王 龍，張凈玉，宋 坤，何小民

(南京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院，江蘇 南京 210016)

0 引言

目前，沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)燃?xì)鉁囟纫堰_(dá)到2 500 K左右[1]，火焰筒很可能會(huì)發(fā)生裂紋、失穩(wěn)和燒蝕等惡劣現(xiàn)象，這給現(xiàn)有的耐熱材料和冷卻技術(shù)帶來(lái)了嚴(yán)峻挑戰(zhàn)。隔熱屏不僅避免了高溫燃?xì)夂腿紵彝搀w直接接觸，而且在隔熱屏與熱流之間形成穩(wěn)定的保護(hù)性氣膜，是一種有效的主動(dòng)熱防護(hù)方式[2]?？v向波紋隔熱屏周期性的波紋結(jié)構(gòu)使得在流道產(chǎn)生的湍流擾動(dòng)能夠增加冷側(cè)壁面的對(duì)流換熱效果；同時(shí)冷氣可以穩(wěn)定地駐留在縱向波紋板的波谷，對(duì)隔熱屏起到了很好的保護(hù)作用[3]。

國(guó)內(nèi)外對(duì)縱向波紋隔熱屏的研究已經(jīng)獲得了不少成果，Vdoviak[4]對(duì)離散孔縱向波紋隔熱屏進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，分析了不同吹風(fēng)比下的流場(chǎng)及溫度場(chǎng)的特征，結(jié)果表明：隨著吹風(fēng)比的增加，射流動(dòng)量升高，加劇了主流與射流的摻混，波谷處的低速區(qū)減小。Funazaki等[5]實(shí)驗(yàn)研究了某種縱向波紋隔熱屏流場(chǎng)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和氣膜冷卻效率，研究結(jié)果表明：縱向波紋隔熱屏氣膜射流的結(jié)構(gòu)與平板氣膜射流結(jié)構(gòu)類似，射流核都存在腎形渦結(jié)構(gòu)，但射流核消失的速度要快于平板結(jié)構(gòu)，使得隔熱屏表面展向溫度分布要優(yōu)于平板結(jié)構(gòu)。Champian等[6]對(duì)流向傾斜式縱向波紋隔熱屏進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明：在研究參數(shù)范圍內(nèi)，壁面附近流場(chǎng)的湍流度隨吹風(fēng)比增大而降低，從而提高了氣膜冷卻效率。唐嬋[7]、陸永華等[8]分析了波紋板高度與冷卻通道高度對(duì)離散孔縱向波紋隔熱屏冷卻效果的影響，結(jié)果表明：降低冷卻通道高度可以提高隔熱屏前段的冷卻效果，在開(kāi)孔率相同的條件下，采用較小孔徑的氣膜孔可以獲得更高的冷卻效率。

目前，隔熱屏的研究主要針對(duì)的波紋形狀為正弦對(duì)稱型結(jié)構(gòu)，分析流動(dòng)參數(shù)和冷卻孔幾何參數(shù)對(duì)波紋隔熱屏冷卻特性的影響，較少考慮到波紋結(jié)構(gòu)變化對(duì)隔熱屏流動(dòng)和冷卻的影響[9-14]。本文針對(duì)波形對(duì)隔熱屏近壁流場(chǎng)的影響，探討非對(duì)稱的縱向波紋對(duì)綜合冷效的影響規(guī)律。

1 研究模型

在正弦型縱向波紋隔熱屏工作中，典型流場(chǎng)結(jié)構(gòu)如圖1所示。由圖1可知，在波谷處，冷卻通道截面變窄，流速增大，隔熱屏冷、熱側(cè)靜壓差減小，冷流難以出流；而在波峰處，冷卻通道截面變寬，流速減小，靜壓差較大，冷流動(dòng)量較大。波峰處的冷流射流直接與熱流摻混，難以形成有效的氣膜保護(hù)，更多依賴上游波谷處形成的冷卻氣膜保護(hù)；在波谷處流出的少量冷氣往往更易相對(duì)穩(wěn)定地駐留在波谷下方，但由于熱流通道截面擴(kuò)大，產(chǎn)生逆壓力梯度，在波谷處形成了復(fù)雜的渦系結(jié)構(gòu)，靠近下游波峰處的冷、熱流摻混降低氣膜對(duì)波峰的保護(hù)效果。

