張少麗，周吉利，徐興平，王 旭，潘鑫峰

（中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng) 110015）

0 引言

隨著航空發(fā)動(dòng)機(jī)性能提高，軸對(duì)稱(chēng)收擴(kuò)噴管入口溫度升高[1-2]，且噴管壁溫嚴(yán)重不均勻，使得壁面冷卻成為影響噴管在加力狀態(tài)下可靠工作的關(guān)鍵技術(shù)。目前噴管溫度場(chǎng)計(jì)算技術(shù)基礎(chǔ)薄弱，邊界條件及計(jì)算方法均不清晰，需對(duì)軸對(duì)稱(chēng)收擴(kuò)噴管溫度計(jì)算方法進(jìn)行深入研究，對(duì)冷卻結(jié)構(gòu)進(jìn)行評(píng)估及優(yōu)化，改善重要內(nèi)流道件的最高溫度及溫度梯度，以提高噴管的耐溫能力及可靠性。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了噴管冷卻相關(guān)研究。Robert[3]研究了熱輻射換熱；Rodolphe 等[4]研究了固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)輻射與湍流耦合多相流動(dòng)；Hines 等[5]研究了高壓腔下冷卻問(wèn)題；張小英等[6]對(duì)軸對(duì)稱(chēng)矢量噴管紅外特性數(shù)值開(kāi)展了研究；Chen等[7]開(kāi)展了矢量軸對(duì)稱(chēng)噴管氣膜冷卻及壁面溫度的數(shù)值研究；Zhang 等[8]開(kāi)展了軸對(duì)稱(chēng)矢量噴管氣膜冷卻與紅外特性的耦合分析；Liu 等[9]開(kāi)展了考慮熱傳導(dǎo)、對(duì)流和輻射的軸對(duì)稱(chēng)收斂-擴(kuò)張噴管壁溫計(jì)算研究；Pizzarelli等[10]通過(guò)2種不同的策略變換冷卻通道寬高比，得到噴管功率損失最小、冷卻回路壓降最小的噴管流道寬高比組合；Ulas等[11]研究噴管冷卻通道幾何結(jié)構(gòu)和冷卻通道數(shù)量對(duì)推力室和冷卻劑最高溫度的影響，得出截面可變的最佳冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)；額日其太等[12]對(duì)噴管超聲速段壁面排氣引射冷卻方案氣動(dòng)特性進(jìn)行了研究，認(rèn)為冷卻噴管可以降低噴管壁面和機(jī)身表面的溫度，提高飛機(jī)的紅外隱身能力；額日其太等[13]還對(duì)高速熱噴流條件下二元收擴(kuò)噴管擴(kuò)張段壁面的冷卻進(jìn)行了初步的試驗(yàn)研究，表明冷卻出流對(duì)噴管壁面的壓力分布影響較大，使得不同冷卻結(jié)構(gòu)下的壁面壓力分布不同，通過(guò)對(duì)擴(kuò)張段壁面進(jìn)行冷卻，明顯降低了噴管的壁溫和紅外輻射強(qiáng)度；王建等[14]應(yīng)用SST 湍流模型對(duì)超聲速氣膜冷卻進(jìn)行了數(shù)值模擬，表明吹風(fēng)比是影響超聲速氣膜冷效的重要因素，吹風(fēng)比越大，冷卻效果也隨之提高；彭威等[15]應(yīng)用SST 湍流模型研究不同主流進(jìn)口湍流度下的超聲速氣膜冷卻情況，表明主流進(jìn)口湍流度對(duì)超音速氣膜冷卻有較大影響，增大主流進(jìn)口湍流度會(huì)減弱超聲速氣膜冷卻效率；彭威等[16]還研究了超聲速氣膜冷卻中激波被抑制的情況，表明壁面開(kāi)孔能使激波作用的區(qū)域壁面附近的壓力分布均勻，有利于冷卻效果的提高；金捷等[17]對(duì)軸對(duì)稱(chēng)矢量噴管偏轉(zhuǎn)狀態(tài)和未偏轉(zhuǎn)狀態(tài)的壁溫進(jìn)行了對(duì)比，表明矢量狀態(tài)噴管同一軸向位置處的周向壁溫相對(duì)差值達(dá)15%。以上研究均未開(kāi)展噴管入口溫度場(chǎng)的不均勻性和實(shí)際冷卻結(jié)構(gòu)熱變形導(dǎo)致的冷卻通道變化對(duì)噴管壁溫的影響分析。

