陳 毅，韋 宏，祖迎慶，丁 亮

(1.復(fù)旦大學(xué) 航空航天系，上海 200433； 2.中國航發(fā)商用航空發(fā)動機(jī)有限責(zé)任公司，上海 200241)

為了增加航空發(fā)動機(jī)的輸出功率和推進(jìn)效率，渦輪入口的燃?xì)鉁囟炔粩嘣鲩L.因此，航空發(fā)動機(jī)的設(shè)計(jì)者需要找尋更加有效的熱防護(hù)方法，防止渦輪葉片因熱沖擊或熱應(yīng)力分布不均勻?qū)е碌氖?，縮短發(fā)動機(jī)的使用壽命.除了渦輪葉片表面的熱障涂層以外，最常用的方法就是冷卻方法.冷卻方法通常包括沖擊冷卻、帶有擾流柱或者繞流肋的內(nèi)部通道冷卻和外部氣膜冷卻[1].

沖擊冷卻是一種最常見的，也是公認(rèn)比較有效的強(qiáng)化對流換熱方法[1].在這種冷卻技術(shù)中，冷氣穿過沖擊孔形成射流沖擊到熱端部件的表面上，在沖擊駐點(diǎn)附近形成強(qiáng)對流換熱區(qū)域，從而提高表面換熱系數(shù).沖擊冷卻作為一種內(nèi)部冷卻方式已廣泛應(yīng)用于航空發(fā)動機(jī)渦輪葉片的氣冷設(shè)計(jì)布局中.而氣膜冷卻方法[1-3]是一種卓越的外部冷卻策略，它允許發(fā)動機(jī)渦輪葉片在高于自身熔點(diǎn)溫度的環(huán)境下工作.在這種冷卻技術(shù)中，內(nèi)部的冷空氣通過分散的氣孔或槽縫流出，并在葉片表面形成氣膜，防止葉片與高溫氣體直接接觸，從而避免葉片過早失效.氣膜冷卻流動在流體流動分類上屬于橫流射流，是一種壁面、橫流和射流相互作用下的強(qiáng)三維復(fù)雜流動.正如Fric等[4]所述，橫流射流的主要特征包括在射流前緣形成的剪切層渦流、射流區(qū)域的馬蹄形渦旋、反旋轉(zhuǎn)渦流等，這些現(xiàn)象歸根結(jié)底主要是由于流體從層流向湍流轉(zhuǎn)變過程中的流動分離而產(chǎn)生.因此，氣膜冷卻過程中，冷卻氣體從氣膜孔入射進(jìn)入主流后，與葉片壁面的緊貼程度是傳熱研究的核心.氣膜冷卻設(shè)計(jì)中的另一個核心問題是，由于在射流中逆向旋轉(zhuǎn)渦流結(jié)構(gòu)的影響，使得射流傾向于與渦輪葉體表面分離，這導(dǎo)致了氣膜冷卻性能的弱化，所以冷卻結(jié)構(gòu)的布局設(shè)計(jì)就變得極其重要.沖擊+全覆蓋氣膜冷卻又稱沖擊+發(fā)散冷卻，是一種高效的復(fù)合冷卻技術(shù)，其主要特征是冷卻空氣通過沖擊孔板形成射流并沖擊到氣膜孔板冷側(cè)表面，然后通過氣膜孔流出并在熱側(cè)表面形成低溫氣膜.研究結(jié)果表明: 綜合應(yīng)用沖擊冷卻和氣膜冷卻等復(fù)合冷卻技術(shù)較單一使用一種冷卻形式具有更優(yōu)異的冷卻效果[1].影響沖擊+發(fā)散冷卻效果的主要因素包括: 吹風(fēng)比、沖擊孔和氣膜孔的孔間距、排間距、自身孔型、壁面材料熱性能等[1-3].而渦輪葉片元件級實(shí)驗(yàn)正是探索這些影響因素作用規(guī)律的最直觀可行的分析方法.通過元件級系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)首先得出平板復(fù)合冷卻的普遍規(guī)律，使得渦輪葉片的元件級研究結(jié)果直接應(yīng)用于真實(shí)的葉片設(shè)計(jì)中成為可能.