在波長(zhǎng)長(zhǎng)度不變的情況下，將隔熱屏的波紋幾何結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)成波峰波谷非對(duì)稱分布，改變半周期內(nèi)冷流迎風(fēng)面長(zhǎng)度L1與背風(fēng)面長(zhǎng)度L2之比，建立了如圖2所示的4種幾何模型，L1/L2分別為1/1，2/3，1/2和1/3。以1個(gè)波紋的單周期長(zhǎng)度為L(zhǎng)，波紋板寬度為W，波紋板高度為h，波紋板厚度為a，共4波，P1和P2為氣膜孔展向間距，S為氣膜孔流向間距，氣膜孔采用叉排布局，每波8排孔，每排周向布置8個(gè)孔。4種結(jié)構(gòu)的其他幾何參數(shù)如表1所示。

圖1 正弦型縱向波紋隔熱屏速度矢量

圖2 隔熱屏結(jié)構(gòu)示意(1個(gè)周期)

表1 隔熱屏結(jié)構(gòu)參數(shù)

2 計(jì)算模型及方法

2.1 計(jì)算域模型

計(jì)算模型如圖3所示，冷流通道高度Hc為15 mm，熱流通道高度Hg為70 mm，寬度與隔熱屏寬度一致為20 mm，隔熱屏前后設(shè)置200 mm的導(dǎo)流段，X方向?yàn)槿紵业妮S線方向，Y方向?yàn)槿紵彝搀w的徑向方向，Z方向?yàn)楦魺崞恋闹芟蚍较颉?/p>

圖3 計(jì)算域模型

2.2 計(jì)算方法和邊界條件

運(yùn)用FLUENT軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，對(duì)于不可壓縮理想流體，其連續(xù)性、動(dòng)量和能量的雷諾時(shí)均控制方程如下所示：

(1)

(2)

(3)

文獻(xiàn)[15]計(jì)算了Standardk-ε，RNGk-ε，Realizablek-ε和SSTk-ω這4種湍流模型條件下正弦型縱向波紋隔熱屏的綜合冷效，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較，Realizablek-ε湍流模型取得了與試驗(yàn)數(shù)據(jù)較為一致的結(jié)果，故本文選用了Realizablek-ε模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，k和ε分別為湍動(dòng)能和湍動(dòng)能的耗散率，與之相對(duì)應(yīng)的輸運(yùn)方程為：

(4)

(5)

模型中的常數(shù)如下：C1ε=1.44;C2ε=1.92;Cμ=0.09;σk=1.0;σε=1.3。

壁面采用增強(qiáng)壁面函數(shù)，壓力-速度耦合采用Simple算法，對(duì)流項(xiàng)使用二階迎風(fēng)格式，判斷收斂的準(zhǔn)則為各方程殘差小于10-6，監(jiān)控參數(shù)為隔熱屏熱側(cè)壁面平均溫度。

邊界條件如表2所示，冷流和熱流都采用質(zhì)量流量進(jìn)口，總流量為0.11 kg/s，出口均采用outflow出口百分比來(lái)調(diào)節(jié)流量占比，每個(gè)模型通過(guò)隔熱屏進(jìn)入火焰筒的冷氣量均占總氣量的3%，壁面為無(wú)滑移邊界，計(jì)算模型兩側(cè)設(shè)置周期性邊界，操作壓力為155 kPa。冷、熱流的馬赫數(shù)都不高，故均選用不可壓縮理想流體。由于流體的比熱、導(dǎo)熱系數(shù)和粘性系數(shù)受溫度影響很大，采用文獻(xiàn)[16]中的擬合公式。固體材料為高溫合金，其密度為8 030 kg/m3，比熱容為510 J/(kg·K)，導(dǎo)熱系數(shù)為15.21 W/(m·K)。

