葉明亮, 黃琰, 晏鑫, 何坤

(西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院, 710049, 西安)

燃?xì)馔钙竭M(jìn)口溫度的提高可有效提高循環(huán)效率,隨進(jìn)口溫度的提高,葉柵的熱負(fù)荷逐漸增大。受到葉頂泄漏流的影響,高溫燃?xì)鉀_擊葉頂并產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力。為了改善動(dòng)葉頂部的傳熱性能,對(duì)葉頂幾何結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)并采用合理的氣膜冷卻方式尤為重要。

目前,國(guó)內(nèi)外針對(duì)動(dòng)葉頂部傳熱與氣膜冷卻特性開(kāi)展了較多研究。Kwak等采用瞬態(tài)液晶技術(shù)測(cè)量了2種吹風(fēng)比、3種葉頂間隙下GE-E3航空發(fā)動(dòng)機(jī)第1級(jí)平頂動(dòng)葉與凹槽頂動(dòng)葉的葉頂傳熱性能和氣膜冷卻有效度分布[1-2]。Bunker等利用瞬態(tài)液晶法測(cè)量得到了不同葉頂間隙、湍流強(qiáng)度條件下葉頂?shù)膫鳠嵯禂?shù)分布[3]。Palafox等采用PIV測(cè)量方法研究了不同間隙條件下動(dòng)葉和端壁的相對(duì)運(yùn)動(dòng)對(duì)平頂葉柵葉頂泄漏特性的影響[4],發(fā)現(xiàn)葉頂泄漏流對(duì)端壁二次流影響顯著,動(dòng)葉和端壁的相對(duì)運(yùn)動(dòng)減小了葉頂下部流體的速度值。Maesschalck等采用參數(shù)化方法對(duì)類凹槽(squealer-like)葉頂進(jìn)行造型[5],并采用多目標(biāo)優(yōu)化方法對(duì)葉頂熱負(fù)荷和葉柵氣動(dòng)效率進(jìn)行了優(yōu)化。Park等采用實(shí)驗(yàn)研究了5種多凹槽葉頂?shù)臍鈩?dòng)性能以及傳熱性能[6],研究表明,通過(guò)在凹槽不同位置添加隔板可以提高葉片的氣動(dòng)性能,但該研究未對(duì)葉片氣動(dòng)及冷卻進(jìn)行深入研究。黃琰等研究了葉頂帶中弧線和近壓力面兩排氣膜孔時(shí),3種葉頂間隙、兩種吹風(fēng)比條件下的葉頂傳熱系數(shù)和氣膜冷卻有效度分布,并對(duì)帶壓力側(cè)小翼的凹槽葉頂附近的流動(dòng)換熱以及冷卻特性進(jìn)行了分析[7-8]。Ameri數(shù)值研究了帶中弧線條的平頂葉柵流動(dòng)換熱特性[9],并與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比,發(fā)現(xiàn)中弧線條可以減少葉頂泄漏流,但總壓損失并未得到有效降低。楊佃亮利用實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)考核了4種湍流模型對(duì)動(dòng)葉葉頂間隙傳熱的預(yù)測(cè)能力[10],并分析了葉頂間隙高度和凹槽深度對(duì)動(dòng)葉葉頂間隙流動(dòng)和傳熱的影響。

本文在Park等研究的基礎(chǔ)上,采用商用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)軟件ANSYS CFX11.0,對(duì)3種在常規(guī)凹槽葉頂25%、50%和75%弦長(zhǎng)處添加垂直于弦長(zhǎng)方向的隔板形成雙凹槽葉頂?shù)臍鈩?dòng)性能及傳熱性能開(kāi)展數(shù)值研究,研究了葉頂中弧線位置存在單排氣膜孔時(shí)雙凹槽葉頂?shù)睦鋮s性能,并與無(wú)氣膜冷卻時(shí)的雙凹槽葉頂氣動(dòng)與傳熱性能進(jìn)行了對(duì)比。