近年來，大量對沖擊+氣膜復(fù)合冷卻技術(shù)的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究旨在探索新型復(fù)合冷卻結(jié)構(gòu)用以提高熱效率.早期基于氣膜冷卻的研究主要集中在絕熱層板冷卻實(shí)驗(yàn)上[2-4]，研究重點(diǎn)是氣膜孔的形狀、大小和入射角度[5-7]等因素的影響，常見的典型實(shí)驗(yàn)為絕熱層板單排或雙排氣膜孔排布方式的氣膜冷卻實(shí)驗(yàn).但針對全排布的非絕熱實(shí)驗(yàn)及數(shù)值研究卻鮮有相關(guān)文獻(xiàn)記述.單排或雙排氣膜孔絕熱層板實(shí)驗(yàn)雖然能夠解釋清楚氣膜冷卻過程中各因素對冷卻效率的影響，但卻無法對氣膜孔間的綜合流動作用和材料自身熱傳導(dǎo)對冷效的影響進(jìn)行分析.Goldstein[8]不僅總結(jié)了主流流體與二次流的氣膜冷卻和相互作用機(jī)理，還指出渦輪葉片的復(fù)合傳熱研究更有助于探索氣膜冷卻過程中各因素的具體影響，并闡述說明這種研究方式更有實(shí)際工程應(yīng)用價值[9-10].Lutum等[11]研究了氣膜孔長徑比(L/D)對氣膜冷卻的影響.在這項(xiàng)研究中，密度比為1.15的二次流空氣以35°入射角從圓孔注入主流.研究采用了5個L/D值，分別為1.75，3.50，5.00，7.00和18.00，吹風(fēng)比在0.52～1.56范圍內(nèi).Burd等[12]在氣膜孔傾角為35°及密度比為1.0的條件下研究了L/D=2.3和7.0的2個氣膜冷卻構(gòu)型，并分析了湍流強(qiáng)度的影響.他們的研究表明短孔的冷卻效率更高.然而，在高湍流強(qiáng)度下，短孔和長孔結(jié)果差異并不顯著.Ligrani等[13]研究了密度比、孔長徑比和流動脈動的影響.其中，L/D取值3或4，氣膜孔傾角為35°，密度比在0.94～1.40范圍內(nèi)變化.他們發(fā)現(xiàn)L/D=3和4在低密度比下的氣膜冷卻效果差異不大.然而，在高密度比條件下，L/D=4的氣膜孔冷卻效率更高.Jung等[14]通過對葉片前緣沖擊冷卻布局進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，觀察到在兩相鄰沖擊射流之間的區(qū)域存在明顯的低傳熱系數(shù)區(qū).并且指出，傾斜射流是降低這種效應(yīng)的最便捷的方法.俞文利[15]，許全宏等[16-17]研究了沖擊+多斜孔雙層壁冷卻方式內(nèi)部換熱和流量系數(shù).結(jié)果顯示局部換熱和平均換熱情況與沖擊作用關(guān)系密切，討論并分析了主流流量、孔排列方式、沖擊距離(雙層壁縫高)的變化對流量系數(shù)的影響程度.王磊等[18]采用紅外測溫技術(shù)對沖擊+發(fā)散冷卻進(jìn)行了測試，研究了絕熱氣膜冷卻效率隨吹風(fēng)比、孔間距、沖擊間距、發(fā)散孔角度及排列方式的變化規(guī)律.Cho等[19-22]采用萘升華技術(shù)對沖擊+發(fā)散冷卻傳熱特性進(jìn)行了研究，分析了氣膜孔布局以及橫流、粗糙肋的加入對絕熱冷卻特性的影響.研究結(jié)果表明: 叉排氣膜孔布置好于順排；且隨著橫流的增加，冷卻效率下降；加上粗糙肋后，在小吹風(fēng)下，換熱系數(shù)有所降低，而在大吹風(fēng)比下，換熱系數(shù)有明顯提高.Tan等[23]采用紅外熱成像技術(shù)對沖擊+氣膜冷卻結(jié)構(gòu)開展了實(shí)驗(yàn)研究工作.研究中氣膜孔傾角固定為90°.分析了吹風(fēng)比、多孔布局、沖擊靶間距對氣膜絕熱冷卻效果和沖擊+氣膜綜合冷卻效果的影響.此外，一些學(xué)者開展了氣熱耦合條件下沖擊+氣膜綜合冷效實(shí)驗(yàn)的數(shù)值研究工作.Kim等[24]采用二階響應(yīng)面法對平板沖擊+發(fā)散冷卻布局開展了數(shù)值優(yōu)化研究.通過優(yōu)化設(shè)計(jì)，實(shí)現(xiàn)了沖擊+發(fā)散冷卻結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力最小化的設(shè)計(jì)目標(biāo).費(fèi)昕陽等[25]采用商用軟件對模化平板沖擊發(fā)散+氣膜冷卻結(jié)構(gòu)中的流動與換熱特性進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，對比了絕熱冷卻效率和氣熱耦合條件下的冷卻效率.結(jié)果表明: 沖擊發(fā)散冷卻同時具有沖擊冷卻和氣膜冷卻的優(yōu)點(diǎn)，可以有效保護(hù)壁面.

