二次沖擊對(duì)靜葉前緣冷卻性能影響的對(duì)比研究

陳欣楠,李志剛,李軍,徐慶宗,杜強(qiáng)

(1.西安交通大學(xué)葉輪機(jī)械研究所,710049,西安; 2.中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所,100190,北京)

隨著“雙碳”目標(biāo)的推動(dòng),燃?xì)廨啓C(jī)作為一種廣泛應(yīng)用于航空推進(jìn)、船舶動(dòng)力及地面發(fā)電等多個(gè)工業(yè)領(lǐng)域的重要?jiǎng)恿C(jī)械[1],也被提出了“更高效、更環(huán)?！钡囊?。根據(jù)布雷頓循環(huán),提高渦輪進(jìn)口溫度能顯著改善燃?xì)廨啓C(jī)的比功率[2]。然而,燃?xì)鉁囟忍岣邥?huì)對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)熱端部件尤其是渦輪第一級(jí)靜葉產(chǎn)生極高的熱負(fù)荷。作為葉片熱負(fù)荷最高的區(qū)域之一[3],渦輪第一級(jí)靜葉前緣區(qū)域的冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)已經(jīng)發(fā)展成為渦輪葉片冷卻研究的核心課題。

射流沖擊是提高局部換熱強(qiáng)度最有效的方法之一,被廣泛應(yīng)用于渦輪葉片前緣區(qū)域的內(nèi)部冷卻。范小軍等[4]對(duì)比了4種前緣內(nèi)部沖擊/旋流冷卻形式,發(fā)現(xiàn)簡(jiǎn)單旋流能提供均勻的靶面對(duì)流換熱強(qiáng)度分布,中間雙旋流能進(jìn)一步強(qiáng)化靶面的對(duì)流換熱。李健武等[5]以濕空氣為工質(zhì)時(shí),雷諾數(shù)、沖擊孔徑和含濕量對(duì)沖擊腔內(nèi)工質(zhì)的流動(dòng)和傳熱特性進(jìn)行了研究。Fawzy等[6]對(duì)比了3種沖擊孔結(jié)構(gòu)在不同雷諾數(shù)和溫度比下對(duì)靶面對(duì)流換熱性能的影響。結(jié)果表明雷諾數(shù)的提高能顯著增強(qiáng)沖擊腎形渦的強(qiáng)度,但是同時(shí)也會(huì)增大沖擊冷氣的壓力損失。Bang等[7]研究了沖擊距離對(duì)靶面對(duì)流換熱的影響,Tepe等[8]通過實(shí)驗(yàn)測(cè)量和數(shù)值模擬研究了沖擊孔延伸結(jié)構(gòu),結(jié)果均表明減小沖擊孔出口至靶面的距離能夠有效提高靶面的對(duì)流換熱強(qiáng)度。

渦輪葉片前緣常布置有多排氣膜孔,被稱為噴淋頭,不僅可以有效降低前緣的局部溫度,還會(huì)影響整個(gè)葉片表面的氣膜覆蓋效果。姜偉等[9]對(duì)比了前緣直角孔和傾角孔的流動(dòng)和傳熱特性,發(fā)現(xiàn)傾角孔能有效覆蓋直角孔的孔間和孔排間的冷卻盲區(qū)。李繼宸等[10]采用壓敏漆技術(shù)實(shí)驗(yàn)研究了復(fù)合角對(duì)前緣扇形氣膜孔冷氣覆蓋效果的影響。李雪英等[11]通過實(shí)驗(yàn)測(cè)量和數(shù)值模擬對(duì)比了4種前緣氣膜孔布置形式,認(rèn)為對(duì)沖結(jié)構(gòu)能有效改善前緣的氣膜冷卻性能。Xie等[12]和Chowdhury等[13]研究了前緣曲率對(duì)圓柱形孔氣膜覆蓋效果的影響。Zhang等[14]研究了前緣曲率對(duì)扇形孔的影響,結(jié)果表明:采用圓柱形孔時(shí),增大前緣曲率能顯著改善前緣的氣膜覆蓋效果,而較小的曲率則有利于扇形孔。

