層板冷卻導向葉片設計及試驗驗證

2022-01-07 06:16:50欒永先

航空發動機 2021年6期

欒永先，沈躍

（中國航發沈陽發動機研究所，沈陽 110015）

0 引言

提高渦輪燃氣入口溫度是增大發動機推力的主要技術措施之一，美國的第4 代發動機F119 的超巡狀態點渦輪入口溫度已經超過2000 K，未來一代發動機渦輪入口溫度將要達到2200 K[1-3]。渦輪前溫度的提升離不開冷卻形式的變革，美國DDA 公司對層板的冷卻特性進行了大量研究，并制成燃燒室進行臺架試驗，冷卻效率可達70%～90%[4]；美國GE公司制造出單晶空心帶冷卻通道的葉片框架，用電子束物理氣相沉積方法制成表面層，加工為層板冷卻葉片[5]；PW 公司在驗證機上對鑄造層板葉片進行了耐久性試驗，試驗表明：層板結構使得渦輪前溫度比F100 發動機的提高了222～278 ℃[6]；俄羅斯對層板冷卻結構的內部流動特性和換熱特性進行了計算研究和試驗驗證，內部擾流柱包括圓形和方形等多種形狀，氣膜孔采用了異形孔，研究已進入實用性階段[7]。目前中國渦輪葉片主要冷卻形式為單層壁氣膜冷卻，在冷卻空氣用量受限的情況下難以承受2000 K 以上的渦輪入口溫度。中國的研究人員針對層板冷卻換熱機理進行了研究。盧元麗等[8]運用RNG κ-ε 湍流模型對簡化的層板冷卻葉片前緣部分進行數值模擬計算，對擾流柱對層板冷卻葉片前緣的換熱影響進行了分析，指出沖擊雙層壁的總壓損失與帶擾流柱的層板冷卻葉片前緣的相差不大；全棟梁等[9]對5種相同孔徑、通道高度和開孔率，不同內部繞流形式的層板結構和1 種雙層壁結構進行了流固耦合傳熱計算，指出擾流柱的存在增加了換熱面積，一定程度上增強了換熱，合理設計繞流結構有利于改善層板的熱均勻性；馬龍等[10]應用遠紅外熱像測溫技術，對一個真實尺寸的層板結構進行了試驗，層板的氣膜孔、擾流柱及沖擊孔直徑分別為0.5、0.8、0.8 mm，內腔高及總板厚分別為0.8、2.6 mm，孔柱數比為1∶4∶1，采用高精度熱電偶校正法，展現了冷卻介質在層板內部的沖擊及繞流對高溫表面冷卻效率的作用。

本文針對層板導向葉片沖擊距離、外層壁厚度和擾流柱直徑3 個幾何尺寸對傳熱的影響進行了分析，根據分析結論并結合當前工藝水平設計了層板冷卻導向葉片，通過CFX 軟件對葉片中截面進行了溫度場計算。

1 結構參數對傳熱影響

在燃氣與冷卻空氣溫比和相對冷氣用量一定的情況下，影響層板葉片冷卻效果的主要因素有2 個：（1）沖擊孔、擾流柱和氣膜孔的排布關系；（2）葉片結構參數比如沖擊距離、壁厚、擾流柱形狀和直徑等。從研究情況來看，沖擊孔、擾流柱和氣膜孔的個數比例為1∶4∶1（簡稱1-4-1結構，如圖1 所示）時傳熱效果比較理想[11]，而且結構質量輕，鑄造型芯強度好，利于層板葉片的工程化，因此在研究結構參數對層板葉片傳熱影響時，以1-4-1 模型為基礎展開計算分析。

圖1 1-4-1冷卻結構

為研究層板結構中沖擊距離、外層壁厚度和擾流柱等參數對傳熱的影響，分別建立了1-4-1層板流體域和固體域3維模型。利用ICEM 軟件對物理模型進行了六面體結構化網格劃分，在流體貼壁處設置了邊界層，并對網格無關性進行驗證。綜合考慮計算精度及計算效率，經驗算，在整個計算域網格量為108 萬左右時，計算結果趨于穩定，計算結果基本不隨網格量變化而變化。采用CFX 商用軟件完成不同尺寸下典型結構的定性分析，在流體域和固體域四周加載周期性邊界條件，冷氣進口總壓Pin=2.8 MPa，冷氣出口總壓Pout=2.0 MPa，冷氣入口總溫為800 K，燃氣總溫為1900 K，換熱系數H=0.006 W/m2·K，計算用網格模型如圖2所示。

圖2 層板網格模型

1.1 沖擊距離對傳熱的影響

冷卻空氣通過沖擊孔對外層壁冷氣側沖擊射流，當沖擊射流到達外層壁靶面上，氣流速度迅速降低為零，導致沖擊部位強化換熱效果非常明顯。沖擊距離L與換熱之間存在一定的關系，不同的沖擊距離對應不同的換熱效果[12]。在真實的層板葉片鑄造過程中，沖擊孔是層板腔型芯和主進氣腔型芯的連接部位，需要具有一定的強度，以保證層板腔型芯在高溫金屬液體的流動中不變形和偏擺，從而保證葉片的鑄造合格率，層板葉片鑄造陶瓷型芯如圖3 所示。因此，本文在研究沖擊距離對傳熱的影響時，考慮了鑄造工藝的限制，設定沖擊孔直徑D＝1 mm。

