槽缝射流对环形叶栅端壁气膜冷却性能影响的实验研究

祝培源,陶志,姚韵嘉,宋立明,李军

(1.西安交通大学叶轮机械研究所,710049,西安; 2.中国核动力研究设计院中核核反应堆热工水力技术重点实验室,610213,成都)

提高燃气轮机透平进口温度是提升燃气轮机效率和输出功率的有效手段[1]。针对低NOx排放要求,燃烧室出口温度沿叶高方向的分布应更加均匀,这使得端壁附近流体温度升高[2]。上述原因导致现代透平叶片端壁区域所承受的热负荷急剧增加,使高效的端壁传热冷却设计方法和技术成为迫切需求。

槽缝射流一方面能够避免高温主流入侵盘腔,另一方面能对端壁形成一定的气膜冷却保护[3]。槽缝射流因其对端壁附近的流动、传热和冷却特性的重要影响而受到了国内外学者的重视。Blai率先研究了上游槽缝结构对叶栅端壁气热性能的影响,研究表明,槽缝射流对下游端壁产生了一定的气膜冷却效果,且气膜分布在周向变化剧烈[4]。Burd等针对燃机高压透平进口导叶,利用实验手段研究了槽缝射流对端壁附近的流动、气膜冷却以及传热特性的影响,结果表明,增加槽缝射流的质量流量比能够有效削弱二次流对端壁气膜冷却的影响,从而对端壁产生更好的冷却保护效果[5-6]。Thole等采用实验手段研究了槽缝射流对叶片端壁气膜冷却性能的影响,结果表明,受到端壁横向二次流的影响,冷却气体主要集中在端壁前部且靠近叶片吸力面侧区域,而对压力面侧区域的冷却效果较差[7]。Thrit等实验研究了槽缝结构的几何参数(射流角、位置)对端壁传热冷却性能的影响,结果表明:当槽缝射流垂直射入主流时,槽缝出口附近边界层会发生较大的分离,形成较大的前缘涡系结构,不利于端壁前缘区域的冷却保护,而减小射流角度则有利于提升槽缝射流对端壁的冷却保护效果,从而降低端壁热负荷;减小槽缝与叶片前缘的距离,有利于提高端壁前部的气膜冷却效率[8-9]。Cardwell等以第一级静叶为对象,通过实验手段研究了槽缝宽度对端壁气膜冷却特性的影响,研究表明,提高槽缝射流的质量流量比或者减小槽缝宽度,能够显著提升端壁气膜有效度,而增加槽缝射流的动量比,则有利于扩大端壁上的气膜覆盖范围[10]。Lynch等通过实验手段综合研究了槽缝射流对端壁传热特性和气膜冷却性能的影响,结果表明,上游槽缝射流会对端壁前部靠近吸力面侧提供一定的气膜冷却效果,同时也增强整个端壁区域的传热系数[11]。综合考虑冷却效率和传热系数,槽缝射流可以有效降低端壁前部的热负荷,但是增强了端壁后部区域的热负荷[12]。国内一些学者也开展了针对槽缝射流的相关研究,例如:杜坤等开展了槽缝结构对静叶端壁气膜冷却特性的影响的数值研究,结果表明改变槽缝的入射段结构会显著影响叶片前缘端壁区域的气膜冷却效果,相比直线形式,采用圆弧过渡的入射段结构能够弱化槽缝射流出口的流动分离,从而提升气膜冷却性能[13-14];宋立明团队采用实验和数值模拟研究了槽缝的几何参数对端壁气膜冷却性能、传热特性以及气动性能的影响[15-16]。

综上所述,目前关于槽缝射流对叶片端壁气膜冷却性能影响的研究,大多数是基于平面叶栅模型开展的。这些研究忽略了实际燃气透平中必然存在的叶栅环形效应,从而导致二者的流动传热特性存在一定的差异[17]。针对以上研究的不足,本文对典型燃气轮机透平进口导叶,搭建了考虑上游槽缝结构的环形叶栅端壁气膜冷却实验平台,研究了射流角(45°、90°)和槽缝结构形式(均匀、收缩)对环形叶栅端壁气膜冷却性能的影响。

