目前，对于涡轮发动机的沉积研究主要分为2种：实验研究和数值模拟。实验研究主要包括3种：全尺寸发动机沉积实验、加速沉积实验及熔融石蜡颗粒沉积实验。Dunn等[1]分别对TF33涡轮风扇发动机和J57涡轮喷气发动机进行了灰尘环境下的运行实验，观测发动机性能衰退情况。Kim等[2]使用2种不同的火山灰，在真实发动机环境下，研究了燃烧室和高压涡轮叶片处颗粒物的熔化和沉积情况。Jensen等[3]开发了一种涡轮加速沉积设备(TADF)，利用该设备，通过匹配燃气轮机净外来颗粒通过量、颗粒撞击角度、气流的马赫数及温度，可以实现在实验条件下短时间的沉积近似匹配真实发动机的长时间沉积。Bons等[4]利用涡轮加速沉积设备，分别研究了4种不同燃料灰分在有热障涂层(TBC)试件上的沉积情况，研究发现，相比于化石燃料，生物质的燃料(锯末和稻草)所产生的灰分更不易沉积，此外，实验通过扫描电镜发现，颗粒物的捕获率和试件表面的熔融态的沉积层有关。Sundaram等[5]为研究涡轮叶片压力侧端壁处的沉积对涡轮部件气膜冷却的影响开展了实验研究，通过在气膜孔的上游和下游放置障碍物，研究了不同沉积区域对气膜冷却的影响，同时还研究了沉积情况下，冷却气流流量对冷却效率的影响。Crosby等[6]利用涡轮加速沉积设备，通过匹配高压涡轮第一级叶片气体的温度和速度，研究了颗粒物粒径、主流温度、金属试件温度对2种不同发动机燃料的灰分在热障涂层上的沉积的影响，实验发现，较大直径的颗粒捕获更高，在4 h的实验中，较大颗粒造成了热障涂层的显著脱落，还发现随着冷却水平的提高，热障涂层损伤随之减弱。Ai等[7]在涡轮加速沉积设备的基础上，研究了不同粒径和气膜孔沟槽配置对气膜孔附近沉积的影响，实验中颗粒物表面的温度云图通过相机的RGB信号测量获得，实验发现，较小颗粒更容易牢固地沉积在试件表面，但是较小颗粒的捕获效率要比较大颗粒低，尤其是在较小的吹风比下，此外，沟槽设计提高了气膜冷却效率，但同时沟槽也更易捕获颗粒物。Smith等[8]开发了针对叶栅通道的沉积实验设备(TuRFR)，该设备与涡轮加速沉积设备类似，能够产生很高的温度，利用该设备，对真实涡轮导向器处的沉积进行了相关研究，实验表明，颗粒物的沉积与主流温度有密切的关系，降低主流温度可以显著减少颗粒物的沉积，研究还发现沉积后，叶片尾缘处的粗糙度变化最大。
Lawson和Thole[9]开发了一种针对涡轮叶片中的石蜡喷涂装置，该装置利用石蜡随温度变化而发生的相态变化来模拟发动机中颗粒物的相变，实验主要研究了涡轮导向器端壁处的沉积对气膜冷却的影响，实验表明，端壁处沉积对气膜冷却影响很大，由于沉积而导致的气膜冷却效率衰减最大可达30%。Lawson团队[9-10]利用石蜡沉积设备，研究了开槽气膜孔在沉积环境下的冷却效率变化，采用了3种不同的开槽气膜孔，实验发现，在槽深为气膜孔径的0.8倍时，气膜冷却效率最高，受到沉积的影响也最小，在动量通量比为0.23时，沉积后开槽的气膜孔冷却效率要比未开槽少下降15%。Albert和Bogard[11]开发了一种类似的石蜡沉积设备，该设备选用石蜡颗粒，通过将石蜡颗粒加热至熔融态，来近似模拟发动机内部的颗粒物，利用石蜡颗粒，通过匹配真实发动机中颗粒物的斯托克斯数，来模拟颗粒物的运动轨迹。Albert和Bogard[11]通过实验发现，在冷却射流之间的位置产生最厚的沉积物，同时，叶片表面温度对沉积有很大影响，较低的表面温度可以抑制沉积的生长，并且存在阈值温度，当温度超过该阈值时，沉积厚度显著增大。Albert团队[11]研究了叶片压力侧气膜冷却在沉积环境下的变化，实验中采用了和实际叶片Biot数相同的试件，以及标准的圆柱形气膜孔和开槽气膜孔，实验发现，开槽气膜孔的槽内会产生较明显的沉积覆盖，但相比于冷却射流之间的沉积厚度要小。Ai等[12]利用涡轮加速沉积设备研究了孔间距、热障涂层对沉积的影响，实验结果表明，相比于裸金属，在热障涂层上的沉积物更加坚韧，更难除去，另外，沉积受孔间距的影响并不明显，但受吹风比的影响很大。
国内对相关研究开展较晚，杨晓军和祝佳雄[13]通过不同主流问题和粒径对此进行了研究，裴钰[14]在后续研究中提出了改进的沉积模型。刘振侠等[15]对不同迎角和来流浓度等进行了相关的实验研究。张靖周等[16]主要对气膜孔阻塞对气膜冷却及沉积的影响进行了研究。随着环境的恶化及目前航空燃油的不易替代性，沉积仍是影响飞行安全的因素之一，其中，涡轮叶片前缘的沉积十分严重。本文主要对涡轮叶片的沉积及气膜冷却进行了实验研究，探讨不同因素对沉积和冷却效率的影响，为气膜孔的相关设计提供参考。
