V肋對尾緣劈縫氣膜冷卻特性的影響

葉林，劉存良, 2,*，楊寓全，黃蓉，朱安冬

1. 西北工業大學 動力與能源學院，西安 710072

2. 西北工業大學 陜西省航空動力系統熱科學重點實驗室，西安 710129

不加力超聲速巡航是第4代戰斗機最重要的技術特征之一，要實現這一技術，在發動機方面需要提高渦輪前溫度[1]。追蹤先進飛行器的發展歷程，第4代戰斗機的熱負荷相比之前會有較為明顯的增加，因此高效的熱管理系統設計受到越來越多的重視[2]。尾緣區域的有效冷卻是渦輪葉片冷卻中最困難的挑戰之一，這是由于狹小的通道中難以布置冷卻結構，且尾緣的壓力面側和吸力面側的熱負荷都很高。因此為了保證尾緣的結構完整性在發動機服役期間內不被高溫燃氣燒蝕破壞，必須對其進行高效冷卻。

Cunha等[3-4]最先對比了全縫、離散孔、劈縫3種冷卻結構在尾緣有限空間內的冷卻效果，基于一維方法建立了不同尾緣冷卻設計方案的溫度分布解析關系式，結果表明相同工況下所計算出的一維溫度分布中劈縫結構的壁溫最低。劈縫冷卻結構是通過切除葉片尾緣壓力面側的部分壁面，且保留吸力面側的壁面而形成的，壁面間的若干分隔肋所形成的切向出流縫使得冷氣從縫口噴射出，在劈縫表面上覆蓋形成冷氣膜。相對于其余2種冷卻結構，劈縫結構在確保結構完整性和空氣動力學的需求的同時，可有效增強其冷卻性能。

目前有關結構參數對尾緣劈縫氣膜冷卻特性和機理的研究主要集中在兩方面，一是劈縫上游強化換熱結構的影響。Martini等[5]研究了上游擾流柱對劈縫氣膜冷卻效率的影響，他們發現劈縫出口的氣膜核心區的長度與上游結構有關，增加擾流柱排并未提高氣膜冷卻效率，反而提高了氣膜的衰弱速率，沒有擾流柱排的延伸段起到了均化氣流的作用，可以減小湍流的摻混；Wu等[6]使用瞬態熱色液晶測量技術研究了尾緣劈縫上游帶有直肋和擾流柱的內部通道的傳熱特性和壓降系數，Shen等[7]將凹窩和突脊結構作為內部冷卻通道的強化換熱裝置，采用瞬態紅外熱成像和穩態數值模擬考察了尾緣的狹窄梯形通道的傳熱特性及機理，但文獻[6-7]中并未關注劈縫表面的冷卻性能。

影響尾緣劈縫氣膜冷卻特性的另一結構方面是外部結構參數，比如唇板造型、劈縫間隔、分隔肋形狀等。Martini等[5]考察了唇板厚度對劈縫氣膜冷卻效率的影響，與Mukherjee[8]的試驗數據對比表明了氣膜的衰減過程主要受控于唇板厚度，薄唇板主導氣膜冷卻效率會顯著增大，而厚唇板的非定常脫落渦是導致劈縫表面氣膜冷卻效率下降的一個重要因素；Horbach等[9-10]采用紅外熱成像技術研究了唇板造型及厚度對劈縫氣膜冷卻特性的影響，結果表明未經倒圓的唇板導致劈縫出口下游的氣流分離會產生較大的渦旋，倒圓造型為氣流提供了導引，降低脫落渦的強度，使得內側倒圓唇板結構的氣膜冷卻效率較大；魏建生等[11]采用瞬態熱色液晶測量技術研究了不同加工造型的收縮型分隔肋對劈縫氣膜冷卻特性的影響；王瑞琴等[12]數值模擬對比了有無分隔肋下的劈縫區域的流動傳熱性能。

