不同安装角下透平静叶气膜冷却流动特性的试验研究

张 玲， 董海瑞， 牟雪峰， 王 维

（1.东北电力大学 能源与动力工程学院，吉林132012；2.吉林机械工业学校 专业教研室，吉林132011；3.大唐鸡西第二热电有限公司，鸡西158150）

提高透平入口的燃气温度是提高燃气轮机效率最直接最有效的方法.但是为了防止燃气温度过高损坏透平材料，在提高透平入口燃气温度的同时必须采取相应的冷却措施.

气膜冷却效果的好坏受到流场结构的影响.研究冷气射流与高温燃气主流的掺混机理（包括速度场、湍动能和涡量等变化）对准确预估气膜冷却效率具有重要意义.

目前，分析和认识气膜冷却的方法主要有2种：试验研究和数值模拟.在试验研究方面，Stefan等［1］采用粒子图像测速技术（PIV）对平板射流与主流掺混的流场结构进行测量并分析了不同射流孔形状、射流出射角度和吹风比下流场结构的变化.Cutbirth等［2］通过测量温度场和速度场研究了叶片前缘有冷却孔和无冷却孔时压力面的冷却效果以及叶片前缘冷却射流对其下游的影响.袁锋［3］研究了叶片前缘带冷却射流孔的涡轮模拟件，并采用试验方法分析了旋转、不同吹风比和动、静干涉对涡轮流场和传热特性的影响.李少华等［4］采用热膜风速仪对气膜冷却叶片压力面和吸力面下游指定位置的二维速度场进行了测量，并研究了不同吹风比下的流场特性.

在数值模拟方面，York等［5］对叶片前缘为圆柱形的构件进行了模拟，分析了在不同网格差分格式和湍流模型下冷却孔形状、射流出射角度、吹风比和湍流度对气膜冷却效果的影响.Rozati等［6］采用大涡模拟对不同吹风比下叶片前缘气膜冷却效率进行了计算，结果表明：随着吹风比的增大，气膜冷却效率提高，当冷却效率达到峰值后，随着吹风比的进一步增大，冷却效率逐渐降低.刘宁等［7］采用大涡模拟考察了旋转影响气膜冷却的机理，分析了旋转对平均流场、涡量、湍流结构和壁面温度分布的影响.周莉等［8］采用S－A方程模型对非定常环境下动叶气膜冷却的流场进行了数值模拟，并研究了非定常尾迹宽度对气膜冷却效率的影响，结果表明：当尾迹宽度增大时，叶片表面气膜冷却效率降低的程度增加，非定常尾迹对压力面上冷却效率的影响大于吸力面.

虽然国内外学者在气膜冷却方面进行了大量研究，但有关叶片安装角对气膜冷却效果影响的研究尚少有报道，即使报道也主要以数值模拟方法为主.笔者在前人研究成果的基础上改进了试验台，采用粒子图像测速技术对气膜冷却流场结构进行测量并研究了不同吹风比下涡轮叶片安装角对气膜冷却效率的影响.

1 试验装置

试验在东北电力大学风洞试验室内进行，采用粒子图像测速技术对不同吹风比下透平静叶不同安装角时的流场结构进行了测量.采用的风洞为吸入式风洞，风洞主流经过加热段、蜂窝器、阻尼网段、收缩段和发展段后进入大试验段，再经收缩段进入小试验段，最后经扩散段被风机排出.图1为风洞试验台示意图.在试验中，利用Sanken MF－7.5K－380全数字变频调速器来调节电动机转速，以实现对所需风速的控制.设置主流风速为10m／s，并采用皮托管对发展段末端的主流风速进行测量.定义吹风比M为

式中：M 为吹风比；ρ∞为主流密度，kg／m3；ρj为射流密度，kg／m3，ρj／ρ∞＝1；U∞为 主 流 的 平 均 速 度，m／s；Uj为射流的平均速度，m／s.

图1 风洞试验台示意图Fig.1 Schematic diagram of the wind tunnel bench

在试验中，通过控制射流气体流量，将吹风比M控制在0.5～1.5.射流气源由空气压缩机提供，通过调节空气压缩机出口处的减压阀和流量计控制阀对射流气体流量进行控制.试验中使用的PIV拍摄和处理系统是由美国TSI公司生产的Insight 3G软件系统，激光器为Beamteach Vlite－350型双脉冲绿光激光器，试验室还配备了Model 610035Laser Pulse同步器，用于对激光脉冲时序和相机曝光时间进行控制，以达到同步图像采集.

2 试验工况

试验是在风洞试验台的大试验段内完成的.大试验段加工成S型（模拟叶栅通道的形状），材质为10mm厚的有机玻璃，以便于观测.大试验段的进口矩形截面尺寸为450mm×350mm，进口湍流度不大于1%.试验叶片按美国航空航天局（Lewis研究中心）公布的 MARKⅡ叶栅数据［9］设计加工，叶高为350mm.由于叶片实际尺寸偏小，不易测量，为了在现有的试验条件下达到测量效果，根据相似理论将叶片尺寸放大了2倍.

