透平级带压力侧小翼凹槽叶顶的传热与气膜冷却性能研究

吴琛琦,何坤,晏鑫

(西安交通大学能源与动力工程学院,710049,西安)

燃气轮机第一级动叶承受着较高的热负荷,叶顶是透平级传热系数最高且难以有效冷却的区域之一[1]。相对于平顶结构,凹槽叶顶可以有效减小叶顶间隙泄漏并降低叶顶区域的流动换热[2],因此凹槽结构广泛应用于现代燃气透平级动叶中。然而,传统凹槽叶顶由于压力侧和吸力侧均存在肩壁,导致凹槽底部出现局部高传热区,严重影响凹槽叶顶的冷却传热性能和运行安全[3]。带压力侧小翼的凹槽叶顶由于压力侧无肩壁结构,可有效消除凹槽底部的局部高传热区、使叶顶的热负荷分布均匀,受到了航空发动机和燃气轮机透平叶顶研究领域的广泛关注[4]。

国内外研究发现,通过小翼结构应用于凹槽叶顶,可以对叶片的气动和传热性能产生显著的影响。Papa等提出在动叶叶片叶顶压力侧增添小翼的凹槽叶顶结构,通过实验研究发现带压力侧小翼的凹槽叶顶结构平均传热系数较小,且叶顶间隙对其叶顶传热性能的影响较小[5]。Cheon等通过实验研究了小翼偏移距离、小翼覆盖率和小翼横截面对叶顶泄漏损失的影响[6]。黄琰等采用数值模拟的方法研究了压力侧小翼覆盖面积、小翼前缘倾角对传热系数分布的影响,结果表明小翼前缘倾角对前缘部分的传热系数影响较小,但可以改善小翼前缘处的高传热系数区[7]。

气膜孔结构可提升叶顶的冷却性能,其布置方案、流量大小等均是影响叶顶传热冷却性能的重要因素。Zhou等发现小翼顶部的冷却剂喷射减少了叶顶泄漏流,随着冷却剂质量流量的增加,尖端泄漏损失的增加非常小[8]。Kwak等通过实验的方法,发现叶顶整体的气薄膜冷却效率随着吹风比的增加而增加,在相同的叶顶间隙和吹风比条件下,与平面叶顶相比,凹槽叶顶的整体气膜冷却效率增加[9]。黄琰等在Kwak的实验基础上,采用数值模拟的方法对2种气膜孔布置3种叶顶间隙下叶顶传热与冷却进行研究,结果显示中弧线气膜孔对凹槽底部有较好的冷却效果,而压力面侧气膜孔对肩壁顶部以及叶顶尾缘部分有较好的冷却效果[10]。Yan等研究带小翼凹槽叶顶气膜孔喷射角度及吹风比对气膜冷却效率的影响[11]。

叶片的旋转对叶顶流场、传热系数分布等有较大的影响,国内外学者针对透平级叶片在实际工况下的运行性能进行了研究。Wang等利用数值模拟方法的研究了平顶叶顶、凹槽叶顶、单侧肩壁叶顶在旋转工况下不同结构叶顶的冷却效果,结果显示叶顶结构显著改变了叶顶区域附近的流场结构,吸力侧叶顶区域的气膜冷却性能主要受顶部泄漏流和通道涡的影响[12]。叶明亮等采用数值方法在透平级环境中研究了一级动叶中带3种双凹槽的叶顶传热与冷却性能,结果显示利用中弧线气膜孔进行冷却时,双凹槽叶顶可以有效降低叶顶平均传热系数,提高叶顶气膜冷却效率[13]。于金杏等采用数值的方法研究了3种吹风比、2种气膜孔布置时,透平级凹槽叶顶在发动机工况下的冷却传热性能,发现压力面侧冷却流对压力侧肩壁和叶顶尾缘有较强的冷却作用,叶顶冷却流主要冷却作用于凹槽底部和吸力侧肩壁[14]。

