多孔介質擾流柱對雙層壁冷卻系統性能影響的數值研究

摘要：為了提升雙層壁冷卻系統性能并強化系統的冷卻優勢，將雙層壁冷卻系統的實體擾流柱結構替換為多孔介質結構，采用氣熱耦合方法數值研究了多孔介質結構對雙層壁冷卻系統的提升性能，分析并對比了不同吹風比、擾流柱直徑與擾流柱高度對多孔介質結構和實體結構的流動及傳熱特性的影響規律。數值結果表明：對于多孔介質高滲透率結構，雙層壁內、外壁面之間的速度和溫度分布更加均勻；將實體擾流柱結構替換為多孔介質結構后，雙層壁綜合冷卻有效度明顯增大，面平均綜合冷卻有效度可提升3.08%～5.03%，而壓力損失變化不大；隨著多孔介質擾流柱直徑的增大，綜合冷卻有效度呈現增大趨勢，提升幅度為2.13%～3.03%；擾流柱高度對冷卻性能的影響較為微弱。研究結果驗證了多孔介質擾流柱在雙層壁冷卻系統中應用的可行性。

關鍵詞：氣熱耦合；雙層壁冷卻；多孔介質；擾流柱；綜合冷卻有效度

中圖分類號：TK474.7 文獻標志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202502007 文章編號：0253-987X（2025）02-0061-12

Numerical Study on Effects of Pin Fin with Porous Medium on Performance of Double-Wall Cooling System

WANG Yi1，2， WANG Xiangyu1，2， LI Jialong1，2， HU Qingsong1，2， 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：To enhance the cooling performance of the double-wall cooling system and strengthen its cooling advantages， the solid pin fin structure of the system was replaced with a pin fin with porous medium， and the performance enhancement by the porous medium was investigated by using the conjugate heat transfer method. The differences in flow and heat transfer characteristics between porous medium and solid structures were studied in terms of different blowing ratios， pin fin diameters and pin fin heights. The results show that the velocity and temperature distributions between the inner and outer walls were more uniform under the high permeability properties of the porous medium. After the replacement， the overall cooling effectiveness was significantly improved， with an increase from 3.08% to 5.03% in area-averaged overall cooling effectiveness， while the pressure loss did not change much. As the diameter of the pin fin with the porous medium increased， the overall cooling effectiveness exhibited an increasing trend， ranging from 2.13% to 3.03%. The height of the pin fin had a weaker effect on the cooling performance. The applicability of porous media pin fins in a double-wall cooling system was verified.

Keywords：conjugate heat transfer; double-wall cooling; porous medium; pin fin; overall cooling effectiveness

熱效率與推重比作為衡量航空發動機技術先進性的兩個指標，與高壓渦輪的進口燃氣溫度及相應的壓比密切相關。隨著現代航空發動機向更高性能發展，渦輪進口燃氣溫度已經遠超葉片合金材料的熔點，例如目前五代機的進口燃氣溫度已高達 2100～2200K，因此亟需發展先進的冷卻技術。

雙層壁冷卻結構是一種結合了外部氣膜冷卻和內部沖擊冷卻與對流傳熱冷卻技術的復合冷卻結構［1］，是最具有潛力的下一代冷卻技術之一［2］。雙層壁冷卻最早應用于航空火焰筒的熱防護設計，英國Rolls-Royce公司設計的層板冷卻結構已應用于燃燒室，試驗結果表明：層板冷卻系統的冷卻效果十分顯著。目前，雙層壁冷卻技術在渦輪葉片上的應用也較為廣泛［3］。為了進一步了解雙層壁冷卻系統的冷卻機理與設計方式，許多學者展開了大量研究，涉及到內、外壁面組合方式［3-4］，沖擊孔和氣膜孔的幾何參數與排布方式［5-6］，以及流動參數與材料對雙層壁冷卻性能的影響規律［7-8］等。在此基礎上，已有相關研究表明：在雙層壁之間添加擾流柱有助于冷卻性能的提高［9］，而擾流柱的形狀［10-13］會對冷卻系統的冷卻性能產生重要影響。

