延伸沖擊-扇形氣膜孔復合結構耦合換熱實驗與數值研究

摘要：針對沖擊-氣膜復合冷卻結構，采用實驗與數值方法，對比了基于圓形氣膜孔的傳統沖擊、延伸沖擊、小距離沖擊、基于扇形氣膜孔的傳統沖擊、延伸沖擊5種復合冷卻系統的耦合換熱和流動特性。采用紅外熱成像技術，獲得了5種復合冷卻結構在吹風比分別為0.6、1.0、1.5時外壁面的綜合冷卻有效度，并通過數值計算進一步揭示了內部冷卻的流動和換熱特征。研究結果表明：在不產生額外氣動損失的前提下，延伸沖擊孔結構可提升內部冷卻的換熱系數，進而小幅度提升壁面的綜合冷卻有效度，幅度為1.2% ～ 4.6%，但隨著冷氣量的增大綜合冷卻有效度提升幅度有所減?。粶p小沖擊距離能夠提升內部沖擊換熱效果，但不會對綜合冷卻有效度產生明顯影響；采用扇形氣膜孔可大幅度提升外部氣膜冷卻性能，且提升幅度大于采用延伸沖擊內部改進結構的。相較于傳統的圓形氣膜孔-沖擊復合冷卻結構，在相同冷氣量條件下，基于扇形孔的延伸沖擊改進方案可將壁面的面平均綜合冷卻有效度提高7.6% ～ 8.5%，并將系統的流量系數提升30%以上。

關鍵詞：耦合換熱；延伸沖擊；氣膜冷卻；綜合冷卻有效度

中圖分類號：V231.1"文獻標志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202410014"文章編號：0253-987X（2024）10-0156-12

Conjugate Heat Transfer of Extended Jet Impingement and Fan-Shaped

Film Hole Composite Structure Experimental and Computational Approaches

WU Hang1，2， YANG Xing1，2， CAI Haiyang1，2， LIU Zhao1，2， FENG Zhenping1，2

（1. School of Energy and Power Engineering， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China; 2. Shaanxi Engineering

Laboratory of Turbomachinery and Power Equipment， Xi’an 710049， China）

Abstract：For the impingement-film composite cooling structure， the conjugate heat transfer and flow characteristics of five composite cooling systems， including traditional jet impingement， extended jet impingement， and small-distance jet impingement， in combination with cylindrical film holes and fan-shaped film holes， are compared by using experimental and computational approaches. Infrared thermography is used in experiments to obtain overall cooling effectiveness of the outer wall surface under three blowing ratios： 0.6， 1.0 and 1.5. The computational approach is used to further reveal the flow and heat exchange characteristics of internal cooling details. Results show that the extended jet impingement hole structure can enhance the internal heat transfer coefficient without generating additional aerodynamic losses， which in turn improves overall cooling effectiveness by a small amount， ranging from 1.2% to 4.6%， but the improvement decreased with the increase of the coolant mass flow rate， that reducing the impingement distance can enhance the internal impingement heat transfer performance， which had no significant effect on overall cooling effectiveness and that the use of fan-shaped film holes can significantly improve the external film cooling performance， and the enhancement was greater than that through the internal optimization structure using extended jet holes. Compared with the traditional composite cooling structure of cylindrical film holes combined with impingement， the extended jet impingement scheme based on fan-shaped holes can improve the area-averaged overall cooling effectiveness by 7.6% to 8.5% and improve discharge coefficient by more than 30% under the same amount of coolant.

Keywords：conjugate heat transfer; extended jet impingement; film cooling; overall cooling effectiveness

沖擊-氣膜復合冷卻結構是一種常見的葉片冷卻強化技術，其結合內、外多種冷卻方式，對冷氣的冷卻潛能利用更充分，因此廣泛應用于渦輪發動機燃燒室襯板和渦輪葉片前緣、中弦和端壁等區域的熱防護中。復合冷卻結構涉及沖擊冷卻、擾流柱、孔內對流換熱和氣膜冷卻，各冷卻環節相互影響，產生了復雜的耦合換熱過程。掌握影響其冷卻性能的關鍵因素，有助于研發人員有針對性地優化各冷卻環節。