表2 計(jì)算模型邊界條件

2.3 參數(shù)定義

湍流強(qiáng)度定義為

(6)

氣膜層厚度y定義為熱流軸向速度的99%處與隔熱屏中線之間的距離。

流量系數(shù)定義為

(7)

吹風(fēng)比定義為

(8)

mh為熱流流量；ρh為熱流密度；uh為熱流流速；Ah為熱流通道橫截面積；mc為通過(guò)孔的實(shí)際流量；uc為小孔出口流速；Ac為孔的橫截面積。

綜合冷效定義為

(9)

Th為熱流的進(jìn)口溫度(K)；Tw為隔熱屏熱側(cè)壁面溫度(K)；Tc為冷流的進(jìn)口溫度(K)。

2.4 網(wǎng)格劃分與獨(dú)立性驗(yàn)證

采用ICEM軟件對(duì)計(jì)算域進(jìn)行非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，對(duì)氣膜孔及流動(dòng)復(fù)雜的區(qū)域進(jìn)行加密處理，如圖4所示。進(jìn)行了網(wǎng)格的獨(dú)立性驗(yàn)證，網(wǎng)格數(shù)從262萬(wàn)加密到344萬(wàn)，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)再增加到344萬(wàn)之后，綜合冷效基本保持不變，如圖5所示，故選取344萬(wàn)的網(wǎng)格模型開(kāi)展研究。

圖4 計(jì)算模型網(wǎng)格劃分

圖5 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證

3 結(jié)果分析

3.1 速度場(chǎng)分布

圖6為隔熱屏中間截面(Z=0)在一個(gè)半周期內(nèi)的流場(chǎng)分布圖，在圖6a中，第1波波峰和冷流背風(fēng)側(cè)的冷流從冷卻孔流出后，與周圍熱流直接摻混，并被卷吸至下游，熱流對(duì)波峰的沖刷較為嚴(yán)重；在冷流迎風(fēng)側(cè)，上游波峰對(duì)熱流具有一定的阻礙作用，且入射冷流與熱流之間的夾角相對(duì)較小，與熱流的摻混強(qiáng)度有所減弱；波谷處的冷流出流在逆壓力梯度條件下，形成復(fù)雜的渦系結(jié)構(gòu)，熱流被卷吸到波谷與冷流摻混，冷流在波谷處的駐留區(qū)域較小，難以為下游波峰提供氣膜保護(hù)。

在圖6b、圖6c、圖6d中，波谷處仍存在復(fù)雜的渦系結(jié)構(gòu)，在冷流迎風(fēng)側(cè)出流的氣膜冷氣在隔熱屏熱側(cè)形成的渦團(tuán)尺度明顯變小，波谷處冷流駐留區(qū)域增大，壓縮熱流并使其向遠(yuǎn)離隔熱屏的方向偏轉(zhuǎn)，更有利于為下游的波峰提供氣膜保護(hù)。

圖6 不同模型隔熱屏中間截面流場(chǎng)示意(Z=0)

當(dāng)L1/L2減小時(shí)，冷流背風(fēng)側(cè)占比變小，波形變得更陡峭，波峰對(duì)熱流的阻擋作用增強(qiáng)，使得熱流更難侵入下游的波谷，冷流更容易駐留在波谷；另一方面，冷流迎風(fēng)側(cè)面占比變大，冷流能更好地利用動(dòng)壓出流，卷吸渦的尺度有所減小，冷、熱流之間的摻混程度得以降低。

