復(fù)合角對(duì)曲壁多斜孔冷卻特性的影響

張納如， 張 勃， 薛雙松， 吉洪湖， 張軍鋒， 程 明

(1. 南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院， 南京 210016； 2. 沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)研究所， 沈陽(yáng) 110083)

隨著現(xiàn)代航空發(fā)動(dòng)機(jī)性能的日益提高，對(duì)燃燒室火焰筒壁及渦輪葉片的冷卻提出了更高的要求，許多先進(jìn)的冷卻技術(shù)得到了發(fā)展。氣膜冷卻是航空發(fā)動(dòng)機(jī)高溫部件上廣泛采用的有效冷卻保護(hù)技術(shù),其主要原理是通過(guò)縫隙或孔以一定角度引入一股溫度較低的二次流體，將高溫主流與壁面隔離開(kāi)來(lái)，對(duì)緊接噴吹處下游表面進(jìn)行保護(hù)的一種冷卻方法。

針對(duì)多斜孔冷卻方式的研究，金如山等[1-2]討論了不同幾何形狀的孔型對(duì)氣膜冷卻效果的影響。郭婷婷等[3]基于工程實(shí)際研究了不同形狀氣膜孔對(duì)氣膜冷卻效果的影響，結(jié)果表明，在相同的吹風(fēng)比下，扇形孔的冷卻效率高于圓孔的冷卻效率，且扇形孔的冷卻效率不隨吹風(fēng)比的變化而單調(diào)變化，其最佳吹風(fēng)比為1.0。李廣超等[4]研究了不同吹風(fēng)比下雙出口孔射流氣膜冷卻，結(jié)果表明，吹風(fēng)比對(duì)冷卻效率有很大影響,隨著吹風(fēng)比的增大，不同孔方位角下的冷卻效率變化規(guī)律也不同。朱惠人等[5]研究了簸箕形孔、圓錐形孔和圓柱形孔對(duì)氣膜冷卻效率的影響，得出在大吹風(fēng)比下帶有擴(kuò)張形出口射流孔的冷卻效率優(yōu)于圓柱形射流孔的冷卻效率。Bunker[6]總結(jié)了氣膜孔基本的參數(shù)范圍，同時(shí)對(duì)氣膜孔的流場(chǎng)和氣動(dòng)損失進(jìn)行了具體討論，回顧了吹風(fēng)比、復(fù)合角、冷卻孔進(jìn)口流動(dòng)特性和主流湍流強(qiáng)度對(duì)冷卻效果的影響。張勃等[7]對(duì)多斜孔壁在燃燒室上的實(shí)際應(yīng)用效果進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，進(jìn)一步利用一維程序?qū)θ紵冶诿媪鲃?dòng)與傳熱特性進(jìn)行了預(yù)估[8]。

當(dāng)吹風(fēng)比較大時(shí)，因射流脫壁，下游無(wú)法穩(wěn)定氣膜覆蓋，另外在周向也很難達(dá)到均勻冷卻效果。而側(cè)向復(fù)合角可使射流降低軸向動(dòng)量,同時(shí)也能強(qiáng)化橫向動(dòng)量,可得到更均勻的冷卻效果.Crawford等[9]研究了噴射角度對(duì)換熱的影響,結(jié)果發(fā)現(xiàn)復(fù)合角射流具有較好的截面平均冷卻效果。李少華等[10]數(shù)值研究了復(fù)合角對(duì)稱射流氣膜冷卻效率，分析了各種孔排結(jié)構(gòu)在不同吹風(fēng)比下對(duì)氣膜冷卻效率的影響。Cho等[11-13]對(duì)有復(fù)合角的氣膜孔進(jìn)行了研究，認(rèn)為加入復(fù)合角后的氣膜冷卻效率得到了提高。林宇震等[14]實(shí)驗(yàn)研究了不同復(fù)合角對(duì)多斜孔壁氣膜冷卻絕熱溫比的影響，當(dāng)復(fù)合角不為0°時(shí)，多斜孔壁能夠改善絕熱溫比的展向分布。劉江濤等[15]也對(duì)具有復(fù)合角的氣膜孔以及擴(kuò)散孔進(jìn)行了研究，認(rèn)為復(fù)合角的引入使氣膜側(cè)向分布更寬，而在相同吹風(fēng)比和復(fù)合角條件下，擴(kuò)散孔的氣膜冷卻效率比圓柱孔更好且冷卻更為均勻持久。Schwarz等[16]研究了壁面曲率對(duì)氣膜冷卻效果的影響，得出在低吹風(fēng)比下，凸面的冷卻效果比平面和凹面的冷卻效果好。