以上研究有助于說明和揭示尾緣劈縫的流動特性及機理，但目前仍缺乏提高尾緣冷卻性能的具體建議。與葉片其他區域氣膜冷卻相比，尾緣劈縫結構的壓力面側和吸力面側同時受到燃氣熱流的影響，劈縫出口噴射形成的氣膜不僅覆蓋在劈縫表面從而保護壓力面，還需充當對流散熱器以將吸力面側傳向壓力面側的熱量帶走。因此尾緣區域的冷卻設計追求的目標是：高氣膜有效性和強對流換熱性。迄今為止，通過改變唇板與分隔肋結構使得尾緣劈縫的氣膜貼壁性極好[13-14]，氣膜冷卻效率的提升空間十分有限。因此，研究具有更強換熱性以達到更高的綜合冷卻性能的尾緣劈縫冷卻結構是極其必需的。

從已公開發表的文獻來看，突脊擾流結構的研究通常著眼于熱端部件的內冷通道[15]或是氣膜孔附近[16-17]，V肋作為擾流強化換熱的一種基礎肋型，其表現出了較直肋和斜肋更佳的傳熱性能，目前并未應用于尾緣劈縫表面。因此，本文突破單純增強劈縫表面氣膜冷卻效率的傳統做法，提出了在劈縫表面布置V肋型擾流結構以增強劈縫表面對流換熱系數來提升尾緣綜合冷卻效果的新思路，設計了一種帶有V肋的尾緣擾流劈縫冷卻結構。

本文報道了一項試驗研究以探究V肋對尾緣劈縫表面氣膜冷卻特性的影響，采用壓力敏感漆(Pressure-Sensitive Paint, PSP)技術和瞬態熱色液晶(Transient thermochromic Liquid-Crystal, TLC)技術分別獲得了劈縫表面的氣膜冷卻效率和對流換熱系數分布，詳細對比分析了吹風比及V肋寬度對2種不同尾緣劈縫表面氣膜冷卻特性的影響，并采用凈熱流密度值評估對比了帶有V肋的劈縫結構的綜合冷卻性能。

1 試驗系統及測量方法

1.1 試驗臺系統

尾緣劈縫冷卻平板試驗在低速風洞中進行，低速環境下的尾緣冷卻試驗數據已由Krueckels等[18]驗證過，與高速葉柵試驗數據近乎一致，可應用于真實渦輪葉片。試驗系統如圖1所示，其主要由主流、空氣二次流和氮氣二次流組成。主流由離心風機提供，冷卻穩定后進入試驗臺的主流段，主流穩壓段與試驗測量段之前由收縮腔過渡連接，兩段收縮腔中夾有一個絲網快速加熱器，測量段的截面尺寸為220 mm×80 mm?？諝舛瘟骱偷獨舛瘟鞣謩e由螺桿式壓縮機和高壓氮氣罐經減壓閥降壓后提供，二次流氣體流過質量流量計和加熱罐后進入劈縫冷氣(文中的“冷氣”代指二次流)通道，再從尾緣劈縫縫口射出。

圖1 試驗系統示意圖

試驗采集系統中，主流速度Ug和溫度Tg分別由布置在試驗段中的皮托管和4根熱電偶獲得；尾緣劈縫測量板在展向設置了5個劈縫表面以形成周期性，展向兩側的縫出口處均布有熱電偶以測量劈縫出口的二次流溫度Tc；采用圖像采集系統獲取中間3個劈縫表面的數據以檢驗周期性。試驗過程中，將發射光波長范圍為390～410 nm 的藍紫光激發光源和F2000 Scientific相機應用于PSP技術，將泛光燈和型號為HDR-CX350的索尼相機應用于TLC技術。

1.2 試驗件

由于渦輪葉片尾緣實物尺寸很小，劈縫出口高度約0.5 mm，本文按照相似原理[19]將實物模型化，在原始結構的基礎上簡化并放大14倍的劈縫模型由唇板(頂部)、多條分隔肋(中間)和測量板(底部)組成，如圖2所示。其中，唇板的上表面(其代表了尾緣的壓力面)和分隔肋上表面在同一水平面以接近真實渦輪葉片的尾緣結構。沿展向中心線方向截出的A-A視圖展示了劈縫模型的主要參數尺寸，主流從左側流入，二次流由唇板與測量板的中間流道進入高度H為7 mm的劈縫冷氣通道，經延伸長度為14H、寬為2H的矩形肋將進入冷卻通道的流體分開，以形成截面尺寸為4H×H的獨立二次流通道，二次流的噴射角為14°，唇板形狀為內側倒圓結構，唇板厚度等于通道高度H，其結構選取原則根據文獻[9-10]。為滿足瞬態換熱試驗的一維半無限大假設理論，設計測量板厚度為35 mm。