本文通過(guò)加力燃燒室和噴管聯(lián)合仿真，探究了收斂段隔熱屏結(jié)構(gòu)、冷卻通道高度和冷卻氣流量等因素對(duì)軸對(duì)稱(chēng)收擴(kuò)噴管壁溫的影響規(guī)律。

1 物理模型

針對(duì)軸對(duì)稱(chēng)收擴(kuò)噴管收斂段隔熱屏不同結(jié)構(gòu)和不同冷卻通道高度進(jìn)行了3 維建模，并進(jìn)行了全3 維數(shù)值仿真計(jì)算，軸對(duì)稱(chēng)收擴(kuò)噴管模型如圖1 所示。由于該模型空間結(jié)構(gòu)的對(duì)稱(chēng)性，采用周期性邊界條件，選取1/15模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。收斂段不同隔熱屏結(jié)構(gòu)如圖2 所示，包含短收斂段隔熱屏（隔熱屏長(zhǎng)度未到喉道位置）、短收斂段隔熱屏-后端彎邊（后端中間部分為向前凹的弧形，可將冷卻氣向兩側(cè)引流并且有利于釋放熱變形）、長(zhǎng)收斂段隔熱屏（隔熱屏長(zhǎng)度到喉道位置）、全環(huán)收斂段隔熱屏結(jié)構(gòu)（整個(gè)收斂段周向均有隔熱屏）以及無(wú)隔熱屏結(jié)構(gòu)。

圖1 軸對(duì)稱(chēng)收擴(kuò)噴管模型

冷卻通道高度如圖3所示，h1為入口高度，h2為出口高度。對(duì)4 種冷卻通道高度進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算：h1=10、h2=13；h1=10、h2=8；h1=8、h2=6；h1=6、h2=4，單位均為mm。

圖3 冷卻通道高度

2 計(jì)算方法及驗(yàn)證

由于加力燃燒室的不均勻性，導(dǎo)致軸對(duì)稱(chēng)收擴(kuò)噴管入口流場(chǎng)參數(shù)具有不均勻性，該截面溫度場(chǎng)作為噴管壁溫計(jì)算的輸入具有至關(guān)重要的作用，因此不能采用均勻溫度場(chǎng)代替，需要通過(guò)數(shù)值計(jì)算得到相對(duì)真實(shí)的溫度場(chǎng)。

如果直接采用加力燃燒室部件數(shù)值計(jì)算的出口截面數(shù)據(jù)作為噴管入口數(shù)據(jù)，由于該截面氣流是亞音速氣流，下游噴管結(jié)構(gòu)會(huì)對(duì)其產(chǎn)生影響，在未考慮噴管的影響下，會(huì)產(chǎn)生偏差，表現(xiàn)為：以加力段出口壓力為入口，則流量不匹配；以流量為入口，則壓力不匹配。這會(huì)導(dǎo)致計(jì)算噴管壁溫時(shí)出現(xiàn)偏差。

為了得到適合噴管進(jìn)行數(shù)值計(jì)算的入口參數(shù)，采用加力燃燒室和噴管聯(lián)合計(jì)算，考慮結(jié)構(gòu)特點(diǎn)選取八分之一模型，加力燃燒室保留了合流環(huán)、中心錐、火焰穩(wěn)定器、隔熱屏等零件，噴管去掉收斂隔熱屏，通過(guò)簡(jiǎn)化噴管模型減少網(wǎng)格數(shù)量，增加計(jì)算速度。加力和噴管聯(lián)合仿真物理模型如圖4 所示，加力和噴管聯(lián)合仿真網(wǎng)格如圖5 所示。采用Gambit 商用軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用結(jié)構(gòu)和非結(jié)構(gòu)混合網(wǎng)格，在壁面處加密，y+=60～120，網(wǎng)格總量控制在350萬(wàn)左右，已完成網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。

