氣冷渦輪葉片綜合冷卻特性實驗研究

魏景濤，鐘 博，劉陽鵬，楊衛華

(1.南京航空航天大學 能源與動力學院， 南京 210016；2.中國航發商用航空發動機有限責任公司 設計研發中心， 上海 200241)

航空發動機熱效率和輸出功率隨著渦輪前溫度的提高而增加[1]。日益提升的渦輪前溫度對渦輪葉片的耐超高溫性能提出了更高的要求。受制于材料耐溫性能的發展，針對現有材料開展高效的強化冷卻技術研究是一種成本低、見效快的方法[2]。渦輪葉片冷卻技術的推進主要依靠技術革新、發展新型冷卻結構以及挖掘現有冷卻結構的冷卻潛力。渦輪葉片設計階段初期，針對葉片不同區域分別展開氣膜冷卻和內部換熱的基礎研究，使用基礎數據進行葉片冷卻結構設計；而性能優化階段，有必要獲得葉片冷卻設計的核心評價指標綜合冷卻效果[3]，用以優化冷卻結構布局和冷卻氣體的流量分配。

渦輪葉片冷卻技術主要分為內部換熱和外部冷卻。內部換熱方面，國內外對肋化通道形狀、肋片形狀及其安裝角度、柱肋結構、沖擊冷卻結構、雷諾數等參數對內部強化換熱的影響開展了大量研究。劉湘云等[4]采用實驗的方法研究了有氣膜出流時帶肋變截面U型通道中的換熱特性。王培梟等[5]采用實驗方法展開了阻塞比、肋倒角及肋寬對異形肋化通道換熱特性的研究。Yang[6]和周明軒等[7]采用實驗的方法研究了矩形通道中幾何和流動參數對高阻塞比帶肋通道換熱特性的影響。白萬棟等[8]研究發現不同的上游肋片結構對下游肋柱冷卻結構的強化傳熱影響差別較大，W形肋片對柱肋強化換熱水平提升最明顯。Chyu[9]使用液晶研究了圓形、方形和菱形的錯排擾流柱的換熱特性。Murata[10]采用紅外熱成像技術研究了尾緣劈縫結構中肋板形狀對尾緣區域冷卻效率和換熱系數的影響。沖擊冷卻能夠有效降低強化葉片內表面換熱，Stoakes[11]采用數值模擬及實驗手段研究了雙層壁的換熱特性，研究中改變了沖擊孔直徑，沖擊孔間距，沖擊孔個數，沖擊射流孔距靶面距離。張宗衛等[12]采用液晶測量技術研究了射流、旋流、出流復合作用下矩形通道的流動和換熱特性。葉片外部的氣膜冷卻特性研究內容豐富，包括雷諾數、湍流度、吹風比、氣膜孔位置、氣膜孔排布和氣膜孔形狀等對葉片外部換熱的影響研究。Zhang[13]采用數值研究的方法，分析對比了3種樹狀新型氣膜孔與單孔結構冷卻效果的差別，發現氣膜孔分叉越多冷卻效果越好。Xue[14]通過實驗和數值計算研究了葉片表面扇形孔的換熱特性，揭示了主流的流動狀態對冷卻效率和換熱系數的影響原因。陳大為等[15]采用壓敏漆技術研究了上游尾跡對吸力面和壓力面帶有單排簸箕形氣膜孔的渦輪動葉表面氣膜冷卻效率的影響。王克菲等[16]采用實驗方法研究了吸力面的不同位置的簸箕孔型氣膜孔的冷卻特性，發現了吹風比與氣膜貼壁特性的規律。上述研究為渦輪葉片冷卻結構設計提供了參考，但不同冷卻結構的組合對葉片的綜合冷卻效果影響較大，設計完成后需要采用綜合冷卻效果這一評價指標去衡量葉片冷卻結構的優劣[17]。許多學者采用在葉片表面用電火花開槽埋設熱電偶的方法研究葉片的綜合冷卻特性[18-19]。由于紅外測溫技術可以獲得更加全面的溫度場信息，在換熱性能研究領域應用越來越廣。Rhee等[20]采用紅外熱像儀研究了多種冷卻結構葉片的壓力面綜合冷卻效果。李廣超等[21]采用紅外測溫技術獲得了葉片表面綜合冷卻效果二維分布以及展向平均和區域平均綜合冷卻效果隨流量比的變化規律。文獻[22]采用紅外熱像儀對葉片表面的溫度分布進行了測量，得到了葉片的綜合冷卻效率隨流量比、溫比、主流進口雷諾數和湍流度的變化規律。