圖2 尾緣劈縫模型示意圖

劈縫表面為主流與二次流摻混區域，是本研究的主要對象?？p出口外分隔肋的展向寬度由2H變化至不同數值以形成中心軸對稱的不同形狀的劈縫表面。如圖3所示，半劈縫表面的流向長度為8H，兩邊的展向寬度分別為4H和S。本文研究的結構包含2種劈縫表面形狀：一種為未擴張型劈縫表面，即S=4H；一種為分隔肋的展向寬度由2H收縮至0所形成的擴張型劈縫表面，即S=6H。 所研究的帶有V肋的擾流劈縫結構是在劈縫表面上布置2條V肋，靠近縫出口的V肋起始端距劈縫出口為0.6H，肋高為0.2H，肋間距p=1.6H，2種肋寬e=0.4H, 0.2H。本文共研究了6種結構，如表1所示，編號為CASE#1～CASE#6，尾緣半劈縫試驗件如圖4所示。

圖3 原始及帶有V肋的劈縫表面示意圖

表1 結構參數

圖4 尾緣劈縫試驗件實物圖片

1.3 測量方法及原理

PSP技術最初被應用于壁面靜壓的測量，根據傳熱傳質類比原理又被推廣為氣膜冷卻研究中氣膜冷卻效率的測量[20]，PSP發射光的強度是隨涂料表面的氧氣分壓遞減的函數，可將修正背景噪聲后的光強比和氧氣分壓比數據進行擬合，從而獲得兩者之間的定量關系式為

(1)

式中：IR和 (PO2)R分別為參考條件下(有光無風)的發射光強度和氧氣分壓；IB為背景條件下(無光無風)的發射光強度；I和PO2分別為試驗條件下(有光有風)的發射光強度和氧氣分壓；系數A、B、C、D可通過標定試驗[20]測得，本試驗溫度303 K條件下標定表達式的系數分別為0.220 8、0.703 3、0.220 5和-0.137 8。

試驗過程中，通過調節主流水冷與二次流加熱罐將Tg和Tc的溫差均控制在0.3 K以內。待流動狀態穩定后，分別在主流為空氣、二次流為空氣的試驗條件和主流為空氣、二次流為氮氣的試驗條件獲得I；在無風有光的參考條件和無風無光的黑暗條件下分別獲得IR和IB，結合標定表達式，可獲得待測表面的氣膜冷卻效率。PSP技術測得的局部氣膜冷卻效率η越大，不確定度越小。本試驗中當η=0.3時不確定度為2.38%，當η=0.7時不確定度為1.36%，當η=0.9時不確定度為1.12%。

本文的對流換熱系數h由基于瞬態導熱理論的窄帶熱色液晶技術測量獲得，關于雙參數求解的瞬態傳熱測量理論的具體介紹可參考文獻[21-22]，待測表面的壁溫Tw隨時間t的變化可根據一維半無限大理論的非穩態導熱方程推導得到：

[ηTc(t)+(1-η)Tg(t)-T0]

(2)

式中：T0為試驗件表面的初始壁溫；a為熱擴散系數；λ為試驗件材料的導熱系數；erfc(·)為余誤差函數，其表達式可參考文獻[19]。式(2)中，η和h為2個未知量。

由于劈縫表面的氣膜冷卻效率已通過PSP技術測得，故可通過設置氣流溫度將式(2)近似為常規單參數的求解式。試驗過程中，通過調整加熱功率，使得主流和二次流獲得相同的溫度階躍，即Tg(t)=Tc(t)，此時僅需再明確某一時刻下的壁溫Tw(t)和變色時間t即可通過一次試驗求解出對流換熱系數，本研究中已通過多次試驗驗證了試驗重復性。TLC技術的不確定度[23]主要源于時間、溫度及材料物性，通過隨機誤差傳遞進行分析可得本試驗中換熱系數的不確定度為10%～15%。

