擾流柱構型對層板冷卻特性的研究

季鈞，唐祖定，賈新旺

(中國船舶集團有限公司第七○三研究所無錫分部，江蘇 無錫 214000)

發動機推重比的不斷增大使得燃燒室面臨的氣熱環境日益惡劣，熱端部件在高溫氣流的沖擊和發動機劇烈的振動下會產生很大的熱應力和疲勞載荷，還要在高溫高壓的惡劣工作環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動機使用壽命長短的關鍵部件之一，高效的火焰筒冷卻結構對發展高溫升燃燒室至關重要[1]。在過去幾十年中，一些先進的復合冷卻結構先后被提出，其中，層板冷卻結構集射流沖擊、內部對流冷卻和多孔全覆蓋氣膜冷卻于一體，得到國內外研究人員的廣泛關注。全棟梁等[2]通過實驗和數值模擬方法研究了層板冷卻結構的流動與換熱特性，描述了層板內部的復雜流動過程。Hong等[3]通過實驗方法研究了在橫流影響下的擾流柱對層板結構流動換熱的影響。譚曉茗等[4]發現增大堵塞比能夠在一定程度上提高冷卻效率。

層板結構的綜合冷卻效率與射流沖擊、環腔內的對流換熱以及氣膜噴吹三方面存在緊密的聯系，研究人員針對陣列射流[5]、擾流柱構型[6-7]和多孔全覆蓋氣膜[8-9]開展了大量的數值和試驗研究。但是，作為集多種強化冷卻方式于一體的復合冷卻結構，層板結構參數變化對綜合冷卻效率的影響規律還需進行更深入的研究。另外，如何在接近真實燃燒室的氣熱環境中進行層板綜合冷卻性能評估是眼下亟需解決的關鍵問題。

本文運用數值計算的方法，在模擬真實燃燒室氣動熱力參數條件下，對典型結構參數的層板綜合冷卻效率進行研究，歸納總結了擾流柱構型參數對綜合冷卻效率的影響規律。

1 計算模型與計算方法

1.1 計算模型

多孔層板計算域示意圖如圖1所示，一個層板單元內沖擊孔、擾流柱和氣膜孔的排布方式見圖2，其數量之比為1∶10∶1。由于多孔層板結構在y軸方向上具有周期性的特點，同時也為了合理運用計算資源和提高計算效率，故在y軸方向上計算域選取一個孔節距P，x軸方向，層板段長度為10個孔排距S，為了讓氣流完全發展，主流通道沿x軸方向分別向兩側各延長80 mm，主流和次流通道高分別為70 mm和40 mm。坐標軸原點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。模型幾何參數見表1。

圖1 多孔層板計算域示意圖

圖2 一個層板單元內沖擊孔、擾流柱和氣膜孔的排布方式

表1 模型幾何參數

1.2 網格劃分

本文采用Gambit商業軟件對計算模型進行結構化網格劃分，由于沖擊孔、氣膜孔及近壁面處氣流流動較為復雜，故對其網格進行局部加密處理，第一層網格高度為0.1 mm，隨后沿z軸方向上以1.05的比例因子逐漸增大網格尺寸。x-z方向網格及孔-柱局部區域網格劃分如圖3所示。

圖3 x-z方向網格及孔-柱局部區域網格劃分

圖4為不同網格數量下的綜合冷卻效率分布圖，由圖可知，當網格數為從1 000萬增大到1 121萬時冷卻效率η變化不大，故采用1 000萬網格數量模型進行后續研究。

圖4 不同網格數量下的綜合冷卻效率分布圖

1.3 計算方法及邊界條件

本文數值模擬采用商業軟件Fluent，其中數學模型滿足下列假設：

(1)流體為連續介質，流體的運動速度、壓力和密度等參數均可以看作是坐標的連續參數；

(2)流體流動為定常流動；

(3)能量方程不存在源項，忽略粘性耗散項。

基于以上假設，得到適用于本文換熱過程和湍流流動的控制方程組：

質量守恒方程:

(1)

動量守恒方程：

(2)

能量守恒方程：

(3)

