燃燒室和渦輪相互作用下航空發(fā)動機高壓渦輪級的氣熱性能

現(xiàn)代燃燒室由于富油燃燒-快速焠熄-貧油燃燒技術和貧油預混燃燒技術導致其出口具有非均勻溫度（熱斑）分布、強旋流和高湍流度的流動特征，顯著影響燃燒室下游高壓渦輪級的氣熱性能。先進高壓渦輪級氣熱性能分析和冷卻設計越發(fā)依賴于燃燒室和渦輪相互作用下交界面的氣熱參數(shù)非均勻分布特征。論文闡述了燃燒室和渦輪相互作用機理。介紹了燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級氣熱性能研究的代表性實驗臺和數(shù)值方法。分別綜述了燃燒室和渦輪相互作用下熱斑、熱斑和旋流、旋流和湍流度對高壓渦輪級氣熱性能的影響特性。給出了燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級的氣熱性能分析及不確定性量化的研究現(xiàn)狀?？偨Y了燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級氣熱性能的研究成果。展望了非均勻氣熱參數(shù)分布條件下高壓渦輪級氣熱性能可靠性分析和魯棒性設計需要更加深入研究的方向，為適應先進航空發(fā)動機的燃燒室和渦輪一體化設計需求提供參考。

高效率、低排放和高可靠性推動航空發(fā)動機燃燒室的燃燒技術和渦輪的氣熱設計水平不斷進步, 以滿足日益嚴苛的生態(tài)環(huán)境和能源高效利用的要求?，F(xiàn)代燃燒室采用富油燃燒-快速焠熄-貧油燃燒(Rich burn-Quick quench-Lean burn, RQL)技術降低了NOx排放；貧油預混技術采用旋流方法增強燃料和空氣的摻混來保證連續(xù)燃燒過程和火焰穩(wěn)定。先進燃燒技術的采用導致燃燒室出口表現(xiàn)為非均勻溫度(熱斑)、強旋流和高湍流度的非均勻氣熱參數(shù)分布的流動特征。燃燒室出口旋流的周向氣流角和徑向俯仰角最大達到約±50°；燃燒室內(nèi)的旋流導致其出口湍流度最高達到40%左右。為了提高航空發(fā)動機的效率, 渦輪進口溫度持續(xù)升高, 導致高壓渦輪級的熱負荷增大, 需要采用約10%高壓壓氣機抽氣用于冷卻高壓渦輪級使其安全工作。燃燒室和渦輪交界面的非均勻氣熱參數(shù)分布特征顯著影響高壓渦輪級的氣熱性能并在冷卻氣量約束條件下給其冷卻設計帶來了挑戰(zhàn)。

燃燒室出口熱斑、強旋流和高湍流度的氣熱參數(shù)分布特征直接影響下游高壓渦輪級的滯止區(qū)分離線偏移和二次流與通道渦的渦系結構, 同時熱斑和旋流在渦輪葉柵通道中的遷移特性影響其氣動損失、傳熱性能和冷卻特性。此外, 采用貧油預混燃燒技術的燃燒室內(nèi)旋流器產(chǎn)生的旋渦核心遷移到渦輪級進口, 結合較少或者沒有稀釋氣流導致燃燒室出口溫度分布沿徑向變得平緩, 直接增加了高壓渦輪級靜葉端壁的熱負荷, 結合旋流改變的端壁二次流型態(tài), 并與氣膜冷卻射流摻混而影響其冷卻性能, 給高熱負荷的端壁區(qū)域冷卻設計增加了難度。

高壓渦輪級氣熱性能分析和冷卻設計必須考慮燃燒室出口非均勻氣熱參數(shù)的分布特征, 燃燒室出口氣熱參數(shù)對高壓渦輪級的氣熱性能分析和冷卻設計的影響被認為是燃燒室和渦輪的相互作用之一。燃燒室和渦輪軸向間距的減少和渦輪進口溫度的提高更加突出了這種相互作用的重要性。先進的高壓渦輪級氣膜孔布局必須考慮燃燒室和渦輪相互作用下氣熱參數(shù)的非均勻分布。熱斑、強旋流和高湍流度的流動特征引起的二次流損失降低了渦輪級的氣動效率；強旋流和高湍流度減少了渦輪級通道可用流量并降低了相應的做功量；非均勻氣熱參數(shù)改變了高壓渦輪級的流動特征, 進而影響了傳熱性能和冷卻效率。為適應新一代航空發(fā)動機燃燒室和渦輪一體化設計技術需求, 開展燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級氣熱性能的研究具有重要的戰(zhàn)略意義。

論文首先基于先進渦扇發(fā)動機結構, 闡述了燃燒室和渦輪相互作用機理。接著介紹了結合無化學反應的燃燒室出口非均勻氣熱參數(shù)分布生成裝置的高壓渦輪級氣熱性能測量研究的代表性實驗臺, 給出了燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級氣熱性能分析的解耦和耦合數(shù)值方法。其次詳細綜述了熱斑作用、熱斑和旋流綜合作用、旋流和湍流度綜合作用對高壓渦輪級氣熱性能的影響特性。然后給出了燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級的氣熱性能分析和不確定性量化的研究現(xiàn)狀。最后總結了燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級氣熱性能的研究成果, 并展望了進口非均勻氣熱參數(shù)分布下高壓渦輪級氣熱性能可靠性分析和魯棒性設計方面需要深入研究的課題, 為高性能燃燒室和渦輪一體化研發(fā)設計提供參考。

1 燃燒室和渦輪相互作用機理

目前約75%的在役飛機配置渦扇發(fā)動機。圖 1(a)給出了渦扇發(fā)動機子午流道示意圖, 圖中ω1和ω2分別表示壓氣機和風扇轉速。氣流經(jīng)過風扇后分成通過核心機和旁通兩部分, 現(xiàn)代渦扇發(fā)動機的旁通氣流與核心發(fā)動機氣流的質(zhì)量流量比超過10。為最小化氣動損失和風扇葉頂?shù)脑肼? 風扇和壓氣機通常安裝在不同轉速的轉軸上, 高壓和低壓渦輪分別驅(qū)動高壓和低壓壓氣機和風扇。通過降低燃燒室過高溫度而減少NOx排放, 將RQL燃燒技術應用于現(xiàn)代燃燒室中(如圖 1(b)所示)。采用旋流器的預混燃料和空氣充分摻混, 并采用貧油燃燒技術急劇減少了飛機在起飛和爬升過程中的NOx排放。采用貧油預混燃燒技術的燃燒室對渦輪的氣熱設計帶來了挑戰(zhàn)。圖 1(c)給出了燃燒室和高壓渦輪級交界面的熱斑和旋流圖譜, 圖中Tmin和Tmax分別表示最低和最高溫度。

圖 1 渦扇發(fā)動機結構示意圖、RQL燃燒室及燃燒室和渦輪交界面氣熱參數(shù)分布

Fig. 1 Configuration of turbofan aeroengine, RQL combustor and aerothermal parameter distribution at interface between combustor and turbine

燃燒室出口的非均勻溫度分布(熱斑)和旋流顯著影響下游高壓渦輪級的氣熱性能和冷卻設計。隨著核心機緊湊結構設計, 燃燒室和高壓渦輪級軸向間距尺寸減小, 下游高壓渦輪級靜葉的勢流場對上游燃燒室流場存在影響, 目前燃燒室和渦輪相互作用研究主要集中于燃燒室出口非均勻氣熱參數(shù)分布對高壓渦輪級氣熱性能和冷卻設計的影響特性方面, 而高壓渦輪靜葉勢流場對上游燃燒室流場影響的研究相對較少。因此本文針對燃燒室和渦輪相互作用下燃燒室出口非均勻氣熱參數(shù)的分布特征, 綜述熱斑、強旋流和高湍流度流動條件下高壓渦輪級氣熱性能的研究進展。

采用貧油預混燃燒技術的燃燒室減少或者不用稀釋氣流, 燃燒室回流區(qū)和火焰穩(wěn)定作用導致在高壓渦輪級進口產(chǎn)生具有離散熱斑的明顯非均勻溫度分布和強旋流的流動特征, 影響高壓渦輪級的氣熱性能。熱斑和旋流與高壓渦輪級靜葉的時序位置也存在顯著影響。當熱斑對應靜葉前緣時, 熱斑在前緣處形成2個分支進入相鄰葉柵通道并在靜葉出口表現(xiàn)出相對均勻的溫度分布。當熱斑對應靜葉柵通道時, 熱斑幾乎沒有變化而通過靜葉柵通道并在動葉進口表現(xiàn)出非均勻溫度分布。熱斑引起高壓渦輪級動葉冷熱氣流分離, 熱斑通過靜葉通道以正攻角進入動葉柵, 如圖 2所示, 圖中: C為氣流絕對速度；Cax為氣流絕對軸向速度; $\dot m $為質(zhì)量流量；R為氣體常數(shù)；A為通流面積；p為氣體壓力；T為氣體溫度；W為氣流相對速度；U為氣體切向速度。不同溫度氣流進入動葉葉柵會產(chǎn)生不同的攻角進而引起動葉二次流變化, 這種流動現(xiàn)象稱為熱驅(qū)動二次流。

