渦輪葉片表面溫度場(chǎng)及綜合冷卻效果試驗(yàn)研究

鄧麗君，宣文韜，鐘 博，楊衛(wèi)華

（1.中國(guó)航發(fā)湖南動(dòng)力機(jī)械研究所，株洲421002；2.南京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院，南京210016）

隨航空發(fā)動(dòng)機(jī)的推力/功率逐步提高，使渦輪葉片的工作溫度逐漸增高，過高的溫度會(huì)使渦輪葉片發(fā)生蠕變甚至變形，嚴(yán)重威脅到發(fā)動(dòng)機(jī)的安全。如何降低渦輪葉片的表面溫度成為科學(xué)研究的熱點(diǎn)，對(duì)渦輪葉片采取冷卻措施是一種途徑，其中氣膜冷卻法是普遍采用的一種冷卻方式。使用冷氣可以降低渦輪葉片的表面溫度,但投入過多冷氣會(huì)影響發(fā)動(dòng)機(jī)性能，因此投入研究用合適的冷氣流量來完成冷卻至關(guān)重要[1]。熱電偶是常用的測(cè)溫元器件，將熱電偶埋入被測(cè)物體表面不改變?nèi)~片表面獲取表面溫度常被用于科研試驗(yàn)。紅外熱像儀使用方便并且測(cè)量溫度場(chǎng)的精度較高，被科研人員廣泛地運(yùn)用在渦輪葉片溫度場(chǎng)的測(cè)量中[2]。文獻(xiàn)[3]分析了紅外精密度，介紹了紅外校正，并通過研究證明紅外測(cè)溫的可行性，且可利用數(shù)字圖像處理技術(shù)得到冷卻效率分布。馬龍等[4]使用紅外測(cè)溫進(jìn)行層板實(shí)驗(yàn)。國(guó)外科研人員研究了端壁氣膜冷卻，發(fā)現(xiàn)氣膜孔出流受到二次流壓迫從葉盆流向葉背[5]。侯亞東等[6]研究平板氣膜孔，通過紅外熱像儀獲取熱壁面的溫度場(chǎng)。氣膜出流特征對(duì)冷卻效率的影響尤為重要，袁瑞明等[7]通過對(duì)層板數(shù)值仿真分析了氣膜孔分布不同對(duì)冷效的影響。Liu等[8]通過瞬態(tài)液晶測(cè)量技術(shù)測(cè)量了薄膜的冷卻特性。國(guó)外研究采取不均勻的湍流邊界條件為圓柱狀的薄膜冷卻孔做了數(shù)值仿真[9?10]。3D打印被用來制作航發(fā)零部件開展科學(xué)研究[11]。國(guó)外近年通過紅外測(cè)溫研究了許多透平的綜合冷卻效果[12]。賀宜紅等[13]研究了渦輪葉片內(nèi)冷通道的優(yōu)化設(shè)計(jì)，王培梟等[14]研究發(fā)現(xiàn)葉片溫度場(chǎng)分布受內(nèi)部冷卻和外表面換熱共同影響，葉頂和前緣溫度較高。

由上可知，國(guó)內(nèi)外專家針對(duì)渦輪葉片氣膜冷卻特性的研究已經(jīng)較為深入，取得了許多有益的成果，然而對(duì)于高溫條件下渦輪葉片表面溫度場(chǎng)的測(cè)量及綜合冷卻效率的研究，目前研究得還不夠深入，因此需要對(duì)高溫條件下葉片溫度場(chǎng)的測(cè)量及綜合冷卻效率開展較為深入的研究，用來驗(yàn)證結(jié)構(gòu)的合理性，同時(shí)提供進(jìn)一步改進(jìn)的依據(jù)。本文針對(duì)某型渦輪葉片，采用熱電偶和紅外熱像測(cè)溫技術(shù)相結(jié)合的方法，對(duì)表面溫度場(chǎng)進(jìn)行測(cè)量，并且得到了綜合冷卻效率的分布特征，總結(jié)了改變流量比、溫比和落壓比對(duì)綜合冷效的影響。所得結(jié)果對(duì)渦輪葉片表面溫度場(chǎng)和綜合冷卻效率的測(cè)量方法提供了借鑒。

