透平動葉前緣沖擊-氣膜復合冷卻與旋流-氣膜復合冷卻的熱流耦合對比研究

劉釗，賈哲，張志欣，豐鎮平

(西安交通大學能源與動力工程學院，710049，西安)

燃氣輪機的比功率和熱效率是衡量其性能的關鍵指標,而熱效率又與透平進口溫度直接相關。研究表明,透平進口溫度每提高56 K,其輸出功率可提高8%～13%,循環效率增長2%～4%[1]。然而,透平進口溫度升高會導致其熱端部件如葉片的熱負荷升高,甚至超出材料承受范圍從而失效。而葉片前緣是葉片熱負荷最高的區域之一,也是葉片最容易燒蝕的部位之一。因此在實際燃氣透平葉片中,通常使用沖擊-氣膜復合冷卻結構來降低葉片前緣熱負荷。可見,深入了解沖擊-氣膜復合冷卻結構的流動和換熱特性對提高燃氣輪機效率具有重要意義。

Thomas等通過實驗得出了葉片前緣冷卻效率與吹風比和攻角的關系[2]。Liu等對葉片前緣沖擊-氣膜復合結構進行了數值模擬,得出了透平葉片前緣的傳熱系數與吹風比和氣膜孔角度的關系[3]。徐國強等對6種沖擊-氣膜復合冷卻結構的內部流動和換熱進行了數值模擬,結果表明沖擊孔與氣膜孔交錯式排列冷卻效果更好,沖擊孔后移會減小冷氣覆蓋面積,降低冷卻效果[4]。張鵬等研究了吹風比和冷氣量分配對綜合冷卻效率、流場結構和對流換熱的影響規律[5]。Du等對葉片前緣模型旋流-氣膜復合冷卻進行了研究,發現兩種新型冷卻結構的綜合冷卻效率分別提高了57%和75%,但壓損也有所增大[6]。范小軍等研究了冷卻結構對葉片前緣冷卻性能的影響,發現中間雙旋流結構的換熱強度分布比較均勻,且流阻系數較好[7]。Wang等分析了不同橫流條件下渦發生器對沖擊換熱特性的影響[8]。谷振鵬等實驗研究了沖擊射流孔與氣膜孔的相對位置、雷諾數以及旋轉數對沖擊-氣膜復合冷卻結構冷卻效果的影響[9]。劉海涌等實驗研究了梯形截面通道在斜射流形成的旋流作用下的換熱特性[10]。張宗衛等數值研究了射流、出流和旋流共同作用下矩形截面通道的傳熱特性,結果發現旋流的換熱強度接近甚至高于沖擊冷卻的換熱強度[11]。徐虹艷等對葉片尾緣的旋流冷卻特性進行了數值研究,并與常規凸臺擾流柱結構的冷卻特性進行了對比,發現旋流冷卻可以增強傳熱[12]。王純等數值研究了沖擊孔偏置對葉片前緣旋流冷的影響[13]。劉友宏等數值研究了沖擊距離與氣膜孔方位角對旋流-氣膜冷卻的影響[14]。劉釗等對透平前緣沖擊冷氣和葉片前緣模型旋流冷卻流動和傳熱特性進行了研究,分析了不同邊界條件、氣動和結構參數對葉片前緣沖擊冷卻和旋流冷卻的影響規律[15-18]。

綜上可以發現,國內外研究人員針對葉片前緣模型的沖擊-氣膜復合冷卻進行了大量研究工作,但針對實際葉片的卻很少,考慮葉片前緣材料導熱的熱流耦合研究更少。因此,本文以GE-E3第一級動葉為研究對象,采用熱流耦合數值計算的方法對比研究了動葉前緣沖擊-氣膜復合冷卻和旋流-氣膜復合冷卻特性,并分析了冷氣質量流量比(mr)和氣膜孔展向角度(α)對動葉前緣沖擊-氣膜復合冷卻和旋流-氣膜復合冷卻的整體冷卻性能的影響。

