帶擋板結構的平面葉柵凹槽葉頂氣膜冷卻特性

摘要：為提高燃氣透平動葉凹槽葉頂的氣膜冷卻有效度并且降低葉柵氣動損失，基于平面葉柵試驗臺，采用壓敏漆（PSP）測量技術結合數值模擬，對帶擋板結構的凹槽葉頂冷卻性能及葉柵氣動特性進行了試驗研究。分析了不同吹風比（分別為0.4、1.2、2.0）和不同擋板結構參數（擋板寬度、擋板角度和擋板高度）對葉頂氣膜冷卻的影響；湍流模型驗證后，采用精度最高的SST k-ω湍流模型對葉頂氣動特性進行了仿真分析。結果表明：在凹槽葉頂吸力面側布置擋板能顯著增大葉頂的氣膜冷卻有效度，并且隨著吹風比的增大冷卻有效度也有所提升。增大擋板的寬度會使得擋板下氣膜孔兩側出現漩渦，該漩渦效應能夠有效提升葉頂的冷卻有效度；擋板角度會影響冷氣沖擊擋板下底面后的流向，當擋板角度為銳角時，擋板底部壓力面側會形成漩渦，使得冷氣流向凹槽底部，從而提高葉頂的冷卻有效度，而當擋板角度增大到鈍角后，擋板上頂面與吸力面的夾角會出現漩渦，擋板對冷氣的阻擋作用減弱，冷卻有效度下降；擋板的高度對葉頂冷卻性能無顯著影響。此外，擋板結構能略微降低總壓損失，減小氣動損失，最大下降幅度為10.20%。該研究可為燃氣透平改進葉頂結構、提高氣膜冷卻和氣動性能提供一定的參考。

關鍵詞：吹風比；擋板；氣膜冷卻；氣動特性；凹槽葉頂

中圖分類號：TK474.7 文獻標志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202505013 文章編號：0253-987X（2025）05-0130-13

Investigation on Film Cooling Performance of the Squealer

Tip with Baffle in a Linear Turbine Cascade

LIU Yudong¹， LIU Zhao¹， TAO Yong¹， SHI Yan²， FENG Zhenping¹

（1. School of Energy and Power Engineering， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China;

2. China United Gas Turbine Technology Co.， Ltd.， Beijing 100015， China）

Abstract：In order to improve the film cooling effectiveness of the gas turbine squealer tips and reduce the aerodynamic loss of the cascade， an experimental investigation was conducted on the cooling performance of the squealer tip with baffle and the aerodynamic characteristics of the cascade， using pressure sensitive paint measurement technology （PSP） on a linear test cascade， in combination with numerical simulation. The effects of different blowing ratios （0.4， 1.2 and 2.0） and different baffle structures （with different width， angle and height） on the film cooling effectiveness at squealer tip were analyzed. After the turbulent model was validated， the SST k-ω turbulence model， known for its highest accuracy， was used to simulate and analyze the aerodynamic performance of the squealer tip. The results showed that the baffle could significantly increase the film cooling effectiveness of the squealer tip， and the film cooling effectiveness was also improved with the increase of the cooling gas blowing ratio. An increasing in the width of the baffle would cause vortices on both sides of the cooling gas holes under the baffle， effectively improving the film cooling effectiveness on the squealer tip. The angle of the baffle could affect the flow direction of the cooling gas after impinging the bottom surface under the baffle. When the baffle mounted in an acute angle， vortices would be formed on the pressure side of the bottom of the baffle， allowing the cooling gas to flow towards the bottom of the squealer， thereby improving the film cooling effectiveness on the squealer tip. When the angle increased up to an obtuse angle， vortices would appear on the angle between the top surface of baffle and the suction side of the squealer， weakening the blocking effect of the baffle on the cooling gas， and reducing the film cooling effectiveness on the squealer tip. The height of the baffle had no significant effect on the film cooling effectiveness of the squealer tip. In addition， the baffle could slightly reduce the total pressure loss and the aerodynamic loss， with a maximum reduction of 10.20%. This study could provide a reference for gas turbines design on improving the film cooling and aerodynamic performance.

Keywords：blowing ratio; baffle; film cooling effectiveness; aerodynamic performance; squealer tip

近年來，燃氣透平進口溫度持續提高，這對透平熱端部件的設計提出了更高的要求。一方面，高溫葉頂泄漏流加劇了葉頂區域的傳熱；另一方面，泄漏流在流道內形成泄漏渦，導致了氣動損失。因此，設計一種既能實現葉頂高效冷卻又能合理控制氣動損失的葉頂結構，對保障透平安全運行，提高透平的效率具有重要意義。