然而,目前大部分关于带小翼的凹槽叶顶传热与冷却性能的研究集中在静止、实验室低温工况条件下,而对于带小翼结构的透平级在发动机工况下的传热与冷却性能的研究较少[13]。因此,本文针对发动机工况下透平级动叶叶顶传热与冷却性能进行数值研究,着重分析了小翼型线、气膜孔布置方案对透平级气动性能和叶顶冷却传热效果的影响,并与传统凹槽叶顶、无压力侧肩壁的凹槽叶顶的冷却传热性能进行对比。

1 数值计算方法

1.1 研究对象及计算边界条件

本文研究对象为GE-E3燃气透平的第一级,图1展示了计算流体域,叶片型线来源于NASA报告[15],透平级叶片几何参数列于表1。原始小翼结构参考黄琰等所研究的小翼模型[16-17],小翼宽度2 mm、高度1.63 mm,整体型线先上拱后下弯。本文气膜冷却采用单排孔分布(凹槽底部中弧线孔)和双排孔分布(中弧线孔+压力侧孔)2种情况,每排气膜孔个数均为13。

图1 静叶与动叶流道计算域Fig.1 Calculation domain of the first stage

表1 透平级几何参数

计算边界条件为发动机高温运行工况,与NASA报告[15]保持一致,表2为具体边界条件。其中,计算传热系数时,叶顶与叶片壁面及流道上下端壁采用定温边界条件;计算气膜冷却计算时所有壁面采用绝热条件。静叶和动叶流道两侧设置为周期性边界条件,静叶与动叶交接面采用混合平面法处理[18]。工质为理想气体,其动力黏性系数采用Sutherland公式

(1)

式中:μ0为气体在1.01×105Pa、0 ℃时的黏性系数;T为气体温度;T0=273.15 K为参考温度;Ts=110.4 K为苏士南常数。

表2 计算边界条件

1.2 参数定义

本文传热系数定义为

(2)

式中:q为壁面热通量;Tw为叶片壁面温度;T∞为主流进口温度。

气膜冷却效率定义为[14]

(3)

式中:Taw为不通冷气时壁面的绝热温度;Ta为通入冷气时壁面的绝热温度;Tc为冷却流进口总温。

1.3 湍流模型验证

图2 不同湍流模型叶顶传热系数分布Fig.2 Heat transfer coefficient distributions of different turbulence models

本文采用CFX18.0求解器,采用可压缩雷诺时均N-S方程,基于Kwak和Han等实验数据[9,19]对k-w、SST、k-ε这3种湍流模型及数值方法的可行性进行验证。图2为不同湍流模型下所得叶顶传热系数分布,与实验结果[19]对比可得k-ω湍流模型能较好地预测叶顶的传热系数分布。图3、图4分别为凹槽叶顶在单排孔、双排孔条件下采用k-ω模型所得CFD结果与实验结果[9]的对比,可见k-ω模型能够正确预测叶顶的传热系数与气膜冷却效率的分布。因此,本文采用k-ω湍流模型进行研究。

(a)传热系数分布 (b)气膜冷却效率分布图4 双排气膜孔时实验与CFD计算结果Fig.4 Experimental and CFD results for both tip holes and pressure holes

1.4 网格无关性验证

图5 网格结构Fig.5 Mesh structure

本文研究采用非结构化网格,以带压力侧小翼凹槽叶顶模型为例,其网格结构如图5所示。为保证近壁面处流动传热的计算精确度,在壁面处进行边界层加密,第一层边界层网格厚度为0.000 25 mm,可使壁面处y+<1。本文研究对象为透平级叶片,分别对静叶与动叶通道进行网格无关性验证。以原始小翼网格结构为例,当动叶网格数为497万时,计算结果随静叶网格数的变化趋势较小,静叶网格数与叶顶平均传热系数的关系列于表3,当静叶网格数达到235万时对计算结果的影响较小。动叶网格数与叶顶平均传热系数的变化关系列于表4,当动叶网格数达到497万时,与Richardson外推值[20]的相对误差为0.17%,此时动叶网格数对计算结果影响较小。因此,在后续研究中静叶网格数取235万,动叶网格数取约500万。

图6为双排孔模型气膜孔及其周围网格结构,针对气膜孔模型,需在孔周围进行加密,最终确定中弧线单排气膜孔结构动叶网格数取1 700万,中弧线+压力侧气膜孔双排孔模型动叶网格数取2 050万。

