渦輪端壁內(nèi)部點(diǎn)陣?yán)鋮s結(jié)構(gòu)的流熱耦合研究

楊星,吳永強(qiáng),吳航,趙強(qiáng),豐鎮(zhèn)平

(1.西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院,710049,西安;2.陜西省葉輪機(jī)械及動(dòng)力裝備工程實(shí)驗(yàn)室,710049,西安)

為了保證渦輪關(guān)鍵熱端部件能在2 000 K的環(huán)境下長(zhǎng)時(shí)間安全運(yùn)行,研究人員采用了各種先進(jìn)冷卻技術(shù)對(duì)其提供保護(hù)。端壁在整個(gè)渦輪葉柵通道內(nèi)面積占比較大,近端壁區(qū)的流動(dòng)表現(xiàn)出強(qiáng)烈的三維特性,端壁受到通道渦、馬蹄渦和橫流等復(fù)雜二次流的影響,冷卻設(shè)計(jì)十分困難[1-2]。近年來(lái),TurboAero團(tuán)隊(duì)對(duì)渦輪端壁的流動(dòng)傳熱機(jī)理和高效冷卻方法展開(kāi)了較為系統(tǒng)的研究,在對(duì)國(guó)內(nèi)外有關(guān)端壁氣動(dòng)、換熱與冷卻方面的研究進(jìn)展和成果進(jìn)行總結(jié)后,圍繞端壁的諸多影響因素開(kāi)展了實(shí)驗(yàn)與數(shù)值研究,研究?jī)?nèi)容包括端壁通道間隙、端壁熱變形錯(cuò)位、泄漏流、非軸對(duì)稱端壁、燃燒室尾部槽縫冷氣、進(jìn)口旋流、進(jìn)口總壓不均勻性、離散氣膜孔與泄漏流的相互作用、氣膜孔的射流角與質(zhì)量流量比和微肋結(jié)構(gòu)等[3-14]。

公開(kāi)文獻(xiàn)圍繞葉柵環(huán)境下端壁傳熱、氣動(dòng)和冷卻等方面的研究較多,但是有關(guān)端壁的耦合換熱研究卻很少,Bunker等[15]是最早對(duì)葉柵端壁沖擊冷卻展開(kāi)研究的學(xué)者之一,Panda等[16]較早地在平板上研究了沖擊冷卻和氣膜冷卻共同作用下的耦合換熱特性。Thole課題組較早地對(duì)葉片端壁耦合換熱開(kāi)展了系統(tǒng)性研究,研究?jī)?nèi)容包括沖擊-氣膜復(fù)合冷卻、沖擊距離非軸對(duì)稱端壁[17]、熱障涂層[18]和端壁表面沉積物[19]等因素對(duì)端壁耦合換熱特性的影響。在國(guó)內(nèi),Yang等結(jié)合數(shù)值和實(shí)驗(yàn)方法研究了沖擊冷卻、氣膜冷卻和泄漏流冷卻對(duì)端壁耦合換熱特性的影響[20-21];Li等[22]也通過(guò)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值方法對(duì)有、無(wú)內(nèi)部沖擊冷卻時(shí)的氣膜冷卻端壁的綜合冷卻特性進(jìn)行了分析。

目前,端壁內(nèi)部冷卻方式基本為沖擊冷卻。本文為了進(jìn)一步提高端壁的綜合冷卻性能,基于葉柵氣動(dòng)性能的考慮確立了以端壁內(nèi)部冷卻結(jié)構(gòu)為對(duì)象來(lái)提升其綜合冷卻性能的研究思路;隨后針對(duì)無(wú)內(nèi)部冷卻端壁、傳統(tǒng)內(nèi)部沖擊冷卻端壁和點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的耦合換熱特性展開(kāi)深入研究,揭示點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的流熱耦合換熱機(jī)理,評(píng)估在端壁背側(cè)布置點(diǎn)陣?yán)鋮s結(jié)構(gòu)時(shí)的冷卻性能,以期為端壁內(nèi)部冷卻提供一種冷卻性能更優(yōu)、流動(dòng)損失更小的新型內(nèi)部冷卻結(jié)構(gòu)。