1 实验装置及数据处理方法 1.1 实验装置 实验利用小型开式风洞设备，搭载颗粒物发生装置，近似模拟发动机的污染物沉积过程，实验装置如图 1所示。实验台主要包括主流系统、冷却气流系统、颗粒物发生系统及数据采集系统。在主流系统中，由于鼓风机的吸力，外界空气被吸入主流系统的管道中，并进入加热罐中加热，实验从而获得较高温的主流气体，其中主流流速为3 m/s，主流温度控制在55~65℃；在冷却气流系统中，空气进入压缩机后压力升高至0.4 MPa，后进入恒温冷却箱进行充分冷却，冷却气流流速为2.65 m/s，冷却气流温度为25℃。颗粒物发生系统中，石蜡由加热罐加热至液态后，由气动双隔膜泵泵入石蜡雾化喷嘴，石蜡最终由喷嘴进入流道和主流空气掺混，其中雾化喷嘴直径为0.6 mm。
 |
| 图 1 实验装置图 Fig. 1 Experimental device |
| 图选项 |
采用空心圆柱形状实验件近似模拟涡轮叶片前缘，实验件示意图如图 2所示。实验件的气膜孔孔径为D，射流角度为α，孔间距为p，气膜孔间距比为p/D=3.2，实验件长L=185 mm，实验件外径D1=27 mm，内径D2=19 mm，气膜孔排间角度β=30°。
 |
| 图 2 圆柱实验件示意图 Fig. 2 Sketch map of cylinder experimental piece |
| 图选项 |
1.2 红外热像仪发射率校准 实验中，为确保实验件表面沉积物的完整性，温度测量采用无接触式的红外热像仪测温法，实验所采用的红外热像仪为NEC公司的R300SR型，测温范围为-40~500℃，测量精度为±1℃。在测温过程中，为减弱外界的影响，红外热像仪的镜头前加装ZnSe窗口。另外，实验件也进行了氧化发黑的处理，以此保证实验件表面发射率尽可能接近1。为保证红外测温的准确性，实验前要进行温度标定，实验件表面同一位置的温度通过红外热像仪和K型热电偶2种方式测得，对应的方差分别为0.03和0.08，对2种方式获得的温度数据进行对比和拟合，获得的温度标定曲线如图 3所示。
 |
| 图 3 红外热像仪温度标定曲线 Fig. 3 Temperature calibration curve of thermal infrared imager |
| 图选项 |
1.3 颗粒物沉积模拟与分析 在颗粒物沉积方面，实验采用58号石蜡作为模拟颗粒，并从颗粒物的运动轨迹和颗粒物的相态变化两方面对颗粒物进行了模拟。
在颗粒物的运动轨迹方面，Davidson等[17]在研究发动机内部的颗粒物时，通过匹配斯托克斯数(Stk)，来近似发动机实际颗粒物的运动轨迹。斯托克斯数的定义式为
 | (1) |
式中：ρp为颗粒密度；dp为颗粒粒径；up为颗粒速度；μ为动力黏度；lc为特征长度。
Lawson和Thole[9]对航空发动机内部的颗粒物进行了分析和研究，发现其斯托克斯数在0.004~40之间。在本文实验中，为了更准确地匹配颗粒物的斯托克斯数，实验通过电子显微镜对通入主流中的石蜡颗粒的粒径进行了测量和汇总，沉积的石蜡颗粒在扫描电镜下的形貌如图 4所示。图 5为石蜡颗粒沉积粒径分布。可知，实验中的石蜡颗粒直径dp=1~120 μm，其中，颗粒粒径主要分布在10~20 μm。
 |
| 图 4 石蜡颗粒物扫描电镜图 Fig. 4 SEM of paraffin particles |
| 图选项 |
 |
| 图 5 石蜡颗粒沉积粒径分布 Fig. 5 Particle size distribution of paraffin deposition |
| 图选项 |
表 1为颗粒物性和缩放参数对照。可知，实验中斯托克斯数范围在0.003~40，与真实发动机的0.004~40基本吻合。因此，实验中石蜡颗粒的随流特性满足近似匹配发动机中颗粒物的随流性，颗粒物在接触到实验件时的运动方向也得以模拟，进而模拟了真实情况下颗粒物的撞击概率。
表 1 颗粒物性和缩放参数对照 Table 1 Contrast of particle properties and scaling parameters
| 参数 | 发动机 | 实验 |
| 颗粒粒径/μm | 0.1~10 | 1~120 |
| 颗粒密度/(kg·m-3) | 1 980[4] | 900 |
| 颗粒速度/(m·s-1) | 93[9] | 3 |
| 动力黏度/(kg·(m·s)-1) | 5.55×10-5 | 1.82×10-5 |
| 气膜孔直径/mm | 0.5 | 3 |
| 熔解潜热/(J·kg-1) | 650 000[18] | 234 720 |
| 比热容/(J·(kg·K)-1) | 730[19] | 2 090 |