目前，考慮固體導熱的耦合換熱是研究復合冷卻結構綜合冷卻性能的主要方法。文獻［1-2］對比了有、無沖擊冷卻時復合層板結構的冷卻特性，發現沖擊-氣膜共同作用時冷卻效果更好，外表面溫度更低。Jung等［3］指出畢渥數，即沖擊靶面的熱導率也是影響復合冷卻結構金屬表面溫度分布的重要因素。Tan等［4］通過調整沖擊孔與氣膜孔之間的排列方式與節距，形成了叉排和直列順排兩種方式，研究結果表明：隨著吹氣比增加，叉排和順排的冷效均升高，但叉排的冷效值始終比順排更高且更均勻，這種現象在孔節距較小時比較明顯。文獻［5-6］強調，當沖擊孔出口正對氣膜孔進口時，冷氣會直接從氣膜孔中排出，從而減小了沖擊高換熱區的面積，降低了冷氣的利用率，在復合冷卻設計中應盡量避免。Rao等［7］在沖擊-氣膜復合冷卻中進一步增加擾流柱結構，通過增加內部換熱面積略微提升了冷卻水平，但壓力損失大幅度增加，得不償失。文獻［8-9］拓展了沖擊-氣膜復合冷卻在葉片前緣的應用前景。Liu等［10］系統研究了調整氣膜孔直徑、復合角、吹風比等外部冷卻參數對雙層壁冷效的影響趨勢?？梢钥闯?，上述對復合冷卻結構的研究往往著眼于外部冷卻設計的調整，鮮有針對內部冷卻設計的優化。事實上，內部沖擊冷卻對于復合結構冷卻性能的貢獻同樣重要，因此有必要同時關注內部冷卻的強化設計。

陣列沖擊射流的主要影響因素有沖擊雷諾數Re、沖擊孔間距xn/d和yn/d、沖擊距離zn/d以及橫流等［11］。為強化內部沖擊冷卻性能，并降低上游橫流對下游射流的不利影響，學者們提出了多種新穎的強化沖擊結構，包括傾斜沖擊［12］、變節距陣列沖擊［13］、波紋沖擊板［14-15］、多級沖擊冷卻［16］與延伸沖擊孔［14，17-20］。其中，延伸沖擊孔使射流出口貼近沖擊靶面，能夠削弱沖擊射流動量的耗散，提升沖擊換熱水平，且不改變原有的沖擊腔高度，降低了橫流的不利影響，在內部冷卻應用中效果顯著。Esposito等［14］通過實驗對比了傳統沖擊冷卻、波紋沖擊板與延伸沖擊的靶面換熱分布，結果表明，延伸沖擊孔可緩解橫流對下游沖擊的偏轉作用，相對于傳統沖擊冷卻與波紋沖擊板，換熱系數分別提升了40%、20%以上。Tepe等［17］從流動阻力和綜合換熱性能的角度全面評價了延伸沖擊孔，當沖擊腔高度為6倍孔直徑時，延伸孔的最佳長度為3～4倍孔徑。吳航等［18］則在更接近發動機幾何結構的小沖擊高度下探索了最佳的延伸孔長度。Yang等［19-20］設計了一種沿流向逐漸伸長的漸進延伸孔，在強橫流條件下開展了換熱實驗驗證，結果表明，與傳統沖擊冷卻相比，漸進延伸孔的局部換熱峰值明顯更高，盡管延伸孔需要更高的泵功來驅動，但強化換熱帶來的增益遠超流動損失。但是，上述公開文獻主要針對延伸沖擊孔自身的單獨作用開展研究，而沒有考慮其與外部氣膜抽吸和固體導熱共同存在時的耦合換熱特性，這與燃燒室和渦輪葉片等熱端部件的工程設計需求明顯不符。

由于內部沖擊冷卻、孔內對流、外部氣膜抽吸和固體導熱等組成的耦合效應非常復雜，會顯著改變流場結構，進而影響延伸沖擊的局部換熱水平與分布，本文通過實驗與數值方法對比驗證了傳統沖擊、延伸沖擊、小距離沖擊、扇形氣膜孔-延伸沖擊和扇形氣膜孔-傳統沖擊5種復合冷卻系統的耦合換熱和流動特性，揭示了內、外冷卻性能的耦合作用規律，最終得到了一種冷卻性能更佳、流動損失更小的延伸沖擊-扇形氣膜孔復合冷卻結構，以期為下一代航空發動機燃燒室和高壓渦輪葉片的高效冷卻設計提供借鑒。