2 結果分析與討論

2.1 試驗工況及數據處理

本試驗中設置入口速度為23.16 m/s以確保主流雷諾數Reg為10 000，通過調節二次流的質量流量mc使得吹風比BR在0.25～2.00范圍內變化，Reg和BR的定義分別為

(3)

(4)

式中：Uc為縫出口射流的速度；ρg和ρc分別為主流和二次流的密度；μg為主流的動力黏度；Ac為劈縫出口的面積。

由于分隔肋影響下所產生的二次流渦流以及主流和二次流流經劈縫出口(唇板)造成的渦脫落等物理過程使得劈縫出口下游的氣流具有很高的非定常性質，這些渦流使得其表面的對流換熱特性有別于一般平板結構。因此本文用無量綱參數Nu/Nu∞表達劈縫表面的對流換熱強化性能，其中Nu為劈縫表面的努塞爾數，Nu∞參考Kays和Crawford[24]的充分發展段管內湍流換熱經驗表達式描述：

(5)

式中：k為流體的導熱系數；Prc為二次流通道的冷氣普朗特數；Rec為二次流通道的冷氣雷諾數，本文選取BR=1.00時的Rec。

采用基于恒定綜合冷卻效率φ=0.6計算的凈熱流密度值NHFR來評估V肋對尾緣劈縫綜合冷卻性能的影響，數值越高表明整體冷卻性能越好。由于尾緣劈縫壁面的熱流量是由劈縫表面傳向射流，因此NHFR值大于1.0。

(6)

式中:q為有冷氣射流時劈縫表面的熱流密度；q∞是基于式(5)的Nu∞計算得到的。

2.2 原始尾緣劈縫表面的氣膜冷卻特性

圖5展示了小吹風比時的原始尾緣劈縫表面(CASE#1、CASE#2)的氣膜冷卻效率η分布，同一吹風比時，擴張型的劈縫表面(CASE#2)的氣膜覆蓋性弱于未擴張型結構(CASE#1)，劈縫出口的核心區的η接近于1，且其長度受劈縫表面擴張程度的影響，這是由于擴張較大的結構使得冷氣射流的流向動量降低，同樣的原因顯著影響了下游區域的氣膜覆蓋性。當BR=0.25時，CASE#1下游X/H=6.0～8.0區域的低η的分布較為均勻，數值約為0.7，而CASE#2下游呈現出明顯的“雙駝峰”式低η分布，數值約為0.4～0.5， 且范圍較大，該現象在文獻[14]中也出現。隨著吹風比的增大，冷氣流量隨之增大，尾緣劈縫下游的氣膜覆蓋范圍增大，且更加穩定，高η核心區逐漸擴大。在BR=0.50時，CASE#1的氣膜已幾乎完全覆蓋劈縫表面，更大的吹風比工況下的分布此處不再贅述。而對于CASE#2，遠下游區域的中心位置處的氣膜覆蓋性相對較好，而兩側的低η值在0.7～0.8范圍內，隨著吹風比的繼續增大，低η值雖有所改善，但始終未能完全被核心氣膜覆蓋，BR=1.00與BR=0.75時相比，低η區域增大，這是由于在該種結構下縫出口渦流的脫落隨著吹風比的提高而有所加強，使得遠下游區域的主流與冷氣的摻混加劇，類似的現象在文獻[25]有所報道。

