渦輪葉片表面溫度場及綜合冷卻效果試驗研究

鄧麗君，宣文韜，鐘 博，楊衛華

（1.中國航發湖南動力機械研究所，株洲421002；2.南京航空航天大學能源與動力學院，南京210016）

隨航空發動機的推力/功率逐步提高，使渦輪葉片的工作溫度逐漸增高，過高的溫度會使渦輪葉片發生蠕變甚至變形，嚴重威脅到發動機的安全。如何降低渦輪葉片的表面溫度成為科學研究的熱點，對渦輪葉片采取冷卻措施是一種途徑，其中氣膜冷卻法是普遍采用的一種冷卻方式。使用冷氣可以降低渦輪葉片的表面溫度,但投入過多冷氣會影響發動機性能，因此投入研究用合適的冷氣流量來完成冷卻至關重要[1]。熱電偶是常用的測溫元器件，將熱電偶埋入被測物體表面不改變葉片表面獲取表面溫度常被用于科研試驗。紅外熱像儀使用方便并且測量溫度場的精度較高，被科研人員廣泛地運用在渦輪葉片溫度場的測量中[2]。文獻[3]分析了紅外精密度，介紹了紅外校正，并通過研究證明紅外測溫的可行性，且可利用數字圖像處理技術得到冷卻效率分布。馬龍等[4]使用紅外測溫進行層板實驗。國外科研人員研究了端壁氣膜冷卻，發現氣膜孔出流受到二次流壓迫從葉盆流向葉背[5]。侯亞東等[6]研究平板氣膜孔，通過紅外熱像儀獲取熱壁面的溫度場。氣膜出流特征對冷卻效率的影響尤為重要，袁瑞明等[7]通過對層板數值仿真分析了氣膜孔分布不同對冷效的影響。Liu等[8]通過瞬態液晶測量技術測量了薄膜的冷卻特性。國外研究采取不均勻的湍流邊界條件為圓柱狀的薄膜冷卻孔做了數值仿真[9?10]。3D打印被用來制作航發零部件開展科學研究[11]。國外近年通過紅外測溫研究了許多透平的綜合冷卻效果[12]。賀宜紅等[13]研究了渦輪葉片內冷通道的優化設計，王培梟等[14]研究發現葉片溫度場分布受內部冷卻和外表面換熱共同影響，葉頂和前緣溫度較高。

由上可知，國內外專家針對渦輪葉片氣膜冷卻特性的研究已經較為深入，取得了許多有益的成果，然而對于高溫條件下渦輪葉片表面溫度場的測量及綜合冷卻效率的研究，目前研究得還不夠深入，因此需要對高溫條件下葉片溫度場的測量及綜合冷卻效率開展較為深入的研究，用來驗證結構的合理性，同時提供進一步改進的依據。本文針對某型渦輪葉片，采用熱電偶和紅外熱像測溫技術相結合的方法，對表面溫度場進行測量，并且得到了綜合冷卻效率的分布特征，總結了改變流量比、溫比和落壓比對綜合冷效的影響。所得結果對渦輪葉片表面溫度場和綜合冷卻效率的測量方法提供了借鑒。

1 試驗件和試驗系統

圖1示出了綜合冷效試驗系統，主要包括主氣流管路和次氣流管路。從壓氣機流出的氣流經過穩壓罐以后分別進入試驗主氣流管道和次氣流管道。在主氣流管道內的氣流依次通過閥門、孔板流量計、加熱器后進入試驗段；在次氣流管道內的氣流經過四通分為3股氣流依次通過閥門、超聲波流量計、冷凝器和換熱器后流入葉片內冷通道進入試驗段，分別給一個主要測量葉片和兩個陪襯葉片提供氣流。在試驗段入口、出口及3股次流管道入口安裝壓力探針和熱電偶，用來測量壓力和溫度。使用紅外熱像儀透過紅外拍攝窗口分別在兩個視角下獲取渦輪葉片壓力面、吸力面的溫度場。

