栗智宇,張塏垣,李志剛,李軍

(西安交通大學(xué)葉輪機(jī)械研究所,710049,西安)

為提高燃?xì)鉁u輪輸出功率和熱效率并滿足環(huán)境保護(hù)要求,現(xiàn)代燃?xì)鉁u輪燃燒室出口溫度不斷提高并采用貧油預(yù)混技術(shù)降低NOx排放,其強(qiáng)旋流和溫度分布不均勻的出口特征向下游遷移至葉柵進(jìn)口直接影響葉柵的流動(dòng)狀態(tài),增加了第一級(jí)靜葉端壁區(qū)域熱負(fù)荷,提高了高負(fù)荷渦輪端壁區(qū)域冷卻設(shè)計(jì)的難度[1]。

目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者采用實(shí)驗(yàn)測(cè)量和CFD數(shù)值方法開展燃燒室出口流動(dòng)工況下高壓渦輪的氣熱性能分析研究[2]。燃燒室出口流動(dòng)參數(shù)和溫度分布特征向下游遷移,Jacobi等[3]通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證后的大渦模擬研究了旋流條件下葉柵的非定常流動(dòng)特性,闡述了旋流在葉柵前緣的遷移過程。此外,進(jìn)口溫度分布不均勻形成的熱斑在扇形葉柵通道中的遷移過程由Bacci等[4]實(shí)驗(yàn)測(cè)量。非均勻進(jìn)口參數(shù)改變了葉柵的氣熱特性,周楊等[5]數(shù)值計(jì)算了不同旋流進(jìn)口周向位置的靜葉柵氣動(dòng)性能,闡述了旋流與端壁二次流相互作用產(chǎn)生誘導(dǎo)渦的過程。張揚(yáng)等[6]實(shí)驗(yàn)測(cè)量了旋流進(jìn)口雙通道葉柵端壁氣膜冷卻特性。牛津大學(xué)1.5級(jí)跨聲速渦輪氣熱實(shí)驗(yàn)平臺(tái)OTRF[7-8]采用數(shù)值驗(yàn)證后的無化學(xué)反應(yīng)旋流器模擬非穩(wěn)態(tài)燃燒室旋流狀態(tài)[9],開展了非均勻進(jìn)口參數(shù)下動(dòng)靜葉的氣熱性能研究。

燃燒室工況條件下,更為復(fù)雜的葉柵氣熱參數(shù)對(duì)端壁氣膜冷卻設(shè)計(jì)提出了更高的要求。冷卻空氣通過燃燒室與第一級(jí)靜葉的槽縫間隙防止燃?xì)馊牒投吮跓g。白波等開展了上游臺(tái)階和進(jìn)口不重合對(duì)跨聲速葉柵端壁氣熱和氣膜冷卻特性的數(shù)值研究[10-11],祝培源等開展了端壁槽縫射流冷卻的實(shí)驗(yàn)研究[12-13]。在此基礎(chǔ)上,Zhang等[14]進(jìn)一步數(shù)值研究了進(jìn)口旋流方向和旋流強(qiáng)度對(duì)帶有臺(tái)階結(jié)構(gòu)端壁的傳熱和槽縫冷卻的影響。結(jié)和熱斑效應(yīng),王志多等[15]分別數(shù)值分析了槽縫冷卻射流在葉柵靜葉和動(dòng)葉中的遷移機(jī)制。離散氣膜孔作為另一種高效的氣膜冷卻形式被廣泛應(yīng)用,基于達(dá)姆施塔特工業(yè)大學(xué)LSTR渦輪氣熱性能實(shí)驗(yàn)平臺(tái)[16],Werschnik等[17-18]研究了旋流工況下端壁氣膜有效度的魯棒性,發(fā)現(xiàn)旋流條件下靜葉上游兩排氣膜孔冷卻有效度降低而端壁傳熱系數(shù)升高。Abdeh等[19]實(shí)驗(yàn)研究了旋流導(dǎo)致進(jìn)口偏航角變化對(duì)葉柵流動(dòng)和氣膜冷卻特性的影響,結(jié)果表明正攻角嚴(yán)重影響葉柵通道中二次流的發(fā)展并改變了通道內(nèi)冷卻效率分布。

