張 玲， 董海瑞， 牟雪峰， 王 維

（1.東北電力大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，吉林132012；2.吉林機(jī)械工業(yè)學(xué)校 專業(yè)教研室，吉林132011；3.大唐雞西第二熱電有限公司，雞西158150）

提高透平入口的燃?xì)鉁囟仁翘岣呷細(xì)廨啓C(jī)效率最直接最有效的方法.但是為了防止燃?xì)鉁囟冗^高損壞透平材料，在提高透平入口燃?xì)鉁囟鹊耐瑫r(shí)必須采取相應(yīng)的冷卻措施.

氣膜冷卻效果的好壞受到流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的影響.研究冷氣射流與高溫燃?xì)庵髁鞯膿交鞕C(jī)理（包括速度場(chǎng)、湍動(dòng)能和渦量等變化）對(duì)準(zhǔn)確預(yù)估氣膜冷卻效率具有重要意義.

目前，分析和認(rèn)識(shí)氣膜冷卻的方法主要有2種：試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬.在試驗(yàn)研究方面，Stefan等［1］采用粒子圖像測(cè)速技術(shù)（PIV）對(duì)平板射流與主流摻混的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行測(cè)量并分析了不同射流孔形狀、射流出射角度和吹風(fēng)比下流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的變化.Cutbirth等［2］通過測(cè)量溫度場(chǎng)和速度場(chǎng)研究了葉片前緣有冷卻孔和無冷卻孔時(shí)壓力面的冷卻效果以及葉片前緣冷卻射流對(duì)其下游的影響.袁鋒［3］研究了葉片前緣帶冷卻射流孔的渦輪模擬件，并采用試驗(yàn)方法分析了旋轉(zhuǎn)、不同吹風(fēng)比和動(dòng)、靜干涉對(duì)渦輪流場(chǎng)和傳熱特性的影響.李少華等［4］采用熱膜風(fēng)速儀對(duì)氣膜冷卻葉片壓力面和吸力面下游指定位置的二維速度場(chǎng)進(jìn)行了測(cè)量，并研究了不同吹風(fēng)比下的流場(chǎng)特性.

在數(shù)值模擬方面，York等［5］對(duì)葉片前緣為圓柱形的構(gòu)件進(jìn)行了模擬，分析了在不同網(wǎng)格差分格式和湍流模型下冷卻孔形狀、射流出射角度、吹風(fēng)比和湍流度對(duì)氣膜冷卻效果的影響.Rozati等［6］采用大渦模擬對(duì)不同吹風(fēng)比下葉片前緣氣膜冷卻效率進(jìn)行了計(jì)算，結(jié)果表明：隨著吹風(fēng)比的增大，氣膜冷卻效率提高，當(dāng)冷卻效率達(dá)到峰值后，隨著吹風(fēng)比的進(jìn)一步增大，冷卻效率逐漸降低.劉寧等［7］采用大渦模擬考察了旋轉(zhuǎn)影響氣膜冷卻的機(jī)理，分析了旋轉(zhuǎn)對(duì)平均流場(chǎng)、渦量、湍流結(jié)構(gòu)和壁面溫度分布的影響.周莉等［8］采用S－A方程模型對(duì)非定常環(huán)境下動(dòng)葉氣膜冷卻的流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，并研究了非定常尾跡寬度對(duì)氣膜冷卻效率的影響，結(jié)果表明：當(dāng)尾跡寬度增大時(shí)，葉片表面氣膜冷卻效率降低的程度增加，非定常尾跡對(duì)壓力面上冷卻效率的影響大于吸力面.

雖然國(guó)內(nèi)外學(xué)者在氣膜冷卻方面進(jìn)行了大量研究，但有關(guān)葉片安裝角對(duì)氣膜冷卻效果影響的研究尚少有報(bào)道，即使報(bào)道也主要以數(shù)值模擬方法為主.筆者在前人研究成果的基礎(chǔ)上改進(jìn)了試驗(yàn)臺(tái)，采用粒子圖像測(cè)速技術(shù)對(duì)氣膜冷卻流場(chǎng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行測(cè)量并研究了不同吹風(fēng)比下渦輪葉片安裝角對(duì)氣膜冷卻效率的影響.

