李心語(yǔ)，劉火星

（北京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京 100083）

渦輪內(nèi)部的流場(chǎng)與溫度場(chǎng)是高度耦合的，一方面渦輪內(nèi)部流場(chǎng)存在著如激波、二次渦系等復(fù)雜流動(dòng)結(jié)構(gòu)，會(huì)影響到部件溫度場(chǎng)分布及其換熱特性，另一方面，固體域的溫度分布及冷卻射流與主流的相互作用也將反過(guò)來(lái)影響流場(chǎng)的流動(dòng)特征［1］。因此，理解和掌握渦輪內(nèi)部流場(chǎng)溫度場(chǎng)相互作用機(jī)制，對(duì)于提高冷卻效率和準(zhǔn)確預(yù)測(cè)熱負(fù)荷有著重要意義［2］。

隨著CFD技術(shù)的發(fā)展和整體計(jì)算能力的提升，流熱耦合（Conjugate Heat Transfer，CHT）計(jì)算方法被越來(lái)越多地應(yīng)用于渦輪內(nèi)部流動(dòng)換熱機(jī)理研究及優(yōu)化設(shè)計(jì)［3］。NASA的Heidmann等［4］開(kāi)發(fā)了一套三維流熱耦合求解程序，通過(guò)流體模塊Glenn-HT求解流體域，使用邊界單元法求解固體域，該程序在真實(shí)氣冷渦輪算例上實(shí)現(xiàn)了多區(qū)耦合模擬。Bohn等［5］使用CHT-flow共軛傳熱程序（基于有限體積格式），對(duì)復(fù)雜氣冷葉片熱負(fù)荷進(jìn)行了預(yù)測(cè)與耦合傳熱分析，結(jié)果可用于渦輪葉片冷卻系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)。國(guó)內(nèi)李宇［6］、蘇欣榮［7］等也在有關(guān)方面做出了大量工作。隨著流熱耦合計(jì)算技術(shù)成熟度的提高，相關(guān)商用軟件也獲得了廣泛應(yīng)用。Eifel等［8］使用CFX軟件對(duì)復(fù)雜冷卻渦輪開(kāi)展了流熱耦合數(shù)值模擬，基于結(jié)果對(duì)幾何結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。Mazur等［9］使用STAR CD軟件對(duì)氣冷高壓渦輪導(dǎo)葉開(kāi)展了數(shù)值模擬，結(jié)果可用于分析葉片強(qiáng)度損傷及壽命預(yù)測(cè)。此外，哈爾濱工業(yè)大學(xué)的董平［10］也針對(duì)C3X葉片前緣氣冷結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象開(kāi)展流熱耦合數(shù)值模擬，較為精確地模擬出了冷卻出流過(guò)程。

為更深入了解渦輪葉片流熱耦合作用機(jī)制，探索流場(chǎng)溫度場(chǎng)匹配的流動(dòng)換熱機(jī)理，本文以2種氣冷渦輪導(dǎo)葉為研究對(duì)象，開(kāi)展了流熱耦合數(shù)值模擬。內(nèi)冷渦輪導(dǎo)葉算例中，對(duì)影響耦合計(jì)算精度的因素進(jìn)行定性定量的分析討論，利用修正后的計(jì)算模型對(duì)該導(dǎo)葉多場(chǎng)特性及耦合機(jī)理展開(kāi)研究。在此基礎(chǔ)上，以帶有氣膜冷卻孔及內(nèi)冷通道的氣冷渦輪導(dǎo)葉為研究對(duì)象，開(kāi)展葉柵內(nèi)部流動(dòng)換熱特性分析的同時(shí)，重點(diǎn)圍繞冷卻射流與主流的相互作用，討論近壁邊界層中流熱耦合關(guān)系及氣冷效率影響因素等相關(guān)問(wèn)題。

