雷 蔣,魯瑞山,秦 嶺,羅 丁,何建宏,馬 元

(1.西安交通大學 機械結(jié)構(gòu)強度與振動國家重點實驗室,陜西 西安 710049; 2.西安航天動力研究所 陜西 西安 710100)

0 引言

氣膜冷卻是一種被廣泛應用的熱防護措施,是保證航空發(fā)動機、航天推進器和新概念組合動力系統(tǒng)性能不斷提升的重要技術保證[1]。冷卻氣體從壁面上的氣膜孔噴出后,在壁面與高溫燃氣間形成溫度較低的冷氣膜,從而保護被冷卻壁面。

圓形孔是應用最為廣泛的一種氣膜冷卻孔,易于加工維護,但在吹風比較大時,冷卻射流易發(fā)生吹離,導致氣膜覆蓋變差[2-3]。相比之下,扇形孔在出口延側(cè)向擴張,減小了冷卻射流的動量,在大吹風比時減少了氣膜吹離的趨勢,因而具有更好的冷卻效果[4-6]，但是其加工維護的難度相對較大。

近年來得到初步研究的雙射流氣膜冷卻[7],是將一對復合角圓孔交叉布置,利用射流間形成的“反腎形渦”,獲得較好的壁面冷卻效果。相關研究證明[8-11],雙射流孔的氣膜冷卻效率相對較高,在大吹風比下,其表現(xiàn)優(yōu)于圓形孔和部分扇形孔結(jié)構(gòu)。

隨著燃氣渦輪發(fā)動機的性能提升,渦輪進口溫度更趨于扁平化,對端壁冷卻提出了更高要求。葉柵通道內(nèi)部,特別是端壁附近的復雜渦系結(jié)構(gòu),如馬蹄渦、通道渦、角渦等,都會將端壁邊界層擾動,加強換熱,增加了端壁熱負荷[12]。已有初步研究表明,在靜葉片上游端壁表面布置的氣膜孔排,其冷卻出流可以有效保護下游端壁[13]。

發(fā)動機真實工況下,燃氣和冷卻氣之間存在著巨大溫差。在機理實驗中復現(xiàn)這一溫差及其對氣膜冷卻特性的影響,存在很大困難。從傳熱傳質(zhì)類比的角度出發(fā),通過設置主流和射流之間的密度比,已被初步證明可以有效模擬這種溫差效應[11]。

截止目前,針對上游端壁氣膜孔排冷卻特性的研究仍然較少,特別是對于雙射流氣膜冷卻結(jié)構(gòu),可見文獻中仍未見到任何報道。此外,研究射流-主流密度比對端壁氣膜冷卻特性的影響的相關工作也非常有限。采用壓力敏感漆(PSP)測量技術,針對葉片上游端壁的多種雙排氣膜冷卻構(gòu)型進行實驗研究,探究密度比和吹風比對端壁氣膜冷卻效率的影響規(guī)律。

1 實驗設備與方法

1.1 實驗設備

實驗系統(tǒng)如圖1所示。低速平面葉柵風洞內(nèi)的實驗段共有5個葉柵通道,實驗葉片由GE-E3葉根截面拉伸生成。葉片弦長為115.6 mm,葉高為80 mm,相鄰葉片的間距為90 mm,氣流攻角為0°。風洞實驗段進口尺寸為450 mm × 80 mm(寬×高)。分別使用皮托管與熱線風速儀測得主流流速為18 m/s,主流湍流度為2.3%。分別使用高壓空氣、N2和CO2為二次氣流(冷卻流,射流),并結(jié)合冷干機或加熱器控制其與主流間的溫度差不大于1 K。二次氣流的質(zhì)量流量由熱導式流量計控制,其供氣腔位于葉柵端壁背側(cè),尺寸為220 mm × 90 mm × 80 mm。所研究的3種氣膜孔型如圖2所示,包括雙排流向圓孔(SC)、雙射流氣膜孔I(DJFC I)和雙射流氣膜孔II(DJFC II),其幾何參數(shù)由表1給出。氣膜孔布置于葉片上游1/4軸向弦長的位置,共2排,每排19個。實驗分別在4個吹風比(M=0.5,1.0,1.5,2.0)和2個密度比(Rd=1.0,1.5)條件下進行。

圖1 實驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic of experiment set-up

圖2 氣膜孔型Fig.2 Configurations of film-cooling holes

表1 氣膜孔結(jié)構(gòu)參數(shù)