| 颗粒固化温度/K | 1 533[20] | 331.15 |
| 主流温度/K | 1 500[21] | 328.15 |
| 颗粒初始温度/K | 1 593[21] | 373.15 |
| 颗粒输运长度/m | 0.26 | 1.5 |
| Stk | 0.004~40 | 0.003~40 |
| TSP | 0.012~1.2 | 0.02~2.8 |
表选项
在颗粒物的相态变化方面，研究将颗粒物的相态变化近似分为2个过程。当颗粒物进入主流后，第1个过程是颗粒物向主流散热，温度随时间成指数式降低，直至温度降至固化温度，石蜡颗粒的初始温度和固化温度如表 1所示；第2个过程是颗粒物保持温度不变，自身的熔解潜热向主流释放，直到全部释放。2个过程所需要的时间分别用t1和t2表示:
 | (2) |
 | (3) |
式中：Cp为颗粒物的比热容；Vp为颗粒物的体积；Ap为颗粒物的表面积；h为对流换热系数；Tp, s为颗粒固化温度；Tp, i为颗粒初始温度；T∞为主流温度；hfus为颗粒的熔解潜热。
颗粒物的固化时间和颗粒物输运的时间值之比，即为可以描述颗粒物物态变化的热缩放系数(TSP)，TSP的计算公式如下：
 | (4) |
式中：Lp为颗粒物进入主流运动后的运动距离；U∞为颗粒物的运动速度，在计算时近似等于主流的速度。通过改变颗粒行程，来调整TSP的范围。
1.4 数据处理 1) 气膜冷却效率
实验研究着重关注沉积对气膜冷却的影响，为对实验件的气膜冷却效果进行较为准确的比较，采用气膜冷却效率来准确反映气膜冷却的效果。气膜冷却效率[22]是反映气膜冷却效果的重要参数，其表达式为
 | (5) |
式中：Taw为理论的绝热壁温；T2为冷却气流温度。
在实验过程中，实验段采用保温隔热装置包裹，将实验段与外界空气隔离，尽量减少与外界的换热。实验中气膜冷却效率公式为
 | (6) |
式中：Tw为实验件的壁面温度。
气膜冷却效率表示了气膜冷却的效果。η值越高，冷却效果越好。
2) 沉积率
为了定量衡量颗粒物在实验件表面的沉积情况，实验采用沉积率C这一参数。沉积率显示了有多少质量的颗粒物沉积在实验件的表面。沉积率的定义式如下：
 | (7) |
式中：md为沉积在实验件表面的颗粒物的总质量；mt为进入主流的颗粒物的总质量。其中，md可通过实验前后实验件的质量作差获得，mt根据颗粒物的粒径分布计算获得。
3) 吹风比
通过气膜孔的冷却气流流量直接影响冷却气流和主流的掺混形式，进而影响壁面的冷却效果，吹风比是气膜冷却的常用术语，其意义是冷却气流和主流的密流比。
 | (8) |
式中：ρc为冷却气流的密度；uc为冷却气流的速度；ρ∞为主流的密度；u∞为主流的速度。
1.5 误差分析 实验主要对温度和质量进行测量。对于温度测量，实验主要采用红外热像仪和热电偶2种方式，热电偶采用K型，实验误差为±0.1℃。实验件表面温度主要由红外热像仪测量，测量误差为±1℃。实验中主流气体和冷却气流气体的温度由热敏风速仪测量，其误差为±1℃。质量数据主要由电子天平秤获得，精度为0.01 g。根据误差传递原理，气膜冷却效率和沉积率的合成标准不确定度分别为10%和8.2%。
2 实验结果及分析 2.1 不同主流温度对沉积的影响 在发动机运行过程中，涡轮叶片表面的颗粒物沉积受到多因素的影响，其中燃气温度是最主要的影响因素之一。实验观测了主流温度对沉积的影响，主流温度设定为50℃、55℃、60℃、65℃，沉积时间设定为2 min。沉积后的实验件表面形貌如图 6所示。
 |
| 图 6 不同主流温度下石蜡颗粒沉积形貌图 Fig. 6 Morphology of paraffin particle deposition at different mainstream temperatures |
| 图选项 |
由图 6可知，在主流温度为50℃时，石蜡颗粒的沉积明显，根据显微图像可知，颗粒物的状态为固态，颗粒形状大多数为球形。主流温度为55℃时，石蜡覆盖更加致密，且显微图像显示，颗粒物的状态为熔融状态，形状多为不规则形状。主流温度为60℃时，石蜡沉积覆盖稀疏，颗粒物多为较大的颗粒物。主流温度为65℃时，石蜡颗粒物全为液态，沉积后的表面光滑透明，显微图像表明，液态颗粒物在实验件表面存在流动的现象。通过比较不同温度的实验结果可知，主流温度从50℃到65℃，沉积在实验件实验件表面的颗粒物从固态球形逐渐变为液态不规则形，沉积的覆盖程度先增大后变小。