1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)在東北電力大學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)室內(nèi)進(jìn)行，采用粒子圖像測(cè)速技術(shù)對(duì)不同吹風(fēng)比下透平靜葉不同安裝角時(shí)的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了測(cè)量.采用的風(fēng)洞為吸入式風(fēng)洞，風(fēng)洞主流經(jīng)過加熱段、蜂窩器、阻尼網(wǎng)段、收縮段和發(fā)展段后進(jìn)入大試驗(yàn)段，再經(jīng)收縮段進(jìn)入小試驗(yàn)段，最后經(jīng)擴(kuò)散段被風(fēng)機(jī)排出.圖1為風(fēng)洞試驗(yàn)臺(tái)示意圖.在試驗(yàn)中，利用Sanken MF－7.5K－380全數(shù)字變頻調(diào)速器來調(diào)節(jié)電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速，以實(shí)現(xiàn)對(duì)所需風(fēng)速的控制.設(shè)置主流風(fēng)速為10m／s，并采用皮托管對(duì)發(fā)展段末端的主流風(fēng)速進(jìn)行測(cè)量.定義吹風(fēng)比M為

式中：M 為吹風(fēng)比；ρ∞為主流密度，kg／m3；ρj為射流密度，kg／m3，ρj／ρ∞＝1；U∞為 主 流 的 平 均 速 度，m／s；Uj為射流的平均速度，m／s.

圖1 風(fēng)洞試驗(yàn)臺(tái)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the wind tunnel bench

在試驗(yàn)中，通過控制射流氣體流量，將吹風(fēng)比M控制在0.5～1.5.射流氣源由空氣壓縮機(jī)提供，通過調(diào)節(jié)空氣壓縮機(jī)出口處的減壓閥和流量計(jì)控制閥對(duì)射流氣體流量進(jìn)行控制.試驗(yàn)中使用的PIV拍攝和處理系統(tǒng)是由美國(guó)TSI公司生產(chǎn)的Insight 3G軟件系統(tǒng)，激光器為Beamteach Vlite－350型雙脈沖綠光激光器，試驗(yàn)室還配備了Model 610035Laser Pulse同步器，用于對(duì)激光脈沖時(shí)序和相機(jī)曝光時(shí)間進(jìn)行控制，以達(dá)到同步圖像采集.

2 試驗(yàn)工況

試驗(yàn)是在風(fēng)洞試驗(yàn)臺(tái)的大試驗(yàn)段內(nèi)完成的.大試驗(yàn)段加工成S型（模擬葉柵通道的形狀），材質(zhì)為10mm厚的有機(jī)玻璃，以便于觀測(cè).大試驗(yàn)段的進(jìn)口矩形截面尺寸為450mm×350mm，進(jìn)口湍流度不大于1%.試驗(yàn)葉片按美國(guó)航空航天局（Lewis研究中心）公布的 MARKⅡ葉柵數(shù)據(jù)［9］設(shè)計(jì)加工，葉高為350mm.由于葉片實(shí)際尺寸偏小，不易測(cè)量，為了在現(xiàn)有的試驗(yàn)條件下達(dá)到測(cè)量效果，根據(jù)相似理論將葉片尺寸放大了2倍.

試驗(yàn)葉片采用透明有機(jī)玻璃加工成空心形狀，以便于射流的入射.圖2為S型大試驗(yàn)段及葉片實(shí)物照片.葉片共設(shè)置6排氣膜孔（前緣3排，壓力面2排，吸力面1排），每排氣膜孔的孔數(shù)為7個(gè)，氣膜孔的方向與壁面垂直，氣膜孔直徑為5mm，孔的徑深比為1∶4.