圖 2 葉柵二次流型態(tài)和氣流溫度不同引起攻角變化示意圖

Fig. 2 Secondary flow pattern in turbine cascade and schematic diagram of incidence variations induced by gas temperature difference

燃燒室和渦輪相互作用下熱斑主要影響高壓渦輪動葉, 旋流則主要影響高壓渦輪靜葉。圖 3給出了旋流在燃燒室和渦輪流道中的發(fā)展圖譜, 圖中Lref為參考特征長度；D為直徑；r為徑向方向；uax為氣流軸向速度；usw為氣流旋流速度。圖 4給出了旋流引起的高壓渦輪級靜葉前緣滯止線偏移和葉柵流道的旋渦流動型態(tài), 圖中hrel為相對葉高；pt為總壓。結合燃燒室回流區(qū)導致的出口總壓徑向特征, 旋進型的旋流核心到達高壓渦輪級靜葉前緣時, 氣流減速和沿葉高方向產(chǎn)生靜壓梯度, 會在靜葉壓力面和吸力面?zhèn)刃纬删哂卸瘟魈卣鞯男郎u流動。旋流方向決定旋渦強度和遷移, 葉高方向靜壓梯度受到前緣滯止線偏移的影響。旋流引起靜葉的流動特征直接影響前緣、端壁以及葉片表面的氣膜冷卻性能。旋流增加渦輪進口的湍流強度, 最高達到約40%。燃燒室出口的高湍流度強化了靜葉表面的傳熱特性。

圖 3 旋流在燃燒室和渦輪通道中的發(fā)展圖譜

Fig. 3 Swirl flow development pattern in combustor and turbine

圖 4 旋流引起的高壓渦輪靜葉前緣滯止線偏移和葉柵流道的旋渦流動

Fig. 4 Stagnation line movement at leading edge of high pressure turbine vane and vortex flow pattern in cascade induced by swirl

燃燒室和渦輪相互作用下非均勻氣熱(熱斑、強旋流和高湍流度)參數(shù)分布特征顯著影響高壓渦輪級的前緣滯止線位置、流道二次流渦系發(fā)展和壓力速度場分布的三維流場型態(tài), 改變了高壓渦輪級氣膜冷卻氣流的分布, 對高壓渦輪級傳熱特性和冷卻效率起著主導作用。高壓渦輪級魯棒性氣動和冷卻布局設計必須掌握燃燒室和渦輪相互作用下非均勻氣熱參數(shù)分布對其氣熱性能的作用機理和影響規(guī)律。

2 燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級氣熱性能研究方法

航空發(fā)動機實際運行工況時燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級氣熱性能參數(shù)的實驗測量異常困難, 主要原因是燃燒室出口的高溫區(qū)域和非均勻溫度熱斑與旋流的測量。目前國內(nèi)外科研機構采用無化學反應的模擬熱斑和旋流生成裝置結合高壓渦輪級的靜止和旋轉實驗臺開展燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級氣熱性能的實驗研究, 同時結合實驗測量數(shù)據(jù)驗證的CFD數(shù)值方法進行高壓渦輪級精細化氣熱性能分析。

2.1 實驗平臺

設計建設結合燃燒室出口氣熱參數(shù)非均勻分布生成裝置的高壓渦輪級氣熱性能實驗測量平臺是開展燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級氣熱性能研究的基礎, 同時為CFD數(shù)值方法驗證提供實驗數(shù)據(jù)。采用CFD數(shù)值方法能夠獲得實驗難以觀測的氣熱參數(shù)精細化時空發(fā)展特性。實驗測量和數(shù)值模擬相輔相成為燃燒室和渦輪相互作用機理的揭示提供理論依據(jù)。具有化學反應的燃燒室和渦輪相互作用實驗臺由于燃燒室出口溫度測量和運行費用而較少采用。研究機構均采用無化學反應的模擬燃燒室出口熱斑和旋流生成裝置結合渦輪級的實驗平臺測量燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級的氣熱性能。

燃燒室出口核心區(qū)溫度高于周圍流體形成沿徑向和周向非均勻溫度分布的熱斑。熱斑是燃燒室自身結構、燃燒組織和冷卻射流的綜合作用, 熱斑在高壓渦輪級中遷移、衰減的輸運過程會引起葉片局部過熱而影響安全運行, 因此熱斑研究最先受到關注, 王志多總結了熱斑生成裝置和渦輪氣熱性能實驗測量平臺。趙慶軍基于暫沖式對轉渦輪實驗臺, 沿周向在120°的扇面范圍設計了4個進口熱斑生成器, 使得所研究的區(qū)域每3個葉片通道形成一個熱斑, 熱斑中心正對靜葉葉柵通道中間并可以沿葉高方向進行調(diào)節(jié)。研究了熱斑在1+1/2對轉渦輪中的遷移特性。Yin等設計搭建了進口旋流生成器的平面葉柵氣熱性能實驗臺。通過模擬燃燒室旋流器能夠生成3種結構的旋流結構, 開展了進口旋流對氣膜冷卻葉片氣熱性能影響的實驗測量。王志多設計建設了進口熱斑生成器的1.5級渦輪氣熱性能實驗測量平臺, 通過熱斑生成器形成相對于第一級靜葉的時序位置, 研究了熱斑在1.5級渦輪中的遷移衰減過程。謝金偉等設計搭建了采用向主流注入熱次流模擬熱斑的出口馬赫數(shù)為0.8的高亞聲速平面葉柵氣熱性能實驗臺, 實驗葉柵為5個葉片4通道, 模擬熱斑裝置可以調(diào)節(jié)進口熱斑的周向和徑向位置并能夠改變熱斑溫度比，能夠開展渦輪葉柵內(nèi)熱斑遷移及影響規(guī)律研究。

現(xiàn)代貧油預混燃燒技術的應用使得燃燒室出口不僅具有非均勻溫度分布熱斑特征, 而且具有強旋流和高湍流度的流動特征。為應對現(xiàn)代燃燒室對高壓渦輪級氣熱性能影響和冷卻設計的需求, 科研人員設計了具有熱斑和旋流器生成裝置的高壓渦輪級氣熱性能研究的靜止和旋轉實驗臺。代表性實驗臺包括：牛津大學旋流作用下渦輪靜葉氣熱性能高亞聲速直列葉柵實驗臺、佛羅倫薩大學旋流作用下高壓渦輪靜葉氣熱性能低馬赫數(shù)扇形葉柵實驗臺、達姆施塔特工業(yè)大學旋流作用下1.5級軸流渦輪氣熱性能低速實驗臺(Large Scale Turbine Rig, LSTR)、牛津大學熱斑和旋流綜合作用下1.5級渦輪氣熱性能暫沖式跨聲速實驗臺(Oxford Turbine Research Facility, OTRF)、德國宇航中心(DLR)推進技術研究所熱斑和旋流綜合作用下1.5級軸流渦輪氣熱性能實驗臺(Next Generation Turbine Test Facility, NG-Turb)。

圖 5給出了牛津大學旋流作用下渦輪靜葉氣熱性能高亞聲速直列葉柵實驗臺。實驗臺包括2個旋流器和4個渦輪靜葉柵通道, 通過改變靜葉位置研究旋流時序效應。表 1列出了實驗臺的基本參數(shù)。通過該平臺能夠開展旋流和湍流度綜合作用下渦輪靜葉流場型態(tài)和氣熱參數(shù)變化特性的機理性實驗測量研究。

圖 5 牛津大學旋流作用下渦輪靜葉氣熱性能高亞聲速直列葉柵實驗臺

Fig. 5 Turbine vane aerothermal performance measurement under swirl effects of high subsonic linear cascade test rig of Oxford University

表 1 高亞聲速直列葉柵實驗臺渦輪靜葉和進口參數(shù)

圖 6為佛羅倫薩大學旋流作用下高壓渦輪靜葉氣熱性能低馬赫數(shù)扇形葉柵實驗臺。實驗臺包括3個軸向旋流器和6只高壓渦輪氣膜冷卻靜葉。表 2列出了實驗臺靜葉和運行工況參數(shù)。該實驗臺能夠開展旋流和湍流度綜合作用下高壓渦輪靜葉流動傳熱性能的實驗測量, 并能夠測量靜葉端壁、前緣、壓力面和吸力面的氣膜冷卻效率。

圖 6 佛羅倫薩大學旋流作用下高壓渦輪靜葉氣熱性能扇形葉柵實驗臺

Fig. 6 High pressure turbine vane aerothermal performance measurement under swirl effects of annular cascade test rig of University of Florence