1　數(shù)值計(jì)算方法

將GE-E3燃?xì)馔钙降谝患?jí)動(dòng)葉葉頂型線放大3倍后拉伸12.2 cm生成計(jì)算的葉片幾何模型,葉片軸向弦長(zhǎng)為8.61 cm。為了與Kwak的實(shí)驗(yàn)測(cè)量條件[1]保持一致,凹槽深度為5.08 mm,肩壁寬度為2.29 mm,在中弧線處布置13個(gè)氣膜孔,孔徑為1.27 mm,孔間距為6.35 mm。分別在25%、50%和75%軸向弦長(zhǎng)處添加垂直于弦線的隔板生成雙凹槽葉頂結(jié)構(gòu)(稱為rib25,rib50以及rib75),其中隔板寬度與肩壁寬度相等。葉片的幾何模型及網(wǎng)格如圖1所示。

數(shù)值計(jì)算的邊界條件與實(shí)驗(yàn)條件[1]保持一致。進(jìn)口給定總溫、總壓、湍流強(qiáng)度和湍流尺度,計(jì)算葉頂傳熱性能時(shí),葉片壁面和葉頂均給定等溫邊界,其他壁面給定絕熱條件。計(jì)算葉頂氣膜冷卻特性時(shí),所有壁面給定絕熱條件,冷氣進(jìn)口給定總溫與質(zhì)量流量(流量由吹風(fēng)比計(jì)算),計(jì)算中吹風(fēng)比取1,計(jì)算邊界條件如表1所示。

表1　計(jì)算邊界條件[1]

(a)常規(guī)凹槽

(b)rib25

(c)rib50

(d)rib75圖1　4種葉頂結(jié)構(gòu)計(jì)算模型和網(wǎng)格

本文中定義吹風(fēng)比為

(1)

式中:ρm為進(jìn)口主流密度;υavg為進(jìn)口氣流速度;ρc為冷卻氣流密度;υc為冷卻氣流入口速度。

傳熱系數(shù)定義為

(2)

式中:q為壁面熱通量;Tw為壁面溫度,Tin為進(jìn)口主流總溫。

氣膜冷卻有效度定義為

(3)

式中:Taw為絕熱壁面溫度;Tc為冷卻氣流溫度。

總壓損失定義為

(4)

(5)

圖2給出了k-ω、k-ε和SST這3種湍流模型計(jì)算得到的葉頂傳熱系數(shù)和氣膜冷卻有效度分布,并與實(shí)驗(yàn)值[2]進(jìn)行了對(duì)比。由圖2可知:k-ε湍流模型計(jì)算出的葉片前緣的高傳熱區(qū)域較為狹長(zhǎng),而近壓力面?zhèn)葰饽だ鋮s有效度偏小;SST湍流模型計(jì)算出的高傳熱區(qū)域較大,高氣膜冷卻有效度區(qū)域在葉頂壓力面?zhèn)鹊拿娣e偏大,因此總體氣膜冷卻有效度偏高;k-ω湍流模型計(jì)算得到的葉頂傳熱系數(shù)及氣膜冷卻有效度的分布與實(shí)驗(yàn)值吻合得較好,但計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果仍存在偏差,主要體現(xiàn)在葉頂凹槽前緣、肩壁和尾緣處。這一方面是由于實(shí)驗(yàn)的誤差,在Kwak等[1]的實(shí)驗(yàn)中,傳熱系數(shù)的瞬態(tài)液晶測(cè)量誤差在8%左右,而氣膜冷卻有效度的實(shí)驗(yàn)誤差在10%左右;另一方面是由于數(shù)值計(jì)算的誤差,在冷熱氣摻混和刮削流的計(jì)算中,需要采用更為準(zhǔn)確的流動(dòng)求解方法DES或LES來(lái)提升數(shù)值計(jì)算的精度。k-ω湍流模型能較好地反映葉頂傳熱和冷卻特性,因此本文采用k-ω湍流模型對(duì)葉頂傳熱和冷卻性能進(jìn)行研究。