3.2 湍流強(qiáng)度與氣膜層厚度

圖7為隔熱屏熱側(cè)壁面距離0.5 mm處的流場(chǎng)湍流強(qiáng)度分布云圖。

圖7 湍流強(qiáng)度分布云圖

由圖7可知，波峰處冷流出流的速度較大，與熱流發(fā)生強(qiáng)烈的摻混，湍流強(qiáng)度較大；在波谷處，冷流出流速度較小，與熱流的摻混強(qiáng)度較低，湍流強(qiáng)度較小，利于形成穩(wěn)定的氣膜保護(hù)。隨著L1/L2的減小，波峰處的湍流強(qiáng)度顯著降低，高強(qiáng)度的湍流區(qū)域逐漸縮小，波谷處的低強(qiáng)度湍流區(qū)域明顯擴(kuò)大。

圖8為隔熱屏中線(Z=0)沿程的湍流強(qiáng)度分布。在過(guò)孔位置，冷流從冷卻孔流出后，雷諾數(shù)較大，湍流強(qiáng)度很高；不過(guò)孔的位置，湍流強(qiáng)度相對(duì)較低。與模型1相比，模型2、模型3和模型4的平均湍流強(qiáng)度分別下降了29.51%，37.22%和39.1%，因此，增加冷流迎風(fēng)面占比能夠有效降低冷、熱流之間的摻混程度，提升氣膜對(duì)隔熱屏的保護(hù)效果。

圖8 隔熱屏湍流強(qiáng)度分布

圖9為計(jì)算域中間截面(Z=0)的速度分布云圖，圖中黑色實(shí)線為隔熱屏中線，y為氣膜層厚度，定義為0.99uc，即為熱流軸向速度的99%。冷流從隔熱屏上的冷卻孔流出后，在隔熱屏熱側(cè)壁面形成氣膜層，氣膜層對(duì)隔熱屏的保護(hù)作用體現(xiàn)在2個(gè)方面：其一，阻隔了熱流對(duì)隔熱屏的直接加熱;其二，降低了熱流與隔熱屏對(duì)流換熱的驅(qū)動(dòng)溫差。

隨著L1/L2的減小，盡管氣膜層的厚度沒(méi)有顯著的變化，但波谷低速區(qū)范圍明顯增大，增強(qiáng)了對(duì)下游波峰的保護(hù)作用；同時(shí)氣膜層內(nèi)速度分布更均勻，冷流覆蓋效果更好。

圖9 不同模型隔熱屏速度分布云圖(Z=0)

3.3 流量系數(shù)分布

圖10a為不同隔熱屏沿程每排孔周向平均流量系數(shù)分布。由圖10a可以看出：流量系數(shù)呈現(xiàn)出周期型的波紋分布，波峰處壓差較大，冷流較易出流，流量系數(shù)較大，波谷處的壓差較小，冷流難以出流，流量系數(shù)相對(duì)較小；此外，研究范圍內(nèi)流量系數(shù)并沒(méi)有隨著L1/L2的變化發(fā)生顯著的改變。

圖10b為不同隔熱屏每波的平均流量系數(shù)分布，由圖10b可以看出：不同模型沿程每波的平均流量系數(shù)變化很小；在相同單位面積冷氣量條件下，隔熱屏每波的平均流量系數(shù)隨L1/L2的減小略有降低。

圖10 流量系數(shù)分布

3.4 溫度場(chǎng)分布

圖11～圖14為計(jì)算域中間截面(Z=0)溫度分布云圖，波峰附近為高溫區(qū)，波谷附近為低溫區(qū)，沿流向方向，氣膜逐漸疊加，低溫區(qū)逐漸擴(kuò)大。

圖11 模型1隔熱屏中間截面溫度云圖(Z=0)

圖12 模型2隔熱屏中間截面溫度云圖(Z=0)

在圖11中，波峰受到熱流的直接沖刷，溫度較高，波谷區(qū)域被熱流侵入，低溫區(qū)域狹小，不能為下游的波峰提供保護(hù)。在圖12、圖13和圖14中，隨著L1/L2的減小，波峰處溫度顯著降低，波谷處溫度降低，且低溫區(qū)逐漸擴(kuò)大，熱流對(duì)下游波峰的加熱作用得到抑制。一方面，增大冷流迎風(fēng)側(cè)占比削弱了冷熱流摻混，熱流受到冷流出流的擠壓而向遠(yuǎn)離隔熱屏的方向偏轉(zhuǎn)，未能侵入到波谷處的冷流駐留區(qū)；另一方面，冷流在波谷處駐留而形成的低溫區(qū)逐漸增大，為下游波峰提供了氣膜保護(hù)。

