从热力循环的角度考虑, 提高涡轮前燃气温度增加推重比的最有效措施之一。目前各类军用作飞机采用的高性能燃气涡轮发动机, 其涡轮进口温已经远远高于叶片材料的熔点温度, 必须对涡轮叶进行冷却才能保证其安全工作。随着精细铸造和光加工等工艺技术的提高, 美国、俄罗斯等在叶片面内部直接构造出不同形式的特殊冷却结构, 在现有冷却技术的基础上发展了多种先进高效冷却技术[1]。这些先进冷却技术中仍然采用了冲击/气膜或者冲击/绕流/气膜复合冷却方案, 只是百富策略白菜网在更为特殊的冷却结构中。如刘松龄科研组、董威等针对多层层板特殊结构中冲击/绕流/气膜的复合冷却开展了相关试验和数值模拟研究[2~5]。对于双层壳型这种特殊结构 (如图1所示) 中冲击/气膜复合冷却, 目前国内外尚未见详细的报道, 现有的研究仍局限于常规尺寸和结构中。如MetzgerDE等[6]开展了叶片前缘的冲击/气膜复合冷却模型试验研究, 陶智、张净玉等试验研究了气膜出流对冷却介质通道内部换热特性的影响[7,8]。

本文以双层壳型“冲击/气膜”复合冷却结构为研究对象, 利用相似原理, 通过实验对该冷却结构的平壁放大模型展开了内表面换热特性的研究。重点分析图1中双层壳型结构所形成的狭小封闭空间内 (冲击间距和冲击孔直径之比H/D小于1) , 放大模型内表面的换热效果随冲击间距、冲击孔和气膜孔相对位置等参数的变化规律。

图1是双层壳型冲击/气膜复合冷却结构示意图。在双层壁形成的狭长通道中布置了若干隔离体, 使之形成相互隔绝的狭小封闭空间。在这些独立的狭小空间内, 再构造出单排冲击孔入射, 对应单排气膜孔出流的冲击/气膜复合冷却结构, 具体结构和参数如图1所示。

利用相似原理, 试验中选择了图1中所示典型结构——“单个封闭小空间”来开展放大模型的研究, 具体的试验段结构如图2所示。将冲击板、靶板和定距块利用螺柱固定后, 一方面利用定距块本身厚度来控制双层壳型结构的高度 (即冲击间距H) , 另一方面利用定距块和安装板之间的紧密接触达到密封的目的, 形成如图1中所示的封闭空间。稳压腔中的冷却空气从冲击孔流出, 形成冲击冷却, 达到冲击靶板后通过气膜孔直接流向环境大气。图3给出了试验中热电偶测点位置、冲击板和冲击靶板相互关系以及冲击靶板的试验件照片。

试验中冲击靶板的位置和几何参数 (如气膜孔的大小和位置) 均保持不变, 通过改变冲击板上冲击孔的位置实现气膜孔和冲击孔相对位置的变化、改变定距块的厚度来实现冲击间距的变化。在冲击靶板上加工出宽度0.5mm, 深度为0.5mm的槽道用于埋设铜-康铜热电偶 (如图3所示) ;将康铜膜贴在冲击靶板上, 保证热电偶的头部和康铜膜紧密绝缘接触, 将可控硅提供的电流通过引电汇流条导至康铜膜, 实现等热流加热。试验中为了减小散热损失, 冲击靶板采用了12mm厚胶木板, 在胶木板的背面粘有相同尺寸的1mm厚石棉垫 (共有2层) , 并在石棉垫的背面埋设两个热电偶, 用来计算散热损失。

为了充分反映出冲击靶板上不同区域的局部换热特性, 在靶板上选择了沿流动方向的三条直线为热电偶测温位置。图3中有两条直线分别穿过两个气膜孔的中心, 称之为FilmI和FilmII线, 一条直线通过两个气膜孔之间距离一半的位置, 称为Jet线 (因为中间一个冲击孔中心投影正好位于其上) 。试验中气膜孔中心处于x=0位置, 保持不变;当冲击孔和气膜孔在X方向上处于相同位置时, P/D=0;当冲击孔处于气膜孔的上游1D位置时 (即冲击孔中心处于x/D=-1位置) , P/D=1;以此类推可以得到P/D=3和5时冲击孔的位置。

通过测量热电偶的读数、环境温度、冲击气流的温度以及康铜膜上的电流和电压, 就可以得到冲击靶面上的局部换热系数Nu及其分布规律。Nu数具体定义如下:

式中Q为电加热功率;Qloss为散热损失;D为冲击孔直径;λ为空气导热系数;Tw为内表面测量得到的温度;Tref为冷却空气进口温度;δ1为胶木板厚度;δ2为石棉垫厚度;Tloss为散热测点的温度;λ1为胶木板导热系数;λ2为石棉垫导热系数;A为加热面积;Tw 1为散热测点对应的内表面位置温度。

试验中冲击间距和冲击孔直径之比 (H/D) 分别为0.17, 0.33, 0.67, 1.0, 2.0;冲击孔气膜孔间距和冲击孔直径之比 (P/D) 分别为0, 1, 3, 5;Re (Re=ρuD/μ, u为冲击孔进口速度) 分别为10 000, 15 000, 20 000, 25 000, 30 000, 40 000。

图4和图5为任意两组试验工况下内表面换热系数的分布图。

由图3可知, 气膜孔在靶板上呈对称分布, 因此图4, 5中显示Film I和Film II线上Nu数基本上是相同的, 而Jet线上Nu数分布规律明显与Film I和Film II不同。下文分析中仅选取了Film II和Film I中任意一条线上Nu数和Jet线上Nu数进行比较。

图6给出了冲击孔和气膜孔不同间距条件下, 冲击靶板内表面Jet (Film) 线上Nu数随H/D的变化规律。从图中可以看到在相同的冲击Re数条件下, 由于冲击间距的变化使得靶面局部Nu数发生了显著的改变。如图6 (a) 和 (b) 显示在Jet线上, H/D=2.0时换热效果最佳, H/D=1.0的换热效果次之。当冲击孔和气膜孔间距比P/D=3时, 仍然是H/D=2.0时换热效果最佳, 但此时H/D=1.0和0.67工况下换热效果均较好, 并且和H/D为2.0情况下换热效果比较接近。而当P/D=5时, H/D=0.67条件下的换热效果达到了最佳, H/D=1.0和2.0工况下Nu数依次降低。

同时从图6中看到当P/D=0, 即冲击孔和气膜孔均处于靶板的中心线上 (x=0) , 因此冲击靶板上的局部Nu数呈现出明显的对称性;当P/D=3, 即冲击孔位于气膜孔的上游3D位置, 由于冲击射流的局部强化换热效果使得Jet线在x/D=-3位置附近换热效果最佳, 如图6 (c) 所示。在冲击射流的影响下, 气膜孔前的换热被强化, 因此从图6 (d) 中看到此时Film线上最高的Nu数也是出现在x/D=-3的位置。随着冲击孔和气膜孔间距的增加, Jet和Film线上Nu数峰值位置变化规律是基本类似的。

试验件的狭小封闭空间中, 冷却空气通过冲击孔后形成冲击射流, 当冲击射流达到冲击靶面上, 高速射流迅速降低为速度为零, 并且在壁面上滞止下来, 导致该区域内存在着强烈的动量交换, 其局部换热的强化换热效果非常明显。同时当冷却空气从气膜孔流出时, 将在气膜孔附近区域产生溢流效应, 有效的强化冲击靶面的局部换热效果[7,8]。但是冷却空气从气膜孔流走, 相当于是对冷却通道内的冷却介质进行抽吸。当冲击孔和气膜孔间距较小的情况下, 使得冷却介质尚没有充分参与通道内部冷却, 在压力差的作用下直接通过气膜孔而流走, 此时反而会削弱冲击靶面上的换热效果[9,10]。

国内外在针对小空间内纯冲击射流的研究中发现, 随着冲击间距减小, 单孔纯冲击射流的局部换热效果逐步增强, 特别是在x/D=±3的区域内, 该效应更为明显[11,12]。但在本文的试验中发现, 气膜孔的存在导致冷却介质从冷却通道中被抽吸走, 使得冲击靶板内表面换热系数Nu随H/D的变化规律同纯冲击射流之间存在着显著的差异。

在小空间内 (特别是H/D<1) , 当冲击间距逐步减小后, 冷却空气在气膜孔附近的偏转被逐步限制, 对该区域内的强化换热效果相应的逐渐减弱。因此在气膜孔溢流效应和抽吸作用的共同作用下, 当P/D=0时, 冲击间距减小时, 虽然冲击射流的局部换热效果存在一定程度的增加, 使得图6 (a) 中表现出H/D=0.17时Jet线上Nu数存在一定程度的提升, 但是最佳的换热效果还是在H/D=2.0的条件下获得。而在film线上冲击射流的影响较小, 气膜孔附近的溢流效应和抽吸作用占据主导地位, 其局部Nu数随着H/D的增加而逐步变大, 如图6 (b) 所示。