圖5 原始尾緣劈縫表面的氣膜冷卻效率分布云圖

由于原始劈縫表面對流換熱系數隨著吹風比的增大單調增大[23]，因此本文選取了 CASE#1和CASE#2在3種典型吹風比工況下的對流換熱強化性能Nu/Nu∞分布云圖進行展示對比，如圖6所示。在BR=0.50時，X/H<3范圍的對流換熱強度很弱，且在中心線附近存在一個極其低的換熱區，這是由于劈縫出口處的壁面附近的渦旋引起壁面附近流體的速度梯度降低，從而使得該處換熱降低。下游區域展向兩側的低換熱區的面積逐漸減小，中心區域的換熱較為均勻，CASE#2的遠下游區域隱約出現了“雙駝峰”狀的高換熱區，這是由于該處的氣膜層受到主流脫落渦的擾動加劇，使得近壁面流體的速度梯度提升，進而換熱強度增大；而該工況下的CASE#1的遠下游氣膜覆蓋性很好，主流未能擾動到該處的流體，CASE#1并未出現高換熱區。隨著吹風比的增大，核心低換熱區和下游展向兩側的低換熱區的面積均逐漸減小，換熱分布更為均勻。CASE#1和CASE#2的換熱分布在規律上無明顯差異，這說明劈縫表面的形狀不是影響換熱特性的主要因素。

圖6 原始尾緣劈縫表面的對流換熱強化性能分布云圖

圖7展示了吹風比為0.50和1.00時劈縫表面的展向換熱強度，BR=0.50時X/H<2區域換熱相對較低，隨后急劇上升，CASE#2的換熱較強，且與CASE#1的差距逐漸拉大，這是由于在小吹風比工況下，CASE#2遠下游區域的主流與冷氣摻混較為劇烈，增強了壁面附近的擾動；在BR=1.00時，換熱系數的變化較為平緩，兩者相差較為穩定，此時主流對壁面的擾動影響并不強烈。與Murata等[26-27]的試驗數據對比，整體變化趨勢與換熱分布吻合很好，驗證了本文換熱試驗的合理性。

圖7 本文實驗得到的展向平均努塞爾數比值Nu/Nu∞與文獻數據的對比

2.3 帶有V肋的尾緣劈縫表面的氣膜冷卻效率

圖8展示了小吹風比工況下帶有V肋的尾緣劈縫表面的氣膜冷卻效率η分布，在BR=0.25 時， 2條V肋對下游X/H<3范圍內的氣膜覆蓋基本沒有影響，由于V肋肋條的導流作用，使得在壁面附近的部分流體產生了沿肋條方向的分速度，其對主流與V肋間及第2條V肋的末端附近射流有著微弱的擾動，導致該處的η相對較低；沿著中心線Y/H=0的射流能保持較好的速度向下游發展，從而導致V肋的夾角附近有較好的冷流覆蓋；由于凸起型擾流結構顯著影響了遠下游區域的主流與冷氣的摻混，X/H=6.0～8.0區域出現了明顯的“雙駝峰”狀的低η分布，但其面積和幅度受劈縫表面的擴張程度和V肋寬度影響。對比不同V肋寬度的結構，窄肋結構比寬肋結構的低η范圍明顯較小。

圖8 小吹風比工況下帶有V肋的劈縫表面的氣膜冷卻效率分布云圖

冷流流量增大至BR=0.50時，氣膜已能覆蓋大部分區域，且更加穩定，僅有遠下游區域未能完全覆蓋，對于未擴張的劈縫表面(CASE#3和CASE#4)，此工況下V肋寬度的影響較小，而對比CASE#5和CASE#6可以看出，帶有寬V肋的擴張型劈縫表面的低η范圍明顯大于窄V肋結構；隨著吹風比繼續增大到0.75，低η分布依然集中在遠下游區域，寬V肋結構的低η范圍略大于窄V肋結構，但數值均在0.8附近，與BR=0.50相比，未擴張的劈縫表面結構的下游氣膜覆蓋有著降低的趨勢，尤其是CASE#3，這是由于脫落渦在V肋的影響下改變了流動結構，使得隨著吹風比的升高對壁面的擾動增強。