图 7为不同主流温度下的沉积率数据。可知，主流温度为60℃时，沉积率最高，为4.14%，主流温度为50℃时，沉积率最低，为2.71%，两者相差1.43%。同时，温度在60℃以上时的沉积率要高于60℃以下的沉积率，这主要是因为石蜡的融化温度为58℃，主流温度在58℃以上，热缩放系数均大于1，即颗粒物始终处于熔融态或液态，黏性较大，因此在高温情况下的沉积率较低温情况要高。相比于60℃，主流温度在65℃时的沉积率偏低，这主要是因为颗粒物在输运过程中大部分为液态，这导致大量颗粒物在未运动至实验件时即黏附在实验段的壁面上。而对于60℃以下的2种主流温度，温度越高，石蜡颗粒物的黏性越高，当颗粒物和实验件发生碰撞时黏附的概率就越高，沉积率就越高。
 |
| 图 7 沉积率随主流温度的变化 Fig. 7 Deposition rate varying with mainstream temperature |
| 图选项 |
2.2 气膜孔射流角度对气膜冷却和沉积的影响 实验研究了气膜孔在不同射流角度下，沉积率和气膜冷却的变化规律。实验采用孔径为3 mm的圆柱形气膜孔实验件，吹风比M=1，颗粒物沉积时间为2 min。图 8分别为25°、45°、65°三种不同射流角度下实验件沉积前后的形貌。
 |
| 图 8 不同射流角度下气膜冷却圆柱表面沉积前后形貌图 Fig. 8 Morphology of film cooling cylinder surface before and after deposition at different jet angles |
| 图选项 |
从图 8中观察到，在气膜孔的下游，沉积覆盖量明显减少。这主要是由于冷却气膜的形成，冷却气流在壁面处的剪切速度会改变较小颗粒物的运动轨迹，且冷却气流温度较低，降低了颗粒物的温度，从而使颗粒物的黏度降低，黏附概率下降。此外，气膜孔附近的沉积减少区域和气膜孔出口的射流方向存在一定的夹角，主要原因是: 在主流的作用下，冷却射流流线沿着壁面向主流方向偏转，进而导致沉积较少的区域出现在气膜孔的斜后方。滞止线处的冷却气膜偏转程度要比两侧的气膜孔小，主要原因是：在壁面滞止线处的主流气流方向是垂直于壁面，周向流动的影响较上下两排气膜孔处小。
图 9为3种不同气膜孔射流角度下的气膜冷却效率云图。图中横坐标表示测温点距气膜孔的距离X和孔径D(3 mm)之比。可以观察到，滞止线处气膜孔出口处的气膜冷却效率最高，在每两气膜孔之间，气膜冷却效率随X/D的增大而减小。根据沉积后的云图发现，从气膜孔内射出的冷却射流的轨迹发生了偏转，并且随着射流角度的减小，y轴方向速度分量越小，与主流掺混后，更易发生贴近壁面的折转，从而更好地附在圆柱表面。相同气膜孔位置处，当射流角度为25°时，气膜冷却的效果最好，通过冷却效率云图可见，冷却气膜的区域较其他2种角度更大，同时气膜覆盖区域的冷却效率较另2种工况更高。综上，射流角度不断增大，气膜覆盖区域逐渐变小，气膜覆盖区域的气冷效率也更低。
 |
| 图 9 不同射流角度下气膜冷却圆柱表面沉积前后气膜冷却效率云图 Fig. 9 Contour of film cooling efficiency before and after deposition of film cooling cylinder surface at different jet angles |
| 图选项 |
图 10给出了不同气膜孔射流角度下，沉积前滞止线处气膜冷却效率的曲线。图 11为沉积条件下，滞止线处的气膜冷却效率曲线。由图 10和图 11可以看出，在两气膜孔之间，无论射流角度大小，气膜冷却效率基本是随X/D增大而减小，同时气膜冷却效率的整体趋势也是随X/D的增大而减小。主要原因是: 冷却气流通过每个气膜孔之后流量都会有所衰减，导致在X/D越大位置的气膜孔，冷却气流压力越小，冷却气流流量减小，气膜冷却效率降低。无论沉积前还是沉积后，在大部分位置，射流角度为25°时的气膜冷却效率均最高，射流角度为65°的气膜冷却效率最低，无沉积条件下，两者最大相差5.6%，在沉积后，最大相差6.8%。沉积前后，在相同位置，相同工况下气膜冷却效率最大相差11.6%。由图 10可得，在测温点X/D=10、11、12处，射流角度为65°的气膜冷却效率要比45°时的高，主要原因可能是65°的气膜孔喷出的冷却气流在主流的压迫下产生了偏转度较小的气膜覆盖，并在气膜孔的四周产生了气膜覆盖，在气膜孔X/D方向产生了较好的气膜冷却效果，此现象可通过沉积后的形貌图来观察，如图 8的A区域，在气膜孔周围，有一圈沉积减弱区。由图 11可得，在测温点X/D=4、7、10位置处，射流角度45°的冷却效率要比射流角度25°的高，主要原因是25°的气膜孔出口面积较大，冷却气流在气膜孔处偏转较大，在相同的冷却气流流量下，沿X/D方向的冷却气流流量较45°的小，气膜效果较差。