1 數值模型與方法

1.1 幾何模型

本文以GE-E3第一級動葉前緣為研究對象。GE-E3第一級動葉幾何模型以及沖擊-氣膜和旋流-氣膜的前緣結構如圖1所示。由于本文只研究葉片前緣復合冷卻的流動及換熱特性,因此,固體域只耦合了動葉的前緣部分(圖1中葉片前緣固體域黑色部分)。但為了使主流流動情況更接近實際葉片,采用GE-E3第一級整級彎扭葉片進行計算,計算幾何模型如圖2所示。計算中采用的葉型結構、射流孔及氣膜孔結構及尺寸與文獻[19]一致,GE-E3第一級動葉高度為42.6 mm,計算中采用的葉頂間隙高度為1%葉高,葉頂凹槽深為2%葉高。葉片前緣包含1個沖擊腔和1個供氣腔,兩個內部冷卻通道以一排(12個)射流孔相連。為保證相同質量流量比下沖擊射流的馬赫數相同,旋流-氣膜復合冷卻的射流孔橫截面積與沖擊-氣膜復合冷卻的一致,只是將旋流-氣膜冷卻結構的射流孔更改為高寬比為3.14的矩形結構并布置在近壓力面側(如圖1所示)。在葉片前緣滯止線及兩側共布置了三排徑向角度β=25°的圓型氣膜孔,并且在壓力面布置了一排軸向圓型氣膜孔,在吸力面布置了一排軸向擴張孔,所有氣膜孔均等間距排列。葉片氣膜孔的詳細幾何參數如表1所示,射流孔的詳細幾何參數如表2所示。

(a)動葉幾何模型

圖2 計算幾何模型

表1 氣膜孔幾何參數

表2 射流孔幾何參數

1.2 計算方法及邊界條件

數值計算使用商用軟件ANSYS CFX求解三維穩態可壓縮RANS方程,對流項選用高精度離散格式進行離散,計算整體精度為二階。數值計算邊界條件與文獻[20]試驗條件一致,如表3所示。為了更好地模擬真實葉片的換熱情況,計算中選用實際工程中葉片材料的導熱率19.5 W/(m·K)[21]進行,1.6%冷氣質量流量比工況對應的畢渥數為2.4,沖擊Re取15 366。主流和冷氣工質均為理想空氣。

表3 數值計算邊界條件

1.3 網格生成及無關性考核

采用商用軟件ANSYS Workbench Mesh分別對流體域和固體域進行網格劃分,其中靜葉采用結構化網格,動葉流體域和固體域均采用非結構化網格,并在所有壁面處進行加密處理,保證流體域近壁面y+值在1.0附近,網格垂直壁面方向增長因子為1.10。動葉固體域網格節點數約為124.4萬,流體域網格節點數約為887萬。計算中靜葉只為動葉提供主流進口條件,因此只有流體域部分。采用結構化網格計算,節點數為93萬,整體網格與局部網格如圖3所示。

(a)整體網格

為了降低網格節點數帶來的截斷誤差對計算結果的影響,首先采用冷氣質量流量比為1.6%,氣膜孔展向角為25°工況的沖擊-氣膜復合冷卻結構對動葉進行網格無關性驗證。圖4a為流體域網格無關性考核結果,其中橫坐標表示葉片弧長s與氣膜孔直徑d之比,吸力面為負,壓力面為正;縱坐標表示展向平均溫度。比較圖4中網格節點數為678萬、887萬、1 209萬的動葉流體域數值計算結果,結合表4,通過與采用Richardson外推法[22]計算的精確值相比較,可以看出采用887萬網格的計算結果精度已較高。綜合考慮計算精度和時間,最終選用節點數為887萬的網格進行數值計算。同樣采用74.5萬、124.4萬和404.0萬動葉前緣固體域網格節點數對固體域網格無關性進行驗證,結果如圖4b所示,發現3種網格節點數的計算結果基本相同,因此動葉固體域最終采用的網格節點數為124.4萬。

(a)流體域

表4 不同網格數下的前緣平均溫度

1.4 湍流模型驗證

本文采用課題組前期完成的沖擊-氣膜復合冷卻耦合換熱實驗結果,以Rein=1.40×105,mr=1.5%工況的實驗結果對不同湍流模型在模擬沖擊和氣膜復合冷卻的性能進行驗證。對比了5種湍流模型(標準k-ε模型,RNGk-ε模型,標準k-ω模型,SSTk-ω模型和SSTk-ωγ-Reθ轉捩模型等)下的橫向平均綜合冷卻效率,結果如圖5所示。x為從葉片前緣起的軸向長度;Cax為孔排位置到葉片前緣的距離。可以看出,標準k-ω模型計算結果與實驗測量值較為接近,故本文所有數值分析均采用標準k-ω模型。更多詳細信息如具體的幾何參數等可參考[21]。

圖5 不同湍流模型計算的橫向平均整體冷卻效率與實驗數據對比[21]