圖2 S型大試驗(yàn)段及葉片實(shí)物照片F(xiàn)ig.2 S－type large test section and the photo of actual blade

選擇孔排中間射流孔的中心所在水平面（xy面）為葉片測(cè)量面（圖3），設(shè)主流方向?yàn)閤軸正方向（軸向），y軸正方向?yàn)閳A周方向（周向），z軸正方向?yàn)槿~高方向（展向），坐標(biāo)原點(diǎn)為測(cè)量面葉片弦的中點(diǎn).以坐標(biāo)原點(diǎn)為軸旋轉(zhuǎn)葉片，如圖4所示.通過改變?nèi)~片的安裝角β來改變流向角度α，以達(dá)到不同工況的測(cè)量要求，試驗(yàn)中的安裝角從40°～90°每10°為1個(gè)工況，選取安裝角β分別為40°、50°、60°、70°、80°和90°共6組工況進(jìn)行測(cè)量.

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 速度分布

圖3 葉片測(cè)量面示意圖Fig.3 Schematic diagram of the plane for blade measurement

圖4 孔排位置及安裝角示意圖Fig.4 Schematic diagram of hole rows and setting angles

圖5 吹風(fēng)比M為1時(shí)不同β工況下的速度等值線分布Fig.5 Velocity contour under conditions of differentβat M＝1

圖5給出了吹風(fēng)比M為1時(shí)不同安裝角工況下的測(cè)量面內(nèi)速度等值線分布.由圖5可以看出，在葉片前緣滯止線處，當(dāng)主流到達(dá)射流噴口處壁面附近時(shí)，速度逐漸降低并趨于停滯，這是因?yàn)樯淞髡龑?duì)主流方向，且與主流速度方向相反，二者的速度相互抵消所致.隨著與射流孔的遠(yuǎn)離，抵消作用減小，主流速度占優(yōu)勢(shì)，速度逐漸增大.隨著葉片安裝角的減小，低速區(qū)從第2排氣膜孔處向第3和第4排氣膜孔處移動(dòng)，這是由于葉片安裝角的減小引起射流與主流相對(duì)方向的改變，從而改變了葉片前緣滯止線的位置.

在壓力面?zhèn)龋S著葉片安裝角β的減小，x方向速度最大值從第5排氣膜孔上方逐漸向葉片尾緣處移動(dòng)，且速度先降低后升高，這主要由2個(gè)原因造成：速度降低是由于隨著β的減小，主流對(duì)射流的推動(dòng)作用占上風(fēng)，射流彎曲程度增大，相當(dāng)于增加了x方向的流通面積，所以導(dǎo)致速度減??；之后速度再升高是因?yàn)殡S著β的減小，葉片尾緣與葉柵通道壁面的距離越來越近，導(dǎo)致x方向的流通面積減小，所以速度重新逐漸增大.當(dāng)葉片壓力面上的速度達(dá)到最大值后，再逐漸降低到接近主流速度并保持穩(wěn)定.隨著β的進(jìn)一步減小，葉片壓力面上的速度從葉片頂部低速區(qū)的最小值達(dá)到最大值的梯度變小.

在葉片吸力面?zhèn)?，上游的速度很快達(dá)到最大值，速度梯度明顯大于壓力面上的速度梯度，且隨著葉片安裝角的減小，速度梯度逐漸變大，這是因?yàn)樵谌~片吸力面上流體的能量損失比葉片壓力面上的小.前緣第2排氣膜孔下游均出現(xiàn)了低速逆流區(qū)，這主要是由于主流與射流劇烈摻混在葉片前緣產(chǎn)生二次流所致.隨著葉片安裝角的減小，在第1排氣膜孔下游也出現(xiàn)了類似的回流現(xiàn)象，這是因?yàn)樵谏淞骺紫掠伪筹L(fēng)側(cè)形成了低壓區(qū)，且隨著葉片安裝角的減小，低壓區(qū)逐漸向下游遠(yuǎn)離壁面方向移動(dòng).隨著葉片安裝角的減小，葉片尾緣處吸力面?zhèn)群蛪毫γ鎮(zhèn)鹊牧骶€均越來越密集，這是由于主流遇到射流后，在繞流作用下產(chǎn)生了回流區(qū)域，此回流區(qū)域逐漸增大并向下游移動(dòng).