1 实验方法

1.1 端壁气膜冷却实验系统

端壁气膜冷却实验装置如图1所示,主要包括主流系统、冷气系统、实验段以及测量系统。其中,主流来自于通过多台压缩机驱动的低速风洞。低速风洞中安装了整流格栅和稳流装置,以保证气流均匀和稳定。经过收敛段后,主流进入实验测试段。在实验测试段入口处安装了总压探针,以测试主流的总压。

图1 实验装置示意图

为了能够匹配真实燃机条件的密度比,采用CO2作为冷却气体。二次空气系统由多瓶压缩CO2供气。通过调节各级减压阀和质量流量控制器来控制冷气的流量。质量流量比rMFR的定义为

(1)

式中:m∞、mc分别为主流、冷却射流的质量流量。

实验测量了3个工况,其质量流量比分别为1.0%、1.5%、2.0%。利用液氮冷却装置对CO2气体进行冷却,冷气在气室中进行混合,最后通过槽缝结构流入叶栅通道中。在二次空气系统的管道外侧覆盖高效的保温材料,以减少实验中的热量损失。根据工质热物性,在实验压力(100 kPa)条件下,主流空气的温度为15 ℃,密度为1.236 kg/m3,当CO2温度为-20 ℃时,密度为2.11 kg/m3,故冷气和主流的密度比可保证为1.7。

1.2 实验段

采用3D打印技术加工了环形叶栅实验段,如图2所示。为了保证流动周期性,环形叶栅有6个叶片和5个流道。实验中选取中间流道的端壁进行测量。为了降低端壁的热传导,采用低导热率的光敏树脂材料(导热率为0.2 W·m-1·K-1)作为实验段的材料。实验中,主流进口边界条件保持不变,进口总压为1 kPa(表压),进口总温为15 ℃,叶栅出口马赫数为0.1。

图2 实验段三维模型

以GE公司E3高压透平第一级静叶的根部型线为基准叶型,通过拉伸得到实验叶型。叶片的根部截面型线及三维叶型实体如图3所示。表1给出了叶型主要几何参数。

图3 叶型及三维叶型实体

为了研究槽缝射流对端壁气膜冷却性能的影响,设计并加工了4种不同的槽缝结构,如图4所示,用于研究均匀槽缝和收缩槽缝在不同射流角(45°、90°)下对端壁气膜冷却的影响。槽缝的详细几何参数如表2所示。

表1 环形叶栅几何参数

图4 槽缝结构示意图

表2 槽缝结构几何参数

1.3 实验测量系统

在气膜冷却实验中,采用高精度热电偶对主流温度、冷气系统的温度进行监控和测量。主流温度测量采用具有I级精度的K型热电偶,测量范围为-200～1 200 ℃,精度为0.4%。冷却气体温度测量采用具有I级精度的T型热电偶,测量范围为-200～350 ℃,精度为0.4%。热电偶测量的温度通过DEWESOFT高频温度采集模块进行数据采集和监控,采集模块的测量精度为0.05%,最高采样频率为200 kHz。主流的进口总压通过位于收敛段出口的总压探针进行测量和监控,以保证实验中主流工况一致。利用高精度的ALICAT 21质量流量控制器对槽缝射流的质量流量进行调节和测量。

利用红外测温技术对端壁表面的温度分布进行测量,作为一种非接触式的测量方法,红外测温技术对流场的影响较小。采用美国FLIR公司生产的高精度红外热像仪FLIR T650sc对端壁温度分布进行全场测量。该红外热像仪具有较高的空间分辨率和较宽的测量范围,实物图如图5所示,相关参数由表3给出。

图5 红外热像仪实物图

表3 红外热像仪相关参数

在不同温度下分别对利用热电偶和红外热像仪获得的标定点温度进行标定,标定曲线如图6所示。标定结果表明,在本实验的测量温度范围内,红外热像仪具有较高的精度和可靠性。

图6 红外热像仪标定曲线

采用直径为100 mm的BaF2玻璃作为红外窗口。如图7所示,将扇形叶栅端壁测量区域向二维平面投影即可得到面积为60 mm×80 mm的矩形视场,该视场可以清晰地拍摄一个叶栅通道的端壁温度。

图7 红外测量视场

1.4 误差分析

在气膜冷却性能评估中,通常采用绝热气膜有效度来衡量气膜冷却的效果,其定义为

(2)

