射流角和質量流量比對渦輪端壁氣膜冷卻特性的影響

張韋馨，劉戰勝，楊星，劉釗，豐鎮平

(西安交通大學能源與動力工程學院，710049，西安)

提高渦輪的入口溫度能有效提高渦輪的性能,但是渦輪進口溫度受限于其熱端部件金屬材料的耐熱性能。解決這一問題的手段目前主要有兩種,一是研發可耐更高溫度的材料(包括部件材料和熱障涂層材料),二是采用高效率的冷卻手段對這些高溫部件進行保護[1]。對于材料的研發來說,目前的G級與J級燃氣輪機中,運行中高溫部件材料的耐溫能力略大于900 ℃,熱障涂層所能夠提供的溫度保護約為50 ℃,剩下的近600 ℃則全部靠高效的冷卻技術來保證燃氣輪機安全可靠運行[2]。

氣膜冷卻是重要的渦輪冷卻技術之一,渦輪端壁受到復雜的二次流動影響,如通道渦、馬蹄渦等,其冷卻比較困難。在目前的設計中,比較常見的冷卻方式為在渦輪的端壁入口開設槽縫或成排氣膜孔,并在流道的中間布置離散氣膜孔對端壁進行冷卻。這種端壁冷卻方案受到近端壁區域復雜流動結構的影響,其前緣根部和壓力面附近區域難以冷卻。因此,開展渦輪端壁氣膜冷卻研究對先進渦輪設計很有必要。

2005年,Thole等在其研究的前緣泄漏流對端壁的氣膜冷卻特性的基礎上,通過對泄漏流無法冷卻的區域合理布置氣膜孔,從而優化了整個端壁的氣膜冷卻特性[3]。隨后,Colban等使用數值模擬與紅外熱成像測量實驗相結合的方法,研究了不同形狀的氣膜孔對端壁表面全氣膜冷卻特性和葉柵氣動損失的影響,發現扇形孔的冷卻效果優于圓形孔的[4]。Colban等進一步研究了扇形孔對端壁氣膜冷卻特性的影響[5-8]。Li等利用壓力敏感漆技術研究了2種密度比下葉柵端壁全氣膜冷卻特性,發現在大密度比下葉柵前緣附近的氣膜冷卻效率高于小密度比的[9]。劉高文等在低速葉柵風洞中研究了端壁附近的流動機理和換熱規律,結果表明端壁附近存在復雜的渦系結構,氣膜冷卻射流對葉柵端壁附近流場有重要影響,氣膜冷卻有效度受端壁二次流動結構影響較大[10-11]。王子健對渦輪葉柵端壁上游的4種冷卻結構進行了數值模擬,發現上游槽縫抑制了下游射流孔與主流耦合渦的生成,提高了端壁氣膜冷卻效率[12]。張揚等研究了來流攻角對高壓渦輪進口導葉端壁氣膜冷卻的影響,發現正負攻角均對端壁氣膜冷卻效率有削弱作用[13]。李寧坤等研究了跨聲速渦輪靜葉端壁的氣膜冷卻特性,發現對于所選取的渦輪端壁結構及邊界條件,存在最佳的進口吹風比使氣膜有效度最高[14]。祝培源等研究了槽縫射流對環形葉柵端壁氣膜冷卻性能的影響,結果表明提高槽縫射流的質量流量比可以提高端壁氣膜冷卻有效度[15]。姚韻嘉等研究了間隙射流對端壁氣膜冷卻性能的影響,發現提高冷氣質量流量比會提高端壁氣膜有效度,增加間隙射流角度則會削弱端壁氣膜有效度[16]。杜昆等研究了低進口湍流度條件下槽縫射流對靜葉端壁冷卻性能的影響,發現端壁邊界型線可改變節距方向的槽縫冷卻射流的流量分配,影響下游端壁的冷卻效果[17]。白波等研究了上游后向臺階結構對跨聲速透平葉柵端壁上游雙排離散氣膜孔冷卻效率的影響,結果表明上游臺階結構顯著影響了端壁熱負荷與溫度分布,隨著上游臺階高度增加,端壁氣膜冷卻效率先增加后減小[18]。劉璐萱等研究了進口端壁不重合對跨聲速透平葉柵端壁流動和傳熱特性的影響,結果表明進口臺階結構在葉片前緣上游區域形成了再附著渦、空腔渦和輔助渦等復雜的后臺階流渦系,并隨著進口臺階高度的增大,上游前緣高傳熱區控制面積和傳熱系數均逐漸增大[19]。