(a)传统凹槽叶顶

(b)无压力侧肩壁凹槽叶顶

(c)带压力侧小翼凹槽叶顶图6 双排气膜孔凹槽叶顶网格结构Fig.6 Mesh structure with both tip holes and pressure holes

表3 静叶网格无关性验证

表4 动叶网格无关性验证

2 计算结果分析

2.1 无气膜孔凹槽叶顶流动换热性能

在凹槽叶顶的基础上,可通过改变叶顶的几何结构研究其流动传热性能的改变,小翼结构对凹槽叶顶的流动传热性能有显著影响[7,21],可通过对小翼结构的调整使叶顶流动传热性能得到改进。Yan等提出了压力侧小翼结构,该结构包括平型小翼、上翘型小翼[4,17],但对小翼型线变化的研究较少。本文在此基础上,对小翼型线及其整体结构进行调整,进行多样化对比研究。

可将小翼结构分为等截面小翼、扭曲型小翼。等截面小翼分为上翘型、下弯型;扭曲型小翼分为向上扭曲、向下扭曲等结构。本文选择各种型线下具有代表性的小翼与传统凹槽叶顶、无压力侧肩壁凹槽叶顶进行对比,为方便表述将其编号列于表5。不同凹槽叶顶几何剖面示意图及小翼结构相关尺寸如图7所示,其中等截面小翼从前缘至尾缘小翼的尺寸和形状保持不变。扭曲型小翼的扭曲程度通过小翼前缘处截面以及小翼尾缘处截面进行控制。DW 01小翼前缘处及尾缘处截面小翼宽均2 mm、高1.63 mm,前缘处向下弯曲0.2 mm、尾缘处向下弯曲1.5 mm;DW 02小翼采用尺寸变化的结构,前缘截面进行缩小,小翼宽1.5 mm、高1 mm,尾缘截

表5 不同叶顶结构与其编号

面同DW 01小翼。变化尺寸小翼对叶顶平均传热系数影响较小,但能相对减小小翼外沿高传热系数区,便于圆角结构的生成,在2.1.2小节中进行具体论述,因此DW 02选用具有代表性的变化尺寸小翼。

(a)squealer (b)no P.S.rim (c)PW 01

(d)PW 02 (e)PW 03

(f)DW 01

(g)DW 02图7 不同凹槽叶顶几何结构Fig.7 Different squealer tip geometries

2.1.1 叶顶流线分布 图8为传统凹槽叶顶、无压力侧凹槽及5种带压力侧小翼凹槽叶顶的流线图。传统凹槽叶顶流场结构主要由以下5个部分组成:流经流叶片吸力侧的吸力侧流;由于叶片在转动时与端壁的相对运动所形成的刮削涡;部分受到刮削涡的阻碍而从刮削涡下方流经凹槽底部,再从越过吸力侧肩壁的泄漏流;从凹槽前缘进入凹槽形成的凹槽内部涡;直接越过叶片尾缘部分所形成的泄漏流。刮削涡主要集中于叶顶弦长的20%～60%处,而后越过吸力侧肩壁与下方泄漏流汇合。凹槽内部涡主要集中在压力面侧,为靠近凹槽尾缘处主要的涡流。

(a)squealer

(b)no P.S.rim (c)PW 01 (d)PW 02

(e)PW 03 (f)DW 01 (g)DW 02图8 不同凹槽叶顶流线分布Fig.8 Streamlines on different squealer tips

无压力侧肩壁凹槽叶顶的流场与传统凹槽叶顶相比,无刮削涡且泄漏流直接越过叶顶部分,而凹槽内部涡在凹槽前缘形成角涡,在前缘处即越过肩壁流入吸力侧。

带压力侧小翼叶顶流场结构与无压力侧肩壁凹槽叶顶相似,泄漏流直接越过肩壁进入吸力侧,于凹槽前缘处形成了角涡。由于小翼结构所起到的整流作用,带压力侧小翼的叶顶流场凹槽内部涡减小,使气流能更为平稳地流经叶顶区域。上翘型PW 02小翼在小翼与凹槽底部交接处形成较为明显的分离涡,在凹槽底部分离涡附近则会形成长条状的高传热系数区。随着小翼型线从上翘型变化至下弯型,分离涡逐渐减小,且从凹槽中部逐渐偏向小翼外侧,对小翼外侧边缘的传热系数分布产生影响。DW 01、DW 02的叶顶流场较为相似,从小翼前缘进入的气流能平滑地从小翼后缘出流出至叶片尾缘。

