静叶栅上游端壁双射流气膜冷却特性实验

2020-05-06鲁瑞山何建宏

火箭推进 2020年2期

雷蒋,鲁瑞山,秦岭,罗丁,何建宏,马元

(1.西安交通大学机械结构强度与振动国家重点实验室,陕西西安 710049; 2.西安航天动力研究所陕西西安 710100)

0 引言

气膜冷却是一种被广泛应用的热防护措施,是保证航空发动机、航天推进器和新概念组合动力系统性能不断提升的重要技术保证[1]。冷却气体从壁面上的气膜孔喷出后,在壁面与高温燃气间形成温度较低的冷气膜,从而保护被冷却壁面。

圆形孔是应用最为广泛的一种气膜冷却孔,易于加工维护,但在吹风比较大时,冷却射流易发生吹离,导致气膜覆盖变差[2-3]。相比之下,扇形孔在出口延侧向扩张,减小了冷却射流的动量,在大吹风比时减少了气膜吹离的趋势,因而具有更好的冷却效果[4-6]，但是其加工维护的难度相对较大。

近年来得到初步研究的双射流气膜冷却[7],是将一对复合角圆孔交叉布置,利用射流间形成的“反肾形涡”,获得较好的壁面冷却效果。相关研究证明[8-11],双射流孔的气膜冷却效率相对较高,在大吹风比下,其表现优于圆形孔和部分扇形孔结构。

随着燃气涡轮发动机的性能提升,涡轮进口温度更趋于扁平化,对端壁冷却提出了更高要求。叶栅通道内部,特别是端壁附近的复杂涡系结构,如马蹄涡、通道涡、角涡等,都会将端壁边界层扰动,加强换热,增加了端壁热负荷[12]。已有初步研究表明,在静叶片上游端壁表面布置的气膜孔排,其冷却出流可以有效保护下游端壁[13]。

发动机真实工况下,燃气和冷却气之间存在着巨大温差。在机理实验中复现这一温差及其对气膜冷却特性的影响,存在很大困难。从传热传质类比的角度出发,通过设置主流和射流之间的密度比,已被初步证明可以有效模拟这种温差效应[11]。

截止目前,针对上游端壁气膜孔排冷却特性的研究仍然较少,特别是对于双射流气膜冷却结构,可见文献中仍未见到任何报道。此外,研究射流-主流密度比对端壁气膜冷却特性的影响的相关工作也非常有限。采用压力敏感漆(PSP)测量技术,针对叶片上游端壁的多种双排气膜冷却构型进行实验研究,探究密度比和吹风比对端壁气膜冷却效率的影响规律。

1 实验设备与方法

1.1 实验设备

实验系统如图1所示。低速平面叶栅风洞内的实验段共有5个叶栅通道,实验叶片由GE-E3叶根截面拉伸生成。叶片弦长为115.6 mm,叶高为80 mm,相邻叶片的间距为90 mm,气流攻角为0°。风洞实验段进口尺寸为450 mm × 80 mm(宽×高)。分别使用皮托管与热线风速仪测得主流流速为18 m/s,主流湍流度为2.3%。分别使用高压空气、N2和CO2为二次气流(冷却流,射流),并结合冷干机或加热器控制其与主流间的温度差不大于1 K。二次气流的质量流量由热导式流量计控制,其供气腔位于叶栅端壁背侧,尺寸为220 mm × 90 mm × 80 mm。所研究的3种气膜孔型如图2所示,包括双排流向圆孔(SC)、双射流气膜孔I(DJFC I)和双射流气膜孔II(DJFC II),其几何参数由表1给出。气膜孔布置于叶片上游1/4轴向弦长的位置,共2排,每排19个。实验分别在4个吹风比(M=0.5,1.0,1.5,2.0)和2个密度比(Rd=1.0,1.5)条件下进行。

图1 实验系统示意图Fig.1 Schematic of experiment set-up

图2 气膜孔型Fig.2 Configurations of film-cooling holes

表1 气膜孔结构参数

1.2 实验方法

基于传热传质类比,压力敏感漆(Pressure Sensitive Paint,PSP)被用于测量端壁表面的气膜冷却效率,可以不受导热误差的影响。PSP涂层被特定波长的激发光照射时,会发出荧光,其光强与氧气浓度(或分压)成负相关。一台LED被用于发射波长约为420 nm的激发光,PSP涂层激发的荧光穿过610 nm的带通滤光片后,被一台S-CMOS相机所接收。每次实验前均需对PSP进行标定,以避免实验环境温度变化的效应[14]。将压力与相应的荧光光强进行拟合,曲线如图3所示,其中PR与IR分别为参考压力(即常压)以及参考压力下的荧光光强。

图3 PSP标定曲线Fig.3 Calibration curve of pressure sensitive paint

实验中,由所测荧光光强计算得到氧气浓度(氧气分压),进而通过传热传质类比[15],由氧气浓度或分压力,计算气膜冷却效率

(1)

