高湍流度格柵下游流場試驗研究

楊　明，張曉東，劉志剛，趙旺東，王　暉（中國燃氣渦輪研究院，四川江油621703）

?

高湍流度格柵下游流場試驗研究

楊明，張曉東，劉志剛，趙旺東，王暉
（中國燃氣渦輪研究院，四川江油621703）

摘要：為滿足高湍流度下渦輪扇形葉柵氣動與冷效試驗的需求，試制了三種被動控制單平面方形格柵并對其進行了試驗驗證。對格柵下游流場進行了詳細的動態測量，并研究了測量位置、格柵尺寸和來流條件等對格柵下游流場湍流度的影響規律。結果表明，grid 3方案格柵能產生10%以上的湍流度，可作為湍流發生裝置并滿足后續研究要求；格柵幾何特征對其下游湍流度影響顯著；在試驗范圍內，來流速度對湍流度近乎無影響。

關鍵詞：高湍流度格柵；來流流場；渦輪葉柵；氣動特性；冷效試驗；熱線風速儀

1　引言

航空發動機由于燃燒室中大量摻混射流和火焰筒內復雜冷卻結構的存在，使得渦輪進口湍流度往往高達15%～20%。國外相關文獻表明，渦輪進口主流湍流度及其長度尺度，會直接影響葉片表面附面層發展和表面摩擦系數，進而對渦輪級損失和葉片表面換熱產生顯著影響［1-3］。大湍流度下葉片氣動損失會增大，尾跡區域變寬，但尾跡與主流區的速度差異會變小［4］。導葉前緣區域的對流換熱會隨著主流湍流度的增加而顯著增強，但由于湍流度的逐漸衰減，葉片通道后半部分其作用不甚明顯；同時，湍流度對不同形狀、位置和大小氣膜孔氣膜效率的影響也都不同［5-6］。

目前國內外渦輪氣動和傳熱試驗多在低湍流度試驗器上進行，基于以上研究結論，該類試驗的結果必然會與發動機中真實情況存在較大差異，而目前國內尚未開展過進口主流湍流度對渦輪扇形葉柵氣動與冷卻效果影響的試驗研究。因此，為更真實、準確地評定葉型氣動性能和葉片冷卻效果，有必要對此進行試驗研究。基于此目的，必須先研制一種湍流度大于10%的模擬裝置并對其進行試驗驗證，再以此模擬裝置為基礎開展相關試驗研究，而該類裝置中最典型的型式即是格柵。

格柵主要分主動控制格柵和被動控制格柵。主動控制格柵的主要結構形式有射流控制格柵［7］和機械驅動主動控制格柵［8-9］兩種，其產生的湍流度大小可調，但需為其配備控制調節機構，成本高、使用復雜，尺寸不能太小，不適用于小型渦輪零部件試驗。被動控制格柵主要有單平面格柵、雙平面格柵［10］，還有孔板［11］、蜂窩型格柵、模擬燃燒室湍流發生器、分形幾何湍流發生器等，其產生的湍流度大小不可調，但因其成本低、制作簡單，所以湍流理論中湍流特性的研究成果基本是基于被動控制格柵湍流的。

為研究不同格柵幾何特征對下游流場特性的影響，本項目共試制了三種格柵。通過對這三種格柵的試驗結果進行組合對比，分別得出擾流棒寬度、格柵擾流棒間距和稠度三者對湍流度特征的影響，并從中挑選出符合項目研究所需的格柵方案。

2　試驗方法

2.1試驗設備

格柵驗證試驗在中國燃氣渦輪研究院平面葉柵吹風試驗器（圖1）上進行。該試驗器氣源為總容積1 000 m3的貯氣罐，其最大質量流量為22.4 kg/s，穩定工作時間不小于4 min，壓力波動不大于0.3%。

圖1 平面葉柵吹風試驗器原理圖Fig.1 The plane cascade blowing test facility

2.2試驗件

試驗件（圖2）由試驗格柵和相關轉接段組成，主要包含格柵、試驗測量段及出口收斂段三部分。

根據開展試驗研究的具體需求，通過對文獻［12-13］和數值模擬計算結果的分析，綜合考慮強度、成本及試驗器本身特征并比較各類格柵的優劣，最終認定被動控制式單平面方形格柵將是研究所需的最佳湍流度模擬裝置。

圖2 試驗件示意圖Fig.2 The test specimen

被動控制單平面方形格柵的典型結構如圖3所示，由橫向、縱向擾流棒的中心線在同一平面上交錯而成。

圖3 單平面方形格柵典型結構Fig.3 Typical single plane grid

將相鄰兩擾流棒之間的間距記為M，擾流棒的寬度記為b，則描述單平面格柵的幾何特征參數σ（格柵稠度［14］）可表示為：

為研究格柵下游的流場特性，共試制了三種不同的單平面格柵，格柵幾何特征參數見表1。另外，為適應扇形葉柵試驗器接口，格柵的基本形狀也為扇形，見圖4。

表1 格柵方案Table 1 Structure of the grid

試驗測量段主要為格柵出口流場提供流場測量環境，其截面與格柵形狀保持一致，其結構可參見圖2。試驗測量段出口處設置一收斂段，縮小出口截面面積以期更加接近渦輪進口的氣動特性，達到模擬渦輪葉片節流效果的目的。

