王培梟，孫瑞嘉，鐘濱濤，李 杰，楊衛(wèi)華

(1.南京航空航天大學(xué) 能源與動力學(xué)院， 南京 210016；2.中國航發(fā)湖南動力機械研究所， 湖南 株洲 412002)

隨著航空發(fā)動機渦輪前進口溫度的提高，渦輪葉片承受的熱負荷愈來愈高，亟需采取有效的冷卻措施對葉片進行熱防護。在氣冷葉片內(nèi)部采用肋化通道是強化葉片內(nèi)部冷卻氣流與壁面對流換熱的主要方式[1]，但如何合理地設(shè)計粗糙肋的結(jié)構(gòu)形式以獲得最優(yōu)的強化換熱效果，最大程度地吸收高溫燃氣傳遞給葉片的熱量，降低葉片表面的溫度，是肋化通道設(shè)計中的關(guān)鍵問題。在葉片內(nèi)冷通道中，前腔對應(yīng)著葉片前緣位置，直接面對高溫燃氣的沖擊，最易發(fā)生葉片燒蝕，因此研究前腔肋化通道的對流換熱特性尤為重要。

目前，國內(nèi)外學(xué)者針對幾何參數(shù)對肋化通道流動換熱的影響開展了大量研究[2-6]。Boudjemaa等[7]借助數(shù)值模擬研究了二維帶肋通道中第1個肋的寬度變化對換熱特性的影響。Le等[8]研究發(fā)現(xiàn)，保持肋間距不變，隨著肋寬的增加，流體再附著于通道表面的現(xiàn)象逐漸消失，換熱系數(shù)逐漸減小，但肋寬增加時摩阻系數(shù)更低。Liu等[9]研究了肋間距對45°肋回轉(zhuǎn)通道的換熱和壓力損失的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)：由于斜肋所誘導(dǎo)的二次流加劇了肋間氣流的循環(huán)，導(dǎo)致在肋間距最小時換熱性能最好，同時壓力損失隨著肋間距的增大先升高后降低。孫岳[10]研究發(fā)現(xiàn)：對于矩形通道，在Re=20 000時，隨著通道寬高比的增加，整體換熱性能增強。Lau等[11]研究發(fā)現(xiàn)：V形肋的換熱和流阻特性均優(yōu)于平行布置的粗糙肋，而間斷V形肋的效果又比V形肋的效果要好。王德強等[12]實驗研究了直肋、斜肋、V肋和W肋的流動換熱特性，并采用瞬態(tài)液晶技術(shù)得到了W肋的局部換熱分布，實驗結(jié)果表明：W肋的綜合熱性能最優(yōu)，直肋的綜合熱性能最差。Taslim等[13]研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)：肋倒角的存在使通道平均換熱系數(shù)有所減小，但是摩擦阻力也隨之降低。Chandra等[14]研究了方形通道中帶肋壁面?zhèn)€數(shù)對通道換熱和流阻特性的影響，結(jié)果表明：隨著帶肋壁面數(shù)量的逐一增加，換熱得以強化，同時流阻系數(shù)顯著增加，并且阻力的增幅遠大于換熱系數(shù)的增幅。Gao等[15]研究了肋排布形式對雙路肋化通道換熱性能的影響。張洪等[16]針對U形方通道，研究了肋傾斜角對前后緣面以及內(nèi)外側(cè)面換熱特性的影響。在此基礎(chǔ)上，崔欣超等[17]發(fā)現(xiàn)：改變溫度比會使通道內(nèi)空氣物性和氣流浮升力發(fā)生改變，溫度比的提高會削弱通道內(nèi)的換熱。

然而大部分研究所涉及的阻塞比均不超過0.1，而對于渦軸發(fā)動機等中小型航空發(fā)動機，阻塞比一般在0.15以上，較低阻塞比的研究結(jié)果無法直接應(yīng)用于高阻塞比肋化通道的設(shè)計中。目前，專門針對高阻塞比肋化通道的相關(guān)研究報道還較為少見。Yang和周明軒等[18-19]設(shè)計了0.2和0.33兩種高阻塞比的肋化通道，實驗研究了阻塞比、間距比和肋排布形式對通道換熱和流阻特性的影響。Casarsa等[20]借助PIV技術(shù)測量了高阻塞比肋化通道的湍流流場特征。上述研究對高阻塞比肋化通道的流動和換熱特性做出了有益的探索，但研究還不夠充分。另外，大部分研究者采用的肋化通道截面形狀為矩形或梯形[21]，這與葉片前腔的截面形狀相差較大，其他涉及整體葉片內(nèi)腔的換熱實驗一般將前腔簡化為三角形或四邊形[22-23]，這必然造成前緣區(qū)域的換熱特性出現(xiàn)較大的誤差。因此，在保證渦輪葉片前腔通道幾何特征的基礎(chǔ)上，開展高阻塞比肋化通道的流動換熱特性研究是十分必要的。

