实验在一低速直流风洞内进行,实验系统如图1所示。风洞实验段横截面尺寸为500 mm×202 mm,采用皮托管测得主流流速为20 m/s,采用热线风速仪测得湍流度为0.6%。实验中,冷却射流分别由空气压缩机和高压N₂两路气源进行供气,并分别使用冷干机与加热器保证其与主流间的温度差不超过1℃。冷却射流的流量由转子流量计控制。供气腔尺寸为402mm×270mm×105mm,可保证供气均匀。图2给出了本文所研究的双射流孔结构与坐标系,表1中给出了其几何参数。

图1 实验系统示意图
Fig.1 Schematic of experimental system

图2 双射流孔结构与坐标系
Fig.2 Structure and coordinates of double-jet film-cooling holes

表1 双射流孔结构参数
Tab.1 Structural parameters of double-jet film-cooling holes

本文分别在4个吹风比(M=0.5,1.0,1.5,2.0)下进行实验,其定义如下:

M=(ρ_cU_c)/(ρ_SymboleB@U_SymboleB@)(1)

式中:ρ_∞与U_∞分别为主流的密度与速度; ρ_c与U_c分别为射流的密度与其在孔入口处的速度。

图 6和图7为双射流孔下游不同截面(X/d=-2.0,1.0,5.0)处的时均流场,包括速度场与涡量场。为简洁期间,此处仅展示了吹风比为M=0.5与1.5的结果,以分别说明双射流结构在小吹风比与大吹风比下的流动特征。下文讨论了孔间横向距离对气膜孔下游流场的影响。

M=0.5时,冷却射流与平板壁面保持贴附,尚未发生吹离,此时X/d=-2.0处的二次流与涡量相对较弱,肾形涡只有被增强的一支能被明显观测到。p/d=0时,上游射流与下游射流重叠,并将其压向壁面,此时气膜横向覆盖受限。同时,上游射流被抬升,并与壁面分离。X/d=1.0处的涡量方向与肾形涡相同,但结构不对称,这一现象说明,上游射流可能受到了下游射流的挤压,并被迫移向Y/d≤0一侧。p/d=0.5时,两股射流在下游合并,且其高度较p/d=0时更低。X/d=1.0处的涡量呈现两层结构,反肾形涡并未生成。随着射流向下游移动,二次流与涡量迅速耗散。p/d=1.0时,两股射流在其边缘处交汇,其间的相互作用将两者压向壁面。在这一横向距离下,下游出现明显的反肾形涡结构,这一结构来源于两股射流被增强的肾形涡分支。此时射流核心较低,且孔间区域被冷却射流覆盖,表明可能会获得较高的气膜冷却效率。随横向距离增大,p/d=1.5与2.0时,射流间相互作用减弱。此时仍能明显观测到反肾形涡结构,但射流核心相对较高,且两者间距较大,气膜覆盖可能较差。

图6 M=0.5时流场结果(图(a)为速度场,图(b)为涡量场)
Fig.6 Flow field results at M=0.5(velocity field(a), vorticity field(b))

图7 M=1.5时流场结果(图(a)为速度场,图(b)为涡量场)
Fig.7 Flow field results at M=1.5(velocity field(a), vorticity field(b))

M=1.5时,由于动量增加,上游射流在离开孔出口后发生吹离,X/d=-2.0处的二次流与涡量也相对较强,被削弱的肾形涡分支也能明显观测到。p/d=0时,上游射流与下游射流重叠,并被抬升、远离壁面; 但同时下游射流则被压向壁面,并保持贴附。下游处(X/d=1.0,5.0)的涡量呈现两层结构。p/d=0.5时,上游射流被下游射流挤压,其涡量在X/d=1.0处被分为两支,如图7所示。此时,涡量场仍呈现两层结构:上游射流涡量较低的一支,与来自于下游射流的涡量,构成了涡量场的下层; 而上游涡量较高的一支则停留在涡量场的上半部分。随射流向下游移动,二次流与涡量迅速耗散,X/d=5.0处的涡量明显弱于其他情况。在这一横向距离下,射流间发生了较为有利的相互作用,处于上层的冷却射流,与下层的肾形涡共同将冷却气体压向壁面,并抑制其吹离。因此,可能会获得较好的气膜覆盖与较高的气膜冷却效率。p/d=1.0时,下游所生成的反肾形涡结构十分明显。但射流核心开始升高,因此气膜覆盖可能开始变差。被削弱的肾形涡分支沿流向迅速耗散。p/d=1.5与2.0时,射流间距增加,相互作用减弱。两支射流间出现间隙,可能将主流气体卷入其中,导致气膜覆盖变差。

