实验系统如图1所示。低速平面叶栅风洞内的实验段共有5个叶栅通道,实验叶片由GE-E³叶根截面拉伸生成。叶片弦长为115.6 mm,叶高为80 mm,相邻叶片的间距为90 mm,气流攻角为0°。风洞实验段进口尺寸为450 mm × 80 mm(宽×高)。分别使用皮托管与热线风速仪测得主流流速为18 m/s,主流湍流度为2.3%。分别使用高压空气、N₂和CO₂为二次气流(冷却流,射流),并结合冷干机或加热器控制其与主流间的温度差不大于1 K。二次气流的质量流量由热导式流量计控制,其供气腔位于叶栅端壁背侧,尺寸为220 mm × 90 mm × 80 mm。所研究的3种气膜孔型如图2所示,包括双排流向圆孔(SC)、双射流气膜孔I(DJFC I)和双射流气膜孔II(DJFC II),其几何参数由表1给出。气膜孔布置于叶片上游1/4轴向弦长的位置,共2排,每排19个。实验分别在4个吹风比(M=0.5,1.0,1.5,2.0)和2个密度比(R_d=1.0,1.5)条件下进行。

基于传热传质类比,压力敏感漆(Pressure Sensitive Paint,PSP)被用于测量端壁表面的气膜冷却效率,可以不受导热误差的影响。PSP涂层被特定波长的激发光照射时,会发出荧光,其光强与氧气浓度(或分压)成负相关。一台LED被用于发射波长约为420 nm的激发光,PSP涂层激发的荧光穿过610 nm的带通滤光片后,被一台S-CMOS相机所接收。每次实验前均需对PSP进行标定,以避免实验环境温度变化的效应^[14]。将压力与相应的荧光光强进行拟合,曲线如图3所示,其中P_R与I_R分别为参考压力(即常压)以及参考压力下的荧光光强。

实验中,由所测荧光光强计算得到氧气浓度(氧气分压),进而通过传热传质类比^[15],由氧气浓度或分压力,计算气膜冷却效率

η=(T_f-T_∞)/(T_c-T_∞)〖FY(=〗Heat Mass Transfer Analogy〖FY)〗(C_f-C_∞)/(C_c-C_∞)(1)

式中:T_∞,T_c,T_f分别为主流、二次流与壁面气膜的温度; C_∞,C_c,C_f分别为主流、二次流与壁面气膜的氧气浓度。

气膜冷却实验中,用于描述射流-主流的气动参数

R_d=ρ_c/ρ_∞(2)

M=ρ_cU_c/ρ_∞U_∞(3)

I=ρ_cU²_c/ρ_∞U²_∞=M²/R_d(4)

式中:R_d为密度比; M为吹风比; I为动量比; ρ_∞与U_∞分别为主流的密度与速度; ρ_c与U_c分别为孔入口处二次气流的密度和速度。

采用文献[16]方法,用热线风速仪,对气膜孔前缘处的主流边界层速度分布进行测量,结果见图4。与典型的湍流边界层分布(Spalding Profile)相比,吻合较好,由此确认实验在湍流条件下开展。主流边界层位移厚度与孔径之比(δ₁·d^-1)为0.2。

实验误差由文献[17]所给出的方法进行计算。鉴于气膜冷却效率通过PSP发出的荧光光强算得,因此误差与光强相关。在置信度为95%的条件下,气膜冷却效率为0.8时,测量误差约为3%; 随着冷却效率的降低,相机测得光强减弱,测量误差增大,在冷却效率为0.2时,测量误差约为15%。

图5～图7分别给出了不同吹风比(M=0.5,1.0,1.5,2.0)和不同密度比(R_d=1.0,1.5)下,3种孔型(SC,DJFC I,DJFC II)在端壁表面的气膜冷却效率分布。如图5(a)所示,在低密度比条件下(R_d=1.0),SC在低吹风比时(M=0.5),气膜孔出口附近的气膜冷却效率偏高。随着吹风比增大(M>0.5),双排圆孔出口均出现气膜覆盖间断的现象,即气膜吹离,造成孔下游一定范围内气膜冷却效率很低; 随着冷却射流回落,下游端壁的气膜效率随着吹风比增加,提升较为明显,即气膜出现了再附着。在叶片前缘,由于马蹄涡引发的边界层流动分离,在低吹风比下(M=0.5),冷却射流难以抵达前缘和压力面附近的端壁; 吹风比提高后(M>0.5),冷却射流的动量逐渐增强,足以穿透马蹄涡后,前缘和压力面附近端壁的气膜覆盖效果逐渐改善。叶栅中后部,由于流动弯转引发的横向压力梯度和通道涡,端壁上的气膜冷却效率呈现明显的不均匀现象,即气膜分布偏向吸力面。特别是在低吹风比下(M=0.5),气膜在叶栅端壁上有近似“三角形”分布,中下游靠近压力面的端壁无法获得冷却; 在较高吹风比下(M=1.0,1.5,2.0),叶栅通道压力面附近端壁的气膜冷却效率逐渐提升。

