特定の種類のガスタービンのタービンブレードの冷却効果に対する熱遮断コーティングの影響メカニズムに関する研究

タービンブレード上の熱遮断塗層の断熱効果と温度分布法則を取得するために、内部冷却構造を持つ特定種類のガスタービン高圧タービン可動ブレードが基本モデルとして使用されました。ガス-熱結合法により、熱遮断塗層保護付きおよびなしの高圧タービン可動ブレードの冷却効果が数値的に計算され、熱遮断塗層の厚さを変えることで、熱遮断塗層がブレード熱伝達に与える影響が研究されました。研究は、熱遮断塗層を施した後、ブレードの温度が大幅に低下し、リーディングエッジに近づくほど温度降下が大きくなり、圧力面での温度降下は吸力面よりも大きいことを発見しました。厚さ0.05〜0.2 mmの熱遮断塗層は、ブレード金属表面の平均温度を21〜49℃低減できます。塗層の厚さが増加すると、ブレード金属内部の温度分布がより均一になります。

ガスタービンの開発において、エンジンの出力と熱効率を向上させるために、タービン入口温度も上昇しています。タービンブレードは高温ガスの影響を受けます。タービン入口温度がさらに上昇すると、空冷だけでは要求を満たせなくなります。サーマルバリアコーティングは、材料の耐高温性と耐食性を向上させる有効な手段として、ますます使用されるようになっています。

熱障壁コーティングは通常、プラズマ炎スプレーまたは電子ビーム蒸着によってブレード表面に接着されます。これらには高融点と熱ショックに対する耐性があり、タービンブレードの酸化および熱腐食に対する抵抗能力を向上させ、ブレード温度を低下させ、ブレードの耐用年数を延ばす特性があります。アリザデーらは、ガス熱結合数値シミュレーションによって0.2mmの熱障壁コーティングの断熱効果を研究しました。その結果、ブレードの最高温度が19K低下し、平均温度が34K低下することが示されました。プラパモントンらは、熱障壁コーティングブレードの冷却効率に対する乱流強度の影響を研究しました。その結果、熱障壁コーティングはブレード表面の総合冷却効率を16%から20%向上させ、ブレードの後縁では8%向上させることが示されました。朱健らは、熱力学的視点からコーティングされたブレードの一次元定常モデルを確立し、熱障壁コーティングの断熱効果を理論的に解析および計算しました。史莉らは、熱障壁コーティング付きC3Xの数値研究を行いました。0.3mmのセラミック層は、ブレード表面温度を72.6K低下させ、総合冷却効率を6.5%向上させます。熱障壁コーティングは、ブレード表面の冷却効率分布に影響を与えません。周紅如らは、熱障壁コーティング付きタービンブレードの前縁に関する数値研究を行いました。その結果、熱障壁コーティングは金属ブレードの動作温度とブレード内の温度勾配を低減するだけでなく、入口のホットスポットによる熱ショックを一定程度防ぐことができます。楊小光らは、ブレードの内外面の熱伝達係数を与えることで、熱障壁コーティング付きガイドバンの二次元温度場分布と応力を計算しました。王麗萍らは、複合冷却構造を持つタービンガイドバンについて、三次元気熱結合解析を行い、コーティング厚さとガス放射がコーティング温度場に与える影響を研究しました。劉建華らは、内部で熱伝達係数を設定し、外部で気熱結合を行うことで、マルチレイヤー熱障壁コーティングを持つマークII冷却ブレードの断熱効果を分析しました。

1.計算方法

1.1計算モデル

サーマルバリアコーティングは、高温ガスとブレード合金基板の表面の間に位置し、金属結合層と熱絶縁セラミック層で構成されています。その基本的な構造は図1に示されています。計算モデルを作成する際、サーマルバリアコーティング構造内の熱伝導率が高い結合層は無視され、熱伝導率が低い熱絶縁セラミック層のみが考慮されます。

図2は、熱バリアコーティングが施された後のブレードモデルを示しています。このブレードにはマルチチャネルの回転冷却構造があり、前縁に2つの排気フィルム冷却孔、後縁には中央スリット構造、そしてブレードトップにはH字型の溝構造が備わっています。熱バリアコーティングはブレード本体と下部エッジプレート表面のみに噴霧されています。ブレード根元以下の温度は低く、研究の焦点ではないため、計算モデルを設定する際に計算グリッド数を減らすために、根元以下の部分は無視され、図3に示されるような計算領域モデルが構築されました。

1.2 数値計算方法

タービン冷却翼の内部形状は比較的複雑であり、構造化グリッドを使用するのは困難です。非構造化グリッドを使用すると計算量が大幅に増加します。この点に関して、本論文ではポリヘドロングリッドジェネレーターを使用して翼とガス領域をメッシュ化しました。メッシュ分割について、メッシュモデルは図4に示されています。

計算モデルにおいて、熱障壁コーティングの厚さは非常に小さく、翼壁の厚さの1/10以下です。このため、本論文では薄層メッシュジェネレーターを使用して熱障壁コーティングを3層の多角柱状メッシュに分割しました。薄層メッシュの層数は独立であることが確認されており、薄層メッシュの層数は翼の温度場にほとんど影響を与えません。

流体領域では、Reynolds平均Navier-Stokes方程式（RANS）の乱流モデルとして、Realizable K-Epsilon Two-Layerモデルが採用されています。このモデルは、全体のy+壁面におけるメッシュ処理に更大的な柔軟性を提供します。これは、細かいメッシュ（つまり、低レノルズ数型または低y+メッシュ）だけでなく、1＜y+＜30の中間メッシュを最も正確に処理でき、安定性、計算コスト、精度のバランスを効果的に取ることができます。