圖4 試驗用格柵Fig.4 The gird used in the test

2.3測試方案

如圖2所示，格柵后沿氣流方向設置多個測量截面，在不同軸向位置使用Danpec單絲熱線風速儀測量湍流度，以研究湍流度沿軸向的變化。

熱線風速儀的主要技術指標為：速度測量精度優于3%，高空間分辨率優于0.3 mm級，速度測量范圍0.02～300 m/s，使用溫度范圍-180～150℃，最高采樣率250 kHz。其探針結構與位移機構參見圖5。

圖5 探針與位移機構Fig.5 The probe and displacement device

在試驗測量段上沿軸向在每組格柵方案出口各設5個測量截面，位置分別為3M、6M、9M、15M、25M。因此，3組格柵方案共需在同一試驗件上布置9個測量截面（部分截面可重合），截面位置示意圖見圖2。試驗中，在上述每個測量截面均采用位移機構帶動熱線風速儀沿徑向步進2M，共21個測點，間距為0.10M。另外，為確認測點是否足夠密集，還將步進間隔設為0.05M進行過測量并比對了測試結果。試驗中各測點處熱線采樣率50 kHz，采樣時間4 s。

根據粘性流體動力學定義，湍流度計算公式為：

式中：U為動態速度。

由于試驗只使用單絲熱線測量了x方向的動態速度，因此式（2）可簡化為：

在對熱線測量數據進行處理計算湍流度時，采用的截止頻率為400 Hz，取樣分析時間為2 s。

2.4試驗條件

試驗時，通過氣源和試驗器的控制閥門組調節，將進口氣流壓力穩定至（140±10）kPa，溫度穩定至（300±5）K。

3　試驗結果及分析

3.1徑向測點密度對湍流度的影響

試驗中，熱線探頭沿徑向分別以0.10M和0.05M的步進間距對同一位置的湍流度進行測量，結果見圖6。可見，兩種步進間距在各點所測湍流度并無太大差異，證明使用0.10M間隔進行徑向提升測量可完全滿足試驗驗證需要。

圖6 測點密度對湍流度的影響Fig.6 The effects of the measurement interval on turbulence intensity

3.2湍流度沿空間位置的變化

3.2.1湍流度沿徑向的變化規律

試驗表明，三種格柵方案所產生的湍流度沿徑向的變化規律一致，考慮到后期試驗的具體需求，選擇grid 3方案詳細研究徑向不同測量位置對湍流度的影響。將熱線風速儀安裝于格柵下游不同軸向位置處，使用位移機構將熱線探頭在一個格柵內徑向等距提升10次，可測得10個不同徑向位置的湍流度，結果見圖7。圖中，R1～R10表示10個不同測量位置。可見，格柵下游約3M處湍流度沿徑向的最大變化約為2.5%，6M處湍流度沿徑向變化已小于1.0%，9M處不同測量位置的湍流度已基本一致。由此可知，當x/M＞6（x為測量位置距離格柵的橫向距離）之后，徑向測量位置對湍流測量結果的影響可忽略。這意味著單平面方形格柵下游流場的湍流度較為均勻，在后續試驗研究中無需調整被試渦輪葉片所處格柵的相對位置。

圖7 徑向測量位置對湍流度的影響Fig.7 The effects of the radial measurement position on turbulence

3.2.2湍流度沿軸向的變化規律

圖8給出了grid 3格柵下游湍流度測量值與計算值沿軸向的衰減曲線，圖中對每個軸向測量截面上沿徑向的21個測量值進行了算術平均。可見：初始階段湍流度沿軸向衰減得很快，但隨著與格柵軸向距離的增加，湍流度衰減趨于平緩；計算值高估了柵格下游0～20M（尤其是0～10M）內的湍流度，同時也高估了湍流度沿軸向的衰減速度。

湍流度軸向衰減規律擬合公式如式（4）所示，式中系數A和n根據試驗數據確定，如表2所示。

圖8 湍流度沿軸向的變化Fig.8 The turbulence intensity decay along axial direction

表2 擬合系數A和nTable 2 Fitting coefficient A&n

3.3格柵尺寸對湍流度的影響

圖9給出了三種格柵下游的湍流度測量結果。可見，當擾流棒寬度一定時，隨著格柵稠度的增大湍流度增大；當格柵稠度一定時，隨著擾流棒寬度的增大湍流度增大。

圖9 格柵尺寸對湍流度的影響Fig.9 The effect of the grid geometry on turbulence

后續試驗中，渦輪葉柵位于格柵下游6M左右位置。試驗結果表明，三種格柵方案中，grid 3方案的初始湍流強度最強（達20%以上），且在下游6M處仍保持有10%以上的湍流度。因此，選擇grid 3方案可以完全滿足高湍流度來流條件下渦輪扇形葉柵氣動與冷效試驗的湍流特性需求。