隨著葉片安裝角的減小，葉片表面的速度密集區(qū)從壓力面逐漸向吸力面移動(dòng)，且吸力面的貼壁性好于壓力面，這是因?yàn)槲γ娴男兔媲市∮趬毫γ妫瑴p小了繞流損失.當(dāng)β為70°時(shí)，在吸力面?zhèn)群蛪毫γ鎮(zhèn)鹊臍饽べN壁性均最好.

圖6給出了葉片安裝角為70°，吹風(fēng)比M分別為0.5、1.0和1.5下速度等值線的分布.從圖6可以看出：在葉片前緣部分，氣膜孔上游迎風(fēng)側(cè)區(qū)域和下游背風(fēng)側(cè)區(qū)域的速度等值線均比較密集.接近氣膜孔上游的速度值較小，向上游發(fā)展的速度與主流的速度基本一致，而且隨著M的增大，這部分區(qū)域的面積越來越小，這主要是受到了區(qū)域射流形成的剪切層渦的影響.在射流的下游背風(fēng)側(cè)存在另一個(gè)速度集中區(qū)，射流孔附近出現(xiàn)低速區(qū)域，速度沿流動(dòng)方向增大，最終達(dá)到主氣流速度，且隨著M的增大，低速區(qū)域范圍不斷擴(kuò)大，這主要是受到了射流背風(fēng)側(cè)尾跡的影響.

圖6 β為70°時(shí)不同吹風(fēng)比下速度等值線的分布Fig.6 Velocity contour under conditions of different blowing ratios atβ＝70°

在壓力面?zhèn)龋S著M的增大，射流的彎曲程度減小，所以最大速度值也有所增大，且速度達(dá)到最大值的區(qū)域逐漸變大，這是因?yàn)樵谥髁鞯耐苿?dòng)作用下，射流發(fā)生彎曲，同時(shí)由于主流受到射流摻混擾動(dòng)后在葉片彎曲位置產(chǎn)生了一定的切向速度所致.

在吸力面?zhèn)?，隨著吹風(fēng)比的增大，在第1排孔氣膜下游的低壓區(qū)逐漸向下游遠(yuǎn)離壁面方向移動(dòng)，尾緣處的流線也越來越密集，這是由于隨著M的增大，射流下游背風(fēng)側(cè)的逆壓梯度增大，加快了尾跡渦的脫落，從而使得流線更加密集.

3.2 湍動(dòng)能分布

湍動(dòng)能可以直接反映湍流的脈動(dòng)情況，其定義如下

式中：k為湍動(dòng)能，m2／s2；u′為x 方向脈動(dòng)速度，m／s；v′為y 方向脈動(dòng)速度，m／s.

圖7給出了吹風(fēng)比為1時(shí)不同安裝角工況下測(cè)量面內(nèi)湍動(dòng)能等值線的分布.湍動(dòng)能k的最大值發(fā)生在冷氣流發(fā)生彎曲的上部，即射流與主流發(fā)生摻混的邊界上，這是由于垂直入射的射流與主流的摻混作用以及壁面對(duì)氣流的干擾所致.在下游遠(yuǎn)離壁面的區(qū)域出現(xiàn)了1個(gè)湍動(dòng)能值集中區(qū)域，這是由于渦的脫落增加了氣流湍流度造成的.

