刘海涌，牛嘉嘉，刘存良，王睿
（西北工业大学动力与能源学院，西安 710072）
加力燃烧是增加航空飞行器机动性能和作战能力的有效方法[1]。对于高性能发动机，加力燃烧室出口燃气温度预计可达2200 K，远远超过加力燃烧室筒体材料的承受极限，使得加力燃烧室的热工作环境异常恶劣[2]。同时，加力燃烧室内的气流流速高、压力低，易发生振荡燃烧形成强振动，也对加力燃烧室的机械强度及结构稳定性提出了极高要求。为了解决上述问题，在加力燃烧室内安装了多孔隔热屏。一方面，借助多孔隔热屏造成的气体阻尼与乱反射有效限制加力燃烧室的振荡燃烧；
另一方面，引入到隔热屏筒体与加力燃烧室之间间隙的冷气将加力燃烧室壁面与燃气隔开，而且部分从离散孔流出的冷气在隔热屏燃气一侧形成气膜，达到了保护加力燃烧室与隔热屏的目的。
较为常见的隔热屏结构是平板、横向波纹和纵向波纹隔热屏，均为薄壁结构，其轴线与燃气流向平行，其热防护的基本形式为气膜冷却。Funazaki等[3]设计了一种密集型全气膜孔纵向波纹板隔热屏结构，研究表明，纵向波纹隔热屏气膜射流也存在反向对涡结构，但其射流核消失的速度要快于平板结构的；
Champion等[4]设计了一种新型纵向波纹隔热屏结构，其波纹结构的局部曲率不断变化，使得波纹板不同位置的气膜孔的倾角也发生相应改变。在实际应用中发现，单一的气膜冷却形式难以满足先进加力燃烧室技术发展需求，必须通过增强隔热屏冷气侧换热和壁内换热提高冷却结构的热防护能力，因此在隔热屏中引入了双层壁结构。Hollworth等[5]对射流/多斜孔溢流的双层壁冷却方式进行了试验研究，考虑了冲击孔与气膜孔的错排和顺排布局方式，发现在顺排布局下，随着冲击距离减小，大量冷气直接从气膜孔流出而未对靶面形成有效冲击，导致换热效果减弱；
Cho等[6-7]对小孔间距下的双层壁冷却结构的研究表明，靶面上的换热系数要比单纯的射流冲击冷却的高45%～55%，是纯气膜冷却的3～4倍。近年来中国有关双层壁冷却结构在加力燃烧室热防护应用研究中取得了较多成果。刘友宏等[8-9]采用数值模拟方法对比分析了双层壁隔热屏、纵向波纹板隔热屏和平板隔热屏的冷却性能，论证了其应用于加力燃烧室的可行性，表明双层壁隔热屏具有较好的冷却效果，但受主次流总压比变化的影响较大；
综合对比不同工况，双层壁隔热屏的冷却效果优于纵向波纹板隔热屏，而后者的冷却效果又优于平板隔热屏。围绕隔热屏冷却需求，许全宏等[10]、常国强等[11]、Jobin等[12]、Hollworth等[13]、Ekkad等[14]、宋双文等[15]分别对双层壁冷却、正弦波纹壁面气膜冷却、以及不同组合的冲击气膜符合冷却开展了相关研究。
针对先进加力燃烧室隔热屏发展趋势与需求[16-18]，在分析薄壁波纹板气膜冷却结构相关研究成果[19-20]优缺点的基础上，本文提出一种高间距双层壁隔热屏结构。并采用数值计算方法，分析了发散板与冲击板开孔面积比和气动参数对该隔热屏流动和冷却特性的影响。
1.1 物理模型及网格划分
高间距双层壁隔热屏模型如图1所示。主要由冲击孔板、二次流通道和发散孔板组成，图中坐标系x为流向，y为展向，z为环腔高度方向。其中冲击孔直径dc=1 mm，气膜孔直径df=0.8 mm，冲击板厚度δc=0.6 mm，发散板厚度δf=0.4 mm，冲击孔倾角θc=90°，气膜孔倾角θf=90o。其中二次流通道和主流通道进口长30dc，出口长40dc，二次流通道高5dc，主流通道高15dc，冲击腔高度18dc。冲击孔和气膜孔都是直圆孔，倾角均为90°。选取适当孔数，使冲击孔开孔率分别为0.6%和0.8%，得到本文所需的计算模型。
图1 高间距双层壁隔热屏模型
