開孔率對加力燃燒室隔熱屏冷卻特性的影響

劉海涌，牛嘉嘉，劉存良，王睿

（西北工業大學動力與能源學院，西安 710072）

0 引言

加力燃燒是增加航空飛行器機動性能和作戰能力的有效方法[1]。對于高性能發動機，加力燃燒室出口燃氣溫度預計可達2200 K，遠遠超過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境異常惡劣[2]。同時，加力燃燒室內的氣流流速高、壓力低，易發生振蕩燃燒形成強振動，也對加力燃燒室的機械強度及結構穩定性提出了極高要求。為了解決上述問題，在加力燃燒室內安裝了多孔隔熱屏。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氣隔開，而且部分從離散孔流出的冷氣在隔熱屏燃氣一側形成氣膜，達到了保護加力燃燒室與隔熱屏的目的。

較為常見的隔熱屏結構是平板、橫向波紋和縱向波紋隔熱屏，均為薄壁結構，其軸線與燃氣流向平行，其熱防護的基本形式為氣膜冷卻。Funazaki等[3]設計了一種密集型全氣膜孔縱向波紋板隔熱屏結構，研究表明，縱向波紋隔熱屏氣膜射流也存在反向對渦結構，但其射流核消失的速度要快于平板結構的；Champion等[4]設計了一種新型縱向波紋隔熱屏結構，其波紋結構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生相應改變。在實際應用中發現，單一的氣膜冷卻形式難以滿足先進加力燃燒室技術發展需求，必須通過增強隔熱屏冷氣側換熱和壁內換熱提高冷卻結構的熱防護能力，因此在隔熱屏中引入了雙層壁結構。Hollworth等[5]對射流/多斜孔溢流的雙層壁冷卻方式進行了試驗研究，考慮了沖擊孔與氣膜孔的錯排和順排布局方式，發現在順排布局下，隨著沖擊距離減小，大量冷氣直接從氣膜孔流出而未對靶面形成有效沖擊，導致換熱效果減弱；Cho等[6-7]對小孔間距下的雙層壁冷卻結構的研究表明，靶面上的換熱系數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。近年來中國有關雙層壁冷卻結構在加力燃燒室熱防護應用研究中取得了較多成果。劉友宏等[8-9]采用數值模擬方法對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；綜合對比不同工況，雙層壁隔熱屏的冷卻效果優于縱向波紋板隔熱屏，而后者的冷卻效果又優于平板隔熱屏。圍繞隔熱屏冷卻需求，許全宏等[10]、常國強等[11]、Jobin等[12]、Hollworth等[13]、Ekkad等[14]、宋雙文等[15]分別對雙層壁冷卻、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展了相關研究。

針對先進加力燃燒室隔熱屏發展趨勢與需求[16-18]，在分析薄壁波紋板氣膜冷卻結構相關研究成果[19-20]優缺點的基礎上，本文提出一種高間距雙層壁隔熱屏結構。并采用數值計算方法，分析了發散板與沖擊板開孔面積比和氣動參數對該隔熱屏流動和冷卻特性的影響。

1 研究對象與數值方法

1.1 物理模型及網格劃分

高間距雙層壁隔熱屏模型如圖1所示。主要由沖擊孔板、二次流通道和發散孔板組成，圖中坐標系x為流向，y為展向，z為環腔高度方向。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，發散板厚度δf=0.4 mm，沖擊孔傾角θc=90°，氣膜孔傾角θf=90o。其中二次流通道和主流通道進口長30dc，出口長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°。選取適當孔數，使沖擊孔開孔率分別為0.6%和0.8%，得到本文所需的計算模型。

圖1 高間距雙層壁隔熱屏模型

由于隔熱屏的結構具有周期性的特點，沿展向截取1個周期作為計算域進行計算，隔熱屏計算模型及邊界條件如圖2所示。其中開孔段為200 mm，同時為了消除進、出口段的影響，進口加了30dc的進口段，出口加了40dc的出口段，主流腔高15dc，二次流腔高為5dc。