 |
| 图 10 沉积前不同射流角度下滞止线上的气膜冷却效率曲线 Fig. 10 Film cooling efficiency curves of stagnation line at different jet angles before deposition |
| 图选项 |
 |
| 图 11 沉积后不同射流角度下滞止线上的气膜冷却效率曲线 Fig. 11 Film cooling efficiency curves of stagnation line at different jet angles after deposition |
| 图选项 |
图 12为沉积率随射流角度变化的曲线。可知，沉积率随着射流角度的增大而升高，射流角度为65°时的沉积率最大，为0.81%，射流角度为25°时沉积率最小，为0.41%，两者相差0.4%。相对于45°、65°，25°的射流角度产生的气膜范围更大，冷却效果更好，根据相同孔径不同射流角度的无沉积情况下的实验，25°射流角度下实验件的温度为43.7℃，低于45°时的44.7℃及65℃时的44.6℃，25°的实验件表面温度更低，从而当有颗粒撞击时，颗粒物和实验件表面碰撞之后的黏附概率较另外2种射流角度低。同时，射流角度越贴近实验件表面，冷却气流所产生的剪切力越大，从而导致将要撞向实验件的较小颗粒物，运动轨迹发生改变，从而随主流继续运动而不发生碰撞，而较大的颗粒物在黏附之后，在主流和冷却气流的双重剪切力的作用下可能会发生剥离现象。
 |
| 图 12 沉积率随射流角度的变化 Fig. 12 Deposition rate varying with jet angle |
| 图选项 |
2.3 气膜孔孔径对气膜冷却和沉积的影响 实验研究了气膜孔不同孔径下，气膜冷却效率和沉积率的变化规律。在保持气膜孔间距比一定的情况下，分别对1.5、3、4.5 mm三种孔径大小的圆柱实验件进行实验，其中射流角度α=25°，吹风比M=1，沉积时间为2 min。
图 13为不同气膜孔孔径的实验件沉积前后的形貌图。观察可知，无论孔径大小，滞止线处的气膜孔产生的气膜覆盖均不明显，在滞止线上下两排气膜孔产生的气膜分别向上下2个方向偏转，其中孔径为1.5 mm的气膜孔产生的气膜偏转程度最小，孔径越大，气膜形成的区域越偏离射流方向，孔径为4.5 mm时的偏转角度约为90°。
 |
| 图 13 不同气膜孔孔径下气膜冷却圆柱表面沉积前后形貌图 Fig. 13 Morphology of film cooling cylinder surface before and after deposition at different film pore diameters |
| 图选项 |
图 14为气膜冷却条件下的气膜冷却效率云图。横坐标是测温点距气膜孔的距离X与气膜孔D(4.5 mm)的比值。观察可知，沉积前后实验件温度差异明显，在相同位置处温度相差2~3℃。孔径为4.5 mm的气膜孔产生的气膜最为明显，且单个气膜延伸范围最广，孔径越小，单个气膜覆盖区域越小。
 |
| 图 14 不同气膜孔孔径下气膜冷却圆柱表面沉积前后气膜冷却效率云图 Fig. 14 Contour of film cooling efficiency before and after deposition of film cooling cylinder surface at different film pore diameters |
| 图选项 |
图 15为无沉积情况下滞止线上的气膜冷却效率的曲线。
 |
| 图 15 沉积前不同气膜孔孔径下滞止线上的气膜冷却效率曲线 Fig. 15 Film cooling efficiency curves of stagnation line at different film pore diameters before deposition |
| 图选项 |
图 16为沉积情况下滞止线上的气膜冷却效率的曲线。可知，气膜冷却效率的变化趋势受沉积影响较小，沉积前和沉积后，在两气膜孔之间，距离气膜孔越近，冷却效率都是更高。在同一测温点，由于沉积后沉积物的影响，沉积后的气膜冷却效率更低。在相同位置，气膜冷却效率在沉积前比沉积后最多高出10.4%。无论沉积与否，孔径为4.5 mm时的气膜冷却效率最高，孔径为1.5 mm的次之，孔径为3 mm的气膜冷却效率最小。在相同位置，无沉积情况下，4.5 mm气膜冷却效率比3 mm的气膜冷却效率最大高3.6%。沉积情况下，两者相差最大为3.2%。
 |