典型貧油預(yù)混燃燒室出口特征與渦輪第一級(jí)靜葉柵的相互作用需要深入研究,同時(shí)必須考慮由于燃燒室出口與渦輪第一級(jí)靜葉數(shù)量不一致而導(dǎo)致的周向相對(duì)位置不同。目前,考慮強(qiáng)旋流和溫度分布不均勻?qū)o葉柵端壁氣動(dòng)傳熱和氣膜冷卻特性的影響研究仍較少。因此,本文設(shè)計(jì)了帶有旋流器和冷卻結(jié)構(gòu)的燃燒室以獲得具有典型貧油預(yù)混燃燒室出口旋流和溫度不均勻特征的葉柵進(jìn)口條件,對(duì)比分析了燃燒室出口旋流核心與下游靜葉柵不同周向相對(duì)位置時(shí)葉柵端壁流動(dòng)型態(tài)和傳熱冷卻特性,為渦輪靜葉柵端壁在考慮燃燒室出口旋流時(shí)的氣膜冷卻布局設(shè)計(jì)提供參考。

1 葉柵模型和數(shù)值方法

1.1 葉柵模型

圖1給出了燃?xì)鉁u輪第一級(jí)靜葉柵幾何模型和端壁氣膜孔布局[20]。三排氣膜孔分布在相鄰靜葉柵端壁的軸向不同位置,沿x正方向依次命名為第一、二、三排氣膜孔。本文研究重點(diǎn)區(qū)域由圖1(b)中紅色虛線標(biāo)出,其為軸向位置處于-0.2

(a)葉柵模型 (b)氣膜孔布局圖1 葉柵計(jì)算模型和氣膜孔布局[20]Fig.1 Cascade model and film cooling layout

表1 葉柵計(jì)算模型幾何參數(shù)[20]Table 1 Geometric parameters of cascade model

1.2 數(shù)值方法驗(yàn)證

圖2給出了燃?xì)鉁u輪靜葉柵計(jì)算域的網(wǎng)格。采用ANSYS-ICEM生成多塊結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,在氣膜孔及葉柵壁面附近采用O型網(wǎng)格提高網(wǎng)格質(zhì)量。為了滿足不同湍流模型的計(jì)算要求,通過限制近壁面第一層網(wǎng)格高度,使得在使用基于k-ω的湍流模型時(shí)壁面y+<1,在使用基于k-ε的湍流模型時(shí)壁面11

圖2 燃?xì)鉁u輪靜葉柵計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Grid of turbine cascade and film holes

采用ANSYS-CFX數(shù)值求解三維穩(wěn)態(tài)RANS方程,主流和氣膜冷卻射流均為理想空氣,設(shè)置了主流和冷卻氣體的溫度比為1.52以滿足實(shí)驗(yàn)條件的密度比,所有壁面絕熱無滑移,計(jì)算域兩側(cè)設(shè)置周期性邊界條件。為驗(yàn)證湍流模型的計(jì)算精度,進(jìn)出口邊界條件均采用表2給出的實(shí)驗(yàn)工況參數(shù)[20]。使用端壁絕熱氣膜有效度作為評(píng)估標(biāo)準(zhǔn),其定義為

表2 實(shí)驗(yàn)工況邊界條件[20]Table 2 Boundary conditions of experiment

(1)

式中Taw為絕熱條件下端壁面溫度。

圖3給出了網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果,在網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)達(dá)到1 600萬時(shí),位于軸向位置x/Cax=0.85的周向平均絕熱氣膜有效度值相比1 800萬時(shí)變化不大,滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求。

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.3 Grid independence verification

(a)實(shí)驗(yàn)結(jié)果[20]

圖4給出了不同湍流模型下數(shù)值獲得的端壁絕熱氣膜有效度分布與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果的比較。圖5對(duì)比了計(jì)算與實(shí)驗(yàn)的周向平均絕熱氣膜有效度沿軸向的分布情況。采用SSTk-ω湍流模型的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)擬合較好,而相比實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果,采用k-ε和k-ω湍流模型不僅較高預(yù)測(cè)了端壁第2排氣膜孔后位置(0.7