2 結果與討論

沖擊射流的位置會影響前緣內部冷卻通道內冷氣的流動結構,冷氣質量流量比會影響內部沖擊冷卻的強度和前緣氣膜覆蓋效果。因此,為了研究以上3個因素對前緣沖擊-氣膜復合冷卻流動和換熱性的影響,本文對2種前緣復合冷卻結構(沖擊-氣膜復合冷卻、旋流-氣膜復合冷卻)的冷卻特性進行了流熱耦合數值模擬,詳細對比了GE-E3第一級動葉前緣在原始氣膜孔結構(展向角25°)和氣動條件(冷氣質量流量比1.6%)下2種復合冷卻結構的流動與傳熱特性,并分析了冷氣質量流量比(0.5%、1.0%、1.6%、2.0%、2.5%)和氣膜孔展向角度(25°、30°、40°、50°、60°)對2種復合冷卻結構前緣綜合冷卻效率的影響。

定義冷氣質量流量比為

mr=mc/mm

(1)

式中:mc為冷氣質量流量;mm為主流質量流量。

2.1 沖擊-氣膜和旋流-氣膜結構對葉片前緣復合冷卻的影響

為分析沖擊-氣膜復合冷卻結構和旋流-氣膜復合冷卻結構對葉片前緣流動與換熱特性的影響,采用冷氣質量流量比為1.6%,氣膜孔展向角為25°的工況,對2種冷卻方式的流動與換熱特性進行了比較分析。

2.1.1 流場結構 圖6給出了沖擊-氣膜復合冷卻中的各沖擊射流孔和旋流-氣膜復合冷卻中各旋流射流孔的流量分布,沖擊孔編號順序為從葉根到葉頂依次偏號。從圖中可以看出,旋流冷卻與沖擊冷卻的射流孔內冷氣流量均基本沿葉高方向逐漸升高,但兩種冷卻方式下射流孔流量沿葉高并不是均勻增加的,這可能是由于冷氣浮升力沿葉高有所增大,以及不同射流位置射流孔和氣膜孔的相對位置不同,造成氣膜對前緣腔內冷氣的抽吸不同。

圖6 兩種冷卻方式下不同射流孔的質量流量比分布

圖7為葉片中截面處沖擊和旋流腔內馬赫數云圖及流線圖。對于沖擊結構,如圖7a所示,射流孔布置在中間,截面內冷氣直接沖擊在前緣主流滯止區對應內壁上,隨后沿著壓力側和吸力側流動,速度逐漸減小,在沖擊射流兩側各有一個旋渦,這是射流產生的典型渦,射流典型渦的影響區域較小。對于旋流冷卻結構,如圖7b所示,將射流孔布置在壓力面側,冷氣切向進入腔室,貼壁流動,逐漸減速,并在前緣腔內形成了一個旋渦。與沖擊冷卻的射流典型渦相比,旋流在前緣腔形成的渦基本占據整個前緣腔,渦通量為0.494 m2/s,是沖擊冷卻渦通量的9.3倍,影響區域和渦的強度大很多,沿壁面附近的冷氣馬赫數較大,流動速度較高,有利于前緣腔內壁面的冷卻。

(a)沖擊結構 (b)旋流結構

2.1.2 內部換熱特性 為了研究沖擊和旋流冷卻結構對葉片前緣復合冷卻的影響,定義靶面努塞爾數Nud為

(2)

