燃氣渦輪篦齒葉頂流動傳熱特性的數值研究

杜 昆，裴祥鵬，焦英辰，惠 娜，劉存良,3,4

(1.西北工業大學 動力與能源學院，西安 710072；2.西北工業大學 太倉長三角研究院，江蘇 太倉 215400；3.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；4.西北工業大學 西北工業大學-喀山國立技術大學先進航空發動機熱結構國際聯合實驗室，西安 710129)

為了提高航空發動機的熱效率，渦輪進口溫度逐漸提高，同時第一級渦輪動葉高度較小，因此現代渦輪葉片均采用無圍帶結構，導致渦輪動葉葉頂直接暴露于高溫燃氣中，高溫燃氣在動葉葉頂與機匣的間隙形成高速的泄漏流，使得動葉頂部的熱負荷顯著增加，導致動葉葉頂成為渦輪部件最易燒蝕和變形的部位，嚴重威脅渦輪的運行安全。此外，葉頂泄漏流與通道流的相互干涉引起的流動損失可占渦輪級總損失的30%以上，因此，航空發動機渦輪葉頂流動傳熱特性成為航空發動機關鍵技術研究的前沿熱點之一。

國內外研究人員采用實驗和數值模擬方法針對渦輪葉頂的流動換熱特性開展了大量研究。Zhong 等[1]研究葉頂間隙尺寸對吸力側小翼結構氣熱特性的影響時發現,在間隙尺寸較小時吸力側葉頂小翼對泄漏流動強度的抑制效果較好，增大葉頂間隙后吸力側葉頂小翼的封嚴效果顯著下降。Gao等[2]研究了跨聲速渦輪在葉頂間隙尺寸變化時氣熱特性的變化規律，發現葉頂間隙變化對跨音速渦輪的氣熱特性有顯著影響。Zou 等[3]采用數值方法研究了葉頂間隙泄漏流的流動結構及其對渦輪氣動特性的影響規律，研究發現：前緣、中弦處和尾緣的葉頂凹槽內渦結構不同，在前緣與中弦處的凹槽腔室內形成的刮削渦具有“氣動篦齒”的作用，從而抑制泄漏流，尾緣附近的間隙則存在最強的泄漏。周治華等[4]采用數值方法研究了凹槽葉頂的傳熱特性隨吹風比和氣膜孔位置的變化規律，研究發現葉頂凹槽內氣膜冷卻射流受凹槽內渦結構的影響，因此需要根據凹槽流動結構來確定氣膜孔布置。Du 等[5]采用數值方法研究了多腔室葉頂凹槽結構的傳熱特性，其研究顯示沿垂直于凹槽中弧線布置階段肋片可以有效阻斷凹槽內腔室渦，從而顯著降低葉頂的傳熱系數與熱負荷。Park等[6]通過實驗研究指出肋片結構可削弱泄漏流在前緣葉頂凹槽的再附著，從而減小葉頂泄漏流動損失。Yan等[7]研究發現葉頂凹槽和小翼相結合可顯著抑制葉頂泄漏。研究顯示壓力面側布置小翼結構相比常規凹槽葉頂總壓損失降低12.3%，面積平均傳熱系數降低10%，通過一定的小翼結構和角度設計可顯著改善常規凹槽的氣熱特性。楊佃亮等[8]通過開展葉頂傳熱特性的非定常數值模擬研究發現葉頂的換熱系數波動主要分布在葉頂前緣凹槽底部表面。杜昆等[9]指出相比于機匣與葉頂相對靜止狀態，動葉與機匣間相對運動使葉頂表面的平均傳熱系數增大，因此在設計研究中應予以重視。黃明等[10]通過量化研究渦輪凹槽狀葉頂的氣熱性能的不確定性，發現主流進口總溫是葉片換熱性能不確定性的主導變量，而葉頂氣動性能的不確定性則完全由葉頂間隙控制。肖東等[11]研究了渦輪動葉葉頂傳熱特性與凹槽深度和吹風比的變化關系，通過建立凹槽葉頂氣熱不確定性量化傳播模型進行分析發現：凹槽深度對葉頂平均氣膜有效度的影響呈現非線性關系，而氣膜孔吹風比與葉頂平均氣膜有效度呈現正相關關系。皮駿等[12]數值研究了沖擊式凹槽葉頂的氣熱特性，結果發現沖擊式凹槽結構可以通過減小泄漏流的動能來減小泄漏損失。王天壹等[13]通過研究階梯型凹槽葉頂的氣動與傳熱性能發現：隨著凹槽深度增加,凹槽內渦結構強度增加,葉頂泄漏流流量降低；沿泄漏流流動方向,對于相同深度的凹槽,凹槽底部為后臺階形式的凹槽對泄漏流的抑制作用要優于前臺階流動。