現(xiàn)代先進(jìn)燃機(jī)高壓渦輪第一級(jí)葉片前緣普遍采用內(nèi)部沖擊冷卻與外部氣膜冷卻相結(jié)合的復(fù)合冷卻方式。Bryant等[15]通過實(shí)驗(yàn)測(cè)量和數(shù)值模擬研究了氣膜冷卻、氣膜孔孔壁面的熱傳導(dǎo)和靶面的沖擊冷卻三者對(duì)前緣復(fù)合冷卻性能的作用比例,發(fā)現(xiàn)氣膜冷卻的作用比例在吹風(fēng)比較小時(shí)最高,但該比例隨吹風(fēng)比的增大而降低,在大吹風(fēng)比時(shí)孔壁面熱傳導(dǎo)起主要作用。在冷卻結(jié)構(gòu)對(duì)渦輪葉片前緣復(fù)合冷卻性能影響的研究中,陳欣楠等[16]研究了沖擊孔偏置距離的影響;張志欣等[17]分析了前緣氣膜孔復(fù)合角的影響;劉釗等[18]對(duì)比了沖擊-氣膜結(jié)構(gòu)和旋流-氣膜結(jié)構(gòu)的冷卻效果;Jaiswal等[19]則通過設(shè)計(jì)氣膜孔微通道實(shí)現(xiàn)了固體域內(nèi)部溫度梯度的降低和前緣冷卻性能的改善。

目前,國(guó)內(nèi)外研究人員對(duì)渦輪葉片前緣區(qū)域的內(nèi)部沖擊冷卻與外部氣膜冷卻進(jìn)行了大量研究,提出了多種強(qiáng)化靶面對(duì)流換熱和優(yōu)化前緣氣膜覆蓋的方法,但對(duì)于考慮前緣固體材料導(dǎo)熱影響下的沖擊-氣膜復(fù)合冷卻的研究仍較少,對(duì)于靜葉前緣陣列沖擊-氣膜復(fù)合冷卻的研究則更少。因此,本文采用了流固共軛傳熱方法,對(duì)比研究了渦輪靜葉前緣陣列沖擊-氣膜復(fù)合冷卻和陣列沖擊-二次沖擊-氣膜復(fù)合冷卻的流動(dòng)、傳熱和冷卻特性,并分析了冷氣流量對(duì)靜葉前緣冷卻性能的影響規(guī)律。

1 計(jì)算模型和數(shù)值方法

1.1 計(jì)算模型

本文以C3X葉型[20]為基礎(chǔ),基于某型渦漿發(fā)動(dòng)機(jī)高壓渦輪第一級(jí)靜葉冷卻布局,參考文獻(xiàn)[21]中實(shí)驗(yàn)建立了上下游腔室同時(shí)供氣的靜葉模型。其中,上游腔室由葉根及葉頂提供了內(nèi)部陣列沖擊冷卻和外部氣膜冷卻所需的冷氣,圖1給出了前緣陣列沖擊-氣膜復(fù)合冷卻C3X的示意圖,表1給出了葉型的幾何參數(shù)。

圖1 靜葉前緣復(fù)合冷卻模型

沖擊靶面的對(duì)流換熱會(huì)通過固體導(dǎo)熱對(duì)前緣的溫度分布產(chǎn)生較大的影響[22],因此在進(jìn)行靜葉前緣冷卻的數(shù)值計(jì)算時(shí)需要引入固體域進(jìn)行流固共軛傳熱計(jì)算。同時(shí),為避免葉片中、后部未考慮冷卻結(jié)構(gòu)的固體域?qū)嵊绊懬熬墔^(qū)域的溫度分布,固體域僅耦合了葉片的上游腔室部分。圖2給出了沖擊-氣膜冷卻結(jié)構(gòu)(基準(zhǔn)結(jié)構(gòu))和沖擊-二次沖擊-氣膜冷卻結(jié)構(gòu)(改進(jìn)結(jié)構(gòu))的剖面示意圖,葉片前緣包含一個(gè)供氣腔室和一個(gè)沖擊腔室,兩個(gè)腔室通過12排等距布置的陣列沖擊孔相連。

(a)陣列沖擊-氣膜復(fù)合冷卻結(jié)構(gòu)

基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)中靜葉前緣滯止線及兩側(cè)共布置了5排氣膜孔(噴淋頭),前緣靠近吸力側(cè)(喉部)布置了1排氣膜孔,吸力面和壓力面各布置了1排氣膜孔。改進(jìn)結(jié)構(gòu)中,在基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)的氣膜孔出口結(jié)構(gòu)保持不變的同時(shí)減小了氣膜孔的長(zhǎng)徑比,并在入口處叉排布置了沖擊孔以實(shí)現(xiàn)二次沖擊冷卻,在二次沖擊孔與氣膜孔之間存在對(duì)應(yīng)的微型沖擊腔室,稱為二次沖擊腔室。陣列沖擊孔、二次沖擊孔和氣膜孔均為直徑d=1 mm的圓柱孔。其中,陣列沖擊孔j1～j12的節(jié)距均為5d,氣膜孔f1、f2和f8的節(jié)距均為6d,二次沖擊孔s1～s8的節(jié)距和對(duì)應(yīng)的氣膜孔相同,二次沖擊腔室的厚度約為葉片外壁面厚度的1/3。表2給出了各排沖擊孔和氣膜孔的幾何參數(shù),其中,氣膜孔排f3、f5和f7中復(fù)合角為0°的孔位于中葉展處。

