季鈞，唐祖定，賈新旺

(中國(guó)船舶集團(tuán)有限公司第七○三研究所無錫分部，江蘇 無錫 214000)

發(fā)動(dòng)機(jī)推重比的不斷增大使得燃燒室面臨的氣熱環(huán)境日益惡劣，熱端部件在高溫氣流的沖擊和發(fā)動(dòng)機(jī)劇烈的振動(dòng)下會(huì)產(chǎn)生很大的熱應(yīng)力和疲勞載荷，還要在高溫高壓的惡劣工作環(huán)境下保證一定的可靠性和耐久性。其中，火焰筒是決定航空發(fā)動(dòng)機(jī)使用壽命長(zhǎng)短的關(guān)鍵部件之一，高效的火焰筒冷卻結(jié)構(gòu)對(duì)發(fā)展高溫升燃燒室至關(guān)重要[1]。在過去幾十年中，一些先進(jìn)的復(fù)合冷卻結(jié)構(gòu)先后被提出，其中，層板冷卻結(jié)構(gòu)集射流沖擊、內(nèi)部對(duì)流冷卻和多孔全覆蓋氣膜冷卻于一體，得到國(guó)內(nèi)外研究人員的廣泛關(guān)注。全棟梁等[2]通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬方法研究了層板冷卻結(jié)構(gòu)的流動(dòng)與換熱特性，描述了層板內(nèi)部的復(fù)雜流動(dòng)過程。Hong等[3]通過實(shí)驗(yàn)方法研究了在橫流影響下的擾流柱對(duì)層板結(jié)構(gòu)流動(dòng)換熱的影響。譚曉茗等[4]發(fā)現(xiàn)增大堵塞比能夠在一定程度上提高冷卻效率。

層板結(jié)構(gòu)的綜合冷卻效率與射流沖擊、環(huán)腔內(nèi)的對(duì)流換熱以及氣膜噴吹三方面存在緊密的聯(lián)系，研究人員針對(duì)陣列射流[5]、擾流柱構(gòu)型[6-7]和多孔全覆蓋氣膜[8-9]開展了大量的數(shù)值和試驗(yàn)研究。但是，作為集多種強(qiáng)化冷卻方式于一體的復(fù)合冷卻結(jié)構(gòu)，層板結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)綜合冷卻效率的影響規(guī)律還需進(jìn)行更深入的研究。另外，如何在接近真實(shí)燃燒室的氣熱環(huán)境中進(jìn)行層板綜合冷卻性能評(píng)估是眼下亟需解決的關(guān)鍵問題。

本文運(yùn)用數(shù)值計(jì)算的方法，在模擬真實(shí)燃燒室氣動(dòng)熱力參數(shù)條件下，對(duì)典型結(jié)構(gòu)參數(shù)的層板綜合冷卻效率進(jìn)行研究，歸納總結(jié)了擾流柱構(gòu)型參數(shù)對(duì)綜合冷卻效率的影響規(guī)律。

1 計(jì)算模型與計(jì)算方法

1.1 計(jì)算模型

多孔層板計(jì)算域示意圖如圖1所示，一個(gè)層板單元內(nèi)沖擊孔、擾流柱和氣膜孔的排布方式見圖2，其數(shù)量之比為1∶10∶1。由于多孔層板結(jié)構(gòu)在y軸方向上具有周期性的特點(diǎn)，同時(shí)也為了合理運(yùn)用計(jì)算資源和提高計(jì)算效率，故在y軸方向上計(jì)算域選取一個(gè)孔節(jié)距P，x軸方向，層板段長(zhǎng)度為10個(gè)孔排距S，為了讓氣流完全發(fā)展，主流通道沿x軸方向分別向兩側(cè)各延長(zhǎng)80 mm，主流和次流通道高分別為70 mm和40 mm。坐標(biāo)軸原點(diǎn)位于第一排沖擊孔前緣，x、y和z方向分別代表主流方向、展向及垂直于壁面方向。模型幾何參數(shù)見表1。

圖1 多孔層板計(jì)算域示意圖

圖2 一個(gè)層板單元內(nèi)沖擊孔、擾流柱和氣膜孔的排布方式

表1 模型幾何參數(shù)

1.2 網(wǎng)格劃分

本文采用Gambit商業(yè)軟件對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，由于沖擊孔、氣膜孔及近壁面處氣流流動(dòng)較為復(fù)雜，故對(duì)其網(wǎng)格進(jìn)行局部加密處理，第一層網(wǎng)格高度為0.1 mm，隨后沿z軸方向上以1.05的比例因子逐漸增大網(wǎng)格尺寸。x-z方向網(wǎng)格及孔-柱局部區(qū)域網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 x-z方向網(wǎng)格及孔-柱局部區(qū)域網(wǎng)格劃分