1 實(shí)驗(yàn)和數(shù)值方法

1.1 實(shí)驗(yàn)臺(tái)介紹

為了評(píng)估原型端壁的綜合冷卻性能,并對(duì)數(shù)值方法進(jìn)行驗(yàn)證,首先針對(duì)某航空發(fā)動(dòng)機(jī)高壓渦輪端壁的原始冷卻設(shè)計(jì)進(jìn)行流熱耦合換熱實(shí)驗(yàn)研究。實(shí)驗(yàn)段由四葉片、三通道平面葉柵組成,其組成及細(xì)節(jié)展示如圖1所示,實(shí)驗(yàn)測(cè)量工作只針對(duì)中間葉柵通道展開(kāi)。葉片展弦比為0.878,節(jié)弦比為0.742。原型端壁的冷卻設(shè)計(jì)包含上游泄漏流、通道中離散氣膜孔和內(nèi)部沖擊冷卻。耦合換熱端壁由316不銹鋼加工而成,葉片和端壁背部的供氣腔采用樹(shù)脂材料3D打印。主流工質(zhì)為空氣,溫度為288 K,為了使實(shí)驗(yàn)的冷氣與主流的密度比與真實(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)條件相近,本文選用二氧化碳作為冷氣工質(zhì),溫度為313 K,在實(shí)驗(yàn)工況下冷氣與主流的密度比約為1.5。金屬端壁表面的溫度采用紅外熱像儀(FLIR T650sc)測(cè)量。

(a)實(shí)驗(yàn)段組成

1.2 測(cè)量方法及不確定度分析

本文采用紅外熱像儀測(cè)量端壁表面溫度,并使用定制的鍍膜鍺片作為紅外拍攝窗口。在流道上方布置了兩個(gè)窗口,使相機(jī)能拍攝到端壁完整的紅外熱像圖。使用紅外熱像儀測(cè)溫前使用I級(jí)精度的T型熱電偶對(duì)其進(jìn)行標(biāo)定,得到標(biāo)定曲線計(jì)算式

TwIR=0.953 2TwTC+2.602 9

(1)

式中:TwIR為紅外熱像儀測(cè)量溫度;TwTC為熱電偶測(cè)得溫度。綜合冷卻有效度的定義為

(2)

式中:Tm,in為主流進(jìn)口溫度;Tw為壁面溫度;Tc,in為冷氣進(jìn)口溫度。主流和冷氣溫度都采用I級(jí)精度的T型熱電偶測(cè)量,不確定度絕對(duì)值均為±0.5 ℃。根據(jù)實(shí)驗(yàn)誤差分析理論可以得到綜合冷卻有效度不確定度相對(duì)值為

(3)

經(jīng)計(jì)算得到φ=0.1時(shí),相對(duì)不確定度為15.4%;φ=0.8時(shí),相對(duì)不確定度為1.6%。

1.3 數(shù)值模型與計(jì)算方法

為了節(jié)省計(jì)算資源,數(shù)值計(jì)算模型只繪制了一個(gè)流道,流體域兩側(cè)設(shè)置為周期性邊界條件,端壁固體域厚度為5 mm,計(jì)算模型如圖2所示。在原內(nèi)部沖擊冷卻模型的基礎(chǔ)上,還繪制了無(wú)內(nèi)部冷卻結(jié)構(gòu)端壁和內(nèi)部點(diǎn)陣?yán)鋮s結(jié)構(gòu)的端壁模型,由于氣膜冷卻會(huì)對(duì)葉柵氣動(dòng)性能產(chǎn)生影響,本文僅通過(guò)改變內(nèi)部結(jié)構(gòu)來(lái)提高端壁的綜合冷卻性能,端壁的泄漏流和氣膜孔的設(shè)計(jì)均保持不變。圖3展示了點(diǎn)陣結(jié)構(gòu)在端壁內(nèi)的排布情況及點(diǎn)陣單元的幾何結(jié)構(gòu),需說(shuō)明的是,點(diǎn)陣?yán)鋮s是為了增強(qiáng)對(duì)流強(qiáng)化換熱,因此冷氣不從下方進(jìn)氣,而是由圖3所示的冷卻腔側(cè)面進(jìn)氣。