式中:T∞为主流温度;Taw为壁面绝热温度;Tc为槽缝射流的温度。

主流温度测量所采用的K型热电偶的误差为±0.2 ℃;槽缝射流与壁面温度测量采用的T型热电偶的误差分别为±0.2 ℃与±0.4 ℃。对于实验最终关注的参数η(绝热气膜有效度),采用下式进行相对误差估计

(3)

通过计算可得:当η为0.1、0.5和0.9时,其测量不确定度Δη分别为0.017、0.016和0.017,而相对误差分别为17%、3.2%和1.9%。

2 结果与分析

首先分析槽缝射流质量流量比对端壁气膜冷却性能的影响,在此基础上对比分析所提出的收缩型槽缝和常规均匀槽缝在不同射流角(α=45°,90°)下对端壁气膜冷却性能的影响。

2.1 质量流量比的影响

以射流角为45°的均匀槽缝为例,研究不同质量流量比(1.0%、1.5%、2.0%)对端壁气膜有效度的影响。图8给出了端壁气膜有效度云图。由图可知,在端壁前部靠近吸力面侧的区域,冷却气膜的覆盖较好,而在端壁靠近压力面侧区域以及端壁后部几乎没有气膜覆盖。这是因为槽缝射流进入主流以后,受到端壁横向二次流的作用,从压力面侧向吸力面侧迁移,在往下游运动的过程中,被通道涡卷吸而逐渐吹离壁面。在叶片前缘附近,受到马蹄涡影响,冷却射流与主流的掺混加剧,导致叶片前缘区域的气膜冷却效果较差。整体而言,随着质量流量比的增大,不仅扩大了气膜在端壁的横向覆盖范围,也提升了端壁气膜的有效度。在叶片前缘区域,随着质量流量比的提高,该区域的冷却效果逐渐增强,尤其是当rMFR增加到2.0%时,槽缝射流对叶片前缘附近区域的气膜冷却保护效果大大增强。这是由于提高冷却射流的质量流量比,增加了冷却射流的动量,削弱了主流入侵现象,并削弱了前缘马蹄涡的不利影响。因此,在本文所研究的rMFR范围内,随着质量流量比的增加,槽缝射流对叶片前缘附近的冷却保护作用增强。

(a)rMFR=1.0% (b)rMFR=1.5%

(c)rMFR=2.0%图8 不同质量流量比下端壁气膜有效度分布

2.2 槽缝结构的影响(α=45°时)

图9分别给出了α=45°,质量流量比为1.0%、1.5%和2.0%时,均匀槽缝和收缩槽缝的叶片端壁气膜有效度分布。在本文所研究的质量流量比范围内,与均匀槽缝相比,收缩槽缝能够明显提升端壁的气膜冷却效果。在射流质量流量比较小(1.0%)时,由于冷却射流动量较小,原始槽缝受到马蹄涡以及主流入侵的影响,其叶片前缘附近的端壁区域几乎没有冷却气膜覆盖;采用收缩槽缝可以提高间隙出口冷却射流的动量,能够有效减小马蹄涡以及避免主流入侵的影响,因而收缩槽缝射流能够对叶片前缘附近的端壁区域提供一定的冷却保护。在射流质量流量比较大(1.5%和2.0%)时,由于冷却射流动量的提高,采用均匀槽缝时叶片前缘附近的端壁区域也有一定的冷却气膜覆盖,而收缩槽缝对槽缝出口冷却射流动量的进一步提高,可以进一步提高该区域的气膜有效度。

(a)rMFR=1.0%

(b)rMFR=1.5%

(c)rMFR=2.0%图9 不同槽缝结构的气膜有效度分布(α=45°)

(a)rMFR=1.0%

(b)rMFR=1.5%

(c)rMFR=2.0%图10 前缘位置端壁气膜有效度的周向分布(α=45°)