(a)傳熱系數(shù)分布　　(b)氣膜冷卻有效度分布圖2　葉頂表面h和η分布云圖

采用k-ω湍流模型進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。Richardson外推值為634.017時(shí),表2給出了4種網(wǎng)格數(shù)下計(jì)算得到的葉頂平均傳熱系數(shù)及相對(duì)誤差。由表2可知,隨著網(wǎng)格數(shù)的增加,相對(duì)誤差逐漸減小,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到730萬(wàn)時(shí),對(duì)葉頂平均傳熱系數(shù)的計(jì)算結(jié)果影響較小,相對(duì)誤差僅為1.7%,可以認(rèn)為已獲得網(wǎng)格無(wú)關(guān)解。

表2　4種網(wǎng)格下葉頂?shù)钠骄鶄鳠嵯禂?shù)及相對(duì)誤差

最后,選用730萬(wàn)網(wǎng)格以及k-ω湍流模型分析近壁面第1層網(wǎng)格距離對(duì)計(jì)算精度的影響,表3給出了5種近壁面第1層網(wǎng)格距離下的葉頂傳熱系數(shù),表4給出了5種近壁面第1層網(wǎng)格距離下的氣膜冷卻有效度。計(jì)算表明,當(dāng)衡量近地面第1層網(wǎng)格距離對(duì)換熱性能影響的指標(biāo)y+<1時(shí),葉頂平均傳熱系數(shù)的計(jì)算誤差可以控制在1%以內(nèi),葉頂平均氣膜冷卻有效度的計(jì)算誤差可以控制在3%以內(nèi),因此在本文的計(jì)算中,近壁面第1層網(wǎng)格距離均設(shè)置為0.001 mm。

在上述數(shù)值方法考核的基礎(chǔ)上,最終確定了4種葉頂結(jié)構(gòu)的計(jì)算網(wǎng)格數(shù),如表5所示。

表3　5種近壁面第1層網(wǎng)格距離下的葉頂傳熱系數(shù)

表4　　　　5種近壁面第1層網(wǎng)格距離下的葉頂氣膜

表5　4種葉頂結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格數(shù)

2　計(jì)算結(jié)果分析

2.1　葉頂間隙對(duì)凹槽狀葉頂流動(dòng)換熱的影響

本節(jié)主要研究3種間隙條件下凹槽葉頂?shù)牧鲃?dòng)傳熱性能,葉頂間隙分別為1.31 mm、1.97 mm和3.29 mm,占葉片高度的1%、1.5%和2.5%。圖3給出了3種葉頂間隙下常規(guī)凹槽葉頂?shù)牧骶€圖。由圖3可知,泄漏流流經(jīng)凹槽葉頂間隙時(shí)會(huì)向凹槽底部偏轉(zhuǎn)形成回流渦,且順著凹槽向尾緣方向移動(dòng),最終掠過(guò)吸力面?zhèn)燃绫谛纬尚孤u。

(a)1.31 mm (b)1.97 mm

(c)3.29 mm圖3　3種間隙下的葉頂流場(chǎng)結(jié)構(gòu)

圖4給出了4種葉頂間隙下凹槽狀葉頂沿不同軸向弦長(zhǎng)截面的流線分布圖。由圖4可知:在25%軸向弦長(zhǎng)處,隨著葉頂間隙的增大,回流渦的尺度逐漸減小,并逐漸向壓力面?zhèn)绕?在50%軸向弦長(zhǎng)處,回流區(qū)域均有明顯增大,說(shuō)明回流區(qū)得到發(fā)展;在75%軸向弦長(zhǎng)處,泄漏渦區(qū)域明顯增大。如果在凹槽內(nèi)合適的軸向弦長(zhǎng)位置增加阻力,泄漏渦的發(fā)展會(huì)受到抑制。

(a)25%弦長(zhǎng)　(b)50%弦長(zhǎng)　(c)75%弦長(zhǎng)圖4　3種間隙下凹槽葉頂不同軸向弦長(zhǎng)處的流線圖

圖5給出了3種間隙下的葉頂傳熱系數(shù)分布云圖。由圖5可知,受葉頂凹槽中回流渦的影響,葉頂前緣出現(xiàn)高傳熱區(qū)域,并且隨著葉頂間隙的增大,葉片前緣高傳熱區(qū)也會(huì)逐漸增大。這是因?yàn)殡S著葉頂間隙的增大,回流渦尺度逐漸減小,導(dǎo)致氣流卷吸作用減小,從而惡化了前緣附近的傳熱。