我開(kāi)始四處找尋白麗筠，出入小城各種場(chǎng)所，希望不經(jīng)意間碰上她。我聽(tīng)見(jiàn)有人傳言說(shuō)，白麗筠被一個(gè)小白臉?biāo)α?，得了神?jīng)病。我揣測(cè)那個(gè)小白臉指的就是我了。本市和附近的幾個(gè)精神病院我都去過(guò)了，但是沒(méi)有白麗筠的蹤跡。還有傳言說(shuō)，白麗筠跟著一個(gè)南洋來(lái)的大款到外國(guó)去了，如果她真去了外國(guó)，那我就鞭長(zhǎng)莫及，毫無(wú)辦法可想了。但是這個(gè)傳言很快就被否定了，因?yàn)橛钟腥苏f(shuō)，在皖南山區(qū)的什么地方曾經(jīng)見(jiàn)到過(guò)白麗筠。聽(tīng)到這個(gè)消息，我馬上就到山里去了。我想白麗筠為什么會(huì)出現(xiàn)在山里呢？莫非是削發(fā)為尼出家了？于是我走訪一座座庵寺，希望意外地逢著一個(gè)剃著光頭的尼姑，她便是我從小認(rèn)識(shí)的白麗筠?？墒?，沒(méi)有，到處都沒(méi)有白麗筠的影子。

圖2 計(jì)算域幾何與邊界條件

圖3 點(diǎn)陣?yán)鋮s結(jié)構(gòu)示意圖

借助商用軟件ANSYS CFX求解穩(wěn)態(tài)條件下的三維可壓縮雷諾時(shí)均方程,對(duì)端壁流熱耦合冷卻特性展開(kāi)研究。主流工質(zhì)為空氣,入口溫度288 K,通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)得雷諾數(shù)為1.6×105條件下的主流入口速度分布,編寫(xiě)數(shù)據(jù)文件作為數(shù)值計(jì)算的主流入口速度條件,主流入口速度沿葉高的分布如圖4所示,圖中的S為葉身高度,主流出口為大氣壓力。冷氣工質(zhì)設(shè)置為二氧化碳,進(jìn)口溫度設(shè)置為313 K,總共布置泄漏流入口、壓力側(cè)進(jìn)氣腔和吸力側(cè)進(jìn)氣腔3個(gè)冷氣入口。根據(jù)所需工況不同,各冷氣入口給定不同的質(zhì)量流量。固體-流體接觸面設(shè)置為熱耦合交界面,側(cè)面根據(jù)情況設(shè)置為周期性邊界或絕熱邊界,固體域底面設(shè)置為對(duì)流換熱邊界。

圖4 主流入口速度沿葉高分布

1.4 湍流模型驗(yàn)證

端壁附近的流動(dòng)傳熱十分復(fù)雜,因此需要選擇合適的湍流模型來(lái)保證數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性?；趯?shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)k-ω、k-ε、SST和SSTγ-θ等4種典型的湍流模型進(jìn)行驗(yàn)證。選擇泄漏流質(zhì)量流量比為1.0%,氣膜孔吹風(fēng)比為7.0的工況進(jìn)行計(jì)算。為保證計(jì)算的準(zhǔn)確性,以所有殘差小于10-4、不平衡度絕對(duì)值低于0.01%且各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的溫度壓力保持不變作為收斂判斷依據(jù)。對(duì)于k-ω類湍流模型,控制近壁面第一層網(wǎng)格,以保證y+小于1,對(duì)于k-ε模型,近壁面網(wǎng)格y+范圍在20左右。圖5為使用不同湍流模型計(jì)算得到的端壁橫向平均綜合冷卻有效度沿軸向的分布曲線,并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比?？傮w來(lái)看,各湍流模型預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)結(jié)果在趨勢(shì)上基本保持一致,數(shù)值計(jì)算的結(jié)果均偏小,但其中k-ω模型的預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果最為接近,在上游區(qū)域吻合很好,在中下游偏小但與實(shí)驗(yàn)值的最大誤差小于0.03。圖6給出了M=7.0時(shí)實(shí)驗(yàn)測(cè)量與數(shù)值模擬得到的端壁綜合冷卻有效度分布,圖中的P為節(jié)距,Cax為軸向弦長(zhǎng)。由圖6可以看出,兩者的分布規(guī)律基本相同:泄漏流出口處存在一個(gè)三角形的高冷效區(qū),壓力側(cè)冷卻結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)區(qū)域的冷卻效果較好,下游的冷卻效果較差。數(shù)值計(jì)算結(jié)果的高綜合冷效區(qū)域較為集中,這是數(shù)值計(jì)算對(duì)金屬端壁橫向?qū)岬念A(yù)測(cè)不足所致。表1給出端壁面積平均綜合冷效在各湍流模型下的計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果的對(duì)比。由表中可看到k-ω模型的平均綜合冷效與實(shí)驗(yàn)值相差最小,差值百分比僅為-2.6%。綜上所述,本文后續(xù)將采用k-ω湍流模型進(jìn)行數(shù)值模擬。