燃氣透平動葉葉頂的設計通常采用平葉頂或凹槽葉頂兩種結構，已有學者對其進行了研究。Azad等^［1］利用瞬態液晶技術對比了兩種葉頂結構的傳熱特性，發現凹槽葉頂總體上有較低的傳熱系數。楊佃亮和豐鎮平^［2］也指出了凹槽葉頂能有效抑制葉頂的泄漏流，并且能夠減弱葉頂的換熱。Ahn等^［3］使用壓敏漆（PSP）測量技術對比了凹槽葉頂和平葉頂的氣膜冷卻有效度，發現凹槽葉頂的冷卻效果更優。Nho等^［4］的研究結果表明，凹槽葉頂的總壓損失相較平葉頂更小，有更好的氣動性能。杜昆等^［5］對凹槽葉頂進行了數值模擬，研究發現當葉頂間隙高度一定時，凹槽結構能夠減弱葉頂的換熱，當凹槽深度不變時，增大肩壁寬度能夠降低葉頂換熱系數。Li等^［6］還研究了葉頂間隙和葉頂凹槽深度對氣動性能的影響，發現總壓損失隨著葉頂間隙的增大而增加?；谝陨辖Y論可以看出葉頂凹槽結構比平葉頂更具優勢。Sakaoglu和Kahveci^［7］的研究結果表明，在旋轉條件下，凹槽深寬比的增大能提高葉頂的冷卻有效度。Maral等^［8］基于NSGA-Ⅱ遺傳算法，以葉頂肩壁高度和寬度為參數進行了優化，發現葉頂肩壁高度的增加和寬度的減小往往能夠增強氣動性能。Zhou等^［9］通過試驗和數值研究發現，減小凹槽葉頂肩壁厚度能夠減小氣動損失。

除葉頂的結構外，葉頂氣膜孔的布置對葉頂冷卻有效度的影響也是明顯的。Yang等^［10］進行了葉頂氣膜冷卻研究，分析了3種葉頂氣膜孔布置方案對冷卻有效度的影響。李琛璽等^［11］基于Kriging模型對凹槽葉頂結構的氣膜孔位置進行了優化分析，結果表明葉頂前緣氣膜孔孔徑和位置對冷卻有效度影響顯著，而尾緣影響較小。王文三等^［12］采用數值模擬方法對渦輪4種不同葉頂冷卻布置方案進行了研究，發現將冷卻結構布置在靠近壓力面的位置可以有效降低泄漏損失，提高渦輪效率。

凹槽葉頂結構實際上起到了密封的作用，能夠減少泄漏流損失，很多學者在此基礎上改進葉頂結構，采用在葉頂增加肋的方式，通過在凹槽腔內布置一定數量的肋，將凹槽劃分為多個腔室。Park等^［13］研究了多腔室葉頂結構的傳熱，發現肋的下游會產生額外的高傳熱區域，多腔室葉頂結構傳熱系數會增加，并且隨著腔室的增加總壓損失會降低。李馮等^［14］研究了多凹槽葉頂中弧線布置氣膜孔結構的冷卻特性。賈哲等^［15］對多凹槽葉頂傾斜氣膜孔進行了研究，發現多凹槽葉頂的氣動損失更小，三凹槽葉頂的氣動性能最佳。Bi等^［16］通過數值模擬研究了葉頂肋的布置方式和射流情況對多凹槽葉頂氣動性能所產生的影響。除傳統多凹槽葉頂外，很多學者對異形結構的葉頂進行了研究。Lee等^［17］研究了三角凹槽結構對葉頂傳熱的影響，發現三角形凹槽的傳熱效應相對較弱，并且努塞爾數分布會隨頂點位置的改變而變化。Liu等^［18］研究了帶有異形肋的葉頂結構，改變肋的角度、方向并且在肋上布置氣膜孔，發現在壓力側布置傾斜肋有更好的冷卻性能。Volino^［19］在葉頂采用了一種新型肋結構，發現葉頂布置肋條對流動有很大影響，并且能夠抑制葉頂泄漏渦，加強通道渦，整體上增大了總壓損失。付云峰等^［20］提出了蜂窩狀異形葉頂結構，發現能夠降低泄漏流損失并且提高氣動性能。石寶龍等^［21］研究了多種葉頂形狀結構，結果表明臺階型和漸縮型葉頂結構能夠有效降低泄漏流損失。Jeong等^［22］采用半凹槽葉頂與半平葉頂相結合的結構進行了研究。Cernat等^［23］研究了波紋狀葉頂的氣動和換熱特性，發現波紋葉頂能夠顯著降低葉頂的換熱程度。