1 試驗(yàn)件和試驗(yàn)系統(tǒng)

圖1示出了綜合冷效試驗(yàn)系統(tǒng)，主要包括主氣流管路和次氣流管路。從壓氣機(jī)流出的氣流經(jīng)過穩(wěn)壓罐以后分別進(jìn)入試驗(yàn)主氣流管道和次氣流管道。在主氣流管道內(nèi)的氣流依次通過閥門、孔板流量計(jì)、加熱器后進(jìn)入試驗(yàn)段；在次氣流管道內(nèi)的氣流經(jīng)過四通分為3股氣流依次通過閥門、超聲波流量計(jì)、冷凝器和換熱器后流入葉片內(nèi)冷通道進(jìn)入試驗(yàn)段，分別給一個(gè)主要測(cè)量葉片和兩個(gè)陪襯葉片提供氣流。在試驗(yàn)段入口、出口及3股次流管道入口安裝壓力探針和熱電偶，用來測(cè)量壓力和溫度。使用紅外熱像儀透過紅外拍攝窗口分別在兩個(gè)視角下獲取渦輪葉片壓力面、吸力面的溫度場(chǎng)。

圖2和圖3分別示出了渦輪葉片試驗(yàn)件設(shè)計(jì)圖和實(shí)物照片。為了保證測(cè)量渦輪葉片的流場(chǎng)，試驗(yàn)件采用3個(gè)葉片構(gòu)成的兩葉柵通道，中間葉片為測(cè)量葉片，葉片材料均為可承受高溫高壓抗氧化的鎳基合金GH4169，在650～1 000℃高溫下有較高的強(qiáng)度，在渦輪葉片開槽埋入熱電偶以后噴涂材料均為相同的鎳基合金，并且打磨后不改變?cè)瓉淼臏u輪葉片表面。冷卻氣流有3路，其中中間一路是中間測(cè)量葉片的冷氣通道，其余兩個(gè)冷卻通道分別供給兩側(cè)葉片的冷卻氣流。為了能夠準(zhǔn)確標(biāo)定紅外熱像儀的測(cè)量結(jié)果，在葉片的中截面沿葉片表面共布置16根0.5 mm K型鎧裝熱電偶（精度±0.1℃），其中葉盆、葉背各8根，具體的埋設(shè)位置如圖2所示。熱電偶測(cè)點(diǎn)位于50%葉高截面上，葉片沿葉高方向扭曲角度不大，表明熱電偶測(cè)點(diǎn)可以對(duì)葉片表面紅外測(cè)量結(jié)果進(jìn)行較好校正。

圖2 渦輪葉片試驗(yàn)件設(shè)計(jì)圖Fig.2 Design of turbine blade test piece

圖3 渦輪葉片實(shí)物圖Fig.3 Real picture of turbine blade

如圖4和圖5所示，在通道上壁面設(shè)計(jì)長(zhǎng)方形的紅外拍攝窗口，進(jìn)行試驗(yàn)前在窗口內(nèi)嵌入80 mm×90 mm×10 mm可承受高溫的藍(lán)寶石玻璃，為了能夠清晰準(zhǔn)確拍攝渦輪葉片溫度場(chǎng)，在測(cè)量過程中，使用紅外熱像儀分別在兩個(gè)視角下獲取渦輪葉片壓力面、吸力面的溫度場(chǎng)。

圖4 渦輪葉片壓力面紅外拍攝視角Fig.4 Infrared position of turbine blade pressure surface

圖5 渦輪葉片吸力面紅外拍攝視角Fig.5 Infrared position of turbine blade suction surface

2 試驗(yàn)參數(shù)與工況

2.1 試驗(yàn)參數(shù)