圖5 實(shí)驗(yàn)與計(jì)算周向平均絕熱氣膜有效度分布Fig.5 Laterally averaged η distribution along the x direction of experiment and CFD

2 燃燒室模型與進(jìn)口條件

為了獲取接近真實(shí)貧油預(yù)混燃燒室的葉柵進(jìn)口條件,本節(jié)設(shè)計(jì)了具有典型流動(dòng)特征的燃燒室及冷卻結(jié)構(gòu),驗(yàn)證了該燃燒室模型的代表性,獲得了具有典型旋流和溫度不均勻特征的第一級(jí)靜葉進(jìn)口條件,并以此開展旋流中心相對(duì)葉柵不同位置對(duì)端壁氣熱及氣膜冷卻特性影響的研究工作。

2.1 燃燒室模型及計(jì)算

圖6所示的子午面示意圖由紅色虛線框出的葉柵計(jì)算域和黑色虛線框出的燃燒室計(jì)算域組成。為獲得燃燒室出口下典型葉柵進(jìn)口條件,本文計(jì)算過程如下:首先由燃燒室計(jì)算域計(jì)算獲得葉柵進(jìn)口面①所在位置的速度和溫度分布,再將此分布作為葉柵計(jì)算域的進(jìn)口條件開展研究。

圖6 燃燒室計(jì)算域與葉柵計(jì)算域相對(duì)位置 Fig.6 The meridian plane of combustion chamber and cascade model

燃燒室模型依據(jù)燃?xì)鉁u輪靜葉柵模型設(shè)計(jì),圖7給出了經(jīng)計(jì)算迭代設(shè)計(jì)旋流三維模型和燃燒室計(jì)算域幾何模型,旋流器與葉片數(shù)目比為1∶2,因而燃燒室計(jì)算域y軸方向?qū)挾葹?倍葉片節(jié)距。旋流器外徑為1.9Cax,帶有20支傾角為45°的直葉片。主流流經(jīng)旋流器產(chǎn)生典型燃燒室旋流特征,隨后與槽縫射流的冷卻氣體摻混以形成溫度不均勻特征。葉柵計(jì)算域進(jìn)口面位于旋流器后6Cax處以保證得到充分發(fā)展流動(dòng)的截面參數(shù)。

圖8給出了燃燒室計(jì)算域的網(wǎng)格,采用如表3所示的邊界條件開展計(jì)算。除抽取約35%[21]的主流氣體作為上下槽縫的冷卻氣體外,其余邊界條件同上節(jié)計(jì)算保持一致。

(a)旋流器模型

圖8 燃燒室計(jì)算域網(wǎng)格劃分Fig.8 Grid of swirler and combustion chamber

表3 燃燒室計(jì)算域邊界條件Table 3 Boundary conditions of combustion chamber

①—中央再循環(huán)區(qū);②—主流再循環(huán)渦區(qū);③—角再循環(huán)渦區(qū);④—渦系破碎區(qū)。圖10 截面1無量綱溫度分布與流動(dòng)情況 Fig.10 Non-dimensional temperature and streamline distribution on plane 1

圖10給出了燃燒室計(jì)算域截面1的無量綱溫度分布和表面流動(dòng)情況。如圖7(b)所示,截面1所在位置為中央子午面。無量綱溫度定義為

(2)

主流經(jīng)旋流器產(chǎn)生較強(qiáng)的徑向速度沖擊上下端壁面形成渦系破碎區(qū),并在該區(qū)域兩側(cè)形成主流再循環(huán)渦和角再循環(huán)渦。由于上下兩主流再循環(huán)渦方向相反,流體受逆壓梯度影響向-x方向倒流以在燃燒室中穩(wěn)定火焰,該區(qū)域被稱作中央再循環(huán)區(qū)。在該燃燒室中,呈現(xiàn)了全部4種典型貧油預(yù)混燃燒室的流動(dòng)結(jié)構(gòu)以及溫度分布情況。此外,旋流器出口旋流數(shù)S定義為

(3)