1 內(nèi)冷渦輪導(dǎo)葉數(shù)值模擬

1.1 研究對(duì)象及模擬工況

本文選取研究對(duì)象為MARK Ⅱ高壓渦輪導(dǎo)葉，NASA于1983年對(duì)其流動(dòng)換熱特性進(jìn)行了大量實(shí)驗(yàn)研究［11］。MARKⅡ整體為直列葉柵結(jié)構(gòu)，葉身配有10個(gè)徑向冷卻孔，尾緣呈鈍角，數(shù)值模擬建模參數(shù)與實(shí)驗(yàn)文獻(xiàn)中的幾何參數(shù)均保持一致。葉片氣動(dòng)模型及內(nèi)部完整冷卻結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 MARKⅡ幾何氣動(dòng)外形及內(nèi)冷結(jié)構(gòu)編號(hào)示意圖Fig.1 MARKⅡgeometry and schematic diagram of internal cooling structure numbering

網(wǎng)格采用ANSYS／ICEM 軟件劃分，為保證正交性，本算例使用混合網(wǎng)格。其中結(jié)構(gòu)較復(fù)雜的葉片固體域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)為67萬(wàn)。流體域采用“H-O-H”結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，設(shè)置葉片表面第1層網(wǎng)格高度為1×10－6m以確保壁面y＋＜1，最終網(wǎng)格數(shù)為102萬(wàn)。MARKⅡ葉片三維網(wǎng)格示意圖如圖2所示。

圖2 MARKⅡ葉片三維網(wǎng)格劃分情況Fig.2 Generation of 3D mesh of MarkⅡblade

本文采用實(shí)驗(yàn)4411號(hào)工況進(jìn)行數(shù)值模擬，該工況進(jìn)氣方向?yàn)檩S向，主流入口總溫為784 K，進(jìn)口總壓為342255 Pa，湍流度設(shè)置為6.5%，出口背壓為204560 Pa。10個(gè)徑向冷卻通道根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式換算實(shí)驗(yàn)點(diǎn)完成第三類邊界條件（對(duì)流換熱系數(shù)及參考溫度）設(shè)置。由經(jīng)驗(yàn)公式可推導(dǎo)出內(nèi)冷通道對(duì)流換熱系數(shù)h表達(dá)式為

式中：h為對(duì)流換熱系數(shù)，利用努賽爾數(shù)Nu及流體熱傳導(dǎo)系數(shù)κ的積除以冷卻通道直徑D得出，Nu可由修正系數(shù)Cr、普朗特?cái)?shù)Pr及雷諾數(shù)ReD（與冷卻通道直徑D及冷卻氣體出口速度有關(guān)）的關(guān)系推導(dǎo)。

計(jì)算中，主流工質(zhì)設(shè)為理想可壓燃?xì)?，分子黏性和熱傳?dǎo)系數(shù)均采用Sutherland公式擬合為與溫度相關(guān)的函數(shù)。葉片材料設(shè)為ASTM 標(biāo)準(zhǔn)310不銹鋼，其密度ρ為8030 kg／m3，比熱Cp為502 J／（kg·K）。固體熱傳導(dǎo)系數(shù)κ與溫度T相關(guān)的表達(dá)式［12］為

1.2 計(jì)算方案選取

發(fā)展高可信度數(shù)值技術(shù)有賴于對(duì)影響流動(dòng)和換熱預(yù)測(cè)精度的因素進(jìn)行系統(tǒng)細(xì)致的分析［13］。算例使用ANSYS／CFX軟件，使用RANS方程求解流體域，能量方程求解固體域，計(jì)算差分格式均采用二階迎風(fēng)格式。為提高整體流熱耦合數(shù)值精度，本節(jié)對(duì)3種影響精度的因素進(jìn)行定性定量探討。

