張樹林，王洪斌，張聯(lián)合

（中航工業(yè)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)研究所，沈陽 110015）

0 引言

隨著燃?xì)鉁u輪發(fā)動(dòng)機(jī)推重比不斷提高，渦輪進(jìn)口溫度已超過1600℃。為滿足渦輪葉片使用壽命要求，在葉片合金材料革新、復(fù)雜冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)綜合運(yùn)用的基礎(chǔ)上，應(yīng)用TBC是1種重要防護(hù)手段，具有顯著的隔熱效果。

為了驗(yàn)證與研究不同TBC的隔熱效果，需要在試驗(yàn)器和發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行比較試驗(yàn)。眾多公開文獻(xiàn)公布的TBC隔熱效果數(shù)據(jù)差異較大，例如有報(bào)道稱涂層厚度為0.125 mm，理論計(jì)算降溫效果約為180℃[1]；美國(guó)某試驗(yàn)室測(cè)得涂層厚度為0.127 mm的TBC降溫效果為189℃；在某型發(fā)動(dòng)機(jī)高壓渦輪工作葉片上進(jìn)行TBC試驗(yàn)時(shí)，噴涂厚度為0.254 mm的涂層，平均降溫120℃[2-3]；在現(xiàn)有渦輪冷卻技術(shù)下，涂層厚度為0.25 mm的TBC可使合金溫度降低111～167℃；GE公司在涂層厚度為0.125 mm的某大涵道比發(fā)動(dòng)機(jī)第1級(jí)高壓渦輪葉片上，利用合金中γ'沉淀的體積分?jǐn)?shù)獲得的TBC（EB-PVD）降溫效果為56～83℃；GE公司在另1型發(fā)動(dòng)機(jī)上試驗(yàn)獲得的降溫效果則為38～66℃[4-5]；張志強(qiáng)等[6]（2011）利用冷卻效果試驗(yàn)給出涂層厚度為0.2 mm的降溫效果為50℃；徐磊、楊燕生[7]（2010）給出的過渡態(tài)涂層溫降1維計(jì)算結(jié)果為52～61℃；孫福波、涂泉[8]（2010）應(yīng)用在渦輪葉片的1種涂層厚度為0.27 mm的降溫?cái)?shù)據(jù)為199℃；徐慶澤等[9]（2008）認(rèn)為國(guó)外先進(jìn)的第4代熱障涂層的降溫效果可達(dá)150℃。

在發(fā)動(dòng)機(jī)上直接獲得TBC隔熱效果面臨測(cè)試和分析的極大困難，需進(jìn)行TBC完整性、耐久性考核，因而在試驗(yàn)器上完成隔熱效果試驗(yàn)是評(píng)價(jià)TBC降溫效果的常規(guī)手段。目前渦輪葉片換熱試驗(yàn)通常在低溫低壓的相似模擬環(huán)境下進(jìn)行，在不同壁面溫差條件下涂層隔熱的絕對(duì)溫降截然不同，需要開發(fā)發(fā)動(dòng)機(jī)在試驗(yàn)狀態(tài)下的TBC隔熱效果應(yīng)用于其工作條件下的方法。

本文提出了1種基于換熱相似和表面熱流的隔熱效果分析方法，著重考慮了對(duì)流換熱和輻射換熱導(dǎo)致的隔熱效果變化，并利用試驗(yàn)器試驗(yàn)結(jié)果評(píng)估了發(fā)動(dòng)機(jī)在運(yùn)行條件下的熱障涂層實(shí)際隔熱效果和隔熱溫降。

1 隔熱效果分析方法

在試驗(yàn)器上進(jìn)行的TBC隔熱效果試驗(yàn)選定與發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)狀態(tài)相似的條件，即在2種條件下環(huán)繞葉片的高溫燃?xì)鈧?cè)傳熱系數(shù)將有相同形狀的分布和相同的冷卻空氣進(jìn)口雷諾數(shù)，以保證葉片內(nèi)部流道流動(dòng)相似，及渦輪葉片外表面壁溫計(jì)算的冷卻效果相同

進(jìn)行熱障涂層模擬試驗(yàn)時(shí)，利用帶和不帶涂層葉片冷卻效果分別計(jì)算發(fā)動(dòng)機(jī)條件下的金屬壁溫，二者差值用于評(píng)估涂層降溫效果。由于燃?xì)?、冷氣、涂層和金屬熱?dǎo)率的變化不一致，壁溫降低并不按熱通量的減?。ㄓ捎谌?xì)鉁囟扰c壓力減?。怨逃械谋壤鄳?yīng)減小，在減小燃?xì)鈪?shù)條件下獲得的葉片冷卻效果與發(fā)動(dòng)機(jī)條件下的存在一定偏差，有必要開發(fā)輔助的涂層降溫效果分析方法。

