摘要：為了闡明吹風比和肋板對燃氣透平葉片尾緣開縫區(qū)域氣膜冷卻性能的影響，采用延遲-分離渦模擬方法求解了尾緣開縫模型的流量系數(shù)、非定常流場結構和氣膜冷卻效率，采用實驗數(shù)據(jù)考核了延遲-分離渦模擬方法對流量系數(shù)和氣膜冷卻效率預測的有效性，獲得了使尾緣開縫壁面氣膜冷卻效率最佳吹風比。結果表明：流量系數(shù)隨吹風比增加而增大，但吹風比大于0.65后，流量系數(shù)幾乎不受吹風比影響；在吹風比0.20～0.65范圍內，尾緣開縫壁面氣膜冷卻效率隨吹風比增加而增加；在吹風比0.80～1.25范圍內，冷熱氣摻混劇烈，冷卻效率略微下降；肋板結構增加了冷氣通道的阻塞效應，并限制了開縫區(qū)域冷氣旋渦的發(fā)展，導致展向渦提前扭曲、變形和分解；相對于無肋板結構，帶肋尾緣開縫結構的流量系數(shù)下降了約5%，氣膜冷卻性能提升了約10.8%。開縫下游的旋渦脫落和冷熱氣流間的摻混是影響開縫壁面冷卻效率的主要原因，綜合考慮冷氣消耗和氣膜冷卻效率，無肋板時最佳吹風比為0.65，帶肋板時最佳吹風比為0.5。

關鍵詞：航空發(fā)動機；尾緣開縫；肋板；氣膜冷卻；流量系數(shù)；延遲-分離渦模擬

中圖分類號：TK47.文獻標志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202405010.文章編號：0253-987X（2024）05-0099-12

Effects of Blowing Ratio and Land Extension on Blade Trailing Edge Cutback Film Cooling Effectiveness

Abstract：To investigate the effects of blowing ratio and land extensions on the film cooling performance of a gas turbine blade trailing edge cutback， the delayed-detached eddy simulation （DDES） is utilized to compute the discharge coefficient， transient flow structures， and film cooling effectiveness of a trailing edge cutback model， and the experimental data is adopted to validate the reliability of DDES for the discharge coefficient and film cooling effectiveness predictions. As a result， the study determined the optimum blowing ratio for ensuring the film cooling effect at the trailing edge cutback. The findings show that the discharge coefficient rises in correspondence with an increase in the blowing ratio. However， once the blowing ratio surpasses 0.65， its impact on the discharge coefficient diminishes significantly. For the blowing ratio ranging from 0.20 to 0.65， the film cooling effectiveness at the trailing edge cutback improves with an increase in the blowing ratio. As the blowing ratio increases from 0.80 to 1.25， interactions between the coolant and hot mainstream are intensified， resulting in a slight reduction in the cooling effect. The existence of land extensions amplifies the blockage of cooling slot and inhibits the development of coolant vortices in the trailing edge cutback region， leading to premature twisting， distortion， and fragmentation of the transverse vortex system. Compared to the trailing edge cutback without land extensions， the discharge coefficient for the configuration with land extensions decreases by about 5% while the film cooling effectiveness increases by about 10.8%. The vortex shedding downstream the cooling slot and interactions between coolant and hot mainstream are the main reasons affecting the cooling effect at the trailing edge cutback. Considering both coolant consumption and film cooling effectiveness， the optimal blowing ratio for the trailing edge cutback without land extensions is identified as 0.65. Contrastingly， for the trailing edge cutback with land extensions， the preferred blowing ratio stands at 0.5.