流量比

式中：mc為次流流量，mg為主流流量。

溫比

式中：Tg為主流溫度，Tc為次流溫度。

落壓比

式中：P?in為試驗(yàn)段入口總壓，Pout為試驗(yàn)段出口靜壓。

綜合冷卻效率

式中Tw為葉片表面溫度。

2.2 試驗(yàn)工況

如表1和表2所示分別為溫比影響綜合冷效試驗(yàn)的試驗(yàn)工況和流量比影響綜合冷效試驗(yàn)的試驗(yàn)工況。

表1 主次流溫比影響試驗(yàn)參數(shù)Table 1 Temperature ratio test parameters

表2 主次流流量比影響試驗(yàn)參數(shù)Table 2 Flow ratio test par ameter s

3 誤差分析與紅外修正

3.1 誤差分析

根據(jù)誤差傳遞規(guī)律，含有n個(gè)獨(dú)立變量X,函數(shù)Y=f(X1,X2,…,Xn)的誤差為

式 中：ΔX1,ΔX2,…,ΔXn分 別 為 獨(dú) 立 變 量X1,X2,…,Xn的絕對(duì)誤差。根據(jù)式（4）和式（5），葉片綜合冷卻效率的絕對(duì)誤差為

試驗(yàn)采用紅外熱像儀測(cè)量葉片表面溫度，主流溫度及次流溫度均采用鎧裝K型熱電偶測(cè)量，測(cè)溫范圍在200～1 300 K時(shí)，允差值為±2.5 K。ΔTg=2.5 K，ΔTc=2.5 K，ΔTw=2.5 K。因散熱的作用,使得ΔTw應(yīng)更大些，試驗(yàn)時(shí)溫度較高，估算因散熱而引起的溫度誤差為3 K。葉片平均壁溫通過紅外熱像儀進(jìn)行測(cè)量，紅外熱像儀測(cè)溫精度為±1%，紅外誤差為1.2 K，考慮散熱，則ΔTw=4.2 K。將上述數(shù)據(jù)代入式（6）中，得到最大誤差為

相對(duì)誤差為

3.2 紅外修正

通過將熱電偶測(cè)得葉片實(shí)際溫度代入式（9）計(jì)算當(dāng)?shù)匕l(fā)射率，從而沿弧長(zhǎng)方向分區(qū)進(jìn)行發(fā)射率修正得到較為準(zhǔn)確的紅外溫度場(chǎng)。

式中：T0為熱電偶測(cè)得渦輪葉片的溫度，T'0為紅外測(cè)量渦輪葉片表面未修正的溫度，Tu為被測(cè)物體環(huán)境溫度，ε為發(fā)射率。

不同紅外熱像儀由于光譜響應(yīng)和選擇波段不同，n值存在差異，此次試驗(yàn)使用的1.5～5μm紅外熱像儀n值為5.1。

4 試驗(yàn)結(jié)果與分析

4.1 渦輪葉片溫度場(chǎng)分析

圖6示出了標(biāo)準(zhǔn)工況即溫比K=2.1，流量比M=0.016時(shí)葉片溫度場(chǎng)。在前緣附近較高，這是因?yàn)榍熬墯饽た琢髁坎蛔悖⑶抑苯邮艿街髁鞯臎_刷。在葉片壓力面前緣近端壁區(qū)域，由于外表面缺乏氣膜覆蓋以及內(nèi)部流道沒有強(qiáng)化換熱措施（即該部分未設(shè)置肋片），冷卻氣體對(duì)葉片降溫較差，表面溫度較高。隨后在壓力面葉盆區(qū)域出現(xiàn)一個(gè)較為明顯的低溫區(qū)域，這是由于該處內(nèi)腔肋化通道進(jìn)口段效應(yīng)引起的強(qiáng)烈對(duì)流換熱產(chǎn)生的。近尾緣處的冷氣進(jìn)氣通道由于縮擴(kuò)段的原因在入口處會(huì)產(chǎn)生較大的漩渦影響內(nèi)部換熱情況，造成了尾緣處靠近端壁的高溫區(qū)域。在葉片尾緣靠近葉尖處出現(xiàn)局部低溫區(qū)域，這是由于腔1氣流經(jīng)過彎頭后流向腔2后該處冷氣流量增大導(dǎo)致的。