图 8为不同吹风比(M=0.5,1.0,1.5,2.0)下平板表面的气膜冷却效率分布; 与之对应的横向平均(-4≤Y/d≤4)气膜冷却效率在图9中给出。同时,还将双射流冷却结构的气膜冷却效率与常见的流向扇形孔进行了比较。下文在不同的吹风比下,讨论了横向距离对气膜冷却效率的影响。

在M=0.5,p/d=0时,射流相互重叠,气膜横向覆盖受限,且由于部分上游射流无法有效覆盖壁面,故冷却效率较低。p/d=0.5时,气膜横向覆盖范围扩大,靠近孔出口处的区域具有较高的气膜冷却效率,横向平均冷效与p/d=0时相比有所升高。p/d=1.0时,受射流间相互作用生成的反肾形涡影响,冷却射流被压向壁面,导致较好的气膜覆盖。横向平均冷效高于其他p/d情况,且在靠近下游孔出口处的区域出现一定的上升趋势。p/d=1.5与2.0时,射流间距增大,相互作用减弱,气膜覆盖变差,横向平均冷效降低。

图8 不同吹风比下的气膜冷却效率分布
Fig.8 Film-cooling effectiveness distribution at different blowing ratios

M=1.0,p/d=0.5时,射流间相互作用与M=0.5时相似。而对于p/d=0.5的情况,气膜横向覆盖沿流向逐渐增加,横向平均冷效上升,且由于反肾形涡将冷却射流压向壁面,气膜覆盖较好。p/d=1.0时,靠近下游孔出口处,冷却效率较高的区域有所减小,但横向平均冷效与p/d=0.5时差别不大。p/d=1.5与2.0时,射流相互作用减弱,气膜覆盖变差,横向平均冷效降低。

M=1.5时,上游射流发生吹离。p/d=0时,由于下游射流被上游射流压向壁面,并保持贴附,横向平均冷效沿流向几乎不发生改变,但气膜横向覆盖仍然受限。p/d=0.5时,虽然并未产生较为规则的反肾形涡结构(图7),但射流间的相互作用使得射流核心较低,导致了较好的气膜覆盖,且横向平均冷效高于其他情况。p/d=1.0时,可较为明显地观测到上游射流的吹离; 且位于两孔之间,0≤X/d≤1的区域无法得到较好的气膜覆盖。横向平均冷效与p/d=0.5时相比有所降低。但由于反肾形涡将冷却射流压向壁面,并使其重新附着,横向平均冷效在0≤X/d≤2呈上升趋势。p/d=1.5时,反肾形涡作用减弱,横向平均冷效沿流向缓慢上升。p/d=2.0时,射流间相互作用进一步减弱。

M=2.0时,由于射流动量增加,其吹离更为明显。p/d=0时,射流间相互作用与M=1.5时相似。p/d=0.5时,射流间的相互作用导致了较好的气膜覆盖与较高的横向平均冷效。p/d=1.0时,受反肾形涡影响,横向平均冷效在0≤X/d≤15范围内逐渐上升。p/d=1.5时,反肾形涡作用减弱。而在p/d=2.0时,两者近似为独立射流。

双射流孔间相互作用可总结如下。p/d=0时,反肾形涡未生成,射流间的相互作用主要体现为“压附效应”:下游射流被上游射流压向壁面,并保持贴附。因此,在这一情况下气膜冷却效率对吹风比不敏感,且气膜横向覆盖受限; 由于上游射流被抬升,冷却效率主要来源于下游射流。p/d=0.5与1.0时,压附效应减弱,气膜横向覆盖增加; 此时反肾形涡生成,两股射流均被压向壁面。压附效应与反肾形涡效应共同作用,导致较好的气膜覆盖与较高的横向平均冷效。p/d=1.5与2.0时,难以观察到压附效应,且反肾形涡效应减弱,气膜覆盖变差,横向平均冷效降低。

图9 不同吹风比下的横向平均气膜冷却效率
Fig.9 Laterally-averaged film-cooling effectiveness at different blowing ratios

图 8与图9还将双射流冷却结构与流向扇形孔(直径d=7mm,孔间距P/d=4,长径比L/d=2.5,倾斜角θ=35°,横向扩张角α=10°,扩张段占孔长度的一半)进行了对比。需要说明的是,同一吹风比下,两种结构在单位横向距离内的冷却气体流量相等。结果表明,与流向扇形孔相比,p/d=0.5与1.0的双射流孔具有更大的气膜覆盖范围; 在大吹风比下,由于扇形孔射流轨迹变窄,这一优势尤为明显。由于扇形孔减小了射流在孔出口处的动量,因此在靠近孔出口处具有更高的横向平均冷效,如图9所示。M=0.5时,扇形孔的横向平均冷效较高; 但在M≥1.0时,双射流孔(除p/d=2.0以外)具有更高的横向平均冷效。此外,M≥1.0时,扇形孔的横向平均冷效沿流向下降更快。