對(duì)端壁吸力面?zhèn)认掳嫉脑煨?，使得通道渦距端壁的距離增加。

圖11 不同截面無(wú)量綱渦量分布Fig.11 Non-dimensional vorticity distribution at different cross-sections

圖12給出了原始端壁和4種不同非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型的端壁努塞爾數(shù)Nu分布云圖。對(duì)于4種非軸對(duì)稱(chēng)端壁，在軸向造型從最低點(diǎn)向上增加時(shí)，會(huì)導(dǎo)致當(dāng)?shù)貍鳠嵯禂?shù)的增大，如圖中所圈出的區(qū)域，由于非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型B的最大造型位置最為靠前，因此，其當(dāng)?shù)貍鳠嵯禂?shù)增大的區(qū)域也相應(yīng)靠前，而對(duì)于其他3個(gè)非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型，其最大造型位置相同，因此，傳熱系數(shù)增大區(qū)域的位置基本相同。和原始端壁相比，由于非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型B能夠有效減弱葉片前緣位置處的端壁二次流，因此，端壁前部的傳熱有所降低。對(duì)于端壁后部的傳熱，4種非軸對(duì)稱(chēng)端壁都有比較明顯地降低。非軸對(duì)稱(chēng)端壁對(duì)端壁后部傳熱的減弱，主要是對(duì)通道渦的影響而導(dǎo)致的。一方面，由于吸力面?zhèn)认掳嫉亩吮谠煨停沟猛ǖ罍u距端壁的距離增大，減小了通道渦對(duì)端壁傳熱的增強(qiáng)作用。另一方面，對(duì)于非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型A、造型C和造型D，這3個(gè)非軸對(duì)稱(chēng)端壁對(duì)通道渦具有減弱作用，因而，相比于端壁造型B，這3個(gè)端壁造型可以進(jìn)一步減弱端壁后部的傳熱。

圖12 端壁努賽爾數(shù)分布云圖Fig.12 Nucontours on the endwall

圖13 端壁橫向平均的換熱系數(shù)沿軸向的分布Fig.13 Axial distributions of laterally averagedh/h0on the endwall

3.3 不同端壁造型對(duì)葉片端壁綜合傳熱性能的影響

綜合考慮端壁的氣膜有效度和傳熱系數(shù)，圖14給出了不同端壁造型端壁的凈熱流減小量NHFR沿軸向的分布。從圖中可以看到，不同端壁造型對(duì)端壁中部區(qū)域的端壁熱負(fù)荷有比較顯著的影響，而對(duì)其他區(qū)域熱負(fù)荷的影響比較有限。相比于原始端壁，非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型B會(huì)顯著增大范圍內(nèi)的端壁的熱負(fù)荷，并且，端壁冷卻失效區(qū)域（NHFR＜1）范圍也明顯增大。由前文分析可知，該處端壁熱負(fù)荷增大的主要由于非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型B對(duì)該區(qū)域端壁氣膜有效度降低所導(dǎo)致的。由于非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型D對(duì)0.2＜范圍內(nèi)的熱負(fù)荷有所增大，但是，對(duì)端壁中后部區(qū)域的熱負(fù)荷有所降低，并且，減小了端壁冷卻失效區(qū)域范圍。非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型D對(duì)端壁熱負(fù)荷的增大主要是由于對(duì)該處端壁氣膜冷卻性能的降低導(dǎo)致的，而對(duì)端壁中后部區(qū)域熱負(fù)荷的減弱是由于對(duì)端壁傳熱強(qiáng)度的減弱導(dǎo)致的。對(duì)于非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型A和造型C，可以顯著降低范圍內(nèi)的端壁熱負(fù)荷，并且，幾乎完全避免了端壁冷卻失效區(qū)域的出現(xiàn)。這主要是非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型A和C能夠提高整個(gè)端壁的氣膜冷卻性能，并且，能夠有效減弱端壁中后部的傳熱強(qiáng)度。整體而言，在4種非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型中，后部端壁造型（端壁造型A和造型C）對(duì)于提高槽縫射流對(duì)端壁的冷卻保護(hù)效果，降低端壁熱負(fù)荷最為有利。

圖14 端壁橫向平均的NHFR沿軸向的分布Fig.14 Axial distributions of laterally averaged NHFR on the endwall

4 結(jié)論

基于雙控制型線的非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型方法，開(kāi)展了典型大轉(zhuǎn)折角高溫葉片端壁造型，分析研究了不同端壁造型對(duì)端壁綜合傳熱性能的影響。主要結(jié)論如下：

由于非軸對(duì)稱(chēng)端壁對(duì)端壁前部二次流的減弱，能夠提高槽縫射流對(duì)端壁前部的氣膜冷卻作用。但是，前部端壁造型（非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型B和D）會(huì)降低槽縫射流對(duì)端壁中后部吸力面?zhèn)葏^(qū)域的氣膜冷卻作用；后部端壁造型（非軸對(duì)稱(chēng)端壁造型A和C）能夠提高槽縫射流對(duì)整個(gè)端壁的氣膜冷卻作用。

在端壁前部造型可弱化葉片前緣位置附近的端壁二次流，從而降低端壁前部區(qū)域的傳熱系數(shù)；但是所形成的加速作用，會(huì)增加端壁中部區(qū)域的傳熱系數(shù)。在端壁后部造型會(huì)略微增強(qiáng)端壁前部的傳熱系數(shù)。然而，由于后部造型會(huì)削弱通道渦的強(qiáng)度，同時(shí)增大通道渦距離端壁的距離，從而會(huì)降低端壁中后部區(qū)域的傳熱水平。此外，由于端壁造型在區(qū)域所形成的加速作用會(huì)略微增強(qiáng)當(dāng)?shù)氐膫鳠嵯禂?shù)。

針對(duì)本文所研究的大轉(zhuǎn)折角葉片，綜合考慮非軸對(duì)稱(chēng)端壁對(duì)端壁氣膜冷卻以及傳熱的影響，采用后部端壁造型能夠有效降低端壁熱負(fù)荷，減小冷卻失效區(qū)域，相比于前部端壁造型而言，更加有利于端壁的熱防護(hù)。