圖4 加力和噴管聯(lián)合仿真物理模型

圖5 加力和噴管聯(lián)合仿真網(wǎng)格

采用基于密度的算法進(jìn)行計(jì)算，流體為可壓氣體，外涵為空氣，內(nèi)涵為渦輪后燃?xì)猓ㄍ耆紵?，湍流模型為?biāo)準(zhǔn)K-e模型，壁面函數(shù)為標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，燃燒模型為E-D模型，輻射采用DO 模型，壁面的平均發(fā)射率取為0.8。內(nèi)外涵入口設(shè)為壓力入口，外內(nèi)涵壓比為0.96，外內(nèi)涵溫度比為0.266，噴管出口設(shè)為壓力出口，環(huán)境壓力為101325 Pa，環(huán)境溫度為288 K。

加力和噴管聯(lián)合仿真噴管入口截面溫度場(chǎng)如圖6 所示。將該截面的流場(chǎng)參數(shù)（溫度、壓力、組分等）以profile 格式導(dǎo)出，用于軸對(duì)稱(chēng)收擴(kuò)噴管溫度場(chǎng)數(shù)值計(jì)算的入口參數(shù)設(shè)置，連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、能量方程均采用2 階迎風(fēng)差分格式進(jìn)行離散，運(yùn)用耦合顯示求解進(jìn)行迭代計(jì)算，流體為可壓氣體，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-e兩方程模型，壁面函數(shù)為標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，輻射采用DO模型，壁面的平均發(fā)射率取為0.8。

圖6 加力和噴管聯(lián)合仿真噴管入口截面溫度場(chǎng)

圖7 軸對(duì)稱(chēng)收擴(kuò)噴管溫度場(chǎng)計(jì)算網(wǎng)格

軸對(duì)稱(chēng)收擴(kuò)噴管溫度場(chǎng)計(jì)算網(wǎng)格如同7 所示，采用Gambit 商用軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用結(jié)構(gòu)和非結(jié)構(gòu)混合網(wǎng)格，在壁面處加密，y+=30～70，并完成網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，網(wǎng)格總量由50 萬(wàn)增加到100 萬(wàn)左右時(shí)，噴管收斂段和擴(kuò)張段壁溫變化在10 ℃以?xún)?nèi)，因此網(wǎng)格總量選取50萬(wàn)。

選取收斂調(diào)節(jié)片和擴(kuò)張調(diào)節(jié)片中心線(xiàn)位置，進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比分析，調(diào)節(jié)片鏈壁溫?cái)?shù)值計(jì)算與試驗(yàn)對(duì)比如圖8所示，壁溫測(cè)試采用K 型熱電偶，精度±1%。從圖中可見(jiàn)，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，壁溫最大相差50℃左右，驗(yàn)證了軸對(duì)稱(chēng)收擴(kuò)噴管溫度場(chǎng)計(jì)算方法的有效性。

圖8 調(diào)節(jié)片鏈壁溫?cái)?shù)值計(jì)算與試驗(yàn)對(duì)比

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 隔熱屏形狀對(duì)噴管溫度場(chǎng)影響

隔熱屏的長(zhǎng)度和寬度會(huì)影響冷卻氣的流動(dòng)，因此在冷卻通道高度h1=10 mm、h2=8 mm 的基礎(chǔ)上，對(duì)無(wú)收斂段隔熱屏和4 種不同隔熱屏結(jié)構(gòu)的噴管模型進(jìn)行了3 維數(shù)值仿真計(jì)算：短收斂段隔熱屏、長(zhǎng)收斂段隔熱屏、全環(huán)收斂段隔熱屏、短收斂段隔熱屏-后端彎邊。隔熱屏形狀對(duì)壁溫的影響如圖9 所示。從圖中可見(jiàn)，隔熱屏結(jié)構(gòu)直接影響了冷卻氣的流動(dòng)方向，進(jìn)而影響冷卻氣對(duì)壁面的冷卻結(jié)果：