随着冲击孔和气膜孔之间间距的增加 (如P/D=3, 5) , 气膜孔附近溢流效应影响逐步减弱, 相对的冲击射流的影响在逐步增强。同时冲击射流的冷却空气在通道内运动了一定的距离, 参与了一定的换热后才从气膜孔流走, 气膜孔对于冷却通道内冷却介质的抽吸影响降低。因此从图6 (c) ~6 (f) 中可以观察到, 气膜孔间距P/D=3.5时, 当冲击孔和冲击间距减小, 对换热效果的强化作用效果在逐步显示, 体现在局部换热系数上即为当H/D=0.67时, Nu数达到最大。这种现象在Jet线上尤为明显。

气膜孔和冲击孔之间的相对位置显著影响了冲击靶板内表面的换热系数。为了更清晰地表示其对Nu数的影响, 图7给出了在相同的H/D条件下, P/D参数变化时, 冲击靶板上Nu数的分布曲线。

图7为不同的H/D条件下, 当冲击孔位于气膜孔上游3倍距离时, 靶板内表面的局部Nu数能够达到最大。同时比较图7 (a) (b) , 7 (c) (d) 和7 (e) (f) 中纵坐标Nu数的具体数值大小, 可以发现当H/D=0.67工况条件下, 相同的P/D状态能够获得更好的换热效果。显然H/D, P/D参数之间存在一定的匹配准则, 使得靶板内表面的换热效果达到最佳。

当冲击孔和气膜孔之间距离较小, 如P/D=0, 1时, 气膜孔附近存在的溢流效应和气膜出流带来的抽吸作用极大的影响了冲击射流的流场结构、冷却通道内部的换热特性。由于气膜孔和冲击孔沿X方向间距过小, 使得冷却空气从冲击孔进入冷却通道形成壁面流后, 尚没有充分和内表面参与换热就直接从气膜孔流走了。在这种工况参数条件下, 尽管冲击射流和气膜孔附近的溢流效应均具备着局部换热强化的作用, 但两者组合起来却没有达到相互叠加、增强换热效率的效果;相反由于气膜孔的存在, 导致冷却介质从冷却通道中被抽吸走, 换热效果反而被削弱。

当P/D较大, 如P/D=5时, 由于冲击射流的局部换热强化区域范围有限 (大约在3倍冲击孔直径范围内) , 且气膜孔处于5倍冲击孔直径的位置上, 两者换热强化换热效果叠加有限, 此时也不能达到最佳的换热效果。因此只有当冲击孔和气膜孔之间处于一个合适的距离时, 即可以充分发挥出冲击射流的局部换热强化作用;又能够在冲击射流强化区域外利用气膜孔附近的溢流效应来进一步补充和提高换热效果;同时冷却空气从冲击孔进入冷却通道后, 能够充分和内表面参与换热, 不会气膜孔直接抽吸走, 从而达到几种强化换热作用的最佳组合效果。因此从图7中观察到, 当P/D处于3附近时能够达到最佳的换热效果。

综合分析本文中得到的各种参数对双层壳型冲击/气膜复合冷却内表面换热特性的影响规律, 在本文的试验工况条件下, 当冲击间距和冲击孔直径比H/D=0.67, 冲击孔和气膜孔距离与冲击孔直径比P/D=3时, 靶板的内表面局部换热效果达到最佳。

(1) 双层壳型结构所形成封闭小空间的特殊几何形式, 使得其内表面局部换热系数随Re, H/D, P/D参数的变化规律呈现出复杂的关联性;

(2) 试验中发现, 尽管冲击射流和气膜溢流都具有局部换热强化的效果, 但是如果两者组合不当, 却难以达到换热强化的叠加, 内表面内的换热效果反而存在一定的削弱。只有当冲击孔和气膜孔之间处于一个合适的距离时, 即可以充分发挥出冲击射流的局部换热强化作用, 又能够在冲击射流强化区域外利用气膜孔附近的溢流效应来进一步补充和提高换热效果, 从而达到两种强化换热作用的最佳组合效果;

(3) 综合分析本文中得到的各种参数对双层壳型冲击/气膜复合冷却内表面换热效果的影响规律, 在本文的试验工况条件下, 当冲击间距和冲击孔直径比H/D=0.67, 冲击孔和气膜孔距离与冲击孔直径比P/D=3时, 内表面换热效果达到最佳。