式中:h為換熱系數;D為葉柵中截面前緣腔水力直徑;λ為冷卻流體的導熱系數;qw為靶面熱流密度;Tw為壁面溫度;Tc為冷卻流體進口溫度。

圖8給出了沖擊-氣膜復合冷卻和旋流-氣膜復合冷卻下前緣腔室靶面的努塞爾數云圖,圖中左側靠近葉片根部,右側靠近葉片頂部,上部為吸力面側,下部為壓力面側。在圖8a中,前緣沖擊射流滯止區上的努塞爾數較大,且從葉根到葉頂高換熱區面積逐漸增大;壓力面及吸力面側的努塞爾數較小,但壓力面側的努塞爾數略高于吸力面側的,這可能是由于流向葉頂方向的橫流在科氏力作用下偏向壓力面側造成的;沿葉片高度方向,兩側面靠近射流滯止區位置的努塞爾數逐漸增大,低努塞爾數區域面積減小。同時,氣膜孔邊緣的努塞爾數也較大,這是由于氣膜孔的抽吸作用降低了邊緣的邊界層厚度,增強了換熱能力。在圖8b中:冷氣從靠近壓力面側進入前緣腔室形成旋流,高速沖刷壁面,減薄了壁面的流動邊界層和熱邊界層,使得壓力面及前緣滯止線上的換熱較強,努塞爾數較大;隨著旋流的向前流動,努塞爾數逐漸減小,到葉片前緣線(葉片前緣中間氣膜孔沿前緣線布置)附近,由于曲率較大,旋流冷氣在到此處之前與壁面分離,并在經過了前緣線后再附到吸力面側,因此葉片前緣線上的努塞爾數較低;吸力面側存在一個由旋流造成的努塞爾數較高的區域,此區域的努塞爾數最大值低于壓力面側的;在射流扇形流域之間和葉片頂部附近,均沒有高速射流沖刷,因此靶面的冷卻效果較差,尤其是在葉片頂部,努塞爾數最小;同時,與沖擊-氣膜復合冷卻的情況相同,氣膜孔的抽吸作用使得氣膜孔邊緣的努塞爾數也較大。沿葉片高度方向,射流孔下游努塞爾數的最大值減小,高努塞爾數區域面積也逐漸減小。

(a)沖擊-氣膜復合冷卻

對比2種冷卻方式的靶面冷卻情況可以發現,靶面內的高換熱區域位置存在差異,且高換熱區在葉片高度方向的變化趨勢也相反,這可能是因為前緣腔室內部橫流對旋流冷卻與沖擊冷卻的影響大小不同。相較于沖擊結構,旋流結構前緣靶面高換熱區域更大(Nud高于100的區域),努塞爾數分布也更為均勻。

2.1.3 綜合冷卻特性 為了評價前緣復合冷卻效果,定義綜合冷卻效率

η=(Taw-Tw)/(Taw-Tc)

(3)

式中:Taw表示絕熱壁面溫度。

圖9為沖擊-氣膜復合冷卻和旋流-氣膜復合冷卻的前緣綜合冷卻效率云圖,其中左側為吸力面,右側為壓力面。在葉片前緣外表面,冷氣在葉片表面覆蓋的軌跡明顯,氣膜覆蓋增強了冷卻性能。由于氣膜孔全部傾斜向上布置,冷氣流出氣膜孔后由自身慣性繼續保持向上的趨勢,并在主流作用下向下游流動,因此氣膜冷卻軌跡偏向葉頂。設計時,在葉根前緣沒有布置氣膜孔,只有內部冷卻通道換熱,導致葉根附近前緣溫度較高,容易損壞。一般工業應用中會在葉根附近布置氣膜孔,降低該處溫度。由于前緣滯止線附近的熱負荷較高,而葉片根部沒有氣膜覆蓋,使得根部滯止線上的綜合冷卻效率較低。在葉片頂部綜合冷卻效率最低,可能是由于葉頂布置內部凹槽,兩種結構下前緣腔內近葉頂位置均沒有冷卻;同時兩種結構下近葉頂的氣膜孔出流量占比均最高,造成葉頂位置氣膜孔出流直接進入主流,氣膜冷氣難以覆蓋葉頂,最終降低了頂部的綜合冷卻效率。由于在前緣腔內部,旋流冷卻的換熱能力比沖擊冷卻的更強,因此旋流-氣膜復合冷卻的綜合冷卻效果優于沖擊-氣膜復合冷卻的。從圖9還可以看出,綜合冷卻效率較高的區域出現在壓力面,表明葉片前緣壓力側冷卻效率更好。這是由于無論是沖擊-氣膜復合冷卻還是旋流-氣膜復合冷卻,內部冷卻壓力面換熱強度都要高于吸力面側的;還有一個可能的原因是,由于流向葉頂方向的橫流在科氏力作用下偏向壓力面側,故壓力側氣膜孔冷氣出流量更多,氣膜冷卻效果更好。

(a)沖擊-氣膜復合冷卻

對比圖9中沖擊-氣膜復合冷卻與旋流-氣膜復合冷卻的綜合冷卻效率可知,旋流-氣膜復合冷卻結構的綜合冷卻效果優于沖擊-冷卻結構,但是沖擊結構中前緣滯止線上的綜合冷卻效率相對較高,與壓力面的換熱強度幾乎相同,這是由于沖擊-氣膜復合冷卻的射流直接沖擊在前緣滯止線上,增強了前緣線處的對流換熱;而冷氣高速沖擊靶面造成了較大的動能損失,使得冷氣流速迅速減小,靶面滯止線兩側的冷卻效果降低。旋流-氣膜復合冷卻的沖擊孔布置在壓力側,在沖擊孔下游旋流沖刷的壓力面側和吸力面側的換熱都強于沖擊-氣膜復合冷卻(如圖8所示),整體上內部冷卻的強度低于旋流-氣膜復合冷卻的內部冷卻強度,所以在前緣面上旋流-氣膜復合冷卻的綜合冷卻效率高于沖擊-氣膜復合冷卻的。