2.1.2 叶顶传热系数分布 图9为前缘不同尺寸下小翼叶顶的传热系数分布,表6为叶顶平均传热系数的对比。对DW 01小翼前缘处截面进行缩小,形成变尺寸小翼结构。DW 01-2小翼的前缘截面宽度变窄为1.5 mm,如图9b所示;DW 01-3小翼前缘截面在宽度变窄为1.5 mm的同时,高度变为1 mm,如图9c所示。可见,变化尺寸小翼对叶顶平均传热系数的影响较小,平均传热系数变化范围小于1%。小翼前缘处的高传热系数区随小翼前缘宽度与高度的缩小而减小,但整体变化较小。DW 02是在变化尺寸小翼的基础上加入圆角结构,便于圆角结构的生成以及前缘高传热系数区的消除。因此,在本文重点研究的几中小翼中,选择DW 01为尺寸不变小翼,以及DW 02为变化尺寸小翼,具有一定代表性。

表6 叶顶平均传热系数

(a)DW 01

(b)DW 01-2

(c)DW 01-3图9 不同变尺寸小翼前缘截面及传热系数分布Fig.9 Distributions of heat transfer coefficient and leading edge cross section of different winglets

图10为不同凹槽叶顶传热系数分布。传统凹槽叶顶流经凹槽底部的泄漏流使凹槽底部形成高传热系数区,如图10a中A所示,低传热系数区主要分布于凹槽底部压力面侧。无压力侧肩壁叶顶凹槽底部无明显高传热系数区,由于凹槽内部前缘角涡的存在而形成一个较小的高传热系数区(图10b中A),在凹槽底部靠近压力侧边缘分布低传热系数区(图10b中B)。带有压力侧小翼结构的凹槽叶顶中PW 02小翼前缘处的高传热系数区较大,且由于小翼侧分离涡的存在,在凹槽中部形成长条状的高传热系数区,整体传热性能较差。其余小翼结构在凹槽底部无高传热系数区,且吸力面侧传热系数较低(图10c～g中B),整体传热性能较小,但在小翼的前缘部分,存在着高传热系数区,此高传热系数区可通过调整小翼型线结构减小其面积。

(a)squealer (b)no P.S.rim

(c)PW 01 (d)PW 02

(e)PW 03 (f)DW 01

(g)DW 02图10 不同凹槽叶顶平均传热系数分布 Fig.10 Distributions of average heat transfer coefficient of different squealer tips

PW 03的叶顶整体传热性能得到提升,但其高传热系数区分布于小翼外侧,小翼结构有较高的热负荷。DW 01的叶顶整体传热系数减小,且小翼前缘高传热系数区面积减小,凹槽底部中部及靠近尾缘部分高传热系数区显著减小。在扭曲型小翼的基础上,DW 02的圆角结构有效地消除了小翼前缘处的高传热系数区,且在小翼中部及尾缘区域无明显高传热系数区。

表7为不同结构凹槽叶顶的平均传热系数,可见无压力侧肩壁凹槽叶顶、带压力侧小翼凹槽叶顶均可有效降低叶顶平均传热系数。PW 02叶顶平均传热系数与传统凹槽叶顶相比减小了约7.68%,与无压力侧肩壁凹槽叶顶相比增大了约4.98%;PW 03、DW 01的平均传热系数相对较低,与传统凹槽叶顶相比分别减小了19.4%、17.45%,有较好的传热性能;DW 02的平均传热系数略高于DW 01,但相对于传统凹槽叶顶减小约16.45%,相对于无压力侧肩壁凹槽叶顶减小约4.99%,仍有较好的传热性能。

表7 叶顶平均传热系数

图11为不同凹槽叶顶平均传热系数沿轴向分布,可见无压力侧肩壁凹槽叶顶、带压力侧小翼凹槽叶顶在轴向20%～70%的范围均能有效降低传热系数,且带压力侧小翼凹槽叶顶(除PW 01外)的传热性能更为优越。综合图10、图11,扭曲型小翼在整体上有更好的传热性能。