目前，關(guān)于燃燒室多斜孔冷卻特性研究大多在平板上進(jìn)行，而實(shí)際燃燒室為曲壁結(jié)構(gòu)，為了模擬曲壁結(jié)構(gòu)中復(fù)合角對(duì)流動(dòng)與換熱的影響，筆者針對(duì)曲壁結(jié)構(gòu)，對(duì)復(fù)合角為0°、30°和65°的多斜孔壁的流動(dòng)與換熱進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了復(fù)合角增強(qiáng)冷卻效果的原因，同時(shí)開(kāi)展了實(shí)驗(yàn)研究。

1 物理模型

在某發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室曲壁上引入多斜孔冷卻結(jié)構(gòu)，選取圖1所示的一個(gè)周期單元進(jìn)行研究。在其他幾何參數(shù)相同的情況下，建立了0°、30°和 65° 3種復(fù)合角的多斜孔物理模型。依照該發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的實(shí)際參數(shù)選取孔斜角α為20°，厚度δ為2 mm，孔徑d為0.7 mm，無(wú)量綱孔間距P/d、無(wú)量綱排距S/d和復(fù)合角β等幾何參數(shù)如表1所示。

A-A

圖1 多斜孔參數(shù)示意圖Fig.1 Parameters of the multi-inclined holes表1 多斜孔幾何參數(shù)Tab.1 Geometric parameters of the multi-inclined holes

模型編號(hào)P/dS/dβ/(°)Model16.55.630Model26.55.6330Model36.55.6365

2 計(jì)算域與邊界條件

模擬燃燒室外環(huán)壁面實(shí)際曲率，建立了展向曲壁模型，在此基礎(chǔ)上引入3種復(fù)合角模型，研究了其流動(dòng)和冷卻特性。

選取計(jì)算域長(zhǎng)度為200 mm，其中開(kāi)孔區(qū)域長(zhǎng)160 mm，上、下游各20 mm，整個(gè)計(jì)算域兩側(cè)設(shè)置為周期邊界。冷、熱流體進(jìn)口均設(shè)置為壓力進(jìn)口，出口設(shè)置為壓力出口，流體與固體接觸壁面設(shè)置為流固耦合面，如圖2所示。

主流(即熱流)進(jìn)口總壓為3.1 MPa，進(jìn)口溫度為1 960 K，出口壓力為3.05 MPa，出口溫度為1 700 K；冷流進(jìn)口總壓為3.3 MPa，進(jìn)口溫度為860 K，出口壓力為3.28 MPa，出口溫度為860 K。

圖2 火焰筒壁冷卻結(jié)構(gòu)計(jì)算模型

Fig.2 Calculation model of the cooling structure for flame tube wall

3 計(jì)算網(wǎng)格和湍流模型

圖3為計(jì)算域中心面網(wǎng)格，劃分網(wǎng)格時(shí)采取對(duì)熱側(cè)壁面附近，即氣膜與附面層等氣動(dòng)參數(shù)變化梯度較大的區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密。同時(shí)筆者關(guān)注的是氣膜覆蓋對(duì)壁面整體冷卻效果的優(yōu)劣，在網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證中采用熱側(cè)壁面相鄰兩列孔之間的平均溫度作為基準(zhǔn)。圖4給出了不同加密網(wǎng)格數(shù)下該區(qū)域溫度的變化趨勢(shì)。由圖4可知，在網(wǎng)格數(shù)大于275萬(wàn)時(shí)，溫度波動(dòng)小于0.2%，認(rèn)為此時(shí)滿足網(wǎng)格無(wú)關(guān)性要求，故后續(xù)計(jì)算中網(wǎng)格數(shù)均在275萬(wàn)左右，其中附面層網(wǎng)格劃分為8層，第一層網(wǎng)格高度為0.001 mm，網(wǎng)格間距比為1∶1.05。