表2 沖擊孔和氣膜孔幾何參數(shù)

1.2 邊界條件與數(shù)值方法

采用商用軟件Ansys-CFX 18.0開展數(shù)值研究,計(jì)算精度為二階。邊界條件選取自氣膜冷卻C3X的44344實(shí)驗(yàn)[20],圖3給出了流體域和固體域的計(jì)算模型示意圖,表3給出了數(shù)值計(jì)算邊界條件的詳細(xì)參數(shù)。

表3 數(shù)值計(jì)算邊界條件的詳細(xì)參數(shù)

圖3 陣列沖擊-氣膜復(fù)合冷卻C3X計(jì)算邊界

主流入口給定總壓及總溫,主流出口給定平均靜壓以實(shí)現(xiàn)葉柵出口處平均馬赫數(shù)與實(shí)驗(yàn)值相匹配。冷氣入口給定質(zhì)量流量及總溫,其中質(zhì)量流量通過冷氣與主流的質(zhì)量流量比M[17]確定。本文等差選取了1.00%～2.50%共7個(gè)質(zhì)量流量比,其中,M為1.50%時(shí)平均冷氣吹風(fēng)比[23]約為1.4。為減小計(jì)算資源消耗,以中葉展平面為分界取半葉展高度進(jìn)行計(jì)算,在中葉展平面給定對(duì)稱邊界以模擬全葉展高度的實(shí)際情況。主流流域兩側(cè)給定平移周期性邊界,流體域與固體域的交界面設(shè)定為流固熱耦合面,其他壁面均為絕熱無滑移壁面。

為了研究冷氣流量對(duì)基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)和改進(jìn)結(jié)構(gòu)的流動(dòng)、傳熱和冷卻性能的影響,引入了冷氣與主流的質(zhì)量流量比M,并給出了相應(yīng)的冷氣與主流的吹風(fēng)比Mbr,分別定義為

(1)

(2)

式中:mc為冷氣質(zhì)量流量;mg為主流質(zhì)量流量;ρc為冷氣入口平均密度;uc為氣膜孔出口軸向平均速度;ρg為主流入口平均密度;ug為氣膜孔出口對(duì)應(yīng)的當(dāng)?shù)刂髁魉俣取?/p>

在評(píng)估靶面對(duì)流換熱性能時(shí),引入以沖擊孔徑為特征長(zhǎng)度的局部努塞爾數(shù)Nu,定義為

(3)

式中:h為對(duì)流換熱系數(shù);λ為冷卻工質(zhì)的熱導(dǎo)率;qwt為熱流密度;Twt為靶面局部溫度。

在評(píng)估前緣復(fù)合冷卻性能時(shí),引入局部綜合冷卻效率(綜合冷效)Φ,定義為

(4)

式中,Tle為前緣局部溫度。

在分析固體溫度分布時(shí),引入局部相對(duì)溫度τ,定義為

(5)

式中,Tl為固體域內(nèi)局部溫度。

為了匹配實(shí)驗(yàn),流體工質(zhì)和固體材料的物性參數(shù)參考文獻(xiàn)[24]進(jìn)行修正。其中,流體工質(zhì)的黏度μ與熱導(dǎo)率λ通過薩瑟蘭公式表示為溫度的函數(shù)

(6)

(7)

式中:μ0=1.789 4×10-5Pa·S;λ0=0.026 1 W·m-1·K-1;參考溫度T0=273.11 K;常數(shù)S=110.56 K。

流體工質(zhì)的比定壓熱容cp通過多項(xiàng)式擬合為溫度的單值函數(shù)

cp=c0+c1T+c2T2+c3T3+c4T4

(8)

式中:c0=957.110,c1=0.237,c2=5.141×10-6,c3=-3.392×10-9,c4=-6.093×10-12。

固體材料選用ASTM 310不銹鋼,密度為8 030 kg·m-3,比定壓熱容為502 J·kg-1·K-1,熱導(dǎo)率λs為溫度的單值函數(shù)

λs=0.011 5T+9.910 5

(9)

1.3 網(wǎng)格無關(guān)性分析與湍流模型驗(yàn)證

采用商用軟件Ansys-Fluent Meshing 18.0對(duì)流體域和固體域同時(shí)進(jìn)行網(wǎng)格劃分,避免了流固熱耦合面網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)的插值誤差。圖4給出了計(jì)算網(wǎng)格示意圖,所有壁面附近均進(jìn)行了網(wǎng)格加密處理,保證流體域近壁面y+小于1.0以滿足湍流模型對(duì)網(wǎng)格精度的要求。