图11 不同凹槽叶顶平均传热系数沿轴向分布Fig.11 Axial distributions of pitch-averaged heat transfer coefficient at different squealer tips

PW 03与DW 01、DW 02相比,叶顶整体平均传热系数较低,但其小翼部分直接受到气流的冲击形成长条状的高传热系数区;DW 01、DW 02在小翼外侧无明显高传热系数区,有效减小了小翼结构的热负荷,有利于延长叶片寿命。DW 02的圆角结构有效地消除了小翼前缘高传热系数区,对提升叶片传热性能有更大的优势。

2.1.3 叶片气动性能 图12为不同凹槽叶顶泄漏流占总流量的百分比。传统凹槽叶顶为双侧肩壁具有最好的密封性[22],凹槽内部涡、刮削涡增大了泄漏流的阻力,使得泄漏流占比最少;无压力侧肩壁叶顶及小翼叶顶均为吸力侧单侧肩壁密封性能相对较差,泄漏流能更为平稳地流经肩壁,因此泄漏流流量有所增大。与无压力侧肩壁凹槽叶顶相比,小翼结构减少了泄漏流流量,各小翼叶顶(除PW 02外)之间的泄漏流相差较小。PW 02由于小翼与槽底交接处的分离涡的存在,泄漏流受阻相对较大,流量相对较少。

图12 不同凹槽叶顶泄漏流占比Fig.12 Leakage flow ratio of different squealer tips

叶片上半部分的气动损失主要由泄漏涡耗散以及通道涡所引起[23],叶顶的泄漏流会对通道涡产生影响[23],因此叶顶泄漏流的变化不能直接反映叶片整体的气动损失。本文采用等熵效率来进行气动性能的表征,以动叶叶片尾缘后方3.3 mm处的截面为研究面进行等熵效率的计算。无气膜冷却时,等熵效率公式为

(4)

图13 不同凹槽叶顶等熵效率沿叶高分布Fig.13 Distributions of the isentropic efficiency along blade height

图13为等熵效率沿叶高方向的分布。叶片低等熵效率区域主要集中于叶顶及叶片中部,叶顶区域的低等熵效率区是由叶顶泄漏涡所形成,叶片中部则由通道涡所形成。不同凹槽叶顶之间等熵效率的差异集中于叶片顶端,叶顶部分无压力侧肩壁凹槽叶顶效率最低,传统凹槽叶顶效率最高。带压力侧小翼凹槽叶顶中,PW 02叶顶处效率最高,但在叶顶中部及底部其等熵效率相对较低,其余小翼结构等熵效率则在叶顶部分差别较小,表8为不同凹槽叶顶尾缘后方3.3 mm截面处的平均等熵效率。传统凹槽叶顶的等熵效率最高,无压力侧肩壁凹槽叶顶次之,带压力侧小翼凹槽叶顶则相对等熵效率较低,在气动性能上有所损失。带小翼的凹槽叶顶中,PW 02、PW 03的等熵效率相对较低,而DW 01、DW 02的气动性能有所改善。

表8 不同凹槽叶顶平均等熵效率

图14为不同凹槽叶顶平均传热系数及平均等熵效率的对比。带压力侧小翼凹槽叶顶(除PW 02外)的平均传热系数均低于传统凹槽叶顶以及无压力侧肩壁凹槽叶顶在传热性能上有明显优势,而在等熵效率上的损失小于1%,对气动性能的影响较小。在各小翼叶顶中,PW 03叶顶虽有较好的传热性能,但在气动性能上损失相对较大。DW 02在平均传热系数与等熵效率上有较好的平衡,且有效地减小了小翼前缘高传热系数区。综合等熵效率与传热性能,可认为DW 02具有最佳流动传热性能。

图14 不同凹槽叶顶平均传热系数与等熵效率对比Fig.14 Comparison of average heat transfer coefficient and isentropic efficiency among different squealer tips

