气冷涡轮叶片综合冷却特性实验研究

魏景涛，钟 博，刘阳鹏，杨卫华

(1.南京航空航天大学 能源与动力学院， 南京 210016；2.中国航发商用航空发动机有限责任公司 设计研发中心， 上海 200241)

航空发动机热效率和输出功率随着涡轮前温度的提高而增加[1]。日益提升的涡轮前温度对涡轮叶片的耐超高温性能提出了更高的要求。受制于材料耐温性能的发展，针对现有材料开展高效的强化冷却技术研究是一种成本低、见效快的方法[2]。涡轮叶片冷却技术的推进主要依靠技术革新、发展新型冷却结构以及挖掘现有冷却结构的冷却潜力。涡轮叶片设计阶段初期，针对叶片不同区域分别展开气膜冷却和内部换热的基础研究，使用基础数据进行叶片冷却结构设计；而性能优化阶段，有必要获得叶片冷却设计的核心评价指标综合冷却效果[3]，用以优化冷却结构布局和冷却气体的流量分配。

涡轮叶片冷却技术主要分为内部换热和外部冷却。内部换热方面，国内外对肋化通道形状、肋片形状及其安装角度、柱肋结构、冲击冷却结构、雷诺数等参数对内部强化换热的影响开展了大量研究。刘湘云等[4]采用实验的方法研究了有气膜出流时带肋变截面U型通道中的换热特性。王培枭等[5]采用实验方法展开了阻塞比、肋倒角及肋宽对异形肋化通道换热特性的研究。Yang[6]和周明轩等[7]采用实验的方法研究了矩形通道中几何和流动参数对高阻塞比带肋通道换热特性的影响。白万栋等[8]研究发现不同的上游肋片结构对下游肋柱冷却结构的强化传热影响差别较大，W形肋片对柱肋强化换热水平提升最明显。Chyu[9]使用液晶研究了圆形、方形和菱形的错排扰流柱的换热特性。Murata[10]采用红外热成像技术研究了尾缘劈缝结构中肋板形状对尾缘区域冷却效率和换热系数的影响。冲击冷却能够有效降低强化叶片内表面换热，Stoakes[11]采用数值模拟及实验手段研究了双层壁的换热特性，研究中改变了冲击孔直径，冲击孔间距，冲击孔个数，冲击射流孔距靶面距离。张宗卫等[12]采用液晶测量技术研究了射流、旋流、出流复合作用下矩形通道的流动和换热特性。叶片外部的气膜冷却特性研究内容丰富，包括雷诺数、湍流度、吹风比、气膜孔位置、气膜孔排布和气膜孔形状等对叶片外部换热的影响研究。Zhang[13]采用数值研究的方法，分析对比了3种树状新型气膜孔与单孔结构冷却效果的差别，发现气膜孔分叉越多冷却效果越好。Xue[14]通过实验和数值计算研究了叶片表面扇形孔的换热特性，揭示了主流的流动状态对冷却效率和换热系数的影响原因。陈大为等[15]采用压敏漆技术研究了上游尾迹对吸力面和压力面带有单排簸箕形气膜孔的涡轮动叶表面气膜冷却效率的影响。王克菲等[16]采用实验方法研究了吸力面的不同位置的簸箕孔型气膜孔的冷却特性，发现了吹风比与气膜贴壁特性的规律。上述研究为涡轮叶片冷却结构设计提供了参考，但不同冷却结构的组合对叶片的综合冷却效果影响较大，设计完成后需要采用综合冷却效果这一评价指标去衡量叶片冷却结构的优劣[17]。许多学者采用在叶片表面用电火花开槽埋设热电偶的方法研究叶片的综合冷却特性[18-19]。由于红外测温技术可以获得更加全面的温度场信息，在换热性能研究领域应用越来越广。Rhee等[20]采用红外热像仪研究了多种冷却结构叶片的压力面综合冷却效果。李广超等[21]采用红外测温技术获得了叶片表面综合冷却效果二维分布以及展向平均和区域平均综合冷却效果随流量比的变化规律。文献[22]采用红外热像仪对叶片表面的温度分布进行了测量，得到了叶片的综合冷却效率随流量比、温比、主流进口雷诺数和湍流度的变化规律。