圖4 陣列沖擊-氣膜復(fù)合冷卻C3X計(jì)算網(wǎng)格

在M為1.5%工況下,采用基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性分析。圖5給出了不同網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)下前緣展向平均溫度沿周向的分布,其中y/Cax<0表示壓力側(cè)。從圖5中可以看出,網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)對(duì)吸力側(cè)溫度預(yù)測(cè)值的影響較大,對(duì)壓力側(cè)的影響較小。當(dāng)節(jié)點(diǎn)數(shù)從1 154.1萬增加至2 199.3萬時(shí),展向平均溫度的最大變化為1.38%,當(dāng)節(jié)點(diǎn)數(shù)繼續(xù)增加至4 163.4萬時(shí),展向平均溫度的最大變化僅為0.17%。

圖5 不同節(jié)點(diǎn)數(shù)時(shí)展向平均溫度分布

表4對(duì)比了分別采用2 199.3萬和4 163.4萬節(jié)點(diǎn)數(shù)時(shí)的數(shù)值計(jì)算預(yù)測(cè)值。從表4中可以看出,在對(duì)比的4項(xiàng)流動(dòng)與傳熱參數(shù)中,固體域平均溫度和主流出口平均溫度的預(yù)測(cè)值誤差較小,均小于0.1%,而靶面平均Nu和主流出口平均速度的預(yù)測(cè)值誤差較大,但仍小于1.0%。綜合考慮數(shù)值計(jì)算精度與計(jì)算資源消耗,認(rèn)為采用2 199.3萬節(jié)點(diǎn)數(shù)時(shí)數(shù)值計(jì)算的誤差已足夠小。因此,計(jì)算模型最終采用的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為2 199.3萬,其中,流體域和固體域的節(jié)點(diǎn)數(shù)分別為1 950.8萬和248.6萬。

表4 不同網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)時(shí)數(shù)值計(jì)算預(yù)測(cè)值對(duì)比

采用氣膜冷卻C3X的44344實(shí)驗(yàn)[20]驗(yàn)證湍流模型的傳熱預(yù)測(cè)值,由于氣膜冷卻C3X的實(shí)驗(yàn)報(bào)告中未詳細(xì)給出壓力數(shù)據(jù),因此對(duì)氣動(dòng)的驗(yàn)證采用內(nèi)部冷卻C3X的157實(shí)驗(yàn)[25]進(jìn)行。圖6(a)對(duì)比了內(nèi)部冷卻C3X表面中葉展處壓力分布的實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值,圖6(b)對(duì)比了氣膜冷卻C3X表面中葉展處的溫度分布?？梢钥闯?湍流模型對(duì)壓力的預(yù)測(cè)值較一致且均與實(shí)驗(yàn)匹配較好,而SSTk-ω湍流模型結(jié)合γ-Reθ轉(zhuǎn)捩模型對(duì)溫度的預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)最為接近[26]。因此,最終確定SSTk-ωγ-Reθ湍流轉(zhuǎn)捩模型進(jìn)行后續(xù)數(shù)值計(jì)算。

(a)壓力分布

2 結(jié)果分析與討論

2.1 流場(chǎng)結(jié)構(gòu)

圖7對(duì)比了M為1.5%工況下基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)與改進(jìn)結(jié)構(gòu)中不同區(qū)域的湍動(dòng)能分布,并給出了局部流線分布。其中,展向截面1穿過葉片前緣滯止線和氣膜孔排f5,展向截面2穿過氣膜孔排f4,周向截面3與截面4位于不同展向高度。圖8對(duì)比了局部渦量分布,渦量的正負(fù)表示渦的方向,其中,渦量為正表示沿周向由葉片壓力側(cè)指向吸力側(cè),截面1與截面2的位置與圖7相同。

(a)基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)

圖8 基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)和改進(jìn)結(jié)構(gòu)的局部Y方向渦量云圖

對(duì)于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu),在展向方向,由于前緣氣膜孔存在指向端壁的復(fù)合角,導(dǎo)致冷氣進(jìn)入氣膜孔時(shí)在靠近端壁的一側(cè)形成了局部渦,阻礙了上游冷氣的流入。冷氣在氣膜孔內(nèi)向下游流動(dòng)的過程中逐漸發(fā)展,在氣膜孔中后部充滿了整個(gè)孔徑。在氣膜孔出口處,冷氣分為兩支,流量較大的一支保持了氣膜孔復(fù)合角的方向,在葉片表面與相鄰氣膜孔流出的流量較小的一支形成了強(qiáng)度相差較大的反旋渦對(duì)。在周向方向,冷氣流動(dòng)較為均勻,流經(jīng)陣列沖擊孔后在靶面上沖擊滯止,在滯止點(diǎn)附近形成滯止渦,經(jīng)鄰近的氣膜孔流出。在氣膜孔出口處,冷氣在主流的卷挾下沿葉片外表面向下游流動(dòng),形成冷卻氣膜。對(duì)于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu),葉片內(nèi)部冷氣湍動(dòng)能集中在氣膜孔內(nèi)局部渦處和靶面滯止點(diǎn)附近,但尺度和強(qiáng)度均較小。