Keywords：aero-engine; trailing edge cutback; land extension; film cooling; discharge coefficient; delayed-detached eddy simulation

燃氣透平進口溫度的提升可有效提升航空發(fā)動機系統(tǒng)的循環(huán)效率。當前，先進戰(zhàn)斗機的燃氣透平進口溫度超過1 700℃，遠超葉片材料的耐熱極限，對葉片的熱設計提出了巨大挑戰(zhàn)［1］。燃氣透平尾緣是航空發(fā)動機葉片設計中的重點關注對象：從氣動設計角度，葉片尾緣應設計得足夠薄以減小流動損失；但從熱設計角度，葉片尾緣應設計得足夠厚，以便布置合適的冷卻通道對其進行熱防護［2］。兩者間的矛盾導致先進戰(zhàn)機中尾緣開縫結構應用廣泛。如圖1［3］所示，通過在尾緣壓力面?zhèn)惹谐徊糠植牧?，可以讓尾緣狹縫的冷氣噴出直接覆蓋在下游開縫壁面。但由于切除了部分材料，導致尾緣強度減弱，因此通常在開縫壁面和尾緣狹縫區(qū)域額外布置肋板結構以加強材料的強度性能。然而，肋板結構的存在會對開縫下游冷氣覆蓋特性產生擾動，對尾緣區(qū)域的氣膜冷卻性能產生不同程度的影響［4］。因此，揭示不同吹風比條件下肋板結構對開縫下游區(qū)域冷熱氣流摻混和非定常冷卻特性的影響機理對于提升航空發(fā)動機透平葉片安全高效運行具有重要的工程實用價值。

針對帶肋尾緣開縫區(qū)域的非定常流動和冷卻性能，研究者開展了較多的實驗研究。Horbach等［5］采用實驗方法研究了不同壓力側邊緣形狀下帶肋尾緣開縫區(qū)域的氣膜冷卻性能，結果表明：壓力側邊緣幾何結構對開縫下游壁面的氣膜冷卻效率影響顯著，肋板結構可以小幅提高冷卻效率。Chen等［6］采用粒子圖像測速（PIV）方法測量了帶肋尾緣開縫區(qū)域的流場結構，發(fā)現(xiàn)肋板兩側存在脫落的反向渦對。Ames等［7］和Fiala等［8］采用實驗方法測量了有、無肋板條件下尾緣開縫葉片在不同主流馬赫數(shù)（Re）和湍流強度下的氣熱性能，研究表明：與無肋板尾緣開縫葉片相比，帶肋尾緣開縫葉片的氣動損失降低、開縫壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)升高、冷卻效率略微下降。Barigozzi等［9］和Abdeh等［10］開展實驗研究了冷氣射流條件、主流馬赫數(shù)（Ma）、冷氣來流湍流度和上游邊界層流態(tài)對帶肋尾緣開縫區(qū)域的氣熱性能的影響，研究表明：開縫下游冷熱氣流的摻混和流場結構受冷氣射流條件影響顯著，但湍流度和邊界層流態(tài)對壁面冷卻性能影響較小。Benson等［11］采用核磁共振測速儀測量了帶肋尾緣開縫下游的流場分布和壁面冷卻效率，研究表明：不同肋板形狀對開縫壁面的氣膜冷卻性能影響顯著，但當吹風比超過1.4后，繼續(xù)增加吹風比對開縫壁面的氣膜冷卻性能改善有限。葉林等［12］研究了帶直肋、V型肋條的帶肋尾緣開縫壁面的氣膜冷卻性能，結果表明：在相同的V型肋條寬度下，非擴張形開縫壁面的氣膜冷卻性能優(yōu)于擴張形開縫壁面。在數(shù)值研究方面，Holloway 等［13-14］基于實驗結果，發(fā)現(xiàn)定常雷諾平均方法（RANS）計算得到的尾緣開縫壁面冷卻性能與實驗值偏差較大，而非定常雷諾平均方法（URANS）計算結果與實驗值吻合較好，并指出非定常旋渦脫落是導致大吹風比時開縫壁面冷卻效率下降的主要原因。Martini 等［15-16］率先采用分離渦模擬（DES）非定常方[HJ1.73mm]法對尾緣開縫壁面的冷卻性能進行研究，研究表明：相對于RANS和URANS方法，DES非定常計算結果與實驗值更為吻合，并能辨析尾緣開縫區(qū)域復雜旋渦結構的時空演化特征。隨后，Krueckels等［17］采用DES非定常方法研究了實際運行工況下尾緣開縫區(qū)域的氣膜冷卻性能。Effendy團隊［18-21］、高炎等［22］采用DES非定常方法研究了開縫幾何尺寸、射流條件對尾緣開縫壁面氣膜冷卻性能和旋渦結構的影響機制，發(fā)現(xiàn)冷氣射流條件對開縫下游冷熱氣流摻混具有顯著影響，唇型和肋柱布置方式對旋渦的生成和發(fā)展影響顯著。Naqavi 等［23］采用大渦模擬（LES）方法對吹風比為0.3～2.3時的開縫射流流動結構進行了研究，發(fā)現(xiàn)在吹風比小于1 時尾跡區(qū)流動類似于卡門渦街，壁面冷卻效率與吹風比呈正相關；吹風比大于1 時流場中出現(xiàn)明顯的Kelvin-Helmhdtz（K-H）不穩(wěn)定性，產生滾筒狀旋渦，對壁面流動和近壁傳熱影響較大，壁面冷卻效率與吹風比呈負相關。Ivanova等［24］采用LES和延遲脫體渦模擬（IDDES）方法對帶肋尾緣開縫葉片的非定常氣膜冷卻性能進行了研究，數(shù)值結果與實驗結果吻合較好，結果表明：增加網(wǎng)格數(shù)對LES求解精度提升顯著，但對IDDES方法預測精度提升有限。王瑞琴等［25-26］采用RANS和延遲分離渦模擬（DDES）方法對帶肋尾緣開縫下游區(qū)域的冷卻性能進行了研究，分析了來流條件、肋板傾角、形狀對流量系數(shù)、氣膜冷卻效率分布的影響規(guī)律，結果表明：直-拱形收縮肋冷卻性能優(yōu)于直-直形擴張肋，但肋板形狀對開縫流量系數(shù)幾乎無影響。