隨著葉片安裝角的減小，在壓力面下游遠(yuǎn)場(chǎng)出現(xiàn)的湍動(dòng)能集中區(qū)的脈動(dòng)程度逐漸減弱，當(dāng)β為70°時(shí)，湍動(dòng)能值達(dá)到最小，隨著葉片安裝角的進(jìn)一步減小，湍動(dòng)能集中區(qū)在吸力面下游出現(xiàn)，且湍動(dòng)能進(jìn)一步增大，這是由于安裝角的進(jìn)一步減小使壓力面的流場(chǎng)比較平緩，貼壁性較好，因此湍流度降低.另外，葉片安裝角的進(jìn)一步減小使吸力面下游背風(fēng)側(cè)形成了低壓區(qū)，導(dǎo)致速度的急劇變化，從而造成湍動(dòng)能的增加.但是，葉片前緣第2、第3、第4和第5排氣膜孔附近的湍動(dòng)能隨葉片安裝角的變化不大，這是因?yàn)榍熬墯饽た滋幣c主流的摻混不受上游射流孔的影響，而第1和第6排氣膜孔附近的湍動(dòng)能隨安裝角的變化比較明顯，主要由2個(gè)原因造成：一是受上游前緣氣膜冷卻孔流場(chǎng)的影響較大；二是由于葉片安裝角的改變，主流與射流摻混和作用的角度明顯改變，嚴(yán)重影響到氣流的平穩(wěn)度和貼壁性，導(dǎo)致湍動(dòng)能發(fā)生顯著變化.

圖8給出了β為70°、吹風(fēng)比M 分別為0.5、1.0和1.5時(shí)湍動(dòng)能的等值線分布.從圖8可以看出：當(dāng)吹風(fēng)比減小時(shí)，射流偏轉(zhuǎn)處的湍動(dòng)能峰值向下游移動(dòng)，這是因?yàn)殡S著吹風(fēng)比的減小，射流與主流摻混更容易實(shí)現(xiàn)，射流發(fā)生偏斜的位置離壁面較近，導(dǎo)致湍動(dòng)能最大值的位置向下游偏移.隨著吹風(fēng)比M的增大，湍動(dòng)能最大值的位置逐漸遠(yuǎn)離壁面，且湍動(dòng)能值也在逐漸增大.湍動(dòng)能最大值位置遠(yuǎn)離壁面是因?yàn)樯淞鞒跏紕?dòng)量隨著M值的增大而增大，導(dǎo)致射流垂直壁面噴射段變長(zhǎng).湍動(dòng)能值增大是由于主流與射流的速度方向不同所產(chǎn)生的剪切層渦產(chǎn)生于距壁面一定距離的位置處，由于射流彎曲的推遲，使得上游處的湍動(dòng)能逐漸增加；另一方面，由于射流初速度增大，射流的初動(dòng)量增大，射流對(duì)主流的卷吸作用加強(qiáng)，使更多的主流氣體被卷吸，因而增強(qiáng)了主流與射流的摻混和脈動(dòng)，所以最大湍動(dòng)能值也相應(yīng)增大.

圖7 M為1時(shí)不同β工況下湍動(dòng)能等值線的分布Fig.7 Turbulent kinetic energy contour under conditions of differentβat M＝1

圖8 β為70°時(shí)不同吹風(fēng)比下湍動(dòng)能的等值線分布Fig.8 Turbulent kinetic energy contour under conditions of different blowing ratios atβ＝70°

綜上分析可以看出，湍動(dòng)能的大小和速度變化是相互對(duì)應(yīng)的，反映了湍流的脈動(dòng)程度.另外，湍動(dòng)能的大小受到流體速度、渦的生成和脫落等影響，一定程度上反映了熱量的交換.

4 結(jié) 論

（1）在葉片前緣滯止線附近，速度降低并趨于停滯.葉片吸力面上游的速度梯度明顯大于葉片壓力面?zhèn)鹊乃俣忍荻龋译S著葉片安裝角的減小，速度梯度逐漸變大.當(dāng)β為70°時(shí)，葉片吸力面?zhèn)群蛪毫γ鎮(zhèn)葰饽さ馁N壁性均最好.