DW 01、DW 02的小翼扭曲结构、圆角结构均能一定程度地改善带小翼凹槽叶顶的气动性能。在进行压力侧小翼结构的设计时,可优先考虑采用整体下弯型小翼的结构降低叶顶平均传热系数。针对气动性能的损失,采用扭曲型结构可在一定程度上减小因小翼下弯而形成的气动损失。针对叶顶存在的部分高传热系数区,圆角结构以及扭曲结构的结合,可有针对性地消除高传热系数区。

2.2 带中弧线气膜孔凹槽叶顶传热与冷却性能

气膜孔结构于叶顶的应用可有效提升凹槽叶顶冷却性能,下面对比DW 02凹槽叶顶与传统凹槽叶顶、无压力侧肩壁凹槽叶顶的冷却性能。

(a)传统凹槽叶顶 (b)无压力侧肩壁叶顶 (c)小翼叶顶图15 单排孔叶顶流线分布Fig.15 Streamline distributions on different squealer tips with single row of tip holes

图15为单排气膜孔条件下叶顶流线的分布,图16为冷却流流线分布。叶顶冷却流使得叶顶流场结构更为复杂,对于传统凹槽叶顶、无压力侧肩壁叶顶,冷却流流出气膜孔后与凹槽底部涡流相裹挟从尾缘流出。小翼叶顶凹槽底部无明显的涡流,冷却流受泄漏流冲击的影响向吸力侧流动,在前缘处的5个气膜孔所流出的冷却流,在凹槽底部冲击吸力侧肩壁。

(a)传统凹槽叶顶 (b)无压力侧肩壁叶顶 (c)小翼叶顶图16 单排孔叶顶冷却流流线分布Fig.16 Streamlines of film cooling on different squealer tips with single row of tip holes

图17为3种不同凹槽叶顶传热系数分布与气膜冷却效率分布,可见传热系数分布与气膜冷却效率分布相对应。传统凹槽叶顶冷却流主要集中于凹槽底部的压力侧,在凹槽底部尾缘部分形成高气膜冷却效率区,凹槽底部高传热系数区相对于无气膜冷却时面积减小;无压力侧肩壁叶顶冷却流在压力侧冷却效率更高,在吸力侧冷却流覆盖性较差,在叶片前缘存在一小块冷却性能较差的区域,如图17b所示;小翼叶顶前缘部分吸力面侧受冷却流冲击冷却性能较好,中部及尾缘部分则在压力侧冷却性能更佳。小翼叶顶在凹槽底部前缘处压力侧存在传热系数相对较高的区域,这是由于中弧线冷却流在前缘部分向吸力侧偏转,对该区域的覆盖性较差,此区域可通过加入压力侧冷却流进行改进。

(a)传统凹槽叶顶

(b)无压力侧肩壁叶顶

(c)小翼叶顶图17 单排气膜孔传热系数与气膜冷却效率分布Fig.17 Heat transfer coefficient and film cooling efficiency distributions on different squealer tips with single row of tip holes

表9为3种不同凹槽叶顶平均传热系数与气膜冷却效率的计算值。在单排气膜孔条件下,无压力侧肩壁叶顶的传热冷却性能最佳,传热系数与传统凹槽叶顶相比减小8.54%,气膜冷却效率增大20%。带小翼的凹槽叶顶与传统凹槽叶顶相比,传热性能有所提升,传热系数比传统凹槽叶顶减小1.6%,气膜冷却效率增大0.7%。

表9 单排孔结构平均传热系数与气膜冷却效率

对于单排气膜孔结构下的传热冷却性能研究展现了中弧线气膜孔冷却流在叶顶气膜冷却中所起作用,为后续多排气膜孔的研究进行铺垫。图15～图17较为清晰地展示了中弧线冷却流的流线分布,以及传热系数与气膜冷却效率的分布。小翼叶顶凹槽底部前缘部分吸力侧的冷却性能较好,而压力侧冷却流覆盖较差,因此叶顶整体的传热冷却性能优势较小,此区域可通过加入压力侧气膜孔结构进行优化。