由于葉頂泄漏流對航空發動機的熱效率和渦輪動葉凹槽葉頂的傳熱特性有顯著影響，以往的研究人員采用實驗和數值模擬手段開展了大量研究工作，主要采用葉頂凹槽修型來實現降低泄漏損失和葉頂熱負荷。鑒于此，本文的研究基于葉頂泄漏流的特征提出了設計篦齒結構實現抑制葉頂泄漏并降低葉頂熱負荷。本文研究基于常規凹槽狀葉頂結構，提出了不同篦齒結構和布局的新型篦齒葉頂，分析對比了不同篦齒結構對凹槽葉頂氣熱特性的影響。本文采用數值模擬手段研究典型渦輪動葉凹槽葉頂的泄漏流和傳熱特性，為渦輪葉片的凹槽葉頂設計提供參考。

1 數值方法

為了驗證數值方法的可靠性，本文將GE-E3第一級動葉葉頂型線放大3倍得到本實驗的直列葉柵。葉柵的高度為122 mm，軸向弦長為86.1 mm，葉頂間隙為葉高的1.5%，葉頂為平葉頂結構。數值計算與實驗的邊界條件相一致：主流進口總壓P0=126.9 kPa，總溫T0=297 K，進口氣流角32°，湍流強度9.7%，出口靜壓P1=102.7 kPa，傳熱壁面為無滑移條件，壁面溫度為340 K。

其中壁面傳熱系數h定義：

h=q/(Tw-T∞)

(1)

式中：q為壁面熱流密度，W·m-2；Tw為壁面溫度，K；T∞為主流溫度，K。

采用商業軟件ANSYS-CFX對三維Reynolds-Averaged Navier-Stokes(RANS)和4種不同湍流模型進行數值計算并與實驗結果進行對比。圖1給出了實驗測量和數值模擬得到的葉頂壁面換熱系數等值云圖。通過與實驗結果對比可以看出，標準k-ω湍流模型在模擬葉頂的流動換熱特性時得到的結果與實驗結果符合程度最高。因此，本文采用標準k-ω湍流模型進行數值計算。

圖1 實驗測量和數值模擬得到的葉頂壁面換熱系統數等值云圖

2 計算模型與網格

2.1 幾何模型與網格

本文以GE-E3型第一級葉柵為研究對象進行數值計算。其中葉頂間隙為葉高的1%，凹槽深度(H0)為葉高的2%，肩壁寬度(W0)為0.60 mm。圖 2 給出了篦齒狀凹槽葉頂結構示意圖。采用ANSYS-ICEM 生成結構化計算網格。計算區域包括靜葉區和動葉區，圖3給出了靜葉與動葉的相對位置。

圖2 篦齒狀凹槽葉頂結構示意圖

圖3 靜葉與動葉相對位置

在周向界面處具有周期性邊界條件。為了防止出現回流現象，將動葉出口邊界與動葉尾緣的距離設置為1.8倍軸向弦長。圖4給出了篦齒狀凹槽葉頂的數值計算網格。采用O型拓撲的網格對葉片及篦齒表面區域進行劃分以滿足壁面y+<1.0的要求。靜葉網格總數為100萬，動葉網格總數為600萬。表1給出了數值計算邊界條件。葉片壁面為無滑移條件。

圖4 篦齒狀凹槽葉頂的數值計算網格

表1 數值計算邊界條件

2.2 網格無關性驗證

為了在獲得可靠數值模擬結果的同時節約數值模擬時間和計算資源，本研究還開展了網格無關性驗證。通過對動葉360萬、500萬、600萬和750萬4種不同的網格數下的模擬結果進行定量對比分析，如表2所示。研究結果表明：600萬網格數量可以實現動葉頂部的準確模擬并且所消耗的計算資源在可接受范圍內。

表2 葉頂平均傳熱系數

(2)