綜上所述，通過采用凹槽葉頂并在葉頂凹槽內增加肋的方式能夠有效降低葉頂泄漏流損失，增強氣膜冷卻有效度。凹槽葉頂氣膜孔的位置分布、肋條數量、肋條傾斜角度、肋條方向、異形肋等因素對葉頂泄漏流及葉頂氣膜冷卻特性具有較大影響，但是，前人的研究大多是在兩側肩壁沿凹槽底部設計肋結構，這些肋片主要是通過改變葉頂間隙內的流場結構，阻擋冷氣在凹槽內向尾緣部分的發展，從而提高局部冷卻效果。因此，多凹槽葉頂在較大吹風比時能夠提高葉頂中前部的冷卻效果，但是在葉頂中后部并無明顯改善，且吹風比較小時帶肋凹槽葉頂相比無肋結構并無明顯優勢。本文設計了一種新的異形肋結構（本文稱為擋板），在吸力面肩壁距凹槽底部一定距離處布置橫向擋板，并在凹槽底部吸力面側均勻布置一排氣膜孔，通過這種“懸空”擋板在冷氣從氣膜孔吹出后直接改變其流向，并且減緩冷氣溢出葉頂凹槽的速度，從而強化葉頂氣膜冷卻性能并且降低氣動損失。在此基礎上基于平面葉柵試驗臺，研究了不同吹風比下（吹風比M分別為0.4、1.2、2.0）帶擋板結構葉頂的冷卻特性，分析了擋板的高度、寬度和傾斜角度對葉頂冷卻性能的影響。本文研究結果可為提高葉頂冷卻性能提供新的結構方案參考。

1 試驗及數值方法

1.1 試驗系統

試驗系統由3個系統組成：主流進氣系統、二次流系統和試驗段測量系統，如圖1所示。試驗段測量系統設計了5個完整葉片和4個完整的流道，其中外側兩個葉片為固定葉片，分別與側壁面形成旁通流道，可供替換的試驗件為中間3個葉片，并且圖1中紅色標注的中間葉片為實際測量葉片。主流進氣系統主要包括壓縮機、冷干機、儲氣罐、旁通閥、主流閥、穩壓段、收縮段和整流格柵等，空氣通過壓縮機、冷干機和儲氣罐獲得壓力和溫度穩定的氣源，通過控制旁通閥的開度和開關主流閥來控制主流流量大小。試驗段前裝有總壓探針、畢托管和熱電偶測量主流參數。測得的主流流速為18 m/s，溫度為308 K，在收縮段后采用整流格柵，采用熱線風速儀測得主流湍動度沿葉高的均值為5.8%，激發光源照射待測葉片葉頂的壓敏漆，CCD相機記錄葉頂的光強分布。二次流系統的氣源由二氧化碳氣瓶提供，通過高精度質量流量控制器控制通過不同冷氣腔的流量。二次流的溫度通過換熱器調節，在供氣腔入口處布置有熱電偶，以保證各腔室的二次流溫度與主流溫度一致。

1.2 試驗件設計

試驗件葉片和葉頂結構如圖2所示，試驗件共3個葉片和2個完整的流道，葉型取自某重型燃氣輪機第一級動葉，展弦比為1.35，節弦比為0.85，葉頂間隙設定為弦長的1.7%。二次流通過3個獨立供氣腔進入，經氣膜孔在葉頂位置流出。葉頂采用凹槽結構，具體結構如圖2（b）所示，凹槽肩壁寬度為2 mm，高度為4 mm，在凹槽吸力面側沿吸力面型線均勻布置12個氣膜孔，前緣第一個孔的位置為6.3%軸向弦長，尾緣最后一個孔的位置為87.0%軸向弦長，并分別與3個冷氣腔相連。供氣腔1（紅色）控制前緣的4個氣膜孔，供氣腔2（黃色）控制中部的4個氣膜孔，供氣腔3（藍色）控制尾緣的4個氣膜孔。氣膜孔均沿展向豎直布置且直徑均為1.6 mm。為便于表述，氣膜孔從葉片前緣到尾緣依次命名為1～12號氣膜孔。

本試驗在葉頂凹槽內壁的吸力面側布置了如圖2（b）所示的擋板結構，擋板厚度為1 mm，擋板下底面根部到凹槽底部的高度H、擋板在凹槽底部的投影到吸力面的寬度W以及擋板下底面與葉片展向的夾角θ（圖2中是θ為56°的結構）為試驗的結構變量，通過改變這3個變量共對7個試驗件進行了研究，此外采用一個無擋板結構用于對照，具體試驗件擋板結構參數如表1所示。

1.3 試驗測量原理與不確定度

本試驗主要利用壓敏漆來進行葉頂的冷卻有效度測量。PSP測量技術是利用了PSP涂層的光致發光和氧淬滅特性^［24］，本試驗二次流選擇二氧化碳氣體，不含氧分子，因此通過CCD相機獲得的光強分布能夠得到二次流與主流的摻混情況，從而測得葉頂的氣膜冷卻有效度分布。

氣膜冷卻有效度定義為

η=T_m－T_awT_m－T_c（1）

式中：T_m為主流溫度；T_aw為絕熱壁溫；T_c為冷氣溫度。利用Jones^［25］提到的熱質比擬原理，對于充分發展的流動，可以用無量綱質量濃度的形式代替式（1）中的參數，推導可得下式