綜上所述，獲取更有效的沖擊+氣膜復(fù)合冷卻數(shù)據(jù)，掌握相關(guān)傳熱特性及規(guī)律，對于發(fā)動機(jī)渦輪葉片的熱防護(hù)設(shè)計(jì)是非常重要的.然而，從上述文獻(xiàn)中可以看出，大部分實(shí)驗(yàn)主要集中在對絕熱材料的復(fù)合冷卻結(jié)構(gòu)的流動和傳熱特性的研究上，對于多排沖擊+全覆蓋氣膜復(fù)合冷卻結(jié)構(gòu)的氣熱耦合傳熱的實(shí)驗(yàn)研究卻鮮有相關(guān)文獻(xiàn)記述.針對這種情況，本文通過實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)地研究了氣熱耦合條件下吹風(fēng)比和畢渥數(shù)對沖擊+氣膜復(fù)合冷卻效率的影響.此外，流量系數(shù)是冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)劣的一個重要參考量，它可以表征冷氣通過冷卻結(jié)構(gòu)過程中的總壓損失情況.因此，本文在研究沖擊+氣膜結(jié)構(gòu)的冷卻效率的同時，相應(yīng)地給出了冷卻結(jié)構(gòu)的流量系數(shù).

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及實(shí)驗(yàn)流程

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

傳統(tǒng)實(shí)驗(yàn)多采用反向熱流加熱方式進(jìn)行，即對二次流進(jìn)行加熱，而主流為常溫氣體.由此造成主流、二次流的密度比隨溫比變化趨勢與實(shí)際工況相反.本研究將采用主流加熱的方式，使主流、二次流的密度比隨溫比變化趨勢與實(shí)際工況一致.本實(shí)驗(yàn)研究中使用的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要由一座回流式風(fēng)洞和一座直流式風(fēng)洞組成，在本研究中也分別稱為主流風(fēng)洞和二次流風(fēng)洞.實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)裝置示意圖如圖1（@@@508頁）所示.

二次流風(fēng)洞中的冷卻空氣通過與主流風(fēng)洞連接的穩(wěn)壓箱進(jìn)入主流風(fēng)洞試驗(yàn)段部分.如圖1所示，冷卻空氣依次先經(jīng)過過濾器及孔板流量計(jì)，再進(jìn)入穩(wěn)壓箱，然后作為二次流進(jìn)入實(shí)驗(yàn)件.此外，在穩(wěn)壓箱和流量計(jì)之間有若干壓力測量裝置和溫度測量裝置.二次流質(zhì)量流量可以通過調(diào)節(jié)風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)速度來控制.質(zhì)量流量變化范圍為0.0～0.5kg/s.流量計(jì)的精度為±0.1%.

