扰流柱构型对层板冷却特性的研究

季钧，唐祖定，贾新旺

(中国船舶集团有限公司第七○三研究所无锡分部，江苏 无锡 214000)

发动机推重比的不断增大使得燃烧室面临的气热环境日益恶劣，热端部件在高温气流的冲击和发动机剧烈的振动下会产生很大的热应力和疲劳载荷，还要在高温高压的恶劣工作环境下保证一定的可靠性和耐久性。其中，火焰筒是决定航空发动机使用寿命长短的关键部件之一，高效的火焰筒冷却结构对发展高温升燃烧室至关重要[1]。在过去几十年中，一些先进的复合冷却结构先后被提出，其中，层板冷却结构集射流冲击、内部对流冷却和多孔全覆盖气膜冷却于一体，得到国内外研究人员的广泛关注。全栋梁等[2]通过实验和数值模拟方法研究了层板冷却结构的流动与换热特性，描述了层板内部的复杂流动过程。Hong等[3]通过实验方法研究了在横流影响下的扰流柱对层板结构流动换热的影响。谭晓茗等[4]发现增大堵塞比能够在一定程度上提高冷却效率。

层板结构的综合冷却效率与射流冲击、环腔内的对流换热以及气膜喷吹三方面存在紧密的联系，研究人员针对阵列射流[5]、扰流柱构型[6-7]和多孔全覆盖气膜[8-9]开展了大量的数值和试验研究。但是，作为集多种强化冷却方式于一体的复合冷却结构，层板结构参数变化对综合冷却效率的影响规律还需进行更深入的研究。另外，如何在接近真实燃烧室的气热环境中进行层板综合冷却性能评估是眼下亟需解决的关键问题。

本文运用数值计算的方法，在模拟真实燃烧室气动热力参数条件下，对典型结构参数的层板综合冷却效率进行研究，归纳总结了扰流柱构型参数对综合冷却效率的影响规律。

1 计算模型与计算方法

1.1 计算模型

多孔层板计算域示意图如图1所示，一个层板单元内冲击孔、扰流柱和气膜孔的排布方式见图2，其数量之比为1∶10∶1。由于多孔层板结构在y轴方向上具有周期性的特点，同时也为了合理运用计算资源和提高计算效率，故在y轴方向上计算域选取一个孔节距P，x轴方向，层板段长度为10个孔排距S，为了让气流完全发展，主流通道沿x轴方向分别向两侧各延长80 mm，主流和次流通道高分别为70 mm和40 mm。坐标轴原点位于第一排冲击孔前缘，x、y和z方向分别代表主流方向、展向及垂直于壁面方向。模型几何参数见表1。

图1 多孔层板计算域示意图

图2 一个层板单元内冲击孔、扰流柱和气膜孔的排布方式

表1 模型几何参数

1.2 网格划分

本文采用Gambit商业软件对计算模型进行结构化网格划分，由于冲击孔、气膜孔及近壁面处气流流动较为复杂，故对其网格进行局部加密处理，第一层网格高度为0.1 mm，随后沿z轴方向上以1.05的比例因子逐渐增大网格尺寸。x-z方向网格及孔-柱局部区域网格划分如图3所示。

图3 x-z方向网格及孔-柱局部区域网格划分

图4为不同网格数量下的综合冷却效率分布图，由图可知，当网格数为从1 000万增大到1 121万时冷却效率η变化不大，故采用1 000万网格数量模型进行后续研究。

图4 不同网格数量下的综合冷却效率分布图

1.3 计算方法及边界条件

本文数值模拟采用商业软件Fluent，其中数学模型满足下列假设：

(1)流体为连续介质，流体的运动速度、压力和密度等参数均可以看作是坐标的连续参数；

(2)流体流动为定常流动；

(3)能量方程不存在源项，忽略粘性耗散项。

基于以上假设，得到适用于本文换热过程和湍流流动的控制方程组：

质量守恒方程:

(1)

动量守恒方程：

(2)

能量守恒方程：

(3)

计算中冷热流体均设置为理想气体，根据文献[10]中的实验结果(图5为湍流模型的比较)选用Realizablek-ε湍流模型进行求解，近壁面处采用增强型壁面函数，压力-速度耦合采用SIMPLEC算法，流动基本方程采用二阶差分离散，当各项残差精度均小于10-5时可认为计算收敛。

图5 湍流模型的比较

本文参考某型发动机燃烧室真实气动热力参数，对所有算例采用相同的边界条件进行设置，边界条件见表2。

表2 边界条件

本文选取的固体域材料为Ni-Cr基固溶强化型变形高温合金GH3230，其密度ρ为8 934 kg/m3，比热c为550 J/(kg·K)，导热系数λ为25 W/(m·K)。