圖5　3種間隙下葉頂?shù)膫鳠嵯禂?shù)分布云圖

2.2　無(wú)氣膜冷卻時(shí)雙凹槽葉頂?shù)牧鲃?dòng)傳熱特性

圖6給出了3種雙凹槽葉頂?shù)牧骶€圖,由于隔板的存在,泄漏流在兩個(gè)凹槽內(nèi)形成了兩個(gè)回流渦,并且靠近前緣位置的凹槽內(nèi)的回流渦一部分掠過(guò)吸力面形成泄漏渦,另一部分掠過(guò)隔板,阻礙了靠近尾緣凹槽內(nèi)回流渦的流動(dòng),隨著隔板向尾緣方向的移動(dòng),靠近前緣位置凹槽內(nèi)的回流渦逐漸增大,而靠近尾緣位置凹槽內(nèi)的回流渦逐漸減小,這會(huì)導(dǎo)致靠近前緣的凹槽內(nèi)的傳熱減弱而靠近尾緣的凹槽內(nèi)的傳熱增強(qiáng)。

(a)rib25 (b)rib50

(c)rib75圖6　3種雙凹槽結(jié)構(gòu)的葉頂流線圖

圖7給出了3種雙凹槽葉頂沿25%、50%以及75%軸向弦長(zhǎng)截面的流線分布圖。由圖7可知,隨著隔板向尾緣方向移動(dòng),靠近前緣的凹槽內(nèi)的回流渦尺度會(huì)增大,并且提前形成泄漏渦。圖8給出了葉頂表面的壓力系數(shù)分布云圖。由圖8可知,與常規(guī)凹槽葉頂相比,雙凹槽葉頂?shù)那熬壔亓鳒u由于受到隔板限制,從而導(dǎo)致靠近前緣的凹槽內(nèi)的壓力普遍增大,而靠近尾緣的凹槽內(nèi)的壓力則有降低的趨勢(shì)。這主要是因?yàn)榭拷熬壍陌疾蹆?nèi)的回流渦尺度比常規(guī)凹槽葉頂要小,導(dǎo)致在靠近前緣的凹槽內(nèi)的流速降低,引起壓力增大。圖9給出了無(wú)氣膜冷卻時(shí)雙凹槽葉頂總壓損失沿葉高方向的變化曲線。由圖9可知,在凹槽葉頂添加隔板會(huì)對(duì)葉片頂部的壓力損失造成較大影響,rib50的總壓損失在葉頂間隙處最小,但在80%～90%葉高區(qū)域,rib50的總壓損失最大。

(a)25%弦長(zhǎng)　(b)50%弦長(zhǎng)　(c)75%弦長(zhǎng)圖7　4種凹槽葉頂在不同軸向弦長(zhǎng)處的流線圖

(a)常規(guī)凹槽 (b)rib25

(c)rib50 (d)rib75圖8　4種凹槽葉頂壓力系數(shù)分布云圖

圖9　4種凹槽葉頂?shù)目倝簱p失沿葉高方向的分布

3種雙凹槽葉頂rib25、rib50、rib75和常規(guī)凹槽葉頂?shù)目倝簱p失為14.16%、14.47%、13.91%和14.07%,可知隨著隔板向尾緣方向的移動(dòng),總壓損失先增大后減小,相比于常規(guī)凹槽,rib75的總壓損失降低了0.16%,而rib25以及rib50會(huì)使總壓損失有所增加。