近年來，快速成型制造（AM）技術飛速發展，給更為復雜的冷卻結構設計帶來了新的應用機遇［14］。Shen等［15］在渦輪葉片尾緣的楔形通道中引入Kagome晶格結構取代擾流柱和肋片，從而增強了傳熱效果。與原始結構相比，Kagome晶格結構的努塞爾數提高了6%～71%，而壓力損失相近。Song等［16］采用AM技術加工制造了立方晶格結構，并將其應用于燃氣輪機雙層壁冷卻系統，研究結果表明：立方晶格結構可有效提高雙層壁冷卻系統的冷卻性能。

與此同時，基于多孔介質［17］的新型冷卻技術正在快速發展。由于多孔介質具有卓越的傳熱性能，在熱交換器［18］、太陽能接收器［19］和電子元器件微通道領域［20］得到了廣泛應用。Wang等［20］數值研究了微通道冷卻中不同形狀實體與多孔介質擾流結構的傳熱能力，研究結果表明：分層蜂窩形多孔介質的傳熱能力最強，壓降降低了81.1%～81.7%。同時，多孔介質也具有優異的降噪減阻特性，有實驗研究表明：多孔介質可以有效抑制圓柱繞流尾跡的大尺度渦脫落［21］。杜海等［22］在圓柱外表面覆蓋多孔介質，采用大渦模擬方法分析了多孔介質的減阻控制效果與減阻機理。江夢潔［23］分析了利用多孔介質進行結構物湍流減阻降噪的可行性。

在航空發動機領域，多孔介質以蒸騰冷卻的形式在渦輪葉片冷卻技術中得到應用。由于以往的金屬泡沫、燒結金屬顆粒和燒結金屬絲網等傳統多孔材料的機械強度有限，因而限制了蒸騰冷卻技術的發展。近年來，隨著快速成型技術的出現，能夠設計和制造出機械強度符合應用要求的創新型多孔材料結構，從而使多孔介質在蒸騰冷卻中得到應用［24］。Kim等［25］針對C3X葉片，采用三維金屬增材制造方法將多孔結構應用于蒸騰冷卻，研究表明：由于多孔介質增強了對流冷卻，相較于發散冷卻和內部冷卻，蒸騰冷卻的冷效分別提高了34%、25%。Ma等［26］以實際C3X葉片為研究對象，針對葉片局部區域容易出現主流入侵、冷卻效率降低等問題，基于蒸騰冷卻技術提出了不同區域非均勻孔隙率的設計方法，能夠實現冷卻劑在局部區域的最佳流動分布，改善了冷卻劑在葉片表面分布的均勻性。Wang等［27］建立了非均勻厚度的多孔蒸騰冷卻系統。Xiao等［28］采用大渦模擬的方法，研究了蒸騰冷卻中多孔介質壁面上湍流邊界層的發展，研究表明：多孔介質中漩渦核心的持續分裂是蒸騰冷卻能夠實現高效率的根本原因。

本文基于雙層壁復合冷卻系統高冷卻性能，結合多孔介質的高傳熱性能優勢，將雙層壁結構中的擾流結構替換為多孔介質，探究了內部對流冷卻和外壁氣膜冷卻共同作用下，多孔介質擾流結構對雙層壁冷卻性能的影響規律。通過對比實體擾流結構和多孔介質擾流結構的流動特征與傳熱特性，探索了在新型高效復合冷卻結構中添加多孔介質的可行性，為后續研究提供了相關數據和理論支撐。

1 計算模型和數值方法

1.1 計算模型

本文采用簡化的雙層壁平板模型進行數值計算。雙層壁冷卻系統由內壁面（沖擊板）、外壁面（氣膜板）及內、外壁面之間的承接結構（擾流柱）3部分組成。設置氣膜孔直徑D為2mm，外壁面厚度為1.5D。外壁面上布置有線性排列的6個氣膜孔，射流角為30°，氣膜孔流向和展向間距均為7.5D。內壁面厚度為1.5D，即沖擊孔高度為1.5D。內壁面上布置有線性排列的6個沖擊孔，沖擊孔直徑與氣膜孔直徑保持一致，沖擊孔流向和展向間距均為7.5D。為了避免冷卻劑從沖擊孔流出后直接流入氣膜孔，將沖擊孔和氣膜孔叉排布置。擾流柱放置在沖擊孔和氣膜孔之間，擾流柱展向間距為7.5D，流向間距為7.5D。沖擊孔、氣膜孔和擾流柱之間的位置關系如圖1所示。圖中，灰色圓圈為擾流柱，藍色圓圈為沖擊孔，黃色橢圓為氣膜孔入口。

