劉海涌，牛嘉嘉，劉存良，王睿

（西北工業(yè)大學(xué)動(dòng)力與能源學(xué)院，西安 710072）

0 引言

加力燃燒是增加航空飛行器機(jī)動(dòng)性能和作戰(zhàn)能力的有效方法[1]。對(duì)于高性能發(fā)動(dòng)機(jī)，加力燃燒室出口燃?xì)鉁囟阮A(yù)計(jì)可達(dá)2200 K，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)加力燃燒室筒體材料的承受極限，使得加力燃燒室的熱工作環(huán)境異常惡劣[2]。同時(shí)，加力燃燒室內(nèi)的氣流流速高、壓力低，易發(fā)生振蕩燃燒形成強(qiáng)振動(dòng)，也對(duì)加力燃燒室的機(jī)械強(qiáng)度及結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性提出了極高要求。為了解決上述問(wèn)題，在加力燃燒室內(nèi)安裝了多孔隔熱屏。一方面，借助多孔隔熱屏造成的氣體阻尼與亂反射有效限制加力燃燒室的振蕩燃燒；另一方面，引入到隔熱屏筒體與加力燃燒室之間間隙的冷氣將加力燃燒室壁面與燃?xì)飧糸_(kāi)，而且部分從離散孔流出的冷氣在隔熱屏燃?xì)庖粋?cè)形成氣膜，達(dá)到了保護(hù)加力燃燒室與隔熱屏的目的。

較為常見(jiàn)的隔熱屏結(jié)構(gòu)是平板、橫向波紋和縱向波紋隔熱屏，均為薄壁結(jié)構(gòu)，其軸線與燃?xì)饬飨蚱叫?，其熱防護(hù)的基本形式為氣膜冷卻。Funazaki等[3]設(shè)計(jì)了一種密集型全氣膜孔縱向波紋板隔熱屏結(jié)構(gòu)，研究表明，縱向波紋隔熱屏氣膜射流也存在反向?qū)u結(jié)構(gòu)，但其射流核消失的速度要快于平板結(jié)構(gòu)的；Champion等[4]設(shè)計(jì)了一種新型縱向波紋隔熱屏結(jié)構(gòu)，其波紋結(jié)構(gòu)的局部曲率不斷變化，使得波紋板不同位置的氣膜孔的傾角也發(fā)生相應(yīng)改變。在實(shí)際應(yīng)用中發(fā)現(xiàn)，單一的氣膜冷卻形式難以滿(mǎn)足先進(jìn)加力燃燒室技術(shù)發(fā)展需求，必須通過(guò)增強(qiáng)隔熱屏冷氣側(cè)換熱和壁內(nèi)換熱提高冷卻結(jié)構(gòu)的熱防護(hù)能力，因此在隔熱屏中引入了雙層壁結(jié)構(gòu)。Hollworth等[5]對(duì)射流/多斜孔溢流的雙層壁冷卻方式進(jìn)行了試驗(yàn)研究，考慮了沖擊孔與氣膜孔的錯(cuò)排和順排布局方式，發(fā)現(xiàn)在順排布局下，隨著沖擊距離減小，大量冷氣直接從氣膜孔流出而未對(duì)靶面形成有效沖擊，導(dǎo)致?lián)Q熱效果減弱；Cho等[6-7]對(duì)小孔間距下的雙層壁冷卻結(jié)構(gòu)的研究表明，靶面上的換熱系數(shù)要比單純的射流沖擊冷卻的高45%～55%，是純氣膜冷卻的3～4倍。近年來(lái)中國(guó)有關(guān)雙層壁冷卻結(jié)構(gòu)在加力燃燒室熱防護(hù)應(yīng)用研究中取得了較多成果。劉友宏等[8-9]采用數(shù)值模擬方法對(duì)比分析了雙層壁隔熱屏、縱向波紋板隔熱屏和平板隔熱屏的冷卻性能，論證了其應(yīng)用于加力燃燒室的可行性，表明雙層壁隔熱屏具有較好的冷卻效果，但受主次流總壓比變化的影響較大；綜合對(duì)比不同工況，雙層壁隔熱屏的冷卻效果優(yōu)于縱向波紋板隔熱屏，而后者的冷卻效果又優(yōu)于平板隔熱屏。圍繞隔熱屏冷卻需求，許全宏等[10]、常國(guó)強(qiáng)等[11]、Jobin等[12]、Hollworth等[13]、Ekkad等[14]、宋雙文等[15]分別對(duì)雙層壁冷卻、正弦波紋壁面氣膜冷卻、以及不同組合的沖擊氣膜符合冷卻開(kāi)展了相關(guān)研究。