η=T_m－T_awT_m－T_c≈C_m－C_mixC_m（2）

式中：C_m為主流中的氧氣質量濃度；C_mix為主流和二次流摻混后的氧氣質量濃度。

使用壓敏漆之前需要進行標定^［14］，以獲得相對光強和相對氧分壓的關系，如圖3所示。圖中：I表示測得的光強；I_back表示背景光強；I_ref表示參考光強；P表示標定過程測得的壓力；P_ref表示參考壓力?？梢钥吹疆敨@取參考光強時的溫度和所標定溫度一致時，T₁、T₂、T₃ 3個不同標定溫度下的標定曲線幾乎重合，這表明溫度變化對試驗結果的影響可以忽略不計。

本文試驗中，不確定度的主要來源為PSP標定，標定時采用的壓力表精度為0.5%。根據Moffat的不確定度誤差分析法^［26］，氣膜冷卻有效度不確定度的絕對值和相對值見表2。

1.4 數值計算方法

因為無法試驗獲得葉頂區域的流場結構，所以采用ANSYS-CFX Solver數值計算定常N-S方程進行流場氣動分析。模型的計算域邊界設置如圖4所示，主流視為理想空氣，湍動度設置為5.8%，進口速度和出口靜壓與試驗條件保持一致，設置為18 m/s和98 kPa，進口溫度設置為室溫308 K。冷氣為二氧化碳氣體，進口溫度與主流溫度相差43 K。設置對稱周期面，其余面設置為絕熱無滑移壁面。

首先進行湍流模型的考核，共選擇了SST k-ω、標準k-ε和標準k-ω3種湍流模型，針對葉頂結構A，在吹風比為1.2的工況下分別運用這3種模型進行計算，結果如圖5所示，圖中橫坐標為無量綱軸向位置，表示沿z軸方向相對于軸向弦長C_az的相對位置?？梢钥闯?，SST k-ω模型和標準k-ω模型均能夠較好地捕捉葉頂冷氣的流動軌跡，但是在葉頂中部氣膜孔附近的氣膜冷卻分布預測方面，略有偏差。

圖6給出了不同湍流模型計算的葉頂氣膜冷卻有效度的橫向平均值與試驗值的對比，可以看出，在葉片的尾緣區域SST k-ω模型和標準k-ω模型的預測值均與實驗值較為吻合，而標準k-ε預測值明顯低于試驗值。對比葉頂的中部，SST k-ω模型的預測值低于標準k-ω模型，但其變化趨勢卻更接近于試驗值；前緣區域這兩種湍流模型的預測值均低于試驗值，而SST k-ω模型的預測值相對略高。綜合比較3種湍流模型，SST k-ω模型的計算結果在分布和趨勢上與試驗值更加吻合，能更好地預測葉頂中部和尾緣的冷氣流動，故后續計算均采用此湍流模型。

此外，還進行了網格無關性驗證。采用四面體主導法劃分計算域網格，第一層邊界層網格高度設置為0.002 mm，增長率為1.1，共劃分25層，并且對葉頂氣膜孔和擋板等區域進行局部加密。計算域整體y⁺最大值小于1.0。

為了保證數值計算的準確性，在選取合適的網格尺寸的基礎上盡可能節省計算資源，本文共設置了節點數為867萬、1 484萬和2 453萬3套網格進行網格無關性驗證。計算得出Richardson外推值^［27］為0.184 5，表3列舉了3套網格的面平均氣膜冷卻有效度 及與外推值之間的相對誤差?？梢钥闯霎斁W格節點數為1 484萬時，相對誤差為0.11%，低于0.5%，因此可以認為中等網格滿足了數值計算精度要求，后續計算均使用這一網格劃分方案。

2 結果與討論

通過試驗探究7種不同擋板模型以及無擋板結構的葉頂氣膜冷卻有效度分布，并且使用SST k-ω湍流模型，基于中等網格劃分方案探究各擋板結構下的氣動特征。

2.1 擋板寬度對氣膜冷卻特性的影響

圖7展示了M為1.2、無擋板結構、擋板高度H為1.0 mm、角度θ為90°、擋板寬度W分別為1.0、1.8 和3.0 mm時試驗得到的葉頂氣膜冷卻有效度分布云圖。需要注意的是，當帶有擋板結構時，由于垂直拍攝受到擋板的阻擋，吸力面靠近凹槽區域的冷卻范圍實際上是擋板的上頂面區域，并非葉頂凹槽底部。可以看出，3組吹風比下無擋板結構時的氣膜覆蓋范圍明顯小于帶擋板結構，這是由于冷氣從氣膜孔吹出后，受到擋板的阻擋流向壓力側， 冷氣流出凹槽內部的速度變慢，氣膜孔附近冷氣冷卻范圍也增大。此外由于冷氣有垂直向上的初速度，因此少部分冷氣會沿著擋板流出，并且在壓力面指向吸力面的壓力梯度作用下，對擋板上頂面起到部分冷卻作用，從而整體上提升葉頂的氣膜冷卻有效度；而無擋板時，由于葉頂泄漏流的夾帶作用以及冷氣自身的動量，冷氣流出氣膜孔后會迅速溢出凹槽內部，無法有效冷卻葉頂。擋板能夠有效增強葉頂的氣膜冷卻效果。

