緊湊凸肋通道對尾緣劈縫氣膜冷卻特性的影響

葉林，劉存良, 2,*，朱安冬，周天亮

1.西北工業(yè)大學 動力與能源學院，西安 710072 2.西北工業(yè)大學 陜西省航空動力系統(tǒng)熱科學重點實驗室，西安 710129

現(xiàn)代燃氣渦輪高功率和高效率的要求使得渦輪進口氣流溫度不斷攀升，其溫度遠超過了渦輪葉片材料熔點。渦輪葉片尾緣作為典型的狹縫冷卻區(qū)域，所處區(qū)域的特別之處需兼顧冷卻特性和氣動效率的考慮，高效冷卻結構的設計與布置受限。隨著燃氣溫度大幅提升，傳統(tǒng)冷卻結構備受壓力，因此尋求冷卻更佳的冷卻結構是設計渦輪葉片尾緣區(qū)域傳熱與冷卻技術的重要前提。

為有效降低氣動損失，尾緣區(qū)域理想情況下設計得應盡可能更薄，因而該區(qū)域的熱量亟待引出。Cunha等建立了求解葉片溫度的封閉分析模型，以對比分析典型尾緣楔形結構的冷卻效果，與全縫和離散冷卻孔相比，劈縫冷卻結構使得葉片尾緣區(qū)域的溫度分布更均勻，抵抗熱機械疲勞和蠕變的壽命也得到了改善。劈縫結構是通過抑制葉片尾緣壓力面?zhèn)鹊牟糠直诿婧捅Ａ粑γ嬉粋鹊谋诿鎭韺崿F(xiàn)的，由于其使得尾緣厚度設計得更薄，因此還具有提高空氣動力性能的額外好處。Uzol和Camci通過粒子圖像測速法探究了亞聲速葉柵不同尾緣劈縫射流結構下的流場分布特點，結果表明尾緣區(qū)域存在射流劈縫的氣動損失反而低于不帶尾緣劈縫的結構。

近年來，學者們對尾緣區(qū)域劈縫射流結構的研究較為關注，尤其集中在劈縫及內冷腔幾何結構的影響因素上。Taslim等研究了外部劈縫唇板厚度、射流槽寬度、射流角度以及冷氣與主流密度比對尾緣劈縫結構射流下游氣膜冷卻效率的影響，Sivasegaram和Kacker等同樣發(fā)現(xiàn)劈縫出口唇板厚度與射流總高度的比值是影響氣膜冷卻效率的關鍵因素，在給定吹風比條件下，密度比以及射流孔槽寬度對氣膜冷卻效率的影響不大。Horbach等實驗測量了高壓渦輪葉片尾緣區(qū)域復合冷卻結構的冷卻特性，揭示了劈縫結構出流唇板厚度、形狀以及延伸邊緣等因素的影響，氣膜冷卻效率受射流出口唇板厚度的影響顯著，且延伸邊緣的加長會帶來冷卻效果的提升。在Horbach的實驗數據基礎上，王茜等采用延遲分離渦模擬研究了帶有肋板的尾緣劈縫模型的非定常渦系時空演化特性。原和朋簡化尾緣劈縫結構為后臺階三維縫隙冷卻模型,研究了氣動參數對出口壁面的冷卻效率及換熱系數的影響，其研究中并未考慮射流進氣角度以及肋板的延伸結構。

關于尾緣區(qū)域的內冷腔布置擾流柱陣列冷卻結構與外部耦合劈縫結構的復合冷卻流動與冷卻特性的研究上，Rallabandi等對接近燃氣輪機渦輪葉片尾緣形狀的楔形冷卻通道開展了旋轉條件下的換熱特性實驗，考慮了擾流柱是否導熱與擾流柱形狀對換熱特性的影響。Wu等采用瞬態(tài)熱色液晶測量技術分析了尾緣劈縫上游帶直肋和擾流柱的內冷通道的換熱特性及壓降系數。Martini等通過實驗測量的手段系統(tǒng)研究了不同內部擾流結構布置的冷卻效果，結果表明擾流柱或肋片結構會明顯影響非定常渦系的發(fā)展，冷卻效果受內部擾流結構的影響顯著。Krueckels等從工程應用角度出發(fā)，更為關注實際尾緣冷卻結構設計，基于文獻[14]的實驗結果采用分離渦數值方法完善了實驗數據。以上研究大多以劈縫作為出流方式，著重研究內部腔壁面的換熱特性，較少考慮劈縫表面的換熱及冷卻性能。

