气冷涡轮叶片元件级气热耦合实验研究

2019-10-09祖迎庆

复旦学报（自然科学版） 2019年4期

陈毅，韦宏，祖迎庆，丁亮

(1.复旦大学航空航天系，上海 200433； 2.中国航发商用航空发动机有限责任公司，上海 200241)

为了增加航空发动机的输出功率和推进效率，涡轮入口的燃气温度不断增长.因此，航空发动机的设计者需要找寻更加有效的热防护方法，防止涡轮叶片因热冲击或热应力分布不均匀导致的失效，缩短发动机的使用寿命.除了涡轮叶片表面的热障涂层以外，最常用的方法就是冷却方法.冷却方法通常包括冲击冷却、带有扰流柱或者绕流肋的内部通道冷却和外部气膜冷却[1].

冲击冷却是一种最常见的，也是公认比较有效的强化对流换热方法[1].在这种冷却技术中，冷气穿过冲击孔形成射流冲击到热端部件的表面上，在冲击驻点附近形成强对流换热区域，从而提高表面换热系数.冲击冷却作为一种内部冷却方式已广泛应用于航空发动机涡轮叶片的气冷设计布局中.而气膜冷却方法[1-3]是一种卓越的外部冷却策略，它允许发动机涡轮叶片在高于自身熔点温度的环境下工作.在这种冷却技术中，内部的冷空气通过分散的气孔或槽缝流出，并在叶片表面形成气膜，防止叶片与高温气体直接接触，从而避免叶片过早失效.气膜冷却流动在流体流动分类上属于横流射流，是一种壁面、横流和射流相互作用下的强三维复杂流动.正如Fric等[4]所述，横流射流的主要特征包括在射流前缘形成的剪切层涡流、射流区域的马蹄形涡旋、反旋转涡流等，这些现象归根结底主要是由于流体从层流向湍流转变过程中的流动分离而产生.因此，气膜冷却过程中，冷却气体从气膜孔入射进入主流后，与叶片壁面的紧贴程度是传热研究的核心.气膜冷却设计中的另一个核心问题是，由于在射流中逆向旋转涡流结构的影响，使得射流倾向于与涡轮叶体表面分离，这导致了气膜冷却性能的弱化，所以冷却结构的布局设计就变得极其重要.冲击+全覆盖气膜冷却又称冲击+发散冷却，是一种高效的复合冷却技术，其主要特征是冷却空气通过冲击孔板形成射流并冲击到气膜孔板冷侧表面，然后通过气膜孔流出并在热侧表面形成低温气膜.研究结果表明: 综合应用冲击冷却和气膜冷却等复合冷却技术较单一使用一种冷却形式具有更优异的冷却效果[1].影响冲击+发散冷却效果的主要因素包括: 吹风比、冲击孔和气膜孔的孔间距、排间距、自身孔型、壁面材料热性能等[1-3].而涡轮叶片元件级实验正是探索这些影响因素作用规律的最直观可行的分析方法.通过元件级系统实验首先得出平板复合冷却的普遍规律，使得涡轮叶片的元件级研究结果直接应用于真实的叶片设计中成为可能.