式中：h為壁面傳熱系數，W·m-2·K-1;A1為葉頂面積，m2。

3 篦齒葉頂結構

3.1 不同結構的篦齒葉頂

圖5展示了常規凹槽葉頂(squealer tip，下文簡稱S-TIP)，該結構的特征在于凹槽肩壁與機匣形成一個腔室，從而實現封嚴效果，抑制泄漏流從壓力面側流向吸力面側。為改善常規葉頂凹槽的傳熱特性和泄漏特性，本文提出了篦齒葉頂設計。圖6展示了不同結構篦齒葉頂，包括截面T1的位置以及不同篦齒在該截面的示意圖，在凹槽葉頂腔室沿軸向等間距布置6個篦齒，篦齒將葉頂壓力側和吸力側肩壁連接，將凹槽葉頂腔室分隔成獨立的 7個腔室。矩形篦齒葉頂(下文簡稱R-TIP)的篦齒截面形狀為矩形，篦齒高度H1與凹槽深度H0相同，篦齒寬度W1與肩壁寬度W0相同；拋物線形篦齒葉頂(下文簡稱A-TIP)的篦齒截面形狀為拋物線，篦齒高度H2與凹槽深度H0相同，底面寬度W2與肩壁寬度W0相同；梯形篦齒葉頂(下文簡稱T-TIP)的篦齒截面形狀為等腰梯形，篦齒高度H3與凹槽深度H0相同，上底寬度W31等于0.5W0、下底寬度W32等于W0；倒梯形篦齒葉頂(下文簡稱I-TIP)的篦齒截面形狀為等腰梯形，其高度H4與凹槽深度H0相同，上底寬度W41等于W0、下底寬度W42等于0.5W0。圖7給出了葉頂間隙泄漏流與篦齒相對位置關系，每個篦齒均與葉頂泄漏流總體方向相垂直，旨在抑制葉頂間隙泄漏。

圖5 常規凹槽葉頂

圖6 不同結構篦齒葉頂

圖7 泄漏流流線與篦齒相對位置關系

此外，Du等[5]研究了凹槽內設置截斷肋形成多個凹槽結構對葉頂傳熱特性的影響，研究顯示：當沿葉頂凹槽中弧線等距離布置的截斷肋數目為4時，葉頂傳熱性能最佳。圖8給出了該結構的示意圖，其中肋片的截面形狀與上文中矩形篦齒一致，其寬度W5等于W0，高度H5等于H0。本文基于該結構加入矩形肋，在前緣凹槽區域形成格柵葉頂(下文簡稱G-TIP)。如圖9所示，在帶有4條截斷肋的葉頂基礎上，在腔室1、腔室2、腔室3與腔室4中加入寬度W6等于0.5W0、高度H6等于H0的矩形篦齒形成格柵結構，腔室3與腔室4中的矩形篦齒沿中弧線布置。

圖8 帶有截斷肋的凹槽葉頂

圖9 矩形肋格柵葉頂

3.2 不同布局的篦齒葉頂

圖10給出了以常規凹槽葉頂為基礎設計的3種不同布局篦齒葉頂。在動葉凹槽中沿中弧線設計不同位置及角度的4篦齒結構。Case 1中篦齒沿中弧線將凹槽等分為5個腔室，泄漏流線在25%、50%、75%中弧線處與篦齒的夾角均為90°；在Case 2和Case 3中，篦齒將動葉前0.5倍弦長的凹槽分割為大小相等的4個腔室，泄漏流線與25%和50%中弧線處篦齒的夾角分別為75°和60°。圖11展示了A-A截面參數及泄漏流與篦齒相對關系。如圖11(a)所示，篦齒橫截面形狀為拋物線，其參數與上文中拋物線形篦齒相同。如圖11(b)所示,每個篦齒與葉頂泄漏流線之間的夾角均為α。