當(dāng)S大于臨界值0.6[23]時(shí)被認(rèn)為由足夠的旋流強(qiáng)度以穩(wěn)定火焰,并且通常選擇旋流數(shù)為0.6～1.0范圍內(nèi)研究旋流強(qiáng)度的影響[14,24],而本文旋流器出口旋流數(shù)為0.75可以表征典型預(yù)混燃燒室出口旋流強(qiáng)度。綜上所述,該燃燒室具有典型貧油預(yù)混燃燒室的流動(dòng)特征。

2.2 進(jìn)口條件驗(yàn)證與工況設(shè)置

圖11給出了實(shí)驗(yàn)測(cè)量的某型號(hào)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室出口無量綱溫度分布情況作為對(duì)比依據(jù)[22]。圖12給出了本文計(jì)算得到的葉柵進(jìn)口面的流動(dòng)和參數(shù)分布情況。圖12(b)所示無量綱溫度分布趨勢(shì)與圖11給出的實(shí)驗(yàn)測(cè)量值相似,并具有幾乎一直的無量綱溫度比值范圍,最大值均為1.15,因此本文使用的進(jìn)口條件可以表征典型貧油預(yù)混燃燒室出口的溫度不均勻特性。為表示進(jìn)口截面的旋流方向和強(qiáng)度,圖12(c)、圖12(d)給出了該截面上俯仰角γ1和偏斜角γ2分布情況,其計(jì)算式為

圖11 實(shí)驗(yàn)測(cè)量燃燒室出口無量綱溫度分布[22]Fig.11 Non-dimensional temperature distribution on combustion chamber outlet of experimental results[22]

(4)

(5)

式中u、v、w分別為x、y、z方向的速度分量。

(a)觀察方向定義 (b)無量綱溫度和流動(dòng)分布

依據(jù)圖12(a)所示觀察方向定義,該截面上的旋流為逆時(shí)針方向,主要旋流特征為最大俯仰角±15°,最大偏斜角±30°,可以代表具有旋流特征的進(jìn)口邊界條件開展研究。

為了開展燃燒室與葉柵周向位置對(duì)端壁氣熱性能和氣膜冷卻特性的研究,使用上述進(jìn)口截面參數(shù),調(diào)整截面與葉柵周向的相對(duì)位置設(shè)置了5種工況,其命名和旋流中心位置見圖13和表4,從工況1至工況5,旋流中心由正對(duì)葉片1移至正對(duì)葉片2。

表4 各個(gè)工況的旋流中心位置Table 4 Swirl core position of different cases

圖13 燃燒室出口旋流核心與靜葉柵相對(duì)位置Fig.13 Relative position of swirl core and cascade

3 結(jié)果分析與討論

3.1 葉柵流動(dòng)及端壁傳熱特性研究

燃燒室周向位置改變伴隨著主流旋流中心沿周向移動(dòng),這不僅改變了葉柵通道內(nèi)的流動(dòng)結(jié)構(gòu),還影響了端壁傳熱特性。圖14給出了不同工況下葉柵通道內(nèi)的流動(dòng)以及特征截面的渦量分布情況,渦量可以定量表征當(dāng)?shù)匦鲝?qiáng)度,定義為

(6)

(a)基準(zhǔn)工況 (b)工況1

截面2、3、4分別位于三排氣膜孔沿x方向下游2倍孔經(jīng)處以展示主流與冷卻射流的摻混情況,主流旋渦通過各面并呈現(xiàn)紅色區(qū)域。主流旋渦、馬蹄渦壓力面分支、吸力面分支和氣膜孔冷卻射流的典型流線分別用紅色、粉色、黃色和藍(lán)色標(biāo)出。如圖14(a),在均勻流動(dòng)工況中,馬蹄渦在葉柵前緣形成,其壓力面分支在通道中受橫向壓力梯度影響向吸力面遷移,最終與吸力面分支在葉柵出口處匯聚形成一個(gè)通道渦。如圖14(b),當(dāng)旋流中心正對(duì)葉片1時(shí),旋流中心在通道中處于靠近端壁位置[3]從而嚴(yán)重影響馬蹄渦壓力面分支向吸力面?zhèn)鹊囊苿?dòng),不能與馬蹄渦吸力面分支匯合,導(dǎo)致在出口處形成兩個(gè)通道渦1和2。當(dāng)旋流中心位置由正對(duì)葉片1向正對(duì)葉片2移動(dòng)時(shí),旋流中心位置逐漸遠(yuǎn)離端壁,其對(duì)馬蹄渦的控制作用減小,兩股馬蹄渦的流線可以靠攏,并在旋流正對(duì)葉片2時(shí),如圖14(f)所示馬蹄渦的壓力面和吸力面分支在出口處再次匯聚只形成一個(gè)通道渦。因此,燃燒室出口旋流改變了馬蹄渦壓力面分支在通道中的遷移路徑,導(dǎo)致葉柵出口通道渦特征的變化。