本文主要研究目的是探索將雙層壁冷卻系統中實體擾流柱結構替換為多孔介質結構的可行性，故將擾流柱分別設置為實體結構和多孔介質結構。定義擾流柱直徑為Dp，則擾流柱無量綱直徑Dp/D分別為2.0、2.5和3.0；定義擾流柱高度為Hp，則擾流柱無量綱高度Hp/D分別為2.0、2.5和3.0。不同方案下擾流柱的結構及幾何參數如表1所示。

1.2 邊界條件

本文所研究的主流和冷卻劑均設置為理想氣體，采用Sutherland公式對不同溫度下的空氣動力黏度系數和導熱系數進行修正。主流入口設定為速度入口，取值為130m/s，主流溫度為726K。主流出口設定為壓力出口，出口靜壓給定標準大氣壓。冷卻劑入口為質量流量入口，質量流量隨吹風比而定。定義吹風比的表達式為

M=ρcucρgug（1）

式中：ρc、uc分別為冷卻劑的密度和速度；ρg、ug分別為主流密度和速度。

本文中，冷卻劑溫度設定為360K。采用氣熱耦合計算方法，設置流體域和固體域交界面為熱通量守恒，固體域導熱系數為10.6W/（m·K），流體域兩側壁面為周期性邊界條件，其余壁面為無滑移邊界條件。圖2給出了計算模型與邊界條件示意圖。

1.3 數值方法

采用商業軟件ANSYS Fluent求解雷諾時均N-S方程。對于多孔介質區域，在動量方程中添加動量源項，表達式寫為

S=－μα+12C2ρuu（2）

式中：μ為動力黏度；α為滲透率，本文取3.3×10-3mm2；C2為慣性阻力系數；ρ為密度；u為速度。

滲透率的增大會導致黏性損失增大，慣性阻力系數的增大會導致慣性損失增大。根據厄根公式，推導出滲透率和慣性阻力的計算公式

α=D2sε3150（1－ε）2（3）

C2=3.5（1－ε）Dsε3（4）

式中：Ds為平均孔徑；ε為孔隙率，本文取0.7，此處的孔隙率是指空隙占材料總體積的比值。

1.4 網格無關性驗證

采用商業軟件ANSYS Mesh生成計算網格。邊界層內部劃分棱柱網格，邊界層的第一層網格厚度為0.001mm，增長率為1.1，共計30層棱柱層網格。流體域近壁面無量綱距離y+lt;1.0，滿足湍流模型所需的計算精度要求。在給定幾何模型和邊界條件的情況下，采用3套不同疏密的網格開展氣熱耦合計算，驗證網格數對計算結果的影響。在網格生成過程中，保證固體域和流體域交界面網格節點位置一致。計算域網格單元數分別為2.55×106（稀疏網格）、6.30×106（中等網格）和13.85×106（加密網格）。圖3給出了中等網格的網格節點和單元分布。

圖4對比了不同網格單元數對氣膜板表面展向平均溫度分布的影響。可以看出，稀疏網格明顯低估了氣膜板表面各處的溫度分布，稀疏網格和中等網格之間的差異約為2.5%，而中等網格和加密網格之間的差異小于0.8%。計算結果表明：中等網格能夠滿足本文的計算要求，因此采用中等網格進行后續的數值研究。

1.5 湍流模型驗證

對復合冷卻模型而言，數值計算中采用的湍流模型將會直接影響計算結果。因此，選用復合冷卻系統的實驗數據［29］對本文的湍流模型進行驗證。計算所用的邊界條件和模型與實驗保持一致，選用畢渥數Bi分別為0.06、0.81兩種工況進行對比。設置沖擊孔直徑為5mm，氣膜孔直徑為5mm，氣膜孔射流角為35°，外壁面和內壁面的厚度分別為12、25mm。用于驗證的幾何模型及oxy坐標系如圖5所示。

定義綜合冷卻有效度φ的表達式如下

φ=Tg－TwTg－Tc（5）

式中：Tg 為主流溫度；Tc 為冷卻劑溫度；Tw為壁面溫度。

參考文獻［29］的實驗結果，本文選取展向平均綜合冷卻有效度（定義為同一橫坐標下沿縱向的面積加權綜合冷卻有效度平均值）作為評定指標，分別采用SST k-ω、Realizable k-ε和k-ω" 3種湍流模型進行計算，并將數值結果和文獻［29］的實驗結果進行了對比，如圖6所示。