试验叶片采用透明有机玻璃加工成空心形状，以便于射流的入射.图2为S型大试验段及叶片实物照片.叶片共设置6排气膜孔（前缘3排，压力面2排，吸力面1排），每排气膜孔的孔数为7个，气膜孔的方向与壁面垂直，气膜孔直径为5mm，孔的径深比为1∶4.

图2 S型大试验段及叶片实物照片Fig.2 S－type large test section and the photo of actual blade

选择孔排中间射流孔的中心所在水平面（xy面）为叶片测量面（图3），设主流方向为x轴正方向（轴向），y轴正方向为圆周方向（周向），z轴正方向为叶高方向（展向），坐标原点为测量面叶片弦的中点.以坐标原点为轴旋转叶片，如图4所示.通过改变叶片的安装角β来改变流向角度α，以达到不同工况的测量要求，试验中的安装角从40°～90°每10°为1个工况，选取安装角β分别为40°、50°、60°、70°、80°和90°共6组工况进行测量.

3 试验结果与分析

3.1 速度分布

图3 叶片测量面示意图Fig.3 Schematic diagram of the plane for blade measurement

图4 孔排位置及安装角示意图Fig.4 Schematic diagram of hole rows and setting angles

图5 吹风比M为1时不同β工况下的速度等值线分布Fig.5 Velocity contour under conditions of differentβat M＝1

图5给出了吹风比M为1时不同安装角工况下的测量面内速度等值线分布.由图5可以看出，在叶片前缘滞止线处，当主流到达射流喷口处壁面附近时，速度逐渐降低并趋于停滞，这是因为射流正对主流方向，且与主流速度方向相反，二者的速度相互抵消所致.随着与射流孔的远离，抵消作用减小，主流速度占优势，速度逐渐增大.随着叶片安装角的减小，低速区从第2排气膜孔处向第3和第4排气膜孔处移动，这是由于叶片安装角的减小引起射流与主流相对方向的改变，从而改变了叶片前缘滞止线的位置.

在压力面侧，随着叶片安装角β的减小，x方向速度最大值从第5排气膜孔上方逐渐向叶片尾缘处移动，且速度先降低后升高，这主要由2个原因造成：速度降低是由于随着β的减小，主流对射流的推动作用占上风，射流弯曲程度增大，相当于增加了x方向的流通面积，所以导致速度减小；之后速度再升高是因为随着β的减小，叶片尾缘与叶栅通道壁面的距离越来越近，导致x方向的流通面积减小，所以速度重新逐渐增大.当叶片压力面上的速度达到最大值后，再逐渐降低到接近主流速度并保持稳定.随着β的进一步减小，叶片压力面上的速度从叶片顶部低速区的最小值达到最大值的梯度变小.

在叶片吸力面侧，上游的速度很快达到最大值，速度梯度明显大于压力面上的速度梯度，且随着叶片安装角的减小，速度梯度逐渐变大，这是因为在叶片吸力面上流体的能量损失比叶片压力面上的小.前缘第2排气膜孔下游均出现了低速逆流区，这主要是由于主流与射流剧烈掺混在叶片前缘产生二次流所致.随着叶片安装角的减小，在第1排气膜孔下游也出现了类似的回流现象，这是因为在射流孔下游背风侧形成了低压区，且随着叶片安装角的减小，低压区逐渐向下游远离壁面方向移动.随着叶片安装角的减小，叶片尾缘处吸力面侧和压力面侧的流线均越来越密集，这是由于主流遇到射流后，在绕流作用下产生了回流区域，此回流区域逐渐增大并向下游移动.

随着叶片安装角的减小，叶片表面的速度密集区从压力面逐渐向吸力面移动，且吸力面的贴壁性好于压力面，这是因为吸力面的型面曲率小于压力面，减小了绕流损失.当β为70°时，在吸力面侧和压力面侧的气膜贴壁性均最好.

图6给出了叶片安装角为70°，吹风比M分别为0.5、1.0和1.5下速度等值线的分布.从图6可以看出：在叶片前缘部分，气膜孔上游迎风侧区域和下游背风侧区域的速度等值线均比较密集.接近气膜孔上游的速度值较小，向上游发展的速度与主流的速度基本一致，而且随着M的增大，这部分区域的面积越来越小，这主要是受到了区域射流形成的剪切层涡的影响.在射流的下游背风侧存在另一个速度集中区，射流孔附近出现低速区域，速度沿流动方向增大，最终达到主气流速度，且随着M的增大，低速区域范围不断扩大，这主要是受到了射流背风侧尾迹的影响.