1"實驗與數值方法

1.1"沖擊-氣膜復合冷卻實驗臺

沖擊-氣膜復合冷卻實驗系統包括主流、冷氣與數據采集系統，如圖1所示［21-22］。主流由4臺壓氣機提供，壓縮空氣依次經過擴壓段和整流蜂窩網以確保來流均勻，并流經湍流柵格后進入寬為180mm、高為120mm的實驗段。依據文獻［23］歸納的湍流柵格設計經驗公式，選擇合適的湍流柵格直徑與節距，確保復合冷卻實驗件第一排氣膜孔處平均湍流強度為5.0%。主流進口的溫度、壓力、速度分別采用T型熱電偶、總壓探針和皮托管測量。主流通道上方開設紅外玻璃窗口用于紅外熱像儀拍攝。主流入口平均溫度為288K，平均速度為17.6m/s，根據入口速度和氣膜孔直徑，得到的進口雷諾數為3500，主流出口為1個大氣壓。

實驗采用CO2作為二次流，依次經過質量流量計與換熱器后溫度達到323K。二次流與主流的密度比rDR為1.5，接近發動機實際條件。在供氣腔側壁布置兩個引壓管與T型熱電偶，用于測量冷氣入口的壓力和溫度。二次流管道和腔室均被保溫棉包裹，以減少熱損失并提供更均勻的溫度。

本研究復合冷卻結構圖2（a）所示，氣膜孔與沖擊孔均叉排布置，流向上布置7排孔，且沖擊孔與氣膜孔之間交錯排列。氣膜孔直徑Df=3mm，射流角θ=30°，沖擊孔直徑Di =3.5mm，流向間距Px=10Df，展向間距Py=5Df，沖擊板和氣膜板的厚度均為10mm。為避免邊緣效應的影響，以中間2排孔所在位置作為測量區域，并作為后續線平均與面平均數據的統計區域。將第一排氣膜孔出口圓心為無量綱軸向位置x/Df=0，則沖擊孔實際布置區域大致為x/Df=－5～25。

本文重點關注耦合換熱條件下延伸沖擊孔的強化冷卻性能，考慮了5組冷卻結構，分別為基于圓形氣膜孔的延伸沖擊（CEX）、傳統沖擊（C3D）、小距離沖擊（C1D），以及基于扇形氣膜孔的傳統沖擊（F3D）、延伸沖擊（FEX），分別如圖2（b）所示。在延伸沖擊孔結構中，沖擊高度H=3Di，延伸孔長度L=2Di，將傳統沖擊的沖擊高度H=3Di與小距離沖擊H=Di作為內部冷卻對照組。與C3D相比，F3D僅將外部氣膜孔型變為扇形，具體采用7-7-7型孔［24］。金屬外壁面為本文關注的測量面，內表面為沖擊靶面。

為使實驗獲得的綜合冷卻有效度更好地代表航空發動機渦輪端壁的實際耦合換熱過程，將實驗模型的外、內換熱系數之比h∞/hi、畢渥數Bi與實際情況進行了匹配，如表1所示。在幾何參數、流動工況合理縮放和匹配后，h∞/hi將自動匹配，氣膜板選用316L不銹鋼材料。為了盡可能地降低熱損失，冷氣供氣腔和沖擊板采用導熱系數為0.2W·m－1·K－1的樹脂材料3D打印而成。

1.2"測量方法與不確定度分析

采用紅外熱像儀FLIR T865測量金屬的外壁面溫度，儀器的分辨率為640×480像素，實際測量時的物理分辨率為4像素/mm，工作波長為7.5～14μm。選用鍍膜鍺片作為紅外窗口，可保證在工作波長范圍內有90%以上的透射率。采用紅外熱像儀測溫前，使用T型熱電偶先對其進行標定。實驗前，使用啞光黑漆均勻地噴涂于金屬外壁面，以保證全表面發射率均勻。標定時，利用加熱膜使表面溫度在實驗測量范圍內變化，并在壁面相同位置處同時讀取熱電偶測點溫度T和紅外熱像儀的溫度TIR，得到多組一一對應的溫度數據，處理得到如圖3所示的標定曲線。圖中給出了擬合得到標定曲線的具體表達式以及決定系數R2=0.9999，表明擬合曲線可精確完成紅外溫度數據的標定。