圖2和圖3分別示出了渦輪葉片試驗件設計圖和實物照片。為了保證測量渦輪葉片的流場，試驗件采用3個葉片構成的兩葉柵通道，中間葉片為測量葉片，葉片材料均為可承受高溫高壓抗氧化的鎳基合金GH4169，在650～1 000℃高溫下有較高的強度，在渦輪葉片開槽埋入熱電偶以后噴涂材料均為相同的鎳基合金，并且打磨后不改變原來的渦輪葉片表面。冷卻氣流有3路，其中中間一路是中間測量葉片的冷氣通道，其余兩個冷卻通道分別供給兩側葉片的冷卻氣流。為了能夠準確標定紅外熱像儀的測量結果，在葉片的中截面沿葉片表面共布置16根0.5 mm K型鎧裝熱電偶（精度±0.1℃），其中葉盆、葉背各8根，具體的埋設位置如圖2所示。熱電偶測點位于50%葉高截面上，葉片沿葉高方向扭曲角度不大，表明熱電偶測點可以對葉片表面紅外測量結果進行較好校正。

圖2 渦輪葉片試驗件設計圖Fig.2 Design of turbine blade test piece

圖3 渦輪葉片實物圖Fig.3 Real picture of turbine blade

如圖4和圖5所示，在通道上壁面設計長方形的紅外拍攝窗口，進行試驗前在窗口內嵌入80 mm×90 mm×10 mm可承受高溫的藍寶石玻璃，為了能夠清晰準確拍攝渦輪葉片溫度場，在測量過程中，使用紅外熱像儀分別在兩個視角下獲取渦輪葉片壓力面、吸力面的溫度場。

圖4 渦輪葉片壓力面紅外拍攝視角Fig.4 Infrared position of turbine blade pressure surface

圖5 渦輪葉片吸力面紅外拍攝視角Fig.5 Infrared position of turbine blade suction surface

2 試驗參數與工況

2.1 試驗參數

流量比

式中：mc為次流流量，mg為主流流量。

溫比

式中：Tg為主流溫度，Tc為次流溫度。

落壓比

式中：P?in為試驗段入口總壓，Pout為試驗段出口靜壓。

綜合冷卻效率

式中Tw為葉片表面溫度。

2.2 試驗工況

如表1和表2所示分別為溫比影響綜合冷效試驗的試驗工況和流量比影響綜合冷效試驗的試驗工況。

表1 主次流溫比影響試驗參數Table 1 Temperature ratio test parameters

表2 主次流流量比影響試驗參數Table 2 Flow ratio test par ameter s

3 誤差分析與紅外修正

3.1 誤差分析

根據誤差傳遞規律，含有n個獨立變量X,函數Y=f(X1,X2,…,Xn)的誤差為

式 中：ΔX1,ΔX2,…,ΔXn分 別 為 獨 立 變 量X1,X2,…,Xn的絕對誤差。根據式（4）和式（5），葉片綜合冷卻效率的絕對誤差為

試驗采用紅外熱像儀測量葉片表面溫度，主流溫度及次流溫度均采用鎧裝K型熱電偶測量，測溫范圍在200～1 300 K時，允差值為±2.5 K。ΔTg=2.5 K，ΔTc=2.5 K，ΔTw=2.5 K。因散熱的作用,使得ΔTw應更大些，試驗時溫度較高，估算因散熱而引起的溫度誤差為3 K。葉片平均壁溫通過紅外熱像儀進行測量，紅外熱像儀測溫精度為±1%，紅外誤差為1.2 K，考慮散熱，則ΔTw=4.2 K。將上述數據代入式（6）中，得到最大誤差為