圖3中，橫坐標(biāo)為軸向長(zhǎng)度x與葉片弦長(zhǎng)L之比，縱坐標(biāo)為葉表溫度T與總溫T*之比?？芍扇〔煌跍卦O(shè)置的算例在溫度預(yù)測(cè)方面表現(xiàn)差異較大。其中，絕熱壁面的邊界條件無(wú)法體現(xiàn)冷卻作用，故結(jié)果偏離實(shí)驗(yàn)值較遠(yuǎn)。而基于流熱耦合的計(jì)算結(jié)果最為貼近真實(shí)溫度分布，從而證明了流熱耦合計(jì)算方法的必要性。

圖3 不同壁溫條件下葉表溫度分布曲線Fig.3 Surface temperature distribution curves of blade under different wall temperature conditions

不同湍流轉(zhuǎn)捩模型的求解算例對(duì)比如圖4所示。從溫度分布曲線可以看出，由于全湍流模型高估了局部換熱能力，各模型計(jì)算結(jié)果相差逾60 K。其中，SST-γReθ模型最大誤差小于3%，平均誤差小于1%。綜合來(lái)看，SST-γReθ模型較其余模型更符合真實(shí)值，因此將采用該模型進(jìn)行后續(xù)計(jì)算。

圖4 不同計(jì)算模型求解的葉表溫度分布曲線Fig.4 Surface temperature distribution curves of bladesolved by different calculation models

為進(jìn)一步提高精度，圖5比較了湍流普朗特?cái)?shù)PrT為定值和Kays-Crawford表達(dá)式［14］求解PrT的多個(gè)算例。Kays-Crawford公式列舉如下：

圖5 不同Pr T 條件求解的葉表溫度分布曲線Fig.5 Surface temperature distribution curves of blade solved under different Pr T conditions

式中：μT和μL分別為湍流相關(guān)和層流相關(guān)的動(dòng)力黏性系數(shù)。可以發(fā)現(xiàn)，各能量封閉方法預(yù)測(cè)的流動(dòng)換熱數(shù)值結(jié)果差異較小。結(jié)合文獻(xiàn)［15］可得出結(jié)論，盡管湍流普朗特?cái)?shù)在黏性底層數(shù)值變化較大，但底層的能量輸運(yùn)作用主要受導(dǎo)熱系數(shù)和動(dòng)力黏度影響，PrT對(duì)其影響較小。由此推知，選取能量封閉方法時(shí)，將湍流普朗特?cái)?shù)設(shè)為合理常數(shù)即可。

結(jié)合以上提高精度有關(guān)結(jié)論，本文的數(shù)值模擬算例將均使用流熱耦合方法進(jìn)行計(jì)算，選取SST-γReθ湍流轉(zhuǎn)捩模型求解流體域方程，湍流普朗特?cái)?shù)設(shè)為0.7。

1.3 多場(chǎng)計(jì)算結(jié)果及分析

采用1.2節(jié)所述修正模型對(duì)4411號(hào)工況開(kāi)展了流熱耦合計(jì)算。結(jié)合圖6給出的4411號(hào)工況下壓力分布（縱坐標(biāo)為壓力P與總壓P*之比）及圖7中的馬赫數(shù)云圖，分析葉柵內(nèi)部流動(dòng)特性。吸力面上，隨著流道面積減小，燃?xì)忾_(kāi)始加速，軸向弦長(zhǎng)比0% ～40%位置處馬赫數(shù)Ma迅速上升，壓力迅速降低；而至軸向弦長(zhǎng)比41%處附近，燃?xì)膺_(dá)到Ma為1.5的超聲速引發(fā)激波，使氣流大幅降速并導(dǎo)致壓力陡然上升。結(jié)合云圖來(lái)看，該激波與邊界層進(jìn)行相互作用從而誘發(fā)轉(zhuǎn)捩，流場(chǎng)出現(xiàn)分離泡，流線分布參見(jiàn)圖7中局部放大圖。至軸向弦長(zhǎng)比58%后，分離泡消失，近壁氣流再附后吸力面流場(chǎng)已處于完全發(fā)展的全湍流階段。另外，在MARKⅡ葉表壓力面處，燃?xì)庾郧熬夞v點(diǎn)開(kāi)始緩慢加速，葉柵型面壓力分布呈下降趨勢(shì)。需要注意，在壓力面軸向弦長(zhǎng)比為95%處會(huì)形成一道馬赫數(shù)Ma為1.1的弱激波，該激波處壓力梯度達(dá)到最大，壓力分布處于最低峰值。結(jié)合折線圖發(fā)現(xiàn)，經(jīng)過(guò)弱激波后壓力出現(xiàn)回升。

