流向渦對扇形孔氣膜冷卻效果影響的實驗研究

崔曉峰， 劉鵬敏， 林翅翔， 戴 韌

(上海理工大學 能源與動力工程學院，上海 200093)

隨著燃氣輪機負荷和熱效率的不斷提高，透平入口溫度也隨之升高，遠超過透平熱端部件材料的熔點，必須采取多種冷卻技術(shù)對葉片進行保護，其中氣膜冷卻是渦輪葉片不可或缺的熱防護技術(shù)。提高離散孔氣膜冷卻效果的關(guān)鍵是氣膜孔的構(gòu)型，Goldstein等[1]發(fā)現(xiàn)對于沿孔流向擴張的扇形孔，通過增大氣膜孔的出口面積可以降低孔出口處的冷卻射流速度，減緩冷氣與主流的摻混，提高氣膜冷卻效率。Bunker[2]在總結(jié)比較了多種形狀氣膜孔的冷卻效果后認為扇形孔結(jié)構(gòu)形狀簡單、易于加工且冷卻性能穩(wěn)定，是目前渦輪葉片氣膜冷卻的主要形式。

各種氣膜孔形狀的研發(fā)及其冷卻效率的測定一般是在實驗室條件下完成的。由于實驗條件限制，實驗參數(shù)與實際參數(shù)存在差異，如密度比[3]和湍流度[4]等氣動參數(shù)，這對氣膜冷卻效率有顯著的影響。另一個重要的差別是流動結(jié)構(gòu)不同，渦輪葉柵端壁區(qū)域存在復雜的二次流，如馬蹄渦和通道渦等流向渦[5]，這些流動結(jié)構(gòu)在平板直通道氣膜實驗中是不存在的。氣膜冷卻射流是近壁渦流，其對二次流十分敏感，渦流之間的干涉不可避免地影響了渦的強度及其強化傳熱效果。

Wendt等[6]通過實驗研究了湍流邊界層內(nèi)流向渦的結(jié)構(gòu)及其發(fā)展過程，發(fā)現(xiàn)近壁面流向渦與邊界層會產(chǎn)生很強的相互作用，且流向渦之間會相互干涉相互融合。若氣膜受二次渦流影響導致冷卻效果變差，必定會降低葉片的使用壽命，甚至導致葉片在運行中燒蝕，因此二次流對氣膜冷卻效果的影響更要引起重視。張旭陽等[7]通過優(yōu)化端壁造型削弱二次流的強度以及對氣膜孔重新布局來優(yōu)化氣膜冷卻效果。Friedrichs等[8]將氣膜孔布置在葉柵通道三維分離線的下游，成功地擴大了氣膜覆蓋面積。Satta等[9]根據(jù)端壁表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)分布將端壁劃分成不同的區(qū)域，并重新設(shè)計布置氣膜孔，獲得了較好的冷卻效果。蘇杭等[10]發(fā)現(xiàn)由于存在二次流,順排氣膜孔布局時端壁表面的溫度分布不均勻，通過對氣膜孔重新布局提高了端壁吸力側(cè)前緣和壓力側(cè)根部的冷卻效果。

針對渦流對離散氣膜孔冷卻效果的影響，Ligrani等[11]測量了圓柱孔氣膜受嵌入渦影響的后平板表面的斯坦頓數(shù)，在嵌入渦的下洗側(cè)斯坦頓數(shù)增大，在上洗側(cè)斯坦頓數(shù)減小。Chung等[12]通過實驗研究了不同位置的嵌入渦對圓柱孔氣膜冷卻效率和傳熱系數(shù)的影響，結(jié)果表明氣膜局部絕熱效率和傳熱系數(shù)隨漩渦的相對位置和旋轉(zhuǎn)方向的變化顯著。Fiebig[13]指出縱向渦是強化端壁換熱最有效的漩渦類型，因為其既破壞了流動的穩(wěn)定性，又增強了主流與端壁之間的相互作用。張超等[14]發(fā)現(xiàn)在氣膜孔下游布置渦流發(fā)生器可以提高氣膜冷卻效率。上述研究表明流向渦與氣膜射流渦之間的相互作用機理復雜，掌握這一機理對研究氣膜在實際工作條件下的魯棒性具有重要意義。