圖2 隔熱屏計算模型及邊界條件

本文計算模型均采用ICEM進行結構化網格，對沖擊孔、氣膜孔和層板附近的網格均進行了加密，網格劃分細節如圖3所示。流體域與固體域的網格同時劃分，在耦合計算時2個域共用1個交界面，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格，y+≈1。

圖3 網格劃分細節

Deng等[21-22]研究表明固體域網格數量對于耦合計算結果基本沒有影響。因此，本文固體域網格密度采用接近流體域的密度，固體域的網格數量為485萬。通過調整氣膜孔周圍網格密度得到3種流體域結構化網格，網格數量分別為780萬、1560萬以及2560萬，3種網格密度下計算結果如圖4所示，其中橫坐標表示沿流向距離與射流孔直徑之比的無量綱長度，縱坐標表示氣膜冷卻綜合冷效。

圖4 3種網格密度下計算結果

從圖中可見，1560萬與2560萬流體域網格的計算結果相差不超過4%，而780萬與2560萬網格的計算結果相差15%，綜合考慮計算成本和計算結果的準確性，選擇流體域網格為1560萬，其他工況各條件下的網格劃分均以此為基礎。

1.2 邊界條件和計算工況

2個計算模型的模型參數見表1。

表1 模型參數

其中Hc為沖擊腔高度，φ為沖擊孔板開孔率，b為氣膜板與沖擊板開孔面積比，L為沖擊孔板長度，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為氣膜孔個數，nh-c為沖擊孔個數。

主流與二次流進口均為質量流量進口，主流出口采用壓力出口，參考加力燃燒室真實進氣方式，二次流與主流的進氣方向平行，主流雷諾數中各參數使用主流進口速度、流體參數，特征尺寸使用的是沖擊孔徑dcdc，主流流量通過主流雷諾數計算得到。在計算二次流的流量時，根據二次流和主流的密流比即吹風比M進行計算，認為各沖擊孔流量均相同，再結合氣膜孔數計算二次流的總流量。由于計算采用周期條件，因此y方向兩側面均使用周期面條件。對于流固耦合計算，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域熱流密度以及溫度連續。其余壁面均采用絕熱壁面條件。數值計算中流體采用可壓縮理想空氣，其導熱系數及比熱容均采用溫度的多項式進行擬合，動力粘性系數采用薩瑟蘭定律。耦合計算中隔熱屏材料使用某高溫合金，導熱系數和比熱容均使用溫度的多項式進行擬合計算，計算工況見表2。二次流入口總溫總壓為加力燃燒室前發動機外涵流體總溫總壓，主流入口總溫設為發動機在加力燃燒狀態下加力燃燒室出口處的流體總溫，主流入口總壓設置為加力燃燒室前內、外涵氣流在理想狀態下完全混合后的總壓。

表2 計算工況

其中M為吹風比，Reg為主流雷諾數，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 計算方法

采用商業軟件Fluent進行3維穩態湍流流動和能量方程求解，方程離散采用2階迎風格式，速度與壓力耦合采用SIMPLE算法[23]，空氣密度按理想氣體計算，粘性系數、導熱系數和比熱容等物性參數考慮隨溫度變化。沖擊氣膜結構流動較為復雜，存在流動的分離與旋轉等，文獻[21]，文獻[24-25]表明SSTkω模型適用于復雜流動，更接近試驗工況，因此被本文用于隔熱屏數值模擬。計算結果收斂的標準是各殘差均小于10-5以及氣膜平板表面平均溫度計算結果保持穩定。

1.4 參數定義

本文只研究沖擊孔與氣膜孔的叉排布局結構，在設計孔排間距時，保證流向間距比和展向間距比相同。根據沖擊孔開孔率φ可以得到沖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。根據沖擊孔開孔率φ和氣膜板與沖擊板開孔面積比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。吹風比為