圖6 渦輪壓力面溫度分布Fig.6 Temperature distribution of turbine pressure surface

如圖7所示，葉背氣膜孔下游溫度明顯先降低后提高。對(duì)于葉背，葉背兩排氣膜孔出流氣體形成氣膜沿著主流方向?qū)θ~片進(jìn)行保護(hù)，葉背溫度逐漸降低，隨后溫度又逐漸升高，這是因?yàn)槔錃饬坎蛔?，可在尾緣布置氣膜孔?yōu)化冷卻。可以看出，葉片吸力面葉尖區(qū)域溫度均處于較高水平。

圖7 渦輪吸力面溫度分布Fig.7 Temperature distribution of turbine suction surface

4.2 熱電偶與紅外熱像儀測(cè)量結(jié)果比較

圖8示出了η的紅外熱像儀測(cè)量結(jié)果與熱電偶測(cè)量結(jié)果的比較?？梢钥闯?，由于葉片前緣駐點(diǎn)區(qū)域沒有熱電偶，所以前緣駐點(diǎn)區(qū)域無熱電偶測(cè)量結(jié)果，在葉片其他位置均有熱電偶測(cè)量結(jié)果。在求解葉片表面名義發(fā)射率時(shí)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)求解公式進(jìn)行修正后，通過二者比較可以看出，紅外熱像儀得到的結(jié)果與熱電偶測(cè)量結(jié)果基本一致，說明修正發(fā)射率以后紅外溫度場(chǎng)精度較高。圖8中“X”指測(cè)點(diǎn)距葉片前緣駐點(diǎn)的弧長(zhǎng)；“S”指葉片總弦長(zhǎng)。

圖8 紅外熱像儀測(cè)量結(jié)果與熱電偶測(cè)量結(jié)果比較Fig.8 Comparison of measurement results of infrared ther?mal imager and thermocouple

4.3 流量比對(duì)葉片綜合冷卻效率影響

如圖9所示，主流溫度為615 K時(shí)4個(gè)M下葉盆、葉背的溫度場(chǎng)，當(dāng)M=0.016～0.035時(shí)，流量比提高對(duì)溫度場(chǎng)的影響規(guī)律是一致的，隨著流量比提高，氣膜附近低溫區(qū)逐漸擴(kuò)大，但沒有產(chǎn)生新的低溫區(qū)，主次流流量比提高使得前緣附近的溫度降低。當(dāng)M=0.005時(shí)，葉片溫度較高，這是因?yàn)槔錃獠蛔恪?/p>

圖9 不同流量比時(shí)渦輪葉片表面溫度場(chǎng)Fig.9 Temperature field of turbine blade surface under dif?ferent flow ratio

圖10示出了M對(duì)η影響試驗(yàn)的熱電偶測(cè)量結(jié)果和紅外熱像測(cè)量結(jié)果得出的綜合冷效變化規(guī)律。可見，M從0.016增大到0.035過程中，綜合冷卻效率變化規(guī)律一致，這是因?yàn)镸改變未使外表面流動(dòng)特征發(fā)生較大改變；M增加，綜合冷效增大，這是因?yàn)槔錃饬髁孔兇笫沟酶嗟臍饽じ采w阻隔了主流，同時(shí)增大了冷氣流量，腔內(nèi)交換大量熱，因此表面溫度降低，綜合冷效提高。當(dāng)M為0.005時(shí)，前緣出氣量不足，導(dǎo)致溫度較高，綜合冷卻效率接近零。

圖10 流量比對(duì)綜合冷效影響Fig.10 Effect of flow rate ratio on comprehensive cool?ing efficiency

4.4 溫比對(duì)葉片綜合冷卻效率影響

圖11為綜合冷效在不同K下的沿程變化關(guān)系圖，圖11（a）、圖11（b）分別為主流溫度為615 K時(shí)溫比影響試驗(yàn)熱電偶測(cè)量結(jié)果和紅外熱像儀測(cè)量結(jié)果。試驗(yàn)采用調(diào)節(jié)次流入口溫度的方式完成對(duì)溫比的調(diào)節(jié)，不改變?nèi)細(xì)馊肟跍囟龋瑴乇壬呒凑{(diào)低次流溫度。圖中可見葉背處的綜合冷效最高達(dá)到了0.52，圖中溫比變化后綜合冷效變化甚微，可見溫比對(duì)綜合冷效影響很小，這是因?yàn)橹鞔瘟鞯牧鲃?dòng)特征沒有改變。