圖5 不同湍流模型預(yù)測(cè)的端壁橫向平均綜合冷卻有效度與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

表1 不同湍流模型下端壁整體面積平均綜合冷卻有效度與實(shí)驗(yàn)對(duì)比

(a)數(shù)值模擬 (b)實(shí)驗(yàn)測(cè)量

2 結(jié)果分析

2.1 原型沖擊冷卻端壁流動(dòng)換熱特性

為了獲得內(nèi)部冷卻的流動(dòng)傳熱特性,首先針對(duì)原型端壁的內(nèi)部沖擊冷卻結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究,在泄漏流質(zhì)量流量比為1.0%的工況下,分析1.5、3.0和7.0這3種氣膜孔吹風(fēng)比條件下的端壁綜合冷卻有效度及內(nèi)部沖擊冷卻的流動(dòng)換熱特性,端壁冷氣的總質(zhì)量流量比(含泄漏流)分別為1.3%、1.6%和2.4%。

2.1.1 不同吹風(fēng)比下端壁綜合冷卻特性

圖7給出了不同吹風(fēng)比下沖擊冷卻端壁和無(wú)內(nèi)冷端壁的綜合冷卻有效度分布情況,為了更直觀地顯示內(nèi)部沖擊冷卻的貢獻(xiàn),將相同吹風(fēng)比下的兩種端壁放在一張圖中,上方橙色邊框流道為沖擊冷卻端壁,下方紅色邊框流道為無(wú)內(nèi)冷端壁,白線為內(nèi)部腔室及沖擊孔輪廓。

(a)M=1.5 (b)M=3.0 (c)M=7.0

在有內(nèi)部沖擊冷卻時(shí),隨著吹風(fēng)比增大,端壁中上游的綜合冷卻有效度顯著提升,尤其是泄漏流出流的三角區(qū)域和壓力側(cè)冷卻結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的區(qū)域,而下游端壁的綜合冷卻有效度隨著吹風(fēng)比增大先提高后降低。因?yàn)闆_擊冷卻結(jié)構(gòu)布置在0.1

觀察無(wú)內(nèi)冷端壁的綜合冷卻有效度分布并與沖擊冷卻端壁對(duì)比可以發(fā)現(xiàn):沖擊冷卻端壁中上游的綜合冷卻有效度明顯高于無(wú)內(nèi)冷端壁,但二者下游的綜合冷卻有效度分布規(guī)律幾乎一致。因?yàn)閮煞N端壁只有內(nèi)部冷卻結(jié)構(gòu)不同,氣膜孔結(jié)構(gòu)完全一致,沖擊冷卻端壁中上游綜合冷卻有效度高正是因?yàn)闆_擊冷卻起到了強(qiáng)化冷卻的作用。隨著吹風(fēng)比增大,無(wú)內(nèi)冷端壁中上游綜合冷卻有效度也有提升,但提升效果很小,說(shuō)明內(nèi)部冷卻結(jié)構(gòu)能大大提升局部綜合冷卻有效度對(duì)吹風(fēng)比的敏感性。

圖8給出了不同吹風(fēng)比下,沖擊冷卻端壁和無(wú)內(nèi)冷端壁的整體面積平均綜合冷卻有效度。當(dāng)吹風(fēng)比較小,提高吹風(fēng)比能增大無(wú)內(nèi)部冷卻端壁的綜合冷卻有效度,但當(dāng)吹風(fēng)比較大時(shí),若繼續(xù)增大吹風(fēng)比,端壁綜合冷卻有效度提升有限甚至減小。沖擊冷卻端壁的平均綜合冷卻有效度隨著吹風(fēng)比增大而持續(xù)顯著提升,但是吹風(fēng)比越大,繼續(xù)增大吹風(fēng)比對(duì)綜合冷卻有效度的提升越小,氣膜孔最佳吹風(fēng)比M在3.0左右,此時(shí)冷氣消耗量較小,且平均綜合冷卻有效度較高。