相對誤差為

3.2 紅外修正

通過將熱電偶測得葉片實際溫度代入式（9）計算當地發射率，從而沿弧長方向分區進行發射率修正得到較為準確的紅外溫度場。

式中：T0為熱電偶測得渦輪葉片的溫度，T'0為紅外測量渦輪葉片表面未修正的溫度，Tu為被測物體環境溫度，ε為發射率。

不同紅外熱像儀由于光譜響應和選擇波段不同，n值存在差異，此次試驗使用的1.5～5μm紅外熱像儀n值為5.1。

4 試驗結果與分析

4.1 渦輪葉片溫度場分析

圖6示出了標準工況即溫比K=2.1，流量比M=0.016時葉片溫度場。在前緣附近較高，這是因為前緣氣膜孔流量不足，并且直接受到主流的沖刷。在葉片壓力面前緣近端壁區域，由于外表面缺乏氣膜覆蓋以及內部流道沒有強化換熱措施（即該部分未設置肋片），冷卻氣體對葉片降溫較差，表面溫度較高。隨后在壓力面葉盆區域出現一個較為明顯的低溫區域，這是由于該處內腔肋化通道進口段效應引起的強烈對流換熱產生的。近尾緣處的冷氣進氣通道由于縮擴段的原因在入口處會產生較大的漩渦影響內部換熱情況，造成了尾緣處靠近端壁的高溫區域。在葉片尾緣靠近葉尖處出現局部低溫區域，這是由于腔1氣流經過彎頭后流向腔2后該處冷氣流量增大導致的。

圖6 渦輪壓力面溫度分布Fig.6 Temperature distribution of turbine pressure surface

如圖7所示，葉背氣膜孔下游溫度明顯先降低后提高。對于葉背，葉背兩排氣膜孔出流氣體形成氣膜沿著主流方向對葉片進行保護，葉背溫度逐漸降低，隨后溫度又逐漸升高，這是因為冷氣量不足，可在尾緣布置氣膜孔優化冷卻。可以看出，葉片吸力面葉尖區域溫度均處于較高水平。

圖7 渦輪吸力面溫度分布Fig.7 Temperature distribution of turbine suction surface

4.2 熱電偶與紅外熱像儀測量結果比較

圖8示出了η的紅外熱像儀測量結果與熱電偶測量結果的比較。可以看出，由于葉片前緣駐點區域沒有熱電偶，所以前緣駐點區域無熱電偶測量結果，在葉片其他位置均有熱電偶測量結果。在求解葉片表面名義發射率時，根據試驗結果對求解公式進行修正后，通過二者比較可以看出，紅外熱像儀得到的結果與熱電偶測量結果基本一致，說明修正發射率以后紅外溫度場精度較高。圖8中“X”指測點距葉片前緣駐點的弧長；“S”指葉片總弦長。

圖8 紅外熱像儀測量結果與熱電偶測量結果比較Fig.8 Comparison of measurement results of infrared ther?mal imager and thermocouple

4.3 流量比對葉片綜合冷卻效率影響

如圖9所示，主流溫度為615 K時4個M下葉盆、葉背的溫度場，當M=0.016～0.035時，流量比提高對溫度場的影響規律是一致的，隨著流量比提高，氣膜附近低溫區逐漸擴大，但沒有產生新的低溫區，主次流流量比提高使得前緣附近的溫度降低。當M=0.005時，葉片溫度較高，這是因為冷氣不足。

圖9 不同流量比時渦輪葉片表面溫度場Fig.9 Temperature field of turbine blade surface under dif?ferent flow ratio

圖10示出了M對η影響試驗的熱電偶測量結果和紅外熱像測量結果得出的綜合冷效變化規律。可見，M從0.016增大到0.035過程中，綜合冷卻效率變化規律一致，這是因為M改變未使外表面流動特征發生較大改變；M增加，綜合冷效增大，這是因為冷氣流量變大使得更多的氣膜覆蓋阻隔了主流，同時增大了冷氣流量，腔內交換大量熱，因此表面溫度降低，綜合冷效提高。當M為0.005時，前緣出氣量不足，導致溫度較高，綜合冷卻效率接近零。

圖10 流量比對綜合冷效影響Fig.10 Effect of flow rate ratio on comprehensive cool?ing efficiency