（2）第1排氣膜孔下游的低壓區(qū)隨著安裝角的減小和吹風(fēng)比M的增大逐漸向下游遠(yuǎn)離壁面方向移動(dòng).隨M的增大，葉片尾緣處吸力面?zhèn)群蛪毫γ鎮(zhèn)鹊牧骶€趨于密集.

（3）湍動(dòng)能k的最大值發(fā)生在冷氣流發(fā)生彎曲的上部，即射流與主流發(fā)生摻混的邊界上.隨著葉片安裝角的減小，在葉片壓力面下游遠(yuǎn)場(chǎng)出現(xiàn)的湍動(dòng)能集中區(qū)的脈動(dòng)程度逐漸減弱，當(dāng)β為70°時(shí)達(dá)到最小，并隨著葉片安裝角的進(jìn)一步減小，該湍動(dòng)能集中區(qū)在吸力面下游出現(xiàn)并進(jìn)一步擴(kuò)大.

（4）隨著吹風(fēng)比的增大，射流初動(dòng)量增大，射流不易彎曲，但對(duì)主流的卷吸作用加強(qiáng)，導(dǎo)致湍動(dòng)能最大值的位置逐漸遠(yuǎn)離壁面，且湍動(dòng)能值也逐漸增大.

［1］STEFAN B，MARTIN G R，REZA S A.Modeling of film cooling，Part I：experimental study of flow structure［J］.Journal of Turbo Machinery，2006，128（1）：141－149.

［2］CUTBIRTH J M，BOGARD D G.Evaluation of pressure side film cooling with flow and thermal field meas－urement，Part Ⅰ：showerhead effects［J］.Journal of Turbomachinery，2002，124（4）：670－677.

［3］袁鋒.帶前緣氣冷的旋轉(zhuǎn)渦輪流場(chǎng)試驗(yàn)與數(shù)值研究［D］.上海：上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，2007.

［4］李少華，曲宏偉，李知駿.葉片前緣氣膜冷卻離散孔下游流動(dòng)特性的試驗(yàn)研究［J］.動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2011，31（2）：97－102 LI Shaohua，QU Hongwei，LI Zhijun.Flow characteristics in the downstream of discrete film cooling holes on turbine blade leading edges［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2011，31（2）：97－102.

［5］YORK W D，LEYLEK J H.Leading－edge film－cooling physics，PartⅠ：adiabatic effectiveness［C］∥ASME Turbo Expo.Amsterdam，Netherlands：ASME，2007.

［6］ROZATI A，TAFTI D K.Effect of coolant－mainstream blowing ratio on leading edge film cooling flow and heat transfer－LES investigation［J］.International Journal of Heat ＆ Fluid Flow，2008，29（4）：857－873.

［7］劉寧，孫紀(jì)寧.旋轉(zhuǎn)對(duì)氣膜冷卻影響的大渦模擬［J］.推進(jìn)技術(shù)，2011，32（2）：245－252.LIU Ning，SUN Jining.Large eddy simulation of the effect of rotation on film cooling［J］.Journal of Propulsion Technology，2011，32（2）：245－252.

［8］周莉，張?chǎng)?，蔡元?非定常尾跡寬度對(duì)氣膜冷卻效果的影響［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2011，31（29）：97－102.ZHOU Li，ZHANG Xin，CAI Yuanhu.Effect of unsteady wake width on the film－cooling effectiveness for agas turbine blade［J］.Proceedings of the CSEE，2011，31（29）：97－102.

［9］HYLTON L D，MIHELC M S，TURNER E R，et al.Analytical and experimental evaluation of the heat transfer distribution over the surfaces of the turbine vanes［R］.Detroit，USA：Detroit Diesel Allison Division of General Motors Corporation，1983.