表 2 低馬赫數(shù)扇形葉柵實驗臺靜葉和運行工況

圖 7為達姆施塔特工業(yè)大學旋流作用下1.5級軸流渦輪氣熱性能低速實驗臺LSTR。實驗臺是模擬進口旋流和湍流度綜合作用下高壓渦輪級氣動傳熱特性和冷卻性能的低馬赫數(shù)閉式綜合實驗測量平臺。表 3列出了實驗臺高壓渦輪級葉柵和運行工況參數(shù)。科研人員利用該實驗臺開展的代表性工作是強旋流和湍流度作用下高壓渦輪靜葉端壁、前緣和葉片表面氣膜冷卻特性和魯棒性布局設計研究, 同時結合實驗數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬, 完成了燃燒室和渦輪相互作用下交界面數(shù)據(jù)傳遞差異對高壓渦輪靜葉氣熱性能分析的不確定量化研究。

圖 7 達姆施塔特工業(yè)大學旋流作用下1.5級軸流渦輪氣熱性能低速實驗臺LSTR

Fig. 7 1.5 stage axial turbine aerothermal performance measurements under swirl effects of LSTR of Darmstadt University of Technology

表 3 LSTR渦輪級和運行工況參數(shù)

圖 8是牛津大學熱斑和旋流綜合作用下1.5級渦輪氣熱性能暫沖式跨聲速實驗臺OTRF。該實驗臺是在歐盟新一代低污染排放核心機研發(fā)計劃LEMCOTEC(Low EMissions COre-engine TEChnologies)支持下對原有等熵輕活塞渦輪實驗臺的升級。升級后的實驗臺包括主流加熱器、旋流器、單級高壓冷卻渦輪級+中間渦輪通道+單列中壓/低壓渦輪靜葉。該實驗臺瞄準燃燒室和渦輪相互作用下非均勻氣熱參數(shù)分布對高壓渦輪級靜葉和動葉的氣熱性能以及中/低壓渦輪靜葉的影響研究, 能夠開展旋流通過高壓渦輪級和渦輪通道后對中/低壓渦輪靜葉氣動性能影響的實驗測量。表 4列出了OTRF的主要參數(shù)。

圖 8 牛津大學熱斑和旋流綜合作用下1.5級渦輪氣熱性能暫沖式跨聲速實驗臺OTRF

Fig. 8 1.5 stage turbine aerothermal performance measurements under hot streak and swirl effects of short duration transonic test rig OTRF of Oxford University

表 4 OTRF主要參數(shù)

DLR推進技術研究所在歐盟燃燒室和渦輪相互作用全氣熱研究項目FACTOR(Full Aero-Thermal Combustor-Turbine Interaction Research)的資助下設計建設了1.5級軸流渦輪氣熱性能實驗臺NG-Turb(如圖 9所示, 圖中Δθ為旋流器中心與靜葉前緣間的夾角), NG-Turb建設目標是2.5級軸流渦輪氣熱性能實驗測量平臺。目前完成的實驗臺包括主流加熱器、旋流器、單級高壓渦輪和單列低壓渦輪靜葉。平臺將開展燃燒室和渦輪相互作用的熱斑和旋流綜合作用的渦輪氣熱性能及其變化特性、熱斑遷移以及旋流對低壓渦輪氣動參數(shù)影響機制的實驗測量。表 5列出了NG-Turb實驗臺的主要參數(shù)。

圖 9 德國DLR的熱斑和旋流綜合作用下1.5級軸流渦輪氣熱性能實驗臺NG-Turb

Fig. 9 1.5 stage axial turbine aerothermal performance measurements under hot streak and swirl effects of test rig NG-Turb of German DLR

表 5 NG-Turb實驗臺的主要參數(shù)

靜止和旋轉實驗平臺為燃燒室和渦輪相互作用下非均勻氣熱參數(shù)熱斑、旋流和湍流度流動條件下高壓渦輪級氣熱性能的測量提供了機理性和驗證性的實驗數(shù)據(jù), 為真實環(huán)境下高壓渦輪級的氣熱性能分析和冷卻設計提供了基礎。國內(nèi)在燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪氣熱性能研究的實驗測量平臺方面設計搭建了熱斑和旋流對渦輪氣熱性能影響的測量裝置, 在進口旋流和熱斑耦合作用下的渦輪氣熱性能研究的實驗臺建設方面需要加強, 從而為掌握核心技術提供測量數(shù)據(jù)和驗證平臺。

2.2 數(shù)值方法

燃燒室和渦輪是屬于航空發(fā)動機的2個子系統(tǒng), 分別具有不同的高度復雜的物理現(xiàn)象并需要采用不同的專業(yè)模型處理。燃燒室內(nèi)的流動是不可壓的，且因為采用貧油燃燒技術，需安裝旋流器從而使其為高湍流度流動, 同時需要專門模型處理燃燒的化學反應和組分間的相互作用。高壓渦輪級流動是可壓縮流動, 需要采用專門模型處理動靜間非定常相互作用。高壓渦輪級氣熱性能分析和設計需要發(fā)展耦合數(shù)值傳熱和熱應力分析的共軛傳熱模型的CFD數(shù)值方法。

圖 10給出了研究燃燒室和渦輪相互作用的解耦和耦合數(shù)學模型。圖 10(a)給出了目前工業(yè)界和學術界采用的燃燒室和渦輪相互作用的解耦數(shù)學模型。燃燒室和渦輪分別采用2個不同專業(yè)程序進行分析。在燃燒室出口的軸向截面上對氣熱參數(shù)進行時間平均作為渦輪進口邊界條件分析其氣熱性能。燃燒室和渦輪交界面的溫度、速度、壓力等分布作為燃燒室和渦輪氣熱耦合數(shù)據(jù)傳遞。燃燒室和渦輪交界面數(shù)據(jù)傳遞根據(jù)設計的要求包括二維(徑向和周向分布)、一維(徑向分布和周向平均)和零維(徑向和周向平均, 均勻氣熱參數(shù)分布)方式處理。燃燒室和渦輪相互作用的解耦模型處理過程相對簡單并能夠維持相對獨立的燃燒室和渦輪設計團隊組織和承擔的責任。但是解耦模型沒有考慮燃燒室和渦輪間氣熱參數(shù)的時間相關性并忽略了對上游燃燒室的影響；同時由于燃燒室和渦輪交界面的氣熱參數(shù)傳遞差異而降低了渦輪氣熱性能預測的準確性。

圖 10 燃燒室和渦輪相互作用的數(shù)學模型

Fig. 10 Mathematical modeling of combustor and turbine interaction

圖 10(b)給出了學術界正在開展和推進的燃燒室和渦輪相互作用的耦合模型。研究燃燒室和渦輪相互作用的耦合模型分為2類。第1類是在燃燒室出口區(qū)域和渦輪進口區(qū)域之間設置重疊區(qū)域進行雙向的氣熱參數(shù)傳遞。質(zhì)量、動量、能量和湍流量從燃燒室區(qū)域傳遞到高壓渦輪靜葉進口, 高壓渦輪的靜壓信息則向上游傳遞到燃燒室出口。數(shù)據(jù)在2套網(wǎng)格間內(nèi)插傳遞, 采用交錯格式迭代求解。這類方法由于燃燒室和渦輪分析還是各自獨立的程序，導致主要難度為在2種程序間內(nèi)插的有效性和精度。第2類將燃燒室和渦輪所需要的模型集成為一個程序。這類方法的主要挑戰(zhàn)是將渦輪的壓縮性方法耦合到低馬赫數(shù)和化學反應的燃燒求解器中。

3 非均勻進氣條件下高壓渦輪級氣熱性能研究進展

燃燒室出口流場由于湍流燃燒和旋流摻混過程而導致呈現(xiàn)強旋流和高湍流度的流動特征，同時由于離散安裝的燃料噴嘴和稀釋冷卻孔以及徑向燃燒室壁面的氣膜冷卻孔而導致呈現(xiàn)溫度非均勻分布熱斑特征。燃燒室出口熱斑、強旋流和高湍流度等非均勻氣熱參數(shù)分布的流動特征直接影響高壓渦輪級的氣熱性能。熱斑和旋流引起的二次流和通道渦的變化將影響渦輪的氣動效率；旋流和湍流度會降低通過葉柵的質(zhì)量流量以及相應的做功量。具有熱斑和旋流流動特征的主流高溫燃氣與冷卻射流摻混改變了冷卻氣流動特征和冷卻效率, 高壓渦輪級的氣膜冷卻孔布局必須考慮非均勻氣熱參數(shù)的影響。蔣洪德等綜述了熱斑、湍流度、輻射、旋流和尾跡等因素下燃氣輪機中燃燒室和渦輪交互作用進展, 指出了燃燒室和渦輪間相互作用機理認識得到了較大進展, 但是實驗驗證平臺方面仍需要開拓, 特別是高溫實驗臺與高精度數(shù)值方法方面。因此燃燒室和渦輪相互作用下非均勻氣熱參數(shù)進口條件的高壓渦輪級氣熱性能研究是新一代航空發(fā)動機燃燒室和渦輪一體化設計領域的熱點和難點。