近年来，大量对冲击+气膜复合冷却技术的实验和数值研究旨在探索新型复合冷却结构用以提高热效率.早期基于气膜冷却的研究主要集中在绝热层板冷却实验上[2-4]，研究重点是气膜孔的形状、大小和入射角度[5-7]等因素的影响，常见的典型实验为绝热层板单排或双排气膜孔排布方式的气膜冷却实验.但针对全排布的非绝热实验及数值研究却鲜有相关文献记述.单排或双排气膜孔绝热层板实验虽然能够解释清楚气膜冷却过程中各因素对冷却效率的影响，但却无法对气膜孔间的综合流动作用和材料自身热传导对冷效的影响进行分析.Goldstein[8]不仅总结了主流流体与二次流的气膜冷却和相互作用机理，还指出涡轮叶片的复合传热研究更有助于探索气膜冷却过程中各因素的具体影响，并阐述说明这种研究方式更有实际工程应用价值[9-10].Lutum等[11]研究了气膜孔长径比(L/D)对气膜冷却的影响.在这项研究中，密度比为1.15的二次流空气以35°入射角从圆孔注入主流.研究采用了5个L/D值，分别为1.75，3.50，5.00，7.00和18.00，吹风比在0.52～1.56范围内.Burd等[12]在气膜孔倾角为35°及密度比为1.0的条件下研究了L/D=2.3和7.0的2个气膜冷却构型，并分析了湍流强度的影响.他们的研究表明短孔的冷却效率更高.然而，在高湍流强度下，短孔和长孔结果差异并不显著.Ligrani等[13]研究了密度比、孔长径比和流动脉动的影响.其中，L/D取值3或4，气膜孔倾角为35°，密度比在0.94～1.40范围内变化.他们发现L/D=3和4在低密度比下的气膜冷却效果差异不大.然而，在高密度比条件下，L/D=4的气膜孔冷却效率更高.Jung等[14]通过对叶片前缘冲击冷却布局进行实验研究，观察到在两相邻冲击射流之间的区域存在明显的低传热系数区.并且指出，倾斜射流是降低这种效应的最便捷的方法.俞文利[15]，许全宏等[16-17]研究了冲击+多斜孔双层壁冷却方式内部换热和流量系数.结果显示局部换热和平均换热情况与冲击作用关系密切，讨论并分析了主流流量、孔排列方式、冲击距离(双层壁缝高)的变化对流量系数的影响程度.王磊等[18]采用红外测温技术对冲击+发散冷却进行了测试，研究了绝热气膜冷却效率随吹风比、孔间距、冲击间距、发散孔角度及排列方式的变化规律.Cho等[19-22]采用萘升华技术对冲击+发散冷却传热特性进行了研究，分析了气膜孔布局以及横流、粗糙肋的加入对绝热冷却特性的影响.研究结果表明: 叉排气膜孔布置好于顺排；且随着横流的增加，冷却效率下降；加上粗糙肋后，在小吹风下，换热系数有所降低，而在大吹风比下，换热系数有明显提高.Tan等[23]采用红外热成像技术对冲击+气膜冷却结构开展了实验研究工作.研究中气膜孔倾角固定为90°.分析了吹风比、多孔布局、冲击靶间距对气膜绝热冷却效果和冲击+气膜综合冷却效果的影响.此外，一些学者开展了气热耦合条件下冲击+气膜综合冷效实验的数值研究工作.Kim等[24]采用二阶响应面法对平板冲击+发散冷却布局开展了数值优化研究.通过优化设计，实现了冲击+发散冷却结构热应力最小化的设计目标.费昕阳等[25]采用商用软件对模化平板冲击发散+气膜冷却结构中的流动与换热特性进行了数值模拟研究，对比了绝热冷却效率和气热耦合条件下的冷却效率.结果表明: 冲击发散冷却同时具有冲击冷却和气膜冷却的优点，可以有效保护壁面.

综上所述，获取更有效的冲击+气膜复合冷却数据，掌握相关传热特性及规律，对于发动机涡轮叶片的热防护设计是非常重要的.然而，从上述文献中可以看出，大部分实验主要集中在对绝热材料的复合冷却结构的流动和传热特性的研究上，对于多排冲击+全覆盖气膜复合冷却结构的气热耦合传热的实验研究却鲜有相关文献记述.针对这种情况，本文通过实验系统地研究了气热耦合条件下吹风比和毕渥数对冲击+气膜复合冷却效率的影响.此外，流量系数是冷却结构设计优劣的一个重要参考量，它可以表征冷气通过冷却结构过程中的总压损失情况.因此，本文在研究冲击+气膜结构的冷却效率的同时，相应地给出了冷却结构的流量系数.

1 实验系统及实验流程

1.1 实验系统

传统实验多采用反向热流加热方式进行，即对二次流进行加热，而主流为常温气体.由此造成主流、二次流的密度比随温比变化趋势与实际工况相反.本研究将采用主流加热的方式，使主流、二次流的密度比随温比变化趋势与实际工况一致.本实验研究中使用的实验系统主要由一座回流式风洞和一座直流式风洞组成，在本研究中也分别称为主流风洞和二次流风洞.实验系统装置示意图如图1（@@@508页）所示.