圖3 陶瓷型芯

在沖擊距離為0.3～0.9 mm 時，計算可以得到外層壁燃氣側壁面溫度分布，如圖4 所示，層板腔內的冷氣流線如圖5所示，外層壁兩側表面的平均溫度隨沖擊距離的變化規律如圖6所示。

圖4 外層壁燃氣側溫度分布

圖5 冷卻空氣流線

圖6 外層壁兩側平均溫度變化

從圖5、6 中可見，隨著沖擊距離增加，沖擊效果變弱，冷卻空氣在層板腔內的流動貼壁性變差，與壁面的換熱能力降低，導致外層壁燃氣側和冷氣側的溫度逐漸升高。在葉片的鑄造過程中，隨著層板腔厚度的減小，陶瓷型芯的強度隨之降低，一方面導致壓制陶瓷型芯的成功率降低，另一方面導致在澆鑄過程中型芯難以承受高溫金屬液體的沖擊而變形甚至斷裂，降低了葉片生產合格率，增加研制成本[13]。綜合傳熱和目前中國鑄造工藝2方面的考慮，沖擊距離L=0.7 mm是理想、可行的取值。

1.2 外層壁厚度對傳熱的影響

在沖擊距離一定的情況下，葉片外層壁厚度的變化對傳熱也會產生一定影響。利用前文所述的模型，計算得到外層壁厚W=0.4～0.9 mm 之間變化時外層壁燃氣側的溫度分布，如圖7 所示，外層壁兩側的平均溫度變化趨勢如圖8所示。

圖7 外層壁燃氣側溫度

圖8 外層壁兩側平均溫度

從圖7、8 中可見，隨著層板葉片外層壁厚度的增加，燃氣側溫度呈現先升高后趨于穩定持平的趨勢，冷氣側的溫度呈現先升高后降低的變化趨勢，兩側的溫差逐步增大，其主要原因是外層壁厚的變化引起了熱阻和熱容的變化。在葉片設計過程中，從傳熱設計角度出發，應減小壁厚，從而降低葉片表面溫度并減小溫差，減小熱應力；但從葉片強度和鑄造角度出發，應增大壁厚，以提高葉片抗燃氣沖刷燒蝕和抗蠕變能力，并防止在鑄造過程中出現漏芯或欠鑄的現象，提高葉片生產合格率。根據計算結果，結合目前鑄造工藝水平，層板葉片的壁厚W＞0.7 mm是切實可行的。

1.3 擾流柱直徑對傳熱的影響

層板結構中的擾流柱主要有3 點作用：連接2 層薄壁結構，提高葉片強度；將外層壁熱量傳遞到內層壁，降低外層壁溫度；增大冷氣與金屬的換熱面積和換熱系數，降低葉片溫度[14]。以圓形擾流柱為例，在外層壁厚度與沖擊距離一定的情況下，擾流柱直徑D=0.6～1.5 mm 時，外層壁燃氣側的溫度變化如圖9 所示，外層壁兩側的平均溫度變化如圖10所示。

圖9 外層壁燃氣側溫度

圖10 外層壁兩側平均溫度變化

從圖9、10 中可見，隨著擾流柱直徑的增大，外層壁兩側的平均溫度呈現先降低后持平的變化趨勢，兩側溫差基本保持不變。因此在進行層板葉片設計時，在陶瓷型芯強度和冷氣流量不受影響的情況下，適當的增大擾流柱直徑，對葉片的傳熱是有利的。

2 層板冷卻導向葉片設計

2.1 導向葉片冷卻設計

導向葉片的冷卻設計不僅要把葉片的溫度降低到材料的許用溫度之下，還要考慮均溫設計，既能減小熱應力，延長葉片壽命，又能節約冷氣用量，提高發動機效率。在設計之初以葉片中截面為典型截面，對燃氣流場和無冷卻結構葉片溫度場進行分析，為葉片的冷卻結構排布提供支撐，葉片中截面的燃氣流線如圖11 所示，無冷卻結構葉片溫度與燃氣溫度比值如圖12所示。

圖11 燃氣流線

圖12 葉片溫度與燃氣溫度比值

從圖11、12 中可見，駐點位于前緣偏葉盆側，前緣溫度最高，葉盆溫度次之，葉背側靠近尾緣部位溫度最低。在冷卻結構安排上，前緣駐點位置采用沖擊冷卻，不設計氣膜孔，防止燃氣侵入葉片內部；前緣其余部位以1-4-1 結構為基礎，適當增加氣膜孔的數量[15]；葉盆及葉背高溫區域按照1-4-1 結構進行冷卻排布；在葉背側低溫區僅安排沖擊冷卻，不設計氣膜孔。結合前文的計算分析，葉片沖擊距離取值0.7 mm，外層壁厚取值0.9 mm，擾流柱直徑取值1.1 mm，設計的層板導向葉片截面如圖13所示。

圖13 層板導葉

2.2 導向葉片熱分析

導向葉片的網格劃分工作在ICEM 中進行，分別劃分流體域和固體域網格，然后將網格導入CFX進行邊界條件加載和求解。為減小計算規模，在計算中截取了葉片上具有代表性的中截面部位進行分析，葉片沿周向和徑向設置周期邊界條件，主流域選用中截面氣動參數，給定壓力進出口邊界，計算所得冷氣流線、外壁面溫度與燃氣溫度比值分布和中截面溫度與燃氣溫度比值分布，分別如圖14～16所示。