針對(duì)先進(jìn)加力燃燒室隔熱屏發(fā)展趨勢(shì)與需求[16-18]，在分析薄壁波紋板氣膜冷卻結(jié)構(gòu)相關(guān)研究成果[19-20]優(yōu)缺點(diǎn)的基礎(chǔ)上，本文提出一種高間距雙層壁隔熱屏結(jié)構(gòu)。并采用數(shù)值計(jì)算方法，分析了發(fā)散板與沖擊板開(kāi)孔面積比和氣動(dòng)參數(shù)對(duì)該隔熱屏流動(dòng)和冷卻特性的影響。

1 研究對(duì)象與數(shù)值方法

1.1 物理模型及網(wǎng)格劃分

高間距雙層壁隔熱屏模型如圖1所示。主要由沖擊孔板、二次流通道和發(fā)散孔板組成，圖中坐標(biāo)系x為流向，y為展向，z為環(huán)腔高度方向。其中沖擊孔直徑dc=1 mm，氣膜孔直徑df=0.8 mm，沖擊板厚度δc=0.6 mm，發(fā)散板厚度δf=0.4 mm，沖擊孔傾角θc=90°，氣膜孔傾角θf(wàn)=90o。其中二次流通道和主流通道進(jìn)口長(zhǎng)30dc，出口長(zhǎng)40dc，二次流通道高5dc，主流通道高15dc，沖擊腔高度18dc。沖擊孔和氣膜孔都是直圓孔，傾角均為90°。選取適當(dāng)孔數(shù)，使沖擊孔開(kāi)孔率分別為0.6%和0.8%，得到本文所需的計(jì)算模型。

圖1 高間距雙層壁隔熱屏模型

由于隔熱屏的結(jié)構(gòu)具有周期性的特點(diǎn)，沿展向截取1個(gè)周期作為計(jì)算域進(jìn)行計(jì)算，隔熱屏計(jì)算模型及邊界條件如圖2所示。其中開(kāi)孔段為200 mm，同時(shí)為了消除進(jìn)、出口段的影響，進(jìn)口加了30dc的進(jìn)口段，出口加了40dc的出口段，主流腔高15dc，二次流腔高為5dc。

圖2 隔熱屏計(jì)算模型及邊界條件

本文計(jì)算模型均采用ICEM進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，對(duì)沖擊孔、氣膜孔和層板附近的網(wǎng)格均進(jìn)行了加密，網(wǎng)格劃分細(xì)節(jié)如圖3所示。流體域與固體域的網(wǎng)格同時(shí)劃分，在耦合計(jì)算時(shí)2個(gè)域共用1個(gè)交界面，交界面使用interface條件。本文在流體域與固體域交界處均劃分了邊界層網(wǎng)格，y+≈1。

圖3 網(wǎng)格劃分細(xì)節(jié)

Deng等[21-22]研究表明固體域網(wǎng)格數(shù)量對(duì)于耦合計(jì)算結(jié)果基本沒(méi)有影響。因此，本文固體域網(wǎng)格密度采用接近流體域的密度，固體域的網(wǎng)格數(shù)量為485萬(wàn)。通過(guò)調(diào)整氣膜孔周?chē)W(wǎng)格密度得到3種流體域結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量分別為780萬(wàn)、1560萬(wàn)以及2560萬(wàn)，3種網(wǎng)格密度下計(jì)算結(jié)果如圖4所示，其中橫坐標(biāo)表示沿流向距離與射流孔直徑之比的無(wú)量綱長(zhǎng)度，縱坐標(biāo)表示氣膜冷卻綜合冷效。