為了進(jìn)一步分析近端壁的流動(dòng)情況和馬蹄渦在通道中的遷移過程,圖15給出了靜葉柵端壁極限流線的分布情況。馬蹄渦分離線在圖中由紅色虛線標(biāo)出,壓力面分支的分離線在吸力面的滯止點(diǎn)標(biāo)為紅色圓球,其橫坐標(biāo)位置在x軸上標(biāo)出。對(duì)比基準(zhǔn)工況,工況1和工況2馬蹄渦壓力面分支的分離線明顯沿x正方向移動(dòng),滯止點(diǎn)橫坐標(biāo)位置均大于基準(zhǔn)工況。隨著旋流中心由葉片1向葉片2移動(dòng),馬蹄渦壓力面分支分離線逐漸向吸力面?zhèn)瓤繑n收縮,滯止點(diǎn)向上游移動(dòng)。從工況1至工況5,滯止點(diǎn)的橫坐標(biāo)位置由最大值0.82減小至最小值0.62。此規(guī)律進(jìn)一步說明了當(dāng)旋流中心在葉片1附近時(shí)馬蹄渦壓力面分支無法向吸力面?zhèn)冗w移,只能沿壓力面向下游移動(dòng)直至葉柵出口。隨著旋流中心向葉片2移動(dòng),馬蹄渦壓力面分支向吸力面?zhèn)冗w移趨勢(shì)逐漸明顯。

葉柵流動(dòng)結(jié)構(gòu)的改變影響了端壁的傳熱特性。圖16給出了端壁努塞爾數(shù)(Nu)的分布情況。Nu由以下公式計(jì)算得到,即

(7)

(8)

式中:hf為壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù);qf、Tw為等溫壁面邊界條件計(jì)算得到的熱通量和壁面溫度,本文等溫壁面溫度取285 K;C、λair為葉片弦長(zhǎng)和空氣換熱系數(shù)。

對(duì)比基準(zhǔn)工況,燃燒室進(jìn)口各工況下葉柵前緣端壁A區(qū)域的Nu顯著增大,這是由于旋流加強(qiáng)了馬蹄渦的強(qiáng)度進(jìn)而增大了前緣的換熱系數(shù)。在葉柵通道中,馬蹄渦的遷移和發(fā)展增大了端壁的傳熱系數(shù),而如前文所述,在旋流中心靠近葉片1時(shí),馬蹄渦只能貼近壓力面?zhèn)认蛳掠伟l(fā)展,造成端壁靠近壓力面?zhèn)瘸霈F(xiàn)局部高Nu區(qū)域B和C,如圖16(b)、圖16(c)。隨著旋流中心向葉片2移動(dòng),雖然B和C區(qū)域影響范圍逐漸向吸力面?zhèn)劝l(fā)展擴(kuò)大但Nu峰值顯著降低,由工況1時(shí)的最大值4 800降低至工況5時(shí)的3 600。