與一直追求低換熱系數的葉身區(qū)域傳統(tǒng)氣膜冷卻相比，尾緣區(qū)域的冷卻設計追求目標是高冷卻效率和高換熱系數，前者有效降低壓力面?zhèn)鹊臍饬鳒囟龋笳呒訌妷毫γ鎮(zhèn)鹊纳崮芰ΑＤ壳暗拇蠖鄶涤嘘P增強尾緣區(qū)域的換熱研究主要以內冷腔壁面為對象，從設計布局擾流柱、斜肋、凹坑等擾動元方面著手，僅對葉片尾緣內部冷卻通道的流動及換熱特性進行研究，但并未對劈縫射流的外壁面的冷卻性能做進一步分析。由于內外部流動換熱機理有很大差別，以往有關內外流動換熱特性多是分開單獨探討，針對帶肋內冷供氣通道下的氣膜冷卻特性研究尚處于探索階段。凸肋勢必會增強內腔壁面的換熱強度，但其對劈縫表面的氣膜冷卻特性影響尚不明確，以往有關凸起擾動對氣膜的研究多是通過在氣膜孔上游或孔內布置擾流結構,以實現(xiàn)射流與主流相干的流動控制。

本文以尾緣劈縫區(qū)域為研究對象，在內冷供氣矩形通道的壁面設有直肋擾流結構，并對其開展實驗研究以探究尾緣區(qū)域凸肋內冷供氣通道對外部氣膜冷卻特性的影響，分別采用穩(wěn)態(tài)壓敏漆(Pressure-Sensitive Paint, PSP)技術和瞬態(tài)熱色液晶(Transient Thermochromic Liquid-Crystal, TTLC)技術測量了劈縫表面的氣膜冷卻效率和對流換熱系數分布，詳細對比分析了直肋間距和吹風比對擴張型尾緣劈縫表面氣膜冷卻特性的影響，并結合熱流密度比以評估凸肋內冷通道對劈縫綜合冷卻效率的影響。

1 實驗原理及不確定度分析

1.1 穩(wěn)態(tài)壓敏漆技術

PSP的測量原理是基于壓力敏感涂料的光致發(fā)光和氧猝滅特性，將涂料發(fā)光強度轉換成氧分壓，繼而基于傳熱傳質類比原理求解氣膜冷卻效率，其優(yōu)點是實驗效率高，測量結果可靠穩(wěn)定，受溫度影響小。該測量技術在現(xiàn)階段的氣膜冷卻測量領域中得到了廣泛的應用和認可。

在應用PSP技術進行壓力測量時，將修正背景噪聲后的光強比和氧分壓比數據進行擬合，從而獲得兩者之間的定量關系式，具體表達式為

(1)

式中：和分別代表光強和氧分壓；下標R和B分別代指有光無風的參考條件和無光無風的黑暗背景條件。式(1)中的系數()和()(為溫度)與涂料型號和操作環(huán)境有關，故需對所使用的PSP涂料在特定環(huán)境下進行標定。本實驗中采用的是UniFIB UF750型號PSP涂料，理想的激發(fā)波長為400 nm，如圖1所示的涂料標定系統(tǒng)，將植有熱電偶的紫銅模塊表面噴涂PSP涂料，通過調節(jié)密閉腔內空氣真空度，即調節(jié)氧分壓，以改變腔內模塊表面涂料的光強，進而獲得涂料光強比與涂料表面氧分壓比之間擬合曲線的系數。

圖1 標定系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic of calibration system

由傳熱傳質類比原理推導出基于混合氣中氧氣的質量濃度()表示的氣膜冷卻效率()的關系式，即()→()，可推導出混合氣中氧氣的質量濃度和氧分壓之間的關系式，從而獲得基于混合氣中氧分壓表示的氣膜冷卻效率通用關系式，即()→()。

實驗過程中，流動穩(wěn)定后調節(jié)溫控設備待主流溫度和次流溫度穩(wěn)定，且溫差控制0.3 ℃ 以內，分別在4種不同狀態(tài)下獲取光強圖像，狀態(tài)包括：主流為空氣、次流為空氣的實驗條件；主流為空氣、次流為氮氣的實驗條件；無風有光的參考條件；無風無光的黑暗條件。重復上述步驟，可完成不同吹風比工況下的PSP測量氣膜冷卻效率實驗。