2.3 中弧线+压力侧气膜孔凹槽叶顶传热冷却性能

2.3.1 3种不同凹槽叶顶传热冷却性能 双排气膜孔结构为中弧线+压力侧气膜孔,传统凹槽叶顶、无压力侧肩壁叶顶压力侧孔均与叶片径向呈30°向上,与顶端距离1.48 mm。带压力侧小翼凹槽叶顶压力侧气膜孔位于小翼中心处,垂直叶片表面,如图6所示。本小节在双排孔结构下将DW 02凹槽叶顶与传统凹槽叶顶、无压力侧肩壁凹槽叶顶的冷却性能进行对比。

(a)传统凹槽叶顶 (b)无压力侧肩壁叶顶 (c)小翼叶顶图18 双排孔叶顶流线分布Fig.18 Streamlines on different squealer tips with both tip holes and pressure holes

(a)传统凹槽叶顶 (b)无压力侧肩壁叶顶 (c)小翼叶顶图19 双排孔叶顶冷却流流线分布Fig.19 Streamlines of film cooling on different squealer tips with both tip holes and pressure holes

图18为双排孔条件下3种不同凹槽叶顶的流线分布,图19为冷却流流线布,双排孔流场结构与单排孔流场结构较相似。传统凹槽叶顶压力侧气膜孔冷却流在叶片中部及尾缘部分与泄漏流汇合流经肩壁顶端流至吸力侧;无压力侧肩壁叶顶压力侧气膜孔冷却流在凹槽底部与凹槽底部涡及中弧线冷却流汇合从凹槽尾缘处流出;带压力侧小翼凹槽叶顶压力侧冷却流流出孔后向吸力侧流动。可见,冷却流在传统凹槽叶顶肩壁顶端覆盖性较好,能对肩壁顶端进行有效冷却,而在无压力侧肩壁叶顶、小翼叶顶中,冷却流在肩壁顶端的冷却性能较差,在凹槽底部覆盖性较好。

(a)传统凹槽叶顶

(b)无压力侧肩壁叶顶

(c)小翼叶顶图20 单排气膜孔传热系数与气膜冷却效率分布Fig.20 Heat transfer coefficient and film cooling efficiency distributions on different squealer tips with both tip and pressure holes

图20分别为3种凹槽叶顶在双排气膜孔条件下的传热系数与冷却效率分布。各叶顶的气膜冷却效率整体优于单排气膜孔结构。传统凹槽叶顶凹槽底部主要受中弧线气膜孔冷却流的影响,凹槽底部高传热系数区进一步减小,压力侧冷却流则有效地对肩壁顶端进行冷却;无压力侧肩壁叶顶在凹槽底部整体的冷却效率增大,但在前缘部分仍存在一块冷却流覆盖率较低的区域。在小翼叶顶双排孔结构下,压力侧冷却流对小翼前缘区域覆盖性较好,凹槽底部前缘部分原高传热系数得到有效地冷却。

图21、图22分别为3种不同凹槽叶顶平均传热系数、气膜冷却效率沿轴向的分布,在轴向弦长的0～80%处,无压力侧肩壁叶顶以及小翼叶顶平均传热系数较低,而在80%～100%处则传热系数明显增大,气膜冷却效率明显降低。其主要原因在于这2种凹槽叶顶压力侧冷却流无法越过吸力侧肩壁,只集中于凹槽底部,因此尾缘肩壁顶端没能得到有效的冷却。

图21 不同凹槽叶顶平均传热系数沿轴向分布Fig.21 Axial distributions of pitch-averaged heat transfer coefficient at different squealer tips

图22 不同凹槽叶顶平均气膜冷却效率沿轴向分布Fig.22 Axial distributions of pitch-averaged film cooling efficiency at different squealer tips

表10为3种不同凹槽叶顶的平均传热系数及气膜冷却效率。在双排孔的结构下,无压力侧肩壁凹槽叶顶的传热性能较差,带压力侧小翼凹槽叶顶的传热与冷却性能最佳。带压力侧小翼凹槽叶顶传热系数与传统凹槽叶顶相比减小0.76%,与无压力侧肩壁凹槽叶顶相比减小7.84%,气膜冷却效率与传统凹槽叶顶相比增大9.13%,与压力侧肩壁凹槽叶顶相比增大9.6%。