| 图 16 沉积后不同气膜孔孔径下滞止线上的气膜冷却效率曲线 Fig. 16 Film cooling efficiency curves of stagnation line at different film pore diameters after deposition |
| 图选项 |
图 17为沉积率随气膜孔孔径变化的曲线。可知，在射流角度为25°的情况下，气膜孔孔径为1.5 mm时，沉积率最大，为0.72%，气膜孔孔径为3 mm时，沉积率最小，为0.41%，两者相差0.31%。由此可见，虽然孔径为1.5 mm时，气膜孔的数量较多，但沉积率较高，气膜孔对颗粒物的沉积抑制作用较差。
 |
| 图 17 沉积率随气膜孔孔径的变化 Fig. 17 Deposition rate varying with film pore diameter |
| 图选项 |
3 结论 本文实验通过研究颗粒物在圆柱状实验件表面的沉积情况，得到以下结论：
1) 主流温度对颗粒物的沉积形貌有较大影响，主流温度在50℃时，实验件表面沉积物多为固态球形；在55℃时，沉积物为不规则熔融状态；随着温度继续升高至60℃、65℃时，沉积的覆盖变稀疏，在65℃时，沉积表面颗粒物存在明显的流动现象。沉积率随温度先增大后变小，沉积率在60℃时最高，为4.14%。
2) 随着射流角度增大，在滞止线处的气膜冷却效率下降，沉积前，射流角度25°时的气膜冷却效率比65°的最多高2%，沉积后最大高5.6%。此外，沉积率随射流角度的增大而升高，最高值和最低值相差0.4%。
3) 随着孔径增大，单个气膜孔的气膜覆盖区域增大。无论沉积与否，在滞止线处，气膜孔孔径为4.5 mm的气膜冷却效率最高，1.5 mm的次之，3 mm的最差。沉积前后，气膜冷却效率最大相差10.4%。相同位置，沉积前后，孔径4.5 mm时的冷却效率比3 mm最大相差3.6%和3.2%。同时，沉积率随孔径先减小后增大，在孔径为3 mm时最低，最低为0.41%，在孔径为1.5 mm时，沉积率最高，为0.72%。
4) 在圆柱实验件表面，冷却气膜会由于主流的影响而发生偏转。在滞止线处，两气膜孔之间的气冷效率随X/D的增大而降低。
参考文献
| [1] | DUNN M G, PADOVA C, MOLLER J E, et al. Performance deterioration of a turbofan and a turbojet engine upon exposure to a dust environment[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 1987, 109(3): 336-343. DOI:10.1115/1.3240045 |
| [2] | KIM J, DUNN M G, BARAN A J, et al. Deposition of volcanic materials in the hot sections of two gas turbine engines[C]//ASME 1992 International Gas Turbine and Aeroengine Congress and Exposition. New York: ASME, 1992: V003T05A001. |
| [3] | JENSEN J W, SQUIRE S W, BONS J P, et al. Simulated land-based turbine deposits generated in an accelerated deposition facility[J]. Journal of Turbomachinery, 2005, 127(3): 462-470. DOI:10.1115/1.1860380 |
| [4] | BONS J P, CROSBY J, WAMMACK J E, et al. High-pressure turbine deposition in land-based gas turbines from various synfuels[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2007, 129(1): 135-143. DOI:10.1115/1.2181181 |