1.3境界条件

ガス入口は総圧停滞入口として設定され、冷却空気入口は質量流量入口として設定され、出口は静圧出口として設定されます。ガスチャネル内のコーティング面は流体-固体結合面として設定され、コーティングとブレード金属面は固体インターフェースとして設定され、チャネルの両側は回転周期として設定されます。冷気とガスの両方は理想的な気体であり、ガスの比熱および熱伝導率はサザーランド式を使用して設定されます。対応する計算境界条件は次の通りです：ガスチャネルの主流入口の総圧は2.5 MPa、入口温度分布は径方向温度勾配を持ち、図5に示されています。ブレード内の冷チャネルの冷気入口流量は45 g/s、全温度は540℃、出口圧力は0.9 MPaです。ブレード材料はニッケルベース単結晶高温合金であり、この材料の熱伝導率は温度に応じて変化します。既存の材料において、熱バリアコーティングは一般的に温度による熱伝導率の変化が小さい安定したイットリアジルコニア（YSZ）材料またはジルコニア（ZrO2）を使用しており、計算では熱伝導率を1.03 W/(m・K)に設定しました。

2 計算結果の分析

2.1 ブレード表面温度

図6と図7は、それぞれ無塗層ブレードの表面温度分布と、異なる塗層厚さにおけるブレードの金属表面温度分布を示しています。塗層の厚さが増加し続けるにつれて、ブレードの金属表面温度が徐々に低下することがわかります。また、異なる厚さでのブレード金属表面の温度分布の法則は基本的に同じであり、圧力面の中間部分の温度が低く、ブレード先端の温度が高いです。ブレード先端は通常、全体的なブレードの中で最も冷却が難しい部分であり、先端の溝リブは冷気によって直接冷却するのが困難です。計算モデルでは、塗層はブレード本体の表面のみを覆っており、ブレード先端には塗層が施されていません。したがって、ブレード先端のガス側からの熱に対して遮蔽効果がないため、ブレード先端の高温領域は常に存在します。

図8は、刃の金属表面の平均温度が厚さとともに変化する曲線を示しています。これを見ると、コーティングの厚さが増加すると、刃の金属表面の平均温度が低下することがわかります。これは、熱障壁コーティングの熱伝導率が低く、高温ガスと金属ブレード間の熱抵抗が増加し、効果的に刃の金属表面の温度を下げているためです。コーティングの厚さが0.05 mmの場合、ブレード本体の平均温度は21°C低下し、その後、熱障壁コーティングの厚さが増加すると、ブレード表面の温度はさらに低下します。コーティングの厚さが0.20 mmの場合、ブレード本体の平均温度は49°C低下します。これは基本的に、張強らが冷却効果試験を通じて測定した断熱効果と一致しています。

図9は、翼断面の表面温度が軸方向コード長に沿ってどのように変化するかを示す曲線です。図9からわかるように、異なる熱障壁コーティングの厚さにおいても、軸方向コード長に沿った温度変化の傾向は基本的に同じであり、吸気側表面の温度は圧力側表面の温度よりも著しく高いです。軸方向コード長の方向では、圧力側表面と吸気側表面の温度はまず低下し、その後上昇します。尾部領域では若干の変動があり、これは尾部の中間における分割スリット噴射冷却の構造形式によって引き起こされます。同時に、熱障壁コーティングが施された翼の温度は大幅に低下しており、吸気側表面での温度低下は圧力側表面よりも著しく大きいです。温度低下は前縁から尾部に向かって徐々に減少し、翼の前縁に近づくほど温度低下が大きくなります。

ブレード金属温度の均一性はブレードの熱応力レベルに影響を与えるため、本論文では温度均一性指数を使用して固体ブレードの温度均一性を測定します。温度均一性指数：

ここで：c は各単位の体積、T- は温度 T の体積平均、Tc はグリッド単位内の温度値、Vc はグリッド単位の体積です。もし体積温度場が均一に分布している場合、体積均一性指数は1になります。図10からわかるように、サーマルバリアコーティングを噴霧した後、ブレードの温度均一性は大幅に向上しました。コーティングの厚さが0.2mmの場合、ブレードの温度均一性指数は0.4%増加しました。

2.2 コーティング表面温度

図11に示すように、コーティング表面の温度変化が示されています。図11からわかるように、コーティングの厚さが増加すると、サーマルバリアコーティングの表面温度は継続的に上昇し、これはブレード表面の平均温度変化の傾向とは正反対です。コーティングの厚さ方向における熱抵抗が増加するにつれて、コーティング表面とブレード表面の間の温度差は徐々に拡大し、表面に蓄積された熱が金属ブレードに拡散するのがより困難になります。コーティングの厚さが0.20 mmの場合、コーティングの内外の温度差は86°Cに達します。

2.3 ブレード断面温度

図12は、熱障害コーティングあり・なしのブレードの前縁および後縁の温度分布を示しています。表面に熱障害コーティングが施されると、ブレードの断面温度が大幅に低下し、温度勾配が緩和されます。これは、熱障害コーティングが適用されることで、コーティング内の熱流密度が減少するためです。同時に、熱障害コーティング材料は低熱伝導率を持つため、コーティング内部での温度変化は非常に激しいものとなります。

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