圖6 葉表壓力分布曲線Fig.6 Surface pressure distribution curve of blade

圖7 MARKⅡ葉表馬赫數(shù)云圖Fig.7 Contour of Mach number at surface of MARKⅡblade

內(nèi)冷葉柵流場(chǎng)與溫度場(chǎng)存在一定的相互作用，因此，結(jié)合上述流場(chǎng)分布開(kāi)展換熱特性分析。經(jīng)流熱耦合計(jì)算得到葉表溫度分布結(jié)果，如圖8所示。葉片吸力面前緣氣流開(kāi)始加速，氣體動(dòng)能增加內(nèi)能減少，從而吸力面前緣氣體溫度呈下降趨勢(shì)；至軸向弦長(zhǎng)比41%位置處出現(xiàn)激波，與邊界層相互作用產(chǎn)生的分離泡使動(dòng)能損失而溫度場(chǎng)內(nèi)能增加，軸向弦長(zhǎng)比41% ～58%位置上溫度分布呈上升趨勢(shì)。結(jié)合換熱系數(shù)分布（見(jiàn)圖9）分析可知，在軸向弦長(zhǎng)比58%位置附近，葉片的冷卻結(jié)構(gòu)——內(nèi)冷通道起到有效作用，換熱系數(shù)h與總換熱系數(shù)h0在該處溫度大幅下降。至吸力面軸向弦長(zhǎng)比80%處，流場(chǎng)云圖顯示此時(shí)湍流已達(dá)充分發(fā)展階段，強(qiáng)化了葉片型面的對(duì)流換熱效果，溫度分布呈回升趨勢(shì)。

圖8 葉表溫度分布曲線Fig.8 Surface temperature distribution curve of blade

圖9 葉表?yè)Q熱系數(shù)分布曲線Fig.9 Heat transfer coefficient distribution curve of blade surface

結(jié)合溫度分布云圖（見(jiàn)圖10）對(duì)葉表壓力面一側(cè)進(jìn)行分析，高溫駐點(diǎn)后流場(chǎng)氣流流速較低，內(nèi)能轉(zhuǎn)化為動(dòng)能的效率較低。而打在前緣處較為集中的3個(gè)徑向冷卻孔起到有效作用，軸向弦長(zhǎng)比0% ～20%處溫度呈下降趨勢(shì)。在下游葉表?yè)Q熱系數(shù)與溫度分布出現(xiàn)波動(dòng)，隨著軸向弦長(zhǎng)比的增大與冷卻孔的尺寸減小，氣冷換熱效果隨著冷氣流量的減小而變?nèi)?，至尾緣葉表溫度與來(lái)流總溫之比已達(dá)0.78。由此推知，葉片內(nèi)冷通道的對(duì)流換熱冷卻效果與其分布位置、尺寸大小、冷氣流量分配有較大關(guān)聯(lián)，導(dǎo)葉設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)著重前緣尾緣處的冷卻效果。

圖10 流體域及葉片內(nèi)部溫度分布云圖Fig.10 Temperature distribution contour in fluid domain and blade interior