| [5] | SUNDARAM N, BARRINGER M D, THOLE K A. Effects of deposits on film cooling of a vane endwall along the pressure side[J]. Journal of Turbomachinery, 2008, 130(4): 041006. DOI:10.1115/1.2812332 |
| [6] | CROSBY J M, LEWIS S, BONS J P, et al. Effects of temperature and particle size on deposition in land based turbines[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2008, 130(5): 051503. DOI:10.1115/1.2903901 |
| [7] | AI W, LAYCOCK R G, RAPPLEYE D S, et al. Effect of particle size and trench configuration on deposition from fine coal flyash near film cooling holes[J]. Energy & Fuels, 2011, 25(3): 1066-1076. |
| [8] | SMITH C, BARKER B, CLUM C, et al. Deposition in a turbine cascade with combusting flow[C]//ASME Turbo Expo 2010: Power for Land, Sea, and Air. New York: ASME, 2010: 743-751. |
| [9] | LAWSON S A, THOLE K A. Simulations of multiphase particle deposition on endwall film-cooling[J]. Journal of Turbomachinery, 2012, 134(1): 011003. DOI:10.1115/1.4002962 |
| [10] | LAWSON S A, THOLE K A. Simulations of multiphase particle deposition on endwall film-cooling holes in transverse trenches[J]. Journal of Turbomachinery, 2012, 134(5): 051040. DOI:10.1115/1.4004756 |
| [11] | ALBERT J E, BOGARD D G. Experimental simulation of contaminant deposition on a film-cooled turbine vane pressure side with a trench[J]. Journal of Turbomachinery, 2013, 135(5): 051008. DOI:10.1115/1.4007821 |
| [12] | AI W, MURRAY N, FLETCHER T H, et al. Effect of hole spacing on deposition of fine coal flyash near film cooling holes[J]. Journal of Turbomachinery, 2012, 134(4): 041021. DOI:10.1115/1.4003717 |
| [13] | 杨晓军, 祝佳雄. 涡轮叶栅通道内颗粒物沉积过程的数值模拟[J]. 航空学报, 2017, 38(5): 31-42. YANG X J, ZHU J X. Numerical simulation of particle deposition process inside turbine cascade[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2017, 38(5): 31-42. (in Chinese) |
| [14] | 裴钰. 燃气轮机涡轮叶片表面污染物沉积模型研究[D]. 天津: 中国民航大学, 2015. PEI Y. Research of deposition model on blade surface of gas turbine[D]. Tianjin: Civil Aviation University of China, 2015(in Chinese). |