對(duì)于改進(jìn)結(jié)構(gòu),在展向方向,冷氣在由供氣腔室流向氣膜孔的過程中經(jīng)過了兩次沖擊滯止,在二次沖擊滯止點(diǎn)附近形成了顯著的滯止渦。冷氣在氣膜孔內(nèi)部和氣膜孔進(jìn)出口處的流動(dòng)結(jié)構(gòu)與基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)類似,但由于二次沖擊結(jié)構(gòu)減小了氣膜孔的長(zhǎng)度,導(dǎo)致局部渦覆蓋了整個(gè)氣膜孔的軸向。在周向方向,流動(dòng)結(jié)構(gòu)的差異主要表現(xiàn)在二次沖擊腔室內(nèi)冷氣形成了一對(duì)強(qiáng)度較大、旋向相反的腎形渦對(duì),同時(shí),前緣氣膜孔出口處較大的軸向速度導(dǎo)致流量較大時(shí)冷氣在葉片表面的貼壁性變差。相較于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu),改進(jìn)結(jié)構(gòu)中氣膜孔內(nèi)局部渦處湍動(dòng)能的尺度和強(qiáng)度顯著增大,二次沖擊腔室內(nèi)腎形渦對(duì)處也表現(xiàn)出較大強(qiáng)度的湍動(dòng)能分布,有利于促進(jìn)葉片內(nèi)部腔室中冷氣與內(nèi)壁面之間的對(duì)流換熱。

圖9對(duì)比了M為1.5%工況下各氣膜孔排出口處的冷氣流量、平均流速和平均密度。可以看出,對(duì)于由上游腔室同時(shí)供氣的氣膜孔,不同區(qū)域孔排的冷氣流量由大到小為吸力面、前緣、壓力面。這是因?yàn)槿~片外流場(chǎng)壓力分布存在差異,表現(xiàn)為葉片壓力側(cè)主流壓力高于吸力面,但內(nèi)部腔室供氣壓力較均勻,導(dǎo)致吸力面氣膜孔進(jìn)出口壓差最高。

圖9 基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)和改進(jìn)結(jié)構(gòu)各氣膜孔排出口處冷氣流量、平均流速和平均密度

對(duì)于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu),吸力面孔排f1的冷氣流量約為前緣孔排f3～f7平均流量的2.00倍、約為壓力面孔排f8流量的3.83倍,表現(xiàn)為不同區(qū)域孔排的冷氣流量分配不均。同時(shí),由于吸力面孔排冷氣流量過大,出口處冷氣流速過高,可能會(huì)導(dǎo)致部分冷氣在出口處吹離壁面,影響下游的冷卻氣膜覆蓋。相較于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu),改進(jìn)結(jié)構(gòu)吸力面孔排f1的冷氣流量約為前緣孔排f3～f7平均流量的1.50倍、約為壓力面孔排f8流量的2.91倍,顯著減小了孔排f1的流量,平衡了不同區(qū)域孔排的冷氣流量分配。這是因?yàn)槎螞_擊結(jié)構(gòu)增大了冷氣的流阻,在相同的供氣流量下提高了供氣壓力,減小了不同區(qū)域孔進(jìn)出口壓差的比例。

對(duì)比兩種結(jié)構(gòu)各氣膜孔排出口處的冷氣平均密度,可以看出,在氣膜孔出口結(jié)構(gòu)相同的條件下,除前緣滯止點(diǎn)附近氣膜孔排f5及f6外,改進(jìn)結(jié)構(gòu)具有更高的氣膜冷氣出流密度。這是因?yàn)楦倪M(jìn)結(jié)構(gòu)的冷氣在由供氣入口至氣膜孔出口的流路中吸收了更多由葉片壁面?zhèn)鲗?dǎo)的熱量,提高了氣膜孔出口處的冷氣溫度、減小了冷氣密度,這與上文中對(duì)冷氣流動(dòng)結(jié)構(gòu)的分析一致。

2.2 靶面對(duì)流換熱

圖10對(duì)比了M為1.5%工況下靶面的Nu分布,并給出了二次沖擊腔室壁面的Nu分布。其中,前緣側(cè)定義為靶面中x<5d的區(qū)域?？梢钥闯?對(duì)于陣列沖擊的靶面Nu分布,表現(xiàn)為沖擊駐點(diǎn)處較高,由駐點(diǎn)向周圍逐漸降低,在相鄰駐點(diǎn)的中間區(qū)域尤其是在周向方向上存在顯著的低對(duì)流換熱區(qū)。

(a)基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)