本文設(shè)計了典型葉片前腔肋化通道，研究了進氣Re數(shù)、肋高、肋間距、肋倒角等參數(shù)對前腔肋化通道內(nèi)表面有肋側(cè)、無肋側(cè)和前緣等不同區(qū)域換熱特性的影響。研究結(jié)果可為渦輪葉片內(nèi)冷通道的設(shè)計提供一定的參考。

1 實驗系統(tǒng)及實驗件

實驗系統(tǒng)和實驗段如圖1、2所示，空氣由壓縮機出來之后首先進入穩(wěn)壓罐，待氣流穩(wěn)定后依次通過閥門和質(zhì)量流量計(精度為 1%)，最后進入實驗段，氣流流經(jīng)實驗段之后直接排入大氣。

在實驗段的進口和出口均布置有壓力探針和直徑1 mm的K型鎧裝熱電偶，并分別與壓力掃描閥和溫度巡檢儀相連，用以采集氣流的進出口壓力和溫度。

圖1 實驗系統(tǒng)示意圖

圖2 實驗段示意圖

實驗段的待測表面使用厚度為30 mm的膠木板加工而成，以保證其壁面處于絕熱狀態(tài)，在其上粘貼厚度為0.02 mm的康銅加熱膜，并在加熱膜表面均勻噴涂啞光黑漆，使其表面發(fā)射率為0.96，將加熱膜與直流穩(wěn)壓電源相連以獲得均勻穩(wěn)定的表面熱流。

實驗通道上表面開設(shè)有紅外窗口，在窗口中安裝5 mm厚的紅外玻璃，使用MAG32型紅外熱像儀(精度為2%)拍攝加熱膜表面的溫度分布。

圖3、4分別為實驗通道的三維圖和橫截面形狀，通道內(nèi)表面主要分為有肋側(cè)、無肋側(cè)和前緣3個區(qū)域，上下有肋側(cè)表面交錯布置有90°橫肋，其中下表面橫肋等厚度延伸至前緣。紅外窗口開設(shè)在上表面有肋側(cè)，其表面由紅外玻璃構(gòu)成，實驗待測表面包括前緣區(qū)域、無肋側(cè)以及下表面的有肋側(cè)。

圖3 通道示意圖

圖4 通道橫截面形狀

橫肋幾何參數(shù)如圖5和表1所示。實驗前，將橫肋按照固定位置分別粘貼在加熱膜和紅外玻璃表面。為了避免上下交錯布置的橫肋對肋間區(qū)域產(chǎn)生遮擋，使用3臺完全相同的紅外熱像儀分別從3個不同的角度進行拍攝，以獲得全面完整的溫度分布，如圖2所示。另外，有肋側(cè)、無肋側(cè)和前緣在周向上的跨度較大，紅外熱像儀無法一次拍攝到所有表面，因此實驗針對3個區(qū)域分別進行測量，測量視角和測量區(qū)域如圖4所示，其中在前緣區(qū)域，由于壁面過度彎曲，紅外熱像儀只能拍攝到靠近下表面有肋側(cè)的約3/4的表面。在單獨測量每個區(qū)域時，鏡頭視線與表面法向夾角控制在60 ℃以內(nèi)，以保證表面發(fā)射率近似不變。

圖5 橫肋幾何參數(shù)

Ree/dr/ew/p5 000～50 0000.04～0.320.1～0.50.04～0.16

2 實驗數(shù)據(jù)處理

肋化通道進口雷諾數(shù)為

(1)

式中：ρ、u、μ分別為通道入口氣流密度、平均速度和動力黏度；d為通道水力直徑。

肋化通道對流換熱系數(shù)為

(2)

(3)

式中：Q=UI=81.9 W為加熱膜的加熱熱流；Qloss為加熱膜的熱損失；A為加熱膜面積；Tw和Tin分別為加熱膜表面溫度和通道入口氣流溫度；λ為氣流的導(dǎo)熱系數(shù)。