圖9 隔熱屏形狀對(duì)壁溫的影響

（1）無(wú)收斂段隔熱屏?xí)r冷卻氣對(duì)噴管周向進(jìn)行了均勻冷卻，但整體冷卻效果差，冷卻氣未得到更好的利用；

（2）在收斂調(diào)節(jié)片上增加隔熱屏?xí)r冷卻氣對(duì)收斂調(diào)節(jié)片和擴(kuò)張調(diào)節(jié)片進(jìn)行了很好的冷卻，收斂密封片和擴(kuò)張密封片卻未得到有效冷卻；

（3）將收斂調(diào)節(jié)片上的隔熱屏加長(zhǎng)后，擴(kuò)張調(diào)節(jié)片的溫度進(jìn)一步降低，但是擴(kuò)張密封片的溫度進(jìn)一步升高，噴管最高壁溫增加，周向溫差變大，噴管擴(kuò)張密封片可靠性降低；

（4）全環(huán)隔熱屏?xí)r冷卻氣對(duì)噴管周向進(jìn)行了更有效地均勻冷卻，降低周向溫差，提高噴管可靠性；

（5）將隔熱屏后端直邊改為彎邊時(shí)，擴(kuò)張調(diào)節(jié)片溫度分布由U型變成V型，擴(kuò)張調(diào)節(jié)片溫度明顯升高，同時(shí)擴(kuò)張調(diào)節(jié)片周向溫差增大，擴(kuò)張密封片溫度降低。

產(chǎn)生以上計(jì)算結(jié)果的主要原因?yàn)槭諗慷胃魺崞磷柚沽撕诵牧鳉怏w與冷卻氣的摻混，冷卻氣可以對(duì)后面的擴(kuò)張段有效冷卻，無(wú)隔熱屏的位置冷熱氣流很快完成摻混，后面的擴(kuò)張段無(wú)法得到較好的冷卻，因此需要根據(jù)實(shí)際使用需求進(jìn)行隔熱屏結(jié)構(gòu)優(yōu)化，得到最佳的冷卻結(jié)構(gòu)，通過(guò)以上理論分析，在結(jié)構(gòu)可實(shí)現(xiàn)的前提下，全環(huán)隔熱屏可以對(duì)噴管收斂段和擴(kuò)張段實(shí)現(xiàn)最有效的冷卻。

3.2 冷卻通道高度對(duì)噴管溫度場(chǎng)影響

冷卻通道的高度對(duì)冷卻氣的流動(dòng)有一定的影響，因此在短收斂段隔熱屏的基礎(chǔ)上，對(duì)4 種冷卻通道高度進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算：h1=10 mm、h2=13 mm；h1=10 mm、h2=8 mm；h1=8 mm、h2=6 mm；h1=6 mm、h2=4 mm，冷卻通道高度對(duì)壁溫的影響如圖10 所示。以h1=10、h2=8為基準(zhǔn)模型，將其他3種模型與其對(duì)比，從圖中可見(jiàn)：

圖10 冷卻通道高度對(duì)壁溫的影響

（1）噴管冷卻通道出口高度增加，擴(kuò)張調(diào)節(jié)片中間部分溫度降低，擴(kuò)張調(diào)節(jié)片兩側(cè)溫度和擴(kuò)張密封片溫度急劇升高；