燃氣透平葉片尾緣開縫區(qū)域的流動具有強烈的三維非定常特性流場結構十分復雜，雖然國內外學者對葉片尾緣開縫區(qū)域的冷卻性能開展了大量的實驗研究和數(shù)值研究，但針對帶肋板尾緣開縫的研究以實驗為主，特別是肋板結構對開縫區(qū)域的流動結構和冷卻性能的影響機理方面仍不明確。本文基于公開發(fā)表的實驗數(shù)據(jù)，采用非定常DDES求解方法，研究不同吹風比條件下帶肋板尾緣開縫區(qū)域的非定常氣膜冷卻性能，通過對比有、無肋板時尾緣開縫區(qū)域的非定常流動結構，揭示吹風比和肋板結構對開縫區(qū)域冷熱氣流摻混和流場結構時空演化特性的影響機理。

1.計算模型及方法

1.1.計算模型

與Horbach等［5］的葉片尾緣開縫冷卻特性實驗一致，本文建立的尾緣開縫結構計算域如圖2所示。其中：L1區(qū)域包含5排肋柱，L2區(qū)域的末端為開縫出口位置，L3區(qū)域為開縫下游壁面區(qū)域，H為開縫高度，α為開縫傾角。圖3給出了無肋板和帶肋板兩種尾緣開縫結構的幾何參數(shù)示意圖。圖中，D為肋板前緣直徑，s為相鄰肋板節(jié)距。與Horbach等［5］的實驗一致，兩種結構的擾流肋柱布置方式相同。帶肋尾緣開縫結構在肋柱下游L2、L3區(qū)域增加肋板，肋板間距是肋柱間距的3倍。定義主流流向為x方向，肋柱高度方向為y方向，垂直紙面的展向為z方向。x方向的零點于開縫出口位置，即L2區(qū)域的末端。肋板末端位置為x/H=11.5。計算模型的幾何尺寸見表1，α=10°。圖4給出了無肋板和帶肋板兩種尾緣開縫結構的計算模型，計算域在z方向的寬度為3s（見圖3）。