在實驗過程中，由于膠木板不可能完全絕熱，加熱膜的一部分熱量會通過膠木板散失到周圍環(huán)境中，散失的熱量應(yīng)當(dāng)與膠木板外表面和周圍空氣之間的對流換熱量相等。實驗段水平放置，膠木板外側(cè)向下，根據(jù)傳熱學(xué)知識可知，此時膠木板外側(cè)與周圍空氣的換熱屬于熱面向下的大空間自然對流換熱[24]，其換熱系數(shù)為

(4)

其中格拉曉夫數(shù)

(5)

普朗特數(shù)

(6)

由式(4)～(6)可得加熱膜熱損失

Qloss=hAp(Tw′-T∞)

(7)

量綱為一對流換熱系數(shù)為

(8)

式中Nu0為光滑管道湍流強制對流換熱經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式。

3 紅外測溫標(biāo)定

為了準(zhǔn)確獲得待測表面溫度，減小紅外測溫誤差，實驗結(jié)束后，使用熱電阻對紅外測溫進行標(biāo)定。

在不通氣流、保持紅外熱像儀位置等因素均不變的情況下，在有肋側(cè)、無肋側(cè)和前緣的加熱膜上各粘貼6個熱電阻，用以測量加熱膜的真實溫度。通過調(diào)節(jié)加熱膜兩端電壓，可以使其表面溫度穩(wěn)定在不同的量值，且確保該溫度變化范圍覆蓋實驗實際測量范圍，待加熱膜溫度穩(wěn)定時，同時記錄對應(yīng)位置熱電阻和紅外熱像儀所測的溫度值。最后，針對有肋側(cè)、無肋側(cè)和前緣3個不同區(qū)域，分別對紅外測溫進行標(biāo)定，使用最小二乘法擬合得到的標(biāo)定公式如下：

有肋側(cè)

T=1.036 1t-0.976 8

(9)

無肋側(cè)

T=1.107 6t-3.093 9

(10)

前緣

T=1.054 3t-1.476 4

(11)

根據(jù)誤差傳遞公式[25]，在實驗研究參數(shù)范圍內(nèi)對流換熱系數(shù)的最大相對誤差為±9.5%。

4 實驗結(jié)果及分析

4.1 沿程對流換熱系數(shù)分布

圖6為標(biāo)準(zhǔn)結(jié)構(gòu)中有肋側(cè)、無肋側(cè)和前緣的展向平均Nu沿流向的分布曲線，其中X/d表示當(dāng)前位置距通道入口的流向距離X相對于通道水力直徑d的量綱為一距離。

圖6 沿流向的展向平均Nu分布(e/d=0.2,r/e=0.1,w/p=0.1)

實驗段上、下有肋側(cè)各布置有6根橫肋，下表面有肋側(cè)的橫肋中截面對應(yīng)的量綱為一距離分別為2、4、6、8、10、12，圖中一共包含5個肋間距。

可以看出，有肋側(cè)、無肋側(cè)和前緣的展向平均Nu均隨著進口Re的增加而顯著提升，這是因為進口Re增加時，氣流流速增大，與壁面之間的換熱增強。同時，3個區(qū)域的展向平均Nu在流向上大致呈周期性分布，且變化趨勢并不隨Re的增大而改變，這表明肋化通道中5個肋間距內(nèi)的流動狀態(tài)大致相似，并且當(dāng)流量增大時流動狀態(tài)基本不變。

圖7 肋化通道流場

具體分析3個區(qū)域。以第3個肋間距為例，對于有肋側(cè)，由于橫肋的存在，對氣流產(chǎn)生擾動，破壞了流體的邊界層，使氣流在肋后依次出現(xiàn)流動的分離和再附著現(xiàn)象，如圖7所示。在緊靠肋后的分離區(qū)域，由于分離渦的存在，流體與壁面之間的熱交換能力較弱，壁面溫度最高，換熱系數(shù)最小。隨后，在再附著區(qū)域，由于流體的慣性，再加上壁面交錯肋的作用，使流體產(chǎn)生斜向下的俯沖速度，加劇了對壁面的沖刷作用，使再附著區(qū)域溫度最低，對流換熱系數(shù)最大。再往后，流體的邊界層開始發(fā)展并逐漸增厚，與壁面之間的熱交換能力逐漸減弱，對流換熱系數(shù)逐漸下降。最后，氣流沖擊到下一條橫肋的迎風(fēng)面，使肋根附近的換熱略有增強。因此，有肋側(cè)的換熱系數(shù)在一個完整的周期內(nèi)呈現(xiàn)先增大后減小，再略有增大的趨勢，前緣的變化趨勢與有肋側(cè)類似。