圖3 中心面網(wǎng)格示意圖Fig.3 Sketch of the center surface grid

圖4 網(wǎng)格獨(dú)立性結(jié)果Fig.4 Results of the grid independence test

計(jì)算采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型進(jìn)行數(shù)值模擬，在近壁區(qū)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法進(jìn)行處理。流動(dòng)方程、湍動(dòng)能k及其耗散率ε均采用二階迎風(fēng)差分格式進(jìn)行離散，各方程耦合求解并實(shí)施亞松弛。解收斂的判斷標(biāo)準(zhǔn)是所有殘差小于1×10-7。

4 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

4.1 實(shí)驗(yàn)臺(tái)

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖5所示，系統(tǒng)由燃燒室內(nèi)涵風(fēng)機(jī)、單管燃燒室、主流轉(zhuǎn)接段、主流通道、冷氣風(fēng)機(jī)、渦街流量計(jì)、冷流轉(zhuǎn)接段、冷氣腔格柵、冷氣腔和紅外熱像儀組成。實(shí)驗(yàn)件表面溫度利用紅外熱像儀進(jìn)行測(cè)量，數(shù)據(jù)經(jīng)紅外數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)處理后直接生成溫度和冷卻有效性云圖。

圖5 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)簡(jiǎn)圖Fig.5 Schematic diagram of the experimental system

實(shí)驗(yàn)中，為了提高溫度測(cè)量精度，采用刷黑漆的木板對(duì)周圍的高溫部件進(jìn)行遮擋，在木板的對(duì)應(yīng)位置開(kāi)設(shè)觀察窗(見(jiàn)圖6)。

采用熱電偶測(cè)溫系統(tǒng)進(jìn)行標(biāo)定以修正紅外熱像儀的測(cè)溫。所采用的熱電偶是鎳鉻-鎳硅K分度鎧裝熱電偶，其補(bǔ)償端連接在JK-64U多通道溫度記錄儀上，與電腦連接采集溫度數(shù)據(jù)。

實(shí)驗(yàn)件熱側(cè)壁面的冷卻效率定義如下：

(1)

式中：Tf為主流燃?xì)鉁囟?；Tc為冷流溫度；Tw為熱側(cè)壁面溫度。

圖6 實(shí)驗(yàn)裝置實(shí)物圖Fig.6 Physical diagram of the experimental setup

4.2 實(shí)驗(yàn)件

實(shí)驗(yàn)件參數(shù)與數(shù)值模擬模型幾何參數(shù)相同(見(jiàn)圖1)。實(shí)驗(yàn)件照片見(jiàn)圖7，為了裝配需要，在開(kāi)孔區(qū)上下游以及兩側(cè)均留出一定的無(wú)孔區(qū)域。

(a) Model1(b) Model2(c) Model3

圖7 實(shí)驗(yàn)件照片

Fig.7 Photo of experimental pieces

5 結(jié)果與分析

5.1 數(shù)值模擬結(jié)果

圖8給出了Model2在展向65°范圍內(nèi)的冷卻效率分布。從圖8可以看出，冷卻效率沿程逐漸升高。為了清晰分析流動(dòng)與溫度軸向分布的細(xì)節(jié)，選取圖中矩形框內(nèi)的區(qū)域進(jìn)行分析。為了敘述方便，將上述區(qū)域內(nèi)的多斜孔壁沿軸向定義了3個(gè)不同的軸向位置截面，其位置分別為第2排、第5排和第8排氣膜孔后，命名為I、II、III截面(見(jiàn)圖9)。

圖8 冷卻效率沿程分布Fig.8 Distribution of the cooling efficiency along flow direction

圖9 I、II、III截面位置示意圖Fig.9 Location of sections I, II and III

選取所研究發(fā)動(dòng)機(jī)的狀態(tài)參數(shù)開(kāi)展研究。由于其二股通道與燃燒室內(nèi)部主流的壓差較大，導(dǎo)致較大的吹風(fēng)比，故此處是在其實(shí)際工作狀態(tài)的吹風(fēng)比下進(jìn)行研究，其值約為3.5。