热电偶测量精度虽高却不能得到叶片整体的温度分布信息，而红外热像仪虽可以获得叶片表面温度分布，但受拍摄角度和测量环境等因素影响，拍摄视角与被测表面法向夹角需小于60°才能保证温度场的准确性[23]，对于复杂弯扭涡轮叶片直接使用红外测量会引起较大的实验误差较大。

为了克服热电偶或红外热像仪单一测量方式在叶片综合冷却效果实验中遇到的困难，本文利用热电偶与红外测量优势，在叶片表面埋设热电偶用于校正叶片不同区域的红外测量结果，从而得到较准确的叶片表面温度分布，对使用红外测量的实验具有一定参考价值，并且本文在保证叶尖间隙满足设计要求的情况下采用在叶顶开设红外窗口的方式基本可以拍摄到无遮挡的叶片表面温度分布，同时观测到下缘板的温度分布，实验结果和结论有助于更好地认识和理解主次流流量比、叶栅入口雷诺数和主流温度对涡轮叶片的综合冷却效果的影响，为涡轮叶片的冷却设计提供参考，实验数据也可用于指导涡轮叶片冷却结构优化设计和热分析。

1 实验装置及方法

1.1 实验系统

图1为实验系统图。实验系统由主流供气管路、次流供气管路和实验段组成。对于主流供气管路，由空气压缩机流出的空气经过稳压罐形成稳定均匀的气流，之后流经槽道流量计，通过电加热器将气流加热至目标温度后流向实验段。次流管路包括截止阀，罗茨流量计和加热器，气流通过稳压罐进入次流管路，调节阀门控制进入实验段的冷气量。实验段中叶栅进出口及次流入口均布有热电偶和压力探针，以测量相关位置处气流的温度、总压和静压。图2为实验段照片，叶片上方开设窗口用以安装蓝宝石红外玻璃(根据本课题组经验，在高温高压下普通氟化钡红外玻璃强度不够，必须采用高强度的蓝宝石红外玻璃才能完成实验)，保证使用红外热像仪对叶片全表面温度场的测量，同时通过玻璃夹具精确控制叶顶间隙为0.5 mm。实验叶栅由3个涡轮叶片组成，每个叶片单独供气，叶片表面均匀喷涂耐高温哑光黑漆，使叶片不同位置黑度一致，叶片材料为GH4169，其中中间叶片为主叶片，其余为陪衬叶片，用于形成周期性条件，涡轮叶片壁面温度由埋设的热电偶和红外热像系统同时测量。

图1 实验系统

图2 实验段照片

1.2 实验件

为避免叶片表面直接焊接热电偶对测量造成影响，在叶片表面用电火花开设热电偶槽，总共埋设13支直径为0.5 mm的K型铠装热电偶，热电偶位置如图3所示，其中压力面7根，吸力面6根，热电偶弧长间距均小于4 mm。测点位于50%叶高截面上，叶片沿叶高方向扭曲角度不大，以红外相机拍摄点位与叶片中截面点为基准线，无论是叶顶处还是叶根处和相机点位的连线与基准线连线的夹角均小于30°，表明50%叶高测点可以对叶片表面红外测量结果进行较好校正。热电偶固定好后，在叶片表面喷涂与叶片相同的材料，填充热电偶与叶片间隙，通过精细打磨保证叶片表面不发生变化，埋偶喷涂后实体叶片如图3所示。图4示出了红外热像仪测量位置的水平投影视角，测量过程中，多台红外热像仪在叶片上方不同位置处拍摄得到主叶片全表面温度分布。其中1号红外热像仪拍摄区域为叶片压力面；2号红外热像仪拍摄区域为前缘滞止线到吸力面0.4倍弧长处；3号红外热像仪拍摄区域为吸力面0.4倍弧长处至吸力面尾缘。图5示出了叶片内腔流道简图，叶片内部流道由腔1、腔2、腔3组成。

图3 埋偶后叶片照片

图4 热电偶埋设位置及红外测量视角

图5 叶片内腔结构简图

1.3 红外测温修正

实验采用红外热像仪测量叶片表面温度分布，其测量准确度受被测物体表面发射率、反射温度、测量角度和介质性质(介质温度、发射率、透射率)等因素影响，因此需要对红外热像仪测量结果进行修正。