圖10 3種不同布局篦齒葉頂

(a) A-A截面參數

4 結果分析

本文在實驗驗證的基礎上，通過數值模擬手段分析了常規凹槽、4 種形狀的篦齒狀凹槽葉頂、格柵葉頂以及3種不同布局的篦齒狀凹槽葉頂的傳熱和泄漏特性。

4.1 不同篦齒葉頂結構氣熱特性

4.1.1 不同篦齒葉頂結構傳熱特性

圖12給出了葉頂傳熱系數分布示意圖，常規凹槽葉頂的高傳熱系數區集中在凹槽底部表面靠近壓力側，該區域位于再附著線附近[5]，長期沖刷導致該帶狀區域產生燒蝕。矩形篦齒葉頂的高傳熱系數區集中在中弦處的吸力側肩壁、中弦處篦齒的前緣側。拋物線型篦齒葉頂的高傳熱系數區分布在葉片中弦處的吸力側肩壁和所有篦齒的前緣側。梯形篦齒葉頂和倒梯形篦齒葉頂的高傳熱系數區分布位置和特點與拋物線型篦齒葉頂類似，但在靠近葉片尾緣區域的傳熱系數明顯小于拋物線型篦齒葉頂。格柵葉頂的高傳熱系數區主要分布在腔室1、腔室2的壓力面側格柵和腔室3、腔室4的吸力面側肩壁處。總體而言，改進后的葉頂平均傳熱系數比常規凹槽有顯著降低，篦齒凹槽葉頂的高換熱區集中在中弦處的吸力面側肩壁和篦齒表面。然而，格柵葉頂的前緣格柵形成了類似多級迷宮密封結構，從而顯著抑制了泄漏流在間隙內的快速遷移，因此高傳熱系數區集中在格柵區域的壓力面側肩壁和下游的吸力面側肩壁。

圖12 葉頂傳熱系數分布

圖13給出了不同葉頂結構下的平均傳熱系數。相比于常規凹槽葉頂，篦齒凹槽葉頂與格柵葉頂的平均傳熱系數較低，主要是因為篦齒與格柵結構削弱了泄漏流強度，從而使泄漏流對葉頂表面的沖刷減弱。在提出的集中改進葉頂結構中，倒梯形篦齒凹槽葉頂取得最小的平均傳熱系數，比凹槽葉頂降低了27.11%。

圖13 葉頂平均傳熱系數

考慮到在葉頂布置篦齒會導致葉頂傳熱面積的變化，因此本文還比較了不同篦齒葉頂的葉頂熱流的變化。葉頂熱流Q定義：

(3)

式中：h為壁面傳熱系數，W·m-2·K-1；Tw為壁面溫度,K；T∞為主流溫度,K;A1為葉頂面積，m2。

圖14給出了不同篦齒葉頂熱流，考慮葉頂改型后引起的表面積變化，格柵葉頂相比常規凹槽葉頂的熱負荷有顯著增大，主要是因為格柵結構導致葉頂表面積顯著增大，最終導致格柵葉頂熱流比常規凹槽葉頂增大13.6%。引入篦齒結構后葉頂表面積增大，傳熱系數顯著降低，因此最終的葉頂熱流相比常規凹槽葉頂有所減小。梯形篦齒凹槽葉頂熱流最小，相比常規凹槽葉頂降低8.9%。

圖14 不同篦齒葉頂熱流

4.1.2 不同篦齒葉頂結構泄漏特性

圖15給出了葉頂間隙泄漏流結構，葉頂間隙泄漏流線顯示凹槽內的腔室渦導致高傳熱系數區。在凹槽內引入篦齒與格柵結構顯著改變腔室渦的軌跡和強度。此外，篦齒顯著改變泄漏流的方向，對泄漏流有顯著的阻礙作用。格柵結構對壓力面側附近的泄漏抑制作用顯著，而對吸力面泄漏的抑制作用較弱。為深入分析篦齒葉頂對泄漏流的抑制作用，圖16展示了葉頂R1～R5截面的位置和5種不同篦齒葉頂在45%凹槽中弧線處的R1截面的壓力與流場分布。

圖15 葉頂間隙泄漏流結構

圖16 R1～R5截面位置和R1截面的壓力與流場分布

從圖14可知梯形篦齒葉頂的熱負荷最小，因此圖17給出了梯形篦齒葉頂不同截面處壓力和流場分布。泄漏流經過篦齒間隙時被加速，因此導致篦齒表面受到直接沖擊，形成高換熱區域。值得注意的是R4截面處的流場顯示：在肋3上游角渦會減弱泄漏流對肋3的直接沖刷，這是由于肋3上游角渦從凹槽底部被卷吸跨越肋3時對肋3起到保護作用，最終導致靠近壓力面側的肋3表面傳熱系數顯著降低。圖17(d)中肋6上游角渦同樣削弱了泄漏流對肋6的直接沖擊，從而起到保護作用。

圖17 梯形篦齒葉頂不同截面處壓力和流場分布

(a) 坐標定義

(4)

式中：ρ為流體密度，kg·m-3；Vnormal為泄漏流在葉頂吸力面與機匣之間圍成的曲面出口的法向速度，m·s-1;A2為葉頂吸力面與機匣之間圍成的曲面面積,m2。