熱電偶測量精度雖高卻不能得到葉片整體的溫度分布信息，而紅外熱像儀雖可以獲得葉片表面溫度分布，但受拍攝角度和測量環境等因素影響，拍攝視角與被測表面法向夾角需小于60°才能保證溫度場的準確性[23]，對于復雜彎扭渦輪葉片直接使用紅外測量會引起較大的實驗誤差較大。

為了克服熱電偶或紅外熱像儀單一測量方式在葉片綜合冷卻效果實驗中遇到的困難，本文利用熱電偶與紅外測量優勢，在葉片表面埋設熱電偶用于校正葉片不同區域的紅外測量結果，從而得到較準確的葉片表面溫度分布，對使用紅外測量的實驗具有一定參考價值，并且本文在保證葉尖間隙滿足設計要求的情況下采用在葉頂開設紅外窗口的方式基本可以拍攝到無遮擋的葉片表面溫度分布，同時觀測到下緣板的溫度分布，實驗結果和結論有助于更好地認識和理解主次流流量比、葉柵入口雷諾數和主流溫度對渦輪葉片的綜合冷卻效果的影響，為渦輪葉片的冷卻設計提供參考，實驗數據也可用于指導渦輪葉片冷卻結構優化設計和熱分析。

1 實驗裝置及方法

1.1 實驗系統

圖1為實驗系統圖。實驗系統由主流供氣管路、次流供氣管路和實驗段組成。對于主流供氣管路，由空氣壓縮機流出的空氣經過穩壓罐形成穩定均勻的氣流，之后流經槽道流量計，通過電加熱器將氣流加熱至目標溫度后流向實驗段。次流管路包括截止閥，羅茨流量計和加熱器，氣流通過穩壓罐進入次流管路，調節閥門控制進入實驗段的冷氣量。實驗段中葉柵進出口及次流入口均布有熱電偶和壓力探針，以測量相關位置處氣流的溫度、總壓和靜壓。圖2為實驗段照片，葉片上方開設窗口用以安裝藍寶石紅外玻璃(根據本課題組經驗，在高溫高壓下普通氟化鋇紅外玻璃強度不夠，必須采用高強度的藍寶石紅外玻璃才能完成實驗)，保證使用紅外熱像儀對葉片全表面溫度場的測量，同時通過玻璃夾具精確控制葉頂間隙為0.5 mm。實驗葉柵由3個渦輪葉片組成，每個葉片單獨供氣，葉片表面均勻噴涂耐高溫啞光黑漆，使葉片不同位置黑度一致，葉片材料為GH4169，其中中間葉片為主葉片，其余為陪襯葉片，用于形成周期性條件，渦輪葉片壁面溫度由埋設的熱電偶和紅外熱像系統同時測量。

圖1 實驗系統

圖2 實驗段照片

1.2 實驗件

為避免葉片表面直接焊接熱電偶對測量造成影響，在葉片表面用電火花開設熱電偶槽，總共埋設13支直徑為0.5 mm的K型鎧裝熱電偶，熱電偶位置如圖3所示，其中壓力面7根，吸力面6根，熱電偶弧長間距均小于4 mm。測點位于50%葉高截面上，葉片沿葉高方向扭曲角度不大，以紅外相機拍攝點位與葉片中截面點為基準線，無論是葉頂處還是葉根處和相機點位的連線與基準線連線的夾角均小于30°，表明50%葉高測點可以對葉片表面紅外測量結果進行較好校正。熱電偶固定好后，在葉片表面噴涂與葉片相同的材料，填充熱電偶與葉片間隙，通過精細打磨保證葉片表面不發生變化，埋偶噴涂后實體葉片如圖3所示。圖4示出了紅外熱像儀測量位置的水平投影視角，測量過程中，多臺紅外熱像儀在葉片上方不同位置處拍攝得到主葉片全表面溫度分布。其中1號紅外熱像儀拍攝區域為葉片壓力面；2號紅外熱像儀拍攝區域為前緣滯止線到吸力面0.4倍弧長處；3號紅外熱像儀拍攝區域為吸力面0.4倍弧長處至吸力面尾緣。圖5示出了葉片內腔流道簡圖，葉片內部流道由腔1、腔2、腔3組成。

圖3 埋偶后葉片照片

圖4 熱電偶埋設位置及紅外測量視角

圖5 葉片內腔結構簡圖

1.3 紅外測溫修正

實驗采用紅外熱像儀測量葉片表面溫度分布，其測量準確度受被測物體表面發射率、反射溫度、測量角度和介質性質(介質溫度、發射率、透射率)等因素影響，因此需要對紅外熱像儀測量結果進行修正。