图10给出了在α=45°、不同射流质量流量比条件下采用均匀槽缝和收缩槽缝时,前缘位置处端壁气膜有效度的周向分布。图中Y为周向位置坐标,P为栅距,Y/P为量纲一的周向位置。从图10中可以看出,相比于均匀槽缝,收缩槽缝能够显著提高前缘位置处的端壁气膜有效度,并扩展气膜在周向的分布范围。当rMFR=1.0%时,收缩槽缝对端壁气膜有效度的提升效果最为显著,而随着rMFR的增加,收缩槽缝对端壁气膜有效度的提升效果有所减弱。在Y/P=0.6处,rMFR=1.0%,1.5%,2.0%时,相比于均匀槽缝,收缩槽缝能够使该处的端壁气膜有效度分别提高16.5%、12.4%和12.1%。

2.3 槽缝结构的影响(α=90°时)

在α=90°,质量流量比分别为1.0%、1.5%和2.0%时,采用均匀槽缝和收缩槽缝的端壁气膜有效度分布云图如图11所示。

与α=45°相比,α=90°时端壁气膜冷却性能显著降低。这是由于当α=90°时,一方面增强了前缘附近马蹄涡和分离涡,使得主流和冷却气体的掺混加剧,弱化了气膜冷却效果;另一方面,更大的沿叶高方向的分动量使得冷却射流更不容易被主流压制,更易吹离壁面,减弱气膜冷却效果。此外,α=90°时,冷却射流沿流向的动量降低,故冷却气体所能覆盖的范围有所减小。与原始均匀槽缝相比,收缩槽缝一方面显著扩展了冷却气膜的覆盖范围,另一方面明显提高了高冷却效率区域的气膜有效度。当rMFR<1.5%时,均匀槽缝受到马蹄涡以及主流入侵的影响,叶片前缘附近的端壁区域几乎没有冷却气膜覆盖,而采用收缩槽缝时,可以提高间隙出口冷却射流的动量,有效弱化主流入侵和前缘马蹄涡的影响,从而提升对叶片前缘附近区域的气膜冷却保护效果,扩大冷却气膜覆盖范围。此外,与原始均匀槽缝相比,收缩槽缝提高了槽缝射流出口处沿流向的动量分量,使得冷气能够渗透更远的距离,从而扩大了气膜覆盖范围。

(a)rMFR=1.0%

(b)rMFR=1.5%

(c)rMFR=2.0%图11 不同槽缝结构的气膜有效度分布(α=90°)

(a)rMFR=1.0%

(b)rMFR=1.5%

(c)rMFR=2.0%图12 前缘位置端壁气膜有效度的周向分布(α=90°)

图12给出了α=90°、在不同射流质量流量比条件下采用均匀槽缝和收缩槽缝时,在前缘位置处端壁气膜有效度的周向分布。从图12中可以看出,相比于均匀槽缝,收缩槽缝能够显著提高前缘位置处的端壁气膜有效度,并扩展气膜在周向的分布范围。与α=45°相比,α=90°时收缩槽缝对前缘处气膜冷却性能的提升效果更为显著。前缘Y/P=0.6处,在射流质量流量比为1.0%、1.5%和2.0%时,相比于均匀槽缝,采用收缩槽缝能够提高端壁气膜有效度,其值分别为21.0%、17.5%和16.2%。

3 结 论

基于所搭建的槽缝射流作用下扇形叶栅端壁气膜冷却性能实验平台,研究了在不同射流角(45°、90°)下槽缝结构形式(均匀、收缩)对端壁气膜冷却性能的影响,主要结论如下。

(1)槽缝射流对端壁前部区域具有一定的气膜冷却保护效果,且随着质量流量比的增加,槽缝射流对端壁的气膜冷却效果增强。但是,受到端壁横向二次流的影响,冷却气体主要分布在端壁前部靠近吸力面侧区域,而对压力面侧区域的冷却效果较差。

(2)α=45°时,与原始均匀槽缝相比,收缩槽缝可以提高槽缝射流出口的动量,从而显著提高叶片端壁的气膜有效度,且扩展了气膜覆盖范围。特别地,收缩槽缝增强了对叶片前缘区域的气膜冷却保护效果。

(3)与α=45°时相比,α=90°时由于槽缝出口流动分离加剧,导致了前缘涡系的增强,从而减弱了对端壁的气膜冷却保护效果。与45°射流角类似,90°射流角时采用收缩槽缝依然能够明显地提高叶片端壁的气膜冷却性能,且收缩槽缝所带来的气膜冷却性能提升效果比45°射流角时更为显著。