從圖7可以看出，帶擋板結構的葉頂中部氣膜孔附近的冷卻有效度明顯低于前緣和后緣，在低吹風比下葉頂中部的氣膜冷卻有效度低于無擋板結構，這是因為當吹風比較小時冷氣的流量和流速較低，冷氣受到擋板阻擋后，僅少部分冷氣能夠流向擋板上頂面。此外氣膜孔附近的氣膜覆蓋范圍相對較小，試驗垂直葉頂方向拍攝時擋板會擋住該部分氣膜，導致氣膜覆蓋區域難以被觀察到，并且這種情況在擋板寬度增大時遮擋效應更為明顯。葉頂中部冷卻有效度低于前后緣可能是因為凹槽內部壓力面側存在凹槽渦，凹槽渦從前緣發展到中部逐漸增大，擠壓吸力側的冷氣，使得冷氣無法流向壓力面側，并且受到凹槽渦的影響溢出凹槽，導致冷卻有效度下降。隨著擋板寬度W的增大，葉頂的氣膜冷卻有效度也逐漸增大，這是因為當擋板寬度增大時，對氣膜孔垂直流出的冷氣阻擋效果更加顯著，大量冷氣受到擋板阻擋改變流向，使氣膜孔附近的氣膜覆蓋范圍增大，整體上提高葉頂的氣膜冷卻效果，尤其是尾緣區域。

觀察圖7可以發現，帶擋板的葉頂尾緣區域的氣膜覆蓋范圍明顯大于葉頂其他位置，這是因為尾緣區域壓力面和吸力面凹槽距離更小，當冷氣流出氣膜孔受到擋板向壓力面方向的擠壓后，由于壓力面肩壁的再次阻擋，冷氣得以充分冷卻尾緣凹槽，增大了這一區域的氣膜冷卻有效度。這一現象在無擋板結構凹槽內部也存在。此外，對比圖7（c）與圖8可以看出，當吹風比增大時，部分冷氣會沿擋板側邊向上溢出，并受葉頂間隙泄漏流的影響流向吸力面側，因此當吹風比為2.0時能夠觀察到，擋板上頂面也得到有效冷卻。由于壓力面側和吸力面側距離較遠，葉頂前緣被吸力面擋板阻擋，改變方向的冷氣會在流向壓力面肩壁時，受到自身向上的分速度和主流泄漏流的影響而溢出凹槽。

圖9對比了結構B的葉頂橫向平均氣膜冷卻有效度隨吹風比的變化趨勢?？梢钥闯?，相較無擋板結構，增大吹風比能夠明顯增大葉頂的氣膜冷卻有效度，并且相較于M從1.2增大到2.0，從0.4增大到1.2時冷卻有效度的增加更顯著，橫向平均氣膜冷卻有效度最大值出現在尾緣11、12號氣膜孔附近，最大值達到了0.55左右。這是因為當M從1.2增大到2.0時，雖然增大冷氣流量能夠增強葉頂的氣膜冷卻，但是當冷氣流速過大時，冷氣垂直向上的速度分量相較小吹風比時也會更大，導致冷氣的貼壁性降低，這對冷氣氣膜的形成是不利的。帶擋板結構下，相較葉頂中部，前緣和尾緣的氣膜冷卻有效度更高。當吹風比為0.4時，前緣的氣膜冷卻有效度最高值出現在前緣末端4號孔位置。當吹風比增大時，前緣氣膜冷卻有效度最高值均出現前移，而尾緣峰值的出現位置幾乎不受吹風比影響。

圖10展示了M為1.2時不同擋板寬度的橫向平均氣膜冷卻有效度，可以看到擋板寬度的提升能夠增大橫向平均氣膜冷卻有效度峰值，并且除前緣靠近凹槽部分區域略微降低外，凹槽其他區域氣膜冷卻有效度均有明顯提升。此外帶擋板的冷卻有效度均大于無擋板結構。