3.1 非均勻進氣溫度(熱斑)作用

燃燒室出口溫度沿葉高方向的徑向溫度梯度和葉柵節(jié)距方向的周向溫度梯度的熱斑特征, 引起高壓渦輪級靜葉和端壁的傳熱特性發(fā)生明顯改變, 熱斑在高壓渦輪中遷移輸運會影響動葉的傳熱特性。黃家驊等根據(jù)航空發(fā)動機燃燒室出口溫度沿周向和徑向不均勻分布的熱斑導致渦輪性能下降和局部過熱的研究結果, 指出了熱斑研究的重要性。Simone等研究指出進口熱斑使得靜葉吸力面和壓力面的傳熱分別增加50%和20%。熱斑引起的冷熱氣流分離效應使得高溫流體主要向高壓渦輪級動葉壓力面遷移, 導致熱負荷顯著增加和傳熱系數(shù)發(fā)生明顯變化。豐鎮(zhèn)平等在燃氣渦輪進口熱斑遷移及其影響機制的研究進展中指出熱斑會強化渦輪的非定常流動和傳熱的復雜性, 引起渦輪葉片局部過熱甚至燒蝕, 降低渦輪的可靠性和壽命。因此燃燒室固有特性導致其出口非均勻溫度分布的熱斑特征對高壓渦輪級氣熱性能的影響研究一直受到關注。

Schwab等實驗和數(shù)值研究了非均勻徑向溫度分布在渦輪級中的遷移特性。Stabe等實驗測量了進口徑向溫度分布對高負荷小展弦比葉柵氣動性能的影響, 指出溫度分布不均勻引起二次流渦系的變化, 進而影響葉柵的氣動性能。Dorney等研究了熱斑在渦輪級中非定常遷移特性和熱斑與靜葉的時序效應。Roback和Dring研究渦輪動葉通道中的熱斑和泛冷卻的分離及耦合作用機制, 結果表明熱斑改變了葉片表面的冷卻性能。Shang等研究了進口溫度熱斑對跨聲速動葉傳熱特性和熱負荷的影響。董素艷等采用非定常數(shù)值方法研究了進口熱斑對渦輪級氣熱性能的影響特性。Colban等基于平面葉柵實驗臺測量了燃燒室和渦輪交界面氣熱參數(shù)對葉柵氣熱性能的影響, 結果表明燃燒室和渦輪交界面的參數(shù)分布顯著影響葉柵端壁的冷卻性能。

Jenkins等采用直列葉柵實驗研究了湍流度和氣膜冷卻對熱斑衰減的影響。結果表明：20%湍流度結合氣膜冷卻顯著衰減了熱斑強度；相比于靜葉上游21%軸向弦長位置的熱斑最高溫度最大降低了74%。靜葉前緣氣膜冷卻對熱斑下部具有總體減弱作用；吸力面的氣膜冷卻氣流基本消除了熱斑作用, 并使得熱斑向壓力面遷移。壓力面氣膜冷卻氣流對熱斑具有較小的影響。閆朝等采用日本三菱重工高砂研究所的渦輪實驗數(shù)據(jù), 結合數(shù)值研究表明：熱斑在第2級靜葉通道二次流的作用下具有沉積效應。劉高文和劉松齡數(shù)值研究了熱斑在1.5級渦輪中的遷移特性, 數(shù)值表明：采用氣膜冷卻技術可以防止由于熱斑引起葉片表面的局部過熱。He等研究表明熱斑周向位置的改變對動葉熱負荷的影響程度與熱斑周向尺寸有關。渦輪進口溫度保持不變時, 相比于熱斑周向尺寸增加, 周向位置的改變對動葉熱負荷的影響減弱。

Barringer等基于單級渦輪實驗臺測量了不同徑向溫度和壓力分布在高壓渦輪靜葉柵中的遷移特性和靜葉的流場型態(tài)變化規(guī)律。研究指出：具有徑向壓力和溫度分布特征的氣流明顯改變了靜葉上下端壁處氣動參數(shù)的空間梯度, 導致與均勻進氣條件不同二次流發(fā)展特征。靜葉表面和端壁處的傳熱特性由于二次流渦系結構改變而發(fā)生變化。An等對比了均勻分布和熱斑在渦輪級遷移過程中對靜葉和動葉流動與傳熱特性的影響。結果表明：相比于進口均勻溫度分布, 熱斑明顯增加了靜葉熱負荷非均勻度。熱斑周向位置的變化導致靜葉出口參數(shù)周向改變, 并引起動葉表面熱負荷和壓力的不同周期性波動。李宇等數(shù)值研究了葉片安裝角偏差對熱斑在渦輪通道中遷移特性的影響。

Povey和Qureshi等采用OTRF實驗臺, 結合數(shù)值方法研究了熱斑在高壓渦輪靜葉中的遷移以及對動葉葉頂和表面?zhèn)鳠崽匦缘挠绊?。研究表明：熱斑造成冷熱氣流在動葉中再分布, 導致攻角引起的流動分離和壓力引起的流動遷移, 使得熱氣流在動葉中葉展處向壓力面遷移并鋪展在葉片表面, 冷氣流向吸力面遷移。Mathison等基于1.5級渦輪氣熱性能實驗臺, 采用主動電加熱燃燒室模擬器能夠產(chǎn)生均勻溫度、徑向溫度和熱斑分布的渦輪進口溫度分布條件, 研究了3種進口溫度分布下全冷卻高壓渦輪靜葉、無冷卻高壓渦輪動葉和低壓渦輪靜葉的1.5級渦輪級的氣熱性能。高壓渦輪靜葉進口均勻和徑向溫度分布由于冷卻氣流引起流體溫度的降低具有類似的幅值。相比于均勻進口溫度分布, 徑向和熱斑溫度分布造成溫度沿徑向發(fā)生明顯變化；相比于徑向溫度分布, 熱斑造成了更大的周向溫度畸變。相比于均勻溫度分布, 徑向溫度分布降低了葉柵通道近葉根處溫度。均勻和徑向溫度分布下, 引入冷卻氣流造成渦輪級進口到出口溫度的降低。進口溫度分布顯著影響高壓渦輪動葉前緣總溫和動葉吸力面的Stanton數(shù)分布；二次流再分布影響壓力面溫度分布, 徑向溫度和熱斑分布增加了葉頂和機匣處的Stanton數(shù)。增強的進口溫度畸變增加了高溫流體在動葉壓力面的分離。對于均勻和徑向溫度分布, 熱斑強度是影響動葉表面溫度和傳熱特性最主要的因素。熱斑正對靜葉前緣時顯著影響流動特征, 熱斑增強了靜葉的摻混特別是尾跡；動葉表面溫度由于摻混而降低了溫度的峰值。熱斑正對靜葉通道時, 動葉壓力面和吸力面溫度的時間相關實驗數(shù)據(jù)表明沒有大的變化。

Ong和Miller利用劍橋大學的低速模型渦輪實驗臺研究了熱斑和靜葉冷氣在動葉中遷移的非定常機理。圖 11給出了熱斑在渦輪級中遷移和動葉通道中流場型態(tài)變化, 圖中Θ為無量綱溫度。進口總壓均勻分布時, 熱斑對高壓渦輪級靜葉的影響較小, 熱斑明顯改變了高壓渦輪動葉的氣流攻角, 并引起動葉通道二次流渦系改變, 進而影響動葉的傳熱特性。通道渦和葉片相互作用控制了動葉端壁區(qū)域的熱斑氣流和冷卻氣流的輸運, 引起熱斑熱氣流向動葉端壁和壓力面遷移并導致氣流溫度達到峰值。靜葉氣膜冷卻氣流對冷卻動葉端壁和壓力面作用很小。研究提出了采用靜葉上游槽縫冷氣通過靜葉通道并進入動葉通道二次流, 隨著二次流輸運到動葉端壁和壓力面, 并對其進行冷卻的設計方案。

圖 11 熱斑在渦輪級中的遷移和引起的流場型態(tài)變化

Fig. 11 Hot streak migration in turbine stage and flow pattern variations

薛偉鵬等根據(jù)渦輪通道中的熱斑輸運特性提出了2種簡化的熱斑遷移路徑計算方法。Koupper等采用數(shù)值方法分析了燃燒室模擬器的流場, 驗證了所設計的燃燒室模擬能夠獲得近似燃燒室出口氣動參數(shù)分布, 為研究非均勻進口條件對渦輪氣熱性能的影響提供了燃燒室的設計方案。李雪英等通過模擬3種燃燒室出口溫度分布下渦輪氣熱性能的研究指出燃燒室出口溫度分布對靜葉端壁近壓力面?zhèn)群臀γ娴纳舷陆菂^(qū)溫度分布具有較大影響。劉兆方等數(shù)值研究了熱斑在動靜干涉和葉頂間隙泄漏流影響下的非定常遷移特性和壁面的熱負荷變化規(guī)律。結果表明：壓力面?zhèn)鹊臒岚吡黧w在通道渦和泄漏渦的作用下向上下端壁延伸, 而吸力面?zhèn)鹊臒岚吡黧w逐漸向中葉展聚集。王志多等研究指出靜葉正彎增強了靜葉吸力面?zhèn)攘黧w從端壁向葉片中部遷移, 消弱了熱斑的徑向耗散。