由于隔热屏的结构具有周期性的特点，沿展向截取1个周期作为计算域进行计算，隔热屏计算模型及边界条件如图2所示。其中开孔段为200 mm，同时为了消除进、出口段的影响，进口加了30dc的进口段，出口加了40dc的出口段，主流腔高15dc，二次流腔高为5dc。
图2 隔热屏计算模型及边界条件
本文计算模型均采用ICEM进行结构化网格，对冲击孔、气膜孔和层板附近的网格均进行了加密，网格划分细节如图3所示。流体域与固体域的网格同时划分，在耦合计算时2个域共用1个交界面，交界面使用interface条件。本文在流体域与固体域交界处均划分了边界层网格，y+≈1。
图3 网格划分细节
Deng等[21-22]研究表明固体域网格数量对于耦合计算结果基本没有影响。因此，本文固体域网格密度采用接近流体域的密度，固体域的网格数量为485万。通过调整气膜孔周围网格密度得到3种流体域结构化网格，网格数量分别为780万、1560万以及2560万，3种网格密度下计算结果如图4所示，其中横坐标表示沿流向距离与射流孔直径之比的无量纲长度，纵坐标表示气膜冷却综合冷效。
图4 3种网格密度下计算结果
从图中可见，1560万与2560万流体域网格的计算结果相差不超过4%，而780万与2560万网格的计算结果相差15%，综合考虑计算成本和计算结果的准确性，选择流体域网格为1560万，其他工况各条件下的网格划分均以此为基础。
1.2 边界条件和计算工况
2个计算模型的模型参数见表1。
表1 模型参数
其中Hc为冲击腔高度，φ为冲击孔板开孔率，b为气膜板与冲击板开孔面积比，L为冲击孔板长度，W为冲击孔板宽度，ns-f为冲击孔与气膜孔沿流向间距比，ns-c为冲击孔与气膜孔沿展向间距比，nh-f为气膜孔个数，nh-c为冲击孔个数。
主流与二次流进口均为质量流量进口，主流出口采用压力出口，参考加力燃烧室真实进气方式，二次流与主流的进气方向平行，主流雷诺数中各参数使用主流进口速度、流体参数，特征尺寸使用的是冲击孔径dcdc，主流流量通过主流雷诺数计算得到。在计算二次流的流量时，根据二次流和主流的密流比即吹风比M进行计算，认为各冲击孔流量均相同，再结合气膜孔数计算二次流的总流量。由于计算采用周期条件，因此y方向两侧面均使用周期面条件。对于流固耦合计算，流体域与固体域交界面使用耦合面条件，保证流体域与固体域重合的区域热流密度以及温度连续。其余壁面均采用绝热壁面条件。数值计算中流体采用可压缩理想空气，其导热系数及比热容均采用温度的多项式进行拟合，动力粘性系数采用萨瑟兰定律。耦合计算中隔热屏材料使用某高温合金，导热系数和比热容均使用温度的多项式进行拟合计算，计算工况见表2。二次流入口总温总压为加力燃烧室前发动机外涵流体总温总压，主流入口总温设为发动机在加力燃烧状态下加力燃烧室出口处的流体总温，主流入口总压设置为加力燃烧室前内、外涵气流在理想状态下完全混合后的总压。
表2 计算工况
其中M为吹风比，Reg为主流雷诺数，Tg为主流总温，Tc为二次流总温，pg为主流总压，pc为二次流总压。
1.3 计算方法
采用商业软件Fluent进行3维稳态湍流流动和能量方程求解，方程离散采用2阶迎风格式，速度与压力耦合采用SIMPLE算法[23]，空气密度按理想气体计算，粘性系数、导热系数和比热容等物性参数考虑随温度变化。冲击气膜结构流动较为复杂，存在流动的分离与旋转等，文献[21]，文献[24-25]表明SSTkω模型适用于复杂流动，更接近试验工况，因此被本文用于隔热屏数值模拟。计算结果收敛的标准是各残差均小于10-5以及气膜平板表面平均温度计算结果保持稳定。
1.4 参数定义
本文只研究冲击孔与气膜孔的叉排布局结构，在设计孔排间距时，保证流向间距比和展向间距比相同。根据冲击孔开孔率φ可以得到冲击孔的流向间距比和展向间距比。
