谷振鵬，王 開

(北京航空航天大學(xué)航空發(fā)動(dòng)機(jī)氣動(dòng)熱力重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100191)

1 引言

隨著航空發(fā)動(dòng)機(jī)性能的不斷提高，渦輪前溫度也逐漸升高，高壓渦輪葉片的有效冷卻已成為發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)中的關(guān)鍵技術(shù)之一。為了達(dá)到較好的冷卻效果，需要在渦輪葉片的內(nèi)部設(shè)計(jì)復(fù)雜的冷卻結(jié)構(gòu)，如葉片前緣的沖擊冷卻設(shè)計(jì)，葉片尾緣的擾流柱排和葉片中部的加肋U型通道設(shè)計(jì)等；而在葉片的外部常常布置有致密的氣膜孔，形成全氣膜覆蓋。鑒于葉片自身的多種冷卻形式，復(fù)合冷卻結(jié)構(gòu)已成為目前研究的熱點(diǎn)。在國際上，美國GM公司對(duì)沖擊氣膜復(fù)合冷卻結(jié)構(gòu)的研究開展較早，掌握了大量的自主專利技術(shù)[1-4];英國RR公司也對(duì)這種復(fù)合冷卻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了專項(xiàng)研究[5];M.E.Taslim等人研究了雙層結(jié)構(gòu)中橫向流的存在對(duì)復(fù)合冷卻效果的影響[6]。中國的很多學(xué)者也對(duì)這類結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究。如董志銳等人使用數(shù)學(xué)解析的方法分析層板的流阻問題[7]；呂東等人使用數(shù)值模擬方法研究型層板的擾流柱直徑變化對(duì)層板性能的影[8];崔亮等人研究了在層板分腔結(jié)構(gòu)下沖擊孔和氣膜孔相互匹配、氣膜孔角度等參數(shù)對(duì)復(fù)合結(jié)構(gòu)換熱能力的影響[9];王開等人研究了沖擊孔與氣膜孔組合形式、進(jìn)氣方式等對(duì)雙層腔冷卻結(jié)構(gòu)換熱效果的影響[10,11]等。然而，目前研究分腔復(fù)合冷卻結(jié)構(gòu)的諸多文獻(xiàn)都只是停留在數(shù)值模擬階段，而試驗(yàn)研究則少有報(bào)道。

本文通過試驗(yàn)方法研究了沖擊孔與氣膜孔處在雙層腔的不同位置時(shí)對(duì)沖擊板表面換熱效果的影響。

2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃头椒?/h2>

2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D1所示。該模型由進(jìn)氣板、沖擊距板和沖擊板3部分構(gòu)成。其中進(jìn)氣板和沖擊距板由環(huán)氧酚醛加布膠木加工而成，沖擊板則由有機(jī)玻璃制成。射流由位于中間區(qū)域的沖擊孔注入沖擊腔，然后由位于右側(cè)的上下2個(gè)氣膜孔流出。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

在試驗(yàn)中，相對(duì)沖擊距H/d取 1，射流進(jìn)口雷諾數(shù) Re為2000、4000、6000、8000、10000、12000。在模型中，沿展向沖擊孔中心區(qū)域和沿展向氣膜孔下沿區(qū)域?yàn)?處換熱特征區(qū)域，分別用各自區(qū)域的中心線L1和L2表示。按沖擊孔和氣膜孔的相對(duì)位置不同分為模型1和模型2，如圖2所示。模型1的沖擊孔距沖擊腔左側(cè)的距離為L/2，模型2的沖擊孔距沖擊腔左側(cè)的距離為L/3。

圖2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜎_擊孔和氣膜孔的相對(duì)位置

2.2 試驗(yàn)方法及數(shù)據(jù)處理

試驗(yàn)采用瞬態(tài)法。即在初始情況下，沖擊板溫度均勻且與射流溫度相同，處于熱平衡狀態(tài)。當(dāng)射流溫度突然升高時(shí)，氣流與沖擊板表面發(fā)生對(duì)流換熱，沖擊板表面溫度升高，并向內(nèi)部導(dǎo)熱。這一過程可表示為