Feng等數(shù)值研究了2種熱斑位置和均勻主流以及4種靜葉時序位置的1.5級高壓渦輪的傳熱特性。結果表明：不同進口溫度分布顯著改變第1級靜葉熱通量分布。因為熱和冷流體分離, 更多的熱流體流向第1級靜葉壓力面并惡化傳熱環(huán)境。第1級動葉高熱通量不僅受到高傳熱系數(shù)控制而且受到大溫差的作用。通過調(diào)整第2級靜葉時序位置能夠減少第2級靜葉表面的熱負荷。研究指出通過合適匹配熱斑和靜葉時序位置能夠使得第2級靜葉和端壁獲得較高的絕熱效率和較低的熱負荷。Wang等采用非定常數(shù)值方法研究了進口湍流度5%、10%和20%并結合2種周向位置的熱斑條件下GE-E3高壓渦輪級的傳熱特性。研究表明：湍流度增強有利于葉片溫度分布, 湍流度引起熱斑衰減主要發(fā)生在靜葉通道, 熱斑耗散直接與溫度梯度有關。湍流度從5%增加到20%, 端壁溫度增加超過20 K, 葉片前緣中部區(qū)域降低16 K, 但是葉片壓力面熱斑區(qū)域的溫度僅降低了6 K。除了二次流和間隙泄漏流動控制的區(qū)域, 高湍流度明顯影響葉片的傳熱系數(shù)。Chi等采用非定常數(shù)值方法研究了進口非均勻溫度場在燃氣輪機四級渦輪中的時空發(fā)展特性。結果表明：四級渦輪中溫度場的高溫和低溫區(qū)域從進口到出口相對穩(wěn)定, 位置隨時間的變化很小, 近葉頂?shù)倪w移大于近葉根處。溫度場非均勻的非定常脈動受到葉列間相互作用和冷氣射流影響, 冷熱流體在時間和空間的再分布主要受到葉列間相互作用的影響。王天壹和宣益民數(shù)值研究了熱斑遷移路徑中前緣氣膜冷卻特性, 分析了熱斑遷移和主流脈動對氣膜冷卻性能的影響。結果表明：脈動氣膜射流的冷卻效率在總體上低于常規(guī)氣膜冷卻效率。Gaetani等采用實驗測量和數(shù)值模擬的方法研究了燃燒室出口熱斑在航空發(fā)動機無冷卻高壓渦輪級中的遷移、與葉片的相互作用和衰減特性。相比于無熱斑進口, 進口超過主流平均溫度20%的熱斑明顯改變了渦輪靜葉出口溫度場, 靜葉出口熱斑型態(tài)強烈地依賴熱斑射流的角度。熱斑在動葉中失去了空間連續(xù)性并經(jīng)歷了明顯的展向遷移。

國內(nèi)針對對轉渦輪的熱斑遷移輸運特性和控制開展了研究。季路成等研究了1+1對轉渦輪的熱斑遷移特性, 提出采用緣線匹配方法控制熱斑遷移對葉片傳熱特性的影響。趙慶軍等采用實驗測量和數(shù)值模擬的方法研究了1+1/2對轉渦輪中進口熱斑尺寸、周向時序位置、徑向作用位置、動葉葉頂間隙和熱斑溫比對其遷移特性的影響, 結合實驗數(shù)據(jù)指出熱斑溫比小于1.2的進口熱斑經(jīng)過高壓導葉和動葉后被完全耗散, 高壓動葉出口的熱斑效應基本消失。

燃燒室出口熱斑對高壓渦輪級氣熱性能的影響最先受到重視, 相關的實驗測量和數(shù)值模擬與理論分析工作集中在熱斑遷移機理揭示、對渦輪級氣熱特性影響、渦輪級葉型結構對熱斑遷移的影響、熱斑與冷卻氣流摻混機制方面。

3.2 熱斑和旋流綜合作用

現(xiàn)代燃燒室出口不僅具有熱斑, 而且具有強旋流和伴隨的高湍流度的流動特征, 對高壓渦輪級氣熱性能影響更加明顯, 為高性能渦輪級氣熱設計帶來了挑戰(zhàn)。科研人員設計建設了具有旋流器的高壓渦輪氣熱性能實驗研究平臺, 結合數(shù)值方法開展了熱斑和旋流綜合作用對渦輪級流場型態(tài)、傳熱冷卻性能影響規(guī)律的研究。

Salvadori等數(shù)值研究了模擬燃燒室出口總溫和旋流分布對下游高壓渦輪級靜葉端壁氣膜冷卻特性的影響規(guī)律。對稱徑向溫度分布是中葉展高溫, 上下端壁區(qū)域低溫, 同時進口最高和最低溫度差值與平均溫度的比值為0.41, 最高和最低溫度比值為1.15。進口旋流的節(jié)距方向平均周向角度范圍-5°~15°, 俯仰角范圍-15°~12°。熱斑和旋流共同作用下靜葉端壁氣膜冷卻特性的結果表明：旋流限制了提高端壁冷卻性能的程度。旋流和非零攻角改變了馬蹄渦發(fā)展, 馬蹄渦與冷卻氣流相互作用改變了冷卻氣流在端壁和葉面的分布。非均勻進口邊界影響了二次流發(fā)展以及冷卻氣流和主流的相互作用, 改變了靜葉熱負荷分布。Giller和Schiffer實驗研究了燃燒室出口旋流數(shù)和旋流噴嘴與靜葉間距對渦輪靜葉氣膜冷卻性能的影響。結果表明相比于軸向進氣, 旋流改變了葉柵流場和通道中的損失, 同時旋流對氣膜冷卻射流具有抬升作用。旋流噴嘴與靜葉間距對氣膜冷卻性能的影響大于旋流數(shù)。Qureshi等在OTRF實驗臺上, 研究了在進口平均溫度444 K、動葉近葉根處出口馬赫數(shù)1.054和轉速9 500 r/min時節(jié)距和俯仰角在±40°范圍內(nèi)旋流對無圍帶跨聲速高壓渦輪動葉傳熱特性的影響。研究表明：旋流引起靜葉出口旋流角和總壓分布的變化導致動葉相對進口旋流和總壓分布也發(fā)生變化。動葉旋流角的變化明顯小于靜葉進口旋流角。動葉機匣傳熱和絕熱壁面溫度分布對旋流時序位置敏感性小。進口旋流增加了動葉表面的Nusselt數(shù), 但是旋流對動葉傳熱性能的影響低于靜葉。動葉吸力面Nusselt數(shù)由于增強的湍流度而增加了7%~13%；在動葉的壓力面, 10%葉高處Nusselt增加8%, 90%葉高處增加40%。這是因為增強的湍流度和由于旋流增加的二次流共同作用下導致的傳熱變化, 引起了更大的葉頂間隙泄漏流和葉頂區(qū)域的流動分離。

Andreini等采用PIV流場可視化和穩(wěn)態(tài)液晶方法研究了所設計的燃燒室壁面發(fā)散冷卻對燃燒室出口旋流流場的影響。Schmid等研究了進口旋流對1.5級渦輪氣熱性能的影響。結果表明相比于軸向進氣, 旋流進氣降低了渦輪級效率約2%, 靜葉端壁傳熱增加了約20%。劉兆方等數(shù)值對比了旋流方向和時序位置對燃氣透平熱斑遷移規(guī)律和動葉熱負荷的影響。結果表明：順時針和逆時針方向的旋流均使得熱斑核心區(qū)徑向范圍減小, 周向范圍增大。動葉的旋轉作用導致進入其通道的旋流迅速衰減, 減弱了對熱斑高溫氣流的徑向驅(qū)動力。進口旋流的作用減弱了熱斑時序效應的影響；相比時序效應, 旋流方向?qū)岚哌w移和動葉熱負荷的作用更加明顯。李毅飛等數(shù)值研究了熱斑旋流針對靜葉通道中心時靜葉的渦系發(fā)展和熱斑遷移特性。研究指出：熱斑和旋流綜合作用使得靜葉前緣中下部和吸力面尾緣處中上區(qū)域產(chǎn)生局部高溫, 并導致靜葉的熱負荷發(fā)生較大變化。Perdichizzi等基于進口馬赫數(shù)0.12和湍流度9%的平面葉柵實驗臺, 通過在葉柵進口設置擾流體改變進口流場, 模擬燃燒室出口流場的非均勻性對葉片氣熱性能的影響。結果表明：非均勻的進口流場對葉片的氣動性能和熱性能具有負面作用。進口非均勻流場在中葉展處具有高的氣膜冷卻效率和低的氣動損失, 而葉片前緣具有低的氣膜冷卻效率和高的氣動損失。