由圖6可見，在上游部分，SST k-ω湍流模型的數值結果和實驗吻合程度較好，而Realizable k-ε和k-ω湍流模型均會過低預測綜合冷卻有效度；在下游部分，3種湍流模型均會過高估計綜合冷卻有效度。不同Bi下 3種湍流模型的預測情況相似，但從整體上來看，SST k-ω模型針對展向平均綜合冷卻有效度的規律預測和實驗數據具有較高的一致性。

進一步發現，當圖6中Bi=0.06時，SST k-ω模型的預測精度最高。通過計算可知，本文的Bi在0.07～0.12之間，與試驗工況Bi=0.06較為接近。已有大量文獻表明［30-31］：SST k-ω模型能夠很好地預測復合冷卻中的流動和傳熱特性，具有較高的模擬精度。因此，本文選用SST k-ω模型完成后續的數值計算。

2 結果與討論

2.1 流場分布特性

圖7給出了M=1.0時，方案1S和1P的靶面流線分布，其中灰色圓形為擾流柱，空心橢圓為氣膜孔。由圖中實體結構和多孔介質結構流線分布的對比，可以明顯看出二者對雙層壁中間腔室內流動造成的差異。冷卻劑從沖擊孔流出撞擊到沖擊靶面后首先滯止，隨后發展并沖擊到擾流柱前緣位置后再次滯止，由于無滑移邊界的設置，冷卻劑在擾流柱表面附近的速度幾乎為0。當多孔介質擾流柱替換了實體擾流柱后，由于多孔介質的滲透性，冷卻劑發展到擾流柱前緣時滯止情況消失，有流體流經多孔介質擾流柱內部，因此擾流柱和流體交界位置的速度不再為0。

為了進一步觀察實體結構和多孔介質結構在不同擾流柱直徑下的流動狀態差異，圖8（a）和（b）給出了截面1的位置示意，以及M=1.0時不同擾流柱直徑下截面1處的速度和流線分布。其中，截面1始終處在擾流柱的中間高度。

由圖8（b）中的流線分布可見，流體在撞擊擾流柱后速度驟降，并在擾流柱前緣形成馬蹄渦；擾流柱尾緣部分存在明顯的回流區，表明多孔介質結構的存在使得流體的流通面積增大，擾流柱后的尾渦有了明顯減少。由圖8（b）中的速度分布可見，由于外壁面氣膜孔的抽吸作用，冷卻劑在撞擊擾流柱后均向著氣膜孔方向流動，速度較大。多孔介質結構中高速區的速度要低于實體結構，這是因為多孔介質結構中部分流體的動能在擾流柱內部耗散，整個通道內的速度梯度較小，速度分布較為均勻。隨著擾流柱直徑增大，中間腔室內高速區的速度逐漸減小，產生這種情況的原因是小直徑擾流柱對冷卻通道的堵塞效應較小，流體撞擊擾流柱后產生的渦系強度較小，對冷卻劑動能削弱的程度減弱。

圖9展示了M=1.0時，不同擾流柱高度下截面1處的速度和流線分布。可以看出，隨著擾流柱高度增大，沖擊距離增大，作用到靶面的動能減弱，因此腔室內速度隨著擾流柱高度的增加而減小。與圖8所示規律相似，不同擾流柱高度下，多孔介質結構截面中高速區的速度明顯低于實體結構，表明多孔介質擾流柱使得雙層壁中間腔室內的速度分布更均勻。

綜上，從多孔介質結構和實體結構擾流柱的流場特性分析來看，由于多孔介質的高滲透性，沖擊孔射流的冷卻劑能夠穿透多孔介質擾流柱，削弱撞擊擾流柱后產生的渦系，使得速度分布更均勻。

2.2 傳熱特性

圖10（a）為截面2和截面3的位置示意，其中截面2位于沿流向第3個沖擊孔中心處，截面3位于沿流向第3個氣膜孔入口處。圖10（b）、10（c）分別展示了M=1.0時，不同擾流柱直徑下截面2和截面3處的溫度和流線分布。