對(duì)比兩種結(jié)構(gòu),可以看出,由于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)中氣膜孔存在傾斜角或復(fù)合角,而改進(jìn)結(jié)構(gòu)中二次沖擊孔垂直靶面布置,能夠顯著減小單個(gè)孔的入口面積。在沖擊冷氣流量相同時(shí),較小的冷氣出流面積能夠保證沖擊冷氣在沖擊腔室中具有更高的湍動(dòng)強(qiáng)度,提高冷氣腔室中沖擊冷氣的對(duì)流換熱強(qiáng)度。對(duì)于靶面除前緣側(cè)以外區(qū)域,例如壓力側(cè),二次沖擊結(jié)構(gòu)的引入減小了冷氣出流面積,略微提高了該區(qū)域的靶面對(duì)流換熱強(qiáng)度。然而,由于靶面前緣側(cè)的二次沖擊孔數(shù)大于氣膜孔數(shù),反而增大了沖擊冷氣的出流面積,略微削弱了該區(qū)域冷氣在沖擊腔室中的湍動(dòng)強(qiáng)度。盡管二次沖擊結(jié)構(gòu)在部分工況時(shí)會(huì)略微削弱沖擊冷氣在靶面的對(duì)流換熱強(qiáng)度,但改進(jìn)結(jié)構(gòu)中冷氣在流出沖擊腔室后會(huì)在二次沖擊腔室中再次沖擊壁面,進(jìn)行第二次對(duì)流換熱。二次沖擊腔室壁面上依然具有較高的對(duì)流換熱強(qiáng)度,冷氣充分吸收了由壁面?zhèn)鲗?dǎo)的熱量。

圖11給出了靶面平均Nu隨冷氣流量的變化,其中,Nu優(yōu)化率小于0表示改進(jìn)結(jié)構(gòu)的靶面平均Nu小于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)。可以看出,隨著冷氣流量的增大,靶面平均Nu表現(xiàn)為持續(xù)升高,但是幅度逐漸減小。對(duì)比兩種結(jié)構(gòu),可以看出,隨著冷氣流量的增大,改進(jìn)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化率大體上表現(xiàn)出持續(xù)降低的趨勢(shì),表明基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)的靶面平均Nu提高的幅度大于改進(jìn)結(jié)構(gòu)。當(dāng)M≤1.25%時(shí),改進(jìn)結(jié)構(gòu)的靶面平均Nu高于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu),當(dāng)M≥1.50%時(shí),基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)的靶面平均Nu反而更高。二者的差距較小,在M=1.00%時(shí),改進(jìn)結(jié)構(gòu)的靶面平均Nu較基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)高約0.44%,在M=2.25%時(shí)改進(jìn)結(jié)構(gòu)的靶面平均Nu較基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)低約0.56%。

圖11 各冷氣流量下的靶面平均努塞爾數(shù)

2.3 固體溫度分布

圖12對(duì)比了M為1.5%工況下固體截面的相對(duì)溫度分布?？梢钥闯?主流在葉片前緣滯止線附近和喉部附近溫度最高,在吸力側(cè)附近溫度較低,在前緣靠壓力側(cè)出現(xiàn)顯著的局部高溫區(qū)。同時(shí),截面1與截面2的溫度分布規(guī)律大體一致,但中葉展截面1的溫度顯著高于截面2上同一位置。此外,外壁面內(nèi)側(cè)溫度顯著低于外側(cè),由內(nèi)向外沿厚度方向溫度逐漸升高,表現(xiàn)出內(nèi)部靶面的沖擊冷卻在固體導(dǎo)熱作用下對(duì)外部葉片上游表面溫度分布的影響。

(a)基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)

對(duì)比兩種結(jié)構(gòu)可以看出,二次沖擊結(jié)構(gòu)能夠顯著降低氣膜孔附近的固體溫度,尤其是對(duì)于氣膜孔分布較密集的前緣區(qū)域,外壁面內(nèi)側(cè)的溫度顯著降低,滯止線處局部高溫區(qū)的尺度和強(qiáng)度明顯減小。此外,在葉片固體導(dǎo)熱的作用下,氣膜孔附近受到二次沖擊結(jié)構(gòu)作用的局部溫度優(yōu)化也會(huì)影響到喉部和前緣靠壓力側(cè)等無氣膜孔冷卻的區(qū)域,有效降低整個(gè)固體域的溫度。

圖13給出了固體平均溫度隨冷氣流量的變化,其中,T優(yōu)化值小于0表示改進(jìn)結(jié)構(gòu)的固體域平均溫度低于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)?？梢钥闯?隨著冷氣流量的增大,固體域平均溫度表現(xiàn)為持續(xù)降低,但幅度逐漸減小。對(duì)比兩種結(jié)構(gòu)可以看出,隨著冷氣流量的增大,改進(jìn)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化值大體上表現(xiàn)為先升高后降低,在M=1.00%時(shí)T優(yōu)化值最低,約為2.57 K,在M=2.00%時(shí)T優(yōu)化值最高,約為3.65 K。