綜上,目前的研究主要集中于前緣泄漏流和離散氣膜孔孔型對端壁冷卻特性的影響。上述研究中的數值模擬僅僅是參考對照的作用,且邊界條件過于理想化,難以體現實際的端壁流動換熱特性;實驗研究受限于實驗條件,只能選取部分結構作為實驗對象。本文在前人研究的基礎上,采用數值模擬的方法,對端壁表面離散氣膜孔冷卻的質量流量比(mr)和射流角度(α)對其氣膜冷卻特性進行研究,以獲得更佳冷卻性能的葉片端壁氣膜冷卻方案。

1 計算模型和數值方法

1.1 計算模型

計算模型選取某航空發動機第一級靜葉端壁。圖1為靜葉端壁流道數值計算模型。計算模型與實驗模型保持一致[20],流道高度H為50.4 mm,柵距l為107.15 mm,主流沖角為0°。為了使冷氣的進口流動更接近真實情況,整個端壁表面布置的氣膜孔與葉片前緣槽縫冷氣均使用供氣室進行供氣,槽縫泄漏流供氣腔兩側為周期性邊界與下方延伸段連接。端壁離散氣膜孔共11個,與主流進口面平行布置成3排,氣膜孔直徑d為1.8 mm,長徑比l/d為2.95,氣膜孔射流角度α為40°,復合角γ為74°,孔排位置到葉片前緣距離Cax標注于圖1c。

(a)流道整體模型

1.2 數值方法與邊界條件

計算中對流項采用高精度離散格式,比定壓熱容設置為溫度的函數,導熱系數和黏性系數采用Sutherland公式。進出口邊界條件與實驗時的保持一致,主流為空氣,進口總溫308 K,進口速度V與實驗一致(圖2),為熱線風速儀測定的主流進口截面速度分布,平均馬赫數為0.04;主流出口平均靜壓為98.918 kPa,平均馬赫數為0.23。試驗中為保證密度比為1.7,冷氣采用CO2,冷氣進口靜溫為271 K。由于光滑壁面會比粗糙壁面的端壁平均溫度計算值高,偏離試驗測量結果,因此實際試驗中端壁并不是絕對光滑的。依據試驗測量結果,設定端壁表面粗糙度為0.01 mm,計算了恒定熱流和絕熱2種情況,其余壁面均為絕熱光滑壁面。

圖2 主流進口展向速度分布

1.3 湍流模型驗證

圖3 不同湍流模型計算的周向平均氣膜冷卻效率與試驗結果比較

從圖3可以看出,采用SSTk-w湍流模型數值計算的軸向氣膜冷卻效率與實驗結果趨勢吻合,數值接近,最大相對誤差為14.28%。因此,本文所有計算均采用SSTk-w湍流模型進行。

1.4 網格無關性驗證

采用冷氣mr=1.4%時的工況進行了網格無關性驗證,網格劃分采用ICEM軟件,生成非結構化網格,并在近壁面區域進行加密,保證所有尺度網格近壁面第一層網格y+小于1,從壁面向外推進比小于1.2。采用1 475.3萬、2 165.8萬、2 584.6萬和3 212.1萬等幾套網格進行網格無關性考核。圖4給出了不同網格數下端壁整體面積加權平均氣膜冷卻效率ηT,當網格數量提升到2 165.8萬后,再進一步增加網格端壁整體面積加權平均氣膜冷卻效率變化不大。為保證計算得精度并平衡計算時間,本文數值模擬采用的網格數選擇在2 165.8萬及以上。

圖4 不同網格數下端壁整體面積加權平均氣膜冷卻效率

2 結果與分析

2.1 冷氣質量流量比對端壁氣膜冷卻特性的影響

為研究冷氣質量流量比對端壁流動傳熱特性的影響,分別計算了冷氣質量流量比為1.4%、2.1%、2.7%、3.1%、3.8%時,端壁的流動、換熱以及冷卻特性。

2.1.1 不同冷氣質量流量比下端壁流動特性 圖5給出了不同冷氣質量流量比條件下氣膜孔排出口處垂直出流方向截面(z/d=0～10)位置。圖6與圖7給出該位置氣膜孔截面的流線與端壁表面極限流線分布。可以看出,氣膜冷卻射流在端壁處形成腎形渦。主流方向與氣膜冷卻射流方向存在的差異,造成氣膜冷卻射流向主流方向偏移,此外,隨著冷氣質量流量比的逐漸增大,氣膜孔出口下游的流線與端壁表面分離逐漸增強,表明射流流速過大導致氣膜吹離端壁。此外,氣膜冷卻射流形成的腎形渦也隨著質量流量比的增大逐漸增強,在較大的質量流量比下從端壁表面脫離,進入主流。圖8為不同質量流量比下葉柵出口截面的平均總壓損失系數,隨著冷氣質量流量比的逐漸增加,葉柵損失增加。