圖10比較了旋流-氣膜復合冷卻和沖擊-氣膜復合冷卻下葉片前緣25%、50%、75%葉高截面的固體域溫比。其中溫比為葉片前緣材料溫度與第一級動葉進口平均溫度之比,定義如下

(a)沖擊-氣膜復合冷卻

Tr=T/Tave,Rin

(4)

式中:T指葉片前緣材料內當地溫度;Tave,Rin指第一級動葉進口平均溫度。

從圖10a中可以看出,主流在葉片前緣滯止線附近及吸力面上的溫比最高,射流面上的溫比最低,內部沖擊冷卻滯止點及其附近的溫比也較低。在圖10b中,前緣滯止線附近的溫比最大,溫度最高,射流面的溫比最小,溫度最低;在冷氣在前緣腔內旋流前進的過程中,流動動能損失逐漸增加,速度不斷降低,且速度邊界層和熱邊界層逐漸增厚,腔室內壁面的溫比沿冷氣流動方向逐漸升高,旋流冷氣對壓力面的冷卻效果高于吸力面,這與圖7和圖8分析的結果一致;在整個固體域中,等溫線向著葉片周向方向發展,溫度梯度沿著葉片軸向變化。

從固體域溫度的分布來看,旋流-氣膜復合冷卻結構的整體溫度要低于沖擊-氣膜復合冷卻結構的,表明旋流-氣膜復合冷卻結構對葉片前緣的冷卻效果更好,這與圖9綜合冷卻效率的結果是一致的。

圖11 葉片前緣周向平均綜合冷卻效率沿葉高分布

2.2 冷氣質量流量比和氣膜孔展向角對葉片前緣兩種復合冷卻結構整體換熱與冷卻性能的影響

圖12為不同冷氣質量流量比下沖擊-氣膜復合冷卻和旋流-氣膜復合冷卻的內部靶面整體面積加權平均努塞爾數。從圖中可以看出,兩種復合冷卻結構的內部努塞爾數均隨著冷氣質量流量比的增大而增大,并且在冷氣質量流量比小于1.6%時,沖擊-氣膜復合冷卻的內部靶面努塞爾數略高于旋流-氣膜復合冷卻的靶面努塞爾數;而在冷氣質量流量比大于或等于1.6%時,結果則相反。表明在相同的射流孔面積下,相對于沖擊冷卻結構,在冷氣流量較高時旋流冷卻結構的換熱性能更好。

圖12 不同冷氣質量流量比下沖擊-氣膜復合冷卻和旋流-氣膜復合冷卻內部靶面整體面積平均努塞爾數

圖13給出了沖擊-氣膜復合冷卻和旋流-氣膜復合冷卻結構下,前緣壓力面和吸力面整體平均綜合冷卻效率隨冷氣質量流量比的變化情況。當mr=0.5%時,沖擊-氣膜復合冷卻結構的壓力面平均綜合冷卻效率低于吸力面,而旋流-氣膜復合冷卻結構壓力面和吸力面數值相近。當mr≥1.0%時,兩種復合冷卻結構的壓力面整體平均綜合冷卻效率都高于吸力面的,與圖9的結果一致。隨著冷氣質量流量比的增加,前緣沖擊-氣膜和旋流-氣膜復合冷卻的平均綜合冷卻效率都逐漸增大,且冷氣質量流量比變化對平均綜合冷卻效率的影響逐漸降低。這是由于沖擊-氣膜復合冷卻和旋流-氣膜復合冷卻都是在葉片內部由沖擊射流形成的內部冷卻,冷氣通過氣膜孔流出在葉片表面形成冷卻氣膜,以保護透平葉片。當冷氣流量繼續增大時,不僅內部沖擊和旋流冷卻的強度增大,增強了前緣腔的沖擊換熱效果,而且也增大了前緣氣膜的流量,即增大了氣膜冷卻的吹風比,改善了外部換熱情況。但當冷氣流量過大時,會導致一部分冷氣直接沖入主流,冷氣貼壁性變差,氣膜冷卻效率降低,從而導致前緣綜合冷卻效率增大不明顯。此外,從圖中還觀察到,在冷氣流量相同時,旋流-氣膜復合冷卻結構的平均綜合冷卻效率高于沖擊-氣膜復合冷卻結構的,這與圖8分析的內部換熱的結果、圖9和圖11分析的綜合冷卻效率的結果以及圖10分析的葉片前緣材料內溫度的結果是一致的。旋流-氣膜復合冷卻結構壓力面和吸力面的平均綜合冷卻效率均比沖擊-氣膜復合冷卻結構的平均綜合冷卻效率高6%以上,這是由于旋流結構將射流孔布置在靠近壓力側,在前緣腔內形成的旋流增強了兩側面的換熱,從而提高了旋流-氣膜復合冷卻結構兩側面,特別是壓力面的綜合冷卻效果。