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram for experimental setup

主流風(fēng)洞是以常溫低速回流風(fēng)洞為基礎(chǔ)自主設(shè)計(jì)改造而成的.如圖1所示，在風(fēng)洞第3、4拐角處導(dǎo)流片加裝散熱片，兼作加熱器使用.導(dǎo)流片加熱器內(nèi)嵌40根3kW電加熱管進(jìn)行加熱，總加熱功率可達(dá)120kW.每一個加熱棒都可以由加熱器控制面板獨(dú)立控制輸出功率，控溫精度可達(dá)±0.1℃.此外，為了獲得更準(zhǔn)確的傳熱數(shù)據(jù)，主流風(fēng)洞的外壁覆蓋保溫層，在實(shí)驗(yàn)過程中大大降低了熱損失.

圖2 實(shí)驗(yàn)件結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the structure of test plate

實(shí)驗(yàn)段由有機(jī)玻璃制成，橫截面為500mm×500mm，長度為2000mm，壁面厚度為15mm.在穩(wěn)壓箱一側(cè)開有用于安裝實(shí)驗(yàn)件的窗口.實(shí)驗(yàn)段另一側(cè)面安裝有電荷耦合器件(Charge-Coupled Device, CCD)相機(jī)和照明光源.使用PT100型熱電阻監(jiān)控主流和二次流空氣的溫度.Keysight 34890A數(shù)據(jù)采集器用于各種實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的采集.氣膜孔板熱側(cè)表面溫度由熱敏液晶受熱顯色測得，通過CCD相機(jī)拍攝存儲為圖像數(shù)據(jù)，再通過后處理分析與標(biāo)定結(jié)果對照可得出具體的復(fù)合冷卻實(shí)驗(yàn)件的溫度場分布.液晶測溫顯色系統(tǒng)主要由熱敏液晶體和黑色底漆組成.其中熱敏液晶體選用LCR Hallcrest公司R30C20W型號液晶，顯色起始溫度30℃，帶寬20℃，黑漆選用SPB100型號.CCD相機(jī)選用Advanced Vision Technology公司的500萬像素工業(yè)相機(jī)，型號manta G-505，鏡頭選用FUJINON 16mm的定焦鏡頭.兩只70W的金屬鹵化物射燈用作相機(jī)光源，以確保CCD相機(jī)的拍攝效果.

本實(shí)驗(yàn)中的實(shí)驗(yàn)件結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示.考慮到真實(shí)葉片的尺寸較小，為得到機(jī)理研究所需的溫度分布細(xì)節(jié)，實(shí)驗(yàn)過程中采用根據(jù)幾何相似原則適當(dāng)放大的模型.為研究氣熱耦合中畢渥數(shù)的影響，實(shí)驗(yàn)件采用聚四氟乙烯(PTFE)、304不銹鋼(SS304)和6061鋁合金(AL6061)3種導(dǎo)熱系數(shù)不同的材料進(jìn)行加工.具體實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽缂皩?shí)驗(yàn)參數(shù)范圍如表1所示，其中D為沖擊孔直徑，d為氣膜孔直徑，λBR為吹風(fēng)比(Blowing Ratio, BR).

表1 實(shí)驗(yàn)工況

1.2 液晶標(biāo)定

熱敏液晶的顏色隨溫度的變化而變化.通過實(shí)驗(yàn)前的預(yù)先標(biāo)定，可以得到液晶色調(diào)值(H)與溫度值的一一對應(yīng)關(guān)系曲線.采用寬帶穩(wěn)態(tài)熱敏液晶技術(shù)進(jìn)行測量時，光參數(shù)(光源選擇、光照強(qiáng)度和角度)、相機(jī)位置均對液晶測溫存在一定的影響.因此需要采用原位標(biāo)定技術(shù)，即保持實(shí)驗(yàn)過程中和標(biāo)定狀態(tài)下光照參數(shù)和相機(jī)位置不變，因此液晶標(biāo)定實(shí)驗(yàn)也應(yīng)在主流風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)段上進(jìn)行.溫度標(biāo)定裝置示意圖如圖3所示，最終的溫度標(biāo)定結(jié)果如圖4所示.