圖11對比了不同擋板寬度結構在不同吹風比下的葉頂氣膜冷卻有效度的面平均值。可以看到帶檔板結構的面平均氣膜冷卻有效度隨吹風比增大而增大，并且葉頂氣膜冷卻有效度的增幅也隨著擋板寬度的增大而增大，M從0.4增大到1.2時最大增幅為113.78%，M從1.2增大到2.0時最大增幅為23.43%。因此，M從0.4增大到1.2對氣膜冷卻有效度的提升更明顯，這一趨勢與圖7和圖9的變化趨勢相同。此外擋板寬度增大時面平均氣膜冷卻有效度也隨之增大，并且增幅隨著吹風比的增大而增大。當W從1.0 mm增大到1.8 mm時最大增幅為41.07%，W從1.8 mm增大到3.0 mm時最大增幅為29.53%，增幅的最大值均出現在吹風比為2.0時，可以看出將W從1.0 mm提升至1.8 mm帶來的氣膜冷卻有效度的增大更為明顯，而當擋板寬度繼續增大時，氣膜冷卻有效度的增幅會逐漸下降。

2.2 擋板高度對氣膜冷卻特性的影響

圖12展示了在M為1.2時，擋板結構F的氣膜冷卻有效度分布云圖。與圖7（c）對比可以看出，增大擋板高度會降低葉頂前緣區域3、4號氣膜孔以及尾緣9、10號孔附近的冷氣覆蓋范圍，但增強了尾緣區域11、12號孔附近的冷氣覆蓋程度。葉頂中部冷氣覆蓋情況仍較差，變化并不明顯。

為了準確對比葉頂氣膜冷卻有效度的變化趨勢，圖13對比了H為1.0、2.0 mm兩種擋板高度下的橫向平均冷卻有效度。可以看出3種吹風比下葉頂前緣的平均冷卻有效度均隨擋板高度的增大而降低，且M為0.4、1.2時降幅較大，而M從1.2增加到2.0時下降不明顯，葉頂尾緣處也展現了和圖7、12相同的趨勢，隨擋板高度的增大，尾緣9、10號孔平均氣膜冷卻有效度下降，而11、12號孔平均氣膜冷卻有效度增大，并且3種吹風比下的葉頂平均氣膜冷卻有效度峰值均有明顯增大，最大峰值達到了0.65，并且峰值出現的位置向尾緣偏移。這是由于前緣以及中部流出氣膜孔的冷氣會向尾緣方向流動，相較低擋板高度，增大擋板高度能夠使更多的冷氣在擋板下流過匯集而不會沿擋板邊緣溢出，因此冷氣對尾緣的冷卻有效度會提升，并且由于冷氣持續向尾緣匯集，冷卻有效度的峰值也會后移。

圖14對比了兩種擋板高度和無擋板結構的面平均氣膜冷卻有效度，可以看出：當M為0.4、1.2時，增大擋板高度會降低葉頂面平均氣膜冷卻有效度，降幅分別為12.46%和11.84%；M為2.0時，增大擋板高度能夠增大面平均氣膜冷卻有效度，增幅為6.11%，提升并不顯著。

總體來看，相較改變擋板寬度帶來的冷卻有效度變化，改變葉頂擋板的高度對氣膜冷卻有效度的影響較小，并且影響規律與吹風比相關，吹風比較小時低擋板高度的氣膜冷卻有效度更大，而吹風比較大時，增大擋板高度能夠增大葉頂氣膜冷卻有效度。

2.3 氣動特性分析

圖15對比了M為1.2時無擋板結構和結構B這兩種葉頂氣膜冷氣的三維流線圖。從圖15（a）可以看出，在無擋板結構時，冷氣從1～4號氣膜孔流出受到主流來流的夾帶均向尾緣方向短暫流動后，受到泄漏流的影響流出凹槽區域，并且流出1號孔的冷氣會形成指向2號孔并且貼合吸力面的漩渦。從5～8號孔流出的冷氣，會在氣膜孔周圍短暫停留后受泄漏流夾帶溢出凹槽，小部分冷氣會向下游流動，直到尾緣11、12號孔附近受到泄漏流夾帶溢出凹槽，這提升了凹槽尾緣的氣膜冷卻有效度。冷氣從尾緣9～12號氣膜孔流出后，會在氣膜孔周圍形成漩渦，冷氣的冷卻范圍受漩渦的影響而增大，并且在中部氣膜孔部分冷氣的影響下，尾緣的氣膜冷卻有效度達到峰值，冷卻范圍也向壓力面側擴大，這與圖7（a）尾緣冷卻有效度分布的趨勢相符。從圖15（b）看出，當存在擋板時，冷氣流線有明顯變化，前緣1號孔的冷氣首先向前緣流動，并在受到前緣凹槽肩壁的阻擋后轉而流向吸力面側中部，因此與無擋板結構相比凹槽前緣肩壁能夠得到有效的冷卻。此外冷氣從2～4號氣膜孔流出后，受到擋板的阻擋，會繼續向下游匯集并能夠強化下游氣膜孔附近的冷卻有效度，直到受到泄漏流的影響沿擋板側壁溢出凹槽。對于5～8號氣膜孔，由于擋板的阻擋，大量冷氣會沿擋板下底面流向下游區域，這使得中部氣膜孔附近的冷卻有效度相比無擋板結構沒有明顯提升，但尾緣冷卻有效度會增大。對于尾緣9～12號氣膜孔，擋板的存在改變了冷氣的流向，冷氣流出氣膜孔后會向上游流動，并且在上游方向形成強烈的漩渦，這使得尾緣的高冷卻區域靠近氣膜孔的上游位置，而無擋板結構的高冷卻區域則在氣膜孔周圍。