對(duì)帶熱障涂層的雙層壁，涂層的導(dǎo)熱系數(shù)遠(yuǎn)大于金屬壁的，同時(shí)忽略接觸面的接觸熱阻；同時(shí)，壁面厚度δ遠(yuǎn)小于外廓尺寸，可近似將其中的導(dǎo)熱過程看作1元的。在葉片表面熱障涂層換熱單元沿法向建立等熱流條件（如圖1所示），燃?xì)鈧?cè)總熱流密度為對(duì)流換熱熱流密度和燃?xì)廨椛錈崃髅芏戎?，由換熱微分方程組可得

式中：qW為表面總熱流密度，W/（m2·K）；TaW=Tg,r=Tg-，為絕熱壁溫，初算時(shí)用Tg代替為；v為主流速度，m/s；δ為涂層厚度，m；λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；e表示發(fā)動(dòng)機(jī)狀態(tài)；t表示試驗(yàn)狀態(tài)；W2表示葉片金屬基體外表面。

圖1 葉片表面換熱單元

外換熱系數(shù)考慮動(dòng)力黏性系數(shù)隨溫度變化修正，且流體與壁面溫差較大，采用西德爾-塔特公式

式中：定性溫度取燃?xì)馄骄鶞囟龋?20≥Pr≥0.5，107≥Re≥2300。

假定壁面為灰體，葉片外表面輻射換熱系數(shù)為

燃?xì)夂诙劝捶前l(fā)光火焰黑度計(jì)算[10]

式中：P 為燃?xì)鈮毫Γ?05Pa；Tg為燃?xì)鉁囟龋琄；l為射線行程平均長(zhǎng)度，取l=0.6d（扇形通道當(dāng)量直徑），m；γ為燃料與空氣質(zhì)量比。

燃?xì)馕章逝c燃?xì)夂诙瓤山朴?jì)算為

定義涂層隔熱效果為

在相似試驗(yàn)狀態(tài)下的Re相等，以外壁溫計(jì)算的冷卻效果A相等，由式（2）～（5）可得

在獲得試驗(yàn)器渦輪葉片隔熱效果的基礎(chǔ)上，利用式（1）、（9）即可換算得到發(fā)動(dòng)機(jī)相應(yīng)狀態(tài)下的隔熱效果和TBC絕對(duì)溫降。

3 隔熱效果試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 導(dǎo)向葉片等離子噴涂TBC的隔熱效果

為評(píng)價(jià)某型發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪第1級(jí)導(dǎo)向葉片TBC的隔熱效果，利用不同燃?xì)鉁囟人较逻M(jìn)行的在熱葉柵試驗(yàn)器模擬狀態(tài)下涂層的冷卻效果試驗(yàn)結(jié)果，并按照上述轉(zhuǎn)化方法獲得在發(fā)動(dòng)機(jī)相應(yīng)狀態(tài)下的隔熱效果和隔熱溫降。

試驗(yàn)中TBC涂層隔熱效果的判定采用壁溫對(duì)比方法，分別在有無涂層及不同涂層厚度下完成發(fā)動(dòng)機(jī)相似模擬狀態(tài)試驗(yàn)。相似準(zhǔn)則為：葉柵出口雷諾數(shù)、馬赫數(shù)、流量比、溫度比和物性修正等。

涂層為雙層結(jié)構(gòu)，黏結(jié)底層材料為NiCoCrAlY，表層材料為ZnO2-Y2O3，采用常壓等離子噴涂工藝，如圖2所示。葉片外表面測(cè)溫?zé)犭娕疾贾梅绞饺鐖D3所示，安裝在葉片金屬基體外表面，偶絲外徑為0.5 mm，開槽深度為0.55 mm；在與試驗(yàn)葉片相鄰的陪襯葉片上進(jìn)行表面壓力分布測(cè)量，測(cè)點(diǎn)位置與熱電偶相同；各測(cè)點(diǎn)安裝及埋設(shè)位置精度和涂層涂敷厚度由工藝條件保證。