（2）當(dāng)噴管冷卻通道減小2 mm時(shí)，擴(kuò)張調(diào)節(jié)片溫度升高50 ℃，擴(kuò)張密封片溫度大幅度降低；

（3）當(dāng)噴管冷卻通道減小4 mm時(shí)，擴(kuò)張調(diào)節(jié)片溫度升高150 ℃，擴(kuò)張密封片溫度大幅度降低。

由以上分析可知冷卻通道高度對(duì)噴管壁面溫度的分布有很大影響，增大冷卻通道高度可降低調(diào)節(jié)片的溫度，同時(shí)密封片溫度升高；減小冷卻通道高度可降低密封片溫度，同時(shí)擴(kuò)張調(diào)節(jié)片溫度升高。

在冷卻流量一定的情況下，冷卻通道的高度變化會(huì)影響冷氣流的流動(dòng)，不同截面溫度和速度如圖11、12 所示。隨著冷卻通道減小，貼壁處的速度和溫度由圓形到橢圓形再到條形變化，隨著冷卻通道高度減小冷卻氣速度增加，冷卻氣貼壁效應(yīng)減弱，周向低速高溫氣流不易向冷卻氣方向流動(dòng)，反而冷卻氣更容易向兩側(cè)高溫低速區(qū)流動(dòng)，使得噴管周向壁面溫差減小，收斂和擴(kuò)張段調(diào)節(jié)片壁面溫度升高，收斂和擴(kuò)張段密封片溫度降低。

圖11 不同截面溫度

圖12 不同截面速度

3.3 冷卻氣流量對(duì)噴管壁面溫度的影響

在長(zhǎng)收斂段隔熱屏和冷卻通道高度h1=10 mm、h2=8 mm 的基礎(chǔ)上，將收斂段冷卻通道設(shè)置為流量入口，保持冷卻氣入口溫度不變的情況下，進(jìn)行了以下5 種不同冷卻氣流量的3 維數(shù)值仿真計(jì)算：q=3、4、5、6、7 kg/s。

冷卻氣流量對(duì)噴管壁面溫度的影響如圖13 所示。從圖中可見(jiàn)，隨著冷卻氣流量的變化，擴(kuò)張段高溫區(qū)域和最高溫度均具有明顯的變化，以q=5 kg/s 為基準(zhǔn)，將其他冷卻氣流量與之對(duì)比，得到以下結(jié)論：

圖13 冷卻氣流量對(duì)噴管壁面溫度的影響

（1）冷卻氣流量增加1 kg/s，擴(kuò)張段最高溫度降低200 ℃；

（2）冷卻氣流量增加2 kg/s，擴(kuò)張段最高溫度降低450 ℃；

（3）冷卻氣流量減少1 kg/s，擴(kuò)張段最高溫度升高50 ℃，高溫區(qū)域明顯增加；

（4）冷卻氣流量減少2 kg/s，擴(kuò)張段最高溫度升高50 ℃，高溫區(qū)域進(jìn)一步增加。

根據(jù)擴(kuò)張段使用材料的耐溫能力適當(dāng)提出噴管冷卻氣需求，避免出現(xiàn)過(guò)度冷卻或冷卻不足的情況，滿(mǎn)足實(shí)際需求為最佳選擇。

4 結(jié)論

（1）收斂段隔熱屏阻止了核心流氣體與冷卻氣的摻混，冷卻氣可以對(duì)后面的擴(kuò)張段有效冷卻；全環(huán)隔熱屏對(duì)噴管整個(gè)收斂段和擴(kuò)張段均可有效冷卻，降低噴管最高溫度和周向溫差；

（2）采用短收斂段隔熱屏?xí)r隨冷卻通道高度增加，調(diào)節(jié)片溫度降低，密封片溫度升高，計(jì)算模型顯示噴管冷卻通道減小2 mm 時(shí)，擴(kuò)張調(diào)節(jié)片溫度升高50 ℃，擴(kuò)張密封片溫度大幅度降低；

（3）隨冷卻氣流量增加，噴管擴(kuò)張段最高溫度大幅降低，計(jì)算模型顯示冷卻氣流量增加1 kg/s，擴(kuò)張段最高溫度降低200 ℃。