PSP實驗中的主要不確定因素是相機捕獲的發(fā)射光強度的變化。采用多次參考條件和黑色條件對強度波動進行量化，可得壓力測量的不確定度約為1%，在95%置信水平下測量氣膜冷卻效率的相對不確定度，本實驗中當=0.3時不確定度為2.38%，當=0.7時不確定度為1.36%，當=0.9時不確定度為1.12%。

1.2 瞬態(tài)熱色液晶技術

基于一維半無限大導熱理論的瞬態(tài)換熱測量技術，采用窄帶熱色液晶進行實驗測得對流換熱系數。劈縫表面溫度在實驗過程中隨著時間不斷發(fā)生變化，在足夠短的時間內，可將測量板視為無限大的物體，忽略測量板內部向劈縫表面方向的導熱，對溫度變化某一過程的液晶顏色變化進行記錄，通過數據處理轉化為溫度分布變化，最終得到劈縫表面的換熱系數分布。以往的雙參數求解的TTLC技術在文獻[21-22]已充分描述。

由于1.1節(jié)中的PSP技術已獲取氣膜冷卻效率數據，因此雙參數求解式中的未知數僅有換熱系數一項，實驗過程中，通過調節(jié)溫控設備使得主流溫度和次流溫度獲得一致的溫度階躍，即溫度變化的瞬態(tài)時刻下()≈()，便可明確劈縫壁面的換熱溫度，此時僅需記錄瞬態(tài)時刻下的劈縫表面各個坐標點溫度()和對應變色時間即可通過一次實驗求解出對流換熱系數，實驗求解重復性已得到驗證。

窄帶熱色液晶變色模型中的最大綠色所對應的溫度不會受拍攝環(huán)境因素影響，且在實驗處理中可以獲得更加清晰可靠的數據，故選取該時刻的數據為各個坐標點的求解時刻。窄帶熱色液晶的最大綠色值對應的溫度標定系統(tǒng)同樣如圖1所示，調壓器緩慢調節(jié)紫銅塊的溫度，通過攝像機記錄紫銅模塊上的液晶涂層的顏色變化，溫度掃描閥采集該過程中的模塊溫度數據，即可建立窄帶液晶呈現(xiàn)的綠色值與溫度變化過程對應關系，經多次實驗確定最大綠色值對應的溫度值。結合本研究中的溫度范圍需求，實驗使用SPN/R25C1 W型號窄帶熱色液晶，標定曲線如圖2所示，其對應的最大綠色值溫度為26.59 ℃。

TTLC技術的不確定度主要來自溫度、時間及材料物性，本實驗中涉及主流及次流溫度變化時間以及測量板表面溫度變化時間，將溫度變化過程以及測量板初始溫度分布的測量誤差處理為相應擬合系數的誤差，根據文獻[22]中的不確定度分析可以估計本實驗中換熱系數的不確定度為10%～15%。

圖2 SPN/R25C1 W型號液晶綠色值標定曲線Fig.2 Green value calibration curves of SPN/R25C1 W liquid crystal

2 實驗系統(tǒng)與裝置

2.1 實驗臺系統(tǒng)

低速大尺寸通道的尾緣冷卻實驗系統(tǒng)簡圖如圖3(a)所示，實驗系統(tǒng)由3部分組成：主流段、次流段及測量系統(tǒng)。離心風機提供的主流經水冷冷卻的儲氣罐進入主流段，經收縮比分別為4.5∶1和2.5∶1的維式曲線收縮段后進入等截面為220 mm×80 mm的測量段，兩個收縮段間設有網狀快速加熱器，其僅在TTLC技術中使用，可通過調節(jié)調壓器瞬間均勻地將主流氣流加熱。測量段入口設置刃縫來控制主流邊界層的起源，在尾緣唇緣上游60 mm處設置直徑為1 mm的絆線以形成湍流邊界層。實驗測量段的俯視照片如圖3(b) 所示，可以看出主流和次流段的方向，次流經加熱罐和收縮穩(wěn)壓段后均勻進入尾緣供氣腔，繼而從劈縫噴射出。空氣次流由壓縮機產生，氮氣由級聯(lián)氮氣罐提供，多個閥門控制兩種流體，然后共享同一次流段，次流流量由質量流量控制器調節(jié)，在PSP實驗中次流使用氮氣和空氣，TTLC實驗中次流只使用空氣。皮托管設置在測量段中間位置以測量主流速度，流體溫度由熱電偶測量經8通道的7018型號模塊采集記錄，指示燈的亮暗瞬間代表實驗起止。