式中：T∞,Tc,Tf分别为主流、二次流与壁面气膜的温度;C∞,Cc,Cf分别为主流、二次流与壁面气膜的氧气浓度。

气膜冷却实验中,用于描述射流-主流的气动参数

Rd=ρc/ρ

(2)

M=ρcUc/ρU

(3)

(4)

式中:Rd为密度比；M为吹风比；I为动量比；ρ∞与U∞分别为主流的密度与速度;ρc与Uc分别为孔入口处二次气流的密度和速度。

1.3 误差分析

采用文献[16]方法,用热线风速仪,对气膜孔前缘处的主流边界层速度分布进行测量,结果见图4。与典型的湍流边界层分布(Spalding Profile)相比,吻合较好,由此确认实验在湍流条件下开展。主流边界层位移厚度与孔径之比(δ1·d-1)为0.2。

图4 主流边界层速度分布Fig.4 Velocity profile of mainstream boundary layer

实验误差由文献[17]所给出的方法进行计算。鉴于气膜冷却效率通过PSP发出的荧光光强算得,因此误差与光强相关。在置信度为95%的条件下,气膜冷却效率为0.8时,测量误差约为3%;随着冷却效率的降低,相机测得光强减弱,测量误差增大,在冷却效率为0.2时,测量误差约为15%。

2 结果与讨论

2.1 端壁气膜冷却效率分布

图5～图7分别给出了不同吹风比(M=0.5,1.0,1.5,2.0)和不同密度比(Rd=1.0,1.5)下,3种孔型(SC,DJFC I,DJFC II)在端壁表面的气膜冷却效率分布。如图5(a)所示,在低密度比条件下(Rd=1.0),SC在低吹风比时(M=0.5),气膜孔出口附近的气膜冷却效率偏高。随着吹风比增大(M>0.5),双排圆孔出口均出现气膜覆盖间断的现象,即气膜吹离,造成孔下游一定范围内气膜冷却效率很低;随着冷却射流回落,下游端壁的气膜效率随着吹风比增加,提升较为明显,即气膜出现了再附着。在叶片前缘,由于马蹄涡引发的边界层流动分离,在低吹风比下(M=0.5),冷却射流难以抵达前缘和压力面附近的端壁;吹风比提高后(M>0.5),冷却射流的动量逐渐增强,足以穿透马蹄涡后,前缘和压力面附近端壁的气膜覆盖效果逐渐改善。叶栅中后部,由于流动弯转引发的横向压力梯度和通道涡,端壁上的气膜冷却效率呈现明显的不均匀现象,即气膜分布偏向吸力面。特别是在低吹风比下(M=0.5),气膜在叶栅端壁上有近似“三角形”分布,中下游靠近压力面的端壁无法获得冷却;在较高吹风比下(M=1.0,1.5,2.0),叶栅通道压力面附近端壁的气膜冷却效率逐渐提升。

图5 双排流向圆孔(SC)气膜冷却效率分布 Fig.5 Film-cooling effectiveness distribution of SC

如图5(b)所示,在Rd=1.5条件下,对于小吹风比(M=0.5),由于动量比(I)降低,气膜出流并未发生明显的吹离现象;与Rd=1.0相比,气膜冷却效率提高,横向覆盖增强。对于较大吹风比(M=1.0,1.5),相比于Rd=1.0,气膜孔出口附近吹离现象有所减弱,此外,由于动量比降低,射流抵抗通道涡的能力有所减弱,端壁气膜分布更偏向吸力面,中弦及下游压力侧端壁冷却效果减弱,部分区域气膜无法覆盖。对于大吹风比条件(M=2.0),除了孔出口下游吹离现象略有下降外,端壁的大部分区域气膜冷却效率分布与Rd=1.0相似。

图6 双射流气膜孔I(DJFC I)气膜冷却效率分布 Fig.6 Film-cooling effectiveness distribution of DJFC I

图7 双射流气膜孔II(DJFC II)气膜冷却效率分布 Fig.7 Film-cooling effectiveness distribution of DJFC II

DJFC I在低密度比下(Rd=1.0)的端壁气膜冷却效率分布如图6(a)所示。在低吹风比下(M=0.5),靠近气膜孔出口的冷却效率较高;与SC对比,孔下游横向气膜覆盖有明显提高,与平板上的研究结论相同,主要归因于双孔射流之间形成的“反肾形涡”[10]。随着吹风比逐渐增大(M>0.5),部分双射流孔,特别是第一排孔也出现了气膜吹离,但整体抵抗吹离的能力明显高于双排圆孔;叶栅通道的中下游也出现了吹离冷却射流的再附着,气膜整体覆盖随吹风比的变化规律与双排圆孔相似。在叶片前缘附近的端壁气膜冷却效果,与双排圆孔类似,仍然表现马蹄涡及边界层流动分离与射流之间的相互作用,即射流动量较小时(M=0.5),气膜难以覆盖前缘和压力面附近的端壁;吹风比提高后(M>0.5),这些区域的冷却效果逐渐改善。类似的,在叶栅中后部端壁的气膜覆盖,表现通道涡及压力梯度与射流之间的相互作用,即气膜分布偏向吸力面,在低吹风比条件下更为明显;与圆孔相比,双射流构型I在较高吹风比下(M=1.0,1.5,2.0),压力面附近端壁的气膜覆盖稍差,主要归因于双射流孔出口的复合角,使射流轴向动量降低,抵御通道涡影响的能力减弱。