4.4 溫比對葉片綜合冷卻效率影響

圖11為綜合冷效在不同K下的沿程變化關系圖，圖11（a）、圖11（b）分別為主流溫度為615 K時溫比影響試驗熱電偶測量結果和紅外熱像儀測量結果。試驗采用調節次流入口溫度的方式完成對溫比的調節，不改變燃氣入口溫度，溫比升高即調低次流溫度。圖中可見葉背處的綜合冷效最高達到了0.52，圖中溫比變化后綜合冷效變化甚微，可見溫比對綜合冷效影響很小，這是因為主次流的流動特征沒有改變。

圖11 溫比對綜合冷效影響Fig.11 Effect of temperature ratio on comprehensive cool?ing efficiency

4.5 落壓比對葉片綜合冷效影響

如圖12所示，葉片綜合冷效隨π的變化關系，其中，圖12（a）、圖12（b）分別為主流溫度為615 K時落壓比影響試驗熱電偶測量結果和紅外熱像儀測量結果。可以看出，當M=0.016時，落壓比增大，則綜合冷效提高。由于M恒定，π增加則次流流量增大，使得腔內的對流換熱增強，而且氣膜冷氣溫度降低，冷氣覆蓋在渦輪葉片表面，減少了對流換熱，所以落壓比增大則葉片溫度更低，綜合冷效略有提高。

圖12 落壓比對葉片綜合冷效影響Fig.12 Effect of drop pressure ratio on comprehensive cool?ing efficiency of blade

4.6 葉片平均冷卻效率

為了充分比較M、K、π與葉片綜合冷效的變化關系，將葉片各測點得到的綜合冷卻效率按照葉片弧長進行平均，得到葉片平均綜合冷卻效率。圖13～15分別為M、K、π對葉片平均綜合冷效的影響。可以看出，對葉片平均綜合冷效影響最大的因素是M，由圖13可以看出，隨著M的增加，葉片平均綜合冷卻效率逐漸升高，當M=0.005時，η=0.125，而當M為0.035時，η升高到0.424。由圖14可以看出，K對η的變化甚微，在溫比為1.8時，葉片對應的平均綜合冷卻效率為0.321，而溫比為2.1時，葉片對應的平均綜合冷卻效率為0.315，變化甚微。由圖15可以看出，π的變化對η有影響但影響甚微，隨著π的增加，葉片平均綜合冷卻效率略有增加，具體而言，當落壓比為1.2時，葉片對應的綜合冷卻效率為0.301，當落壓比為1.56時，葉片對應的綜合冷卻效率為0.315，變化較小。

圖13 流量比對平均綜合冷效的影響Fig.13 Effect of flow rate ratio on average comprehensive cooling efficiency

圖14 溫比對平均綜合冷效的影響Fig.14 Effect of temperature ratio on average comprehen?sive cooling efficiency

圖15 落壓比對平均綜合冷效的影響Fig.15 Effect of drop pressure ratio on average comprehen?sive cooling efficiency

5 結 論

（1）由于葉片前緣和尾緣表面缺乏氣膜覆蓋，葉片前緣及尾緣的葉尖和葉根存在高溫區，在內流道附近葉身溫度有所降低。

（2）流量比對葉片表面綜合冷卻效率有較大影響。隨流量比增加，冷氣量增加，內部換熱能力增強，表面形成的氣膜覆蓋面積亦隨著擴大，葉片表面溫度降低，冷卻效率變大，葉片表面平均綜合冷卻效率由0.12逐漸增加到0.424。

（3）溫比對綜合冷卻效率的影響較小，在前緣位置處，綜合冷卻效率在前緣位置最小，約為0.28，在葉背兩排氣膜孔后的低溫區達到最大值約為0.52。平均綜合冷卻效率基本維持在0.31～0.32。

（4）隨落壓比增加，葉片表面溫度有所降低，但對葉片表面綜合冷卻效率影響較小。平均綜合冷卻效率基本保持在0.3～0.32。