高湍流度格栅下游流场试验研究

杨　明，张晓东，刘志刚，赵旺东，王　晖（中国燃气涡轮研究院，四川江油621703）



高湍流度格栅下游流场试验研究

杨明，张晓东，刘志刚，赵旺东，王晖
（中国燃气涡轮研究院，四川江油621703）

摘要：为满足高湍流度下涡轮扇形叶栅气动与冷效试验的需求，试制了三种被动控制单平面方形格栅并对其进行了试验验证。对格栅下游流场进行了详细的动态测量，并研究了测量位置、格栅尺寸和来流条件等对格栅下游流场湍流度的影响规律。结果表明，grid 3方案格栅能产生10%以上的湍流度，可作为湍流发生装置并满足后续研究要求；格栅几何特征对其下游湍流度影响显著；在试验范围内，来流速度对湍流度近乎无影响。

关键词：高湍流度格栅；来流流场；涡轮叶栅；气动特性；冷效试验；热线风速仪

1　引言

航空发动机由于燃烧室中大量掺混射流和火焰筒内复杂冷却结构的存在，使得涡轮进口湍流度往往高达15%～20%。国外相关文献表明，涡轮进口主流湍流度及其长度尺度，会直接影响叶片表面附面层发展和表面摩擦系数，进而对涡轮级损失和叶片表面换热产生显著影响［1-3］。大湍流度下叶片气动损失会增大，尾迹区域变宽，但尾迹与主流区的速度差异会变小［4］。导叶前缘区域的对流换热会随着主流湍流度的增加而显著增强，但由于湍流度的逐渐衰减，叶片通道后半部分其作用不甚明显；同时，湍流度对不同形状、位置和大小气膜孔气膜效率的影响也都不同［5-6］。

目前国内外涡轮气动和传热试验多在低湍流度试验器上进行，基于以上研究结论，该类试验的结果必然会与发动机中真实情况存在较大差异，而目前国内尚未开展过进口主流湍流度对涡轮扇形叶栅气动与冷却效果影响的试验研究。因此，为更真实、准确地评定叶型气动性能和叶片冷却效果，有必要对此进行试验研究。基于此目的，必须先研制一种湍流度大于10%的模拟装置并对其进行试验验证，再以此模拟装置为基础开展相关试验研究，而该类装置中最典型的型式即是格栅。

格栅主要分主动控制格栅和被动控制格栅。主动控制格栅的主要结构形式有射流控制格栅［7］和机械驱动主动控制格栅［8-9］两种，其产生的湍流度大小可调，但需为其配备控制调节机构，成本高、使用复杂，尺寸不能太小，不适用于小型涡轮零部件试验。被动控制格栅主要有单平面格栅、双平面格栅［10］，还有孔板［11］、蜂窝型格栅、模拟燃烧室湍流发生器、分形几何湍流发生器等，其产生的湍流度大小不可调，但因其成本低、制作简单，所以湍流理论中湍流特性的研究成果基本是基于被动控制格栅湍流的。

为研究不同格栅几何特征对下游流场特性的影响，本项目共试制了三种格栅。通过对这三种格栅的试验结果进行组合对比，分别得出扰流棒宽度、格栅扰流棒间距和稠度三者对湍流度特征的影响，并从中挑选出符合项目研究所需的格栅方案。

2　试验方法

2.1试验设备

格栅验证试验在中国燃气涡轮研究院平面叶栅吹风试验器（图1）上进行。该试验器气源为总容积1 000 m3的贮气罐，其最大质量流量为22.4 kg/s，稳定工作时间不小于4 min，压力波动不大于0.3%。

图1 平面叶栅吹风试验器原理图Fig.1 The plane cascade blowing test facility

2.2试验件

试验件（图2）由试验格栅和相关转接段组成，主要包含格栅、试验测量段及出口收敛段三部分。

根据开展试验研究的具体需求，通过对文献［12-13］和数值模拟计算结果的分析，综合考虑强度、成本及试验器本身特征并比较各类格栅的优劣，最终认定被动控制式单平面方形格栅将是研究所需的最佳湍流度模拟装置。