Werschnik等基于LSTR實驗臺測量了5種冷卻氣流量比下燃燒室出口旋流中心正對下游靜葉通道中心時的端壁氣膜冷卻特性。結果表明：相比于無旋流軸向進氣條件, 在冷卻氣流質(zhì)量比達到2.9%時, 旋流增加了氣膜冷卻端壁的Nusselt數(shù), 同時降低了氣膜冷卻效率約30%。Bacci等基于扇形葉柵實驗臺測量了±50°強旋流和28%高湍流度流動特征、最高和最低溫度比值為1.25的熱斑在高壓渦輪靜葉的遷移特性。旋流中心正對中間靜葉前緣時, 旋流主要流向右側葉柵通道并強烈地影響二次流和壓力分布, 進而改變熱斑遷移和與靜葉冷卻氣流相互作用。葉柵通道出口處的殘余旋流強化了溫度分布的畸變, 使得熱斑向靜葉下端壁遷移并局限在該區(qū)域；上端壁冷卻氣流向中葉展遷移。旋流和冷卻射流共同作用增強了溫度畸變。圖 12給出了進口旋流與靜葉的時序位置對靜葉攻角、端壁二次流、旋流遷移軌跡和熱斑影響的圖譜, 圖中Q為熱量。進口旋流對應靜葉前緣時, 殘余旋流的徑向位置和旋流引起二次流顯著影響靜葉端壁和表面的傳熱和氣膜冷卻效率。進口旋流對應靜葉柵通道時, 旋流遷移引起熱斑在靜葉尾緣處形成熱斑沖擊。旋流和熱斑對高壓渦輪級氣熱性能的影響是非線性的, 需要在模型中同時模擬才能獲得可靠的結論。

圖 12 考慮時序效應的進口旋流在靜葉通道中遷移和在端壁引起的熱斑沖擊

Fig. 12 Inlet swirl migration in turbine vane passage and hot streak impacts on endwall considering clocking effect

Cubeda等基于實驗臺的測量數(shù)據(jù)對比了RANS(Reynolds Averaged Navier-Stokes)和SAS(Scale-Adaptive Simulations)預測燃燒室出口條件對高壓靜葉氣熱性能的影響。圖 13給出了實驗測量和數(shù)值模擬的靜葉進口溫度分布和表面氣膜冷卻效率云圖。結果表明：燃燒室與渦輪一體化分析采用SAS可以捕捉從燃燒室到渦輪的非定常熱負荷脈動傳輸, 而RANS方法單獨模擬燃燒室獲得出口邊界再分析靜葉熱負荷的精度不滿足設計冷卻系統(tǒng)的精度要求。王志多等數(shù)值研究了進口旋流對熱斑和靜葉端壁上游槽縫冷氣射流輸運特性的影響。研究表明：旋流增強了熱斑在靜葉通道中的徑向遷移, 提高了靜葉出口近葉頂處的溫度, 使得動葉頂部溫度升高。順時針旋流增強了靜葉通道二次流強度, 減弱了槽縫冷氣射流的冷卻效果。逆時針旋流增強了動葉通道二次流強度, 強化了動葉壓力面高溫氣流向端壁遷移, 顯著提高了動葉端壁尾緣區(qū)域的溫度。

圖 13 熱斑和旋流綜合作用下靜葉進口溫度分布和表面氣膜冷卻效率云圖

Fig. 13 Inlet temperature profile and film cooling effectiveness contours on vane surface under combined effects of hot streak and swirl

先進航空發(fā)動機核心機技術研發(fā)需求促進了燃燒室和渦輪相互作用下熱斑與旋流綜合作用對高壓渦輪級氣熱性能分析和冷卻設計影響的研究, 羅羅公司聯(lián)合歐盟在FACTOR計劃下完成了NG-Turb第一階段工作。相關實驗測量和數(shù)值模擬的研究已經(jīng)開展, 將為真實氣熱進氣參數(shù)下高壓渦輪級的冷卻布局設計提供支撐。

3.3 旋流和湍流度綜合作用

預混穩(wěn)定了燃燒, 同時增強了燃燒室出口旋流和湍流度。為研究燃燒室出口的旋流和湍流度綜合作用對高壓渦輪氣熱性能的影響, 科研人員采用集成模擬燃燒室旋流器的生成裝置和高壓渦輪級的實驗臺與數(shù)值方法進行研究。

圖 3描繪了旋流渦系在燃燒室和渦輪流道中的發(fā)展圖譜。Beard等基于OTRF實驗臺實驗測量和數(shù)值研究了進口旋流在±45°和湍流度范圍6.5%~11.2%時跨聲速渦輪級氣動效率的變化。進口旋流導致靜葉攻角改變并使得渦輪級效率降低了0.64%, 而旋流對動葉的影響較小。旋流降低了渦輪級的質(zhì)量流量1.64%, 原因是旋流增加了二次流和改變了靜葉的負荷, 增加了喉部的損失和降低了靜葉的通流能力。Johansson等基于OTRF實驗臺測量了燃燒室與高壓渦輪靜葉的旋流時序效應對1.5級渦輪第2級靜葉氣動性能的影響, 結合非定常數(shù)值計算的結果表明：高壓渦輪級進口旋流增強了渦輪級的徑向摻混；旋流相對于高壓渦輪靜葉的時序位置影響相鄰靜葉通道的徑向摻混量, 并通過動葉通道而影響動葉出口總壓分布。第1級靜葉和第2級靜葉的時序效應對第2級靜葉靜壓分布具有更大的影響；同時第1級靜葉二次流渦系通過動葉傳輸。進口旋流減少了高壓渦輪靜葉的流量, 引起高壓渦輪靜葉更高的出口馬赫數(shù)和更低的第2級靜葉的出口馬赫數(shù)。

Jacobi等采用高亞聲速直列葉柵實驗測量并結合LES(Large Eddy Simulation)方法研究了旋流對高壓靜葉氣動性能的非定常作用。圖 4給出了旋流和靜葉前緣相互作用下的渦系結構。燃燒室出口旋流核心與靜葉勢流場相互作用, 在靜葉前緣區(qū)域形成旋渦的擬序結構, 引起旋渦在壓力面和吸力面的對流以及由于旋流引起徑向壓力梯度導致的徑向遷移。殘余旋流與靜葉上下端壁的二次流相互作用將影響靜葉傳熱系數(shù)分布。殘余旋流核心引起的旋渦擬序結構沿著靜葉表面對流和節(jié)距方向振蕩, 顯著影響靜葉的傳熱特性。對于順時針和逆時針旋流流動, 靜葉熱通量表現(xiàn)出最高幅值具有300 Hz頻率。通道渦在通過葉柵流道沿節(jié)距方向發(fā)生遷移, 并與相鄰靜葉馬蹄渦相互作用。殘余旋流核心振蕩引起攻角和上游節(jié)距方向上的動量大范圍波動, 導致靜葉氣熱性能表現(xiàn)出明顯的非定常脈動特征。

Werschnik等基于LSTR實驗臺, 實驗測量和數(shù)值研究了考慮時序效應的旋流對渦輪靜葉端壁傳熱和氣膜冷卻效率的影響特性。相比于軸向無旋流進氣, 旋流進氣增加了端壁的Nusselt數(shù)和降低了氣膜冷卻效率。旋流與冷卻氣流摻混并改進了橫向氣膜冷卻覆蓋面。旋流與靜葉的時序位置決定了這種變化。相比于軸向進氣, 在無冷氣和低冷氣量時旋流進氣決定了Nusselt數(shù)并提高傳熱10%~20%；對于高冷氣量, 端壁流場主要由冷氣射流決定, 軸向和旋流進氣的區(qū)別很小。旋流進氣對氣膜冷卻有效度的影響取決于時序位置和冷卻氣量, 旋流進氣降低了氣膜冷卻有效度15%~35%。相比于軸向進氣湍流度為1%, 旋流進氣時靜葉平均進口湍流度為30%, 湍流度峰值位于旋流中心。

圖 14給出了旋流對應葉柵通道中心的時序位置時, 端壁二次流與不同旋流方向相互作用引起的旋流遷移。順時針旋流在端壁二次流作用下向靜葉吸力面?zhèn)冗w移, 逆時針旋流則向壓力面?zhèn)冗w移。燃燒室和渦輪相互作用下非定常特征影響旋流遷移的幅值。圖 15給出了逆時針方向的旋流與靜葉的時序位置對其渦系結構和端壁氣膜冷卻特性的影響, 圖中MFR為冷卻氣流流量比。旋流使得靜葉前緣滯止線向壓力面?zhèn)绕? 同時改變了前緣和端壁區(qū)域的渦系型態(tài), 進而影響了端壁氣膜冷卻效率。