如图5(b)所示,在R_d=1.5条件下,对于小吹风比(M=0.5),由于动量比(I)降低,气膜出流并未发生明显的吹离现象; 与R_d=1.0相比,气膜冷却效率提高,横向覆盖增强。对于较大吹风比(M=1.0,1.5),相比于R_d=1.0,气膜孔出口附近吹离现象有所减弱,此外,由于动量比降低,射流抵抗通道涡的能力有所减弱,端壁气膜分布更偏向吸力面,中弦及下游压力侧端壁冷却效果减弱,部分区域气膜无法覆盖。对于大吹风比条件(M=2.0),除了孔出口下游吹离现象略有下降外,端壁的大部分区域气膜冷却效率分布与R_d=1.0相似。 DJFC I在低密度比下(R_d=1.0)的端壁气膜冷却效率分布如图6(a)所示。在低吹风比下(M=0.5),靠近气膜孔出口的冷却效率较高; 与SC对比,孔下游横向气膜覆盖有明显提高,与平板上的研究结论相同,主要归因于双孔射流之间形成的“反肾形涡”^[10]。随着吹风比逐渐增大(M>0.5),部分双射流孔,特别是第一排孔也出现了气膜吹离,但整体抵抗吹离的能力明显高于双排圆孔; 叶栅通道的中下游也出现了吹离冷却射流的再附着,气膜整体覆盖随吹风比的变化规律与双排圆孔相似。在叶片前缘附近的端壁气膜冷却效果,与双排圆孔类似,仍然表现马蹄涡及边界层流动分离与射流之间的相互作用,即射流动量较小时(M=0.5),气膜难以覆盖前缘和压力面附近的端壁; 吹风比提高后(M>0.5),这些区域的冷却效果逐渐改善。类似的,在叶栅中后部端壁的气膜覆盖,表现通道涡及压力梯度与射流之间的相互作用,即气膜分布偏向吸力面,在低吹风比条件下更为明显; 与圆孔相比,双射流构型I在较高吹风比下(M=1.0,1.5,2.0),压力面附近端壁的气膜覆盖稍差,主要归因于双射流孔出口的复合角,使射流轴向动量降低,抵御通道涡影响的能力减弱。

DJFC I在R_d=1.5条件下的端壁气膜冷却效率分布如图6(b)所示。通过和R_d=1.0对比发现,密度比的效应体现在:较高吹风比下(M=1.0,1.5,2.0),提高R_d都可以减小双射流孔下游的气膜吹离。此外,M=0.5,1.0时,R_d增大导致气膜冷却效率明显提高,气膜横向覆盖显著改善。M=1.5,2.0时,R_d增大使气膜冷却效率和横向气膜覆盖略有增加,但由于动量比降低,下游压力侧端壁的气膜无法覆盖的面积增大。

DJFC II的端壁气膜冷却效率分布如图7(a)和图7(b)所示。总体来看,吹风比的效应表现为低吹风比时(M=0.5),与DJFC I相似,孔出口下游横向气膜覆盖较SC有所提高。随着吹风比增大(M>0.5),端壁中心的多个气膜孔下游出现了严重的气膜吹离,叶栅通道的中下游由于气膜再附着,整体覆盖特性改善明显。与DJFC I相似,密度比增大的效应表现为抑制孔下游的气膜吹离,增大气膜冷却效率和横向气膜覆盖,端壁下游气膜覆盖更偏向于吸力面。

图8～图 10分别给出了SC,DJFC I和DJFC II在2个密度比条件下(R_d=1.0,1.5),吹风比(M)对端壁表面的横向平均气膜冷却效率(η_ave)的影响。其中x轴坐标(X)使用叶片轴向弦长(c)进行了无量纲化。