表10 双排孔结构平均传热系数与气膜冷却效率

双排孔结构下压力侧气膜孔的加入使各凹槽叶顶整体的传热性能、气膜冷却效率有明显的提升。小翼结构与双排气膜孔的应用极大地提升了叶顶的冷却性能,与其他两种凹槽叶顶相比有明显优势。双排孔结构使小翼叶顶凹槽底部前缘部分原高传热系数区得到有效的冷却,后续研究可通过调整叶顶气膜孔喷射角使小翼凹槽叶顶气膜冷却效率进一步提升。

2.3.2 几种不同小翼结构的传热与冷却性能 图23右侧为几种不同小翼前缘截面结构图,这3种小翼的尾缘截面均相同,而对前缘截面进行变化。在双排孔结构下,对比这3种变化尺寸小翼对气膜冷却效率的影响。

图23左侧为这3种小翼气膜冷却效率分布图,表11为这3种小翼叶顶的平均气膜冷却效率,可见DW 01与DW 01-3较为相近,且在凹槽前缘、小翼前缘均存在冷却流覆盖性较差的区域。DW 01-3与DW 01相比平均冷却效率增大0.42%,小于1%,小翼尺寸的变化对气膜冷却效率的影响较小。

表11 双排孔结构不同小翼凹槽叶顶平均气膜冷却效率

由图23可见,DW 02所采用的圆角结构,使冷却流在凹槽底部及小翼前缘均具有较好的覆盖性。由表11可得,DW 02的气膜冷却效率最高,与DW 01相比气膜冷却效率增大4.58%,与DW 01-2相比气膜冷却效率增大4.15%。在双排孔结构下,DW 02具有较好的冷却性能,小翼前缘所采用的圆角结构能有效提升小翼叶顶的气膜冷却效率。小翼结构变化所带来的影响远大于小翼前缘尺寸所带来的影响。

(a)DW 01

(b)DW 01-03

(c)DW 02图23 双排孔结构不同小翼凹槽叶顶冷却分布Fig.23 Film cooling efficiency distributions of different winglet squealer tips with both tip and pressure holes

3 结 论

采用数值模拟的方法研究了发动机工况下带压力侧小翼凹槽叶顶的传热与冷却性能,通过改变小翼的造型型线,分析了不同小翼型线对流动传热的影响。针对单排气膜孔、双排气膜孔这2种气膜冷却孔布置,对传统凹槽叶顶、无压力侧肩壁凹槽叶顶、带压力侧小翼凹槽叶顶的冷却传热性能进行对比研究,得到主要结论如下。

(1)传统凹槽叶顶流场中由于刮削涡以及流经凹槽底部的泄漏流的存在,凹槽底部存在高传热系数区。无压力侧肩壁凹槽叶顶、带压力侧小翼凹槽叶顶均能减小凹槽中部长条形高传热系数区,而带压力侧小翼凹槽叶顶在小翼前缘处存在高传热系数区。扭曲型小翼可减小小翼外沿部分的高传热系数区,带圆角扭曲型小翼DW 02能有效消除小翼前缘处的高传热系数区域及小翼外沿部分的高传热系数区,有较好的传热性能。

(2)单排气膜孔结构下,带压力侧小翼凹槽叶顶传热系数比传统凹槽叶顶减小1.62%,气膜冷却效率比传统凹槽叶顶增大0.71%,叶顶整体传热冷却性能优势较小,其凹槽底部前缘区域中弧线冷却流覆盖性较差,压力侧存在高传热系数区,此区域需加入压力侧冷却流进行改进。

(3)双排孔结构下,凹槽叶顶整体传热冷却性能得到较明显的提升。小翼叶顶凹槽底部前缘部分冷却流覆盖性提高,整体上冷却性能最佳,传热系数比传统凹槽叶顶减小0.76%,比无压力侧肩壁凹槽叶顶减小7.84%,气膜冷却效率比传统凹槽叶顶增大9.13%,比无压力侧肩壁凹槽叶顶增大9.6%。

(4)双排孔结构下,小翼前缘尺寸对气膜冷却效率的影响较小,小翼圆角结构使冷却流覆盖性提高,能有效提升冷却效率。DW 02与DW 01相比冷却效率增大4.58%,与DW 01-3相比增大4.15%。