由圖10（b）可見，由于實體導熱作用較為明顯，實體擾流柱與中間腔室內的流體溫度存在明顯差異，流體和固體交界面處溫度梯度較大。隨著擾流柱直徑增大，固體域內的溫度變化并不明顯，雙層壁中間腔室內流體的溫度變化亦較小。對于多孔介質擾流柱，中間腔室內的流體與擾流柱的溫度呈現出漸變過程，溫度分布均勻且溫度梯度較小。隨著擾流柱直徑增大，中間腔室內流體的溫度逐漸升高，對于方案1P和3P，截面2的面平均溫度分別為414、421K，表明傳熱能力逐漸增強。觀察截面2處的流線分布發現，實體擾流柱前緣和尾緣處有漩渦形成，且隨著擾流柱直徑增大，流體受到的擾動程度增大，漩渦的尺寸也逐漸增大，傳熱能力增強。在多孔介質擾流柱結構中，漩渦的形成位置延伸到了擾流柱內部，漩渦的尺寸隨著擾流柱直徑的增大而增大。

通過觀察圖10（c）可知，由于截面3遠離沖擊滯止區，擾流柱的直徑對形成渦系尺寸的影響程度稍有減弱，但旋渦仍會隨著擾流柱直徑的增大而增大。觀察多孔介質結構可以發現，隨著多孔介質擾流柱直徑的增大，冷氣腔室內溫度逐漸升高。

需要說明的是，Fluent商業軟件中對多孔介質的模擬均作了一定程度簡化，實際上漩渦在流經多孔介質結構內部時，將被破壞并形成更多細小的渦系。鑒于本文是針對多孔介質結構替換實體結構的可行性研究，更符合實際模型且精準的模擬將在后續進一步展開。

圖11和圖12分別展示了不同擾流柱高度下，截面2和截面3處的溫度和流線分布。

與圖10相似，帶有多孔介質擾流柱的中間腔室呈現出明顯的溫度均勻性。不同之處在于，擾流柱的高度對中間腔室內的溫度影響并不明顯，這種現象在多孔介質結構和實體結構中均有體現。產生這種情況的原因為：雖然擾流柱高度的增加會擴大傳熱面積，但高度提升的同時意味著射流距離增大，這將導致射流到靶面的冷卻劑動能減小；與此同時，射流沖擊到靶面后冷卻劑貼壁流動，擾流柱高度的增大并未對靶面邊界層內部流體造成影響，故對傳熱的影響較弱。然而，擾流柱高度的增大或減小會改變冷卻劑在中間腔室的流動空間。當擾流柱無量綱高度Hp/D=2.0時，中間腔室內流動空間較小，冷卻劑在擾流柱前后形成的渦系尺寸較小。隨著擾流柱高度增大，雙層壁內、外壁面之間腔室的流動空間增大，渦系尺寸也逐漸增大。

繪制M=1.0時不同擾流柱直徑下截面1處的溫度分布云圖，如圖13所示。由圖可以更清晰地看到實體結構和多孔介質結構對中間腔室內流體溫度的影響。溫度最低的位置為沖擊射流滯止區，不同擾流柱直徑下，滯止區的流體溫度一致。對于實體結構，隨著直徑增大，雙層壁中間腔室內溫度略有升高但不明顯，擾流柱溫度基本維持在較高水平。對于方案1S和3S，擾流柱的平均溫度分別為444、454K，而擾流柱周圍的流體溫度在420K左右，固體與流體的溫差較大。在多孔介質結構中，擾流柱結構和周圍流體的溫差較小，截面1整體溫度隨著直徑的增大而升高。對于方案1P和3P，截面1的面平均溫度分別為419、427K，表明傳熱能力得到了增強。

通過研究實體結構和多孔介質結構對雙層壁中間腔室內溫度的影響可以發現，內部流場和溫度場的改變在一定程度上會影響雙層壁冷卻系統的綜合冷卻性能。將實體擾流柱結構替換為多孔介質結構后，最終的性能提升可從外壁面的溫度分布看出，故接下來對此進行對比分析。圖14（a）為截面4的位置示意，可見其位于雙層壁外壁面第1到第6個氣膜孔出口中間位置。圖14（b）給出了M=1.0時，不同擾流柱直徑下截面4的溫度分布。