式中：ρ、c、λ 分別為沖擊板的密度、比熱容和導(dǎo)熱系數(shù)；T0為初始熱平衡溫度；Tw為試驗(yàn)件壁面溫度；Tc為射流的溫度。

考慮到在實(shí)際試驗(yàn)中，氣流溫度是逐步上升的，可以認(rèn)為是多段階躍的變化過程，因此上述方程組的解可表示為

試驗(yàn)中，用熱電偶記錄射流溫度的變化過程，并用CCD相機(jī)記錄表面所噴液晶的顏色變化過程，從液晶的顏色變化(液晶顏色與溫度的對(duì)應(yīng)關(guān)系)中可以得到每個(gè)時(shí)刻的壁面溫度分布。然后代入上述公式即可求出壁面的換熱系數(shù)h和努賽爾數(shù)Nu。

2.3 試驗(yàn)臺(tái)

試驗(yàn)臺(tái)系統(tǒng)如圖3所示。試驗(yàn)所需的沖擊射流由壓縮機(jī)提供，其流量由轉(zhuǎn)子流量計(jì)測(cè)量。在試驗(yàn)件即沖擊板背面噴有熱色液晶，試驗(yàn)件上面的CCD相機(jī)用來捕捉液晶顏色隨溫度的變化，并將數(shù)字信號(hào)經(jīng)數(shù)據(jù)采集卡傳送到計(jì)算機(jī)中，進(jìn)行數(shù)據(jù)處理。

圖3 試驗(yàn)臺(tái)系統(tǒng)

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 2種模型總體換熱特性對(duì)比

2種模型的沖擊板表面平均Nu的對(duì)比如圖4所示。從圖中可以明顯看出2種模型全場(chǎng)平均換熱效果都隨Re的增大而增強(qiáng)，并且在相同Re下，試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的平均Nu比試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的高。

圖4 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?、2沖擊板表面平均Nu

3.2 展向沖擊孔中心區(qū)域換熱特性對(duì)比

在Re=2000～12000范圍內(nèi)，2種模型沖擊板表面Nu在L1上的沿程分布情況如圖5所示。

圖5 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?、2的Nu在L1上的沿程分布

從圖中可以看到，在同一Re時(shí)，2幅圖中曲線的峰值基本相同，且都處在沖擊駐點(diǎn)區(qū)，結(jié)合沖擊流動(dòng)的換熱特性，即在沖擊駐點(diǎn)區(qū)，射流速度最大、湍流度最強(qiáng)，沖擊板面邊界層最薄，換熱效果最好，可以判斷這個(gè)峰值是由沖擊流動(dòng)決定的。在沖擊腔的左側(cè)，在相同Re下，模型2的Nu值高于模型1的，從沖擊流動(dòng)的基本特性分析，模型1沖擊孔距腔左側(cè)較遠(yuǎn)，射流在與周圍空氣動(dòng)量交換后速度不斷衰減，再受到周圍壁面的限制致使在腔左側(cè)換熱效果急劇下降。而模型2沖擊孔距腔左側(cè)較近，沖擊氣流在此處產(chǎn)生了有效換熱。導(dǎo)致模型2腔左側(cè)的Nu值高于模型1的。在沖擊腔右側(cè)，在相同Re下，模型2的Nu值稍低于模型1的，也是由沖擊孔位置的不同造成的。

3.3 展向氣膜孔下沿區(qū)域換熱特性對(duì)比

在 Re=2000～12000范圍內(nèi)，模型1、2沖擊板表面Nu在L2上的沿程分布情況如圖6所示。從圖中可以看出，Nu的分布呈現(xiàn)雙峰結(jié)構(gòu)，其中1個(gè)峰位于中間區(qū)域，1個(gè)峰位于右側(cè)區(qū)域。