圖13 前緣整體平均綜合冷卻效率隨冷氣質量流量比的變化

圖14比較了葉片前緣不同氣膜射流角度α下動葉前緣壓力面和吸力面的整體平均綜合冷卻效率。可以看出,在計算范圍內,旋流-氣膜復合冷卻結構在任意氣膜孔角度下壓力面的整體平均綜合冷卻效率均高于吸力面的,并且隨著前緣氣膜出流角度增大,壓力面和吸力面的整體平均綜合冷卻效率逐漸減小。而在沖擊-氣膜復合冷卻結構中,壓力面的綜合冷卻效率也高于吸力面,但是兩平面的平均值差異小于旋流-氣膜冷卻的。前緣面的冷卻受氣膜出流角度變化影響不同,在α=25°～30°時,前緣面的平均綜合冷卻效率隨角度增大而減小,在α=40°時,前緣面的綜合冷卻效率強于30°,隨后氣膜出流角度增大會使得壓力面和吸力面的綜合冷卻效率降低,但是綜合冷卻效率始終高于α=30°的情況。從圖14還可以看出,在計算范圍內,任意氣膜孔展向角度下旋流-氣膜復合冷卻結構葉片前緣兩側面的整體平均綜合冷卻效率均比沖擊-氣膜復合冷卻結構的整體平均綜合冷卻效率高6%以上。其中,當α≤30°時,旋流-氣膜復合冷卻的綜合冷卻效率比沖擊-氣膜復合冷卻的高約11%;當α>30°時,旋流-氣膜復合冷卻的綜合冷卻效率比沖擊-氣膜復合冷卻的高6%以上。

圖14 前緣整體平均綜合冷卻效率隨氣膜孔展向角度變化

3 結 論

本文針對GE-E3的第一級動葉前緣,采用熱流耦合的方法比較分析了沖擊-氣膜復合冷卻與旋流-氣膜復合冷卻的流動與換熱特性,并研究了冷氣質量流量比、氣膜孔展向角度對葉片前緣沖擊-氣膜復合冷卻和旋流-氣膜復合冷卻綜合冷卻性能的影響,獲得如下結論。

(1)在葉片前緣α=25°,冷氣mr=1.6%時,相比于沖擊-氣膜復合冷卻結構,旋流-氣膜復合冷卻的內部換熱的均勻性更好,葉片前緣材料內溫度更低,綜合冷卻效率和平均綜合冷卻效率更高。

(2)在計算范圍內,葉片前緣的平均綜合冷卻效率隨著質量流量比的增大而逐漸增大,且在質量流量比為1.6%之后變化趨于平緩。

(3)在葉片前緣氣膜孔展向角度為25°的情況下,當mr>0.5%時,沖擊-氣膜復合冷卻結構和旋流-氣膜復合冷卻結構的吸力面平均綜合冷卻效率均低于壓力面的;而當mr=0.5%時,沖擊-氣膜復合冷卻結構吸力面平均綜合冷卻效率高于壓力面,旋流-氣膜復合冷卻結構的壓力面和吸力面平均綜合冷卻效率基本相同。

(4)在計算范圍內,任意mr和α下旋流-氣膜復合冷卻結構葉片前緣兩側面的整體平均綜合冷卻效率均比沖擊-氣膜復合冷卻結構的整體平均綜合冷卻效率高6%以上。其中,當α≤30°時,旋流-氣膜復合冷卻的綜合冷卻效率比沖擊-氣膜復合冷卻的高約11%;當α>30°時,旋流-氣膜復合冷卻的綜合冷卻效率比沖擊-氣膜復合冷卻的高6%以上。