圖3 實驗系統(tǒng)示意圖及照片F(xiàn)ig.3 Schematic and photo of experimental apparatus

圖4 實驗測量通道模型圖Fig.4 Schematic of experimental measurement passage

如圖4所示的測量段模型圖，6支熱電偶分布在主流通道展向方向及劈縫次流出口處，以測得和，5個尾緣劈縫單元結構設置在測量板的展向方向上以形成周期性，相機獲取中心位置處劈縫表面的數據。為方便光學拍攝測量，測量段的各部件均采用有機玻璃加工，劈縫表面噴涂不同實驗涂層同時搭配相應的光學測試系統(tǒng)即可完成氣膜冷卻效率和換熱系數的測量。PSP實驗中采用的是搭配650±80 nm濾波范圍的帶通濾光片的Apogee Alta F2000型號科學相機，其有效像素為1 600 pixel×1 200 pixel；TTLC實驗中采用有效像素為1 920 pixel×1 080 pixel、幀率為25 frame/s的SONY HDR-CX350攝像機。

2.2 實驗模型

在原始葉片尾緣結構的基礎上簡化設計了尾緣劈縫實驗模型，如圖5所示，由唇板、多條肋板和測量板組成。肋板和唇板的上表面處于同一水平面以接近真實渦輪葉片的尾緣壓力面構造。次流的入射角與主流方向夾角為14°，唇板造型設計為內側弧形，唇板厚度與通道高度(=7 mm)的比值等于1，其結構選取原則根據文獻[8-9]。劈縫表面夾在相鄰兩條肋板的中間，肋板起始的展向寬度由2變化至1.6形成了中心軸對稱的劈縫表面，該區(qū)域為次流與主流摻混區(qū)域，是本研究的主要對象，定義中間劈縫表面的起始邊的展向中點為原點。次流流經截面尺寸為4×的獨立通道后再從劈縫縫口噴出，劈縫表面的流向長度為8，起始和結束邊的展向寬度分別為4和4.4。劈縫模型實驗件采用導熱系數低的有機玻璃制造，材料熱擴散率為9.64×10m/s。

圖6展示了帶肋內冷通道的尾緣劈縫模型，與圖5不同的是該模型的劈縫上游的矩形通道內設置了多條直肋，下游直肋的末端距劈縫出口的距離為10 mm，考慮到本文中的矩形通道長度14有限，6條直肋布局為緊湊式分布，凸肋的展向截面為尺寸為2.8 mm×2.8 mm的方形結構，本文共研究了4種不同肋間距/=3，4，5，6的緊湊凸肋通道，并與無凸肋的劈縫結構相比以分析緊湊凸肋通道對尾緣光滑型劈縫表面的氣膜冷卻特性的影響。

圖5 劈縫結構實驗件示意圖及照片F(xiàn)ig.5 Schematic and photo of experimental plate of cutback trailing edge

圖6 帶肋內冷通道的劈縫結構尺寸示意圖Fig.6 Schematic of structural dimensions of cutback trailing edge model with internal ribbed passage

2.3 實驗工況及數據處理

主流雷諾數=10 000，其定義基于尾緣劈縫縫出流高度，采用吹風比來衡量次流相對于主流的流量，兩者定義分別為

(2)

(3)

式中：、、和分別為主流密度、次流密度、主流動力黏度和劈縫出口次流速度；為尾緣劈縫出口截面積。通過調節(jié)次流質量流量使在0.25～1.50范圍內變化。

采用劈縫表面的努塞爾數與充分發(fā)展段湍流換熱經驗表達式的比值衡量劈縫表面對流換熱系數的強弱，其定義為

(4)

式中：為基于劈縫通道高度和對流換熱系數定義的無量綱參數；和為流體的普朗特數和雷諾數，考慮到劈縫表面的換熱強弱主要由次流控制，均以次流的流體性質定義,下標c表示次流流體。采用=1.00時的統(tǒng)一定義以評估不同吹風比工況下的換熱性能。

流量系數是衡量氣膜冷卻中流阻特性的主要參數，由于次流進入劈縫后，存在進口損失、摩擦損失等，通過劈縫的實際流量總是小于理論上理想流量。流量系數定義為

(5)

式中：為絕熱指數；為理想氣體常數;為劈縫出口處靜壓；為劈縫入口(即次流未進入內冷通道時)總壓。實驗中直接測得的是靜壓分布，包括劈縫出口處靜壓和入口靜壓，劈縫出口靜壓孔布置在中間劈縫出口位置處，劈縫入口靜壓孔布置在內冷通道中肋板前10 mm位置處。