圖6 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?、2的Nu在L2上的沿程分布

對(duì)比圖5可以看出，在圖6中靠近中間區(qū)域的峰值位置和圖5中的沖擊點(diǎn)峰值位置非常接近，結(jié)合沖擊換熱的同心圓形式的換熱特性可以推斷，該峰值是由沖擊換熱引起的。位于右側(cè)的峰值在幾何位置上和模型中的氣膜孔位置非常接近，從沖擊換熱的特性看，該處應(yīng)該處于換熱較弱區(qū)域，這與試驗(yàn)結(jié)果相悖，因此可以肯定，該峰值不是單純沖擊換熱的結(jié)果。從該峰值附近存在氣膜孔這一現(xiàn)象可以推斷，該峰值很可能是由氣膜孔抽吸氣流所引起，即由于氣膜孔的抽吸作用破壞了邊界層，同時(shí)增加了局部的流動(dòng)速度，強(qiáng)化了腔右側(cè)的換熱效果。在沖擊腔的左側(cè)區(qū)域，Nu的分布呈現(xiàn)出和沿展向沖擊孔中心區(qū)左側(cè)區(qū)域類似的換熱特征，即相同Re下模型2的Nu高于模型1的，其原因也應(yīng)為在模型2中該區(qū)域距沖擊點(diǎn)的距離不同。

3.4 綜合分析

綜上所述，整個(gè)模型的換熱特性由2個(gè)換熱因素控制，即沖擊換熱作用和氣膜孔抽吸換熱作用。在腔左側(cè)和中間區(qū)域，主要由沖擊換熱控制，在腔右側(cè)區(qū)域，則由沖擊換熱和氣膜孔抽吸換熱共同控制。

由于沖擊孔位置的不同改變了沖擊駐點(diǎn)區(qū)的位置，造成了模型1的腔左側(cè)遠(yuǎn)離駐點(diǎn)區(qū)，大大消弱了該區(qū)域的換熱效果。因此，試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的腔左側(cè)Nu值低于模型2的。同時(shí)模型2的腔右側(cè)也遠(yuǎn)離駐點(diǎn)區(qū)，Nu較模型1的有所降低，但又由于氣膜孔的存在，使得腔右側(cè)換熱得到強(qiáng)化，造成模型2的Nu較模型1降低的幅度偏小。以上2個(gè)因素的綜合作用最終造成了在相同Re下，模型2的平均Nu值比模型1的高（如圖4所示）。

4 結(jié)論

（1）Re是影響沖擊板表面換熱效果的重要因素。隨著Re的增大，換熱效果不斷增強(qiáng)。

（2）在相同Re下，模型 2的換熱效果優(yōu)于模型1的，且在局部換熱效果上優(yōu)勢(shì)更加明顯。

（3）整個(gè)模型的綜合換熱特性由2個(gè)換熱因素控制。在腔左側(cè)和中間區(qū)域，主要由沖擊換熱控制，在腔右側(cè)區(qū)域，則由沖擊換熱和氣膜孔抽吸換熱共同控制。

[1]General Motors Corporation.Laminated porousmetal:USA,US3584972[P].1971-06-15.

[2]General Motors Corporation.Turbine blade:USAUS3619082[P].1971-11-09.

[3]General Motors Corporation.Cooled airfoil:USA,US373203[P].1973-05-08.

[4]General Motors Corporation.Turbine.cooling:USA,US396336[P]1976-06-15.

[5]Rolls-Royce Limited.Cooling of aerofoil shaped blades:USA,US3620643[P].1971-11-16.

[6]TaslimM.E,BethkaD.Experimental and Numerical Impingement Heat Transfer in an Airfoil Leading-Edge Cooling Channel With Cross-Flow[J].ASME Journal of Turbomachinery,2009,131:11021-1-11021-7.

[7]董志銳,郁新華.多層多孔層板內(nèi)流阻特性試驗(yàn)與計(jì)算方法研究[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào),2000,15(4):381-386.

[8]陶智,呂東,丁水汀，等.擾流柱直徑對(duì)傾斜出氣孔層板內(nèi)流動(dòng)和換熱影響的數(shù)值研究[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào),2007,22(4):540-546.

[9]丁水汀,崔亮,孫紀(jì)寧.內(nèi)部沖擊和外部氣膜的組合特性研究[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào),2007,22(2):187-192.

[10]王開，徐國強(qiáng)，孫紀(jì)寧，等.沖擊與氣膜的組合形式對(duì)冷卻效果的影響[J].北京航空航天大學(xué)學(xué)報(bào),2008,34(7):751-754.

[11]王開，徐國強(qiáng)，陶智,等.進(jìn)氣方式對(duì)沖擊與氣膜組合冷卻效果的影響[J].工程熱物理學(xué)報(bào),2008,2(7）：1185-1188.