紅外熱像儀通過接收被測物體表面輻射來計算溫度，根據其接收的輻射來源可分為：目標自身輻射、環境反射輻射和介質輻射[24]。紅外熱像儀接收的輻射可以表示為：

Eλ=A0d-2(φ+ψ+φ)

(1)

式中：φ=τaλελLbλ(T0)，φ=εaλLbλ(Ta)，ψ=τaλ(1-αλ)Lbλ(Tu)，A0為熱像儀瞬時視場面積，d為目標物體與熱像儀之間的距離，ελ為目標表面發射率，τaλ為介質透過率，εaλ為介質發射率，T0為目標表面溫度，Tu為被測物體周圍環境溫度，Ta為介質溫度。

在近距離紅外測溫過程中(熱像儀與目標表面距離在0.5 m以內)，文獻[22]推導出簡化后的滿足灰體條件的熱像儀真實溫度計算公式：

(2)

本文將葉片中截面布置的熱電偶測得的溫度視為當地真實溫度，根據式(2)得到葉片表面不同位置的名義發射率，計算后獲得葉片表面名義發射率在0.65～0.78之間，進而對紅外熱像儀進行測溫結果分區修正，獲得葉片外表面溫度分布云圖。圖6為葉片中截面溫度熱電偶測量結果與校正后紅外測量的結果對比。由實驗結果可以看出：熱電偶測量結果與紅外測溫結果吻合良好，保證了熱像儀測溫精度。

圖6 紅外校正結果與熱電偶測量結果比較

2 實驗工況及數據處理

2.1 實驗工況

短周期葉柵通道通過主次流流量比、葉柵入口雷諾數、主次流溫比以及主流溫度確定實驗工況。

KG=Gc/Gg

(3)

Re=ρccgb/μg

(4)

KT=Tg/Tc

(5)

式(3)中:Gc為次流質量流量，Gg為主流質量流量；式(4)中：ρc、cg、μg分別為葉柵進口氣流密度、平均流速以及動力黏度，b為葉片中截面弦長；式(5)中：Tg為主流的溫度，Tc為次流的溫度本實驗溫比為1.83，其他具體實驗工況如表1所示。

表1 實驗工況

2.2 實驗數據處理

綜合冷卻效果定義為：

η=(Tg-Tw)/(Tg-Tc)

(6)

式中，Tw為葉片表面溫度。

葉片按弧長平均的綜合冷卻效果定義為：

(7)

式中，L為葉片外表面總弧長，ΔSi為測點i處對應的弧長。

2.3 實驗誤差

本實驗過程中，槽道流量計的量程為0.05～0.8 kg/s，精度為1級；羅茨流量計量程為0.5～100 m3/h，精度為1級；溫度巡檢儀量程為0～999 ℃，誤差為0.5%；壓力掃描閥量程為35psi，誤差為0.05%；紅外熱像儀測溫范圍為0～1 000 ℃，分辨率為±0.1 ℃；實驗溫度范圍內用K型鎧裝熱電偶允差值為±2.5 ℃。根據誤差傳遞分析方法計算出本實驗葉片表面溫度不確定度為3.17%，綜合冷卻效果不確定度為4.31%。

3 結果與討論

3.1 葉片溫度場分析

圖7為設計工況下(KG=0.062、Re=150 000)葉片表面溫度分布云圖。可以看出，葉片前緣駐點區域Ⅰ(葉根至葉身1/3處)受到高溫主流直接沖擊使邊界層減薄強化了此處換熱，且由于內冷結構的影響，氣膜孔出流并未能有效降低前緣駐點區域的溫度，使得在該區域溫度偏高，溫度最大值為463.3 K；而同樣受到主流強烈沖擊的前緣上方由于內部冷卻通道收窄促使冷卻氣流加速流動強化了換熱，并未出現高溫。

圖7 設計工況下葉身溫度分布云圖

壓力面區域分布有多排簸箕形氣膜孔，沿主流流動方向，由于冷氣出流使得氣膜疊加，外部換熱強度減弱，壁面溫度逐漸降低，特別是葉盆側最后一排氣膜孔出流所形成的氣膜冷卻效果明顯優于葉盆側其他排氣膜孔出流的冷卻效果，使受到高溫主流沖擊的壓力面有效冷卻；但壓力面區域Ⅱ由于處于第2個進氣腔下游轉彎處，導致冷卻氣體氣量和品質都下降，此處葉片表面溫度升高，溫度最大值為429.2 K；壓力面靠近尾緣的兩排氣膜孔及偏劈縫結構的冷氣出流均有效降低了相關區域的溫度。

