层板冷却导向叶片设计及试验验证

2022-01-07栾永先

航空发动机 2021年6期

栾永先，沈跃

（中国航发沈阳发动机研究所，沈阳 110015）

0 引言

提高涡轮燃气入口温度是增大发动机推力的主要技术措施之一，美国的第4 代发动机F119 的超巡状态点涡轮入口温度已经超过2000 K，未来一代发动机涡轮入口温度将要达到2200 K[1-3]。涡轮前温度的提升离不开冷却形式的变革，美国DDA 公司对层板的冷却特性进行了大量研究，并制成燃烧室进行台架试验，冷却效率可达70%～90%[4]；美国GE公司制造出单晶空心带冷却通道的叶片框架，用电子束物理气相沉积方法制成表面层，加工为层板冷却叶片[5]；PW 公司在验证机上对铸造层板叶片进行了耐久性试验，试验表明：层板结构使得涡轮前温度比F100 发动机的提高了222～278 ℃[6]；俄罗斯对层板冷却结构的内部流动特性和换热特性进行了计算研究和试验验证，内部扰流柱包括圆形和方形等多种形状，气膜孔采用了异形孔，研究已进入实用性阶段[7]。目前中国涡轮叶片主要冷却形式为单层壁气膜冷却，在冷却空气用量受限的情况下难以承受2000 K 以上的涡轮入口温度。中国的研究人员针对层板冷却换热机理进行了研究。卢元丽等[8]运用RNG κ-ε 湍流模型对简化的层板冷却叶片前缘部分进行数值模拟计算，对扰流柱对层板冷却叶片前缘的换热影响进行了分析，指出冲击双层壁的总压损失与带扰流柱的层板冷却叶片前缘的相差不大；全栋梁等[9]对5种相同孔径、通道高度和开孔率，不同内部绕流形式的层板结构和1 种双层壁结构进行了流固耦合传热计算，指出扰流柱的存在增加了换热面积，一定程度上增强了换热，合理设计绕流结构有利于改善层板的热均匀性；马龙等[10]应用远红外热像测温技术，对一个真实尺寸的层板结构进行了试验，层板的气膜孔、扰流柱及冲击孔直径分别为0.5、0.8、0.8 mm，内腔高及总板厚分别为0.8、2.6 mm，孔柱数比为1∶4∶1，采用高精度热电偶校正法，展现了冷却介质在层板内部的冲击及绕流对高温表面冷却效率的作用。

本文针对层板导向叶片冲击距离、外层壁厚度和扰流柱直径3 个几何尺寸对传热的影响进行了分析，根据分析结论并结合当前工艺水平设计了层板冷却导向叶片，通过CFX 软件对叶片中截面进行了温度场计算。

1 结构参数对传热影响

在燃气与冷却空气温比和相对冷气用量一定的情况下，影响层板叶片冷却效果的主要因素有2 个：（1）冲击孔、扰流柱和气膜孔的排布关系；（2）叶片结构参数比如冲击距离、壁厚、扰流柱形状和直径等。从研究情况来看，冲击孔、扰流柱和气膜孔的个数比例为1∶4∶1（简称1-4-1结构，如图1 所示）时传热效果比较理想[11]，而且结构质量轻，铸造型芯强度好，利于层板叶片的工程化，因此在研究结构参数对层板叶片传热影响时，以1-4-1 模型为基础展开计算分析。

图1 1-4-1冷却结构

为研究层板结构中冲击距离、外层壁厚度和扰流柱等参数对传热的影响，分别建立了1-4-1层板流体域和固体域3维模型。利用ICEM 软件对物理模型进行了六面体结构化网格划分，在流体贴壁处设置了边界层，并对网格无关性进行验证。综合考虑计算精度及计算效率，经验算，在整个计算域网格量为108 万左右时，计算结果趋于稳定，计算结果基本不随网格量变化而变化。采用CFX 商用软件完成不同尺寸下典型结构的定性分析，在流体域和固体域四周加载周期性边界条件，冷气进口总压Pin=2.8 MPa，冷气出口总压Pout=2.0 MPa，冷气入口总温为800 K，燃气总温为1900 K，换热系数H=0.006 W/m2·K，计算用网格模型如图2所示。

图2 层板网格模型

1.1 冲击距离对传热的影响

冷却空气通过冲击孔对外层壁冷气侧冲击射流，当冲击射流到达外层壁靶面上，气流速度迅速降低为零，导致冲击部位强化换热效果非常明显。冲击距离L与换热之间存在一定的关系，不同的冲击距离对应不同的换热效果[12]。在真实的层板叶片铸造过程中，冲击孔是层板腔型芯和主进气腔型芯的连接部位，需要具有一定的强度，以保证层板腔型芯在高温金属液体的流动中不变形和偏摆，从而保证叶片的铸造合格率，层板叶片铸造陶瓷型芯如图3 所示。因此，本文在研究冲击距离对传热的影响时，考虑了铸造工艺的限制，设定冲击孔直径D＝1 mm。