圖10給出了Model1、Model2和Model3模型的熱側(cè)壁面冷卻效率分布圖，其中橫坐標(biāo)x/L為軸向距離與多斜孔板長(zhǎng)度的比值。由圖10可知，3種模型熱側(cè)壁面的冷卻效率沿軸向均逐漸升高。Model1中，在x/L=0.75(點(diǎn)劃線所示)附近，冷卻效率達(dá)到0.95，而Model2和Model3則分別在x/L=0.4和x/L=0.35時(shí)(點(diǎn)劃線所示)，冷卻效率就達(dá)到0.95，可見(jiàn)多斜孔熱側(cè)壁面冷卻效率隨著小孔復(fù)合角的增大而升高。

相比無(wú)復(fù)合角的Model1，引入復(fù)合角后，Model2的冷卻效率等值線沿展向波動(dòng)與Model1類似，但對(duì)應(yīng)軸向位置處，冷卻效率升高，這是由于復(fù)合角的存在改變了冷氣出流方向，使其較好地覆蓋了兩列孔中間的區(qū)域。以II截面為例，在Model1中，相鄰列小孔間冷卻效率相對(duì)較低，而在Model2中，由于復(fù)合角的引入使得氣膜出流方向發(fā)生變化，對(duì)相鄰列孔間區(qū)域形成一定覆蓋，小孔列間的冷卻效率升高，而當(dāng)復(fù)合角進(jìn)一步增大時(shí)，這種孔間覆蓋效果持續(xù)增大，上游氣膜孔的覆蓋效應(yīng)已經(jīng)延續(xù)到下游氣膜孔的下游，從而形成了氣膜冷卻的展向有效累積，如圖10中Model3虛線圈內(nèi)所示，其冷卻效率已經(jīng)達(dá)到0.9左右。

圖10 同吹風(fēng)比下小孔復(fù)合角對(duì)冷卻效率分布的影響

Fig.10 Influence of compound angle on the cooling efficiency distribution at the same blow ratio

圖11給出了3種模型熱側(cè)壁面沿軸向的冷卻效率分布圖。從圖11可以看出，3種模型在多斜孔板的前端冷卻效率相近，且變化趨勢(shì)相同；而當(dāng)x/L>0.17(由圖10所知為開(kāi)孔位置附近)時(shí)，Model2和Model3的冷卻效率升高速度明顯大于Model1，且Model3的冷卻效率升高速度最大。隨著流動(dòng)的發(fā)展，在多斜孔板的下游三者升高速度均逐漸趨于平緩， Model2和Model3的熱側(cè)壁面冷卻效率接近1。

圖11 3種模型熱側(cè)壁面冷卻效率沿軸向分布圖

Fig.11 Cooling efficiency of hot side wall along flow distribution based on models with three models

圖12為3種模型距離熱側(cè)壁面0.005 mm處的速度矢量圖。選擇第一排孔的位置為起始端，從圖12可以看出，3種模型的主氣流速度方向均沿軸向，而當(dāng)主流氣體流經(jīng)開(kāi)孔區(qū)域時(shí)，Model1(圖12(a))的氣膜孔復(fù)合角為0°，氣流依然沿軸向向前流動(dòng)；而在Model2(圖12(b))中，由于氣膜孔復(fù)合角為30°，氣膜出流方向與軸向呈現(xiàn)一定夾角，誘導(dǎo)主流沿著復(fù)合角的方向偏移，表現(xiàn)出較強(qiáng)的展向分速度，使得氣膜出流的展向擴(kuò)散得到增強(qiáng)，強(qiáng)化了兩列孔之間的區(qū)域冷卻。Model3(圖12圖(c))中，氣膜孔復(fù)合角增大為65°，氣膜出流的展向擴(kuò)散進(jìn)一步增強(qiáng)，冷卻區(qū)域擴(kuò)大，冷卻效率升高。速度矢量方向的分布規(guī)律較好地解釋了圖10中所示的熱側(cè)壁面冷卻效率的變化規(guī)律。同時(shí)比較速度矢量的大小發(fā)現(xiàn)，由于復(fù)合角的存在，Model2主流氣體在流經(jīng)開(kāi)孔區(qū)域后展向分速度增大，隨著復(fù)合角增大至65°，Model3的展向分速度增大更多，一定程度上導(dǎo)致氣流在高度方向的分速度減小，減小了切入主流的深度，弱化了摻混。