計算中冷熱流體均設置為理想氣體，根據文獻[10]中的實驗結果(圖5為湍流模型的比較)選用Realizablek-ε湍流模型進行求解，近壁面處采用增強型壁面函數，壓力-速度耦合采用SIMPLEC算法，流動基本方程采用二階差分離散，當各項殘差精度均小于10-5時可認為計算收斂。

圖5 湍流模型的比較

本文參考某型發動機燃燒室真實氣動熱力參數，對所有算例采用相同的邊界條件進行設置，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)，導熱系數λ為25 W/(m·K)。

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

表3 擾流柱構型布置方案

綜合冷卻效率的定義為：

(4)

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

2 計算結果與分析

2.1 流動特性分析

圖6為層板環腔內高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造成環腔內氣流的無序流動，這是因為相對于其它形狀的擾流柱構型，橢圓擾流柱具有最大的正對迎風面，大部分氣流與擾流柱相

圖6 層板環腔內高H/10處截面的速度矢量分布圖

互作用后會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。方形擾流柱的正對面積次之，同樣也會導致相鄰沖擊射流之間的作用減弱；菱形擾流柱的正對面積最小，但易產生回流區，影響繞掠擾流柱后的流動；而圓形擾流柱外表面相對較為順滑，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，不同擾流柱構型下層板結構的局部速度相似，故擾流柱構型對層板結構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為氣膜孔板內壁面與擾流柱外表面的溫度分布云圖。可見，次流由沖擊孔射入環腔后具有較強的沖擊效應，環腔內壁對應的駐點區域的射流附面層極薄，沖擊換熱強烈，故駐點區域壁面溫度較低；沿z軸正向，六種擾流柱構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方形、菱形擾流柱外表面溫度更低；此外環腔內壁氣膜孔對應處溫度也相對較低，這是因為次流從氣膜孔噴吹后在主流的作用下貼附在壁面上對其進行冷卻，在氣膜孔板的導熱作用下，內壁氣膜孔對應位置處溫度相對較低。

整體來看，圓形擾流柱構型的環腔內壁溫度最低，其次是橢圓(H)構型，菱形擾流柱構型的環腔內壁溫度最高。這是因為次流射流沖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展形成的附面層，另一方面增強擾動并增大換熱面積；次流在向氣膜孔流動的過程中，擾流柱對次流有明顯的方向性特征，而圓形擾流柱構型更契合射流沖擊形成的壁面射流特征。

圖8 氣膜孔板內壁面與擾流柱外表面的溫度分布云圖

圖9為不同擾流柱構型下的層板結構沿程綜合冷卻效率。從圖9中可以看出，不同擾流柱構型的層板結構冷卻效率規律相似，整體來看，在氣膜壁的前緣(1≤x/S≤5)，多孔層板結構的冷卻效率變化較小，這是因為初始階段冷卻空氣較少，疊加效應不明顯，氣膜發展緩慢；在x/S>6時，多孔層板結構的冷卻效率顯著增大，這是因為隨著流向距離的增加，氣膜孔排數增多，氣膜的疊加效應能夠使更多冷卻空氣覆蓋在氣膜孔板的外壁面的緣故。

當x/S>1時，在一個層板單元內，氣膜孔板外壁上，沖擊孔對應區域的綜合冷卻效率比氣膜孔對應的綜合效率高，這是因為氣流從氣膜孔流出后不會立即貼附在壁面上的緣故。此外，圓形擾流柱構型的層板結構的綜合冷卻效率最高，橢圓次之，菱形擾流柱構型的層板結構的綜合冷卻效率最低。

圖9 不同擾流柱構型下的層板結構沿程綜合冷卻效率

3 結語

本文參考某型燃燒室真實氣動熱力參數，通過數值模擬研究了擾流柱構型對多孔層板結構冷卻性能的影響，主要結論如下：

擾流柱構型的改變對射流沖擊、氣膜冷卻的影響較為微弱，對層板結構的綜合冷卻效率有一定影響。其中，圓形擾流柱構型較為合理，其余擾流柱構型難以很好地匹配射流沖擊形成的壁面射流特征，導致環腔內對流換熱減弱，故圓形擾流柱構型的層板結構綜合冷卻效率最高。