圖10給出了4種雙凹槽葉頂時(shí)的平均傳熱系數(shù)分布云圖。由圖10可知,兩個(gè)凹槽內(nèi)均出現(xiàn)高傳熱區(qū),通過(guò)比較可以發(fā)現(xiàn),隨著隔板位置向前緣方向移動(dòng),靠近前緣的凹槽內(nèi)的高傳熱區(qū)域逐漸減小,而靠近尾緣的凹槽內(nèi)的高傳熱區(qū)域逐漸增大。考慮到凹槽狀葉頂?shù)母邆鳠釁^(qū)域主要分布在葉片前緣,為了縮小葉頂前緣的高傳熱區(qū)域,rib25要好于rib50和rib75。此外,由于靠近前緣的凹槽內(nèi)回流渦會(huì)掠過(guò)隔板,所以隔板區(qū)域的傳熱系數(shù)也會(huì)偏高。

(a)常規(guī)凹槽 (b)rib25

(c)rib50 (d)rib75圖10　4種凹槽葉頂傳平均熱系數(shù)分布云圖

3種雙凹槽葉頂rib25、rib50、rib75和常規(guī)凹槽葉頂?shù)钠骄鶄鳠嵯禂?shù)計(jì)算值為694.614、718.389、711.606和695.834 W·m-2·K-1?？梢园l(fā)現(xiàn):凹槽葉頂加隔板結(jié)構(gòu),會(huì)增大葉頂平均傳熱系數(shù);隨著隔板向尾緣方向移動(dòng),葉頂平均傳熱系數(shù)先增大后減小。

2.3　帶中弧線氣膜孔的雙凹槽葉頂傳熱及冷卻特性

圖11給出了3種雙凹槽葉頂rib25、rib50、rib75的冷卻氣流流線圖,通過(guò)與常規(guī)凹槽葉片比較可知,由于隔板的阻隔作用,冷卻氣流在凹槽內(nèi)的停留時(shí)間將會(huì)更長(zhǎng)。在常規(guī)凹槽葉頂內(nèi),冷卻氣流在泄漏流和回流渦的作用下,先被卷吸到壓力側(cè),最后沿吸力側(cè)流出葉頂。在添加隔板后,隔板前后兩個(gè)凹槽內(nèi)被卷吸的冷卻氣流遇到隔板會(huì)在隔板附近反向流動(dòng),所以隔板附近的冷卻效果要好一些。此外,由于兩個(gè)凹槽內(nèi)回流渦的作用,冷卻氣流在凹槽內(nèi)的流動(dòng)更充分,因此凹槽內(nèi)的冷卻效果也會(huì)更好。

(a)常規(guī)凹槽 (b)rib25

(c)rib50 (d)rib75圖11　4種凹槽內(nèi)冷卻氣流流線圖

圖12給出了帶中弧線氣膜孔的常規(guī)凹槽葉頂以及3種雙凹槽葉頂?shù)目倝簱p失沿葉高方向的變化曲線,規(guī)律與無(wú)中弧線氣膜孔的雙凹槽葉頂相似,rib50的總壓損失在近頂徑處最小。

圖12　4種凹槽葉頂總壓損失沿葉高方向的變化曲線

帶中弧線氣膜冷卻時(shí)3種雙凹槽葉頂rib25、rib50、rib75和常規(guī)凹槽葉頂?shù)目倝簱p失計(jì)算值為13.79%、13.82%、13.57%和13.72%,與無(wú)中弧線氣膜孔時(shí)類似,總壓損失隨著隔板向尾緣方向的移動(dòng)先增大后減小,且rib75的總壓損失最小。與常規(guī)凹槽葉頂相比,rib75總壓損失降低了0.15%,而rib25和rib50都會(huì)使得總壓損失有所增大。此外,與無(wú)中弧線氣膜孔葉頂相比,在添加中弧線氣膜孔之后,總壓損失會(huì)有所降低。這是因?yàn)槔鋮s氣流會(huì)對(duì)葉頂間隙的泄漏流起到阻礙作用,使泄漏流流量和流速得到降低,從而降低了總壓損失。