圖11 溫比對(duì)綜合冷效影響Fig.11 Effect of temperature ratio on comprehensive cool?ing efficiency

4.5 落壓比對(duì)葉片綜合冷效影響

如圖12所示，葉片綜合冷效隨π的變化關(guān)系，其中，圖12（a）、圖12（b）分別為主流溫度為615 K時(shí)落壓比影響試驗(yàn)熱電偶測(cè)量結(jié)果和紅外熱像儀測(cè)量結(jié)果?？梢钥闯?，當(dāng)M=0.016時(shí)，落壓比增大，則綜合冷效提高。由于M恒定，π增加則次流流量增大，使得腔內(nèi)的對(duì)流換熱增強(qiáng)，而且氣膜冷氣溫度降低，冷氣覆蓋在渦輪葉片表面，減少了對(duì)流換熱，所以落壓比增大則葉片溫度更低，綜合冷效略有提高。

圖12 落壓比對(duì)葉片綜合冷效影響Fig.12 Effect of drop pressure ratio on comprehensive cool?ing efficiency of blade

4.6 葉片平均冷卻效率

為了充分比較M、K、π與葉片綜合冷效的變化關(guān)系，將葉片各測(cè)點(diǎn)得到的綜合冷卻效率按照葉片弧長(zhǎng)進(jìn)行平均，得到葉片平均綜合冷卻效率。圖13～15分別為M、K、π對(duì)葉片平均綜合冷效的影響?？梢钥闯觯瑢?duì)葉片平均綜合冷效影響最大的因素是M，由圖13可以看出，隨著M的增加，葉片平均綜合冷卻效率逐漸升高，當(dāng)M=0.005時(shí)，η=0.125，而當(dāng)M為0.035時(shí)，η升高到0.424。由圖14可以看出，K對(duì)η的變化甚微，在溫比為1.8時(shí)，葉片對(duì)應(yīng)的平均綜合冷卻效率為0.321，而溫比為2.1時(shí)，葉片對(duì)應(yīng)的平均綜合冷卻效率為0.315，變化甚微。由圖15可以看出，π的變化對(duì)η有影響但影響甚微，隨著π的增加，葉片平均綜合冷卻效率略有增加，具體而言，當(dāng)落壓比為1.2時(shí)，葉片對(duì)應(yīng)的綜合冷卻效率為0.301，當(dāng)落壓比為1.56時(shí)，葉片對(duì)應(yīng)的綜合冷卻效率為0.315，變化較小。

圖13 流量比對(duì)平均綜合冷效的影響Fig.13 Effect of flow rate ratio on average comprehensive cooling efficiency

圖14 溫比對(duì)平均綜合冷效的影響Fig.14 Effect of temperature ratio on average comprehen?sive cooling efficiency

圖15 落壓比對(duì)平均綜合冷效的影響Fig.15 Effect of drop pressure ratio on average comprehen?sive cooling efficiency

5 結(jié) 論

（1）由于葉片前緣和尾緣表面缺乏氣膜覆蓋，葉片前緣及尾緣的葉尖和葉根存在高溫區(qū)，在內(nèi)流道附近葉身溫度有所降低。

（2）流量比對(duì)葉片表面綜合冷卻效率有較大影響。隨流量比增加，冷氣量增加，內(nèi)部換熱能力增強(qiáng)，表面形成的氣膜覆蓋面積亦隨著擴(kuò)大，葉片表面溫度降低，冷卻效率變大，葉片表面平均綜合冷卻效率由0.12逐漸增加到0.424。

（3）溫比對(duì)綜合冷卻效率的影響較小，在前緣位置處，綜合冷卻效率在前緣位置最小，約為0.28，在葉背兩排氣膜孔后的低溫區(qū)達(dá)到最大值約為0.52。平均綜合冷卻效率基本維持在0.31～0.32。

（4）隨落壓比增加，葉片表面溫度有所降低，但對(duì)葉片表面綜合冷卻效率影響較小。平均綜合冷卻效率基本保持在0.3～0.32。