红外热像仪通过接收被测物体表面辐射来计算温度，根据其接收的辐射来源可分为：目标自身辐射、环境反射辐射和介质辐射[24]。红外热像仪接收的辐射可以表示为：

Eλ=A0d-2(φ+ψ+φ)

(1)

式中：φ=τaλελLbλ(T0)，φ=εaλLbλ(Ta)，ψ=τaλ(1-αλ)Lbλ(Tu)，A0为热像仪瞬时视场面积，d为目标物体与热像仪之间的距离，ελ为目标表面发射率，τaλ为介质透过率，εaλ为介质发射率，T0为目标表面温度，Tu为被测物体周围环境温度，Ta为介质温度。

在近距离红外测温过程中(热像仪与目标表面距离在0.5 m以内)，文献[22]推导出简化后的满足灰体条件的热像仪真实温度计算公式：

(2)

本文将叶片中截面布置的热电偶测得的温度视为当地真实温度，根据式(2)得到叶片表面不同位置的名义发射率，计算后获得叶片表面名义发射率在0.65～0.78之间，进而对红外热像仪进行测温结果分区修正，获得叶片外表面温度分布云图。图6为叶片中截面温度热电偶测量结果与校正后红外测量的结果对比。由实验结果可以看出：热电偶测量结果与红外测温结果吻合良好，保证了热像仪测温精度。

图6 红外校正结果与热电偶测量结果比较

2 实验工况及数据处理

2.1 实验工况

短周期叶栅通道通过主次流流量比、叶栅入口雷诺数、主次流温比以及主流温度确定实验工况。

KG=Gc/Gg

(3)

Re=ρccgb/μg

(4)

KT=Tg/Tc

(5)

式(3)中:Gc为次流质量流量，Gg为主流质量流量；式(4)中：ρc、cg、μg分别为叶栅进口气流密度、平均流速以及动力黏度，b为叶片中截面弦长；式(5)中：Tg为主流的温度，Tc为次流的温度本实验温比为1.83，其他具体实验工况如表1所示。

表1 实验工况

2.2 实验数据处理

综合冷却效果定义为：

η=(Tg-Tw)/(Tg-Tc)

(6)

式中，Tw为叶片表面温度。

叶片按弧长平均的综合冷却效果定义为：

(7)

式中，L为叶片外表面总弧长，ΔSi为测点i处对应的弧长。

2.3 实验误差

本实验过程中，槽道流量计的量程为0.05～0.8 kg/s，精度为1级；罗茨流量计量程为0.5～100 m3/h，精度为1级；温度巡检仪量程为0～999 ℃，误差为0.5%；压力扫描阀量程为35psi，误差为0.05%；红外热像仪测温范围为0～1 000 ℃，分辨率为±0.1 ℃；实验温度范围内用K型铠装热电偶允差值为±2.5 ℃。根据误差传递分析方法计算出本实验叶片表面温度不确定度为3.17%，综合冷却效果不确定度为4.31%。

3 结果与讨论

3.1 叶片温度场分析

图7为设计工况下(KG=0.062、Re=150 000)叶片表面温度分布云图。可以看出，叶片前缘驻点区域Ⅰ(叶根至叶身1/3处)受到高温主流直接冲击使边界层减薄强化了此处换热，且由于内冷结构的影响，气膜孔出流并未能有效降低前缘驻点区域的温度，使得在该区域温度偏高，温度最大值为463.3 K；而同样受到主流强烈冲击的前缘上方由于内部冷却通道收窄促使冷却气流加速流动强化了换热，并未出现高温。

图7 设计工况下叶身温度分布云图

压力面区域分布有多排簸箕形气膜孔，沿主流流动方向，由于冷气出流使得气膜叠加，外部换热强度减弱，壁面温度逐渐降低，特别是叶盆侧最后一排气膜孔出流所形成的气膜冷却效果明显优于叶盆侧其他排气膜孔出流的冷却效果，使受到高温主流冲击的压力面有效冷却；但压力面区域Ⅱ由于处于第2个进气腔下游转弯处，导致冷却气体气量和品质都下降，此处叶片表面温度升高，温度最大值为429.2 K；压力面靠近尾缘的两排气膜孔及偏劈缝结构的冷气出流均有效降低了相关区域的温度。