| [15] | 张斐, 刘振侠, 刘振刚, 等. 不同来流条件对涡轮叶片表面颗粒沉积影响的实验研究[J]. 推进技术, 2019, 40(7): 1536-1545. ZHANG F, LIU Z X, LIU Z G, et al. Experimental simulation of particle deposition on turbine blade surface with different free stream conditions[J]. Journal of Propulsion Technology, 2019, 40(7): 1536-1545. (in Chinese) |
| [16] | 黄珂楠, 张靖周, 郭文. 气膜孔内局部堵塞对气膜冷却特性的影响[J]. 航空动力学报, 2014, 29(6): 1330-1338. HUANG K N, ZHANG J Z, GUO W. Effect of partial blockage inside film hole on film cooling characteristics[J]. Journal of Aerospace Power, 2014, 29(6): 1330-1338. (in Chinese) |
| [17] | DAVIDSON F T, KISTENMACHER D A, BOGARD D G, et al. A study of deposition on a turbine vane with a thermal barrier coating and various film cooling geometries[J]. Journal of Turbomachinery, 2012, 136(4): 1769-1780. |
| [18] | LI R, WANG L, YANG T, et al. Investigation of MSWI fly ash melting characteristic by DSC-DTA[J]. Waste Management, 2007, 27(10): 1383-1392. DOI:10.1016/j.wasman.2006.11.017 |
| [19] | KRISHNAIAH S, SINGH D N. Determination of thermal properties of some supplementary cementing materials used in cement and concrete[J]. Construction and Building Materials, 2006, 20(3): 193-198. DOI:10.1016/j.conbuildmat.2004.10.001 |
| [20] | WANG Q, TIAN S, WANG Q, et al. Melting characteristics during the vitrification of MSWI fly ash with a pilot-scale diesel oil furnace[J]. Journal of Hazardous Materials, 2008, 160(2-3): 376-381. DOI:10.1016/j.jhazmat.2008.03.043 |
| [21] | DENNIS R A, SHELTON W W, LE P. Development of baseline performance values for turbines in existing IGCC applications[C]//ASME Turbo Expo 2007: Power for Land, Sea, and Air. New York: ASME, 2007: 1017-1049. |
| [22] | 刘晓红, 罗翔, 陶智. 大小孔交替排列对气膜冷却效率的影响[J]. 北京航空航天大学学报, 2010, 36(11): 1271-1274. LIU X H, LUO X, TAO Z. The effect of alternate arrangement of big and small holes on film cooling efficiency[J]. Journal of Beijing University of Aeronautics and Astronautics, 2010, 36(11): 1271-1274. (in Chinese) |