由圖14（b）的溫度分布可以看出，低溫區出現在沖擊孔射流滯止區、氣膜孔下游以及擾流柱所在位置。沖擊射流滯止區冷卻劑動能較高，傳熱能力較強，氣膜孔下游處的外壁面在冷卻劑的貼附作用下溫度也有明顯降低。同時，由于擾流柱的導熱作用，該處外壁面的溫度下降。通過對比圖14（b）中的方案1S和1P，發現將擾流柱從實體結構替換為多孔介質結構后，外壁面的溫度顯著降低，尤其是在擾流柱處。對于方案1S和1P，截面4的最低溫度分別為481、476K，略微呈現下降趨勢，且隨著擾流柱直徑增大，外壁面溫度下降程度尤為明顯。對于方案2P和3P，截面4的最低溫度分別為471、468K，這是因為大直徑的多孔介質與靶面的接觸面積增大，靶面邊界層內的傳熱面積增加，強化傳熱能力得到增強。通過觀察還可以發現，截面4最后一排氣膜孔下游處的溫度明顯提高，這是由于該處遠離沖擊射流滯止區，在擾流柱的堵塞作用下冷氣出流量減少，內部沖擊冷卻和外部氣膜冷卻效果同時惡化所導致。

圖15所示為M=1.0時，不同擾流柱高度下截面4的溫度分布。與圖14所示規律相似，在將實體結構替換為多孔介質結構后，外壁面溫度明顯下降，但隨著多孔介質擾流柱高度上升，外壁面溫度變化并不顯著。這是因為雖然高度增加會提高多孔介質結構與流體接觸的表面積，但擾流柱與靶面接觸部分的面積卻保持恒定，多孔介質結構對靶面邊界層內流體流動與換熱的影響較小，因此表現為外壁面的溫度變化較弱。

2.3 綜合冷卻有效度

綜合冷卻有效度是評價復合冷卻結構冷卻性能的重要指標，圖16給出了不同方案下，實體擾流柱與多孔擾流柱雙層壁結構對展向平均綜合冷卻有效度的影響，其中灰色長條為氣膜孔所在位置。由圖可見，不同擾流柱直徑下，實體結構替換為多孔介質結構后帶來的冷效提升效果均較為顯著。對于方案1S和1P，當M為1.5和2.5時，多孔介質結構最大展向平均綜合冷卻有效度分別為0.75、0.77，相較于實體結構，分別提升了3.90%、3.38%。對于方案2S和2P，當M為1.5和2.5時，多孔介質結構最大展向平均綜合冷卻有效度分別為0.78、0.75，相較于實體結構，分別提升了3.86%、3.37%。尤其地，將方案3S的實體結構替換多孔介質結構后，雙層壁冷卻效果提升程度最為明顯，當M為1.5和2.5時，多孔介質結構最大展向平均綜合冷卻有效度分別為0.75、0.79，提升幅度分別為3.81%、3.33%。

由雙層壁外壁面展向平均綜合冷卻有效度的分布可以看出，引入多孔介質結構并未改變綜合冷卻有效度的分布規律，高冷效區域仍出現在氣膜孔出流下游，該處為擾流柱導熱和冷卻劑覆蓋的雙重作用疊加區域。在氣膜孔之間，存在著低冷效分布區域，該處為擾流柱導熱作用區域。相比于內、外復合冷卻雙重作用，單純擾流柱導熱對雙層壁冷卻性能的提升程度較為微弱。因此，在針對雙層壁復合冷卻系統設計時，外部冷卻和內部冷卻的作用效果及疊加程度是需要仔細斟酌的因素。

圖17展示了采用方案3P時，展向平均綜合冷卻有效度隨吹風比的變化情況。可以看出，隨著吹風比增大，多孔介質擾流柱雙層壁冷卻結構的展向平均綜合冷卻有效度逐漸增大，提高幅度隨著吹風比的增大而減小。當M為1.0和2.5時，展向平均綜合冷卻有效度最大值分別為0.70、0.78，提升幅度為11.43%。

圖18展示了M=1.0時，不同方案下展向平均綜合冷卻有效度的分布規律。由圖18（a） 可見，展向平均綜合冷卻有效度隨著多孔介質擾流柱直徑的增大而增大，且不同擾流柱直徑下的分布規律基本一致。由圖18（b）可見，多孔介質擾流柱高度的變化對綜合冷卻有效度影響較弱。