圖4為不同網(wǎng)格數(shù)量下的綜合冷卻效率分布圖，由圖可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為從1 000萬增大到1 121萬時(shí)冷卻效率η變化不大，故采用1 000萬網(wǎng)格數(shù)量模型進(jìn)行后續(xù)研究。

圖4 不同網(wǎng)格數(shù)量下的綜合冷卻效率分布圖

1.3 計(jì)算方法及邊界條件

本文數(shù)值模擬采用商業(yè)軟件Fluent，其中數(shù)學(xué)模型滿足下列假設(shè)：

(1)流體為連續(xù)介質(zhì)，流體的運(yùn)動(dòng)速度、壓力和密度等參數(shù)均可以看作是坐標(biāo)的連續(xù)參數(shù)；

(2)流體流動(dòng)為定常流動(dòng)；

(3)能量方程不存在源項(xiàng)，忽略粘性耗散項(xiàng)。

基于以上假設(shè)，得到適用于本文換熱過程和湍流流動(dòng)的控制方程組：

質(zhì)量守恒方程:

(1)

動(dòng)量守恒方程：

(2)

能量守恒方程：

(3)

計(jì)算中冷熱流體均設(shè)置為理想氣體，根據(jù)文獻(xiàn)[10]中的實(shí)驗(yàn)結(jié)果(圖5為湍流模型的比較)選用Realizablek-ε湍流模型進(jìn)行求解，近壁面處采用增強(qiáng)型壁面函數(shù)，壓力-速度耦合采用SIMPLEC算法，流動(dòng)基本方程采用二階差分離散，當(dāng)各項(xiàng)殘差精度均小于10-5時(shí)可認(rèn)為計(jì)算收斂。

圖5 湍流模型的比較

本文參考某型發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室真實(shí)氣動(dòng)熱力參數(shù)，對(duì)所有算例采用相同的邊界條件進(jìn)行設(shè)置，邊界條件見表2。

表2 邊界條件

本文選取的固體域材料為Ni-Cr基固溶強(qiáng)化型變形高溫合金GH3230，其密度ρ為8 934 kg/m3，比熱c為550 J/(kg·K)，導(dǎo)熱系數(shù)λ為25 W/(m·K)。

通過改變擾流柱構(gòu)型參數(shù)，共計(jì)6組方案，擾流柱構(gòu)型布置方案見表3。其中，H、V、I分別代表水平、垂直和傾斜方向。

表3 擾流柱構(gòu)型布置方案

綜合冷卻效率的定義為：

(4)

式(4)中，Tg為主流進(jìn)口溫度，Tc為次流進(jìn)口溫度，Tw為氣膜孔板外側(cè)壁面溫度。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 流動(dòng)特性分析

圖6為層板環(huán)腔內(nèi)高H/10處截面的速度矢量分布圖(6.125≤x/S≤7.125)。可見，三種橢圓擾流柱的排布方式均會(huì)造成環(huán)腔內(nèi)氣流的無序流動(dòng)，這是因?yàn)橄鄬?duì)于其它形狀的擾流柱構(gòu)型，橢圓擾流柱具有最大的正對(duì)迎風(fēng)面，大部分氣流與擾流柱相

圖6 層板環(huán)腔內(nèi)高H/10處截面的速度矢量分布圖

互作用后會(huì)沿著擾流柱向上翻卷爬升，只有少部分氣流流向氣膜孔，影響沖擊射流形成的壁面射流的流動(dòng)。方形擾流柱的正對(duì)面積次之，同樣也會(huì)導(dǎo)致相鄰沖擊射流之間的作用減弱；菱形擾流柱的正對(duì)面積最小，但易產(chǎn)生回流區(qū)，影響繞掠擾流柱后的流動(dòng)；而圓形擾流柱外表面相對(duì)較為順滑，能夠較好地匹配沖擊射流形成的壁面射流特征。

圖7為不同擾流柱構(gòu)型下位于沖擊孔和氣膜孔中心處縱向截面的速度矢量圖(3.125≤x/S≤8.125)，可見，不同擾流柱構(gòu)型下層板結(jié)構(gòu)的局部速度相似，故擾流柱構(gòu)型對(duì)層板結(jié)構(gòu)的射流沖擊和氣膜噴吹的影響較為微弱。