圖13 各冷氣流量下的葉片固體域平均溫度

2.4 前緣復(fù)合冷卻

圖14對(duì)比了M為1.5%工況下前緣與壓力面的綜合冷效分布,圖15對(duì)比了喉部與吸力面。其中,前緣定義為葉片上游表面中x<3d的區(qū)域,喉部定義為3d

(a)基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)

(a)基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)

從圖14中可以看出,前緣和壓力面中存在兩個(gè)低冷效區(qū)。其中,尺度較大的低冷效區(qū)出現(xiàn)在前緣和壓力面交界靠近中葉展區(qū)域,這是因?yàn)榍熬墯饽た状嬖谥赶蚨吮诘膹?fù)合角,冷氣在流出氣膜孔后在主流的卷挾下向下游高葉展區(qū)域流動(dòng),同時(shí),前緣氣膜孔冷氣流量較小,導(dǎo)致該區(qū)域缺少氣膜覆蓋。尺度較小的低冷效區(qū)出現(xiàn)在前緣氣膜孔排f4和f5附近,這是因?yàn)樵搮^(qū)域?qū)?yīng)的內(nèi)表面對(duì)流換熱強(qiáng)度較弱。從圖15中可以看出,前緣氣膜孔指向端壁的復(fù)合角以及較小的冷氣流量同樣影響了喉部和吸力面,在靠近中葉展區(qū)域出現(xiàn)了尺度較大的低冷效區(qū)。同時(shí),在靠近端壁區(qū)域也出現(xiàn)了尺度較小的低冷效區(qū),一方面,這是由于靠近端壁的沖擊孔數(shù)較少,導(dǎo)致鄰近氣膜孔的冷氣流量較低,氣膜覆蓋缺失。另一方面,這可能是由于馬蹄渦吸力面分支卷挾了部分氣膜孔出流冷氣,在強(qiáng)化該區(qū)域主流與葉片外表面對(duì)流換熱的同時(shí)還削弱了氣膜覆蓋,影響了復(fù)合冷卻性能。

對(duì)比兩種結(jié)構(gòu)可以看出,二次沖擊結(jié)構(gòu)平衡了不同區(qū)域氣膜孔排的冷氣流量分配,前緣氣膜孔冷氣流量得到了提高,有效彌補(bǔ)了由于氣膜覆蓋不足導(dǎo)致的低冷效區(qū)的復(fù)合冷卻性能。同時(shí),改進(jìn)結(jié)構(gòu)內(nèi)部腔室中冷氣與壁面間的對(duì)流換熱性能得到了大幅改善,顯著改善了前緣尤其是氣膜孔排f4和f5附近由低對(duì)流換熱引起的低冷效區(qū)的復(fù)合冷卻性能。然而,對(duì)于主要由馬蹄渦吸力面分支引起的喉部和吸力面靠近端壁區(qū)域的低Φ區(qū),改進(jìn)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化效果仍不足。

圖16對(duì)比了葉片上游表面中各區(qū)域的面積平均Φ?？梢钥闯?面積平均Φ由高至低為吸力面、喉部、前緣和壓力面。一方面,這是因?yàn)椴煌瑓^(qū)域氣膜孔的冷氣流量分配存在差異,吸力面孔排的冷氣流量最大,壓力面孔排的冷氣流量最小。另一方面,靜葉的幾何外形及外部流場(chǎng)影響了不同區(qū)域氣膜孔出流冷氣的流動(dòng)特征,導(dǎo)致壓力面氣膜孔的出流冷氣相較于吸力面更容易吹離壁面。

對(duì)比兩種結(jié)構(gòu),可以看出,改進(jìn)結(jié)構(gòu)在前緣的優(yōu)化效果率最高,這是因?yàn)槎螞_擊結(jié)構(gòu)主要作用在氣膜孔較密集區(qū)域。此外,改進(jìn)結(jié)構(gòu)在壓力面的優(yōu)化率高于吸力面,這是因?yàn)槎螞_擊結(jié)構(gòu)的引入平衡了不同區(qū)域孔排的冷氣流量,在降低吸力面孔排的冷氣流量的同時(shí)增大了壓力面孔排的冷氣流量。同時(shí),盡管二次沖擊結(jié)構(gòu)減小了吸力面孔排的冷氣流量,但仍然提高了吸力面的平均Φ,表現(xiàn)為內(nèi)部對(duì)流換熱性能的改善彌補(bǔ)了冷氣流量減小導(dǎo)致的氣膜冷卻性能惡化。