綜合冷卻有效度（以下簡稱綜合冷效）是一個無量綱溫度參數，用來評估耦合換熱條件下復合冷卻結構的冷卻效果，定義如下

Φ=T∞－TwT∞－Tc， in（1）

式中：Tw為金屬壁面溫度；T∞、Tc，in分別為T型熱電偶測量的主流溫度和冷氣溫度。

本實驗采用I級精度的T型熱電偶，在－40～125℃測量范圍內，測量誤差為0.5℃，由標定公式可知，紅外熱像儀測得壁溫的不確定度絕對值不大于0.5℃。根據文獻［25］的實驗誤差分析方法，綜合冷卻有效度為 0.15、0.75兩個典型值時的相對不確定度分別為14.0%、2.6%。

1.3"參數定義

外部氣膜冷卻吹風比定義為

M=c/Ac∞/A∞（2）

式中：c、∞分別為冷氣和主流的質量流量；Ac、A∞分別為氣膜孔和主流通道的通流面積。

內部沖擊雷諾數是與外部氣膜冷卻吹風比對應的參數，定義為

Rej=4cπDiμN（3）

式中：μ為射流的動力黏性系數；N為沖擊孔個數。本文選取了3組吹風比M=0.6，1.0，1.5，對應的沖擊雷諾數Rej=2050，3400，5100。

采用靶面努塞爾數衡量內部沖擊冷卻的換熱系數，可寫為

Nu=qwDi（Tw，in－Tc）λ（4）

式中：qw為壁面熱流密度；Tc為射流入口總溫；Tw，in為靶面溫度；λ為冷卻工質的導熱系數。

采用無量綱溫度θ來衡量主流與冷氣的局部混合程度，該數值越接近1，表明流體域局部冷氣越多，固體域冷卻效果越好，定義為

θ=T∞－TlT∞－Tc， in（5）

式中：Tl為局部溫度；Tc，in為冷氣進口溫度。

采用流量系數Cd衡量整個沖擊-氣膜復合冷卻系統的流動損失，定義為

Cd=mi（6）

i=AcPt，c（Ps/Pt，c）（κ+1）/2κ·

2κ（κ－1）RTc，in［（Pt，c/Ps）（κ－1）/κ－1］ （7）

式中：m、i分別為實際測量和理想的冷氣質量流量；Ac為冷氣出流面積，即氣膜孔出口面積之和；R、κ分別為冷氣的氣體常數和絕熱系數；Pt，c、Ps分別為沖擊入口總壓與氣膜孔出口靜壓，兩者之差即為復合冷卻系統的壓降。

1.4"數值計算模型與網格劃分

本文結合數值計算來補充實驗中難以獲得的內部強化換熱特征與流動機理。沖擊-氣膜復合冷卻數值計算模型的計算域與邊界條件如圖4所示，模型只繪制中間兩排孔，兩側為周期性邊界條件，沖擊孔、氣膜孔與主流流道等幾何尺寸均與實驗一致。主流工質為空氣，入口溫度和速度邊界條件與實驗相同，主流出口為大氣壓力。冷氣工質設置為CO2，在冷氣入口處給定與實驗相同的質量流量和總溫條件，壁面材料選用316L不銹鋼，導熱系數設置為溫度的函數。固體-流體接觸面，如外壁面、內部沖擊靶面與氣膜孔面等設置為熱耦合交界面，其余面均設置為絕熱面。利用商用軟件 ANSYS CFX求解穩態條件下的三維可壓縮雷諾時均方程。

數值模型采用ANSYS Mesh軟件生成非結構化網格，主流區域為四面體，在氣膜孔、沖擊孔與壁面局部加密，壁面邊界層用棱柱體填充，第一層網格高度為0.005mm，保證y+lt;1.5。針對延伸沖擊結構，分別采用630萬、1180萬、1950萬依次細化的網格數開展網格無關性驗證。驗證工況的冷氣吹風比為1.0，將綜合冷效沿著橫向（y軸）進行平均并沿著流向（x軸）繪制，得到3套網格的橫向平均綜合冷卻有效度，如圖5所示，可知當網格數達到1180萬時，繼續提升網格數，壁面綜合冷效基本不再發生變化。因此，選用網格數為1180萬開展后續計算，其中流體域1080萬，固體域100萬，其他模型的網格參數設置均與此相同。