對于吸力面，前緣位置的冷氣出流使吸力面前緣處溫度有所降低，特別是在區域Ⅲ的兩排簸箕型氣膜孔的出流區域，冷卻氣膜形成明顯的帶狀分布，使得氣膜覆蓋區域溫度明顯低于吸力面其他區域，區域Ⅲ溫度最小值為342.6 K，在吸力面尾緣處由于沒有氣膜覆蓋，溫度逐漸升高。

葉身溫度最高的位置位于葉頂處，前緣葉頂高溫區及尾緣葉頂高溫區為葉頂熱負荷最大處，這兩處高溫區形成的主要原因均為處于冷氣通道下游使得出流量及品質下降。靠近壓力面的葉頂邊緣溫度低于吸力面葉頂邊緣處溫度，分析原因是由于葉盆位置有較多朝向葉頂方向的氣膜孔，出流的冷氣上移降低了壓力面葉頂邊緣的溫度，而吸力面葉頂由于受到來自主流及葉頂間隙的泄露流影響強化了其與高溫氣流的換熱，且吸力面氣膜孔朝向與主流方向基本一致，對葉頂影響有限，故該處溫度較高。葉頂凹槽除塵孔的冷氣出流很大程度上緩解了葉頂的熱負荷，但對尾切處的葉頂影響較小。

3.2 綜合冷卻效果隨流量比的變化規律

圖8為主流溫度為555 K，雷諾數為150 000時，不同流量比時葉片壓力面和吸力面的溫度分布云圖。可以看出，就葉片整體溫度水平而言，葉身中截面平均溫度隨著流量比的增加而由428.2 K逐漸降低到366.1 K。分析原因，隨著流量比的增大，冷氣流量逐漸增大，一方面在葉片內部冷卻通道中，冷氣流量的增大強化了內冷通道中冷氣與冷卻通道壁面的換熱，促使葉片外壁面溫度降低，同時冷卻氣流的增大必然導致葉片表面冷氣出流量增大，氣膜層溫度降低厚度增大，有效阻隔了高溫氣流與葉片外壁面的對流換熱，使壁面溫度降低。葉頂位置處的高溫區在實驗工況范圍內均為主要的葉身高溫區域，但葉身其他位置處的溫度分布隨流量比的變化呈現出差別，小流量比下(KG≤0.05)，葉片前緣距離葉根2/3區域溫度明顯高于葉片其他區域，但在流量較大時(KG>0.062)，該區域得到了有效冷卻；同時葉盆中間區域的氣膜覆蓋較差區域隨流量比的增加得到了改善。

圖9給出了流量比對葉片中截面綜合冷卻效果的影響，橫坐標z/s表示葉片外表面中截面某位置的相對弧長，相對弧長為葉片中截面某位置距前緣駐點的弧長與壓力面(或吸力面)總弧長的比值，z/s=0處為前緣駐點處，z/s<0為葉片吸力面相對弧長，z/s>0為壓力面相對弧長，圖中虛線表示對應位置的氣膜孔(下文表示方法相同)。

由圖9可知，綜合冷卻效果的分布規律與葉片壁面溫度分布相對應，在相同壁面位置處綜合冷卻效果隨流量比的增大而增大，在流量比KG<0.062時，綜合冷卻效果隨流量比的增大而明顯上升，這是由于在小流量比時，葉片表面氣膜層較薄，隨著流量比的增大使氣膜層增厚，抗主流干擾能力增強，熱阻變大，同時冷氣量的增加通過內部冷卻通道帶走了更多的熱量，使綜合冷卻效果顯著提升，當流量比KG>0.062，綜合冷卻效果上升幅度趨緩，沿壓力面和吸力面基本保持較高的水平；在z/s<-0.4的吸力面區域，由于葉片表面冷卻氣膜覆蓋較少，使得此區域溫度升高，綜合冷卻效果降低，尤其是在吸力面尾緣處，綜合冷卻效果最低。

圖10示出了按弧長平均的綜合冷卻效果隨流量比增大的變化規律，當流量比從0.04增加到0.08時，熱電偶測量結果顯示平均綜合冷卻效果從0.479升高到0.715，提高了49.3%，紅外測量結果顯示平均綜合冷卻效果從0.484升高到0.721，提高了49%，兩種測量方式的結果基本一致。