圖5 氣膜孔出口截面位置

(a)mr=1.4%

圖7 mr=1.4%時端壁極限流線

圖8 不同冷氣質量流量比下葉柵出口總壓損失系數

2.1.2 不同冷氣質量流量比條件下端壁氣膜冷卻特性 圖9給出不同質量流量比下端壁的冷卻效率。當冷氣質量流量比為1.4%時,端壁平均氣膜冷卻效率達到0.21;隨著冷氣流量增加,氣膜冷卻射流動量在垂直葉柵展向上的分量增大,因此氣膜被吹離端壁表面,近氣膜孔出口處氣膜冷卻效率下降;氣膜冷卻射流動量在端壁平面的分量也增大,導致氣膜覆蓋區域整體向下游偏移,且隨著氣膜的偏移,端壁出口附近的氣膜向主流方向偏轉。形成上述現象的主要原因是,受到上游主通道渦的卷吸以及端壁本身橫流條件的影響,氣膜整體沿著氣膜冷卻射流的流動方向分布直至貼附于吸力面側,沿著吸力面向下游發展,并迅速衰減。氣膜孔陣列由一個供氣室供氣,在靠近端壁上游壓力面側的氣膜孔出口壓力較下游的氣膜孔大,發生了部分堵塞。吹風比越大,堵塞越嚴重,此時孔排中靠近下游的氣膜孔受到出流影響出口壓降增加,出流流量分布的不均衡加劇,而這種不均衡同時也增加了氣膜的吹離和向下游偏移,使得端壁的氣膜冷卻性能在冷氣質量流量比過大的情況下迅速惡化。

(a)mr=1.4%

圖10給出了不同冷氣質量流量比下周向平均氣膜冷卻效率的軸向分布。從圖中可以看出,在x/d<35范圍內,mr=1.4%時的氣膜冷卻效率較其他工況高。當冷氣質量流量比從1.4%提高時,氣膜吹離端壁表面,端壁上的氣膜冷卻效率迅速下降,而在x/d=35時,已經貼附吸力面的氣膜發生了部分偏移,較大冷氣質量流量比時,冷卻效率會更高,與圖6和圖7的結果一致。

圖10 不同冷氣質量流量比下周向平均氣膜冷卻效率的軸向分布

圖11給出了不同冷氣質量流量比下端壁的整體平均氣膜冷卻效率。可以看出,在計算范圍內,隨冷氣質量流量比增大,端壁表面整體平均冷卻效率逐漸減小,但減少的幅度越來越小。表明當冷氣質量流量比增加到一定程度時,該種氣膜孔布置對冷卻氣膜的流量比的敏感性降低。氣膜冷卻射流占主流的比例過大,嚴重影響了葉柵本身的流動條件,如圖6所示。因此,冷氣質量流量比需要控制在合理的范圍內。

圖11 端壁整體平均氣膜冷卻效率隨冷氣質量流量比的變化

2.1.3 不同冷氣質量流量比條件下端壁換熱特性 為了研究端壁換熱特性,在給定熱流密度條件下,計算了5種冷氣質量流量比下端壁的Nu分布,如圖12所示。可以看出,隨著冷氣質量流量比逐漸增大,氣膜孔出口方向下游的高換熱區面積逐漸增加。形成該現象的主要原因是,隨著冷氣質量流量比的增加,氣膜冷卻射流動量在端壁平面的分量增加,造成氣膜向下游的偏移,氣膜與下游流體的摻混增強,氣膜孔出口附近該現象更明顯。從圖12還可以看出,葉柵近出口部分端壁靠近壓力面側換熱增強,這是因為在結構上葉柵通道通流面積逐漸減小,流動速度逐漸增加,動量交換進一步強化,而氣膜由于通道渦的卷吸以及端壁的橫流作用向吸力面偏轉,壓力面側的角渦區域以及下游區域的換熱進一步增加。在實際的燃機中,該區域也是比較容易被燒蝕。