圖8 無(wú)內(nèi)冷和沖擊冷卻端壁平均綜合冷卻有效度對(duì)比

2.1.2 內(nèi)部冷卻流動(dòng)換熱特性

圖9給出了吹風(fēng)比為3.0時(shí)無(wú)內(nèi)冷端壁和沖擊冷卻端壁的內(nèi)部冷氣流線結(jié)構(gòu)。無(wú)內(nèi)部冷卻結(jié)構(gòu)時(shí),冷氣在供氣腔中以較低流速流向壁面,然后直接通過(guò)氣膜孔進(jìn)入主流,在氣膜孔入口附近由于氣膜孔的抽吸作用而短暫加速。有沖擊冷卻時(shí),冷氣經(jīng)由沖擊孔加速進(jìn)入沖擊腔,以較高的速度撞擊到靶面上后同樣通過(guò)氣膜孔進(jìn)入主流。

(a)無(wú)內(nèi)部冷卻

圖10給出了不同吹風(fēng)比條件下無(wú)內(nèi)冷端壁和沖擊冷卻端壁內(nèi)部流體-固體接觸面的換熱系數(shù)分布,內(nèi)換熱系數(shù)定義為

(a)M=1.5 (b)M=3.0 (c)M=7.0

(4)

式中:qw為壁面熱流密度;Tw為壁面溫度;Tc,in為冷氣入口溫度。冷氣經(jīng)過(guò)沖擊冷卻后才從氣膜孔流出進(jìn)行氣膜冷卻,氣膜孔吹風(fēng)比增大也就意味著沖擊冷氣質(zhì)量流量增大,因此沖擊射流雷諾數(shù)隨著吹風(fēng)比的增大逐漸增大,M為1.5、3.0和7.0對(duì)應(yīng)的沖擊雷諾數(shù)Rej依次為1.9×103、3.9×103和9.0×103。從靶面的換熱系數(shù)云圖可以明顯看出沖擊冷卻的特點(diǎn),當(dāng)沖擊射流撞擊到靶面上時(shí),會(huì)在沖擊滯止點(diǎn)附近形成明顯的高換熱區(qū),該區(qū)域的換熱系數(shù)從中心向周圍逐漸降低,換熱能力遠(yuǎn)高于其他區(qū)域,每個(gè)沖擊孔都對(duì)應(yīng)著一個(gè)高換熱區(qū)。隨著冷氣質(zhì)量流量增大,靶面換熱系數(shù)大幅提升,端壁綜合冷卻有效度也隨著內(nèi)部冷卻效果的提升而提升。無(wú)內(nèi)冷端壁內(nèi)部流體-固體接觸面的內(nèi)換熱系數(shù)水平很低,吹風(fēng)比增大對(duì)換熱系數(shù)的影響十分有限,只有靠近氣膜孔入口區(qū)域換熱系數(shù)較高,但是與沖擊冷卻相比仍然很小,該高換熱系數(shù)區(qū)域產(chǎn)生的原因是氣膜孔的抽吸作用。

2.2 點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁流動(dòng)換熱特性

2.2.1 端壁綜合冷卻有效度

本節(jié)展示了點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的流動(dòng)換熱特性,并與2.1節(jié)中的無(wú)內(nèi)部冷卻端壁和沖擊冷卻端壁進(jìn)行對(duì)比,獲得內(nèi)部點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的流動(dòng)換熱特性,并對(duì)采用點(diǎn)陣結(jié)構(gòu)作為端壁內(nèi)部冷卻的最終效果進(jìn)行評(píng)估。圖11展示了不同吹風(fēng)比下點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的綜合冷卻有效度分布。點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的綜合冷卻有效度分布規(guī)律與沖擊冷卻端壁相似,但點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁中游的綜合冷卻有效度更加均勻。