引入無氣膜冷卻時的壁面熱流密度和恒定的綜合冷卻效率，本文選用熱流密度比/以評估緊湊凸肋通道對尾緣劈縫表面的綜合冷卻效率，定義為

(6)

式中：和、和及和分別為緊湊凸肋通道和原始光滑通道下劈縫表面的熱流密度、努塞爾數及氣膜冷卻效率。由于尾緣劈縫壁面的熱流量是由劈縫表面?zhèn)飨蛏淞鳎虼?大于1代表緊湊凸肋通道對尾緣劈縫的冷卻性能有促進作用。

3 結果分析與討論

3.1 流量系數分析

圖7展示了5種結構的流量系數，并與原和朋測得的數據進行了對比以驗證流量系數測量的合理性。對于每個結構來說，流量系數隨著吹風比的增大而增大，但幅度很小。這是由于出口測量靜壓位置處的主流與次流并未發(fā)生摻混，次流受主流的影響很小，削弱了摻混損失的影響，流量系數受吹風比的影響較小。基準結構的流量系數在0.8附近。凸肋通道結構對劈縫流量系數有著很大的影響，流量系數隨著肋間距的增大而減小，/=3結構的流量系數與基準結構相差約0.15，/=4結構的流量系數略高于/=5結構，/=6結構的流量系數最低，與基準結構相差約0.3。

圖7 流量系數對比曲線Fig.7 Discharge coefficient comparison curves

3.2 基準劈縫表面的冷卻特性

圖8給出了=0.25～1.00范圍的基準劈縫表面的氣膜冷卻效率云圖以分析不同冷氣量下的氣膜覆蓋性能。整體而言，隨著吹風比的增大，劈縫表面的增強。=1.00時，流向8的范圍內已被=1的核心區(qū)完全覆蓋，因此更大的吹風比工況下的分布此處不再贅述。小吹風比時，遠下游區(qū)域的低區(qū)域呈波浪形展向分布，=0.25時，劈縫出口的射流可保證/<4.0區(qū)域完全被氣膜核心區(qū)覆蓋，由于擴張型劈縫表面的造型原因，下游展向兩側的冷氣流體具有一定的展向速度分量，冷氣更易于被肋板影響下主流產生的脫落渦摻混，形成下游區(qū)域“雙峰”式低分布。增大至0.50和0.75時，射流已可更穩(wěn)定地貼附在劈縫表面上，僅在/>7.0范圍內，云圖上模糊出現(xiàn)了波浪痕跡，該范圍的值已接近1.0。

圖9給出了4種典型工況下基準劈縫表面的努塞爾數比云圖以展示不同冷氣量下的換熱性能分布規(guī)律。整體而言，隨著吹風比的增大，

圖8 基準劈縫表面的氣膜冷卻效率分布Fig.8 Distribution of film cooling effectiveness of baseline cutback surface

劈縫表面的換熱性能同樣逐漸增強，上游/<3.0的低換熱系數區(qū)域的范圍逐漸收縮，沿下游發(fā)展的展向兩側的低換熱系數帶逐漸減小。小吹風比工況下，縫出口的射流在唇板的作用下產生渦旋，渦旋向上卷積使劈縫表面流體的速度梯度減小，從而使得該處的換熱系數減小；在脫落渦的影響下，向下游發(fā)展的射流逐漸與主流脫落渦摻混，在擾動加劇的作用下遠下游區(qū)域的換熱明顯增強。增大至1.00以上，劈縫表面的流動結構主要受射流的影響，中心區(qū)域的換熱強度較為均勻。Murata等曾采用紅外熱成像技術研究了尾緣劈縫冷卻結構的換熱特性，其結構與本文的基準結構相近，換熱分布規(guī)律相似，同樣表現(xiàn)為小吹風比工況下，縫出口中心核心區(qū)為低換熱系數區(qū)，展向兩側低換熱系數帶沿流向逐漸收縮，驗證了本文換熱實驗的合理性。

圖9 基準劈縫表面的努塞爾數比Nur分布Fig.9 Distribution of Nusselt number ratio Nurof baseline cutback surface