圖4 3種網(wǎng)格密度下計(jì)算結(jié)果

從圖中可見(jiàn)，1560萬(wàn)與2560萬(wàn)流體域網(wǎng)格的計(jì)算結(jié)果相差不超過(guò)4%，而780萬(wàn)與2560萬(wàn)網(wǎng)格的計(jì)算結(jié)果相差15%，綜合考慮計(jì)算成本和計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，選擇流體域網(wǎng)格為1560萬(wàn)，其他工況各條件下的網(wǎng)格劃分均以此為基礎(chǔ)。

1.2 邊界條件和計(jì)算工況

2個(gè)計(jì)算模型的模型參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 模型參數(shù)

其中Hc為沖擊腔高度，φ為沖擊孔板開(kāi)孔率，b為氣膜板與沖擊板開(kāi)孔面積比，L為沖擊孔板長(zhǎng)度，W為沖擊孔板寬度，ns-f為沖擊孔與氣膜孔沿流向間距比，ns-c為沖擊孔與氣膜孔沿展向間距比，nh-f為氣膜孔個(gè)數(shù)，nh-c為沖擊孔個(gè)數(shù)。

主流與二次流進(jìn)口均為質(zhì)量流量進(jìn)口，主流出口采用壓力出口，參考加力燃燒室真實(shí)進(jìn)氣方式，二次流與主流的進(jìn)氣方向平行，主流雷諾數(shù)中各參數(shù)使用主流進(jìn)口速度、流體參數(shù)，特征尺寸使用的是沖擊孔徑dcdc，主流流量通過(guò)主流雷諾數(shù)計(jì)算得到。在計(jì)算二次流的流量時(shí)，根據(jù)二次流和主流的密流比即吹風(fēng)比M進(jìn)行計(jì)算，認(rèn)為各沖擊孔流量均相同，再結(jié)合氣膜孔數(shù)計(jì)算二次流的總流量。由于計(jì)算采用周期條件，因此y方向兩側(cè)面均使用周期面條件。對(duì)于流固耦合計(jì)算，流體域與固體域交界面使用耦合面條件，保證流體域與固體域重合的區(qū)域熱流密度以及溫度連續(xù)。其余壁面均采用絕熱壁面條件。數(shù)值計(jì)算中流體采用可壓縮理想空氣，其導(dǎo)熱系數(shù)及比熱容均采用溫度的多項(xiàng)式進(jìn)行擬合，動(dòng)力粘性系數(shù)采用薩瑟蘭定律。耦合計(jì)算中隔熱屏材料使用某高溫合金，導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容均使用溫度的多項(xiàng)式進(jìn)行擬合計(jì)算，計(jì)算工況見(jiàn)表2。二次流入口總溫總壓為加力燃燒室前發(fā)動(dòng)機(jī)外涵流體總溫總壓，主流入口總溫設(shè)為發(fā)動(dòng)機(jī)在加力燃燒狀態(tài)下加力燃燒室出口處的流體總溫，主流入口總壓設(shè)置為加力燃燒室前內(nèi)、外涵氣流在理想狀態(tài)下完全混合后的總壓。

表2 計(jì)算工況

其中M為吹風(fēng)比，Reg為主流雷諾數(shù)，Tg為主流總溫，Tc為二次流總溫，pg為主流總壓，pc為二次流總壓。

1.3 計(jì)算方法

采用商業(yè)軟件Fluent進(jìn)行3維穩(wěn)態(tài)湍流流動(dòng)和能量方程求解，方程離散采用2階迎風(fēng)格式，速度與壓力耦合采用SIMPLE算法[23]，空氣密度按理想氣體計(jì)算，粘性系數(shù)、導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容等物性參數(shù)考慮隨溫度變化。沖擊氣膜結(jié)構(gòu)流動(dòng)較為復(fù)雜，存在流動(dòng)的分離與旋轉(zhuǎn)等，文獻(xiàn)[21]，文獻(xiàn)[24-25]表明SSTkω模型適用于復(fù)雜流動(dòng)，更接近試驗(yàn)工況，因此被本文用于隔熱屏數(shù)值模擬。計(jì)算結(jié)果收斂的標(biāo)準(zhǔn)是各殘差均小于10-5以及氣膜平板表面平均溫度計(jì)算結(jié)果保持穩(wěn)定。

1.4 參數(shù)定義

本文只研究沖擊孔與氣膜孔的叉排布局結(jié)構(gòu)，在設(shè)計(jì)孔排間距時(shí)，保證流向間距比和展向間距比相同。根據(jù)沖擊孔開(kāi)孔率φ可以得到?jīng)_擊孔的流向間距比和展向間距比。