式中：Pc为冲击孔的流向间距比，Sc为冲击孔板的展相间距比。根据冲击孔开孔率φ和气膜板与冲击板开孔面积比b可以得到气膜孔的流向间距比和展向间距比。
式中：Pf为冲击孔的流向间距比，Sf为冲击孔板的展相间距比。吹风比为
式中：ρc、uc分别为二次流密度和温度，取二次流进气腔进口的密度和温度；
ρg、ug分别为主流密度和温度，取主流进气腔进口的密度和温度。
流量系数为衡量流动损失的主要参数，定义为通过流动结构的实际流量与理论流量的比值
式中：为实际质量流量；
A为孔的横截面积。
在计算冲击孔流量系数时，分别采用各孔面积和冲击孔总面积计算冲击孔各孔的流量系数和冲击孔平均的流量系数，气膜孔流量系数计算与冲击孔类似，在计算隔热屏的综合流量系数时，采用文献[14]中的当量流动面积进行计算，当量流动面积A=1/，其中Ac为冲击孔的总流通面积；
Af为气膜孔的总流通面积；
R和γ分别为气体常数和绝热指数，P*1、T*1和P2分别为孔进口总压、总温和出口静压。本文在计算流量系数时，选择模型入口和孔出口参数质量平均值进行计算。
气膜板的综合冷却效率为
式中：Tg、Tw和Tc分别为主流温度、有气膜时壁面的实际温度和二次流的温度，反应高温部件表面的无量纲温度，直接反应真实耦合传热过程中冷气对目标位置的保护效果。
2.1 开孔率对流动特性的影响
不同吹风比下2种开孔率结构冲击孔的流量系数如图5所示。
图5中，实心点为开孔率0.6%结构的流量系数，空心点为开孔率0.8%结构的流量系数。
图5 不同吹风比下2种开孔率结构冲击孔的流量系数
吹风比分别为0.2，0.4，0.6和0.8时2种开孔率结构气膜孔的流量系数如图6所示。
图6 吹风比分别为0.2、0.4、0.6和0.8时2种开孔率结构气膜孔的流量系数
从图中可见，沿着流动方向流量系数略微增大，随着开孔率由0.6%增大到0.8%，不同吹风比下冲击孔的流量系数均减小，沿流动方向开孔率0.6%结构的冲击孔流量系数增幅高于开孔率0.8%结构的，最大差别达到3%。与冲击孔类似，沿着流动方向气膜孔流量系数也增大。在0.2吹风比时，上游6排气膜孔均无流量系数值，表明该区域气膜孔无出流；
在中、下游区域，开孔率0.6%结构的气膜孔的流量系数略高于开孔率0.8%结构的，且增幅也相应较大。随着吹风比的增大，气膜孔流量系数沿着主流方向的幅度越来越小，吹风比为0.8时气膜孔流量系数变化趋于平缓。
4种吹风比下孔平均流量系数的变化规律如图7所示。对于冲击孔，随着吹风比由0.2增大到0.8，开孔率0.6%结构的冲击孔流量系数由0.716增大到0.721，开孔率0.8%结构的冲击孔流量系数由0.688增大到0.693；
对于气膜孔，当吹风比由0.2增大到0.8时，开孔率0.6%结构的气膜孔流量系数由0.499增大到0.616，开孔率0.8%结构的气膜孔流量系数由0.501增大到0.599。在所有吹风比下，开孔率0.8%结构的孔流量系数值均低于开孔率0.6%结构的。
图7 4种吹风比下孔平均流量系数的变化规律
从图中可见，对于不同吹风比下的2种开孔率结构，冲击孔和气膜孔的流量系数沿主流方向均有所增大。开孔率0.8%结构部分冲击孔孔中心截面的速度等值线如图8所示。其中1、7、15号冲击孔分别位于冲击腔上、中、下游。从图中可见，1号冲击孔中的射流明显偏向下游，7号冲击孔次之，15号冲击孔基本上垂直于靶面，这是由于冲击腔上游横流较强，冲击射流受横流影响偏向下游，导致有效流通面积较小，而下游的冲击射流受横流影响较小，有效流通面积较大，因此流量系数沿流向是增大的。
图8 开孔率0.8%结构部分冲击孔沿流向速度等值线