圖 14 端壁二次流引起不同旋流方向的旋流遷移軌跡

Fig. 14 Swirl migration trajectory induced by endwall secondary flow due to different swirl directions

圖 15 旋流時序位置對靜葉氣熱性能的影響

Fig. 15 Effects of swirl clocking on aerothermal performance of turbine vane

Bacci等基于實驗臺測量了進口旋流對靜葉的流場型態(tài)和絕熱冷卻效率的影響。其中中心旋流器正對靜葉前緣, 其他2個旋流器對應中間靜葉與相鄰靜葉間的通道中心。旋流角在±40°范圍, 進口湍流度最大30%。冷卻靜葉的CO2冷氣量占主流流量的7.5%, 密度比為1.5。結果表明：旋流和靜葉的時序位置顯著影響氣膜有效度分布, 中心靜葉和相鄰靜葉滯止線位置的不同決定了前緣氣膜冷卻的性能, 并影響氣膜覆蓋向下游移動。旋流顯著影響靜葉壓力面的氣膜分布, 中心靜葉壓力面中葉展區(qū)域存在低壓區(qū)并提高了冷氣覆蓋范圍, 同時前緣近吸力面的氣膜冷卻性能降低。旋流影響氣膜冷卻性能的同時也影響了壓力非均勻性、滯止線變化和壓力面與吸力面流線變化。Abdeh等實驗研究了由于旋流導致±20°范圍內(nèi)進口攻角變化對葉柵流場和冷卻特性的影響。研究表明：進口攻角的變化產(chǎn)生明顯的葉柵向前加載改變和滯止線的偏移。正攻角明顯影響葉柵通道中二次流發(fā)展；正攻角下槽縫冷卻射流增加了中葉展區(qū)域的氣動損失, 并改變了絕熱氣膜冷卻效率的分布而降低了端壁冷卻性能；負攻角沒有明顯改變靜葉整體熱性能。

旋流由于靜葉通道中氣流的加速而主要影響高壓渦輪級的靜葉。旋流引起靜葉攻角變化而導致前緣滯止線偏移。正攻角造成靜葉氣動負荷增加和較大的氣動損失, 而負攻角則降低氣動負荷和損失。旋流在靜葉通道中的遷移影響氣膜冷卻射流、熱斑和當?shù)貍鳠嵯禂?shù)。燃燒室出口湍流度增加強化了靜葉表面?zhèn)鳠帷８咄牧鞫攘鲃右饸饬髟谌~片吸力面從層流到湍流的轉捩并強化了壓力面的傳熱。高壓渦輪靜葉的冷卻布局設計必須考慮燃燒室和渦輪相互作用下渦輪進口高溫燃氣的強旋流和高湍流度的流動特征。

4 燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級氣熱性能分析和不確定性研究

燃燒室和渦輪相互作用包括復雜流場間的相互作用和設計過程2個方面。燃燒室出口流場影響下游高壓渦輪級的設計, 高壓渦輪級靜葉勢流影響燃燒室的流動而影響燃燒室的設計。Cha等基于典型的燃燒室和高壓渦輪靜葉實驗臺, 采用無燃燒反應和被動CO2示蹤氣體測量技術和數(shù)值方法研究了燃燒室和渦輪的相互作用。研究指出靜葉影響了上游燃燒室流場, 對上游流場擾動的距離由靜葉勢流場尺度決定。靜葉勢流對燃燒室的影響會改變?nèi)紵液蜏u輪交界面的氣熱參數(shù)分布, 進而增強了渦輪進口氣熱參數(shù)的不確定性，最終影響渦輪氣熱性能分析的準確度。高壓渦輪級對燃燒室設計影響的研究工作目前較少開展。本節(jié)主要介紹燃燒室和渦輪相互作用的一體化氣熱性能數(shù)值分析和不確定性條件下高壓渦輪級魯棒性設計的研究進展。

Turner等采用三維CFD方法數(shù)值分析了高旁通比GE90-94B渦扇發(fā)動機從海平面起飛過程中的流場特性和性能參數(shù)變化。GE90-94B渦扇發(fā)動機包括1級風扇、3級低壓壓氣機和10級壓比為23的高壓壓氣機、低NOx排放的30個燃料噴嘴結構燃燒室、2級高壓渦輪和6級低壓渦輪。燃燒室與渦輪交界面采用總焓、總壓、角動量和質(zhì)量流量平均的方法傳遞參數(shù)。Turner等說明了計算的軟硬件條件, 沒有對計算結果給出分析。Andreini等針對佛羅倫薩大學燃燒室與渦輪相互作用環(huán)形葉柵實驗臺, 采用2種湍流模型的RANS和結合RANS與LES的SAS數(shù)值方法, 研究了考慮旋流器和發(fā)散冷卻壁面的熱斑生成器的燃燒室和渦輪氣熱性能。RANS方法不能準確預測燃燒室大范圍的回流流動。結合RANS和LES方法的SAS能夠通過RANS預測熱斑的高溫區(qū), 同時能夠預測冷卻氣流與主流的摻混過程。與實驗數(shù)據(jù)比較指出了在可接受的計算費用下SAS方法能夠可靠預測燃燒室出口的熱斑和摻混物理過程。

Miki等采用NASA燃燒程序研究了GE-E3燃燒室和高壓渦輪第1級靜葉間的相互作用。采用24°環(huán)形燃燒室模型研究了燃燒室與靜葉2種時序位置下的非定常流場。靜葉與燃燒室時序位置影響非定常流場, 進而導致靜葉的高溫熱斑分布和強度發(fā)生明顯改變。靜葉的存在增加了燃燒室內(nèi)部的壓力, 弱化了旋流和稀釋射流, 導致近燃料噴嘴處和燃燒室出口的馬赫數(shù)分布分別有30%和20%的幅值差別。靜葉與燃燒室的時序效應不僅明顯影響燃燒室內(nèi)部流場和主燃區(qū)溫度場, 而且引起靜葉壓力面的溫度遠高于吸力面。時序效應改變了熱斑的遷移并影響靜葉表面的熱斑最高溫度分布。Muirhead和Lynch采用定常RANS和時間相關DDES(Delayed Detached Eddy Simulation)方法研究了燃燒室稀釋射流孔布局對第1級靜葉絕熱壁面溫度和傳熱系數(shù)的影響特性。燃燒室稀釋射流越接近靜葉越會對其產(chǎn)生冷卻作用, 但是明顯地增加了渦輪進口流動非均勻性, 提高了靜葉溫度梯度和增加了靜葉熱通量。靜葉壓力面?zhèn)鳠嵯禂?shù)相比于無稀釋射流時增加了3倍多。相比于定常RANS, 時間相關DDES方法預測得到了更大的摻混度和更加均勻的靜葉溫度, 并捕獲到了渦輪流道中的湍流各向異性。

Werschnik采用LSTR實驗臺在測量了進口旋流對高壓渦輪靜葉端壁傳熱和氣膜冷卻性能影響的基礎上, 對比了軸向低湍流度進氣實驗數(shù)據(jù), 提出了靜葉端壁氣膜冷卻魯棒性設計方法。進氣旋流角在±25°時, 實驗測量發(fā)現(xiàn)靜葉端壁的旋流在15°~20°之間并引起質(zhì)量流量的分配；進氣旋流增強了冷卻氣流與主流的摻混, 使得更多槽縫冷卻氣流進入主流道, 導致氣膜冷卻效率最高降低達30%。研究指出燃燒室出口旋流導致靜葉端壁達到相同氣膜冷卻效果需要增加約1倍的冷卻流量比。高壓渦輪靜葉前緣應對熱斑效應時采用氣膜冷卻布局, 在進口旋流改變前緣滯止線時需要對前緣氣膜孔優(yōu)化布局以適應旋流的影響。熱斑和旋流由于時序效應同步深刻影響高壓渦輪級動葉氣熱性能的研究還沒有深入開展。

科研人員將基于實驗數(shù)據(jù)驗證的CFD數(shù)值方法應用于燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級氣熱性能分析和氣膜孔布局設計。目前工業(yè)界和學術界采用RANS、RANS與LES耦合和LES方法研究燃燒室和渦輪相互作用, 主要集中在燃燒室出口非均勻氣熱參數(shù)分布對高壓渦輪級氣熱性能影響的研究上；而關于高壓渦輪靜葉勢流流場對上游燃燒室流場影響的研究則相對較少。

Schneider等率先開展了不確定進氣條件下高壓渦輪靜葉的魯棒性氣熱設計研究。圖 16給出了Schneider總結的目前渦輪級氣熱性能分析時邊界條件的模型假定。在燃燒室和渦輪解耦模型中, 高壓渦輪分析和設計不考慮進口條件的非定常性。渦輪級葉柵通道采用周期性邊界條件雖然提高了計算效率, 但忽略了真實流動的非周期性；動葉傳熱和氣膜冷卻特性分析認為腔室冷卻射流是穩(wěn)態(tài)的。邊界條件模型假定增加了高壓渦輪級氣熱性能分析的不確定性。