對于無肋側(cè)，展向平均Nu在前半個周期內(nèi)較大，在后半個周期內(nèi)較小。這是因為前腔通道橫截面左右為非對稱結(jié)構(gòu)，且下壁面橫肋在右側(cè)等厚度延伸至前緣，在此橫截面上，左邊無肋側(cè)表面附近的流動空間與右邊前緣相比明顯較大，且不存在橫肋的阻礙，流體流動的阻力較小，因此當(dāng)流體流過該截面時，更傾向于從左邊通過。這種阻礙作用在流線圖上表現(xiàn)為流線的偏向，如圖8所示，當(dāng)流體越過下表面橫肋時，由于前緣區(qū)域橫肋的阻礙，導(dǎo)致流線由前緣向無肋側(cè)偏移，這使得肋后無肋側(cè)附近的流動速度較大，流體與壁面之間的換熱較強，對流換熱系數(shù)較高。沿流向往后，上壁面的橫肋并沒有延伸至前緣，這使得右側(cè)前緣區(qū)域的流動阻力減小，上述阻礙效應(yīng)有所減弱，因此在上壁面肋后，無肋側(cè)的換熱系數(shù)又有所降低。

4.2 阻塞比e/d對無量綱對流換熱系數(shù)的影響

圖9為Re不同時，有肋側(cè)、無肋側(cè)和前緣的Nu/Nu0隨阻塞比e/d的變化?？梢钥闯觯涸赗e不變時，Nu/Nu0均隨阻塞比e/d的增大而單調(diào)增加，且這種趨勢不隨Re的變化而改變。下面單獨以Re=30 000時為例進行分析，如圖10所示。

圖8 三維流場

圖9 阻塞比e/d對Nu/Nu0的影響(r/e=0.1,w/p=0.1)

圖10 阻塞比e/d對Nu/Nu0的影響(Re=30 000,r/e=0.1,w/p=0.1)

隨著阻塞比e/d的增大，橫肋對流體的擾動作用加劇，流體與通道壁面之間的換熱增強，靠近壁面附近的較高溫度流體與通道中心區(qū)域的摻混增強，因此有肋側(cè)、無肋側(cè)和前緣的Nu/Nu0均隨阻塞比e/d的增大而顯著增大，且阻塞比e/d越大，增大的幅度越明顯。但是阻塞比不同時，3個區(qū)域Nu/Nu0之間的量值大小并不相同。具體分析如下：當(dāng)阻塞比e/d<0.2時，由于有肋側(cè)和前緣橫肋的存在，有效地強化了流體與壁面之間的換熱，且有肋側(cè)的流動空間相對較大，對流體的阻礙作用較小，因此有肋側(cè)的Nu/Nu0最大，前緣次之，無肋側(cè)最低；當(dāng)阻塞比e/d增大到0.2時，前緣區(qū)域橫肋的存在對流動的阻礙作用開始彰顯，并隨著阻塞比的增大而愈加顯著，使得前緣的Nu/Nu0開始低于無肋側(cè)且差距愈來愈大；隨著阻塞比繼續(xù)增加，有肋側(cè)和無肋側(cè)Nu/Nu0的增加幅度明顯加大，并且在阻塞比e/d=0.32時，無肋側(cè)的Nu/Nu0反而超過有肋側(cè)達到最大，這可能是因為阻塞比過大時，有肋側(cè)肋后的分離區(qū)域增大，導(dǎo)致肋后的高溫區(qū)域擴大，同時前緣對流體的阻礙作用加劇，使更多的流體傾向于由無肋側(cè)附近通過，強化了流體與無肋側(cè)表面的換熱，這也與前緣Nu/Nu0的增加幅度下降的現(xiàn)象吻合。上述兩個原因使得無肋側(cè)的換熱強化程度反而優(yōu)于有肋側(cè)。