圖10 弧長平均綜合冷卻效果隨流量比的變化

3.3 綜合冷卻效果隨雷諾數的變化規律

圖11給出了主流溫度為555 K，流量比為0.062，葉柵入口雷諾數對葉片表面溫度分布的影響。可以看出，隨著雷諾數的增加，葉身中截面平均溫度由Re=65 000時的401.6 K逐漸降低到Re=160 000時的382.3 K。其主要原因是雷諾數增加，主流流量亦隨之增大，由于主次流流量比不變，所以相應冷氣流量亦隨主流流量逐漸增大。同時可以看出，在壓力面尾部區域，氣膜覆蓋較為明顯，氣膜冷卻在Re=160 000時效果最為出色，這主要是由于隨著主流流量的增加，冷氣流量亦隨之增大，使得葉片氣膜出流較大，氣膜覆蓋區域增加；吸力面的溫度隨著雷諾數的增加逐漸降低，氣膜覆蓋越來越好，這主要得益于雷諾數的增加使冷氣量提升。

圖11 不同葉柵入口雷諾數下葉片溫度分布云圖

圖12為葉柵雷諾數對葉片綜合冷卻效果影響規律。可以看出：隨著雷諾數的增加，葉片綜合冷卻效果逐步上升，且整體沿葉片表面的分布規律基本不變。分析原因：由于冷氣與高溫主流流量比保持不變(KG=0.062)，主流流量與冷氣流量均逐步上升，而冷氣量的增大既有利于葉片的熱負荷降低，又能加快氣膜出流速度益于形成阻隔高溫主流的氣膜層，上述原因造成的葉身熱負荷降低效果強于主流高溫氣流流速增加所帶給葉片的熱負荷增加效果，使得葉片綜合冷卻效果隨雷諾數增大而增強，但總體的增益效果較小。圖13示出了按弧長平均的綜合冷卻效果隨雷諾數增大的變化規律，當葉柵入口雷諾數從650 00增加到160 000時，平均綜合冷卻效果由0.628上升至0.659，升高了4.93%，可知入口雷諾數對葉片綜合冷卻效率影響較小。

圖12 綜合冷卻效果隨葉柵雷諾數的變化

圖13 弧長平均綜合冷卻效果隨入口雷諾數的變化

3.4 主流溫度變化對綜合冷卻效果的影響

圖14為主流溫度不同時，設計工況下，葉片壓力面和吸力面溫度分布的云圖。從圖中可以看到：葉片表面溫度隨主流溫度的增加而明顯上升，但葉片表面的溫度分布趨勢并未發生變化，前緣葉頂及尾緣葉頂處始終為葉片表面承受熱負荷最大的區域，距離葉根1/2處的前緣區域承受熱負荷次之，壓力面中間區域氣膜覆蓋較差區仍然存在。

圖14 不同主流溫度下葉片溫度分布云圖

圖15為不同主流溫度時設計工況條件下葉片綜合冷卻效果的分布，可以看出主流溫度對葉片綜合冷卻效果大小有一定的影響，但是不影響綜合冷卻效果在葉片表面的分布規律，實驗保證了流量比、溫比一定，從而確定了次流對葉片冷卻作用的一致性。當主流溫度為555 K時，沿弧長平均的綜合冷卻效果為0.657，當主流溫度升為614 K時，該值為0.649。分析綜合冷卻效果下降原因：在其他條件不變時，主流溫度升高，導致主流流速增大，主流與壁面換熱加強，而次流冷氣溫度變化不大，主流溫度升高相較于次流冷氣溫度升高造成流體物性變化引起的換熱增強較大，所以主流溫度升高，綜合冷卻效果下降。

圖15 綜合冷卻效果隨主流溫度的變化

4 結論

1) 利用熱電偶所測得的溫度數據，得到對應區域的名義發射率，對紅外測量結果進行分區修正得到葉片溫度分布云圖，結果顯示良好，解決了目標表面與紅外熱像儀角度過大而帶來的測溫不準確的問題；

2) 葉片溫度場受到內部換熱和外部冷卻的綜合影響，葉頂區域由于冷氣量及品質下降成為熱負荷最大處，前緣區域和葉盆中部冷卻效果較差，當主次流流量比大于0.062后前緣和葉盆處的冷卻效果得到明顯提升；

3) 葉柵入口雷諾數一定時，主次流流量比的增加使得綜合冷卻效果得到有效提升；主次流流量比一定時，綜合冷卻效果隨雷諾數的增大而增大，但雷諾數的增大對葉片冷卻效果帶來的增益要小于增加主次流流量比對葉片冷卻效果的貢獻；保持雷諾數、主次流流量比一致，增大主流溫度，葉片綜合冷卻效果略有降低。

在未來的葉片設計工作中應當合理提高第Ⅱ流道的流量分配比例，從而改善相關區域的冷卻效果。本實驗是在靜止葉柵實驗臺中完成的，未來需要在旋轉實驗臺中進一步進行測量，比較兩者差異。