圖9展示了BR=0.25和0.75時劈縫表面的展向平均氣膜冷卻效率η曲線，BR=0.25時，帶有V肋的劈縫表面展向平均η數值在上游X/H<3與原始結構相同，CASE#1的氣膜覆蓋性最好，V肋的加入使得下游展向平均η數值降低了0.1，CASE#3和CASE#4的差異并不明顯。帶有窄V肋的擴張型表面(CASE#6)可達到與帶V肋的未擴張型表面相近的水平，且與CASE#5在遠下游區域的差異逐漸拉大至0.05，但均略高于CASE#2，這是由于小吹風比工況下V肋的擾動作用使得主流對擴張型劈縫表面附近射流的擾動減弱，使得氣膜有效性略有增強。BR=0.75時，帶有V肋的劈縫表面在下游的展向平均η始終低于原始結構，帶有窄V肋的η下降得較為平緩，略占有優勢。

圖9 小吹風比工況下展向平均氣膜冷卻效率曲線

圖10為劈縫表面的面積平均氣膜冷卻效率η曲線，整體上隨著吹風比的增大而增大，對于未擴張型結構，V肋的加入對劈縫表面的氣膜覆蓋產生了不利影響，在小吹風比工況下，V肋寬度對面積平均η無明顯影響，當BR>0.75時，寬V肋結構的面積平均η較窄V肋結構略低，對于CASE#3，存在較為明顯的隨吹風比增大，面積平均η降低的變化規律。相同V肋寬度結構下，未擴張型結構的面積平均η始終高于擴張型結構，小吹風比BR=0.25時，帶窄V肋的CASE#6可達到與帶有V肋的CASE#3和CASE#4相近的面積平均η，V肋的加入對劈縫表面的η有較小的促進作用，而隨著吹風比的增大，這種積極影響不再，而CASE#5和CASE#6消除了因脫落渦影響導致的隨著吹風比增大而η降低的現象，不同V肋寬度的擴張型表面的面積平均η差距逐漸減小。總的來說，大吹風比工況下V肋對尾緣劈縫表面的氣膜冷卻效率影響不大。

圖10 劈縫表面面積平均氣膜冷卻效率曲線

2.4 帶有V肋的尾緣劈縫表面的對流換熱系數

圖11選取展示了3個吹風比(0.50，1.00和1.50)時帶有V肋的尾緣劈縫表面的對流換熱強化性能分布。在BR=0.50時，第1條V肋上游的換熱很弱，甚至比與無擾流結構的原始劈縫表面還要低；每個V肋肋條后均存在一條低換熱系數帶，這是由于肋后回流造成的低湍流度區域，對壁面邊界層的擾動較小，隨著劈縫表面擴張程度的增大，V肋后的低換熱系數帶寬度無明顯變化；V肋表面為高換熱區，且第2條V肋較第1條V肋的換熱系數有所提升；第2條V肋下游隱約出現了高換熱核心區，此處是由射流流動結構主導，遠下游區域的換熱較為均勻，且努塞爾數比值均大于1.1。隨著吹風比增大至1.00，V肋上游的低換熱僅表現在劈縫出口的核心區，肋后的低換熱區有了明顯減小，肋間逐漸出現了核心高換熱區，第2條V肋肋條表面基本都為核心高換熱區；其下游的高換熱區呈現明顯的“心”狀分布，由于擴張劈縫表面的展向延伸性，使得CASE#5的高換熱區較CASE#3略大。在大吹風比BR=1.50時，核心高換熱區有了明顯的增大，且CASE#3與CASE#5在遠下游區域的差異增大，但整體換熱規律無明顯變化?？偟膩碚f，與小吹風比工況相比，大吹風比時的整體換熱強度更加均勻。

圖12展示了吹風比為0.50和1.50時的展向平均對流換熱強化性能曲線，帶有V肋的劈縫表面沿流向共有3處換熱峰值，分別位于第1條V肋尖端、第2條V肋附近及下游區域。在BR=0.50 時，劈縫出口X/H<1范圍的換熱略低于原始劈縫結構，不同劈縫形狀結構僅在遠下游X/H>6出現微小差異，窄V肋結構的展向平均換熱較寬V肋略低，但無明顯差異；在BR=1.50時，第一峰值不再顯著，V肋后的核心高換熱區的范圍和幅度有了明顯增大，不同劈縫形狀結構在遠下游區域的差異有所增大，但V肋寬度依然對劈縫表面換熱無明顯影響。