1.2 實驗方法

基于傳熱傳質(zhì)類比,壓力敏感漆(Pressure Sensitive Paint,PSP)被用于測量端壁表面的氣膜冷卻效率,可以不受導熱誤差的影響。PSP涂層被特定波長的激發(fā)光照射時,會發(fā)出熒光,其光強與氧氣濃度(或分壓)成負相關。一臺LED被用于發(fā)射波長約為420 nm的激發(fā)光,PSP涂層激發(fā)的熒光穿過610 nm的帶通濾光片后,被一臺S-CMOS相機所接收。每次實驗前均需對PSP進行標定,以避免實驗環(huán)境溫度變化的效應[14]。將壓力與相應的熒光光強進行擬合,曲線如圖3所示,其中PR與IR分別為參考壓力(即常壓)以及參考壓力下的熒光光強。

圖3 PSP標定曲線Fig.3 Calibration curve of pressure sensitive paint

實驗中,由所測熒光光強計算得到氧氣濃度(氧氣分壓),進而通過傳熱傳質(zhì)類比[15],由氧氣濃度或分壓力,計算氣膜冷卻效率

(1)

式中：T∞,Tc,Tf分別為主流、二次流與壁面氣膜的溫度;C∞,Cc,Cf分別為主流、二次流與壁面氣膜的氧氣濃度。

氣膜冷卻實驗中,用于描述射流-主流的氣動參數(shù)

Rd=ρc/ρ

(2)

M=ρcUc/ρU

(3)

(4)

式中:Rd為密度比；M為吹風比；I為動量比；ρ∞與U∞分別為主流的密度與速度;ρc與Uc分別為孔入口處二次氣流的密度和速度。

1.3 誤差分析

采用文獻[16]方法,用熱線風速儀,對氣膜孔前緣處的主流邊界層速度分布進行測量,結(jié)果見圖4。與典型的湍流邊界層分布(Spalding Profile)相比,吻合較好,由此確認實驗在湍流條件下開展。主流邊界層位移厚度與孔徑之比(δ1·d-1)為0.2。

圖4 主流邊界層速度分布Fig.4 Velocity profile of mainstream boundary layer

實驗誤差由文獻[17]所給出的方法進行計算。鑒于氣膜冷卻效率通過PSP發(fā)出的熒光光強算得,因此誤差與光強相關。在置信度為95%的條件下,氣膜冷卻效率為0.8時,測量誤差約為3%;隨著冷卻效率的降低,相機測得光強減弱,測量誤差增大,在冷卻效率為0.2時,測量誤差約為15%。

2 結(jié)果與討論

2.1 端壁氣膜冷卻效率分布

圖5～圖7分別給出了不同吹風比(M=0.5,1.0,1.5,2.0)和不同密度比(Rd=1.0,1.5)下,3種孔型(SC,DJFC I,DJFC II)在端壁表面的氣膜冷卻效率分布。如圖5(a)所示,在低密度比條件下(Rd=1.0),SC在低吹風比時(M=0.5),氣膜孔出口附近的氣膜冷卻效率偏高。隨著吹風比增大(M>0.5),雙排圓孔出口均出現(xiàn)氣膜覆蓋間斷的現(xiàn)象,即氣膜吹離,造成孔下游一定范圍內(nèi)氣膜冷卻效率很低;隨著冷卻射流回落,下游端壁的氣膜效率隨著吹風比增加,提升較為明顯,即氣膜出現(xiàn)了再附著。在葉片前緣,由于馬蹄渦引發(fā)的邊界層流動分離,在低吹風比下(M=0.5),冷卻射流難以抵達前緣和壓力面附近的端壁;吹風比提高后(M>0.5),冷卻射流的動量逐漸增強,足以穿透馬蹄渦后,前緣和壓力面附近端壁的氣膜覆蓋效果逐漸改善。葉柵中后部,由于流動彎轉(zhuǎn)引發(fā)的橫向壓力梯度和通道渦,端壁上的氣膜冷卻效率呈現(xiàn)明顯的不均勻現(xiàn)象,即氣膜分布偏向吸力面。特別是在低吹風比下(M=0.5),氣膜在葉柵端壁上有近似“三角形”分布,中下游靠近壓力面的端壁無法獲得冷卻;在較高吹風比下(M=1.0,1.5,2.0),葉柵通道壓力面附近端壁的氣膜冷卻效率逐漸提升。

圖5 雙排流向圓孔(SC)氣膜冷卻效率分布 Fig.5 Film-cooling effectiveness distribution of SC

如圖5(b)所示,在Rd=1.5條件下,對于小吹風比(M=0.5),由于動量比(I)降低,氣膜出流并未發(fā)生明顯的吹離現(xiàn)象;與Rd=1.0相比,氣膜冷卻效率提高,橫向覆蓋增強。對于較大吹風比(M=1.0,1.5),相比于Rd=1.0,氣膜孔出口附近吹離現(xiàn)象有所減弱,此外,由于動量比降低,射流抵抗通道渦的能力有所減弱,端壁氣膜分布更偏向吸力面,中弦及下游壓力側(cè)端壁冷卻效果減弱,部分區(qū)域氣膜無法覆蓋。對于大吹風比條件(M=2.0),除了孔出口下游吹離現(xiàn)象略有下降外,端壁的大部分區(qū)域氣膜冷卻效率分布與Rd=1.0相似。