為探究上述流動差異的原因，在凹槽底部取一個截面，研究該截面的壓力分布，如圖16所示。

無擋板結構時，1號氣膜孔附近存在從凹槽中部指向1號孔的壓力梯度，這一壓力梯度導致冷氣流出氣膜孔后，無法流向凹槽前緣肩壁；有擋板結構時，1號孔附近的壓力分布發生變化，出現了從1號孔指向前緣方向的壓力梯度1，冷氣會在壓力梯度1的作用下冷卻前緣肩壁。此外，擋板會使尾緣存在一個高壓力區域，受到壓力梯度2的影響，冷氣流出尾緣氣膜孔后向上游流動，會在尾緣氣膜孔上游形成漩渦。

為了便于捕捉冷氣的遷移規律，引入無量綱溫度ξ，定義如下

ξ=T_∞－T_localT_∞－T_c（3）

式中：T_local為當地溫度。無量綱溫度代表了溫度的分布特征，通過溫度分布能夠得到冷氣的流動規律。

在氣膜孔中心取一個截面，通過分析這一截面的流線和無量綱溫度分布，得到擋板結構變量對氣膜冷卻有效度的影響機理。圖17展示了M為1.2時結構B的2～5號孔截面。如2.1節中所述，2號孔截面在凹槽的壓力面側主流形成凹槽渦，并且凹槽渦會向下游發展，逐漸增大并且靠近吸力面肩壁，5號孔截面中凹槽渦已經充分發展到擋板附近，凹槽渦的存在會擠壓冷氣，導致冷氣無法向壓力面側流動，只能沿擋板側壁流出后受到泄漏流夾帶而沿著吸力面肩壁溢出凹槽，因此會出現圖7所示的葉頂前緣的氣膜冷卻有效度大于中部的現象。

圖18展示了M為1.2時，各葉頂結構9號孔截面的無量綱溫度分布和二維流線圖?？梢钥闯霎敶嬖趽醢鍟r冷氣流出氣膜孔后受到擋板的阻擋會在擋板下方形成漩渦，能夠強化擋板下方區域的氣膜冷卻效果。無擋板結構的凹槽中部靠近葉頂間隙區域形成一個漩渦，中部漩渦會擠壓冷氣的流動無法流向壓力側，并且擠壓冷氣隨葉頂間隙泄漏流流出葉頂凹槽。當W為1.0 mm時，中部漩渦的位置向吸力面側移動，冷氣沿擋板側邊流出后，受到這一漩渦的影響會向吸力面側偏移，從而對擋板頂部區域進行冷卻；當W為1.8 mm時，擋板的側邊會形成一個漩渦，冷氣流出擋板底部后受到漩渦向下的擠壓，冷氣軌跡會向壓力面側偏移，因此冷氣冷卻范圍向壓力側增大；W增大到3.0 mm時，擋板底部靠近壓力側冷氣形成新的漩渦，冷氣會在擋板底部停留從而強化這一區域的冷卻，此外冷氣流動方向受到這一漩渦的影響向壓力側傾斜，當冷氣流出擋板后，冷氣的向上分速度會減小，冷氣覆蓋范圍向壓力面側繼續擴大。

對比圖18（c）、圖18（g），當擋板高度增大時擋板側邊的漩渦會減弱，冷氣流出擋板底部后，漩渦對冷氣方向的影響會減弱，這不利于冷氣在凹槽內部的停留，但擋板高度的增大會使得冷氣沖擊擋板底部的速度減弱，有利于減弱冷氣溢出葉頂凹槽的速度。因此擋板高度的改變對冷卻有效度的影響并不顯著。

當擋板角度為銳角時，擋板底部壓力面側也會形成不對稱的腎型渦，冷氣在腎型渦和擋板角度的作用下，水平向壓力側的分速度得到強化，冷氣能夠冷卻到凹槽底部近壓力側區域。對比56°和72°兩組擋板角度，能夠看出72°的擋板角度下冷氣覆蓋范圍比56°擋板更靠近壓力側，冷卻效果更優。這是因為當擋板角度為56°時，由于擋板對冷氣向上分速度的削弱更強，冷氣流出擋板底部后，會有豎直向下的分速度，導致冷氣在中部區域會提前沖擊到凹槽底部，沖擊后改變流動方向并迅速溢出。擋板角度增大到72°時，冷氣沖擊凹槽底部的位置會向壓力面側偏移，因此冷卻效果更優。當擋板角度增大到111°時，擋板頂部與吸力面肩壁夾角處會形成新的漩渦，由于擋板角度向上，冷氣順著擋板側邊溢出后受到擋板頂部漩渦的影響，迅速向吸力面側溢出，因此冷卻有效度最低。