圖18(b)顯示沿垂直于泄漏流方向布置篦齒可以顯著減小葉片中弦處的泄漏強度，同時篦齒的形狀對泄流強度分布的影響較小，然而格柵型葉頂對葉頂泄漏流的抑制效果較弱。從圖17 (d)可知，尾緣處凹槽腔室體積太小，對泄漏流的限制作用減弱，導致靠近尾緣區域泄漏量顯著增大。圖19展示了格柵葉頂P1和P2截面的位置以及截面處的壓力和流場分布，葉頂格柵肋片將凹槽劃分成許多體積很小的腔室，小腔室內由腔室渦主導，并且腔室渦流動方向在格柵類頂部與泄漏相同，從而導致格柵葉頂對泄漏的限制(封嚴作用)減弱。

圖19 格柵葉頂P1、P2截面處壓力和流場分布

為進一步揭示篦齒狀凹槽葉頂對泄漏流的封嚴作用機理，圖20給出了常規凹槽葉頂和梯形篦齒葉頂在R1截面的壓力分布。從圖中可以看出，在截面處篦齒將凹槽腔室劃分為3個獨立的腔室，壓強從壓力面到吸力面側逐漸降低。相比于常規凹槽相鄰腔室，篦齒狀凹槽葉頂泄漏流經過篦齒后壓力顯著降低，因此在吸力面側流出葉頂間隙時的驅動壓差顯著減小，起到良好的封嚴效果。整體而言，篦齒凹槽葉頂具有良好的封嚴特性可顯著削弱葉頂間隙泄漏，格柵葉頂無法有效降低葉頂間隙泄漏。

圖20 R1截面壓力分布

4.2 不同篦齒布局的氣熱特性

4.2.1 不同篦齒布局的傳熱特性

圖21給出了常規凹槽葉頂和3種篦齒布局下葉頂傳熱系數的等值線云圖。可以看出，常規凹槽葉頂高傳熱系數區主要集中在靠近壓力面的凹槽底部。在增加篦齒結構后，葉頂傳熱系數的分布出現明顯變化，在全葉頂等距篦齒Case 1和葉頂前緣斜篦齒Case 2中，正對來流方向的篦齒壁面均出現高傳熱系數區。在Case 1中，高傳熱系數區主要集中在凹槽前緣腔室。對比Case 1，Case 2中由于篦齒向前緣移動導致前緣腔室體積減小，高傳熱系數區域縮小。在Case 3中，由于改變了前緣篦齒的布局角度，對比Case 2，每個分割腔室的體積增大，腔室中出現明顯的較高傳熱系數區域。

圖21 葉頂傳熱系數分布

圖22對比了常規凹槽葉頂和3種篦齒布局葉頂的平均傳熱系數大小。綜合分析4種葉頂結構，由于前緣斜篦齒Case 2中篦齒靠近前緣且斜篦齒可以有效降低泄漏流向凹槽底部的沖擊效果，因此Case 2具有最佳的傳熱性能，其葉頂平均傳熱系數相比常規凹槽、全葉頂等距篦齒Case 1和前緣等距篦齒Case 3分別降低了22.39%、3.74%和2.90%。

所有受試者分別于治療前后晨起空腹抽取靜脈血3 mL，置于乙二胺四乙酸（EDTA）抗凝管中。取一半靜脈血以2 500 r/min離心10 min，收集上層血漿，采用ELISA法以全波長酶標分析儀于450 nm波長處測定吸光度并計算其中PTX-3的含量，嚴格按照試劑盒說明書操作。另一半血樣用于測定PTX-3 mRNA的表達水平。

圖22 平均傳熱系數

4.2.2 不同篦齒布局的泄漏特性

圖23展示了常規凹槽葉頂的葉頂間隙流動狀態以及部分典型截面的流線。可以看出，凹槽葉頂間隙內的渦系主要包括腔室渦和刮削渦。刮削渦和腔室渦的旋向相反，從凹槽前緣流向尾緣，泄漏流進入腔室后，在反向渦對的作用下沖擊凹槽底部，形成一條高傳熱系數帶。在凹槽尾緣處，葉片厚度減小，對泄漏流動的阻擋能力變差，泄漏流在越過吸力面肩壁后形成泄漏渦。