图3 陶瓷型芯

在冲击距离为0.3～0.9 mm 时，计算可以得到外层壁燃气侧壁面温度分布，如图4 所示，层板腔内的冷气流线如图5所示，外层壁两侧表面的平均温度随冲击距离的变化规律如图6所示。

图4 外层壁燃气侧温度分布

图5 冷却空气流线

图6 外层壁两侧平均温度变化

从图5、6 中可见，随着冲击距离增加，冲击效果变弱，冷却空气在层板腔内的流动贴壁性变差，与壁面的换热能力降低，导致外层壁燃气侧和冷气侧的温度逐渐升高。在叶片的铸造过程中，随着层板腔厚度的减小，陶瓷型芯的强度随之降低，一方面导致压制陶瓷型芯的成功率降低，另一方面导致在浇铸过程中型芯难以承受高温金属液体的冲击而变形甚至断裂，降低了叶片生产合格率，增加研制成本[13]。综合传热和目前中国铸造工艺2方面的考虑，冲击距离L=0.7 mm是理想、可行的取值。

1.2 外层壁厚度对传热的影响

在冲击距离一定的情况下，叶片外层壁厚度的变化对传热也会产生一定影响。利用前文所述的模型，计算得到外层壁厚W=0.4～0.9 mm 之间变化时外层壁燃气侧的温度分布，如图7 所示，外层壁两侧的平均温度变化趋势如图8所示。

图7 外层壁燃气侧温度

图8 外层壁两侧平均温度

从图7、8 中可见，随着层板叶片外层壁厚度的增加，燃气侧温度呈现先升高后趋于稳定持平的趋势，冷气侧的温度呈现先升高后降低的变化趋势，两侧的温差逐步增大，其主要原因是外层壁厚的变化引起了热阻和热容的变化。在叶片设计过程中，从传热设计角度出发，应减小壁厚，从而降低叶片表面温度并减小温差，减小热应力；但从叶片强度和铸造角度出发，应增大壁厚，以提高叶片抗燃气冲刷烧蚀和抗蠕变能力，并防止在铸造过程中出现漏芯或欠铸的现象，提高叶片生产合格率。根据计算结果，结合目前铸造工艺水平，层板叶片的壁厚W＞0.7 mm是切实可行的。

1.3 扰流柱直径对传热的影响

层板结构中的扰流柱主要有3 点作用：连接2 层薄壁结构，提高叶片强度；将外层壁热量传递到内层壁，降低外层壁温度；增大冷气与金属的换热面积和换热系数，降低叶片温度[14]。以圆形扰流柱为例，在外层壁厚度与冲击距离一定的情况下，扰流柱直径D=0.6～1.5 mm 时，外层壁燃气侧的温度变化如图9 所示，外层壁两侧的平均温度变化如图10所示。

图9 外层壁燃气侧温度

图10 外层壁两侧平均温度变化

从图9、10 中可见，随着扰流柱直径的增大，外层壁两侧的平均温度呈现先降低后持平的变化趋势，两侧温差基本保持不变。因此在进行层板叶片设计时，在陶瓷型芯强度和冷气流量不受影响的情况下，适当的增大扰流柱直径，对叶片的传热是有利的。

2 层板冷却导向叶片设计

2.1 导向叶片冷却设计

导向叶片的冷却设计不仅要把叶片的温度降低到材料的许用温度之下，还要考虑均温设计，既能减小热应力，延长叶片寿命，又能节约冷气用量，提高发动机效率。在设计之初以叶片中截面为典型截面，对燃气流场和无冷却结构叶片温度场进行分析，为叶片的冷却结构排布提供支撑，叶片中截面的燃气流线如图11 所示，无冷却结构叶片温度与燃气温度比值如图12所示。

图11 燃气流线

图12 叶片温度与燃气温度比值

从图11、12 中可见，驻点位于前缘偏叶盆侧，前缘温度最高，叶盆温度次之，叶背侧靠近尾缘部位温度最低。在冷却结构安排上，前缘驻点位置采用冲击冷却，不设计气膜孔，防止燃气侵入叶片内部；前缘其余部位以1-4-1 结构为基础，适当增加气膜孔的数量[15]；叶盆及叶背高温区域按照1-4-1 结构进行冷却排布；在叶背侧低温区仅安排冲击冷却，不设计气膜孔。结合前文的计算分析，叶片冲击距离取值0.7 mm，外层壁厚取值0.9 mm，扰流柱直径取值1.1 mm，设计的层板导向叶片截面如图13所示。

图13 层板导叶

2.2 导向叶片热分析

导向叶片的网格划分工作在ICEM 中进行，分别划分流体域和固体域网格，然后将网格导入CFX进行边界条件加载和求解。为减小计算规模，在计算中截取了叶片上具有代表性的中截面部位进行分析，叶片沿周向和径向设置周期边界条件，主流域选用中截面气动参数，给定压力进出口边界，计算所得冷气流线、外壁面温度与燃气温度比值分布和中截面温度与燃气温度比值分布，分别如图14～16所示。