(a) Model1

(b) Model2

(c) Model3圖12 熱側(cè)近壁面速度矢量圖Fig.12 Velocity vector near hot side wall

圖13為Model1在I、II和III截面的溫度分布和速度矢量圖。圖13(a)中Model1在I截面上，由于氣膜出流的引射，在氣膜孔的下游產(chǎn)生非對(duì)稱腎形渦對(duì)，左側(cè)氣膜孔下游渦影響范圍較大，相鄰氣膜孔之間氣膜展向搭接尚未形成，高溫流體卷入，導(dǎo)致對(duì)應(yīng)的壁面溫度較高。隨著氣流向下游方向流動(dòng)，圖13(b)和圖13(c)中，氣膜孔下游渦對(duì)的展向位置不變，但是氣膜展向、高度方向擴(kuò)散增強(qiáng)，相鄰列氣膜之間形成有效搭接，對(duì)壁面防保護(hù)效果增強(qiáng)。

圖14為Model2在I、II和III截面上的溫度分布和速度矢量圖。圖14(a)中，I截面上Model2渦對(duì)的分布規(guī)律與Model1相似，但是受到復(fù)合角影響，腎形渦對(duì)向右側(cè)偏移，且在圖14(b)和圖14(c)中，腎形渦對(duì)偏移趨勢(shì)愈加明顯，同時(shí)從速度矢量可以看出，氣流在高度方向速度減弱，展向速度逐漸增大，減少了高溫氣體的卷入，所以溫度在高度方向擴(kuò)散變化較小，這說(shuō)明復(fù)合角的引入增強(qiáng)了氣膜的展向擴(kuò)散，強(qiáng)化了氣膜的展向流動(dòng)，這更有利于氣膜向下游發(fā)展，與圖12得出的沿高度方向速度減小的結(jié)論一致。

圖15中，隨著復(fù)合角的增大，對(duì)應(yīng)截面的腎形渦對(duì)進(jìn)一步向右偏移，同時(shí)氣流在高度方向的速度繼續(xù)減小，展向速度繼續(xù)增大，與Model1的III截面(圖13(c))相比，Model3在III截面(圖15(c))的氣流已經(jīng)基本不存在渦旋流動(dòng)，而近似為貼壁的水平流動(dòng)，相鄰氣膜孔之間的展向摻混增強(qiáng)，溫度沿高度方向進(jìn)一步降低，且溫度在展向分布更加均勻，同時(shí)氣流在高度方向擴(kuò)散的減弱也使得氣膜具有較強(qiáng)的向前的運(yùn)動(dòng)能量，增加了沿軸向的氣膜孔覆蓋長(zhǎng)度。

(a) I截面(b) II截面(c) III截面

圖13 Model1的溫度分布及速度矢量圖

Fig.13 Velocity vector and temperature distribution based on model1

(a) I截面(b) II截面(c) III截面

圖14 Model2的溫度分布及速度矢量圖

Fig.14 Velocity vector and temperature distribution based on model2

(a) I截面(b) II截面(c) III截面

圖15 Model3的溫度分布及速度矢量圖

Fig.15 Velocity vector and temperature distribution based on model3

圖16給出了3種模型熱側(cè)壁面在I、II和III截面的溫度線圖。由圖16(a)可知，在I截面上，Model1在氣膜孔的下游位置，存在2個(gè)低值區(qū)，而Model2和Model3只存在1個(gè)低值區(qū)，這是由于氣膜出流的有效展向摻混引起的，且二者的溫度相比Model1持續(xù)降低。圖16(b)中II截面上，3種模型的溫度分布規(guī)律與I截面類似，Model1的低值區(qū)依然在氣膜孔下游，溫度相比I截面下降約20 K，而Model2和Model3低值區(qū)的展向位置均發(fā)生變化，這是由于氣膜出流方向變化導(dǎo)致的，溫度相比I截面分別下降了約100 K和150 K，說(shuō)明復(fù)合角的存在使得冷卻氣膜在周向分布更加均勻，從而形成溫度較低的保護(hù)膜，提高了冷卻效率，且隨著復(fù)合角的增大，冷卻效率逐漸升高。圖16(c)中III截面上，Model1分布與II截面類似，Model2、Model3中低溫區(qū)的位置依然沿展向變化，3種模型的熱側(cè)壁面溫度均進(jìn)一步降低，且溫度的展向變化幅度逐漸減小，Model2和Model3中的展向最大溫差小于20 K。