图2 试验件示意图Fig.2 The test specimen

被动控制单平面方形格栅的典型结构如图3所示，由横向、纵向扰流棒的中心线在同一平面上交错而成。

图3 单平面方形格栅典型结构Fig.3 Typical single plane grid

将相邻两扰流棒之间的间距记为M，扰流棒的宽度记为b，则描述单平面格栅的几何特征参数σ（格栅稠度［14］）可表示为：

为研究格栅下游的流场特性，共试制了三种不同的单平面格栅，格栅几何特征参数见表1。另外，为适应扇形叶栅试验器接口，格栅的基本形状也为扇形，见图4。

表1 格栅方案Table 1 Structure of the grid

试验测量段主要为格栅出口流场提供流场测量环境，其截面与格栅形状保持一致，其结构可参见图2。试验测量段出口处设置一收敛段，缩小出口截面面积以期更加接近涡轮进口的气动特性，达到模拟涡轮叶片节流效果的目的。

图4 试验用格栅Fig.4 The gird used in the test

2.3测试方案

如图2所示，格栅后沿气流方向设置多个测量截面，在不同轴向位置使用Danpec单丝热线风速仪测量湍流度，以研究湍流度沿轴向的变化。

热线风速仪的主要技术指标为：速度测量精度优于3%，高空间分辨率优于0.3 mm级，速度测量范围0.02～300 m/s，使用温度范围-180～150℃，最高采样率250 kHz。其探针结构与位移机构参见图5。

图5 探针与位移机构Fig.5 The probe and displacement device

在试验测量段上沿轴向在每组格栅方案出口各设5个测量截面，位置分别为3M、6M、9M、15M、25M。因此，3组格栅方案共需在同一试验件上布置9个测量截面（部分截面可重合），截面位置示意图见图2。试验中，在上述每个测量截面均采用位移机构带动热线风速仪沿径向步进2M，共21个测点，间距为0.10M。另外，为确认测点是否足够密集，还将步进间隔设为0.05M进行过测量并比对了测试结果。试验中各测点处热线采样率50 kHz，采样时间4 s。

根据粘性流体动力学定义，湍流度计算公式为：

式中：U为动态速度。

由于试验只使用单丝热线测量了x方向的动态速度，因此式（2）可简化为：

在对热线测量数据进行处理计算湍流度时，采用的截止频率为400 Hz，取样分析时间为2 s。

2.4试验条件

试验时，通过气源和试验器的控制阀门组调节，将进口气流压力稳定至（140±10）kPa，温度稳定至（300±5）K。

3　试验结果及分析

3.1径向测点密度对湍流度的影响

试验中，热线探头沿径向分别以0.10M和0.05M的步进间距对同一位置的湍流度进行测量，结果见图6。可见，两种步进间距在各点所测湍流度并无太大差异，证明使用0.10M间隔进行径向提升测量可完全满足试验验证需要。

图6 测点密度对湍流度的影响Fig.6 The effects of the measurement interval on turbulence intensity

3.2湍流度沿空间位置的变化

3.2.1湍流度沿径向的变化规律

试验表明，三种格栅方案所产生的湍流度沿径向的变化规律一致，考虑到后期试验的具体需求，选择grid 3方案详细研究径向不同测量位置对湍流度的影响。将热线风速仪安装于格栅下游不同轴向位置处，使用位移机构将热线探头在一个格栅内径向等距提升10次，可测得10个不同径向位置的湍流度，结果见图7。图中，R1～R10表示10个不同测量位置。可见，格栅下游约3M处湍流度沿径向的最大变化约为2.5%，6M处湍流度沿径向变化已小于1.0%，9M处不同测量位置的湍流度已基本一致。由此可知，当x/M＞6（x为测量位置距离格栅的横向距离）之后，径向测量位置对湍流测量结果的影响可忽略。这意味着单平面方形格栅下游流场的湍流度较为均匀，在后续试验研究中无需调整被试涡轮叶片所处格栅的相对位置。