1.5"湍流模型驗證

前人的研究結果表明，SST k-ω湍流模型對沖擊-氣膜復合冷卻結構的耦合換熱特性具有良好的預測精度［1，5，7，10］。為此，本文采用SST k-ω湍流模型，以延伸沖擊M=1.5工況下的實驗結果來驗證數值計算方法的準確性。圖6對比了實驗測量和數值模擬的壁面綜合冷效分布，數值選取的湍流模型對壁溫的計算結果與實驗具有高度相似性，正確捕捉到了固體橫向導熱的范圍與強度，可以準確預測壁面的綜合冷效水平和流場細節。

圖6（b）進一步定量比較了中間一排氣膜孔中心線上的綜合冷效，可知數值模擬與實驗測量之間的綜合冷效局部值非常接近，且沿流向的變化趨勢相似。因此，本文所有后續計算均采用 SST k-ω湍流模型。

2"結果與討論

本節將結合實驗測量與數值模擬結果，充分對比基于外部扇形氣膜孔改進與內部沖擊結構改進下的壁面綜合冷效、內部強化換熱分布、壓力損失系數、氣膜孔出口流場與溫度場，以全面衡量扇形氣膜孔與延伸沖擊組合應用的優勢。

2.1"耦合換熱特性

圖7展示了實驗測量的5種冷卻結構在3個吹風比工況下的壁面綜合冷效分布云圖。相應地，為了量化冷氣質量流量的影響，綜合冷效的橫向平均值沿流向x軸的變化曲線如圖8所示，圖中豎直方向的7條灰色條帶對應7排氣膜孔的出口位置。由圖7、8可知，在不同內部沖擊冷卻結構下，隨著吹風比的增加，整個壁面的綜合冷卻效果都有所提高，且延伸沖擊和高低沖擊距下沿流向的橫向平均綜合冷效的變化趨勢均很相似，即綜合冷效先增加，然后再向下游逐漸降低，該值的增加主要得益于內部沖擊換熱、孔內對流換熱的提升及固體的導熱作用。在絕熱條件下，圓形氣膜冷效的最佳吹風比約在0.6附近，扇形氣膜冷效的最佳吹風比約在1.5附近，繼續提高冷氣量會降低冷氣射流的附壁性，反而惡化氣膜冷卻效果［26］。在本研究的耦合換熱條件下，由于內部沖擊冷卻與孔內換熱的存在，綜合冷效會隨吹風比的提高而持續提升，這也表明內部沖擊冷卻特性是影響沖擊/氣膜復合結構冷卻效果的主導因素。另一方面，在固體導熱作用下，外壁面也不會呈現出和絕熱氣膜冷效一樣明顯的高冷效射流軌跡，綜合冷效更加均勻。以上兩點也是氣膜冷卻流熱耦合研究與絕熱研究的主要區別，總體來看，在3個吹風比工況下，結合扇形孔與延伸沖擊兩種內外改進的FEX模型均擁有最高的綜合冷效值。

由圖8可以看出：所有工況下綜合冷效高值區域更多地集中在壁面中心區域（x/Df=15～30，y/Df= －2～2）且向四周遞減，邊緣處最低，這主要是因為中心區域是沖擊孔作用的核心位置，冷卻最好；壁面四周位于沖擊邊緣，內部換熱系數降低，且固體會向更遠處未被冷卻措施覆蓋的區域導熱，進而中心溫度高，四周溫度低，這是耦合換熱的機理所致。

在相同吹風比條件下，圖9給出了5種冷卻結構的橫向平均綜合冷效。通過對比C3D與C1D的實驗結果可知，在H=1～3Di范圍內，增大或減小沖擊距離對綜合冷效的影響有限。而將CEX與上述兩者進行對比可以發現，延伸沖擊綜合冷效的局部提升僅在壁面中心區域幅度較大，最高可達5%，而在x/Dflt;5和x/Dfgt;30的上下游沖擊邊緣位置，改進沖擊結構的提升并不明顯，這說明僅在沖擊孔作用的核心區域x/Df=15～30對內部冷卻進行改進，才能對冷卻性能的提升發揮作用。