对于吸力面，前缘位置的冷气出流使吸力面前缘处温度有所降低，特别是在区域Ⅲ的两排簸箕型气膜孔的出流区域，冷却气膜形成明显的带状分布，使得气膜覆盖区域温度明显低于吸力面其他区域，区域Ⅲ温度最小值为342.6 K，在吸力面尾缘处由于没有气膜覆盖，温度逐渐升高。

叶身温度最高的位置位于叶顶处，前缘叶顶高温区及尾缘叶顶高温区为叶顶热负荷最大处，这两处高温区形成的主要原因均为处于冷气通道下游使得出流量及品质下降。靠近压力面的叶顶边缘温度低于吸力面叶顶边缘处温度，分析原因是由于叶盆位置有较多朝向叶顶方向的气膜孔，出流的冷气上移降低了压力面叶顶边缘的温度，而吸力面叶顶由于受到来自主流及叶顶间隙的泄露流影响强化了其与高温气流的换热，且吸力面气膜孔朝向与主流方向基本一致，对叶顶影响有限，故该处温度较高。叶顶凹槽除尘孔的冷气出流很大程度上缓解了叶顶的热负荷，但对尾切处的叶顶影响较小。

3.2 综合冷却效果随流量比的变化规律

图8为主流温度为555 K，雷诺数为150 000时，不同流量比时叶片压力面和吸力面的温度分布云图。可以看出，就叶片整体温度水平而言，叶身中截面平均温度随着流量比的增加而由428.2 K逐渐降低到366.1 K。分析原因，随着流量比的增大，冷气流量逐渐增大，一方面在叶片内部冷却通道中，冷气流量的增大强化了内冷通道中冷气与冷却通道壁面的换热，促使叶片外壁面温度降低，同时冷却气流的增大必然导致叶片表面冷气出流量增大，气膜层温度降低厚度增大，有效阻隔了高温气流与叶片外壁面的对流换热，使壁面温度降低。叶顶位置处的高温区在实验工况范围内均为主要的叶身高温区域，但叶身其他位置处的温度分布随流量比的变化呈现出差别，小流量比下(KG≤0.05)，叶片前缘距离叶根2/3区域温度明显高于叶片其他区域，但在流量较大时(KG>0.062)，该区域得到了有效冷却；同时叶盆中间区域的气膜覆盖较差区域随流量比的增加得到了改善。

图9给出了流量比对叶片中截面综合冷却效果的影响，横坐标z/s表示叶片外表面中截面某位置的相对弧长，相对弧长为叶片中截面某位置距前缘驻点的弧长与压力面(或吸力面)总弧长的比值，z/s=0处为前缘驻点处，z/s<0为叶片吸力面相对弧长，z/s>0为压力面相对弧长，图中虚线表示对应位置的气膜孔(下文表示方法相同)。

由图9可知，综合冷却效果的分布规律与叶片壁面温度分布相对应，在相同壁面位置处综合冷却效果随流量比的增大而增大，在流量比KG<0.062时，综合冷却效果随流量比的增大而明显上升，这是由于在小流量比时，叶片表面气膜层较薄，随着流量比的增大使气膜层增厚，抗主流干扰能力增强，热阻变大，同时冷气量的增加通过内部冷却通道带走了更多的热量，使综合冷却效果显著提升，当流量比KG>0.062，综合冷却效果上升幅度趋缓，沿压力面和吸力面基本保持较高的水平；在z/s<-0.4的吸力面区域，由于叶片表面冷却气膜覆盖较少，使得此区域温度升高，综合冷却效果降低，尤其是在吸力面尾缘处，综合冷却效果最低。

图10示出了按弧长平均的综合冷却效果随流量比增大的变化规律，当流量比从0.04增加到0.08时，热电偶测量结果显示平均综合冷却效果从0.479升高到0.715，提高了49.3%，红外测量结果显示平均综合冷却效果从0.484升高到0.721，提高了49%，两种测量方式的结果基本一致。