利用流熱耦合計(jì)算結(jié)果，對(duì)4411號(hào)工況下MARKⅡ葉片開(kāi)展有限元分析。圖11和圖12給出了4411號(hào)工況下葉片的等效應(yīng)力分布和給定機(jī)匣輪轂約束后的總變形量?？梢?jiàn)，葉片的前緣尾緣熱負(fù)荷均偏高，引起變形較為劇烈。為確保渦輪葉片強(qiáng)度及使用壽命，設(shè)計(jì)冷卻結(jié)構(gòu)時(shí)應(yīng)予以重點(diǎn)關(guān)注。

圖11 葉片內(nèi)部等效熱應(yīng)力分布Fig.11 Distribution of equivalent thermal stress inside blade

圖12 給定約束后葉片總變形量Fig.12 Total variation quantity of blade with given constraints

2 氣膜冷卻渦輪導(dǎo)葉數(shù)值模擬

2.1 研究對(duì)象及數(shù)值計(jì)算方法

前緣氣膜冷卻在渦輪導(dǎo)葉的熱防護(hù)中起到了重要作用，而氣膜孔冷卻射流與高溫主流間的摻混過(guò)程較為復(fù)雜，涉及到多場(chǎng)相互影響及邊界層對(duì)流換熱特性?；诘?節(jié)內(nèi)冷渦輪流熱耦合計(jì)算方法及結(jié)論，將對(duì)氣冷渦輪導(dǎo)葉開(kāi)展多場(chǎng)耦合計(jì)算。

本節(jié)所研究的氣冷渦輪葉片改型自MARKⅡ高壓渦輪導(dǎo)葉，葉片氣動(dòng)造型與第1節(jié)保持一致。為節(jié)省計(jì)算資源，葉片展向高度變?yōu)樵叨?6.2 mm的四分之一。為減少氣動(dòng)損失，氣膜冷卻孔打于葉片壓力面弦長(zhǎng)12%處（前緣附近），葉片展向高度的50%處。由于本節(jié)涉及渦輪葉片上氣膜冷卻孔射流的基礎(chǔ)性機(jī)理研究，設(shè)計(jì)冷卻射流角度時(shí)，主要考慮不同吹風(fēng)比下冷卻射流與橫向高溫主流相互作用、孔附近流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的變化及其對(duì)流熱耦合機(jī)理的影響，而非尋求全場(chǎng)冷卻最優(yōu)解。因此，從機(jī)理性研究角度出發(fā)，為探尋冷卻射流與主流間更直接的相互影響，不同于工程常用的射流傾角，本節(jié)圓形氣膜單孔設(shè)為垂直出流。角度參考文獻(xiàn)［16］，如圖13所示，定義α為展向夾角，β為流向夾角，該氣膜孔直徑為2 mm，出氣方向α和β角均為90°。此外在保留其余9個(gè)原始徑向冷卻通道前提下，將2號(hào)徑向冷卻通道改為矩形對(duì)該氣膜冷卻孔供氣，整體葉片造型如圖14所示。

圖13 氣膜冷卻孔出氣角度示意圖Fig.13 Schematic diagram of outlet angle of film-cooling hole

圖14 氣冷葉片幾何造型Fig.14 Geometry model of air-cooled blade

網(wǎng)格劃分思路同第1節(jié)，利用混合網(wǎng)格技術(shù)劃分改型MARK Ⅱ葉片。葉片燃?xì)庥虿捎梅謮K結(jié)構(gòu)化H-O-H網(wǎng)格，壁面第1層網(wǎng)格高度符合計(jì)算模型要求。氣冷流體部分劃分蝶形網(wǎng)格，根據(jù)圖13定義方向?qū)ζ溥M(jìn)行加密，詳見(jiàn)圖15。由于固體域并不涉及冷卻射流作用及邊界層擾動(dòng)，其網(wǎng)格精度相對(duì)流體域網(wǎng)格要求較低，固體域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，組裝后形成最終計(jì)算網(wǎng)格，組裝示意圖如圖16所示。整體網(wǎng)格數(shù)為85萬(wàn)，計(jì)算時(shí)將3塊網(wǎng)格區(qū)域?qū)隒FX中組裝計(jì)算。