以上研究的對象主要集中在圓柱孔，而流向渦及其不同位置對扇形孔氣膜冷卻效率和傳熱系數(shù)的研究還未見報道。鑒于目前扇形孔在氣膜冷卻中的運用越來越廣泛，有必要在更加接近渦輪葉片真實的環(huán)境下研究扇形孔的氣膜冷卻效率和換熱特性，掌握流向渦對氣膜冷卻的作用機理。筆者通過渦流發(fā)生器模擬氣膜冷卻中的流向渦，對透平端區(qū)流動結(jié)構(gòu)進行抽象簡化，在低速風洞內(nèi)進行平板氣膜實驗，研究了流向渦及其位置對不同吹風比時氣膜冷卻效率及傳熱系數(shù)的影響。

1 實驗方法

1.1 氣膜實驗裝置

低速平板氣膜實驗裝置的示意圖如圖1所示，該系統(tǒng)由低速風洞、實驗段、二次流供給裝置和測量裝置組成。風洞由一臺3.5 kW離心鼓風機提供主流風源，風機采用變頻調(diào)速，其后安裝管式電加熱器來控制主流溫度。風洞上安裝氣流穩(wěn)壓箱，可以降低主流的湍流度。在風洞出口用熱線風速儀測量得到主流速度為20 m/s，湍流強度為1%，實驗中各工況進口條件保持一致，基于孔徑的主流進口雷諾數(shù)Re約為8 000。氣膜射流由空氣壓縮機提供氣源，通過質(zhì)量流量計控制吹風比。吹風比M定義為：

(1)

式中：ρ∞、ρc分別為主流、射流的密度；U∞、Uc分別為主流、射流的速度。

射流通過熱交換器后降到一定的溫度，進入供氣室形成穩(wěn)定均勻的流動,最后通過氣膜孔進入主流形成氣膜。

圖1 實驗裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of the experimental facility

圖2為實驗段和紅外測量示意圖。實驗段安裝在風洞出口處，實驗段底面嵌入氣膜孔板，頂面布置2個直徑為100 mm的硒化鋅玻璃窗口，其間距為110 mm。FLIR-A315型紅外相機安置在玻璃窗口上方，測量對象為測量區(qū)域的溫度分布。氣膜冷卻效率的測量區(qū)域長為36D，寬為13D(其中D為扇形孔圓柱段直徑)，傳熱系數(shù)的測量區(qū)域長為34D、寬為13D。測量表面噴涂黑色啞光漆，發(fā)射率為0.95。在供氣室的一側(cè)開有測量孔，通過內(nèi)置K型熱電偶測量可得到二次流冷氣溫度。

圖2 實驗段示意圖Fig.2 Schematic diagram of the test section

通過在氣膜孔前加裝渦流發(fā)生器(VG)產(chǎn)生流向渦，如圖3所示，VG位于氣膜孔上游，距離孔前緣15D。VG為長方體，長20 mm，高8 mm，厚度為0.5 mm，其位置作為實驗變量。在吹風比M=0.5、1.0、1.5、2.0和2.5時，研究3個位置(分別標記為Left、Mid和Right)的VG產(chǎn)生的流向渦對氣膜冷卻效果的影響，另外沒有VG的理想工況標記為Clean工況。

圖3 VG位置示意圖Fig.3 Schematic diagram of the vortex generator

本文所選的扇形孔幾何形狀如圖4所示。其直徑D為6 mm，長徑比L/D=14，射流角?為35°，前傾角δ為10°，側(cè)向擴張角β為10°，圓柱段長度Lm=1.3D。

圖4 扇形孔幾何參數(shù)示意圖Fig.4 Geometric parameters of the fan-shaped hole

1.2 測量技術(shù)

紅外相機的測溫范圍為0～350 ℃，圖像分辨率為320×240像素，幀頻為60 Hz，探測器波長范圍為7.5～13 μm?？紤]到實驗過程中紅外相機鏡頭受光學變形、拍攝角度、拍攝距離和實驗被測表面等因素的影響，需要對其進行一系列的標定。標定實驗臺利用噴涂黑色啞光漆的銅板配合恒溫水箱，為紅外相機提供穩(wěn)定且均勻的目標溫度場，紅外相機與銅板的相對位置與氣膜實驗保持一致。使用測溫儀測得銅板真實溫度Tth，將拍攝溫度TIR與真實溫度進行線性擬合得到標定曲線(見圖5)。主流和冷氣的溫度數(shù)據(jù)通過K型熱電偶獲得。