1.2.計算網(wǎng)格

無肋板和帶肋板尾緣開縫結構的計算網(wǎng)格如圖5所示。采用網(wǎng)格生成軟件ANSYS ICEMCFD生成多塊結構化網(wǎng)格，在壁面處采用O網(wǎng)格，以提高網(wǎng)格質量，提升計算精度?？拷诿娴牡?層網(wǎng)格距離壁面0.001 mm，膨脹比取1.1，以保證y+lt;1。

1.3.計算邊界條件

計算邊界條件與Horbach的實驗條件［5］一致。工質為理想氣體（空氣），主流和冷氣入口均為速度邊界條件，給定總溫、流速、湍流強度和湍流長度。冷氣速度根據(jù)吹風比確定，本文研究的吹風比范圍為0.20～1.25，對應的速度為1.87～11.70 m/s；出口為壓力邊界條件，給定平均靜壓105 000 Pa。計算域上邊界為對稱邊界。與實驗［5］一致，在數(shù)值計算中開縫壁面設置為絕熱邊界，肋柱、肋板以及葉片壓力側表面均設為恒溫邊界，即325 K。表2給出了吹風比為0.8時的計算邊界條件。

1.4.參數(shù)定義

吹風比（M）的定義為

M=ρcuc/（ρhguhg）=mc/（Aslotρhguhg） （1）

式中：ρc為冷氣密度；ρhg為主流密度；uc為冷氣速度；uhg為主流速度；mc為冷氣質量流量；Aslot為開縫出口面積。

流量系數(shù)（CD）表示冷氣流道的通流能力，定義為

式中：mc，real為冷氣實際質量流量；mc，ideal 為冷氣理想質量流量；κ為空氣比熱容比；R 為理想氣體常數(shù)；T1t為冷氣入口總溫；p1t為冷氣入口總壓；p2為開縫出口靜壓。

尾緣開縫結構的絕熱壁面冷卻效率（ηaw）定義為

ηaw=（Thg－Tw）/ （Thg－Tc） （3）

式中：Thg為主流溫度；Tc為冷氣溫度；Tw為開縫壁面溫度。

三維流場旋渦結構采用Q準則數(shù)進行表征，Q準則數(shù)的定義為

Q=0.25（I2－S2） （4）

式中：I為渦量；S為應變率。

1.5.湍流模型考核

采用求解器ANSYS CFX進行數(shù)值計算。定常計算時，若質量方程、動量方程和能量方程的均方根殘差小于10－5且監(jiān)測點流場參數(shù)穩(wěn)定，認為計算收斂。以定常計算的結果作為初場開展非定常數(shù)值計算，基于作者前期研究結果［26］，非定常計算時間步長取10－5 s，內迭代步數(shù)設置為20，以保證每個外迭代步求解方程的均方根殘差低于1×10－6。在非定常計算中，當計算了1 500個外迭代步（物理時間步，約3個流動周期）后監(jiān)測量進入穩(wěn)定狀態(tài)，選取之后的1個流動周期進行時間平均，分析計算結果。選擇3種常用湍流模型（標準k-ω模型、標準k-ε模型和SST k-ω模型）以及DDES模型計算尾緣開縫結構的冷卻性能。

表3給出了吹風比為0.20和1.25時，不同湍流模型計算得到的無肋板尾緣開縫結構的流量系數(shù)（CD）。在兩種吹風下，標準k-ε模型計算得到的流量系數(shù)與實驗值有較大偏差，SST k-ω模型在大吹風比下對流量系數(shù)的預測較為準確，但小吹風比下有8%的誤差。標準k-ω湍流模型以及DDES模型對流量系數(shù)的計算結果均與實驗值吻合良好。