(a)基準(zhǔn)工況 (b)工況1 (c)工況2

為了定量說明各個(gè)工況下端壁的Nu分布情況,圖17給出了端壁周向平均Nu沿軸向的變化情況,圖16的各區(qū)域位置也被標(biāo)識(shí)在圖17中。對(duì)比基準(zhǔn)工況,受到近前緣端壁換熱被加強(qiáng)的影響,在A區(qū)域以及第1排氣膜孔后沿x方向下游區(qū)域,燃燒室進(jìn)口各工況下端壁平均Nu增大約40%。在區(qū)域B,工況1的平均Nu最低而工況5的平均Nu最高,這是因?yàn)樵诠r1中雖然馬蹄渦造成高Nu區(qū)域B峰值最大,但受影響面積最小;而在工況5中區(qū)域B的影響范圍由壓力面?zhèn)认蛭γ鏀U(kuò)展,因而端壁周向平均Nu最大。5個(gè)燃燒室進(jìn)口工況中,由于工況1中C區(qū)域面積最小而有最小的平均Nu。因此,相比均勻來流條件,燃燒室進(jìn)口工況下端壁換熱總會(huì)加強(qiáng);對(duì)于不同燃燒室周向位置,當(dāng)旋流中心正對(duì)葉片2時(shí)端壁平均Nu最大,而正對(duì)葉片1時(shí)雖然端壁平均Nu最低,但要注意因壓力面?zhèn)却嬖诰植扛邠Q熱區(qū)而燒蝕的情況。

圖17 靜葉柵端壁周向平均努塞爾數(shù)沿軸向的分布Fig.17 Laterally averaged Nu distribution on endwall along x direction

3.2 葉柵端壁氣膜冷卻特性研究

燃燒室工況下的強(qiáng)旋流和溫度分布不均勻特性改變了主流與冷卻射流的摻混狀態(tài)和葉柵通道溫度分布,增大了端壁氣膜冷卻的復(fù)雜程度。圖18給出了各工況下端壁絕熱氣膜有效度分布情況。為消除各工況端壁溫度分布不均勻?qū)^熱氣膜有效度計(jì)算的影響,充分突出氣膜冷卻射流對(duì)保護(hù)端壁的貢獻(xiàn),使用式(9)計(jì)算絕熱氣膜有效度,即

(9)

(a)基準(zhǔn)工況 (b)工況1 (c)工況2

式中Tbase為各個(gè)工況下沒有氣膜冷卻射流下的各點(diǎn)絕熱溫度。馬蹄渦遷移過程中卷吸冷卻氣流離開端壁面導(dǎo)致氣膜有效度降低,因此其遷移路徑的改變顯著影響了端壁氣膜有效度的分布情況。依據(jù)圖15,在圖18中使用紅色虛線標(biāo)出了馬蹄渦壓力面分支的遷移路徑。燃燒室進(jìn)口周向位置的變化主要影響了端壁第3排氣膜孔的冷卻情況。在基準(zhǔn)工況中,馬蹄渦壓力面分支在第2排氣膜孔下游開始向吸力面?zhèn)冗w移,幾乎不會(huì)影響第3排氣膜孔冷卻覆 蓋。而在工況1中,由于馬蹄渦壓力面分支被主流旋渦限制只能貼近壓力面?zhèn)认蛳掠伟l(fā)展,直接與第3排下方部分氣膜冷卻射流摻混造成絕熱氣膜有效度下降。在工況2、3中,馬蹄渦壓力側(cè)分支直接在第3排氣膜孔所在軸向位置處向y軸正方向遷移,裹挾冷卻射流與主流摻混,導(dǎo)致第3排氣膜冷卻幾乎失效。在工況4、5中,馬蹄渦壓力面分支遷移路徑逐漸向第2排氣膜孔移動(dòng),裹挾第2排氣膜冷卻射流沖擊葉片2的吸力面形成二次冷卻[25],這雖然造成第2排氣膜冷卻效率降低,但有利于葉片2吸力面的二次冷卻,同時(shí)第3排氣膜孔冷卻效率重新恢復(fù)至較高水平。