二次流风洞中的冷却空气通过与主流风洞连接的稳压箱进入主流风洞试验段部分.如图1所示，冷却空气依次先经过过滤器及孔板流量计，再进入稳压箱，然后作为二次流进入实验件.此外，在稳压箱和流量计之间有若干压力测量装置和温度测量装置.二次流质量流量可以通过调节风机旋转速度来控制.质量流量变化范围为0.0～0.5kg/s.流量计的精度为±0.1%.

图1 实验系统示意图Fig.1 Schematic diagram for experimental setup

主流风洞是以常温低速回流风洞为基础自主设计改造而成的.如图1所示，在风洞第3、4拐角处导流片加装散热片，兼作加热器使用.导流片加热器内嵌40根3kW电加热管进行加热，总加热功率可达120kW.每一个加热棒都可以由加热器控制面板独立控制输出功率，控温精度可达±0.1℃.此外，为了获得更准确的传热数据，主流风洞的外壁覆盖保温层，在实验过程中大大降低了热损失.

图2 实验件结构示意图Fig.2 Schematic diagram of the structure of test plate

实验段由有机玻璃制成，横截面为500mm×500mm，长度为2000mm，壁面厚度为15mm.在稳压箱一侧开有用于安装实验件的窗口.实验段另一侧面安装有电荷耦合器件(Charge-Coupled Device, CCD)相机和照明光源.使用PT100型热电阻监控主流和二次流空气的温度.Keysight 34890A数据采集器用于各种实验数据的采集.气膜孔板热侧表面温度由热敏液晶受热显色测得，通过CCD相机拍摄存储为图像数据，再通过后处理分析与标定结果对照可得出具体的复合冷却实验件的温度场分布.液晶测温显色系统主要由热敏液晶体和黑色底漆组成.其中热敏液晶体选用LCR Hallcrest公司R30C20W型号液晶，显色起始温度30℃，带宽20℃，黑漆选用SPB100型号.CCD相机选用Advanced Vision Technology公司的500万像素工业相机，型号manta G-505，镜头选用FUJINON 16mm的定焦镜头.两只70W的金属卤化物射灯用作相机光源，以确保CCD相机的拍摄效果.

本实验中的实验件结构示意图如图2所示.考虑到真实叶片的尺寸较小，为得到机理研究所需的温度分布细节，实验过程中采用根据几何相似原则适当放大的模型.为研究气热耦合中毕渥数的影响，实验件采用聚四氟乙烯(PTFE)、304不锈钢(SS304)和6061铝合金(AL6061)3种导热系数不同的材料进行加工.具体实验模型尺寸及实验参数范围如表1所示，其中D为冲击孔直径，d为气膜孔直径，λBR为吹风比(Blowing Ratio, BR).

表1 实验工况

1.2 液晶标定

热敏液晶的颜色随温度的变化而变化.通过实验前的预先标定，可以得到液晶色调值(H)与温度值的一一对应关系曲线.采用宽带稳态热敏液晶技术进行测量时，光参数(光源选择、光照强度和角度)、相机位置均对液晶测温存在一定的影响.因此需要采用原位标定技术，即保持实验过程中和标定状态下光照参数和相机位置不变，因此液晶标定实验也应在主流风洞实验段上进行.温度标定装置示意图如图3所示，最终的温度标定结果如图4所示.

图3 液晶标定装置示意图Fig.3 Schematic diagram for liquid crystal calibration

图4 液晶温度与H值的关系曲线Fig.4 The relationship curve between liquid crystal temperature and H value

1.3 实验的不确定性分析

实验中，热电阻的实验段温度测量误差为±0.15℃或0.2%×|T|，最大相对误差为±0.5%；而液晶测量的不确定性为±0.5℃，相对误差为±1.7%；冲击孔和气膜孔孔径直径误差分别为±0.1mm和±0.05mm，因此冲击孔和气膜孔直径相对误差分别为±2%和±1.28%.

设Xi为各独立变量，则实验总体误差Θ=Θ(X1，X2，X3，…，XN)可由下式给出:

(1)

表2 独立变量误差

式中:δXi为各独立变量误差.各独立变量对Θ误差的贡献如表2所示.

代入误差估计式(1)，可得实验中Θ为3.1%.

此外，孔板流量计量程为0.01～0.50kg/s，误差为±0.1% FS，即±0.0005kg/s.本实验工况中的最小流量为0.023kg/s，由此可得本实验二次流流量最大误差为±2.17%.主流速度误差为1.0%，密度查表获得不计入误差，可得本实验中吹风比的最大误差为3.5%.