如图8所示,对于R_d=1.0条件下的SC,在小吹风比时(M=0.5),由于未发生气膜吹离,气膜孔出口下游区域(0<X·c^-1<0.04),η_ave可达0.17,并沿着流动方向单调减低至0.02(X·c^-1≈1)。而吹风比较大时(M=1.0,1.5,2.0),由于气膜吹离和再附着,沿流动方向η_ave逐渐增大; 随后,由于气膜和主流掺混,η_ave有减小的趋势(特别是M=1.0,1.5)。整体效果,除了气膜孔出口下游的小部分区域,叶栅通道端壁的η_ave随吹风比增大大幅提高。对于R_d=1.5的SC,在较小吹风比范围内(M=0.5,1.0),由于气膜未发生吹离,η_ave沿着流动方向呈现单调减小趋势。吹风比较大时(M=1.5,2.0),由于气膜的吹离/再附着和掺混,η_ave具有先增后减的趋势。

如图9所示,对于R_d=1.0的DJFC I,吹风比较小时(M=0.5,1.0),气膜孔出口下游(X·c^-1≈0)横向平均气膜冷却效率(η_ave)分别可达0.24和0.16,并沿着流动方向单调减低至0.03(X·c^-1≈1)。吹风比较大时(M=1.5,2.0),η_ave沿流动方向先增大后减小。对于R_d=1.5,在较大的吹风比范围内(M=0.5,1.0,1.5),η_ave呈现单调减小趋势,说明气膜吹离并不明显。当M=2.0时,η_ave先增大后迅速下降。

对于DJFC II如图 10所示,2个密度比条件下(R_d=1.0,1.5)的横向平均气膜冷却效率(η_ave)沿流动方向的变化趋势与DJFC I相同,但变化趋势较为平缓,且极值较小。

图 11分别给出了SC,DJFC I和DJFC II在4个吹风比条件下(M=0.5,1.0,1.5,2.0),密度比(R_d)对端壁表面的横向平均气膜冷却效率(η_ave)的影响。图 11中x轴坐标(X)使用叶片轴向弦长(c)进行了无量纲化。如图 11(a)所示,对于较小吹风比条件下(M=0.5,1.0)的SC,R_d增大使气膜孔出口下游至中弦区(X·c^-1<0.7)的广大区域内η_ave增加,但R_d效应沿流动方向逐渐减小。对于M=1.5,如前文所述,R_d提高使气膜孔出口下游一定区域内(0<X·c^-1<0.55)气膜冷却效率及其横向分布增加,因此η_ave增加。此后,由于射流动量比降低,高R_d射流的η_ave反而较低,这与平板上的研究^[10]结论相同。M=2.0时,R_d的效应不明显。

如图 11(b)所示,对于较小吹风比条件下(M=0.5,1.0)的DJFC I,密度比R_d增大使整个端壁的横向平均气膜冷却效率η_ave增加,上游端壁特别显著,但R_d效应沿流动方向逐渐减小。对于较大吹风比(M=1.5,2.0),R_d提高使大部分下游端壁(0<X·c^-1<0.8)η_ave增加,其余部分(X·c^-1>0.8)η_ave减小。

如图 11(c)所示,对于DJFC II,在较小吹风比条件下(M=0.5,1.0),密度比R_d增大使部分下游端壁(0<X·c^-1<0.6)的横向平均气膜冷却效率η_ave增加,且R_d的这一效应沿流动方向递减,现象与DJFC I相同,但趋势较为平缓,且极值较小。当M=1.5时,在0<X·c^-1<0.15的端壁区域,R_d提高使η_ave增加,其余区域η_ave减小。当M=2.0时,R_d的效应并不明显。

图 12在2个吹风比下(R_d=1.0,1.5)对SC,DJFC I和DJFC II的横向平均气膜冷却效率进行了对比。

如图 12(a)所示,R_d=1.0时,总体来看,3种孔型的横向平均效率η_ave变化趋势基本相同。在低吹风比下(M=0.5),DJFC I的η_ave在X·c^-1<0.2的区域,相比SC和DJFC II具有一定优势; 在高吹风比下(M=2.0),在端壁的大部分区域(0<X·c^-1<0.65),DJFC I和DJFC II相比SC优势较为明显。如图 12(b)所示,R_d=1.5时,3种孔型之间的η_ave的差别增大(相比R_d=1.0)。在较小低吹风比下(M=0.5,1.0),DJFC I的η_ave显著高于其他2种孔型,且SC和DJFC II之间差别较小; 在较高低吹风比下(M=1.5,2.0),在端壁的大部分区域(0<X·c^-1<0.8),DJFC I的η_ave仍然最高,随后沿流动方向快速下降。