图6 β为70°时不同吹风比下速度等值线的分布Fig.6 Velocity contour under conditions of different blowing ratios atβ＝70°

在压力面侧，随着M的增大，射流的弯曲程度减小，所以最大速度值也有所增大，且速度达到最大值的区域逐渐变大，这是因为在主流的推动作用下，射流发生弯曲，同时由于主流受到射流掺混扰动后在叶片弯曲位置产生了一定的切向速度所致.

在吸力面侧，随着吹风比的增大，在第1排孔气膜下游的低压区逐渐向下游远离壁面方向移动，尾缘处的流线也越来越密集，这是由于随着M的增大，射流下游背风侧的逆压梯度增大，加快了尾迹涡的脱落，从而使得流线更加密集.

3.2 湍动能分布

湍动能可以直接反映湍流的脉动情况，其定义如下

式中：k为湍动能，m2／s2；u′为x 方向脉动速度，m／s；v′为y 方向脉动速度，m／s.

图7给出了吹风比为1时不同安装角工况下测量面内湍动能等值线的分布.湍动能k的最大值发生在冷气流发生弯曲的上部，即射流与主流发生掺混的边界上，这是由于垂直入射的射流与主流的掺混作用以及壁面对气流的干扰所致.在下游远离壁面的区域出现了1个湍动能值集中区域，这是由于涡的脱落增加了气流湍流度造成的.

随着叶片安装角的减小，在压力面下游远场出现的湍动能集中区的脉动程度逐渐减弱，当β为70°时，湍动能值达到最小，随着叶片安装角的进一步减小，湍动能集中区在吸力面下游出现，且湍动能进一步增大，这是由于安装角的进一步减小使压力面的流场比较平缓，贴壁性较好，因此湍流度降低.另外，叶片安装角的进一步减小使吸力面下游背风侧形成了低压区，导致速度的急剧变化，从而造成湍动能的增加.但是，叶片前缘第2、第3、第4和第5排气膜孔附近的湍动能随叶片安装角的变化不大，这是因为前缘气膜孔处与主流的掺混不受上游射流孔的影响，而第1和第6排气膜孔附近的湍动能随安装角的变化比较明显，主要由2个原因造成：一是受上游前缘气膜冷却孔流场的影响较大；二是由于叶片安装角的改变，主流与射流掺混和作用的角度明显改变，严重影响到气流的平稳度和贴壁性，导致湍动能发生显著变化.

图8给出了β为70°、吹风比M 分别为0.5、1.0和1.5时湍动能的等值线分布.从图8可以看出：当吹风比减小时，射流偏转处的湍动能峰值向下游移动，这是因为随着吹风比的减小，射流与主流掺混更容易实现，射流发生偏斜的位置离壁面较近，导致湍动能最大值的位置向下游偏移.随着吹风比M的增大，湍动能最大值的位置逐渐远离壁面，且湍动能值也在逐渐增大.湍动能最大值位置远离壁面是因为射流初始动量随着M值的增大而增大，导致射流垂直壁面喷射段变长.湍动能值增大是由于主流与射流的速度方向不同所产生的剪切层涡产生于距壁面一定距离的位置处，由于射流弯曲的推迟，使得上游处的湍动能逐渐增加；另一方面，由于射流初速度增大，射流的初动量增大，射流对主流的卷吸作用加强，使更多的主流气体被卷吸，因而增强了主流与射流的掺混和脉动，所以最大湍动能值也相应增大.

图7 M为1时不同β工况下湍动能等值线的分布Fig.7 Turbulent kinetic energy contour under conditions of differentβat M＝1

图8 β为70°时不同吹风比下湍动能的等值线分布Fig.8 Turbulent kinetic energy contour under conditions of different blowing ratios atβ＝70°

综上分析可以看出，湍动能的大小和速度变化是相互对应的，反映了湍流的脉动程度.另外，湍动能的大小受到流体速度、涡的生成和脱落等影响，一定程度上反映了热量的交换.

4 结 论

（1）在叶片前缘滞止线附近，速度降低并趋于停滞.叶片吸力面上游的速度梯度明显大于叶片压力面侧的速度梯度，且随着叶片安装角的减小，速度梯度逐渐变大.当β为70°时，叶片吸力面侧和压力面侧气膜的贴壁性均最好.

（2）第1排气膜孔下游的低压区随着安装角的减小和吹风比M的增大逐渐向下游远离壁面方向移动.随M的增大，叶片尾缘处吸力面侧和压力面侧的流线趋于密集.

（3）湍动能k的最大值发生在冷气流发生弯曲的上部，即射流与主流发生掺混的边界上.随着叶片安装角的减小，在叶片压力面下游远场出现的湍动能集中区的脉动程度逐渐减弱，当β为70°时达到最小，并随着叶片安装角的进一步减小，该湍动能集中区在吸力面下游出现并进一步扩大.

（4）随着吹风比的增大，射流初动量增大，射流不易弯曲，但对主流的卷吸作用加强，导致湍动能最大值的位置逐渐远离壁面，且湍动能值也逐渐增大.

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