(a) 葉頂間隙流動狀態

圖24展示了Case 1的葉頂間隙流動狀態和C1、C2截面的流線圖。在增加篦齒結構后，由于篦齒對腔室的分割，泄漏流無法直接接觸到吸力面肩壁從而無法形成足夠強度的刮削渦。由圖24(a)可知，泄漏流在進入凹槽腔室后形成腔室渦，并從吸力面流向壓力面，腔室渦能夠有效阻擋泄漏流直接沖擊凹槽底部，而在凹槽前緣腔室中，泄漏流在腔室渦的作用下，加速沖擊篦齒和吸力面肩壁，因此在篦齒一側和吸力面肩壁處出現高傳熱系數區。相比于Baseline，Case 1的凹槽底面的平均傳熱系數較低。由圖24(b)C1截面的流線可知，由于腔室渦的存在，凹槽的間隙相當于被“抬高”，對泄漏流產生了阻擋效果，因此凹槽前緣0.5倍弦長的泄漏流強度降低。在凹槽尾緣處，由于受前緣被阻擋泄漏流的影響，導致其入口動量增大，由C2截面流線可知，凹槽前緣腔室中產生的腔室渦將越過篦齒從尾緣吸力面出口流出，因此尾緣處的泄漏流強度增加，產生的泄漏渦強度也隨之增大。

(a) 葉頂間隙流動狀態

圖25展示了Case 2的葉頂間隙流動狀態和S1、S2截面的流線。由圖25(a)可知，當篦齒的位置處于葉頂前緣時，被篦齒分割的凹槽腔室體積減小，刮削渦消失，泄漏流進入凹槽后形成強度較大的腔室渦，凹槽底部的傳熱系數相比Case 1較低。由圖25(b)可知，對比Case 1，Case 2縮小了篦齒的間距，葉頂前緣處由于腔室渦強度增大，葉頂間隙被“抬高”，前緣處的泄漏強度將進一步減小，Case 2在尾緣處的泄漏流動與Case 1相似，來自前緣的腔室渦越過篦齒后自吸力面肩壁流出葉頂。

圖26展示了Case 3的葉頂間隙流動狀態和K1、K2截面的流線。相比Case 2，前緣等距篦齒Case 3在調整篦齒角度后，適當擴大了前緣腔室。由圖26(a)可知，壓力面肩壁處的腔室渦增強，泄漏流在進入腔室后，在腔室渦的作用下沖擊底部和篦齒壁面，相比Case 2，Case 3的底面平均傳熱系數有所增加。由圖26(b)可知，Case 3的泄漏流流過篦齒后在腔室中形成腔室渦，相比Case 2，其腔室渦尺度較大，導致尾緣處的泄漏流增強。

(a) 葉頂間隙流動狀態

(a) 葉頂間隙流動狀態

圖27比較了4種葉頂布局沿葉片弦長的泄漏強度大小。相比常規凹槽葉頂,等距篦齒Case 1、前緣斜篦齒Case 2和前緣等距篦齒Case 3在葉頂前0.5倍弦長處對泄漏流動均有良好的抑制效果。而在尾緣處，等距篦齒Case 1由于縮小了腔室體積，泄漏流直接跨越凹槽流出吸力面，因此Case 1的尾緣泄漏強度最高。相比Case 1，前緣斜篦齒Case 2在移動篦齒后，尾緣處的腔室渦能夠更好地調控泄漏流，尾緣泄漏強度降低。在前緣等距篦齒Case 3中，由于流出尾緣的腔室渦強度更大，導致泄漏強度相比前緣斜篦齒布局Case 2更高。綜合比較，前緣斜篦齒Case 2的篦齒布局對泄漏流動的抑制效果最優。

圖27 葉頂間隙泄漏強度沿軸向弦長分布

5 結論

本文以GE-E3型第一級葉柵為研究對象開展數值研究，通過對比常規凹槽葉頂與不同形狀和布局的篦齒葉頂的流動與傳熱特性，得到如下結論：

(1) 篦齒葉頂抑制葉頂刮削渦對葉頂的沖刷，尤其是削弱高速泄漏流對凹槽底部的沖擊，可以有效降低葉頂的平均傳熱系數和熱負荷。格柵葉頂由于顯著增大了葉頂表面積而引起葉頂熱負荷的顯著提高。

(2) 篦齒葉頂沿泄漏流方向形成迷宮密封腔室使泄漏流橫向壓差顯著降低，因此可有效降低葉頂間隙泄漏。此外，篦齒的形狀對泄漏強度影響較小。

(3) 在5種不同篦齒葉頂結構中，倒梯形篦齒葉頂具有最低的葉頂平均傳熱系數，梯形篦齒葉頂具有最低的葉頂熱負荷。

(4) 在3種不同布局篦齒葉頂結構中，前緣斜篦齒布局Case 2平均傳熱系數降低幅值最大，在尾緣處對泄漏流控制效果更好，具有最佳的氣熱性能。