圖15 流體域網(wǎng)格劃分Fig.15 Mesh generation of fluid domain

圖16 葉片網(wǎng)格組裝示意圖Fig.16 Schematic diagram of assembled mesh of blade

本節(jié)算例模擬工況依然為4411號(hào)工況，主流域、冷氣域及葉片材料分別選為理想可壓燃?xì)?、理想氣體和ASTM 標(biāo)準(zhǔn)310不銹鋼，各材料相關(guān)物理量及邊界條件參見(jiàn)第1節(jié)。由于本節(jié)著重氣膜冷卻孔附近微小結(jié)構(gòu)的流熱耦合機(jī)理，多個(gè)算例給定冷氣總溫不變且射速流量跨度較大，以吹風(fēng)比表示效果可能不甚明顯。因此，為更直觀表現(xiàn)單孔冷氣射流對(duì)整體流場(chǎng)溫度場(chǎng)的影響，基本算例將根據(jù)動(dòng)量比及吹風(fēng)比給定射流進(jìn)口速度10 m／s，入口溫度300 K。后續(xù)算例將同樣根據(jù)吹風(fēng)比等無(wú)量綱系數(shù)給定射速1～50 m／s的進(jìn)口邊界條件，總溫均為300 K。

根據(jù)第1節(jié)結(jié)論，使用ANSYS／CFX軟件對(duì)改型MARKⅡ葉片開(kāi)展基于SST-γReθ湍流轉(zhuǎn)捩模型的流熱耦合數(shù)值計(jì)算。計(jì)算中，每50步保存一次結(jié)果以便進(jìn)行觀察。

2.2 計(jì)算結(jié)果及分析

分析馬赫數(shù)云圖（見(jiàn)圖17）得知，氣膜冷卻孔對(duì)整體流場(chǎng)影響不大，吸力面激波強(qiáng)度及分離位置幾乎并未改變，壓力面馬赫數(shù)分布也變化不大。而對(duì)比溫度分布云圖（見(jiàn)圖18）發(fā)現(xiàn)，與第1節(jié)結(jié)果差異較大，葉表壓力面前緣處高溫燃?xì)馑俣忍荻容^小，溫度呈緩慢下降趨勢(shì)。至軸向弦長(zhǎng)比為20%處，冷卻氣體開(kāi)始發(fā)揮作用，從圖18中的放大圖可以看到，冷卻出流穿透邊界層后被自由流壓回壁面，在葉表形成了一層低溫冷卻氣膜。而隨著軸向弦長(zhǎng)比的增加，葉表溫度分布呈上升趨勢(shì)，這是由于冷氣與燃?xì)獾膿交熳饔迷絹?lái)越劇烈，氣膜保護(hù)范圍逐漸減小。

圖17 改型MARKⅡ葉表馬赫數(shù)云圖Fig.17 Contour of Mach number at surface of retrofitted MARKⅡblade