开孔率0.8%结构部分气膜孔中心截面的速度等值线如图9所示。从图中可见，上游气膜孔孔内气流的速度很小，前几排气膜孔甚至会出现冷气无法出流的现象，孔内存在较强回流区。在流动方向的中下游区域，气膜孔出流的能力逐渐增强，孔内气流的速度不断增大，气流的流动方向与孔轴线的夹角不断减小，孔有效流通面积增大，因此流量系数沿流向也是增大的。
图9 开孔率0.8%结构部分气膜孔沿流向速度等值线
使用当量流动面积计算的隔热屏结构的综合流量系数如图10所示。从图中可见，随着吹风比由0.2增 大 到0.8，开 孔 率0.6%结构的综合流量系数由0.568增大到0.644，开孔率0.8%结构的综合流量系数由0.557增大到0.624。在所有吹风比下，开孔率0.8%结构的综合流量系数值均低于开孔率0.6%结构的。
图10 使用当量流动面积计算的隔热屏结构的综合流量系数
从图中还可见，随着冲击平板开孔率的增大，隔热屏的综合流量系数是减小的。随着开孔率由0.6%增大到0.8%时，冲击孔中气流的平均速度由4.96～19.66 m/s增大到5.02～19.81 m/s，气膜孔中气流的平均速度由1.63～6.46 m/s增大到1.71～6.73 m/s。从图8、9中孔内流动可见，气流有较为明显的偏转和速度分离，无长孔流动中的气流再附着充满孔内流动，因此随着孔内流动速度的增大，气流在孔入口处的收缩加剧，导致气流通过冲击孔和气膜孔时的流动阻力增大，从而导致冷气进入主流通道的流动阻力增大。
2.2 开孔率对冷却特性的影响
开孔率0.6%结构和开孔率0.8%结构的燃气侧发散板综合冷效分布如图11、12所示。从图中可见，当吹风比从0.2增大到0.8时，2种结构的综合冷效均逐渐增大。所有吹风比下综合冷效值沿主流方向均有所增大。其原因为冲击孔和气膜孔的流量系数均沿着流向增大，导致下游冷气出流量更大，因此下游的综合冷效更高。
图11 不同吹风比下开孔率0.6%结构气膜板燃气侧综合冷效分布
图12 不同吹风比下开孔率0.8%结构发散板燃气侧综合冷效分布
不同吹风比下2种开孔率结构的发散板燃气侧展向综合冷效的分布规律如图13所示。从图中可见，总体上沿流动方向，不同吹风比下的综合冷却效率均是增大的。在吹风比0.3～0.8时，实线均在虚线的上方，即开孔率0.8%结构的综合冷效值均高于开孔率0.6%结构的综合冷效值。在吹风比为0.2时，开孔率0.8%结构上游气膜孔的综合冷效低于开孔率0.6%结构的，而在下游区域，开孔率0.8%结构的综合冷效大于开孔率0.6%结构的。其原因为开孔率0.8%结构在小吹风比下上游气膜孔出流困难，无法对发散板燃气侧形成保护，而开孔率0.6%结构在上游区域气膜出流所受影响则相对较小。不同吹风比下2种开孔率结构的发散板燃气侧面平均综合冷效值如图14所示。
图13 不同吹风比下2种开孔率结构的发散板燃气侧展向综合冷效的分布规律
图14 不同吹风比下2种开孔率结构的发散板燃气侧面平均综合冷效值
（1）沿着主流方向，冲击孔和气膜孔的流量系数呈增大趋势，吹风比变化对冲击孔的平均流量系数无明显影响，而气膜孔的平均流量系数随吹风比的增大而增大；
（2）当开孔率由0.6%增大到0.8%时，冲击孔和气膜孔的平均流量系数均有不同程度的减小，分别减小了3.9%和2.7%，隔热屏的综合流量系数减小了3.5%；
（3）沿着主流方向，发散板燃气侧的综合冷效呈增强趋势，且吹风比越大，增强趋势越明显。随着开孔率由0.6%增大到0.8%，面平均综合冷效增大了6.4%，表明较大开孔率有利于提高发散板燃气侧的综合冷效。
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