圖17(a)給出了葉片上游表面平均Φ隨冷氣質(zhì)量流量化的變化,圖17(b)給出了前緣平均Φ的變化,同時(shí),還給出了改進(jìn)結(jié)構(gòu)相較于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化率?？梢钥闯?隨著冷氣流量的增大,兩種結(jié)構(gòu)的上游表面平均Φ大體上表現(xiàn)為先升高后降低,在M為2.25%時(shí)出現(xiàn)最大值,分別約為0.641和0.667。這是因?yàn)槔錃饬髁窟^大時(shí)氣膜孔出口處冷氣流速過高,冷氣流出氣膜孔后吹離壁面并在與主流摻混后直接向下游流動(dòng),導(dǎo)致葉片外表面上沒有足夠的氣膜覆蓋。同時(shí),上游表面平均Φ的降低還可以說明當(dāng)M由2.25%提高至2.50%時(shí),靶面對(duì)流換熱性能的改善與外表面氣膜冷卻性能的惡化在作用于上游表面時(shí)產(chǎn)生的效果相反且強(qiáng)度基本一致,繼續(xù)提高M(jìn)可能會(huì)進(jìn)一步惡化上游表面的復(fù)合冷卻性能。對(duì)比兩種結(jié)構(gòu),可以看出,隨著冷氣流量的增大,優(yōu)化率大體上表現(xiàn)為先升高后降低,在M為1.25%時(shí)出現(xiàn)最大值,約為4.44%。

(a)上游表面平均綜合冷效

對(duì)比改進(jìn)結(jié)構(gòu)在葉片上游表面不同區(qū)域的優(yōu)化率,可以看出,前緣的局部?jī)?yōu)化率顯著高于上游表面整體,對(duì)應(yīng)于圖16的分析。此外,隨著冷氣流量的增大,前緣平均Φ的優(yōu)化率大體上表現(xiàn)為先降低后升高,在M為2.25%時(shí)優(yōu)化率最高,約為11.70%。這是因?yàn)榍熬墯饽た壮隹谔幚錃庖状惦x壁面,在冷氣流量較大時(shí),前緣區(qū)域的復(fù)合冷卻主要受到靶面和氣膜孔內(nèi)壁面對(duì)流換熱性能的影響。

3 結(jié) 論

本文采用流熱固耦合對(duì)比了陣列沖擊-氣膜和陣列沖擊-二次沖擊-氣膜復(fù)合冷卻,分析了二次沖擊結(jié)構(gòu)和冷氣流量對(duì)葉片內(nèi)部流場(chǎng)結(jié)構(gòu)、靶面對(duì)流換熱、固體域溫度分布和前緣復(fù)合冷卻性能的影響,得出了以下結(jié)論。

(1)二次沖擊結(jié)構(gòu)對(duì)陣列沖擊的靶面對(duì)流換熱性能影響較小,但能促進(jìn)葉片內(nèi)部冷氣與二次沖擊腔室壁面以及氣膜孔內(nèi)壁面之間的對(duì)流換熱,提高冷氣在整個(gè)流路中的對(duì)流換熱強(qiáng)度。同時(shí),還能平衡不同區(qū)域氣膜孔排的冷氣流量分配。

(2)二次沖擊結(jié)構(gòu)降低了氣膜孔附近的固體溫度,尤其是對(duì)于氣膜孔分布較密集的前緣區(qū)域。在固體的導(dǎo)熱作用下,氣膜孔附近的局部低溫區(qū)會(huì)影響到無氣膜孔冷卻的區(qū)域,有效降低整個(gè)固體域的溫度。改進(jìn)結(jié)構(gòu)對(duì)固體域平均溫度的優(yōu)化值大體上隨冷氣流量的增大先升高后降低,在M為2.00%時(shí)優(yōu)化值最高,約為3.65 K。

(3)二次沖擊結(jié)構(gòu)促進(jìn)了前緣區(qū)域的內(nèi)部對(duì)流換熱強(qiáng)度,改善了葉片上游表面尤其是前緣區(qū)域的復(fù)合冷卻性能。對(duì)于M為1.50%工況,改進(jìn)結(jié)構(gòu)葉片上游表面中前緣、壓力面、喉部和吸力面的平均綜合冷效的優(yōu)化率分別提高了約9.63%、5.39%、3.22%和1.83%。

(4)改進(jìn)結(jié)構(gòu)對(duì)葉片上游表面平均綜合冷效的優(yōu)化率大體上隨冷氣流量的增大先升高后降低,在M為1.25%時(shí)最高,約為4.44%,并且優(yōu)化率在研究的冷氣流量下均高于4.00%。改進(jìn)結(jié)構(gòu)對(duì)葉片前緣的平均綜合冷效的優(yōu)化率大體上隨冷氣流量的增大先降低后升高,在M為1.50%時(shí)最低,約為9.66%,在M為2.25%時(shí)最高,約為11.70%。