圖7 不同擾流柱構(gòu)型下位于沖擊孔和氣膜孔中心處縱向截面的速度矢量圖

2.2 換熱特性分析

圖8為氣膜孔板內(nèi)壁面與擾流柱外表面的溫度分布云圖?？梢?，次流由沖擊孔射入環(huán)腔后具有較強(qiáng)的沖擊效應(yīng)，環(huán)腔內(nèi)壁對(duì)應(yīng)的駐點(diǎn)區(qū)域的射流附面層極薄，沖擊換熱強(qiáng)烈，故駐點(diǎn)區(qū)域壁面溫度較低；沿z軸正向，六種擾流柱構(gòu)型外表面溫度均逐漸降低，其中，圓形、橢圓擾流柱的外表面溫度相對(duì)方形、菱形擾流柱外表面溫度更低；此外環(huán)腔內(nèi)壁氣膜孔對(duì)應(yīng)處溫度也相對(duì)較低，這是因?yàn)榇瘟鲝臍饽た讎姶岛笤谥髁鞯淖饔孟沦N附在壁面上對(duì)其進(jìn)行冷卻，在氣膜孔板的導(dǎo)熱作用下，內(nèi)壁氣膜孔對(duì)應(yīng)位置處溫度相對(duì)較低。

整體來看，圓形擾流柱構(gòu)型的環(huán)腔內(nèi)壁溫度最低，其次是橢圓(H)構(gòu)型，菱形擾流柱構(gòu)型的環(huán)腔內(nèi)壁溫度最高。這是因?yàn)榇瘟魃淞鳑_擊后向四周形成壁面射流，擾流柱的存在一方面打碎了射流逐漸發(fā)展形成的附面層，另一方面增強(qiáng)擾動(dòng)并增大換熱面積；次流在向氣膜孔流動(dòng)的過程中，擾流柱對(duì)次流有明顯的方向性特征，而圓形擾流柱構(gòu)型更契合射流沖擊形成的壁面射流特征。

圖8 氣膜孔板內(nèi)壁面與擾流柱外表面的溫度分布云圖

圖9為不同擾流柱構(gòu)型下的層板結(jié)構(gòu)沿程綜合冷卻效率。從圖9中可以看出，不同擾流柱構(gòu)型的層板結(jié)構(gòu)冷卻效率規(guī)律相似，整體來看，在氣膜壁的前緣(1≤x/S≤5)，多孔層板結(jié)構(gòu)的冷卻效率變化較小，這是因?yàn)槌跏茧A段冷卻空氣較少，疊加效應(yīng)不明顯，氣膜發(fā)展緩慢；在x/S>6時(shí)，多孔層板結(jié)構(gòu)的冷卻效率顯著增大，這是因?yàn)殡S著流向距離的增加，氣膜孔排數(shù)增多，氣膜的疊加效應(yīng)能夠使更多冷卻空氣覆蓋在氣膜孔板的外壁面的緣故。

當(dāng)x/S>1時(shí)，在一個(gè)層板單元內(nèi)，氣膜孔板外壁上，沖擊孔對(duì)應(yīng)區(qū)域的綜合冷卻效率比氣膜孔對(duì)應(yīng)的綜合效率高，這是因?yàn)闅饬鲝臍饽た琢鞒龊蟛粫?huì)立即貼附在壁面上的緣故。此外，圓形擾流柱構(gòu)型的層板結(jié)構(gòu)的綜合冷卻效率最高，橢圓次之，菱形擾流柱構(gòu)型的層板結(jié)構(gòu)的綜合冷卻效率最低。

圖9 不同擾流柱構(gòu)型下的層板結(jié)構(gòu)沿程綜合冷卻效率

3 結(jié)語

本文參考某型燃燒室真實(shí)氣動(dòng)熱力參數(shù)，通過數(shù)值模擬研究了擾流柱構(gòu)型對(duì)多孔層板結(jié)構(gòu)冷卻性能的影響，主要結(jié)論如下：

擾流柱構(gòu)型的改變對(duì)射流沖擊、氣膜冷卻的影響較為微弱，對(duì)層板結(jié)構(gòu)的綜合冷卻效率有一定影響。其中，圓形擾流柱構(gòu)型較為合理，其余擾流柱構(gòu)型難以很好地匹配射流沖擊形成的壁面射流特征，導(dǎo)致環(huán)腔內(nèi)對(duì)流換熱減弱，故圓形擾流柱構(gòu)型的層板結(jié)構(gòu)綜合冷卻效率最高。