圖6給出了不同湍流模型計算的開縫壁面展向平均氣膜冷卻效率分布曲線?？梢钥闯觯?種湍流模型定常計算結果相近，但與實驗結果［5］差別較大，尤其在x/Hgt;4區(qū)域計算值明顯高于實驗值。標準k-ω模型非定常計算得到的平均氣膜冷卻效率在

M=0.20，1.25時與實驗值偏差分別為23.2%、3.8%。DDES模型在2種吹風比下對開縫壁面氣膜冷卻效率的預測值與實驗值偏差分別為11.8%、1.3%?？梢?，DDES模型在低吹風比、高吹風比工況下均對尾緣開縫區(qū)的流場結構和氣膜冷卻特性具有較高的辨析能力。因此，最終選擇DDES方法對尾緣開縫區(qū)域的非定常冷卻性能進行計算研究（其初場為標準k-ω湍流模型計算結果）。

1.6.網(wǎng)格無關性考核

為分析網(wǎng)格數(shù)對計算結果的影響，對帶肋尾緣開縫結構分別生成了3套網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)為3.3×106（網(wǎng)格A）、6.7×106（網(wǎng)格B）、13.4×106（網(wǎng)格C）。增加網(wǎng)格時，在x、y、z 3個方向上進行等比例加密，使網(wǎng)格疏密均勻過渡。圖7給出了吹風比為0.8時不同網(wǎng)格數(shù)下采用DDES方法計算的開縫壁面時均展向平均冷卻效率曲線?？梢钥闯?，網(wǎng)格B、C的平均冷卻效率相差僅為2.6%?？梢?，在網(wǎng)格B基礎上繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)對計算結果的影響不大。因此，帶肋尾緣開縫結構選擇網(wǎng)格數(shù)6.7×106（網(wǎng)格B）完成后續(xù)計算。

2.計算結果與分析

2.1.無肋板時的流動和冷卻性能

圖8給出了不同吹風比下采用標準k-ω湍流模型進行定常求解和采用DDES方法進行非定常求解所獲得的流量系數(shù)和開縫壁面平均氣膜冷卻效率，并與Horbach等［5］的實驗結果進行了對比?？梢钥闯?，DDES方法在不同吹風比下預測的流量系數(shù)以及氣膜冷卻效率均與實驗值吻合良好，說明DDES非定常求解方法對尾緣開縫下游的流動和冷卻性能預測具有較高精度。

由圖8（a）可以看出，隨著吹風比增加，流量系數(shù)逐漸增大，但增長趨勢逐漸趨于平緩；當吹風比大于0.8后，流量系數(shù)基本穩(wěn)定在0.64附近；小吹風比下的流量系數(shù)較小，說明冷氣受到的通流阻力很大。這是因為狹縫中的肋柱以及壁面剪切作用阻礙了冷氣的流動。小吹風比時冷氣流速較小，肋柱的阻塞作用更為顯著；增大吹風比，流速隨之增加，通流能力變強。在吹風比大于0.5之后，流量系數(shù)變化很小，吹風比對冷氣通道內的通流特性影響不大。

由圖8（b）可以看出：在小吹風比下，開縫壁面平均氣膜冷卻效率隨吹風比增加而顯著增大，冷氣量對冷卻效率影響很大；但吹風比大于0.8之后，冷卻效率不增反降，這是因為冷氣流速增加，冷熱氣摻混作用更劇烈，此時流場中非定常效應起主要作用。在吹風比為1.25時，氣膜冷卻效率又有回升趨勢，這是大量冷氣將壁面附近的高溫氣流進行吹離的結果。綜合來看，M=0.8時氣膜冷卻效率最高，達到0.82；但M=0.65時冷氣消耗量更少，平均氣膜冷卻效率為0.81，此時是最佳的冷卻工況。