圖13給出了帶中弧線氣膜孔時(shí)4種凹槽葉頂平均傳熱系數(shù)分布云圖。由圖13可知,隨著隔板向葉頂尾緣移動(dòng),葉頂前緣的高傳熱區(qū)會(huì)逐漸增大,而靠近尾緣的凹槽內(nèi)的高傳熱區(qū)逐漸減小。帶中弧線氣膜孔的3種雙凹槽葉頂rib25、rib50、rib75和常規(guī)凹槽葉頂?shù)钠骄鶄鳠嵯禂?shù)計(jì)算值為622.96、631.69、624.27和623.33 W·m-2·K-1,可知rib25的葉頂平均傳熱系數(shù)在3種雙凹槽葉頂中最小,并且隨著隔板向尾緣方向移動(dòng),葉頂平均傳熱系數(shù)先增大后減小。

(a)常規(guī)凹槽 (b)rib25

(c)rib50 (d)rib75圖13　　　　帶中弧線氣膜孔時(shí)4種凹槽葉頂平均傳熱系數(shù)分布云圖

(a)常規(guī)凹槽 (b)rib25

(c)rib50 (d)rib75圖14　　　　帶中弧線氣膜孔時(shí)4種凹槽葉頂氣膜冷卻有效度分布云圖

圖14給出了帶中弧線氣膜孔時(shí)4種凹槽葉頂氣膜冷卻有效度分布云圖。由圖14可知,在靠近隔板位置冷卻效果得到明顯改善,在靠近葉片前緣的凹槽內(nèi)的冷卻氣流有一部分會(huì)進(jìn)入靠近尾緣的凹槽內(nèi),另一部分會(huì)在隔板附近阻礙靠近尾緣的凹槽內(nèi)的冷卻氣體流出凹槽,所以靠近尾緣的凹槽可獲得更好的冷卻效果。帶中弧線氣膜孔的3種雙凹槽葉頂rib25、rib50、rib75和常規(guī)凹槽葉頂?shù)臍饽だ鋮s有效度為0.078 7、0.068 9、0.078 3和0.064 8?？芍?由于存在隔板結(jié)構(gòu),葉頂獲得了較好的冷卻效果。

3　結(jié)　論

本文采用數(shù)值計(jì)算方法對(duì)常規(guī)凹槽葉頂和3種雙凹槽葉頂?shù)膫鳠岷屠鋮s性能進(jìn)行了數(shù)值研究?；趯?shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)計(jì)算方法的有效性進(jìn)行了考核,得到了如下主要結(jié)論。

(1)對(duì)于常規(guī)凹槽葉頂,葉頂平均傳熱系數(shù)隨葉頂間隙的增大而增大;

(2)對(duì)于無(wú)氣膜冷卻的雙凹槽葉頂,rib25葉頂平均傳熱系數(shù)最小,葉頂前緣的高傳熱區(qū)隨著隔板向葉片前緣方向移動(dòng)而逐漸縮減。rib75的氣動(dòng)性能最好,總壓損失比常規(guī)凹槽葉頂降低了0.16%。

(3)對(duì)于帶中弧線氣膜冷卻的雙凹槽葉頂,rib25的葉頂平均傳熱系數(shù)最小,氣膜冷卻有效度最高,比常規(guī)凹槽葉頂?shù)臍饽だ鋮s有效度提高約21.5%。rib75的氣動(dòng)損失最小,總壓損失比常規(guī)凹槽葉頂降低0.15%。

參考文獻(xiàn):

[1]KWAK J S, HAN J C. Heat transfer coefficient on the squealer tip and near squealer tip regions of a gas turbine blade [C]∥ASME International Mechanical Engineering Congress and Exposition. New York, USA: ASME, 2002: 245-254.

[2]KWAK J S, HAN J C. Heat transfer coefficient and film-cooling effectiveness on the squealer tip of a gas turbine blade [C]∥ASME Turbo Expo: Power for Land, Sea, and Air. New York, USA: ASME, 2002: 1073-1082.

[3]BUNKER R S, BAILEY J C, AMERI A A. Heat transfer and flow on the first stage blade tip of a power generation gas turbine: Part1-Experimental Results [J]. ASME Journal of Turbomachinery, 2000, 122: 272-277.