圖13 模型3隔熱屏中間截面溫度云圖(Z=0)

圖14 模型4隔熱屏中間截面溫度云圖(Z=0)

圖15是隔熱屏熱側(cè)壁面溫度分布云圖，壁溫分布呈現(xiàn)出周期性的波紋狀分布，波谷處為低溫區(qū)域，波峰處為高溫區(qū)域；隔熱屏第一波波峰直接與熱流接觸，壁溫最高；沿流向壁溫逐漸降低。

在圖15a中，隔熱屏波峰處高溫區(qū)的面積最大，溫度也最高，波谷處的低溫區(qū)面積較小，波峰與波谷間的溫差在200 K以上，溫度梯度較大，隔熱屏受到較大的熱應(yīng)力。

在圖15b、圖15c和圖15d中，隨著L1/L2的減小，波峰變得更陡峭，第1波波峰的溫度雖略有升高，但下游波谷處的低溫區(qū)逐漸擴(kuò)大，波峰處高溫區(qū)的面積逐漸減小，壁溫也顯著降低，波峰與波谷間的溫差逐漸減小，溫度分布更均勻，在模型4中，溫差最低，僅100 K左右。

圖15 不同模型隔熱屏熱側(cè)壁面溫度云圖

3.5 沿程綜合冷效分布

圖16a為不同隔熱屏的沿程綜合冷效分布圖，由圖16a可以看出:隔熱屏沿程綜合冷效分布呈現(xiàn)出波紋狀的周期性變化，波谷處綜合冷效較高，波峰處綜合冷效較低；隨著L1/L2的減小，模型2、模型3和模型4的綜合冷效顯著增大；綜合冷效在波峰處差別較大，波谷處差別較小。圖16b為不同隔熱屏的平均綜合冷效。由圖16可知，與模型1相比，模型2、模型3、模型4的平均綜合冷效分別提升了7.74%，13.35%和15.33%。

圖16 不同模型隔熱屏沿程綜合冷效

4 結(jié)束語(yǔ)

針對(duì)沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室縱向波紋隔熱屏防護(hù)技術(shù)，采用數(shù)值模擬研究了不同的波紋結(jié)構(gòu)對(duì)縱向波紋隔熱屏的流動(dòng)特性和冷卻特性的影響規(guī)律，在研究參數(shù)范圍內(nèi)，得到如下主要結(jié)論：

a.增加縱向波紋隔熱屏單周期內(nèi)的冷流迎風(fēng)側(cè)長(zhǎng)度占比，利用冷流動(dòng)壓進(jìn)氣，充分利用火焰筒內(nèi)外壓差，降低了近壁卷吸渦的尺度，顯著提高了波谷冷氣對(duì)下游波峰的保護(hù)作用。

b.L1/L2減小可以降低近壁區(qū)湍流強(qiáng)度，平均湍流強(qiáng)度下降了29.51%～39.10%。削弱了冷、熱流之間的摻混強(qiáng)度，有利于提高冷流對(duì)隔熱屏的氣膜保護(hù)。

c.在相同的冷氣量條件下，隨著L1/L2的減小，波峰高溫區(qū)逐漸縮小，波谷低溫區(qū)逐漸增大，波峰與波谷之間的溫差顯著降低，壁溫分布更加均勻，隔熱屏受到的熱負(fù)荷更低。

d.隔熱屏沿程綜合冷效呈現(xiàn)出波紋狀分布，沿程綜合冷效隨著L1/L2的減小而增大，且分布更為均勻，隨著L1/L2的減小，平均綜合冷效提升了7.74%～15.33%。