圖3 液晶標(biāo)定裝置示意圖Fig.3 Schematic diagram for liquid crystal calibration

圖4 液晶溫度與H值的關(guān)系曲線Fig.4 The relationship curve between liquid crystal temperature and H value

1.3 實(shí)驗(yàn)的不確定性分析

實(shí)驗(yàn)中，熱電阻的實(shí)驗(yàn)段溫度測量誤差為±0.15℃或0.2%×|T|，最大相對誤差為±0.5%；而液晶測量的不確定性為±0.5℃，相對誤差為±1.7%；沖擊孔和氣膜孔孔徑直徑誤差分別為±0.1mm和±0.05mm，因此沖擊孔和氣膜孔直徑相對誤差分別為±2%和±1.28%.

設(shè)Xi為各獨(dú)立變量，則實(shí)驗(yàn)總體誤差Θ=Θ(X1，X2，X3，…，XN)可由下式給出:

(1)

表2 獨(dú)立變量誤差

式中:δXi為各獨(dú)立變量誤差.各獨(dú)立變量對Θ誤差的貢獻(xiàn)如表2所示.

代入誤差估計(jì)式(1)，可得實(shí)驗(yàn)中Θ為3.1%.

此外，孔板流量計(jì)量程為0.01～0.50kg/s，誤差為±0.1% FS，即±0.0005kg/s.本實(shí)驗(yàn)工況中的最小流量為0.023kg/s，由此可得本實(shí)驗(yàn)二次流流量最大誤差為±2.17%.主流速度誤差為1.0%，密度查表獲得不計(jì)入誤差，可得本實(shí)驗(yàn)中吹風(fēng)比的最大誤差為3.5%.

2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

使用CCD相機(jī)拍攝得到實(shí)驗(yàn)件熱側(cè)表面溫度圖像，經(jīng)過分析可得到溫度場分布.主流風(fēng)洞的空氣溫度在實(shí)驗(yàn)開始前加熱到指定溫度，冷氣溫度由穩(wěn)壓箱內(nèi)的熱電阻測量得到.本實(shí)驗(yàn)中還使用了熱電偶監(jiān)測實(shí)驗(yàn)件表面溫度，以驗(yàn)證CCD相機(jī)測量得到的溫度數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性.數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和CCD相機(jī)以及各種數(shù)據(jù)采集裝置均在實(shí)驗(yàn)件表面溫度達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后開始采集數(shù)據(jù).

二次流與主流的吹風(fēng)比計(jì)算式為

(2)

式中:ρsec是二次流氣體密度；ρms是主流氣體密度；Usec和Ums分別是二次流和主流的速度.

綜合冷卻效率定義為

(3)

式中:Ts是氣膜孔板熱側(cè)表面溫度；Tms是主流溫度；Tsec是二次流溫度.Ts由熱敏液晶測量得到，而Tms和Tsec由PT100熱電阻測得.

(4)

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

本實(shí)驗(yàn)研究主要圍繞吹風(fēng)比(λBR)和畢渥數(shù)(Bi)對冷卻效果的影響展開測試、分析與討論.

3.1 吹風(fēng)比(λBR)的影響

圖5 吹風(fēng)比對展向平均冷卻效率沿流向 分布的影響(SS304)Fig.5 Distribution of spanwise-averaged cooling effectiveness along the streamwise direction for different λBR(SS304)

圖6 吹風(fēng)比對展向平均冷卻效率沿流向 分布的影響(AL6061)Fig.6 Distribution of spanwise-averaged cooling effectiveness along the streamwise direction for different λBR(AL6061)

3.2 畢渥數(shù)(Bi)的影響

(5)

式中:h為氣膜孔板熱側(cè)面平均換熱系數(shù)，由計(jì)算流體動力學(xué)(Computational Fluid Dynamics, CFD)模擬得到；δ為氣膜孔板厚度；λ為模型材料的導(dǎo)熱系數(shù).本研究中材料所對應(yīng)的Bi如表3所示.

圖7 吹風(fēng)比對展向平均冷卻效率沿流向 分布的影響(PTFE)Fig.7 Distribution of spanwise-averaged cooling effectiveness along the streamwise direction for different λBR(PTFE)

圖8 不同材料的沿流向變化的曲線Fig.8 The distribution of along the streamwise direction for different materials

表3 不同材料的畢渥數(shù)

為進(jìn)一步分析Bi對冷卻效率的影響，圖9（@@@512頁）給出不同Bi條件下氣膜孔板熱側(cè)面冷卻效率的分布云圖.從圖中可見，材料導(dǎo)熱系數(shù)對表面冷卻效率的影響較明顯，隨著導(dǎo)熱系數(shù)的增大，冷效分布越來越均勻.