為觀察端壁氣膜冷卻射流在葉片2吸力面的二次冷卻情況,圖19給出了曲面1上的絕熱氣膜有效度分布情況。曲面1處于葉片2吸力面0

(a)基準(zhǔn)工況 (b)工況1

圖20給出了端壁周向平均絕熱氣膜有效度沿軸向的分布以定量說明端壁各部分氣膜冷卻情況。對(duì)比基準(zhǔn)工況,旋流加強(qiáng)了氣膜孔后的渦系強(qiáng)度[26],因而提高了第1排孔后絕熱氣膜有效度,以工況5時(shí)提高幅度最為明顯。在工況2、3中,馬蹄渦壓力面分支直接通過第3排氣膜孔位置,裹挾第3排氣膜孔冷卻射流離開端壁表面,導(dǎo)致絕熱氣膜有效度在紅色圓圈所示位置迅速降低并使得端壁x/Cax>1范圍內(nèi)絕熱氣膜有效度幾乎為0。當(dāng)旋流中心離開葉片1移動(dòng)至葉片2附近時(shí),第3排氣膜孔的絕熱氣膜有效度逐漸恢復(fù)。在工況5時(shí),相比基準(zhǔn)工況,雖然吸力面二次冷卻的提升造成0.8

圖20 靜葉柵端壁周向平均絕熱氣膜有效度沿軸向分布Fig.20 Laterally averaged η distribution on endwall along x direction

表5 靜葉柵端壁面平均和ΔQTable 5 Surface averaged and ΔQ of endwall

(10)

(11)

從工況1～3,旋流中心由正對(duì)葉片1移動(dòng)至通道中心,面平均絕熱氣膜有效度逐漸降至最低0.045 8,ΔQ也減小至最低,傳熱惡化,氣膜冷卻對(duì)端壁的保護(hù)效果達(dá)到最差。隨后,隨著旋流中心移動(dòng)至正對(duì)葉片2位置,面平均絕熱氣膜有效度逐漸上升并在工況5時(shí)超過基準(zhǔn)工況達(dá)到0.148,ΔQ也上升至0.055 5,氣膜冷卻效果最佳并優(yōu)于基準(zhǔn)工況。

4 結(jié) 論

本文通過設(shè)計(jì)的具有典型貧油預(yù)混燃燒室特征出口旋流和溫度場(chǎng)分布特征,數(shù)值研究了燃燒室出口旋流核心與下游靜葉相對(duì)位置時(shí)的葉柵氣膜冷卻端壁的流動(dòng)流動(dòng)和傳熱冷卻特性。

(1)設(shè)計(jì)的旋流器配合上下端壁槽縫射流的方式能夠獲得具有典型貧油預(yù)混燃燒室出口旋流和溫度場(chǎng)分布特征的流場(chǎng)。設(shè)計(jì)的燃燒室出口流場(chǎng)強(qiáng)旋流和溫度不均勻的特點(diǎn)為進(jìn)口面最大溫比1.15,最大俯仰角±15°,最大偏斜角±30°。

(2)當(dāng)燃燒室出口旋流中心正對(duì)靜葉片1時(shí),馬蹄渦壓力面分支向吸力面遷移的趨勢(shì)被削弱,滯止點(diǎn)向下游移動(dòng)至x/Cax=0.82處,馬蹄渦壓力面和吸力面分支在葉柵出口各形成一個(gè)通道渦;當(dāng)旋流中心移動(dòng)至正對(duì)葉片2時(shí),滯止點(diǎn)向上游移動(dòng)至x/Cax=0.62處,兩渦系重新匯聚在葉柵出口形成一個(gè)通道渦。

(3)燃燒室出口旋流時(shí)下游靜葉柵端壁整體特別是葉柵前緣Nu大于均勻來流工況;燃燒室出口旋流中心正對(duì)靜葉片1時(shí)雖然端壁面平均Nu相對(duì)正對(duì)葉片2時(shí)較低但端壁近壓力面出口處峰值達(dá)到4 800。

(4)當(dāng)燃燒室出口旋流中心正對(duì)靜葉片2時(shí),馬蹄渦壓力面分支遷移路徑不經(jīng)過第3排氣膜孔位置,不會(huì)導(dǎo)致絕熱氣膜有效度的降低,同時(shí)馬蹄渦裹挾冷卻氣流沖擊吸力面形成二次冷卻,端壁面平均絕熱氣膜有效度為所有工況中的最大值0.148,相對(duì)均勻來流面無量綱平均熱通量減小了0.055 5。