圖9給出了不同吹風比條件下無肋板尾緣開縫結構的旋渦結構圖?？梢钥闯?，隨吹風比增加，旋渦結構變得更復雜；當吹風比非常小（M=0.20，0.35）時，開縫下游流場中以主流側脫落渦為主，冷氣側渦主要存在于壓力側唇緣尾跡區(qū)，向下游發(fā)展的距離很短。這主要是因為冷氣量過少，冷氣渦在主流大尺度渦以及壁面的抑制下快速耗散。主流側渦呈現(xiàn)出展向Brown-Roshko渦（以下稱B-R渦）形態(tài)，在向下游發(fā)展的過程中，逐漸分解破碎，進而耗散。在吹風比達到0.35之后，流場中流向渦增多，在B-R渦之間相互連接，形成典型的渦辮結構，這種渦辮結構誘使B-R渦發(fā)生變形，并提前發(fā)生破碎，流場結構更為復雜。當吹風比增加到0.50、0.65時，冷氣側渦顯著增多，主流側旋渦明顯受到冷氣渦的擠壓作用，但主流渦在流場中仍然占主導作用。冷氣動量的增加使得冷氣能夠發(fā)展到更靠下游的位置，有利于下游壁面的冷卻。

在大吹風比工況下（M為0.80～1.25），冷氣量的增加將主流向遠離壁面的方向推動，主流脫落渦沿著幾乎平行于壁面的方向向下游發(fā)展。吹風比的增大使得冷氣側旋渦強度增大，冷熱氣流摻混更為劇烈，旋渦尺度增加，在y方向騰起的高度更大，流場結構更加復雜。流場中旋渦強度增加主要體現(xiàn)在流向渦數(shù)量及尺度的增加，當流向渦尺度增大時，展向B-R渦保持完整性的難度更大。流向渦與B-R渦在相互作用中形成發(fā)夾渦結構，如圖10中M=1.10和M=1.25的工況所示，發(fā)夾渦結構的形成進一步將冷氣帶離壁面，不利于冷卻效率的提升。開縫壁面的氣膜冷卻效率受到冷氣量增加帶來的正效應和流場結構變復雜帶來的負效應的綜合影響。

圖10給出了不同吹風比時開縫壁面上氣膜冷卻效率分布?？梢钥闯?，當M=0.20時，由于冷氣量較小，冷氣在開縫壁面覆蓋的距離較短，在x/Hgt;5區(qū)域氣膜冷卻效率迅速下降；隨著吹風比的增大，冷氣覆蓋距離增加，同時冷卻效率沿展向的不均勻性有所增加，M=0.50～1.25的冷卻效率瞬時分布在x/Hgt;5區(qū)域呈現(xiàn)高度的不均勻性，壁面上冷氣膜遭到破壞，導致該區(qū)域冷卻效率下降；M=0.65的壁面高冷卻效率區(qū)域最長，一直延伸到 x/H=7位置，且下游區(qū)域的時均冷卻效率大于0.4，冷卻效果最好，與圖8（b）一致。

在0.20～0.50的吹風比下，時均冷卻效率在x/H=15的位置出現(xiàn)明顯的低效率區(qū)（ηawlt;0.4），這是由于冷氣量不足。當吹風比增加到0.65時，該處沒有出現(xiàn)低效率區(qū)，可以認為冷氣足夠覆蓋到壁面最下游。當Mgt;0.65時，壁面平均氣膜冷卻效率分布基本穩(wěn)定，這與圖8（b）中的規(guī)律一致。

圖11給出了4種吹風比下z/H=0截面（肋柱正下游，位置見圖3（b））和z/H=3.75截面（肋柱中間下游，位置見圖3（b））上的溫度分布?？梢钥闯觯捎诶咧鶎錃饬鲃泳哂凶枞饔?，肋柱正下游

與肋柱中間下游的溫度分布略有不同。尤其是M=1.25的工況，旋渦在y方向卷起的高度明顯變低。對M=0.65，0.95的工況，冷氣在x方向覆蓋的距離變短。隨吹風比增加，旋渦尺度增加，時均分布中冷熱氣流摻混區(qū)域顯著增大。在4種吹風比下，M=0.20時的冷氣覆蓋距離最短；M=0.65時冷氣覆蓋距離最遠；M=1.25時雖然冷氣量很大，但冷氣與主流劇烈摻混，很大一部分冷氣被帶離開縫壁面，冷卻效率反而不高。