進一步對比兩種扇形氣膜孔與其他3種圓形氣膜孔結構可以發現，扇形氣膜孔-傳統沖擊結構與圓形氣膜孔-延伸沖擊在x/Df=15～20的位置有一個冷卻性能的分水嶺，在x/Dflt;15～20的上游處CEX結構的綜合冷效更高，而x/Dfgt;15～20下游處F3D結構的綜合冷效更高。這主要由于上游前兩排孔處冷卻氣膜并沒有充分形成，扇形氣膜孔的外部冷卻優勢沒有完全展現，因而上游處擁有更強內部冷卻性能的CEX結構的綜合冷效會更高。在下游第5、6排氣膜孔的位置，冷卻氣膜充分發展，扇形氣膜孔的冷卻優勢得以展現，并且x/Dfgt;15～20的下游已位于內部沖擊冷卻的邊緣區，因而下游處F3D結構的綜合冷效更高。這也表明沖擊-氣膜復合冷卻結構中，有效的沖擊與氣膜冷卻改進設計均可以發揮重要作用。得益于附壁性更好的外部氣膜冷卻特性與內部強化換熱特性，扇形孔-延伸沖擊結構在流向10lt;x/Dflt;30范圍內的冷卻性能明顯高于其他4種結構，且隨著吹風比的增大，冷效提升愈加明顯；相反地，圓形氣膜孔-延伸沖擊結構與傳統沖擊結構之間的冷效差值隨著吹風比的增大而減小，在高吹風比時幾乎可忽略不計。

圖10給出了圖7中云圖展示區域的面積平均綜合冷效對比。由圖10可知：FEX結構的面平均綜合冷效比F3D的高約2%，比CEX的高3.5%～7.2%，比傳統的C3D結構高7.6%～8.5%；CEX結構較傳統沖擊結構C3D有小幅度提升，提升幅度約為1.2%～4.6%。

2.2"內部強化換熱特性

為了更好地理解延伸沖擊和沖擊間距對綜合冷效的影響機理，本節選取圓形氣膜孔對應的3種冷卻結構，討論數值計算得到的內部換熱分布和流場、溫度場。

3種內部沖擊冷卻結構的靶面努塞爾數分布云圖如圖11所示，可以看到叉排陣列射流的典型Nu數的分布特征為：沖擊駐點區湍流度高且邊界層被破壞，發生強烈的換熱，此時存在換熱峰值，在駐點區外的射流形成壁面射流，因而速度逐漸減低，換熱系數逐漸降低。圖11（b）、11（c）兩種沖擊距離的對比表明，隨著沖擊距離增大，滯止區附近的換熱顯著減小，射流從沖擊孔流出后，由于剪切流動與周圍流體產生動量交換，隨著射流距離的增加，射流核心區速度逐漸下降，導致換熱降低，這種現象在高射流雷諾數下的對比更為明顯。圖11（a）所示的延伸沖擊在沖擊駐點區也形成明顯的換熱峰值，換熱分布情況與小距離沖擊的結果更加接近，這體現了延伸沖擊的關鍵優勢，即在不改變沖擊腔高度的前提下，提升射流抵達靶面時的峰值速度。此外，射流孔之間的邊緣區域存在換熱低谷值，且x/Dfgt;25后的區域由于沒有布置沖擊孔，下個節距不再存在強烈的沖擊換熱，導致外部綜合冷效在x/Dfgt;25后快速降低。

圖12展示了不同射流雷諾數下3種冷卻結構靶面的橫向平均努塞爾數分布，無量綱軸向坐標與研究外部綜合冷效時選取一致，圖中豎直方向的7條藍色條帶對應7排沖擊孔的位置。射流雷諾數作為最基本的氣動參數，主要通過影響射流速度來影響換熱特性。由圖12可見，3種冷卻結構下，靶面努塞爾數均隨雷諾數的增大而增大，射流駐點區域為換熱峰值，而谷值位于兩排沖擊孔之間，射流駐點區的換熱系數隨雷諾數增加尤為明顯。