圖6 雙射流氣膜孔I(DJFC I)氣膜冷卻效率分布 Fig.6 Film-cooling effectiveness distribution of DJFC I

圖7 雙射流氣膜孔II(DJFC II)氣膜冷卻效率分布 Fig.7 Film-cooling effectiveness distribution of DJFC II

DJFC I在低密度比下(Rd=1.0)的端壁氣膜冷卻效率分布如圖6(a)所示。在低吹風比下(M=0.5),靠近氣膜孔出口的冷卻效率較高;與SC對比,孔下游橫向氣膜覆蓋有明顯提高,與平板上的研究結(jié)論相同,主要歸因于雙孔射流之間形成的“反腎形渦”[10]。隨著吹風比逐漸增大(M>0.5),部分雙射流孔,特別是第一排孔也出現(xiàn)了氣膜吹離,但整體抵抗吹離的能力明顯高于雙排圓孔;葉柵通道的中下游也出現(xiàn)了吹離冷卻射流的再附著,氣膜整體覆蓋隨吹風比的變化規(guī)律與雙排圓孔相似。在葉片前緣附近的端壁氣膜冷卻效果,與雙排圓孔類似,仍然表現(xiàn)馬蹄渦及邊界層流動分離與射流之間的相互作用,即射流動量較小時(M=0.5),氣膜難以覆蓋前緣和壓力面附近的端壁;吹風比提高后(M>0.5),這些區(qū)域的冷卻效果逐漸改善。類似的,在葉柵中后部端壁的氣膜覆蓋,表現(xiàn)通道渦及壓力梯度與射流之間的相互作用,即氣膜分布偏向吸力面,在低吹風比條件下更為明顯;與圓孔相比,雙射流構(gòu)型I在較高吹風比下(M=1.0,1.5,2.0),壓力面附近端壁的氣膜覆蓋稍差,主要歸因于雙射流孔出口的復合角,使射流軸向動量降低,抵御通道渦影響的能力減弱。

DJFC I在Rd=1.5條件下的端壁氣膜冷卻效率分布如圖6(b)所示。通過和Rd=1.0對比發(fā)現(xiàn),密度比的效應體現(xiàn)在：較高吹風比下(M=1.0,1.5,2.0),提高Rd都可以減小雙射流孔下游的氣膜吹離。此外,M=0.5，1.0時,Rd增大導致氣膜冷卻效率明顯提高,氣膜橫向覆蓋顯著改善。M=1.5，2.0時,Rd增大使氣膜冷卻效率和橫向氣膜覆蓋略有增加,但由于動量比降低,下游壓力側(cè)端壁的氣膜無法覆蓋的面積增大。

DJFC II的端壁氣膜冷卻效率分布如圖7(a)和圖7(b)所示?？傮w來看,吹風比的效應表現(xiàn)為低吹風比時(M=0.5),與DJFC I相似,孔出口下游橫向氣膜覆蓋較SC有所提高。隨著吹風比增大(M>0.5),端壁中心的多個氣膜孔下游出現(xiàn)了嚴重的氣膜吹離,葉柵通道的中下游由于氣膜再附著,整體覆蓋特性改善明顯。與DJFC I相似,密度比增大的效應表現(xiàn)為抑制孔下游的氣膜吹離，增大氣膜冷卻效率和橫向氣膜覆蓋，端壁下游氣膜覆蓋更偏向于吸力面。

2.2 橫向平均氣膜冷卻效率——吹風比效應

圖8～圖10分別給出了SC,DJFC I和DJFC II在2個密度比條件下(Rd=1.0,1.5),吹風比(M)對端壁表面的橫向平均氣膜冷卻效率(ηave)的影響。其中x軸坐標(X)使用葉片軸向弦長(c)進行了無量綱化。

如圖8所示,對于Rd=1.0條件下的SC,在小吹風比時(M=0.5),由于未發(fā)生氣膜吹離,氣膜孔出口下游區(qū)域(0

圖8 吹風比(M)對雙排圓孔(SC)橫向平均氣膜冷卻效率的影響Fig.8 Effects of blowing ratio (M) on lateral-averaged film-cooling effectiveness of SC

圖9 吹風比(M)對雙射流孔I(DJFC I)橫向平均氣膜冷卻效率的影響Fig.9 Effects of blowing ratio (M) on lateral-averaged film-cooling effectiveness of DJFC I