2.2.帶肋板時的流動和冷卻性能

圖12給出了不同吹風比下計算得到的帶肋板尾緣開縫模型的流量系數(shù)，并與實驗值和無肋板尾緣開縫模型計算結果進行了對比?？梢钥闯?，DDES非定常計算結果在0.20的吹風比下計算得到的流量系數(shù)低于實驗值［5］，偏差約為7.1%，其他吹風比下計算值與實驗值偏差均小于5%。流量系數(shù)隨吹風比增大有增加趨勢，但M=0.65之后變化很?。ň徛黾樱?。帶肋板結構的流量系數(shù)低于無肋板結構約5%，這是因為肋板結構增大了冷氣通道中的通流阻力。

圖13給出了帶肋板尾緣開縫結構的平均冷卻效率。從圖13（a）可看出，在不同吹風比下，DDES非定常計算結果與實驗值吻合良好，證明DDES方法對帶肋尾緣開縫區(qū)域流動的預測具有較高精度。當吹風比從0.20增加到0.50時，冷卻效率迅速提高，此時冷氣量對冷卻效率起主要作用，但繼續(xù)增加吹風比對冷卻效率影響很小。帶肋板結構減小了開縫下游冷氣流道的寬度，因此可節(jié)省冷氣。8種吹風比下，冷卻效率最高的是M=0.65工況，平均冷卻效率0.83。但考慮到節(jié)約冷氣量，M=0.50的冷氣已經(jīng)足夠，其平均冷卻效率可達0.82。

圖13（b）對比了帶肋板和無肋板尾緣開縫壁面上的平均冷卻效率?？梢钥闯?，帶肋板結構對于壁面冷卻性能略有提升，尤其在M=0.35和M=0.50的吹風比下，冷卻效率分別提高12.1%和10.8%。在其他吹風比下，帶肋板尾緣開縫壁面的冷卻效率與無肋板結構相近或略有提高。由此可見，安裝肋板能夠在不降低氣膜冷卻效率的同時增強葉片尾緣的結構強度，并且，安裝肋板后，M=0.50時的氣膜冷卻性能與無肋板時M=0.65時的氣膜冷卻性能相同，亦即要達到相同的冷卻效果，帶肋板結構需要的冷氣量更少。

圖14是不同吹風比下DDES模型計算得到的開縫下游展向平均冷卻效率曲線。對比無肋板和帶肋板結構的冷卻效率曲線能夠發(fā)現(xiàn)，在x/H=2～6區(qū)域，無肋板結構的冷卻效率有明顯下降，而帶肋板結構效率維持在較高水平，說明肋板的導流作用能夠使開縫出口附近的冷氣流動更加穩(wěn)定，抑制冷氣中旋渦的產生，尤其是肋板結構能夠顯著抑制小吹風比下冷卻效率的下降幅度，使得小吹風比下冷卻效率有較大程度的提高。

圖15給出了不同吹風比下帶肋板尾緣開縫結構的渦系結構。整體上，帶肋板尾緣開縫結構的旋渦結構與無肋板尾緣開縫結構相似，但由于存在肋板結構，展向B-R渦從中間被“切斷”。同時，由于肋板對流動的阻塞作用和對旋渦的限制作用，肋板附近流速較小，旋渦尺寸較小，遠離肋板的位置流速較大，旋渦尺寸大，展向渦因此發(fā)生扭曲，展向渦的發(fā)展受到肋板的限制，冷氣中的旋渦同時受肋板和開縫壁面的限制。尤其在0.35～0.65的吹風比下，冷氣中的旋渦尺寸和數(shù)量比無肋板結構時明顯減小，冷氣流動更穩(wěn)定。此外，由于肋板的作用，展向B-R渦提前發(fā)生扭曲、變形和分解。在M=0.50條件下，開縫出口附近已經(jīng)出現(xiàn)明顯的展向渦變形，而無肋板結構在吹風比達到0.80時才出現(xiàn)明顯的展向渦變形。當吹風比達到0.95后，流場中B-R渦很快發(fā)展為發(fā)卡渦結構，旋渦卷起高度更大。