(a)M=1.5 (b)M=3.0 (c)M=7.0

圖12給出了不同吹風(fēng)比條件下,沖擊冷卻端壁和點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的橫向平均綜合冷卻有效度沿軸向的變化曲線。對(duì)比沖擊冷卻端壁和內(nèi)部點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的中上游,M為1.5、3.0時(shí),吹風(fēng)比較小,上游區(qū)域(x/Cax<0.2)的橫向平均綜合冷卻有效度比較接近,到了中游(0.20.4之后點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的綜合冷卻有效度又重新占據(jù)優(yōu)勢(shì),這是由于吸力側(cè)點(diǎn)陣?yán)鋮s腔的換熱能力較差,而壓力側(cè)點(diǎn)陣?yán)鋮s腔的換熱能力強(qiáng)于沖擊冷卻導(dǎo)致的。

圖12 端壁橫向平均綜合冷卻有效度

2.2.2 內(nèi)部冷氣流線與換熱系數(shù)

圖13展示了在M=3.0時(shí)冷氣在冷卻腔內(nèi)的流線結(jié)構(gòu)。冷氣從側(cè)面進(jìn)入冷卻腔內(nèi),經(jīng)過(guò)點(diǎn)陣結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)換熱后從氣膜孔流出。由于受到冷卻腔形狀的限制,吸力側(cè)氣膜孔與冷氣入口之間相距很近,部分冷氣進(jìn)入冷卻腔后直接從靠近入口的氣膜孔流出,在冷卻腔內(nèi)的流路很短,未能與冷卻結(jié)構(gòu)進(jìn)行充分換熱,導(dǎo)致該冷卻腔的換熱能力較差。

圖13 M=3.0條件下內(nèi)部冷氣流線仰視圖與右視圖

圖14給出了不同吹風(fēng)比下點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的內(nèi)換熱系數(shù)分布情況。點(diǎn)陣?yán)鋮s的冷氣入口布置在腔室側(cè)面,離冷氣入口越近的區(qū)域內(nèi)換熱系數(shù)越高,隨著冷氣向后流動(dòng),換熱系數(shù)逐漸降低,且壓力側(cè)冷卻腔的換熱系數(shù)水平要高于吸力側(cè)冷卻腔。隨著吹風(fēng)比增大,冷氣流速增大,點(diǎn)陣結(jié)構(gòu)與內(nèi)部壁面的換熱系數(shù)增大。與沖擊結(jié)構(gòu)的內(nèi)換熱系數(shù)分布相比,點(diǎn)陣結(jié)構(gòu)不像沖擊冷卻有換熱系數(shù)極高的沖擊滯止區(qū),點(diǎn)陣?yán)鋮s壁面的換熱系數(shù)分布更加均勻,雖然換熱系數(shù)峰值只有沖擊冷卻換熱系數(shù)峰值的約1/3,但是點(diǎn)陣表面的換熱系數(shù)普遍較高,且點(diǎn)陣結(jié)構(gòu)能有效增大換熱面積,提升內(nèi)部總換熱量。

2.2.3 沖擊與點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的流動(dòng)換熱性能對(duì)比

圖15給出了3種端壁在不同吹風(fēng)比下的面積平均綜合冷卻有效度。在各吹風(fēng)比下,沖擊冷卻端壁和點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的綜合冷卻有效度均遠(yuǎn)高于無(wú)內(nèi)部冷卻端壁,且點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的綜合冷卻有效度優(yōu)于沖擊冷卻端壁,

圖15 3種端壁面積平均綜合冷卻有效度

說(shuō)明將沖擊冷卻替換為點(diǎn)陣?yán)鋮s能夠滿足端壁冷卻的要求,甚至更加高效。

表2將不同吹風(fēng)比下沖擊冷卻端壁和點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的平均內(nèi)換熱系數(shù)、內(nèi)部總換熱量和內(nèi)部的壓力損失等特性進(jìn)行了匯總。冷氣的內(nèi)部壓損用泵功衡量,其計(jì)算式為

表2 沖擊冷卻和點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁內(nèi)部冷卻流動(dòng)換熱特性

(5)