圖13為劈縫表面的面積平均對流換熱強化性能曲線，其中Nus為無擾流下的原始劈縫表面的努塞爾數，寬V肋結構略占有優勢，但兩者差異極其不明顯。隨著吹風比的升高，CASE#3和CASE#4的換熱系數比呈先上升后下降的趨勢，均在BR=1.25時達到了峰值，在BR<0.75時，由于主流仍能擾動影響劈縫表面，此時V肋的加入有效地改變了摻混流動結構，BR>1.00時，氣膜已能夠完全覆蓋劈縫表面，此時僅受射流流動結構主導，而當吹風比繼續增大至1.50和2.00，由于劈縫出口渦流結構和V肋的共同作用，使得換熱強度不及BR=1.25。對于擴張型劈縫表面結構，分別在BR=0.75和BR=1.50時達到峰值，原因是在小吹風比工況下，遠下游區域的核心換熱區受流體摻混擾動和射流共同影響，而在大吹風比工況下僅受射流流動結構主導。對比不同劈縫表面形狀可以看出，V肋在未擴張劈縫表面結構上展現出的強換熱性優于擴張型劈縫表面結構。

圖13 劈縫表面面積平均對流換熱強化性能曲線

2.5 凈熱流密度值

圖14展示了本文研究的6種結構尾緣劈縫表面的面積平均凈熱流密度值NHFR曲線，帶有V肋的劈縫表面結構的NHFR值始終遠遠大于原始尾緣劈縫結構，且隨著吹風比的增大優勢越發明顯，由于尾緣區域的熱流量由劈縫表面流向射流，熱流量的增大有效說明了帶有V肋的尾緣劈縫結構的冷卻優勢。

圖14 劈縫表面面積平均凈熱流密度值曲線

原始劈縫表面結構(CASE#1和CASE#2)的NHFR值無明顯的差異，這說明僅改變劈縫表面形狀對尾緣冷卻的綜合冷卻性能的提升有限。當BR≤1.00時，帶有V肋的4種結構的NHFR值相近，但需考慮到在小吹風比工況下，劈縫表面遠下游區域呈現“低冷效高換熱”分布，盡管NHFR值相對較高，但在工程設計中應當充分考慮這些因素的影響，以防止尾緣遠下游區域的燒蝕，因此可在小吹風比工況下選用帶有V肋的未擴張的劈縫表面結構；在大吹風比工況(BR>1.00)下V肋對尾緣劈縫表面的氣膜冷卻效率無明顯影響，此時表面對流換熱系數的大小主導壁面熱流密度的強弱，由于劈縫渦流結構和V肋擾動的共同作用，不同劈縫表面形狀結構的優勢相當，因此在大吹風比工況下應用V肋時可無需考慮劈縫表面形狀。對比同一劈縫表面形狀結構，V肋寬度對劈縫表面的NHFR值無明顯影響。

3 結 論

本文使用PSP技術和TLC技術試驗研究了V肋對尾緣劈縫表面的氣膜冷卻特性的影響，得到如下結論：

1) 對于未擴張型劈縫表面，V肋的加入對劈縫表面的氣膜覆蓋產生了不利影響，在小吹風比工況下，V肋寬度對面積平均氣膜冷卻效率無明顯影響，而對于擴張型劈縫表面，V肋的加入對劈縫表面的氣膜覆蓋有較小的促進作用；相同V肋寬度結構下，未擴張型劈縫表面的氣膜冷卻效率始終高于擴張型劈縫表面。

2) V肋寬度對劈縫表面的換熱強度的影響不明顯，V肋在未擴張劈縫表面結構上展現出的強換熱性優于擴張型劈縫表面結構。

3) 相比原始尾緣劈縫結構，帶有2條V肋的尾緣劈縫冷卻結構可有效增大6.9%～26.6%的凈熱流密度值。小吹風比工況下，宜將V肋應用于未擴張的劈縫表面結構，大吹風比工況下無需考慮劈縫表面形狀；V肋寬度對劈縫表面的凈熱流密度值無明顯影響。