式中：Pc為沖擊孔的流向間距比，Sc為沖擊孔板的展相間距比。根據(jù)沖擊孔開(kāi)孔率φ和氣膜板與沖擊板開(kāi)孔面積比b可以得到氣膜孔的流向間距比和展向間距比。

式中：Pf為沖擊孔的流向間距比，Sf為沖擊孔板的展相間距比。吹風(fēng)比為

式中：ρc、uc分別為二次流密度和溫度，取二次流進(jìn)氣腔進(jìn)口的密度和溫度；ρg、ug分別為主流密度和溫度，取主流進(jìn)氣腔進(jìn)口的密度和溫度。

流量系數(shù)為衡量流動(dòng)損失的主要參數(shù)，定義為通過(guò)流動(dòng)結(jié)構(gòu)的實(shí)際流量與理論流量的比值

式中：為實(shí)際質(zhì)量流量；A為孔的橫截面積。

在計(jì)算沖擊孔流量系數(shù)時(shí)，分別采用各孔面積和沖擊孔總面積計(jì)算沖擊孔各孔的流量系數(shù)和沖擊孔平均的流量系數(shù)，氣膜孔流量系數(shù)計(jì)算與沖擊孔類(lèi)似，在計(jì)算隔熱屏的綜合流量系數(shù)時(shí)，采用文獻(xiàn)[14]中的當(dāng)量流動(dòng)面積進(jìn)行計(jì)算，當(dāng)量流動(dòng)面積A=1/，其中Ac為沖擊孔的總流通面積；Af為氣膜孔的總流通面積；R和γ分別為氣體常數(shù)和絕熱指數(shù)，P*1、T*1和P2分別為孔進(jìn)口總壓、總溫和出口靜壓。本文在計(jì)算流量系數(shù)時(shí)，選擇模型入口和孔出口參數(shù)質(zhì)量平均值進(jìn)行計(jì)算。

氣膜板的綜合冷卻效率為

式中：Tg、Tw和Tc分別為主流溫度、有氣膜時(shí)壁面的實(shí)際溫度和二次流的溫度，反應(yīng)高溫部件表面的無(wú)量綱溫度，直接反應(yīng)真實(shí)耦合傳熱過(guò)程中冷氣對(duì)目標(biāo)位置的保護(hù)效果。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 開(kāi)孔率對(duì)流動(dòng)特性的影響

不同吹風(fēng)比下2種開(kāi)孔率結(jié)構(gòu)沖擊孔的流量系數(shù)如圖5所示。

圖5中，實(shí)心點(diǎn)為開(kāi)孔率0.6%結(jié)構(gòu)的流量系數(shù)，空心點(diǎn)為開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)的流量系數(shù)。

圖5 不同吹風(fēng)比下2種開(kāi)孔率結(jié)構(gòu)沖擊孔的流量系數(shù)

吹風(fēng)比分別為0.2，0.4，0.6和0.8時(shí)2種開(kāi)孔率結(jié)構(gòu)氣膜孔的流量系數(shù)如圖6所示。

圖6 吹風(fēng)比分別為0.2、0.4、0.6和0.8時(shí)2種開(kāi)孔率結(jié)構(gòu)氣膜孔的流量系數(shù)

從圖中可見(jiàn)，沿著流動(dòng)方向流量系數(shù)略微增大，隨著開(kāi)孔率由0.6%增大到0.8%，不同吹風(fēng)比下沖擊孔的流量系數(shù)均減小，沿流動(dòng)方向開(kāi)孔率0.6%結(jié)構(gòu)的沖擊孔流量系數(shù)增幅高于開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)的，最大差別達(dá)到3%。與沖擊孔類(lèi)似，沿著流動(dòng)方向氣膜孔流量系數(shù)也增大。在0.2吹風(fēng)比時(shí)，上游6排氣膜孔均無(wú)流量系數(shù)值，表明該區(qū)域氣膜孔無(wú)出流；在中、下游區(qū)域，開(kāi)孔率0.6%結(jié)構(gòu)的氣膜孔的流量系數(shù)略高于開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)的，且增幅也相應(yīng)較大。隨著吹風(fēng)比的增大，氣膜孔流量系數(shù)沿著主流方向的幅度越來(lái)越小，吹風(fēng)比為0.8時(shí)氣膜孔流量系數(shù)變化趨于平緩。