圖5 溫度標定曲線Fig.5 Temperature calibration curves

在氣膜冷卻效率測量中，測量板采用導熱系數(shù)為0.19 W/(m·K)的有機玻璃板，并在測量板底部貼附保溫棉，可以近似認為是絕熱壁面。實驗過程中保證主流和二次流的溫度及氣動狀態(tài)不變，主流溫度為318.5 K，二次流溫度為293.15 K，待測量區(qū)域溫度場穩(wěn)定后，拍攝測量板面的溫度分布，再通過標定曲線對溫度修正后計算氣膜的冷卻效率。絕熱冷卻效率的計算公式為：

(2)

式中：η為絕熱冷卻效率；T∞、Tc、Taw分別為主流溫度、冷氣溫度和絕熱壁溫。

主流到達VG前的邊界層內(nèi)速度分布采用總壓探針測量，測量位置距離氣膜孔前緣7D。通過總壓探針和靜壓探針測得流動動壓，并由采集裝置獲取壓力數(shù)據(jù)。每次測量以0.5 mm步長移動壓力探針，每次壓力采集30 s并求得壓力平均值，獲得不同高度的動壓分布，進而根據(jù)低速條件下動壓與速度的關(guān)系得到邊界層內(nèi)的速度分布(見圖6，其中U為主流沿測量板面外法向速度，Y/D為沿測量板面法向方向的無量綱距離)。

圖6 主流邊界層內(nèi)速度分布Fig.6 Boundary-layer velocity profiles

雖然實驗中測量板采用的有機玻璃板導熱系數(shù)較低，但是沿測量板面的橫向?qū)釗p失不可避免，因此為減少誤差，在實驗中運用文獻[15]中的方法對實驗進行修正。將只有主流時測量板面的溫度分布Tw0代替式(2)中主流溫度T∞，修正后氣膜絕熱冷卻效率η0的計算公式為：

(3)

(4)

(5)

在氣膜傳熱系數(shù)測量中，測量區(qū)域材料為導熱性能較好的銅板，銅板表面噴涂黑色啞光漆，底部貼附加熱膜，通過穩(wěn)壓電源給加熱膜供電，保持電壓為13 V，電流為2.2 A。銅板的厚度為0.5 mm并在底部貼附保溫材料，保證測量板面受熱的均勻性和減小橫向?qū)崃?。在實驗過程中，主流和二次流冷氣氣源均為空氣，其溫度均為297.3 K。待測量區(qū)域溫度場穩(wěn)定后，拍攝測量板面的溫度分布。

無氣膜、無流向渦時的傳熱系數(shù)H0為：

(6)

存在流向渦、有氣膜時的傳熱系數(shù)Hf為：

(7)

加熱膜產(chǎn)生的熱通量為：

(8)

式中：q為熱通量；Tw為無氣膜、無流向渦時的測量板面溫度；Twf為存在流向渦、有氣膜時的測量板面溫度；U、I分別為加熱膜電壓、電流；A為加熱膜面積。

由于實驗中電壓和電流不變，因此各工況下加熱產(chǎn)生的熱通量不變。

對流傳熱系數(shù)比(以下簡稱傳熱系數(shù)比)為：

(9)

1.3 不確定性分析

本文實驗在低速風洞的平板上進行，不考慮壓力和溫度變化對氣體密度的影響，主流與二次流的氣體密度比為常數(shù)。實驗中不確定度主要來源于溫度的測量誤差，主流溫度不確定度ΔTaw=±0.5 K，二次流溫度不確定度ΔTc=±0.5 K，紅外相機不確定度為±0.5 K，采用誤差評估方法[16]計算得到絕熱冷卻效率相對不確定度為5.6%。傳熱系數(shù)的相對不確定度為8.6%。

2 結(jié)果與討論

2.1 流向渦對氣膜絕熱冷卻效率的影響

圖7為吹風比M=0.5時各工況的氣膜絕熱冷卻效率云圖，其中橫坐標Z/D為從氣膜孔出口沿流向方向的無量綱距離。

圖7 吹風比M=0.5時各工況的氣膜絕熱冷卻效率云圖Fig.7 Film cooling efficiency contour of each model atblowing ratio M=0.5

在理想工況下，氣膜在上游中心處出現(xiàn)分叉，冷氣集中在氣膜孔的兩邊緣，呈“M”形分布。對于存在流向渦的3個工況，氣膜分布均出現(xiàn)變化，失去了對稱性。Mid VG工況的氣膜下游有效度急劇減小，部分區(qū)域失去了氣膜覆蓋。Left VG工況的氣膜整體向X/D負值方向側(cè)偏移聚集，橫向覆蓋寬度沿流向迅速減小，氣膜分叉現(xiàn)象提前消失，壁面更多區(qū)域失去了氣膜覆蓋。Right VG工況的流向渦造成氣膜下游出現(xiàn)巨大分叉。對比3個存在流向渦的工況，Mid VG和Right VG工況仍能保持較好的氣膜橫向覆蓋面積，而Left VG工況最差，在氣膜上游出現(xiàn)了明顯的冷氣缺失現(xiàn)象。