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

流量系數為衡量流動損失的主要參數，定義為通過流動結構的實際流量與理論流量的比值

式中：為實際質量流量；A為孔的橫截面積。

在計算沖擊孔流量系數時，分別采用各孔面積和沖擊孔總面積計算沖擊孔各孔的流量系數和沖擊孔平均的流量系數，氣膜孔流量系數計算與沖擊孔類似，在計算隔熱屏的綜合流量系數時，采用文獻[14]中的當量流動面積進行計算，當量流動面積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分別為氣體常數和絕熱指數，P*1、T*1和P2分別為孔進口總壓、總溫和出口靜壓。本文在計算流量系數時，選擇模型入口和孔出口參數質量平均值進行計算。

氣膜板的綜合冷卻效率為

式中：Tg、Tw和Tc分別為主流溫度、有氣膜時壁面的實際溫度和二次流的溫度，反應高溫部件表面的無量綱溫度，直接反應真實耦合傳熱過程中冷氣對目標位置的保護效果。

2 計算結果與分析

2.1 開孔率對流動特性的影響

不同吹風比下2種開孔率結構沖擊孔的流量系數如圖5所示。

圖5中，實心點為開孔率0.6%結構的流量系數，空心點為開孔率0.8%結構的流量系數。

圖5 不同吹風比下2種開孔率結構沖擊孔的流量系數

吹風比分別為0.2，0.4，0.6和0.8時2種開孔率結構氣膜孔的流量系數如圖6所示。

圖6 吹風比分別為0.2、0.4、0.6和0.8時2種開孔率結構氣膜孔的流量系數

從圖中可見，沿著流動方向流量系數略微增大，隨著開孔率由0.6%增大到0.8%，不同吹風比下沖擊孔的流量系數均減小，沿流動方向開孔率0.6%結構的沖擊孔流量系數增幅高于開孔率0.8%結構的，最大差別達到3%。與沖擊孔類似，沿著流動方向氣膜孔流量系數也增大。在0.2吹風比時，上游6排氣膜孔均無流量系數值，表明該區域氣膜孔無出流；在中、下游區域，開孔率0.6%結構的氣膜孔的流量系數略高于開孔率0.8%結構的，且增幅也相應較大。隨著吹風比的增大，氣膜孔流量系數沿著主流方向的幅度越來越小，吹風比為0.8時氣膜孔流量系數變化趨于平緩。

4種吹風比下孔平均流量系數的變化規律如圖7所示。對于沖擊孔，隨著吹風比由0.2增大到0.8，開孔率0.6%結構的沖擊孔流量系數由0.716增大到0.721，開孔率0.8%結構的沖擊孔流量系數由0.688增大到0.693；對于氣膜孔，當吹風比由0.2增大到0.8時，開孔率0.6%結構的氣膜孔流量系數由0.499增大到0.616，開孔率0.8%結構的氣膜孔流量系數由0.501增大到0.599。在所有吹風比下，開孔率0.8%結構的孔流量系數值均低于開孔率0.6%結構的。

圖7 4種吹風比下孔平均流量系數的變化規律

從圖中可見，對于不同吹風比下的2種開孔率結構，沖擊孔和氣膜孔的流量系數沿主流方向均有所增大。開孔率0.8%結構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號沖擊孔分別位于沖擊腔上、中、下游。從圖中可見，1號沖擊孔中的射流明顯偏向下游，7號沖擊孔次之，15號沖擊孔基本上垂直于靶面，這是由于沖擊腔上游橫流較強，沖擊射流受橫流影響偏向下游，導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，因此流量系數沿流向是增大的。