圖10 吹風比(M)對雙射流孔II(DJFC II)橫向平均氣膜冷卻效率的影響Fig.10 Effects of blowing ratio (M) on lateral-averaged film-cooling effectiveness of DJFC II

如圖9所示,對于Rd=1.0的DJFC I,吹風比較小時(M=0.5,1.0),氣膜孔出口下游(X·c-1≈0)橫向平均氣膜冷卻效率(ηave)分別可達0.24和0.16,并沿著流動方向單調(diào)減低至0.03(X·c-1≈1)。吹風比較大時(M=1.5,2.0),ηave沿流動方向先增大后減小。對于Rd=1.5,在較大的吹風比范圍內(nèi)(M=0.5,1.0,1.5),ηave呈現(xiàn)單調(diào)減小趨勢,說明氣膜吹離并不明顯。當M=2.0時,ηave先增大后迅速下降。

對于DJFC II如圖10所示,2個密度比條件下(Rd=1.0,1.5)的橫向平均氣膜冷卻效率(ηave)沿流動方向的變化趨勢與DJFC I相同,但變化趨勢較為平緩,且極值較小。

2.3 橫向平均氣膜冷卻效率——密度比效應

圖11分別給出了SC，DJFC I和DJFC II在4個吹風比條件下(M=0.5,1.0,1.5,2.0),密度比(Rd)對端壁表面的橫向平均氣膜冷卻效率(ηave)的影響。圖11中x軸坐標(X)使用葉片軸向弦長(c)進行了無量綱化。如圖11(a)所示,對于較小吹風比條件下(M=0.5,1.0)的SC,Rd增大使氣膜孔出口下游至中弦區(qū)(X·c-1<0.7)的廣大區(qū)域內(nèi)ηave增加,但Rd效應沿流動方向逐漸減小。對于M=1.5,如前文所述,Rd提高使氣膜孔出口下游一定區(qū)域內(nèi)(0

如圖11(b)所示,對于較小吹風比條件下(M=0.5,1.0)的DJFC I,密度比Rd增大使整個端壁的橫向平均氣膜冷卻效率ηave增加,上游端壁特別顯著,但Rd效應沿流動方向逐漸減小。對于較大吹風比(M=1.5,2.0),Rd提高使大部分下游端壁(00.8)ηave減小。

如圖11(c)所示,對于DJFC II,在較小吹風比條件下(M=0.5,1.0),密度比Rd增大使部分下游端壁(0

圖11 密度比(Rd)對橫向平均氣膜冷卻效率的影響 Fig.11 Effects of density ratio (Rd) on lateral-averaged film-cooling effectiveness

2.4 孔型對比

圖12在2個吹風比下(Rd=1.0,1.5)對SC,DJFC I和DJFC II的橫向平均氣膜冷卻效率進行了對比。

圖12 孔型對的橫向平均氣膜冷卻效率的影響 Fig.12 Effects of hole configurations on lateral-averagedfilm-cooling effectiveness

如圖12(a)所示,Rd=1.0時,總體來看,3種孔型的橫向平均效率ηave變化趨勢基本相同。在低吹風比下(M=0.5),DJFC I的ηave在X·c-1<0.2的區(qū)域,相比SC和DJFC II具有一定優(yōu)勢;在高吹風比下(M=2.0),在端壁的大部分區(qū)域(0

3 結(jié)論

采用壓力敏感漆技術,研究了葉柵上游端壁3種氣膜孔構(gòu)型及吹風比、密度比對葉柵端壁氣膜冷卻特性的影響。主要結(jié)論如下：

1)端壁表面氣膜冷卻效率的分布,可以簡化歸結(jié)為冷卻射流與馬蹄渦、通道渦的相互作用;馬蹄渦使氣膜射流難以接近前緣端壁;通道渦使端壁氣膜分布偏向吸力面?zhèn)?呈現(xiàn)“三角形”分布;射流軸向動量越強,抵御兩種渦的能力越強。

2)吹風比越高,氣膜吹離的趨勢越明顯,造成孔下游氣膜冷卻效率降低，氣膜再附著會增強葉柵中后部端壁的氣膜覆蓋。雙射流構(gòu)型,特別是DJFC I,氣膜孔出口下游的氣膜冷卻效率及其橫向平均優(yōu)于圓形孔。

3)密度比增大,射流動量比減小,氣膜孔下游的部分端壁,氣膜冷卻效率及其橫向分布增加,但氣膜射流抵御通道渦的能力更低,壓力側(cè)端壁冷卻被削弱。

4)雙射流孔I的氣膜出流在端壁的總體覆蓋效果最好,特別在高密度比條件下。