DJFC I在Rd=1.5条件下的端壁气膜冷却效率分布如图6(b)所示。通过和Rd=1.0对比发现,密度比的效应体现在：较高吹风比下(M=1.0,1.5,2.0),提高Rd都可以减小双射流孔下游的气膜吹离。此外,M=0.5，1.0时,Rd增大导致气膜冷却效率明显提高,气膜横向覆盖显著改善。M=1.5，2.0时,Rd增大使气膜冷却效率和横向气膜覆盖略有增加,但由于动量比降低,下游压力侧端壁的气膜无法覆盖的面积增大。

DJFC II的端壁气膜冷却效率分布如图7(a)和图7(b)所示。总体来看,吹风比的效应表现为低吹风比时(M=0.5),与DJFC I相似,孔出口下游横向气膜覆盖较SC有所提高。随着吹风比增大(M>0.5),端壁中心的多个气膜孔下游出现了严重的气膜吹离,叶栅通道的中下游由于气膜再附着,整体覆盖特性改善明显。与DJFC I相似,密度比增大的效应表现为抑制孔下游的气膜吹离，增大气膜冷却效率和横向气膜覆盖，端壁下游气膜覆盖更偏向于吸力面。

2.2 横向平均气膜冷却效率——吹风比效应

图8～图10分别给出了SC,DJFC I和DJFC II在2个密度比条件下(Rd=1.0,1.5),吹风比(M)对端壁表面的横向平均气膜冷却效率(ηave)的影响。其中x轴坐标(X)使用叶片轴向弦长(c)进行了无量纲化。

如图8所示,对于Rd=1.0条件下的SC,在小吹风比时(M=0.5),由于未发生气膜吹离,气膜孔出口下游区域(0

图8 吹风比(M)对双排圆孔(SC)横向平均气膜冷却效率的影响Fig.8 Effects of blowing ratio (M) on lateral-averaged film-cooling effectiveness of SC

图9 吹风比(M)对双射流孔I(DJFC I)横向平均气膜冷却效率的影响Fig.9 Effects of blowing ratio (M) on lateral-averaged film-cooling effectiveness of DJFC I

图10 吹风比(M)对双射流孔II(DJFC II)横向平均气膜冷却效率的影响Fig.10 Effects of blowing ratio (M) on lateral-averaged film-cooling effectiveness of DJFC II

如图9所示,对于Rd=1.0的DJFC I,吹风比较小时(M=0.5,1.0),气膜孔出口下游(X·c-1≈0)横向平均气膜冷却效率(ηave)分别可达0.24和0.16,并沿着流动方向单调减低至0.03(X·c-1≈1)。吹风比较大时(M=1.5,2.0),ηave沿流动方向先增大后减小。对于Rd=1.5,在较大的吹风比范围内(M=0.5,1.0,1.5),ηave呈现单调减小趋势,说明气膜吹离并不明显。当M=2.0时,ηave先增大后迅速下降。

对于DJFC II如图10所示,2个密度比条件下(Rd=1.0,1.5)的横向平均气膜冷却效率(ηave)沿流动方向的变化趋势与DJFC I相同,但变化趋势较为平缓,且极值较小。

2.3 横向平均气膜冷却效率——密度比效应

图11分别给出了SC，DJFC I和DJFC II在4个吹风比条件下(M=0.5,1.0,1.5,2.0),密度比(Rd)对端壁表面的横向平均气膜冷却效率(ηave)的影响。图11中x轴坐标(X)使用叶片轴向弦长(c)进行了无量纲化。如图11(a)所示,对于较小吹风比条件下(M=0.5,1.0)的SC,Rd增大使气膜孔出口下游至中弦区(X·c-1<0.7)的广大区域内ηave增加,但Rd效应沿流动方向逐渐减小。对于M=1.5,如前文所述,Rd提高使气膜孔出口下游一定区域内(0

如图11(b)所示,对于较小吹风比条件下(M=0.5,1.0)的DJFC I,密度比Rd增大使整个端壁的横向平均气膜冷却效率ηave增加,上游端壁特别显著,但Rd效应沿流动方向逐渐减小。对于较大吹风比(M=1.5,2.0),Rd提高使大部分下游端壁(00.8)ηave减小。

如图11(c)所示,对于DJFC II,在较小吹风比条件下(M=0.5,1.0),密度比Rd增大使部分下游端壁(0