4種吹風(fēng)比下孔平均流量系數(shù)的變化規(guī)律如圖7所示。對(duì)于沖擊孔，隨著吹風(fēng)比由0.2增大到0.8，開(kāi)孔率0.6%結(jié)構(gòu)的沖擊孔流量系數(shù)由0.716增大到0.721，開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)的沖擊孔流量系數(shù)由0.688增大到0.693；對(duì)于氣膜孔，當(dāng)吹風(fēng)比由0.2增大到0.8時(shí)，開(kāi)孔率0.6%結(jié)構(gòu)的氣膜孔流量系數(shù)由0.499增大到0.616，開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)的氣膜孔流量系數(shù)由0.501增大到0.599。在所有吹風(fēng)比下，開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)的孔流量系數(shù)值均低于開(kāi)孔率0.6%結(jié)構(gòu)的。

圖7 4種吹風(fēng)比下孔平均流量系數(shù)的變化規(guī)律

從圖中可見(jiàn)，對(duì)于不同吹風(fēng)比下的2種開(kāi)孔率結(jié)構(gòu)，沖擊孔和氣膜孔的流量系數(shù)沿主流方向均有所增大。開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)部分沖擊孔孔中心截面的速度等值線如圖8所示。其中1、7、15號(hào)沖擊孔分別位于沖擊腔上、中、下游。從圖中可見(jiàn)，1號(hào)沖擊孔中的射流明顯偏向下游，7號(hào)沖擊孔次之，15號(hào)沖擊孔基本上垂直于靶面，這是由于沖擊腔上游橫流較強(qiáng)，沖擊射流受橫流影響偏向下游，導(dǎo)致有效流通面積較小，而下游的沖擊射流受橫流影響較小，有效流通面積較大，因此流量系數(shù)沿流向是增大的。

圖8 開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)部分沖擊孔沿流向速度等值線

開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)部分氣膜孔中心截面的速度等值線如圖9所示。從圖中可見(jiàn)，上游氣膜孔孔內(nèi)氣流的速度很小，前幾排氣膜孔甚至?xí)霈F(xiàn)冷氣無(wú)法出流的現(xiàn)象，孔內(nèi)存在較強(qiáng)回流區(qū)。在流動(dòng)方向的中下游區(qū)域，氣膜孔出流的能力逐漸增強(qiáng)，孔內(nèi)氣流的速度不斷增大，氣流的流動(dòng)方向與孔軸線的夾角不斷減小，孔有效流通面積增大，因此流量系數(shù)沿流向也是增大的。

圖9 開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)部分氣膜孔沿流向速度等值線

使用當(dāng)量流動(dòng)面積計(jì)算的隔熱屏結(jié)構(gòu)的綜合流量系數(shù)如圖10所示。從圖中可見(jiàn)，隨著吹風(fēng)比由0.2增 大 到0.8，開(kāi) 孔 率0.6%結(jié)構(gòu)的綜合流量系數(shù)由0.568增大到0.644，開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)的綜合流量系數(shù)由0.557增大到0.624。在所有吹風(fēng)比下，開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)的綜合流量系數(shù)值均低于開(kāi)孔率0.6%結(jié)構(gòu)的。

圖10 使用當(dāng)量流動(dòng)面積計(jì)算的隔熱屏結(jié)構(gòu)的綜合流量系數(shù)

從圖中還可見(jiàn)，隨著沖擊平板開(kāi)孔率的增大，隔熱屏的綜合流量系數(shù)是減小的。隨著開(kāi)孔率由0.6%增大到0.8%時(shí)，沖擊孔中氣流的平均速度由4.96～19.66 m/s增大到5.02～19.81 m/s，氣膜孔中氣流的平均速度由1.63～6.46 m/s增大到1.71～6.73 m/s。從圖8、9中孔內(nèi)流動(dòng)可見(jiàn)，氣流有較為明顯的偏轉(zhuǎn)和速度分離，無(wú)長(zhǎng)孔流動(dòng)中的氣流再附著充滿(mǎn)孔內(nèi)流動(dòng)，因此隨著孔內(nèi)流動(dòng)速度的增大，氣流在孔入口處的收縮加劇，導(dǎo)致氣流通過(guò)沖擊孔和氣膜孔時(shí)的流動(dòng)阻力增大，從而導(dǎo)致冷氣進(jìn)入主流通道的流動(dòng)阻力增大。