3.3 凸肋通道供氣的劈縫表面氣膜冷卻效率

圖10展示了=0.25～1.50工況下/=3的凸肋通道下劈縫表面氣膜冷卻效率云圖。=0.25時的氣覆蓋分布與基準結構相似，不同的是縫出口=1的核心區(qū)向上游平移，此時僅覆蓋到/<3.0范圍，遠下游區(qū)域/>5.5的低于0.6，同樣呈波浪形分布，/>7.0 區(qū)域出現(xiàn)了低于0.5的分布。=0.50時，/<5.0范圍已可被氣膜核心區(qū)覆蓋，向下游發(fā)展，核心區(qū)僅向展向兩側延伸且范圍越來越窄，/>6.0區(qū)域的在0.7左右，且呈“雙峰”分布。這說明次流在凸肋通道的擾動作用下明顯增大了射流的混亂程度，從縫出口噴射出的射流與主流摻混的程度加劇。=0.75時氣膜核心區(qū)僅延伸到/=4.5區(qū)域，較=0.50工況有所提前，即出現(xiàn)了隨吹風比增大呈相反變化趨勢的特性，Holloway等在研究光滑劈縫冷卻結構的非定常特性中解釋到主流和次流因唇板作用形成的渦旋的脫落頻率取決于吹風比，在小吹風比工況下，主流的熱渦旋占主導地位，而在大吹風比工況下次流具有主導渦，而在中間吹風比時，熱渦和冷渦的相互作用會導致氣膜冷卻的異常規(guī)律。如圖8所示，本文的基準結構并未出現(xiàn)這種情況，這是由于渦旋脫落現(xiàn)象在內側弧造型唇板中起著較弱的作用。對于帶凸肋通道的情形，次流在唇板的作用下形成的冷渦在脫落過程中更易于與主流產生的熱渦摻混，共同作用下出現(xiàn)了=0.75時的反常分布。增大到1.00時，遠下游區(qū)域的有所提升，數值約為0.85，此時是次流的冷渦旋占主導地位，繼續(xù)增大到1.50時，劈縫表面的分布變化不大。

圖11選取了4個吹風比工況下的緊湊凸肋通道下的劈縫表面氣膜冷卻效率云圖以對比分析不同肋間距對氣膜覆蓋特性的影響。小吹風比時，在主流的主導渦影響下，低在下游區(qū)域，/=4結構與圖10的/=3結構相似，隨著肋間距的增大，縫出口的氣膜核心區(qū)略向上游移動。=0.25時，/=6結構核心區(qū)弧度較大，展向中心區(qū)域的射流氣膜與小肋間距結構一樣,可延伸至/=5.0處，但展向兩側的有所降低；=0.50時，如圖11(a)所示，/=4結構遠下游區(qū)域的低隱約表現(xiàn)為“雙峰”狀，隨著肋間距的增大，低呈層狀變化，/=6結構的展向兩側有小范圍的低分布。大吹風比工況下，次流產生的冷渦逐漸主導流場，/=4與/=5結構在/>5.0范圍呈現(xiàn)“單峰”低分布，不同的是/=6結構呈現(xiàn)大幅度的“雙峰”低結構，=1.50時的結構與=1.00時的相比，僅有數值變化，整體分布沒有差異。

圖10 p/h=3帶肋通道下的劈縫表面氣膜冷卻效率云圖Fig.10 Contours of film cooling effectiveness of cutback surface under ribbed passage with p/h=3

圖11 不同肋間距的凸肋通道下劈縫表面氣膜冷卻效率云圖Fig.11 Contours of film cooling effectiveness of cutback surface with convex-ribbed passage under different p/h

圖12提供了基準結構和不同肋間距結構的劈縫表面面積平均氣膜冷卻效率隨吹風比變化的曲線，整體而言，隨著吹風比的增大，氣膜冷卻效率增大，=0.25時，小肋間距結構的面積平均大于0.8，約高于大肋間距結構2.3%～4.1%，緊湊凸肋結構的面積平均較基準結構低9.7%～15.6%；=0.50時，4種不同肋間距結構的面積平均有了大幅度提升，數值上差異不大，較基準結構低6.3%～7.4%；繼續(xù)增大至0.75，僅有小間距結構較=0.50時出現(xiàn)了略微降低;在大吹風比工況下，/=3結構的面積平均占據較大優(yōu)勢，僅較基準結構低1.3%～2.4%，/=4結構次之。

圖12 劈縫表面的面積平均氣膜冷卻效率曲線Fig.12 Curves of area-averaged film cooling effectiveness of cutback surface for studied cases