不同吹風比下，不同結構外壁面面平均綜合冷卻有效度（定義為某區域內局部綜合冷卻有效度的面積加權平均值）的分布規律如圖19所示。設置截面4為面積平均的取值區域，經過計算得知，隨著吹風比增大，面平均綜合冷卻有效度增大。實體結構中，擾流柱直徑的增大使得面平均綜合冷卻有效度有微弱提升，但提升程度會隨著直徑的增大而減弱。與實體結構不同，隨著擾流柱直徑增大，多孔介質結構雙層壁面平均綜合冷卻有效度持續增大。M=1.0時，從方案1P到3P，多孔介質結構面平均綜合冷卻有效度提高了3.03%；M=2.5時，從方案1P到3P，多孔介質結構面平均綜合冷卻有效度提高了2.13%。同等工況下，將實體擾流柱替換為多孔介質結構后，綜合冷卻有效度可提升3.08%～5.03%，效果較為顯著。

2.4 壓力損失

雙層壁高性能復合冷卻系統的設計過程中，壓力損失是衡量其性能的另一個關鍵指標。不同的冷卻結構設計方式，會對冷卻系統的壓力損失造成不同程度影響。為了衡量帶有多孔介質擾流柱的雙層壁結構的壓力損失，定義壓降Δp為

Δp=pc，in－pg，out（6）

式中：pc，in、pg，out分別為冷氣腔入口和主流出口的平均總壓。

根據式（6），計算出不同吹風比及擾流柱結構下雙層壁結構的壓力損失，結果列于表2，其中壓降變化定義為同一幾何尺寸下（如方案1P和1S），多孔介質結構與實體結構壓降之差與多孔介質結構壓降的比值。

隨著吹風比增大，方案1P、1S的實體擾流結構和多孔介質擾流結構的壓降均呈現增大趨勢。吹風比為1.0時，在同一擾流柱高度下，多孔介質結構擾流柱的壓降隨著直徑增大呈現先降低后升高趨勢，實體擾流柱結構中也存在同樣現象。隨著擾流柱直徑增大，多孔介質結構的壓降逐漸高于實體結構的壓降。同一擾流柱直徑下，隨著實體擾流柱高度增加，冷卻系統的壓降逐漸增大，而多孔介質結構的壓降先增大后降低。隨著擾流柱高度繼續增大，多孔介質結構的壓降開始逐漸低于實體結構的壓降。然而，整體看來不同結構的壓降變化范圍較小。產生這樣情況的原因是多孔介質的高滲透性可以有效抑制圓柱繞流尾渦的脫落，具有優異的減阻特性［21-23］，因而導致多孔介質結構壓降較小。

需要說明的是，Fluent商業軟件針對多孔介質區域添加了附加的動量源項，通過模擬流體流經多孔區域后的壓降來模擬多孔區域的流場形態。因此，合理的孔隙率及孔徑選擇可以實現多孔區域小壓損高傳熱的特性。

通過對雙層壁冷卻系統壓力損失的統計可以發現，多孔介質結構在提升雙層壁冷卻效果的同時能夠減少空氣流量使用，這對提升冷卻系統的冷卻性能具有重要意義。

3 結 論

本文將雙層壁冷卻系統中的實體擾流柱結構替換為多孔介質結構，采用氣熱耦合方法研究了多孔介質結構擾流柱對雙層壁冷卻系統的性能提升效果，得到主要結論如下。

（1）多孔介質的高滲透率特性使得雙層壁內、外壁面之間腔室內的流動狀態更加均勻，減小了多孔介質擾流柱的溫度與周圍流體的溫度的差異，降低了溫度梯度。

（2）將實體擾流柱結構替換為多孔介質后，雙層壁外壁面的溫度顯著下降，冷卻性能增強。盡管多孔介質結構并未改變展向平均綜合冷卻有效度的分布規律，但綜合冷卻有效度得到了明顯提升，其中面平均綜合冷卻有效度的提升幅度為3.08%～5.03%。多孔介質和實體擾流柱結構之間的壓力損失差異不大。

（3）增大多孔介質擾流柱直徑能夠提高雙層壁冷卻性能，相較于實體結構，大直徑的擾流柱強化了多孔介質結構對冷效的提升效果，而多孔介質擾流柱的高度對雙層壁冷卻性能的影響較小。

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（編輯 李慧敏）