3種冷卻結構在不同雷諾數下靶面的橫向平均努塞爾數分布如圖13所示，可知大沖擊距離時靶面換熱系數最低，而延伸沖擊與小距離沖擊主要提升了靶面滯止區的換熱峰值。Rej=2050時，相較于大沖擊距離的傳統沖擊，延伸與小距離沖擊的靶面面積平均努塞爾數分別提升了12.5%、11.1%；Rej=5100時，提升幅度縮減為9.6%、7.2%?？傮w而言，隨著雷諾數的增大，采用延伸沖擊或減小距離沖擊，均降低了內部冷卻的提升幅度。

圖14、圖15分別展示了Rej=3400時3種冷卻結構孔中心截面上的速度與無量綱溫度分布云圖，此截面位于中間排氣膜孔與沖擊孔之間的中心位置。對比圖14（b）、（c）可知：在大沖擊距離下，射流抵達壁面后速度有所降低，最終導致如圖11所反映出的冷卻性能的衰退；而在延伸沖擊與小距離沖擊下，抵達靶面時射流核心區速度較高，換熱較強。由圖15可知，在氣膜射流與主流摻混后，在近外壁面區域形成一層冷卻氣膜，并且沿著流向氣膜逐漸增厚且溫度逐漸降低，但壁面外表面溫度卻沒有隨之下降，這是因為下游位置已經超出內部沖擊的作用范圍，這也反映出沖擊冷卻是影響壁面綜合冷效的重要因素。此外，由于固體的橫向導熱作用，壁面外側的溫度梯度略小于內側靶面。

2.3"流動損失特性

本節采用流量系數Cd衡量整個沖擊-氣膜復合冷卻系統的流動損失。圖16給出了不同冷卻結構下系統流量系數的實驗結果。沖擊冷卻孔的典型Cd為0.84［19］，傾斜角為30°的圓形氣膜孔的典型Cd為0.74［26］。由于本研究考慮了沖擊射流和氣膜射流共同作用下的壓力損失，因此流量系數更小。

由圖16可知，延伸沖擊與減小距離沖擊等內部改進措施不會產生明顯的額外壓力損失，而氣膜孔型的改變對Cd有著顯著影響。一方面，扇形孔有更大的通流面積，大大降低了氣膜孔內的流動損失；另一方面，沖擊系統的壓力損失主要發生在沖擊孔入口收縮流動和出口擴張流動過程，而沖擊距離的影響相對較小。因此，CEX、C3D、C1D結構的流量系數幾乎一致，而FEX、F3D結構的流動損失較前三者明顯更低，降低幅度達30%以上。

3"結"論

采用實驗測量和數值模擬方法，研究了改進內部沖擊及外部氣膜孔型對沖擊-氣膜復合冷卻結構流動與換熱特性的影響，詳細分析了外壁面綜合冷效、靶面內部換熱系數、流場和溫度場以及流動損失的變化規律，并與傳統復合冷卻結構進行對比，表明結合內外兩種改進的延伸沖擊-扇形氣膜孔復合冷卻結構具有最佳的冷卻性能。得到的主要結論如下。

（1） 與采用傳統內部沖擊冷卻的復合冷卻結構相比，延伸沖擊可以提升內部冷卻的換熱系數，進而小幅度提升壁面的綜合冷效。然而，隨著冷氣量的增大，冷效的提高幅度變小，減小沖擊距離會提升內部沖擊換熱效果，但不會對綜合冷效產生明顯的影響。

（2） 采用扇形氣膜孔可以有效提高復合冷卻系統的冷卻性能。結合扇形孔和延伸沖擊兩種內、外改進的FEX結構方案具有最高的綜合冷效效果，相較于傳統的圓形氣膜孔-沖擊復合冷卻結構，效果提高了7.6%～8.5%，較圓形孔-延伸沖擊結構的提升幅度也可達3.5%～7.2%。

（3） 在沖擊距離H/Di=1～3時，減小沖擊距離或者采用延伸沖擊等內部冷卻改進措施不會對復合冷卻系統產生明顯的額外壓力損失。采用扇形氣膜孔外部改進方案的氣動性能有明顯的提升，其中流量系數的提升幅度達30%以上。

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（編輯"趙煒"李慧敏）