2.2 開(kāi)孔率對(duì)冷卻特性的影響

開(kāi)孔率0.6%結(jié)構(gòu)和開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)的燃?xì)鈧?cè)發(fā)散板綜合冷效分布如圖11、12所示。從圖中可見(jiàn)，當(dāng)吹風(fēng)比從0.2增大到0.8時(shí)，2種結(jié)構(gòu)的綜合冷效均逐漸增大。所有吹風(fēng)比下綜合冷效值沿主流方向均有所增大。其原因?yàn)闆_擊孔和氣膜孔的流量系數(shù)均沿著流向增大，導(dǎo)致下游冷氣出流量更大，因此下游的綜合冷效更高。

圖11 不同吹風(fēng)比下開(kāi)孔率0.6%結(jié)構(gòu)氣膜板燃?xì)鈧?cè)綜合冷效分布

圖12 不同吹風(fēng)比下開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)發(fā)散板燃?xì)鈧?cè)綜合冷效分布

不同吹風(fēng)比下2種開(kāi)孔率結(jié)構(gòu)的發(fā)散板燃?xì)鈧?cè)展向綜合冷效的分布規(guī)律如圖13所示。從圖中可見(jiàn)，總體上沿流動(dòng)方向，不同吹風(fēng)比下的綜合冷卻效率均是增大的。在吹風(fēng)比0.3～0.8時(shí)，實(shí)線均在虛線的上方，即開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)的綜合冷效值均高于開(kāi)孔率0.6%結(jié)構(gòu)的綜合冷效值。在吹風(fēng)比為0.2時(shí)，開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)上游氣膜孔的綜合冷效低于開(kāi)孔率0.6%結(jié)構(gòu)的，而在下游區(qū)域，開(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)的綜合冷效大于開(kāi)孔率0.6%結(jié)構(gòu)的。其原因?yàn)殚_(kāi)孔率0.8%結(jié)構(gòu)在小吹風(fēng)比下上游氣膜孔出流困難，無(wú)法對(duì)發(fā)散板燃?xì)鈧?cè)形成保護(hù)，而開(kāi)孔率0.6%結(jié)構(gòu)在上游區(qū)域氣膜出流所受影響則相對(duì)較小。不同吹風(fēng)比下2種開(kāi)孔率結(jié)構(gòu)的發(fā)散板燃?xì)鈧?cè)面平均綜合冷效值如圖14所示。

圖13 不同吹風(fēng)比下2種開(kāi)孔率結(jié)構(gòu)的發(fā)散板燃?xì)鈧?cè)展向綜合冷效的分布規(guī)律

圖14 不同吹風(fēng)比下2種開(kāi)孔率結(jié)構(gòu)的發(fā)散板燃?xì)鈧?cè)面平均綜合冷效值

3 結(jié)論

（1）沿著主流方向，沖擊孔和氣膜孔的流量系數(shù)呈增大趨勢(shì)，吹風(fēng)比變化對(duì)沖擊孔的平均流量系數(shù)無(wú)明顯影響，而氣膜孔的平均流量系數(shù)隨吹風(fēng)比的增大而增大；

（2）當(dāng)開(kāi)孔率由0.6%增大到0.8%時(shí)，沖擊孔和氣膜孔的平均流量系數(shù)均有不同程度的減小，分別減小了3.9%和2.7%，隔熱屏的綜合流量系數(shù)減小了3.5%；

（3）沿著主流方向，發(fā)散板燃?xì)鈧?cè)的綜合冷效呈增強(qiáng)趨勢(shì)，且吹風(fēng)比越大，增強(qiáng)趨勢(shì)越明顯。隨著開(kāi)孔率由0.6%增大到0.8%，面平均綜合冷效增大了6.4%，表明較大開(kāi)孔率有利于提高發(fā)散板燃?xì)鈧?cè)的綜合冷效。