圖8為吹風比M=2.5時各工況的氣膜絕熱冷卻效率云圖。對于理想工況，隨著吹風比從0.5增大到2.5，氣膜絕熱冷卻效率明顯提高，氣膜沿流向覆蓋面積逐漸增大，氣膜的橫向覆蓋寬度保持較好。對于存在流向渦的工況，吹風比增大后雖然冷氣射流動量增加，氣膜剛性提升，但是流向渦對氣膜絕熱冷卻效率的分布依然產(chǎn)生影響，流向渦的強度高于氣膜射流強度，部分區(qū)域氣膜絕熱冷卻效率下降，氣膜變形后的形態(tài)仍與低吹風比時類似。

圖8 吹風比M=2.5時各工況的氣膜絕熱冷卻效率云圖Fig.8 Film cooling efficiency contour of each model atblowing ratio M=2.5

圖9給出了理想工況的氣膜橫向平均冷卻效率。由圖9可知，吹風比M=0.5時的氣膜橫向平均冷卻效率遠低于其他吹風比，吹風比增大后氣膜橫向平均冷卻效率逐步提高，在吹風比M=2.0時氣膜橫向平均冷卻效率最高。當吹風比繼續(xù)增大到2.5時，氣膜橫向平均冷卻效率降低，出現(xiàn)冷卻射流吹離壁面的現(xiàn)象。

圖9 不同吹風比時理想工況的氣膜橫向平均冷卻效率Fig.9 Lateral-averaged film cooling efficiency of Cleanmodel at different blowing ratios

(a) M=0.5

(b) M=2.0

(c) M=2.5圖10 各工況的氣膜橫向平均冷卻效率差值Fig.10 Difference of lateral-averaged film cooling efficiencybetween Clean model and VG model

如圖10(c)所示，當吹風比增大到2.5時，氣膜橫向平均冷卻效率降低的現(xiàn)象有所好轉(zhuǎn)，Left VG工況的氣膜橫向平均冷卻效率降低值約為0.04，Mid VG和Right VG工況的氣膜橫向平均冷卻效率降低值約為0.02。這是由于在流向渦干擾下，原本吹離壁面的氣膜被流向渦壓回了壁面，阻止了射流冷氣的抬升，提高了氣膜的貼附性，抵消了部分由于主流與冷氣摻混導致的氣膜橫向平均冷卻效率降低的影響。

圖11分別給出了吹風比M=0.5時各工況Z/D=1和Z/D=15截面的氣膜橫向絕熱冷卻效率，其中X/D為氣膜橫向的無量綱距離。如圖11(a)所示，對于理想工況，扇形孔出口的擴張減小了射流動量，使氣膜保持較好的橫向覆蓋寬度。對于存在流向渦的工況，隨著流向渦位置的改變，氣膜橫向絕熱冷卻效率分布也隨之變化，3個工況下的氣膜橫向絕熱冷卻效率分布均隨流向渦旋轉(zhuǎn)方向向X/D負值方向偏斜。

由圖11(b)～圖11(d)可知，氣膜下游動量減小，該處更能體現(xiàn)流向渦位置對氣膜橫向絕熱冷卻效率分布的影響。由于流向渦存在上洗效應(yīng)和下洗效應(yīng)，在下洗區(qū)主流被卷吸入氣膜中，而在上洗區(qū)氣膜射流隨流向渦卷入主流中，強化了主流與氣膜射流的摻混，因此流向渦位置的改變會導致不同的摻混強度和氣膜冷卻效率分布。Mid VG工況與Right VG工況的氣膜橫向絕熱冷卻效率分布相似，流向渦穿過氣膜上方卷吸射流冷氣，使得氣膜分叉現(xiàn)象更加嚴重，但是氣膜在這兩種工況下依然保持著較好的橫向覆蓋寬度。對于Left VG工況，流向渦從氣膜邊緣穿過，并沿流向渦轉(zhuǎn)向?qū)饽ふw向X/D負值方向擠壓，氣膜的橫向覆蓋寬度急劇減小，而氣膜橫向絕熱冷卻效率的峰值高于其他2種工況。