圖18 葉表溫度云圖Fig.18 Contour of temperature at surface of blade

由以上分析可推知，氣膜冷卻的冷卻效果與其射流強(qiáng)度有重要關(guān)聯(lián)。為更深入研究冷卻射流與主流相互作用機(jī)制，在同等條件下設(shè)置氣膜冷卻孔射速為1～30 m／s的6個(gè)算例，探尋不同吹風(fēng)比下?lián)交熳饔脤?duì)氣膜冷卻效率的影響規(guī)律。不同吹風(fēng)比條件下，算例壓力面溫度分布對(duì)比如圖19所示，Vi代表氣膜冷卻孔射速。結(jié)合流線放大圖20（a）可知，在冷氣初始位置，冷氣射速在一定范圍內(nèi)越大，則熱防護(hù)效果越好。這是由于冷氣射速越小越難穿透主流邊界層，隨著摻混作用的發(fā)生，其冷卻區(qū)域變短，氣膜層無(wú)法高效保護(hù)下游葉片壁面，此時(shí)溫度分布曲線顯示冷卻效果與冷氣射速存在正相關(guān)關(guān)系。而當(dāng)冷氣射速達(dá)到一定值，如圖20（b）所示，冷氣在壓力面主流中擾流加劇，導(dǎo)致燃?xì)庠谏淞魑恢孟掠萎a(chǎn)生高溫區(qū)。隨后在下游自由流重新將冷氣壓回壁面，氣膜層開(kāi)始發(fā)揮作用降低葉表溫度，且冷氣流量的冷卻效率隨著射速增加而變高。增加射速至30 m／s高速時(shí)，隨著氣膜層向下游發(fā)展，大量冷卻氣體發(fā)揮其優(yōu)勢(shì)，從圖20（c）中可以明顯看到，氣膜層對(duì)葉片壁面保護(hù)較好，溫度隨下游距射流孔距離的增加而降低。但結(jié)合圖19還需注意，大吹風(fēng)比高速射流條件下，冷氣噴射可能出現(xiàn)較輕微的冷氣吹離現(xiàn)象，為達(dá)到最高冷卻效率，后續(xù)氣膜圓孔的設(shè)計(jì)中應(yīng)合理進(jìn)行兩者的權(quán)衡。

圖19 不同吹風(fēng)比下壓力面溫度分布Fig.19 Temperature distribution of pressure surface under different blowing ratios

圖20 不同冷氣射速下氣膜冷卻孔下游流線放大圖Fig.20 Enlarged streamline distribution of downstream hole at different flow velocities of cold air

由此得出結(jié)論，想要加強(qiáng)氣膜層的熱防護(hù)，不能一味提高冷氣射流強(qiáng)度。射速較低時(shí)，冷氣無(wú)法穿透燃?xì)飧矫鎸?，增加冷氣流量可提高氣膜層冷卻效率。而當(dāng)射速較高使冷氣可以突破附面層時(shí)，主流繞過(guò)射流產(chǎn)生高溫區(qū)后，氣膜冷卻層開(kāi)始發(fā)揮作用。因此，高速的冷卻氣體在局部高溫區(qū)上游冷卻效果較差，而在下游冷卻效率較高。

真實(shí)渦輪工作條件下，流場(chǎng)和溫度場(chǎng)相互耦合。一方面，渦輪內(nèi)部流動(dòng)特性會(huì)對(duì)部件熱負(fù)荷產(chǎn)生顯著影響，另一方面，氣流在換熱邊界的相互作用也將影響流動(dòng)圖畫。研究表明，氣流相互作用使下游流場(chǎng)出現(xiàn)復(fù)雜渦系［17］。本節(jié)在2種高速射流下取冷氣孔下游2 mm、6 mm、10 mm、14 mm位置作為橫向流線提取點(diǎn)，流線分布圖如圖21所示?？梢钥吹?，流線在4個(gè)位置上捕捉到了流場(chǎng)中渦系結(jié)構(gòu)的生成與消失。從圖21中可以看出，隨著與氣膜冷卻孔距離增加，主流的剪切作用使冷氣方向發(fā)生改變，流場(chǎng)中出現(xiàn)成對(duì)反向的腎形渦，其強(qiáng)度隨著剪切效應(yīng)的變化而經(jīng)歷先遞增后遞減的過(guò)程。此外，由于氣膜冷卻孔打在壓力面，冷卻射流受到主流速度分量的影響導(dǎo)致渦核向上方偏移。對(duì)比流線分布得知，射速越快，則腎形渦對(duì)的強(qiáng)度就越高且形狀更飽滿。需要注意，在射速為50 m／s的大吹風(fēng)比算例中，冷氣與高溫主流摻混劇烈，繞進(jìn)射流下游區(qū)域的少量主流存在貼近壁面的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)。這種向下的速度分量受腎形渦對(duì)壁面附近氣流的強(qiáng)剪切作用，將導(dǎo)致壁面附近的流場(chǎng)出現(xiàn)次生小型二次渦對(duì)，如放大圖22所示。隨著距離的增加，該渦系結(jié)構(gòu)將隨著主渦系強(qiáng)度的降低而消失。由于該次生對(duì)轉(zhuǎn)渦尺寸較小并很快消失，從流線及溫度分布來(lái)看，并未對(duì)流動(dòng)結(jié)構(gòu)及換熱特性造成一定影響。