3.4來流速度對湍流度的影響

以grid 3方案研究來流速度對湍流度的影響，試驗測量結果見表3。可見，在試驗速度范圍內，來流速度對湍流度幾乎無影響。因此，本次試驗所獲取的格柵下游湍流度結果，可用于后續高湍流度來流條件下渦輪扇形葉柵氣動與冷效試驗研究。

表3 來流速度對湍流度的影響Table 3 The effects of the inlet flow velocity on turbulence

4　結論

（1）在設計的三種格柵方案中，b=5.3 mm、M= 20 mm、σ=0.46的格柵，其下游6M處的湍流度可達10%以上，完全滿足后續試驗需求。

（2）格柵下游6M之后，徑向測量位置對湍流測量結果的影響可以忽略。

（3）湍流度沿軸向會急劇衰減，但隨著軸向距離的增加，衰減程度逐漸減弱并趨于平緩。

（4）格柵擾流棒寬度相同時，格柵稠度增大湍流度增大；格柵稠度相同時，擾流棒寬度增大湍流度增大。

（5）在氣流速度20～80 m/s范圍內，來流速度對湍流度的影響甚微。

參考文獻：

［1］Hoheisel H，Klock R，Lichtfuss H J，et al. Influence of free-stream turbulence and blade pressure gradient on boundary layer and loss behavior of turbine cascades［J］. Journal of Turbomachinery，1987，109：210—220.

［2］Hancock P E，Bradshaw P. The effect of free-stream turbu?lence on turbine boundary layers［J］. Journal of Fluid Engi?neering，1983，105：284—294.

［3］Mayle R E. Role of laminar-turbulent transition in gas tur?bine engines［J］. Journal of Turbomachinery，1991，113：509—537

［4］Ames F E，Plesniak M W. The Influence of large-scale，high-intensity turbulence on vane aerodynamic losses，wake growth，and the exit turbulence parameters［J］. Jour?nal of Turbomachinery，1997，119：182—192.

［5］Mehendale A B，Han J C，Ou S. Influence of high main?stream turbulence on leading edge heat transfer［J］. Journal of Heat Transfer，1991，113：843—850.

［6］Mehendale A B，Han J C. Influence of high mainstream turbulence on leading edge film cooling heat transfer［J］. Journal of Heat Transfer，1992，114：707—715.

［7］Gad-el-hak M，Corrsin S. Measurements of the nearly iso?tropic turbulence behind a uniform jet grid［J］. J. Fluid Mech.，1974，62：115—143.

［8］Poorte R E G，Biesheuvel A. Experiments on the motion of gas bubbles in turbulence generated by an active grid［J］. J. Fluid Mech.，2002，461：127—154.

［9］Mydlarski L，Warhaft Z. On the onset of high-Reyn?olds-number grid-generated wind tunnel turbulence［J］. J. Fluid Mech.，1996，320：331—368.

［10］Carullo J S，Nasir S，Cress R D，et al. The effects of freestream turbulence，turbulence length scale and exit Reynolds number on turbine blade heat transfer in a tran?sonic cascade［R］. ASME GT2007-27859，2007.

［11］Marek C J，Tacina R R. Effect of free-stream turbulence on film cooling［R］. NASA TN F-7958，1975.

［12］Halfon E，Nishri B，Seifert A，et al. Effects of elevated free-stream turbulence on active control of a separation bubble［R］. AIAA 2002-3169，2002.

［13］Nasir S，Carullo J S，Thole K A，et al. Effects of large scale high freestream turbulence and exit Reynolds number on turbine vane heat transfer in a transonic cascade［J］. Jour?nal of Turbomachinery，2009，131：021021-1—11.

［14］Avallone G，De Gregorio F，Romano G P. PIV measure?ments of turbulence decay behind a grid［M］. Springer Ber?lin Heidelberg，2004：263—277.

Experimental research of high turbulence intensity grid downstream flow field

YANG Ming，ZHANG Xiao-dong，LIU Zhi-gang，ZHAO Wang-dong，WANG Hui
（China Gas Turbine Establishment，Jiangyou 621703，China）

Abstract：Three kinds of single plane square grid were made to satisfy the requirements of high turbulence intensity condition for turbine sector cascade aerodynamics and cooling effect test，which were validated by experiments. The downstream flow field of the grid was measured in detail to obtain the effects of measure?ment position，gird geometry and inlet condition on the turbulence intensity. From the results，it can be seen that the grid 3 project could generate more than 10%turbulence intensity，which could satisfy the require?ments of the subsequent researches as turbulence generator. Grid geometry has great impact on the down?stream turbulence. The influence of the inlet flow velocity on the turbulence almost could be ignored in the test range.

Key words：high turbulence intensity grid；inlet flow field；turbine cascades；aerodynamic characteristics；cooling effect test；hot-wire anemometers

中圖分類號：V21

文獻標識碼：A

文章編號：1672-2620（2016）02-0016-05

收稿日期：2015-06-29；修回日期：2016-01-21

基金項目：航空科學基金項目（2012ZB24009）

作者簡介：楊明（1980-），男，四川江油人，工程師，主要從事航空發動機零部件試驗測試技術研究。