氣膜面平均冷卻效率用于評價氣膜冷卻的整體性能，如圖12所示，對于理想工況，氣膜面平均冷卻效率在吹風比M為0.5～2.0時逐漸升高，在吹風比M=2.0時達到最佳，吹風比繼續(xù)增大至2.5時氣膜面平均冷卻效率出現(xiàn)大幅下降。對于存在流向渦的工況，其氣膜面平均冷卻效率均低于理想工況，其中Left VG工況的氣膜面平均冷卻效率最低。當吹風比M=0.5時，Left VG工況的氣膜面平均冷卻效率相比理想工況降低了63%，吹風比達到2.0后，氣膜面平均冷卻效率比理想工況降低了39%。然而當吹風比增大到2.5后，Mid VG和Right VG工況的氣膜面平均冷卻效率已經(jīng)接近理想工況的氣膜面平均冷卻效率，Left VG工況也僅比理想工況降低了25%。隨著吹風比增大，流向渦阻止了氣膜吹離壁面，對氣膜面平均冷卻效率的影響逐漸減小。

(a) Z/D=1

(b) Z/D=15,Mid VG工況

(c) Z/D=15,Left VG工況

(d) Z/D=15,Right VG工況圖11 吹風比M=0.5時各工況的氣膜橫向絕熱冷卻效率Fig.11 Lateral film cooling efficiency of each model atblowing ratio M=0.5

圖12 不同吹風比時各工況的氣膜面平均冷卻效率Fig.12 Area-averaged film cooling efficiency of each modelat different blowing ratios

對于存在流向渦的3種工況，從氣膜絕熱冷卻效率云圖和不同橫向截面的氣膜橫向絕熱冷卻效率分布來看，不同位置的流向渦對氣膜絕熱冷卻效率分布均勻性的影響不同，氣膜橫向平均冷卻效率無法完全反映氣膜對壁面的保護效果。參考文獻[17]，使用氣膜絕熱冷卻效率分布不均勻度Dn來評價氣膜對壁面保護的均勻度，其定義如下：

(10)

式中：N為實驗拍攝處理完后圖片的像素點總數(shù)量；ηi為單個像素點對應(yīng)的氣膜絕熱冷卻效率。

圖13為吹風比M=0.5、1.5和2.5時各工況的氣膜冷卻效率分布不均勻度。Dn的數(shù)值越高，氣膜冷卻效率分布越不均勻。由圖13可知，Left VG工況產(chǎn)生的流向渦對氣膜冷卻效率分布不均勻度的影響最大，氣膜的變形程度最劇烈。隨著吹風比增大到2.5，理想工況下氣膜吹離壁面導致氣膜冷卻效率分布不均勻度略微增大，其他存在流向渦的工況的氣膜冷卻效率分布均出現(xiàn)好轉(zhuǎn)。綜上所述，流向渦降低了氣膜冷卻效率及其覆蓋的均勻性，因此在優(yōu)化端壁氣膜孔及其布孔方式時，應(yīng)額外考慮由于流向渦影響造成的氣膜絕熱冷卻效率虧損及氣膜覆蓋面積的缺失，避免端壁面因失去氣膜保護而遭到破壞。

圖13 吹風比M=0.5、1.5和2.5時各工況的氣膜冷卻效率分布不均勻度

2.2 流向渦對傳熱系數(shù)的影響

圖14為吹風比M=2.5時，各工況傳熱系數(shù)比和氣膜絕熱冷卻效率的等高線圖。由于銅板導熱系數(shù)高，橫向?qū)釤o法避免，因此在測量區(qū)域左右兩側(cè)邊緣也會出現(xiàn)傳熱系數(shù)比大于1的現(xiàn)象，但仍可以體現(xiàn)出氣膜和流向渦共同作用下測量板面的傳熱系數(shù)比分布。

如圖14(a)所示，理想工況下氣膜射流造成了壁面邊界層的擾動，從而改變了主流的運動狀態(tài)，顯著增強了主流與壁面的換熱。此外，由于氣膜孔出口附近射流具有較高的動量，對壁面的沖刷更加強烈，因此氣膜上游區(qū)域的傳熱系數(shù)比普遍高于下游區(qū)域。