图7 径向测量位置对湍流度的影响Fig.7 The effects of the radial measurement position on turbulence

3.2.2湍流度沿轴向的变化规律

图8给出了grid 3格栅下游湍流度测量值与计算值沿轴向的衰减曲线，图中对每个轴向测量截面上沿径向的21个测量值进行了算术平均。可见：初始阶段湍流度沿轴向衰减得很快，但随着与格栅轴向距离的增加，湍流度衰减趋于平缓；计算值高估了栅格下游0～20M（尤其是0～10M）内的湍流度，同时也高估了湍流度沿轴向的衰减速度。

湍流度轴向衰减规律拟合公式如式（4）所示，式中系数A和n根据试验数据确定，如表2所示。

图8 湍流度沿轴向的变化Fig.8 The turbulence intensity decay along axial direction

表2 拟合系数A和nTable 2 Fitting coefficient A&n

3.3格栅尺寸对湍流度的影响

图9给出了三种格栅下游的湍流度测量结果。可见，当扰流棒宽度一定时，随着格栅稠度的增大湍流度增大；当格栅稠度一定时，随着扰流棒宽度的增大湍流度增大。

图9 格栅尺寸对湍流度的影响Fig.9 The effect of the grid geometry on turbulence

后续试验中，涡轮叶栅位于格栅下游6M左右位置。试验结果表明，三种格栅方案中，grid 3方案的初始湍流强度最强（达20%以上），且在下游6M处仍保持有10%以上的湍流度。因此，选择grid 3方案可以完全满足高湍流度来流条件下涡轮扇形叶栅气动与冷效试验的湍流特性需求。

3.4来流速度对湍流度的影响

以grid 3方案研究来流速度对湍流度的影响，试验测量结果见表3。可见，在试验速度范围内，来流速度对湍流度几乎无影响。因此，本次试验所获取的格栅下游湍流度结果，可用于后续高湍流度来流条件下涡轮扇形叶栅气动与冷效试验研究。

表3 来流速度对湍流度的影响Table 3 The effects of the inlet flow velocity on turbulence

4　结论

（1）在设计的三种格栅方案中，b=5.3 mm、M= 20 mm、σ=0.46的格栅，其下游6M处的湍流度可达10%以上，完全满足后续试验需求。

（2）格栅下游6M之后，径向测量位置对湍流测量结果的影响可以忽略。

（3）湍流度沿轴向会急剧衰减，但随着轴向距离的增加，衰减程度逐渐减弱并趋于平缓。

（4）格栅扰流棒宽度相同时，格栅稠度增大湍流度增大；格栅稠度相同时，扰流棒宽度增大湍流度增大。

（5）在气流速度20～80 m/s范围内，来流速度对湍流度的影响甚微。

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Experimental research of high turbulence intensity grid downstream flow field

YANG Ming，ZHANG Xiao-dong，LIU Zhi-gang，ZHAO Wang-dong，WANG Hui
（China Gas Turbine Establishment，Jiangyou 621703，China）

Abstract：Three kinds of single plane square grid were made to satisfy the requirements of high turbulence intensity condition for turbine sector cascade aerodynamics and cooling effect test，which were validated by experiments. The downstream flow field of the grid was measured in detail to obtain the effects of measure⁃ment position，gird geometry and inlet condition on the turbulence intensity. From the results，it can be seen that the grid 3 project could generate more than 10%turbulence intensity，which could satisfy the require⁃ments of the subsequent researches as turbulence generator. Grid geometry has great impact on the down⁃stream turbulence. The influence of the inlet flow velocity on the turbulence almost could be ignored in the test range.

Key words：high turbulence intensity grid；inlet flow field；turbine cascades；aerodynamic characteristics；cooling effect test；hot-wire anemometers

中图分类号：V21

文献标识码：A

文章编号：1672-2620（2016）02-0016-05

收稿日期：2015-06-29；修回日期：2016-01-21

基金项目：航空科学基金项目（2012ZB24009）

作者简介：杨明（1980-），男，四川江油人，工程师，主要从事航空发动机零部件试验测试技术研究。