[4]PALAFOX P, OLDFIELD M L G, LAGRAFF J E, et al. PIV maps of tip leakage and secondary flow fields on a low speed turbine blade cascade with moving endwall [C]∥ASME Turbo Expo: Power for Land, Sea, and Air. New York, USA: ASME, 2005: 465-476.

[5]DE MAESSCHALK C, LAVAGNOLI S, PANIAGUa G, et al. Heterogeneous optimization strategies for carved and squealer-like turbine blade tips [C]∥ASME Turbo Expo: Turbine Technical Conference and Exposition. New York, USA: ASME, 2015: V05BT13A012.

[6]PARK J S, LEE S H, KWAK J S. Measurement of blade tip heat transfer and leakage flow in a turbine cascade with a multi-cavity squealer tip [C]∥ASME Turbine Blade Tip Symposium. New York, USA: ASME, 2013: V001T02A006.

[7]黃琰, 晏鑫, 何坤, 等. 氣膜孔分布對(duì)凹槽葉頂傳熱和冷卻性能的影響 [J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2016, 50(5): 101-107.

HUANG Yan, YAN Xin, HE Kun, et al. Effect of cooling hole distributions on heat transfer and cooling effectiveness on turbine blade tip [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2016, 50(5): 101-107.

[8]黃琰, 晏鑫, 何坤, 等. 壓力面?zhèn)刃∫斫Y(jié)構(gòu)對(duì)凹槽葉頂冷卻傳熱性能的影響 [J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2017, 51(7): 51-56.

HUANG Yan, YAN Xin, HE Kun, et al. Effect of pressure side winglet on film cooling and heat transfer performance of blade squealer tip [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2017, 51(7): 51-56.

[9]AMERI A A. Heat transfer and flow on the blade tip of a gas turbine equipped with a mean-camberline strip [J]. ASME Journal of Turbomachinery, 2001, 123(4): 704-708.

[10] 楊佃亮. 燃?xì)馔钙絼?dòng)葉頂部傳熱及冷卻的數(shù)值研究 [D]. 西安: 西安交通大學(xué), 2008.

[本刊相關(guān)文獻(xiàn)鏈接]

董新宇,畢勤成,賀宇峰,等.鈦合金螺旋扁管換熱器流阻與傳熱性能實(shí)驗(yàn)研究.2018,52(1):14-19.[doi:10.7652/xjtuxb201801003]

鄭達(dá)仁,王新軍,張峰,等.上游橫向間斷肋布置方式對(duì)氣膜冷卻性能的影響.2017,51(11):7-13.[doi:10.7652/xjtuxb 201711002]

費(fèi)昕陽(yáng),王新軍,陸?？?平板沖擊發(fā)散冷卻流動(dòng)與換熱特性的數(shù)值模擬.2017,51(7):57-61.[doi:10.7652/xjtuxb201707 009]

高慶,廖高良,張永海,等.透平級(jí)氣動(dòng)及運(yùn)行參數(shù)對(duì)輪緣密封封嚴(yán)性能影響的數(shù)值研究.2017,51(7):62-72.[doi:10.7652/xjtuxb201707010]

周子杰,王新軍,費(fèi)昕陽(yáng).燃機(jī)透平靜葉尾緣柱肋通道內(nèi)的汽霧/空氣冷卻流動(dòng)與換熱特性數(shù)值研究.2016,50(11):21-27.[doi:10.7652/xjtuxb201611004]

劉昕,袁奇,歐文豪.燃?xì)廨啓C(jī)周向拉桿轉(zhuǎn)子拉桿應(yīng)力分析和改進(jìn)設(shè)計(jì).2016,50(10):104-110.[doi:10.7652/xjtuxb2016 10016]

夏凱,孫巖樺,洪德江,等.軸向拉緊的圓弧端齒軸段扭轉(zhuǎn)特性研究.2016,50(5):51-56.[doi:10.7652/xjtuxb201605008]

謝金偉,王新軍,周駿飛.空心靜葉汽膜孔排吹掃除濕的數(shù)值研究.2015,49(7):61-66.[doi:10.7652/xjtuxb201507011]