為了比較不同葉頂結構的氣動損失，引入了總壓損失系數ζ_t，定義如下

ζ_t=P_t，ref－P_t，localP_t，ref－P_s，outlet（4）

式中：P_t，local為當地總壓；P_s，outlet為出口靜壓；P_t，ref為參考總壓，定義如下

P_t，ref=m_mP_{t，inlet，m}+∑3i=1m_c，iP_t，c，im_m+∑3i=1m_c，i（5）

其中，m_m為主流質量流量，P_{t，inlet，m}為主流入口總壓，m_c，i為第i個冷氣進氣口質量流量，P_t，c，i為第i個冷氣進氣口的總壓。

M為1.2的工況下，在葉柵出口距尾緣0.3倍軸向弦長處取一個截面，總壓損失系數云圖如圖19所示?？梢钥闯觯袩o擋板結構對該截面的總壓損失系數影響甚微。截面存在兩個高壓損失核心區域，由于設置了周期面，截面中右上角與左上角的總壓損失核心區域主要是受到了同一個泄漏渦的影響，而沿葉高中部靠近葉頂核心區域主要是受到了上通道渦的影響，可以看出當存在擋板結構時，泄漏渦影響范圍向下發展的趨勢會受到抑制。

為了研究擋板對總壓損失沿葉高方向的影響，計算了M為1.2時該截面總壓損失系數節距平均值，如圖20所示。可以看出有無擋板結構在70%葉高以下幾乎沒有區別，當接近葉頂區域時，擋板寬度對總壓損失的影響最為顯著，結構C的擋板結構總壓損失最小，并且隨著擋板寬度的減小總壓損失逐漸增大，當W減小到1.0 mm時，在90%～100%葉高區域有擋板結構的總壓損失甚至會大于無擋板結構的。

為了定量比較各葉頂結構的總壓損失大小，計算了該截面總壓損失系數面平均值_t，如圖21所示?？梢钥闯霎斣龃髶醢鍖挾葧r，面平均總壓損失逐漸降低，與無擋板結構相比最大降低幅度為10.20%，并且僅結構A的總壓損失相較無擋板結構的增大0.37%；對比兩種擋板高度可知，H為1 mm時總壓損失更小，兩種擋板高度的總壓損失相差2.26%；對比4種擋板角度，當擋板角度為72°時總壓損失最小，與無擋板結構的相差6.17%?？傮w來看擋板能夠降低凹槽葉頂的總壓損失，但擋板高度和角度對總壓損失的影響較小，擋板寬度對總壓損失的影響最為顯著，總壓損失最大下降10.20%。

3 結 論

本文在凹槽葉頂上設置擋板結構，采用PSP測量技術，研究了凹槽葉頂擋板的高度、寬度和角度及吹風比對葉頂氣膜冷卻的影響規律。利用數值計算對葉頂的流動進行深入分析，比較了不同擋板結構在氣動特性上的優劣，得到以下結論。

（1）在凹槽葉頂的基礎上設置擋板結構能顯著增大葉頂的氣膜冷卻有效度，并且隨著吹風比的增大冷卻有效度也有所提升。當吹風比增大到2.0時，由于冷氣流速過大，冷卻有效度的提升幅度降低。

（2）在研究范圍內，增大擋板的寬度能夠強化葉頂冷卻，W為3 mm時面平均氣膜冷卻有效度較無擋板結構提升了282.7%。增大擋板高度對葉頂冷卻的影響并不顯著；吹風比較小時低擋板高度葉頂的氣膜冷卻有效度更大；吹風比較大時，增大擋板高度能夠增大葉頂氣膜冷卻有效度；增大擋板的角度會削弱葉頂的冷卻效果，當擋板角度為銳角時，擋板底部會形成不對稱腎形渦，冷氣水平向壓力側分速度得到強化，有效提升了氣膜覆蓋率，當擋板角度增大到鈍角后，擋板頂部會形成漩渦，漩渦會夾帶冷氣迅速溢出凹槽，冷卻有效度下降。

（3）擋板對葉柵通道總壓損失的影響主要在近葉頂間隙區域。除結構A外，擋板的存在能降低總壓損失，結構C的總壓損失最大降幅達10.20%。綜合對比帶擋板凹槽葉頂的氣膜冷卻有效度和總壓損失，在研究范圍內增大擋板的寬度對強化冷卻和提高氣動效率具有最顯著的效果。

受到試驗條件的限制，本文只在低速平面葉柵試驗臺上進行研究，與實際燃氣透平的運行環境有較大區別，但本文對擋板葉頂結構的研究仍可以為燃氣透平改進葉頂的氣膜冷卻特性和氣動特性提供一定的參考。

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（編輯 武紅江）