圖 16 渦輪級氣熱性能分析邊界條件的模型假定

Fig. 16 Implicit modelling assumptions due to boundary conditions of turbine stage aerothermal performance analysis

圖 17給出了燃燒室和渦輪交界面在耦合和解耦2種模型中軸向速度傳遞的差異。目前高壓渦輪級氣熱設計采用解耦模型方法, 燃燒室出口氣熱參數(shù)和高壓渦輪級數(shù)值模擬邊界模型的假定使得高壓渦輪級氣熱性能不確定性增加, 因此需要開展不確定進氣條件的高壓渦輪魯棒性氣熱設計研究。Schneider等提出了考慮進口熱斑不確定性條件下高壓渦輪級魯棒性設計流程(如圖 18所示)。進口熱斑不確定性在高壓渦輪級氣熱性能分析過程中的傳輸, 導致高壓渦輪級的氣動效率、氣膜冷卻性能和傳熱特性的結果具有不確定性。Schneider等研究表明：燃燒室和渦輪相互作用下采用解耦模型時, 對于等溫條件進口旋流, 旋流數(shù)和時序位置是影響級效率和靜葉壓力損失的主要參數(shù)；高壓渦輪靜葉溫度不確定性主要受到進口旋流時序位置影響。旋流和熱斑相對于靜葉的時序位置改變旋流和熱斑相互作用機理, 進而改變靜葉端壁和表面的氣膜冷卻效率。同時改變熱斑和進口旋流時, 旋流主要影響靜葉損失而熱斑影響動葉損失。熱斑徑向位置通過影響動葉攻角、負荷和損失而影響渦輪級效率。渦輪二維進口條件的不確定性導致渦輪級等熵效率具有0.17%的標準偏差。

圖 17 燃燒室和渦輪交界面速度傳遞的差異

Fig. 17 Difference in velocity transfer between combustor and turbine interface

圖 18 考慮進口不確定性條件下高壓渦輪級魯棒性設計流程

Fig. 18 Robust design approach applied to high pressure turbines with respect to uncertain inflow conditions

Schneider等指出燃燒室和渦輪設計最重要的自由度是燃燒室相對渦輪的時序位置。燃燒室和渦輪理想的時序位置是熱斑由于對應靜葉前緣而被衰減, 進而降低了動葉的熱負荷。旋流相對靜葉時序位置是與特定燃燒室設計相關的變量。旋流時序位置與靜葉前緣一致時, 設計渦輪效率具有最小的減少量, 但是靜葉熱設計具有最低的魯棒性。

燃燒室和渦輪相互作用的研究目前主要針對燃燒室出口非均勻氣熱參數(shù)熱斑、強旋流和高湍流度下高壓渦輪級的氣熱性能研究。考慮非均勻進氣參數(shù)分布下高壓渦輪級氣熱性能分析的不確定傳輸與量化和魯棒性氣熱設計是需要深入開展的課題。

5 結語與展望

5.1 結語

燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪進口氣熱參數(shù)分布具有大于25%的高湍流度、非均勻溫度分布(熱斑)、非均勻總壓分布和旋流與非定常速度場的流動特征, 直接影響高壓渦輪級的氣熱性能和冷卻設計。國內(nèi)外科研人員在實驗測量、數(shù)值模擬與理論分析方面開展了相應的研究工作, 為燃燒室和高壓渦輪相互作用下高壓渦輪級的氣熱性能分析和設計提供了理論和技術支撐。

1) 設計建設了無化學反應的結合熱斑和旋流生成裝置的高壓渦輪級氣熱性能實驗臺, 開展了熱斑、旋流和湍流度對高壓渦輪級氣熱性能影響機制的測量研究。揭示了熱斑在高壓渦輪級中的遷移衰減的輸運機理和時序效應以及對靜葉和動葉傳熱特性的影響規(guī)律, 闡明了熱斑和旋流綜合作用與時序效應對高壓渦輪級氣膜冷卻特性的作用機制。

2) 基于實驗測量數(shù)據(jù)驗證了進口非均勻氣熱參數(shù)分布時高壓渦輪級氣熱性能和冷卻效率數(shù)值方法的有效性和適用范圍。明晰了工業(yè)界和學術界關于燃燒室和渦輪相互作用數(shù)值方法的解耦和耦合模型的特點和需要完善的問題。提出了熱斑和旋流與高壓渦輪級葉柵通道二次流渦系相互作用模型, 揭示了熱斑和旋流以及時序位置對高壓渦輪級靜葉和動葉流場型態(tài)與傳熱冷卻特性的作用機理。

3) 發(fā)展了高壓渦輪級魯棒性氣膜冷卻布局設計方法, 考慮燃燒室和渦輪相互作用下非均勻氣熱參數(shù)分布對高壓渦輪級流場型態(tài)的影響, 優(yōu)化了高壓渦輪級的氣膜冷卻布局。提出了燃燒室和渦輪相互作用下非均勻氣熱參數(shù)不確定性量化方法, 構建了熱斑和旋流的不確定性輸入和氣熱性能不確定輸出的高壓渦輪級魯棒性設計體系, 為燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級氣熱性能分析的可靠性和冷卻設計的魯棒性提供了技術手段。

5.2 展望

燃燒室內(nèi)流動包括了燃燒、液體噴射燃料的霧化/蒸發(fā), 燃燒和湍流場是多物理場問題。燃燒室和渦輪本質(zhì)上是相互作用的耦合單元, 但是目前有關高壓渦輪對燃燒室的影響研究相對較少, 主要集中在燃燒室出口非均勻氣熱參數(shù)分布對下游高壓渦輪級氣熱性能影響和冷卻布局方面。燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級進口非均勻溫度分布熱斑、強旋流和高湍流度的流動特征影響和改變了高壓渦輪級靜葉和動葉的流場型態(tài)和傳熱特性, 決定了高壓渦輪級的氣膜冷卻設計。針對熱斑效應需要設計氣膜冷卻布局來保證葉片的安全性, 而旋流改變了氣膜冷卻氣流的流動特性, 進而改變了氣膜冷卻效率。為應對新一代航空發(fā)動機燃燒室和渦輪一體化設計的戰(zhàn)略需求, 需要繼續(xù)深入開展燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級氣熱性能分析和冷卻設計的研究。

1) 建設和完善耦合熱斑旋流生成裝置的高壓渦輪級氣熱性能實驗測量平臺, 采用高精度的氣動參數(shù)和溫度場實驗測量技術, 精細化辨識非均勻氣熱參數(shù)熱斑、旋流和湍流度對高壓渦輪級氣熱性能的影響特性和綜合作用機制, 為掌握非均勻氣熱參數(shù)在高壓渦輪級中的遷移特性、非均勻氣熱參數(shù)對高壓渦輪級氣熱性能的影響規(guī)律提供實驗數(shù)據(jù)支撐, 同時為發(fā)展高可靠性的數(shù)值方法提供驗證數(shù)據(jù)。國內(nèi)在集成非均勻氣熱參數(shù)生成裝置的高壓渦輪級氣熱性能實驗臺的建設和測量方面需要加強。

2) 發(fā)展和完善耦合燃燒室和渦輪相互作用的高壓渦輪級氣熱性能分析數(shù)值預測方法。盡管LES方法相對于RANS方法能夠較為準確地獲得燃燒室和渦輪相互作用的動力學本質(zhì), 但是LES因需要的計算網(wǎng)格而限制了其工程應用。因此學術界需要繼續(xù)致力于采用RANS和LES及耦合方法開展燃燒室和渦輪相互作用的研究, 工業(yè)界則需要開展基于實驗測量數(shù)據(jù)提高RANS方法預測可靠度的研究, 為工程設計提供滿足精度要求的分析方法。

3) 提出燃燒室和渦輪相互作用下高壓渦輪級魯棒性氣熱性能分析和冷卻布局設計方法, 建立進口非均勻氣熱參數(shù)分布和高壓渦輪級氣熱性能不確定性量化模型?；诓煌紵夹g、燃燒室結構和運行工況統(tǒng)計分析, 發(fā)展燃燒室與渦輪交界面不確定量化模型, 量化燃燒室和渦輪相互作用下交界面的氣熱參數(shù)不確定度?？紤]燃燒室和渦輪相互作用下交界面的非定常流動特征, 并以時間相關模型給定高壓渦輪進口條件, 開展熱斑和旋流等進氣條件下燃燒室和渦輪間的非定常相互作用研究, 發(fā)展熱斑、旋流和湍流度等氣熱參數(shù)不確定性量化與傳輸模型, 建立不確定性條件下的高壓渦輪級魯棒性設計體系。

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