图10 弧长平均综合冷却效果随流量比的变化

3.3 综合冷却效果随雷诺数的变化规律

图11给出了主流温度为555 K，流量比为0.062，叶栅入口雷诺数对叶片表面温度分布的影响。可以看出，随着雷诺数的增加，叶身中截面平均温度由Re=65 000时的401.6 K逐渐降低到Re=160 000时的382.3 K。其主要原因是雷诺数增加，主流流量亦随之增大，由于主次流流量比不变，所以相应冷气流量亦随主流流量逐渐增大。同时可以看出，在压力面尾部区域，气膜覆盖较为明显，气膜冷却在Re=160 000时效果最为出色，这主要是由于随着主流流量的增加，冷气流量亦随之增大，使得叶片气膜出流较大，气膜覆盖区域增加；吸力面的温度随着雷诺数的增加逐渐降低，气膜覆盖越来越好，这主要得益于雷诺数的增加使冷气量提升。

图11 不同叶栅入口雷诺数下叶片温度分布云图

图12为叶栅雷诺数对叶片综合冷却效果影响规律。可以看出：随着雷诺数的增加，叶片综合冷却效果逐步上升，且整体沿叶片表面的分布规律基本不变。分析原因：由于冷气与高温主流流量比保持不变(KG=0.062)，主流流量与冷气流量均逐步上升，而冷气量的增大既有利于叶片的热负荷降低，又能加快气膜出流速度益于形成阻隔高温主流的气膜层，上述原因造成的叶身热负荷降低效果强于主流高温气流流速增加所带给叶片的热负荷增加效果，使得叶片综合冷却效果随雷诺数增大而增强，但总体的增益效果较小。图13示出了按弧长平均的综合冷却效果随雷诺数增大的变化规律，当叶栅入口雷诺数从650 00增加到160 000时，平均综合冷却效果由0.628上升至0.659，升高了4.93%，可知入口雷诺数对叶片综合冷却效率影响较小。

图12 综合冷却效果随叶栅雷诺数的变化

图13 弧长平均综合冷却效果随入口雷诺数的变化

3.4 主流温度变化对综合冷却效果的影响

图14为主流温度不同时，设计工况下，叶片压力面和吸力面温度分布的云图。从图中可以看到：叶片表面温度随主流温度的增加而明显上升，但叶片表面的温度分布趋势并未发生变化，前缘叶顶及尾缘叶顶处始终为叶片表面承受热负荷最大的区域，距离叶根1/2处的前缘区域承受热负荷次之，压力面中间区域气膜覆盖较差区仍然存在。

图14 不同主流温度下叶片温度分布云图

图15为不同主流温度时设计工况条件下叶片综合冷却效果的分布，可以看出主流温度对叶片综合冷却效果大小有一定的影响，但是不影响综合冷却效果在叶片表面的分布规律，实验保证了流量比、温比一定，从而确定了次流对叶片冷却作用的一致性。当主流温度为555 K时，沿弧长平均的综合冷却效果为0.657，当主流温度升为614 K时，该值为0.649。分析综合冷却效果下降原因：在其他条件不变时，主流温度升高，导致主流流速增大，主流与壁面换热加强，而次流冷气温度变化不大，主流温度升高相较于次流冷气温度升高造成流体物性变化引起的换热增强较大，所以主流温度升高，综合冷却效果下降。

图15 综合冷却效果随主流温度的变化

4 结论

1) 利用热电偶所测得的温度数据，得到对应区域的名义发射率，对红外测量结果进行分区修正得到叶片温度分布云图，结果显示良好，解决了目标表面与红外热像仪角度过大而带来的测温不准确的问题；

2) 叶片温度场受到内部换热和外部冷却的综合影响，叶顶区域由于冷气量及品质下降成为热负荷最大处，前缘区域和叶盆中部冷却效果较差，当主次流流量比大于0.062后前缘和叶盆处的冷却效果得到明显提升；

3) 叶栅入口雷诺数一定时，主次流流量比的增加使得综合冷却效果得到有效提升；主次流流量比一定时，综合冷却效果随雷诺数的增大而增大，但雷诺数的增大对叶片冷却效果带来的增益要小于增加主次流流量比对叶片冷却效果的贡献；保持雷诺数、主次流流量比一致，增大主流温度，叶片综合冷却效果略有降低。

在未来的叶片设计工作中应当合理提高第Ⅱ流道的流量分配比例，从而改善相关区域的冷却效果。本实验是在静止叶栅实验台中完成的，未来需要在旋转实验台中进一步进行测量，比较两者差异。