(a)mr=1.4%

2.2 射流角對端壁氣膜冷卻與傳熱特性影響

2.2.1 不同射流角條件下端壁流動特性 在冷氣質量流量比為1.4%的工況下,分析了20°、25°、30°、35°和40°等5種射流角下端壁的流動傳熱及氣膜冷卻特性。圖13給出了不同射流角條件下氣膜孔排出口截面的流動特性。隨著射流角度增大,冷卻射流出口的腎形渦逐漸增強,冷氣受到主流的影響增強,冷氣分布逐漸發生偏移。這主要是冷卻射流動量在保持一定的情況下,冷氣動量在端壁平面的分量減小,而在垂直葉柵展向的分量增加的結果。圖14給出了氣膜冷卻射流流線分布,結合圖13可知,射流角度的調整會影響射流動量垂直葉柵展向分量的大小,進一步影響冷氣射流與主流的摻混強度。

(a)α=20°

圖14 α=40°時氣膜冷卻射流流線分布

2.2.2 不同射流角條件下端壁氣膜冷卻特性 氣膜孔射流角度影響氣膜冷氣的出流狀態及其在端壁上的冷卻特性。圖15給出了不同氣膜冷氣射流角度下端壁氣膜冷卻效率,結合2.1.1小節所展示的流線分布圖可以得到,隨著射流角度的減小,冷氣動量在端壁平面上的分量增加,垂直端壁方向的動量逐漸減小,削弱了氣膜從端壁表面的吹離的能力,改善了上游氣膜孔的堵塞現象。上述現象產生的原因是氣膜冷卻射流動量方向的變化,水平方向動量的增加會提高冷氣氣膜在端壁表面的覆蓋面積,同時抵抗端壁橫流以及通道渦的卷吸作用,因此在計算范圍內氣膜冷卻效率隨射流角度減小而提高。

(a)α=40°

圖16與圖17給出了不同射流角條件下的氣膜冷卻效率周向均值沿軸向的分布以及端壁整體平均氣膜冷卻效率。從圖中可以看出,在mr=1.4%的工況下,計算范圍內射流角最小(α=20°)時,端壁平均氣膜冷卻效率達到0.27,端壁周向平均及整體平均氣膜冷卻效率達到最高。

圖16 不同射流角下端壁氣膜冷卻效率周向平均值沿軸向分布

圖17 不同射流角下端壁整體平均氣膜冷卻效率

氣膜冷卻效率周向均值分布表明,射流角的變化只改變了氣膜冷卻效率的大小,并未改變該離散氣膜孔結構下端壁周向平均氣膜冷卻效率的分布規律;在通道渦的影響下,靠近端壁吸力面的氣膜會迅速衰減,射流角度較小時,冷卻射流動量在端壁平面上的分量較大,抑制了卷吸效果。

2.2.3 不同射流角條件下端壁換熱特性 圖18給出了不同射流角度下端壁的Nu分布。可以看出,在氣膜孔α=20°時,氣膜孔出口下游的端壁換熱能力最強,在端壁氣膜孔出口下游的冷氣對近端壁主流擾動增強,增強了端壁整體的換熱能力。而當射流角度逐漸增加時,冷卻射流動量在端壁平面的分量降低,冷氣對近壁面區主流的擾動減弱;同時冷卻射流動量在葉柵展向的分量增大,吹離端壁表面的冷氣量也增加,也削弱了端壁表面的換熱能力。因此,在計算范圍內,當氣膜孔射流角度為20°時,整個端壁的換熱能力是最強的,是由端壁上離散氣膜孔冷卻射流與近端壁區域主流的摻混引起的。

(a)α=40°

3 結 論

(1)在原實驗件氣膜孔的位置處,增大冷氣質量流量比會減小氣膜冷卻效率,且隨著冷氣質量流量比的提高,氣膜孔出口冷氣動量迅速增加,導致氣膜吹離端壁表面;在質量流量比為1.4%,相同射流角條件下,整個端壁的冷卻效率最高,為0.21。

(2)增大冷氣質量流量比會增加氣膜孔出口附近的換熱效率;由于吹離的冷氣量增加,被吹離的冷氣在葉柵出口端壁下游與原有端壁通道渦系的摻混隨之增強。

(3)在原本實驗件氣膜孔的布置處,減小冷氣射流角度會增加氣膜冷卻效率,且隨著射流角度的提高,氣膜孔出口冷氣動量在端壁平面分量增加,抑制氣膜吹離端壁表面;在相同質量流量比條件下,射流角20°時冷卻效率最高,為0.27,同時冷氣出流對近端壁表面主流的擾動增強,換熱增強。