式中:m為冷氣質(zhì)量流量;ΔP為冷氣進(jìn)出口壓差;ρ為冷氣入口密度。在相同吹風(fēng)比下,沖擊冷卻的平均內(nèi)換熱系數(shù)要比點(diǎn)陣?yán)鋮s高出50%～90%,且吹風(fēng)比越高,沖擊冷卻的平均內(nèi)換熱系數(shù)相較于點(diǎn)陣?yán)鋮s越高。但是,點(diǎn)陣結(jié)構(gòu)能有效增大內(nèi)部換熱面積,其總換熱面積比沖擊冷卻大171%,因此在各吹風(fēng)比下點(diǎn)陣?yán)鋮s的總換熱量更大。M為1.5、3.0和7.0時(shí),點(diǎn)陣?yán)鋮s總換熱量分別比沖擊冷卻總換熱量高35.8%、34.0%和7.5%,吹風(fēng)比越小時(shí)點(diǎn)陣結(jié)構(gòu)的總換熱量相對(duì)于沖擊結(jié)構(gòu)越高。從內(nèi)部冷氣的壓力損失來(lái)看,在各吹風(fēng)比下,點(diǎn)陣?yán)鋮s結(jié)構(gòu)的壓損都要小于沖擊冷卻結(jié)構(gòu),吹風(fēng)比從小增大,點(diǎn)陣?yán)鋮s的泵功依次比沖擊冷卻降低了36.0%、37.1%和36.5%。綜上所述,無(wú)論從端壁綜合冷卻有效度、內(nèi)部冷卻的換熱能力還是流動(dòng)損失來(lái)看,點(diǎn)陣?yán)鋮s結(jié)構(gòu)都要優(yōu)于沖擊冷卻結(jié)構(gòu)。此外,受限于氣膜孔布置和冷卻腔形狀,吸力側(cè)冷氣腔內(nèi)的冷氣不能充分與壁面進(jìn)行換熱,換熱能力還有待提升,若重新設(shè)計(jì)冷卻腔的幾何形狀以優(yōu)化冷氣流路,點(diǎn)陣?yán)鋮s的換熱性能應(yīng)該能得到進(jìn)一步優(yōu)化。

3 結(jié) 論

本文對(duì)某航空發(fā)動(dòng)機(jī)高壓渦輪靜葉端壁流熱耦合冷卻特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究,分析了內(nèi)部冷卻結(jié)構(gòu)對(duì)端壁綜合冷卻有效度的影響,研究了無(wú)內(nèi)部冷卻端壁、沖擊冷卻端壁和點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的綜合冷卻有效度以及內(nèi)部冷卻的流動(dòng)換熱特性,得到如下結(jié)論。

(1)在所研究的吹風(fēng)比范圍內(nèi)(M=1.5,3.0,7.0),無(wú)內(nèi)部冷卻端壁的平均綜合冷卻有效度隨吹風(fēng)比的增大先增大后降低;沖擊冷卻端壁與點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的平均綜合冷卻有效度隨吹風(fēng)比的提高增大,但增大的趨勢(shì)逐漸放緩。

(2)有內(nèi)部冷卻結(jié)構(gòu)時(shí),端壁中上游的綜合冷卻有效度由內(nèi)部冷卻主導(dǎo),隨著吹風(fēng)比增大,冷氣質(zhì)量流量增大,內(nèi)部冷卻效果提升,中上游的綜合冷卻有效度增大;端壁下游的綜合冷卻有效度由外部冷卻主導(dǎo),隨著吹風(fēng)比增大,下游綜合冷卻有效度先增大后降低,相同吹風(fēng)比下各端壁下游綜合冷卻有效度相差很小。

(3)與無(wú)內(nèi)部冷卻端壁相比,沖擊冷卻和點(diǎn)陣?yán)鋮s都能大幅提升端壁的綜合冷卻有效度。在M為1.5、3.0和7.0時(shí),點(diǎn)陣?yán)鋮s端壁的整體面積平均綜合冷卻有效度相較于沖擊冷卻端壁都有所提升,分別提升了1.48%、1.10%和1.33%;而點(diǎn)陣?yán)鋮s的泵功與沖擊冷卻相比則分別降低了36.0%、36.9%和35.1%。

綜上所述,以點(diǎn)陣結(jié)構(gòu)作為端壁的內(nèi)部冷卻結(jié)構(gòu),不僅能提高端壁的綜合冷卻有效度,還能在不影響葉柵氣動(dòng)性能的同時(shí),降低內(nèi)部冷氣的壓力損失。隨著增材制造技術(shù)在航空發(fā)動(dòng)機(jī)制造領(lǐng)域的應(yīng)用,點(diǎn)陣結(jié)構(gòu)將在端壁內(nèi)部冷卻中發(fā)揮作用。