2 实验数据处理

使用CCD相机拍摄得到实验件热侧表面温度图像，经过分析可得到温度场分布.主流风洞的空气温度在实验开始前加热到指定温度，冷气温度由稳压箱内的热电阻测量得到.本实验中还使用了热电偶监测实验件表面温度，以验证CCD相机测量得到的温度数据的准确性.数据采集系统和CCD相机以及各种数据采集装置均在实验件表面温度达到稳定状态后开始采集数据.

二次流与主流的吹风比计算式为

(2)

式中:ρsec是二次流气体密度；ρms是主流气体密度；Usec和Ums分别是二次流和主流的速度.

综合冷却效率定义为

(3)

式中:Ts是气膜孔板热侧表面温度；Tms是主流温度；Tsec是二次流温度.Ts由热敏液晶测量得到，而Tms和Tsec由PT100热电阻测得.

(4)

3 实验结果分析

本实验研究主要围绕吹风比(λBR)和毕渥数(Bi)对冷却效果的影响展开测试、分析与讨论.

3.1 吹风比(λBR)的影响

图5 吹风比对展向平均冷却效率沿流向分布的影响(SS304)Fig.5 Distribution of spanwise-averaged cooling effectiveness along the streamwise direction for different λBR(SS304)

图6 吹风比对展向平均冷却效率沿流向分布的影响(AL6061)Fig.6 Distribution of spanwise-averaged cooling effectiveness along the streamwise direction for different λBR(AL6061)

3.2 毕渥数(Bi)的影响

(5)

式中:h为气膜孔板热侧面平均换热系数，由计算流体动力学(Computational Fluid Dynamics, CFD)模拟得到；δ为气膜孔板厚度；λ为模型材料的导热系数.本研究中材料所对应的Bi如表3所示.

图7 吹风比对展向平均冷却效率沿流向分布的影响(PTFE)Fig.7 Distribution of spanwise-averaged cooling effectiveness along the streamwise direction for different λBR(PTFE)

图8 不同材料的沿流向变化的曲线Fig.8 The distribution of along the streamwise direction for different materials

表3 不同材料的毕渥数

为进一步分析Bi对冷却效率的影响，图9（@@@512页）给出不同Bi条件下气膜孔板热侧面冷却效率的分布云图.从图中可见，材料导热系数对表面冷却效率的影响较明显，随着导热系数的增大，冷效分布越来越均匀.

4 流量系数

(6)

(7)

式中:uideal为理论速度；理论密度ρideal为

ρideal=Pos/(RTideal)，

(8)

式中:Pos为实验段出口静压，可由实验测量得到；理论温度

Tideal=Ttotal(Ptotal/Pos)(1-γ)/γ，

(9)

式中:γ为空气等熵指数，取1.4.

Ttotal与Ptotal分别为实验段入口总温和总压.实验过程中在冲击孔板上游30cm处稳压箱4个壁面分别排布2个测压孔测量入口静压.由于稳压箱截面积远远大于冲击孔总面积，稳压箱内的速度和马赫数很小.因此，忽略稳压箱入口动压，用实验测得的静压作为Ptotal，用于流量系数计算.同理，用实验测得的静温作为Ttotal.进而可以得到理论速度

(10)

其中：cp为质量定压热容.双层孔壁可假想为一个流动通道，该双层壁结构的当量流通面积A3由下式给出:

(11)

式中:A1，A2分别为冲击板上冲击孔的总面积、气膜孔壁上气膜孔的总面积.

测量得到的孔板流量系数如图10所示.可见，在研究参数范围内，总体流量系数(Cd)随着雷诺数(Re)的增加而增加.这是因为随着Re的增加，通过冲击孔的二次流的速度相应地增加，冲击孔内的流动分离现象得到抑制，在冲击孔内壁上的摩擦阻力损失逐步减小，使得冲击流量系数逐渐增大.同时，随着二次流速度的增大，通过气膜孔板进入主流的气流速度也相应地逐步增大，逐步减弱了主流引起的堵塞效应，因而气膜孔流量系数逐渐增大.因此，综合以上两种影响，总体流量系数随着Re的增大而增大.