4 流量系數(shù)

(6)

(7)

式中:uideal為理論速度；理論密度ρideal為

ρideal=Pos/(RTideal)，

(8)

式中:Pos為實(shí)驗(yàn)段出口靜壓，可由實(shí)驗(yàn)測量得到；理論溫度

Tideal=Ttotal(Ptotal/Pos)(1-γ)/γ，

(9)

式中:γ為空氣等熵指數(shù)，取1.4.

Ttotal與Ptotal分別為實(shí)驗(yàn)段入口總溫和總壓.實(shí)驗(yàn)過程中在沖擊孔板上游30cm處穩(wěn)壓箱4個壁面分別排布2個測壓孔測量入口靜壓.由于穩(wěn)壓箱截面積遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于沖擊孔總面積，穩(wěn)壓箱內(nèi)的速度和馬赫數(shù)很小.因此，忽略穩(wěn)壓箱入口動壓，用實(shí)驗(yàn)測得的靜壓作為Ptotal，用于流量系數(shù)計(jì)算.同理，用實(shí)驗(yàn)測得的靜溫作為Ttotal.進(jìn)而可以得到理論速度

(10)

其中：cp為質(zhì)量定壓熱容.雙層孔壁可假想為一個流動通道，該雙層壁結(jié)構(gòu)的當(dāng)量流通面積A3由下式給出:

(11)

式中:A1，A2分別為沖擊板上沖擊孔的總面積、氣膜孔壁上氣膜孔的總面積.

測量得到的孔板流量系數(shù)如圖10所示.可見，在研究參數(shù)范圍內(nèi)，總體流量系數(shù)(Cd)隨著雷諾數(shù)(Re)的增加而增加.這是因?yàn)殡S著Re的增加，通過沖擊孔的二次流的速度相應(yīng)地增加，沖擊孔內(nèi)的流動分離現(xiàn)象得到抑制，在沖擊孔內(nèi)壁上的摩擦阻力損失逐步減小，使得沖擊流量系數(shù)逐漸增大.同時，隨著二次流速度的增大，通過氣膜孔板進(jìn)入主流的氣流速度也相應(yīng)地逐步增大，逐步減弱了主流引起的堵塞效應(yīng)，因而氣膜孔流量系數(shù)逐漸增大.因此，綜合以上兩種影響，總體流量系數(shù)隨著Re的增大而增大.

圖9 冷卻效率的分布云圖Fig.9 Distribution nephogram of cooling efficiency

圖10 孔板的流量系數(shù)Fig.10 Flow coefficient of orifice plate

理論上，流量系數(shù)應(yīng)與實(shí)驗(yàn)件材質(zhì)無關(guān).這一點(diǎn)也從實(shí)驗(yàn)結(jié)果是得到了較好的印證.如圖10所示，PTFE、SS304和AL6061這3種材料實(shí)驗(yàn)件的流量系數(shù)基本一致.

5 結(jié)論與展望

通過對渦輪葉片冷卻結(jié)構(gòu)的元件級氣熱耦合實(shí)驗(yàn)研究，討論了λBR和Bi對結(jié)構(gòu)的復(fù)合冷卻效率的影響.在研究參數(shù)范圍內(nèi)得到結(jié)論如下:

(1)Bi對表面冷卻效率的影響較明顯，隨著Bi的降低，η分布越來越均勻.

(5) 總體流量系數(shù)隨著Re的增大而增大.

本文重點(diǎn)分析了氣熱耦合條件下畢渥數(shù)和吹風(fēng)比對沖擊+氣膜冷卻結(jié)構(gòu)的影響.應(yīng)當(dāng)指出，其他參數(shù)包括氣膜孔形狀、孔間距、排間距、入射角、沖擊距離等都對沖擊+氣膜冷卻結(jié)構(gòu)的冷卻效率有較為重要的影響.后續(xù)將針對上述參數(shù)的影響展開進(jìn)一步的工作.