圖16是帶肋板尾緣開縫壁面上的冷卻效率分布云圖。與無肋板冷卻效率分布相比（見圖10），由于肋板的存在，冷卻效率在展向的不均勻度略有增加，但靠近肋板的位置冷卻效率較高。M=0.50和M=0.65是冷卻效果最高的兩個工況，冷氣幾乎可以完全覆蓋整個開縫壁面，高冷卻效率區(qū)面積較大。吹風比增加到0.8以上時，由于冷熱氣流摻混加劇，旋渦尺度增大，主流提前作用到壁面上，高冷卻效率區(qū)域反而縮小。

圖17給出了帶肋板結構在4種吹風比（M=0.20，0.65，0.95和1.25）條件下z/H=0（肋柱正下游，見圖3（b））和z/H=3.75（肋柱中間的下游，見圖3（b））截面上的溫度分布云圖?？梢钥闯?，在z/H=3.75截面，M=0.65時的冷氣覆蓋距離比其他吹風比工況更長，相比于無肋板結構也有明顯提高。結合

圖15發(fā)現(xiàn)，肋板結構對于冷氣渦的形成具有一定的限制作用。因此，在大吹風比時，冷氣被卷起的量相對無肋板結構有所減少，對壁面冷卻有利。在z/H=0截面，隨著冷熱氣流向下游發(fā)展，旋渦出現(xiàn)在肋板上方。隨著吹風比增大，旋渦尺度增大，冷熱氣流摻混層厚度增加。

3.結.論

本文基于公開發(fā)表的實驗數(shù)據(jù)，采用DDES非定常求解方法，研究了吹風比和肋板對燃氣透平葉片尾緣開縫結構的流動和氣膜冷卻性能的影響規(guī)律，主要結論如下。

（1）DDES計算得到的有、無肋板時尾緣開縫結構的流量系數(shù)和平均氣膜冷卻效率均與實驗值相吻合。流量系數(shù)計算值與實驗值間的最大偏差為7.1%（M=0.20，帶肋板），冷卻效率最大偏差為11.8%（M=0.20，無肋板），其他工況下數(shù)值結果與實驗值間的偏差均小于5%。

（2）對于無肋板尾緣開縫結構，吹風比增加，流量系數(shù)增加，在M=0.20～0.65范圍內，冷卻效率隨吹風比增加而增加；在M=0.80～1.25范圍內，冷卻效率有所下降。M=0.65為最佳冷卻工況，壁面上x/H=2～15區(qū)段的平均冷卻效率為0.81。吹風比低于0.65時冷氣量不足以覆蓋整個壁面，高于0.65時冷熱氣摻混劇烈，冷卻效率反而下降。

（3）肋板對流場的影響體現(xiàn)在3個方面：一是肋板增加了冷氣通道的阻塞效應，使流量系數(shù)整體降低5%；二是由于肋板的存在，開縫下游的冷氣通流面積減小，局部吹風比略有增加；三是在肋板和壁面的雙重限制下，冷氣中旋渦發(fā)展受到了抑制，帶肋板時貼近壁面的冷氣膜穩(wěn)定性更好?？傮w上，帶肋板結構有利于增強冷卻、減小冷氣消耗量。

（4）開縫下游的旋渦脫落和冷熱氣流間的劇烈摻混是影響開縫壁面冷卻效率的直接原因。無肋板時最佳吹風比是M=0.65（平均冷卻效率0.81），帶肋板時最佳吹風比為M=0.50（平均冷卻效率0.82）?？傊碉L比M=0.50～0.80是較理想的冷卻選擇區(qū)間。

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