圖8 開孔率0.8%結構部分沖擊孔沿流向速度等值線

開孔率0.8%結構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，上游氣膜孔孔內氣流的速度很小，前幾排氣膜孔甚至會出現冷氣無法出流的現象，孔內存在較強回流區。在流動方向的中下游區域，氣膜孔出流的能力逐漸增強，孔內氣流的速度不斷增大，氣流的流動方向與孔軸線的夾角不斷減小，孔有效流通面積增大，因此流量系數沿流向也是增大的。

圖9 開孔率0.8%結構部分氣膜孔沿流向速度等值線

使用當量流動面積計算的隔熱屏結構的綜合流量系數如圖10所示。從圖中可見，隨著吹風比由0.2增 大 到0.8，開 孔 率0.6%結構的綜合流量系數由0.568增大到0.644，開孔率0.8%結構的綜合流量系數由0.557增大到0.624。在所有吹風比下，開孔率0.8%結構的綜合流量系數值均低于開孔率0.6%結構的。

圖10 使用當量流動面積計算的隔熱屏結構的綜合流量系數

從圖中還可見，隨著沖擊平板開孔率的增大，隔熱屏的綜合流量系數是減小的。隨著開孔率由0.6%增大到0.8%時，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中孔內流動可見，氣流有較為明顯的偏轉和速度分離，無長孔流動中的氣流再附著充滿孔內流動，因此隨著孔內流動速度的增大，氣流在孔入口處的收縮加劇，導致氣流通過沖擊孔和氣膜孔時的流動阻力增大，從而導致冷氣進入主流通道的流動阻力增大。

2.2 開孔率對冷卻特性的影響

開孔率0.6%結構和開孔率0.8%結構的燃氣側發散板綜合冷效分布如圖11、12所示。從圖中可見，當吹風比從0.2增大到0.8時，2種結構的綜合冷效均逐漸增大。所有吹風比下綜合冷效值沿主流方向均有所增大。其原因為沖擊孔和氣膜孔的流量系數均沿著流向增大，導致下游冷氣出流量更大，因此下游的綜合冷效更高。

圖11 不同吹風比下開孔率0.6%結構氣膜板燃氣側綜合冷效分布

圖12 不同吹風比下開孔率0.8%結構發散板燃氣側綜合冷效分布

不同吹風比下2種開孔率結構的發散板燃氣側展向綜合冷效的分布規律如圖13所示。從圖中可見，總體上沿流動方向，不同吹風比下的綜合冷卻效率均是增大的。在吹風比0.3～0.8時，實線均在虛線的上方，即開孔率0.8%結構的綜合冷效值均高于開孔率0.6%結構的綜合冷效值。在吹風比為0.2時，開孔率0.8%結構上游氣膜孔的綜合冷效低于開孔率0.6%結構的，而在下游區域，開孔率0.8%結構的綜合冷效大于開孔率0.6%結構的。其原因為開孔率0.8%結構在小吹風比下上游氣膜孔出流困難，無法對發散板燃氣側形成保護，而開孔率0.6%結構在上游區域氣膜出流所受影響則相對較小。不同吹風比下2種開孔率結構的發散板燃氣側面平均綜合冷效值如圖14所示。

圖13 不同吹風比下2種開孔率結構的發散板燃氣側展向綜合冷效的分布規律

圖14 不同吹風比下2種開孔率結構的發散板燃氣側面平均綜合冷效值

3 結論

（1）沿著主流方向，沖擊孔和氣膜孔的流量系數呈增大趨勢，吹風比變化對沖擊孔的平均流量系數無明顯影響，而氣膜孔的平均流量系數隨吹風比的增大而增大；

（2）當開孔率由0.6%增大到0.8%時，沖擊孔和氣膜孔的平均流量系數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減小了3.5%；

（3）沿著主流方向，發散板燃氣側的綜合冷效呈增強趨勢，且吹風比越大，增強趨勢越明顯。隨著開孔率由0.6%增大到0.8%，面平均綜合冷效增大了6.4%，表明較大開孔率有利于提高發散板燃氣側的綜合冷效。