通过改变扰流柱构型参数，共计6组方案，扰流柱构型布置方案见表3。其中，H、V、I分别代表水平、垂直和倾斜方向。

表3 扰流柱构型布置方案

综合冷却效率的定义为：

(4)

式(4)中，Tg为主流进口温度，Tc为次流进口温度，Tw为气膜孔板外侧壁面温度。

2 计算结果与分析

2.1 流动特性分析

图6为层板环腔内高H/10处截面的速度矢量分布图(6.125≤x/S≤7.125)。可见，三种椭圆扰流柱的排布方式均会造成环腔内气流的无序流动，这是因为相对于其它形状的扰流柱构型，椭圆扰流柱具有最大的正对迎风面，大部分气流与扰流柱相

图6 层板环腔内高H/10处截面的速度矢量分布图

互作用后会沿着扰流柱向上翻卷爬升，只有少部分气流流向气膜孔，影响冲击射流形成的壁面射流的流动。方形扰流柱的正对面积次之，同样也会导致相邻冲击射流之间的作用减弱；菱形扰流柱的正对面积最小，但易产生回流区，影响绕掠扰流柱后的流动；而圆形扰流柱外表面相对较为顺滑，能够较好地匹配冲击射流形成的壁面射流特征。

图7为不同扰流柱构型下位于冲击孔和气膜孔中心处纵向截面的速度矢量图(3.125≤x/S≤8.125)，可见，不同扰流柱构型下层板结构的局部速度相似，故扰流柱构型对层板结构的射流冲击和气膜喷吹的影响较为微弱。

图7 不同扰流柱构型下位于冲击孔和气膜孔中心处纵向截面的速度矢量图

2.2 换热特性分析

图8为气膜孔板内壁面与扰流柱外表面的温度分布云图。可见，次流由冲击孔射入环腔后具有较强的冲击效应，环腔内壁对应的驻点区域的射流附面层极薄，冲击换热强烈，故驻点区域壁面温度较低；沿z轴正向，六种扰流柱构型外表面温度均逐渐降低，其中，圆形、椭圆扰流柱的外表面温度相对方形、菱形扰流柱外表面温度更低；此外环腔内壁气膜孔对应处温度也相对较低，这是因为次流从气膜孔喷吹后在主流的作用下贴附在壁面上对其进行冷却，在气膜孔板的导热作用下，内壁气膜孔对应位置处温度相对较低。

整体来看，圆形扰流柱构型的环腔内壁温度最低，其次是椭圆(H)构型，菱形扰流柱构型的环腔内壁温度最高。这是因为次流射流冲击后向四周形成壁面射流，扰流柱的存在一方面打碎了射流逐渐发展形成的附面层，另一方面增强扰动并增大换热面积；次流在向气膜孔流动的过程中，扰流柱对次流有明显的方向性特征，而圆形扰流柱构型更契合射流冲击形成的壁面射流特征。

图8 气膜孔板内壁面与扰流柱外表面的温度分布云图

图9为不同扰流柱构型下的层板结构沿程综合冷却效率。从图9中可以看出，不同扰流柱构型的层板结构冷却效率规律相似，整体来看，在气膜壁的前缘(1≤x/S≤5)，多孔层板结构的冷却效率变化较小，这是因为初始阶段冷却空气较少，叠加效应不明显，气膜发展缓慢；在x/S>6时，多孔层板结构的冷却效率显著增大，这是因为随着流向距离的增加，气膜孔排数增多，气膜的叠加效应能够使更多冷却空气覆盖在气膜孔板的外壁面的缘故。

当x/S>1时，在一个层板单元内，气膜孔板外壁上，冲击孔对应区域的综合冷却效率比气膜孔对应的综合效率高，这是因为气流从气膜孔流出后不会立即贴附在壁面上的缘故。此外，圆形扰流柱构型的层板结构的综合冷却效率最高，椭圆次之，菱形扰流柱构型的层板结构的综合冷却效率最低。

图9 不同扰流柱构型下的层板结构沿程综合冷却效率

3 结语

本文参考某型燃烧室真实气动热力参数，通过数值模拟研究了扰流柱构型对多孔层板结构冷却性能的影响，主要结论如下：

扰流柱构型的改变对射流冲击、气膜冷却的影响较为微弱，对层板结构的综合冷却效率有一定影响。其中，圆形扰流柱构型较为合理，其余扰流柱构型难以很好地匹配射流冲击形成的壁面射流特征，导致环腔内对流换热减弱，故圆形扰流柱构型的层板结构综合冷却效率最高。