射流角對帶小翼凹槽葉頂冷卻傳熱性能的影響

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)馔钙降谝患墑尤~葉頂承受著較高的熱負(fù)荷,且葉頂間隙區(qū)域流動復(fù)雜,是燃?xì)廨啓C(jī)和航空發(fā)動機(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)域的流動換熱[2],因此廣泛應(yīng)用于現(xiàn)代燃?xì)馔钙絼尤~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)良的氣動與傳熱性能,因此受到了燃?xì)廨啓C(jī)和航空發(fā)動機(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)比對葉頂冷卻性能有較大程度的影響[6]。Yan、He等對比了三種葉頂間隙、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、帶不同型式葉頂?shù)耐钙郊壍睦鋮s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、布置等因素會對凹槽葉頂?shù)睦鋮s性能有較大程度的影響。Cheng等通過實(shí)驗(yàn)研究了6種不同氣膜孔分布時葉頂氣膜冷卻效率的分布,發(fā)現(xiàn)氣膜孔的分布方式對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、凹坑孔造型對壁面氣膜冷卻性能的影響[13-14]。李琛璽等通過對凹槽葉頂?shù)臍饽た走M(jìn)行優(yōu)化設(shè)計,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和冷卻性能,表明氣膜孔徑向射流角度對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透平級凹槽葉頂冷卻傳熱性能的影響[17],通過改變?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靜止葉柵、實(shí)驗(yàn)工況條件下的葉頂流動傳熱性能進(jìn)行分析[2]。因此,本文以航空發(fā)動機(jī)高壓透平第一級作為研究對象,分析在發(fā)動機(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,通過改變雙排氣膜孔的射流角,計算葉頂?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)值計算方法

1.1 研究對象及計算邊界條件

本文研究的對象為GE-E3航空發(fā)動機(jī)燃?xì)馔钙降牡谝患?葉片型線來源于NASA報告[19],動葉為帶壓力側(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個氣膜孔,孔直徑為0.424 mm,呈等間距分布。中弧線氣膜孔編號分別記為T01～T13,壓力側(cè)氣膜孔編號分別記為P01～P13,如圖1所示。

圖1 GE-E3發(fā)動機(jī)第一級透平級計算模型及氣膜孔編號

計算邊界條件與NASA報告[19]保持一致,為發(fā)動機(jī)海平面起飛工況,表1列出了計算的邊界條件。冷卻流質(zhì)量流量通過吹風(fēng)比計算得到,所有氣膜孔的吹風(fēng)比M=1。計算傳熱系數(shù)時,葉頂與葉片壁面及流道上下端壁采用等溫邊界條件(1 000 ℃);計算氣膜冷卻效率時,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,靜葉與動葉交界面采用混合平面法處理[20],工質(zhì)為理想空氣[10]。

表1 計算邊界條件

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)時透平級等熵效率定義為[20-21]

(4)

1.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

本文采用ANSYS CFX18.0求解可壓縮雷諾時均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湍流模型對凹槽葉頂?shù)念A(yù)測結(jié)果相對較好。因此,本文將采用k-ω湍流模型對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)格對透平級帶小翼的凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能進(jìn)行數(shù)值研究,動葉的網(wǎng)格如圖2所示。為保證近壁面區(qū)域流動傳熱性能的計算精度,在網(wǎng)格生成過程中對邊界層區(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,可使計算中y+<1。

圖2 動葉的網(wǎng)格示意圖

本文研究對象為高壓透平第一級,前期已對靜葉與動葉通道的網(wǎng)格無關(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235萬時,繼續(xù)增加靜葉網(wǎng)格數(shù)目對凹槽葉頂傳熱系數(shù)的計算結(jié)果影響微弱[10]。在此基礎(chǔ)上,本文進(jìn)一步對動葉的網(wǎng)格疏密進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性分析。選取了3套不同疏密的動葉網(wǎng)格(帶小翼、含氣膜孔),如表2所示,計算了帶小翼凹槽葉頂?shù)膫鳠嵯禂?shù),從表中可見:當(dāng)動葉網(wǎng)格數(shù)增至2 047萬時,與理查森(Richardson)外推值[24]的相對誤差小于1%。因此,在后續(xù)的研究中,靜葉網(wǎng)格數(shù)取235萬,動葉網(wǎng)格數(shù)取約2 047萬。