3.4 凸肋通道供氣的劈縫表面對流換熱系數

圖13展示了3個典型吹風比工況下不同肋間距結構的劈縫表面努塞爾數比云圖以對比分析不同肋間距對換熱性能的影響。=0.50時，與圖9對比可以看出：相比于基準結構，凸肋通道供氣的縫出口區(qū)域的低換熱性能有所改善，尤其對于小肋間距結構，這是由于次流在凸肋通道的擾動作用下改變了近壁面處原有的流動結構，使得劈縫出口處的射流依然保持肋后流動特征，導致近壁面處形成了近似沖擊效應的流動結構，增強該處的速度梯度，從而有效增大換熱系數。由于大肋間距下擾動疊加效應弱于小肋間距結構，使得縫出口射流在近壁面處的沖擊效應減弱，并未出現(xiàn)明顯的換熱改善區(qū)；在流向中心區(qū)域處，凸肋結構的換熱性能減弱，保持肋后流動特征的射流同樣因壁面約束的消失而引起進一步擾動，渦旋有向上發(fā)展的趨勢，從而減小該處的速度梯度，形成低換熱系數區(qū)；展向兩側的換熱性能依然較低，這說明小吹風比工況下矩形凸肋通道并未改變展向肋板附近處射流的流動結構；對于遠下游區(qū)域的換熱性能而言，大肋間距明顯強于小肋間距結構，這是由于向下游發(fā)展的射流逐漸與主流脫落渦摻混，受主流產生的熱渦主導，直接對近壁面處的流動有強烈的沖擊效應，在摻混擾動加劇的同時增強了該處的換熱強度。

圖13 不同肋間距的凸肋通道下劈縫表面的努塞爾數比Nur云圖Fig.13 Distribution of Nusselt number ratio Nur of cutback surface with convex-ribbed passage under different p/h

=1.00時，次流逐漸主導劈縫表面附近的流動，縫出口的高換熱系數區(qū)域逐漸成為換熱核心區(qū)，且沿流向延伸效果增強，展向兩側的低換熱系數帶依然沒有明顯改善，下游換熱強度均勻，結合小吹風比工況可以看出，存在最佳肋間距/=4,其換熱性能最強，這是由于在凸肋通道及渦旋作用下該結構產生的流動結構更有利于加強劈縫近壁面處的速度梯度，從而提升換熱性能。

=1.50時，在次流主導及凸肋的共同作用下，縫出口的高換熱核心區(qū)范圍及數值大幅增強，小肋間距結構已能延伸至流向/=4.0處，與/=3結構對比，/=4結構在展向中間區(qū)域隱約出現(xiàn)了換熱系數較低區(qū)域，形成了雙條狀的高換熱帶，這可能是在凸肋通道的擾動下射流產生的冷渦旋破碎成多股，形成了一對反向對轉渦，使得展向中心區(qū)域的旋轉渦背向壁面發(fā)展，減小壁面附近的速度梯度，削弱對流換熱強度。/=5結構同樣出現(xiàn)與/=4相似的高換熱核心區(qū)分布，只是范圍及數值偏小，僅有效延伸到/=2.0位置處，大肋間距結構的劈縫出口處形成一團高換熱核心區(qū)，沿流向發(fā)展削弱較快。

圖14 凸肋通道結構與基準結構的劈縫表面展向平均努塞爾數比的對比Fig.14 Comparisons of laterally-averaged Nusselt number ratio of cutback surface for ribbed cases and baseline case

將相同流向位置的展向范圍內努塞爾數比求平均值()以分析沿流向不同結構下對流換熱性能的發(fā)展變化情況，如圖14所示。在=0.50時，凸肋通道結構在縫出口處換熱略有提升后再緩慢降低，在/=1.0位置處，凸肋通道結構較基準結構的換熱強出2～4倍，小肋間距結構較基準結構略有提升，而大肋間距結構削弱了該處的對流換熱性能，繼續(xù)沿流向發(fā)展，大肋間距結構換熱迅速提升，而/=3結構平緩過渡后緩慢抬升，且其數值低于大肋間距結構，這是由于小吹風比下劈縫表面流動結構由主流產生的渦旋主導，該處因熱渦與射流的摻混擾動加劇，使得大肋間距結構的換熱明顯增強。中間吹風比工況下，凸肋通道結構的換熱系數在縫出口區(qū)域依然保持抬升，其中/=4結構的換熱性能最強，小肋間距結構的換熱系數明顯強于大肋間距，/=5結構的換熱系數略高于/=6結構，對比遠下游/>6.0區(qū)域可以看出凸肋通道的展向平均與基準結構基本重合，也就是說凸肋通道主要加強了縫出口下游范圍的換熱性能。大吹風比=1.50工況下，在縫出口區(qū)域，凸肋通道結構的展向平均可達到1.5左右，明顯高于基準結構，隨后沿流向急劇降低，且不同肋間距結構的削弱程度相似，而基準結構沿流向發(fā)展有略微提升的變化，這樣使得在遠下游區(qū)域處，小肋間距結構的展向平均減弱到與基準結構相同水平，而大肋間距結構的換熱明顯低于基準結構。