4.3 肋倒角-肋高比r/e對量綱為一對流換熱系數(shù)的影響

圖11為肋倒角/肋高比r/e對有肋側(cè)、無肋側(cè)和前緣Nu/Nu0的影響。分析可知，有肋側(cè)的Nu/Nu0隨著r/e的增加而單調(diào)遞減，這是因為r/e增大時，橫肋的截面形狀更趨近于流線型，對流動的擾動作用減弱，流體與壁面之間的熱交換能力下降，Nu/Nu0有所減小。但是r/e的增大也在一定程度上減小了前緣區(qū)域橫肋對流動的阻礙作用，因此前緣的Nu/Nu0在r/e剛開始增大時，先是略有上升，但幅度很小，之后隨著r/e的繼續(xù)增大，橫肋對流體的擾動作用減弱明顯，Nu/Nu0出現(xiàn)小幅下降。對于無肋側(cè)，當(dāng)r/e由0.1增大到0.4時，橫肋對無肋側(cè)附近流體的擾動作用減弱，通道形狀變得相對光滑，流動的分離現(xiàn)象得以削弱，分離區(qū)域隨之縮減，使得無肋側(cè)表面的較高溫度區(qū)域面積減小，換熱有所增強，但是當(dāng)r/e增大到0.5時，Nu/Nu0又略有下降，原因可能是此時前緣附近的流動阻力下降明顯，反過來造成無肋側(cè)附近的流動速度減小，換熱能力下降。

圖11 肋倒角-肋高比r/e對Nu/Nu0的影響(Re=30 000,e/d=0.2,w/p=0.1)

4.4 肋寬-肋間距比w/p對無量綱對流換熱系數(shù)的影響

圖12示出了肋寬/肋間距比w/p對有肋側(cè)、無肋側(cè)和前緣Nu/Nu0的影響。可以看到，隨著w/p的增大，Nu/Nu0均呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢，這說明w/p過大或過小均不利于強化換熱。分析原因如下：粗糙肋強化通道表面換熱的原因主要在于肋會對氣流產(chǎn)生擾動，使流體在肋后會出現(xiàn)分離和再附著現(xiàn)象，流體的再附著加劇了對壁面的沖刷，使流體與壁面之間的換熱增強，壁面溫度降低，對流換熱系數(shù)增大。本文肋間距p均保持不變，當(dāng)w/p為較大值(如0.16)時，肋寬增加，肋間光滑表面的流向距離減小，同時通道的有效流通面積相對來說有所下降，導(dǎo)致流體的再附著現(xiàn)象減弱甚至消失，流體與壁面之間的熱交換能力下降，肋間光滑壁面的溫度升高，對流換熱系數(shù)較低；當(dāng)w/p為較小值(如0.04)時，分離和再附著區(qū)域在流向上所占的比例較小，在再附著區(qū)域之后，流體邊界層開始發(fā)展，邊界層厚度逐漸增加，流體的換熱能力逐漸下降，且這種流體橫掠平板的對流換熱現(xiàn)象在流動中占據(jù)主導(dǎo)作用，使得壁面的平均換熱系數(shù)亦較低。綜上可知，在實驗參數(shù)范圍內(nèi)，w/p存在一個最優(yōu)值，此時的換熱強化比最高，但是有肋側(cè)、無肋側(cè)和前緣所對應(yīng)的最優(yōu)值并不相同。

圖12 肋寬-肋間距比w/p對Nu/Nu0的影響(Re=30000,e/d=0.2,r/e=0.1)

5 結(jié)論

為了研究渦輪葉片前腔高阻塞比肋化通道的流動換熱特性，采用實驗的方法分別測量了前腔通道有肋側(cè)、無肋側(cè)和前緣3個區(qū)域的對流換熱系數(shù)，研究了阻塞比、肋倒角-肋高比、肋寬-肋間距比以及進口Re等幾何和流動參數(shù)對換熱的影響，結(jié)果表明：

1) 有肋側(cè)、無肋側(cè)和前緣的展向平均對流換熱系數(shù)在流向上大致呈周期性分布，且整體變化趨勢不受Re的影響；

2) 隨著進口Re的增加，通道的對流換熱系數(shù)顯著增大；

3) 在實驗參數(shù)范圍內(nèi)，阻塞比的增加有利于通道的強化換熱，且這種趨勢不隨進口Re的增大而改變；

4) 肋倒角-肋高比對換熱的影響較小，當(dāng)肋倒角-肋高比增大時，有肋側(cè)的強化換熱效果逐漸減弱，前緣和無肋側(cè)則經(jīng)歷一個先稍有增強后略微減弱的過程，但變化幅度很?。?/p>

5) 肋寬-肋間距比過大或過小均不利于肋化通道的強化換熱，存在一個最優(yōu)的中間值使得換熱強化比最高，但通道不同區(qū)域?qū)?yīng)的最優(yōu)值并不一致。