表2 透平級動葉的網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

2 計算結(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)時為正,向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)時為負(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,可使冷卻流更貼合于葉片表面。研究表明:當(dāng)β=30°時,冷卻流能夠有效地對帶小翼凹槽葉頂進(jìn)行冷卻[18,25],因此,本文保持β=30°不變,僅改變α,分析射流角的變化對帶小翼凹槽葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能的影響。

圖3 動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為不同射流角時凹槽葉頂冷卻流的流線分布,其中圖4(a)為原始設(shè)計α=90°、β=90°的雙排孔計算結(jié)果[10],作為參照進(jìn)行對比分析?？梢钥闯?原始設(shè)計的葉片前緣區(qū)域冷卻流分布相對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,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,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應(yīng)。與參照工況圖5(a)、圖6(a)進(jìn)行對比發(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,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,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,凹槽前緣中弧線處的冷卻流(T01～T04)向吸力側(cè)流動,吸力側(cè)的高氣膜冷卻效率區(qū)域增大,如圖6中A對應(yīng)的區(qū)域,并且當(dāng)α>90°時,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對應(yīng)的區(qū)域)[10]面積減小,圖6(f)中B對應(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壓力側(cè)的冷卻效果更好。由圖6可見,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,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,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,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等熵效率,其中透平級等熵效率以動葉尾緣下游3.3 mm截面處的氣動參數(shù)進(jìn)行計算。不同α?xí)r,帶小翼凹槽葉頂透平級的等熵效率在0.880～0.881的范圍內(nèi)變化,冷卻射流角的改變對透平級的等熵效率無明顯影響。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,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,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性能

2.2 向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)的氣膜孔個數(shù)對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: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)計了3種方案:分別將中弧線處編號為T01～T04的4個孔、T01～T05的5個孔、T01～T13的13個孔調(diào)整向壓力偏轉(zhuǎn)(孔編號見圖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)孔的個數(shù)對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,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)行對比。從圖中可見,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45%～100%部分,與α=120°、β=30°時葉頂?shù)那€有較高的重合度。結(jié)合圖10(a)(b)與圖5(e)、圖6(e)的對比,可認(rèn)為個別氣膜孔射流角的變化對下游部分葉頂?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,軸向弦長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,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對比了3種不同氣膜孔偏轉(zhuǎn)方案時帶小翼凹槽葉頂?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,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,當(dāng)T01～T05冷卻孔向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)時,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)不同個數(shù)時葉頂面積平均傳熱系數(shù)及氣膜冷卻效率

2.3 不同α′時葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能

上節(jié)對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個孔的α′變化對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′時葉頂傳熱系數(shù)分布以及氣膜冷卻效率分布。從圖中可見,T01～T05氣膜孔角的變化對凹槽中部及尾緣部分的影響不太顯著,當(dāng)α′=-30°時,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,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,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,冷卻傳熱性能相對較佳。

(a)α′=-30°

圖16、圖17分別為不同α′時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,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等熵效率。可以看出:T01～T05氣膜孔α′的變化對透平級等熵效率無明顯影響。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°時冷卻傳熱性能最佳。

表4 不同α′時帶小翼凹槽葉頂傳熱冷卻與氣動性能(β=30°)

圖18對比了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,分別通過改變氣膜孔偏轉(zhuǎn)角α、中弧線孔向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)的個數(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,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,而對透平級等熵效率無明顯影響。所有氣膜孔均向吸力側(cè)偏轉(zhuǎn)時,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°時葉頂?shù)睦鋮s傳熱性能最佳,與α=90°、β=90°時相比,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,而對于上下游的其他位置的流動與換熱性能影響相對有限。T01～T13均向壓力側(cè)偏轉(zhuǎn)時,葉頂?shù)钠骄鶄鳠嵯禂?shù)以及氣膜冷卻效率變化不大,對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,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,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%。