凸肋通道結構與基準結構的面積平均努塞爾數的比值()如圖15所示。小吹風比工況下，/=4結構的換熱系數最高，=0.50時/=4結構的換熱系數高出基準結構50%以上，/=3結構與/=5結構的換熱增強水平相近，隨著吹風比的增大，/=4結構相比于基準結構的換熱增強水平逐漸降低，而小肋間距/=3結構在=0.75時達到換熱增強水平的峰值，隨后緩慢降低，在=1.25超越/=4結構的換熱性能，此時的換熱系數約高出基準結構30%。/=5結構的換熱系數始終高于/=6結構，兩者隨吹風比的變化規(guī)律一致。

圖15 凸肋通道結構與基準結構的面積平均努塞爾數的比值曲線Fig.15 Curves of area averaged Nusselt number ratio of ribbed cases and baseline case

3.5 熱流密度比分析

圖16展示了=0.50～1.50范圍內凸肋通道結構與基準結構的平均熱流密度比(/)以衡量對比緊湊凸肋通道對尾緣劈縫表面的綜合冷卻效率增強性能。/=5與/=6結構的(/)幾乎始終低于1.0，這說明大肋間距結構無法提升尾緣劈縫表面的綜合冷卻性能，反而會明顯降低劈縫表面的冷卻性能，此處不再贅述其隨吹風比的變化規(guī)律。

=0.50時，/=3結構的(/)低于1.0，而/=4結構的(/)大于1.2，這是由于劈縫表面的換熱差異引起的，/=4結構有效增強縫出口的換熱性能，有效改善了劈縫表面前半段的綜合冷卻性能。小吹風比工況下，凸肋通道結構遠下游區(qū)域的冷卻效率偏低，但對流換熱系數可保持與基準結構一致的水平。隨著吹風比的增大，此時劈縫表面的氣膜冷卻效率接近于1.0，壁面熱流密度的大小受表面對流換熱水平主導，小肋間距結構的(/)大多情況高于1.1，這說明緊湊凸肋通道對尾緣劈縫的冷卻性能有促進作用，有利于尾緣冷卻的工程設計。/=3結構的(/)在<1.25工況內大幅上升，在所研究的吹風比中/=4結構的(/)變化幅度不大，始終穩(wěn)定在1.15～1.20范圍內，兩種結構在中間吹風比=1.00時的(/)值相近。

圖16 凸肋通道結構與基準結構的平均熱流密度比曲線Fig.16 Curves of area-averaged heat flux ratio of ribbed cases and baseline case

4 結 論

本文采用PSP技術和TTLC技術開展了實驗研究以探究尾緣區(qū)域凸肋內冷供氣通道對外部氣膜冷卻特性的影響，對比分析了直肋間距和吹風比對擴張型尾緣劈縫表面的氣膜冷卻特性影響，得到以下結論：

1) 劈縫流量系數受吹風比的影響較小，隨著肋間距的增大而減小。

2) 次流在凸肋通道的擾動作用下明顯增大了射流的混亂程度，從縫出口噴射出的射流與主流摻混的程度加劇，降低了劈縫表面遠下游區(qū)域的氣膜冷卻效率，并出現(xiàn)了隨吹風比增大呈相反的規(guī)律；小肋間距結構氣膜冷卻效率略高于大肋間距結構。

3) 凸肋通道結構可提升基準結構的縫出口區(qū)域的低換熱性能，尤其對于小肋間距結構；吹風比增大，縫出口的高換熱系數區(qū)域逐漸成為換熱核心區(qū)，且沿流向延伸效果增強；由于并未改變展向肋板附近處射流的流動結構，凸肋通道結構的劈縫表面展向兩側的換熱性能依然較低。

4) 小肋間距的凸肋通道對尾緣劈縫的綜合冷卻性能有促進作用，其中/=4結構可提升15%～20%的綜合冷卻性能，而大肋間距結構會明顯降低基準結構的綜合冷卻性能。