(a) Clean工況

(b) Mid VG工況

(c) Left VG工況

(d) Right VG工況圖14 吹風比M=2.5時各工況傳熱系數(shù)比和氣膜絕熱冷卻效率等高線圖

對于存在流向渦的工況，高強度的流向渦將主流中流體輸送到氣膜射流內(nèi)，破壞了氣膜及邊界層的形態(tài)，使得整個測量板面的傳熱系數(shù)比均升高。對比不同位置的流向渦，對應(yīng)的傳熱系數(shù)比分布同樣出現(xiàn)改變，X/D正值方向側(cè)的傳熱系數(shù)比高于X/D負值方向側(cè)，因為流向渦下洗區(qū)增強了氣膜與壁面的熱傳遞，將氣膜擠壓至上洗區(qū)，增大了上洗區(qū)氣膜厚度，下洗區(qū)(X/D負值方向側(cè))的傳熱系數(shù)比高于上洗區(qū)(X/D負值方向側(cè))。

由于各吹風比下橫向平均傳熱系數(shù)比發(fā)展趨勢一致，因此以吹風比M=2.5為例來研究各工況的氣膜橫向傳熱系數(shù)比(見圖15)。由圖15可知，與理想工況相比，氣膜孔上游的VG破壞了邊界層的發(fā)展，其產(chǎn)生的流向渦減薄了邊界層厚度，增大了冷熱流體間的摻混速度，使得存在流向渦的工況下測量區(qū)域的氣膜橫向傳熱系數(shù)比均增大了3.5%。不同位置的流向渦對氣膜橫向傳熱系數(shù)比的影響較為相似。在測量區(qū)域末端，由于流向渦仍保持較高的強度，且在向下游發(fā)展過程中不斷擴散，仍會造成邊界層的擾動，使下游氣膜橫向傳熱系數(shù)比增大。

圖15 吹風比M=2.5時各工況的氣膜橫向傳熱系數(shù)比Fig.15 Ratio of lateral heat transfer coefficients of eachmodel at blowing ratio M=2.5

2.3 流向渦對壁面熱通量的影響

氣膜冷卻的最終目的是減少壁面的熱通量，從而降低熱端部件的表面溫度。熱通量比Q/Q0綜合了傳熱系數(shù)和氣膜有效度對氣膜冷卻效果的影響，用于確定壁面的熱通量是否減小。如果該值低于1.0，則氣膜起到了降低壁溫的效果；如果該值大于1.0，則氣膜的存在反而起到負面作用。熱通量比的計算公式[18]如下：

(11)

式中：Θ為燃氣輪機在綜合冷卻效果作用下的壁面無量綱溫度，對于典型的葉片冷卻系統(tǒng)，Θ為0.5～0.7。

在本文研究中，Θ取典型值0.6[19]。改變Θ不會改變熱通量比的變化趨勢，只會使熱通量比曲線向上或向下移動。

圖16為不同吹風比時各工況壁面的熱通量比。由圖16可知，Left VG工況的綜合冷卻效果最差，所有存在流向渦工況的熱通量比均比理想工況高。在吹風比M=0.5時，Left VG工況的熱通量比大于1，此時氣膜射流已失去了對壁面的冷卻效果。而Mid VG和Right VG工況的熱通量比接近1，氣膜冷卻的綜合效果很差。當吹風比增大到2.0時，各工況的熱通量比下降至最低值，相比理想工況，Left VG工況的熱通量比上升了20%。吹風比繼續(xù)增大后，由于高吹風比時氣膜射流的抬升，理想工況測量板面的熱通量比快速上升，而存在流向渦工況的熱通量比變化很小。

圖16 各工況壁面的熱通量比Fig.16 Heat flux ratio of the text wall of each model

3 結(jié) 論

(1) 在各吹風比下，流向渦會加劇主流與射流的摻混，氣膜面平均冷卻效率最高降低了63%。在吹風比達到2.5后，流向渦能抑制扇形孔射流在高吹風比時的吹離趨勢，提高了氣膜的貼附性，抵消了部分由于流向渦造成氣膜橫向平均冷卻效率降低的影響。

(2) 不同位置的流向渦會使氣膜分布的均勻性變差，其中Left VG工況的流向渦對氣膜分布的均勻性影響最大，該工況下氣膜的橫向覆蓋寬度及下游覆蓋面積大幅減小，壁面有更多的區(qū)域失去冷氣覆蓋。

(3) 流向渦增大了壁面與氣膜的傳熱系數(shù)比，在流向渦的下洗區(qū)增強了氣膜與壁面的熱傳遞，導致該區(qū)域的傳熱系數(shù)比增大。同時，壁面的熱通量比最高上升了20%。在低吹風比時，存在流向渦的工況壁面熱通量比接近1，氣膜失去了對壁面的保護作用。