試驗(yàn)分別在葉柵進(jìn)口燃?xì)饪倻胤謩e為700、750℃條件下進(jìn)行，試驗(yàn)狀態(tài)見表1。在2種試驗(yàn)條件、不同涂層厚度下的TBC隔熱效果試驗(yàn)結(jié)果和采用隔熱效果分析方法得到的相應(yīng)發(fā)動(dòng)機(jī)狀態(tài)下的隔熱效果見表2，α和β與燃?xì)鉁囟人降淖兓€如圖 4、5所示。

表1 試驗(yàn)狀態(tài)參數(shù)

表2 TBC隔熱效果試驗(yàn)結(jié)果

從表2中可見，低溫模擬試驗(yàn)獲得的TBC隔熱效果和隔熱溫降明顯低于TBC在發(fā)動(dòng)機(jī)狀態(tài)下的數(shù)值。采用本文分析方法將在不同試驗(yàn)燃?xì)鉁囟人较碌母魺釡亟祿Q算至發(fā)動(dòng)機(jī)狀態(tài)，溫降偏差約為6.3%。對(duì)于本文應(yīng)用的渦輪葉片、TBC及使用狀態(tài)，α和β與燃?xì)鉁囟鹊年P(guān)系為

3.2 渦輪葉片物理氣相沉積噴涂TBC的隔熱效果

涂層為雙層結(jié)構(gòu)，黏結(jié)底層材料為NiCoCrAlY，表層材料為ZnO2-Y2O3，工藝為物理氣相沉積。測(cè)溫?zé)犭娕寂冀z外徑為0.4 mm，開槽深度為0.45 mm；在與試驗(yàn)葉片相鄰的陪襯葉片上進(jìn)行表面壓力分布測(cè)量，測(cè)點(diǎn)位置與熱電偶相同，涂層涂敷厚度為0.15 mm。

導(dǎo)向葉片和轉(zhuǎn)子葉片試驗(yàn)葉柵進(jìn)口燃?xì)饪倻胤謩e為845、950℃，試驗(yàn)狀態(tài)見表3，TBC隔熱效果試驗(yàn)結(jié)果和采用隔熱效果分析方法得到的相應(yīng)發(fā)動(dòng)機(jī)狀態(tài)隔熱效果見表4。

表3 試驗(yàn)狀態(tài)參數(shù)

表4 TBC隔熱效果試驗(yàn)結(jié)果

由表2、4結(jié)果可知，在發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行條件下，利用式（5）獲得的絕對(duì)溫降與使用涂層前、后冷卻效果計(jì)算的絕對(duì)溫降存在明顯差異，模擬的試驗(yàn)燃?xì)鉁囟群蛪毫l件越低，這種差異越大，相對(duì)偏差可達(dá)12%～100%，因而在進(jìn)行熱障涂層隔熱效果試驗(yàn)中，燃?xì)鈪?shù)應(yīng)盡量接近發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行條件下的。

4 誤差源

對(duì)涂層隔熱效果有幾種可能的原因?qū)е抡`差：

（1）不正確的 Tg。在計(jì)算中使用Tg代替，會(huì)導(dǎo)致溫度計(jì)算偏差。

（2）黑度選取誤差。εg、εW按照經(jīng)驗(yàn)公式選取，具有一定的不確定度。

（3）qW的偏差。葉片壁厚內(nèi)TW分布被假定為線性，與實(shí)際壁溫分布的差異會(huì)導(dǎo)致熱流密度的偏差。

（4）Nug和冷卻效果A的偏差。在2種狀態(tài)下使用了相同的換熱準(zhǔn)則經(jīng)驗(yàn)公式，湍流強(qiáng)度水平、高溫燃?xì)廨椛鋸?qiáng)度、通過壁面的熱驅(qū)動(dòng)勢(shì)變化導(dǎo)致的冷卻水平差異等因素會(huì)帶來換熱特性的偏差。

5 結(jié)論

采用本文分析方法得到的計(jì)算模型，可以基于TBC低溫低壓模擬試驗(yàn)結(jié)果評(píng)估發(fā)動(dòng)機(jī)狀態(tài)隔熱效果和隔熱溫降，具有一定的工程應(yīng)用價(jià)值。對(duì)結(jié)果的分析表明，低溫低壓模擬試驗(yàn)不能直接準(zhǔn)確獲得TBC的隔熱效果和隔熱溫降，與發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)狀態(tài)相比，二者存在明顯的差異，在本文的相似試驗(yàn)條件下，隔熱溫降相對(duì)偏差達(dá)12%～100%。

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