圖21 高速射流條件下不同位置橫向流線發(fā)展過(guò)程Fig.21 Development of transverse streamlines at different positions under high-speed jet conditions

圖22 高速射流條件下受剪切作用形成的二次渦對(duì)Fig.22 Secondary vortex pair induced by shear under high-speed jet conditions

觀察不同氣冷出流速度下壁面極限流線圖（見(jiàn)圖23）得知，隨著冷氣流量的逐漸增大，流場(chǎng)中將出現(xiàn)更明確的射流擾流圖譜。氣膜冷卻孔上游的主流燃?xì)庥捎谑艿嚼錃庾璧K將形成一個(gè)鞍點(diǎn)，該鞍點(diǎn)分離出2條分離線構(gòu)成馬蹄渦。射速越高，則擾流效應(yīng)越強(qiáng)，氣流間的相互阻礙作用也將越大，馬蹄渦形狀也更為飽滿。而在氣膜冷卻孔下游，冷卻出流與主流的剪切效應(yīng)導(dǎo)致了第二個(gè)鞍點(diǎn)的出現(xiàn)，其附近流線形成前文所描述的腎形渦對(duì)。隨著氣膜邊界層的發(fā)展，馬蹄渦分離線及腎形渦分離線在壓力梯度作用下完成再附，流線方向與中截線趨于一致。綜上所述，冷卻出流與主流的相互作用產(chǎn)生了復(fù)雜的流動(dòng)結(jié)構(gòu)，而這些流動(dòng)結(jié)構(gòu)（如腎形渦、馬蹄渦等）也將影響溫度場(chǎng)的分布，如前文所述氣流的摻混作用會(huì)導(dǎo)致氣膜冷卻孔附近形成局部高溫區(qū)。

圖23 高速射流條件下局部壁面極限流線Fig.23 Local wall limit streamlines under high-speed jet conditions

3 結(jié) 論

1）采用流熱耦合計(jì)算方法和合適的湍流轉(zhuǎn)捩模型有利于提高氣冷渦輪導(dǎo)葉換熱特性的計(jì)算精度，湍流普朗特?cái)?shù)取值影響不大。

2）經(jīng)流熱耦合計(jì)算方法分析發(fā)現(xiàn)，導(dǎo)葉前緣尾緣附近溫度及應(yīng)力水平較高，應(yīng)著重上述2個(gè)位置進(jìn)行合理的冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

3）氣冷渦輪導(dǎo)葉流場(chǎng)中，冷氣與主流相互作用產(chǎn)生的復(fù)雜流動(dòng)結(jié)構(gòu)對(duì)溫度場(chǎng)具有較大影響，如會(huì)在氣膜冷卻孔附近產(chǎn)生局部高溫區(qū)。

4）氣膜冷卻孔冷氣流量與葉片冷卻效率并非簡(jiǎn)單正比關(guān)系。射速低時(shí)，增加冷氣流量可提高氣膜層冷卻效率。增加冷氣流量到一定值時(shí)，冷氣流量增加將導(dǎo)致氣膜冷卻孔后上游冷卻效果變差，下游冷卻效果變好。

5）射速較高條件下，冷卻出流因主流的剪切效應(yīng)形成反向腎形渦對(duì)，主流也會(huì)受到冷氣擾流影響而在氣膜冷卻孔前產(chǎn)生強(qiáng)度較小的馬蹄渦，對(duì)導(dǎo)葉溫度分布產(chǎn)生影響。