(a) Ⅰ截面

(b) Ⅱ截面

(c) Ⅲ截面圖16 3種模型在不同截面熱側(cè)壁面的溫度線圖

Fig.16 Temperature distribution on different sections of hot side wall based on three models

圖17比較了吹風(fēng)比為3.5時(shí)3種模型的流量系數(shù)CD。由圖17可知，流量系數(shù)隨復(fù)合角的增大先增大后減小，Model2中流量系數(shù)最高，近似為0.75左右，而Model3和Model1的流量系數(shù)相當(dāng)，在0.68左右，流量系數(shù)隨復(fù)合角波動(dòng)變化范圍較小，這與文獻(xiàn)[17]的結(jié)論相似。由于不同復(fù)合角下小孔進(jìn)口區(qū)域和孔內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)不同，從而影響氣流流經(jīng)小孔的折轉(zhuǎn)損失和孔內(nèi)的實(shí)際流通面積，這些因素綜合決定了流量系數(shù)的大小。

圖17 復(fù)合角對(duì)流量系數(shù)的影響Fig.17 Influence of compound angle on the flow coefficient

5.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

對(duì)Model1、Model2和Model3的換熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。圖18為熱側(cè)壁面冷卻效率分布圖。由圖18可知，在相同吹風(fēng)比下，引入復(fù)合角后，Model2的冷卻效率相比Model1有了明顯升高，且覆蓋區(qū)域增大，壁面溫度更加均勻，同時(shí)隨著復(fù)合角的繼續(xù)增大，Model3的熱側(cè)壁面冷卻效率繼續(xù)升高，展向分布更加均勻，但變化幅度較小，這與數(shù)值模擬的結(jié)果一致。復(fù)合角的存在增強(qiáng)了氣膜孔相鄰列之間氣膜的搭接，使得氣膜展向覆蓋效果得到顯著增強(qiáng)。

(a) Model1(b) Model2(c) Model3

圖18 3種模型的冷卻效率實(shí)驗(yàn)云圖

Fig.18 Experimental results of cooling efficiency based on

three models

為了清晰觀察不同孔排下冷卻效率的區(qū)別，圖19給出了熱側(cè)壁面中心位置過(guò)孔線上的冷卻效率對(duì)比，給出了其沿軸向的變化規(guī)律，其中橫坐標(biāo)x/d為軸向距離與孔徑的比值。從圖19可以看出，在多斜孔板的前端，由于氣膜尚未形成，冷卻效率較低，在第一排氣膜孔后，受到氣膜覆蓋的影響，冷卻效率逐漸增大，在氣膜孔附近，出現(xiàn)明顯峰值，這是由氣膜孔內(nèi)壁面溫度較低導(dǎo)致的；在相鄰孔之間區(qū)域，冷卻效率沿流向波動(dòng)較小，這是由壁面內(nèi)部強(qiáng)烈的導(dǎo)熱以及實(shí)驗(yàn)中強(qiáng)烈的湍流導(dǎo)致的。3種模型變化趨勢(shì)一致，Model3的冷卻效率最高，Model2次之，Model1最低，這與數(shù)值模擬得出的結(jié)論一致。

圖19 不同復(fù)合角下過(guò)孔中心線的冷卻效率沿流向的變化規(guī)律

Fig.19 Variation law of cooling efficiency along the center line of hole at different compound angles

選取Model1，將其實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬得到的沿軸向冷卻效率進(jìn)行對(duì)比(見(jiàn)圖20)。從圖20可以看出，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果變化趨勢(shì)一致，但是由于實(shí)驗(yàn)中燃燒室旋流器帶來(lái)一定的進(jìn)口旋流效應(yīng)，以及實(shí)驗(yàn)件的邊界效應(yīng)對(duì)流動(dòng)換熱也會(huì)產(chǎn)生一定影響，從而使得數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有一定偏差。

圖20 沿軸向冷卻效率實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比

Fig.20 Comparison of cooling efficiency along axis direction between experimental results and simulated data

5.3 實(shí)驗(yàn)誤差分析

本實(shí)驗(yàn)是在主流燃?xì)鉁囟葹門f=660 K、冷卻氣流溫度為Tc=330 K的條件下開(kāi)展的。已知冷卻效率η的計(jì)算式，則主流燃?xì)鉁囟萒f、冷卻氣流溫度Tc以及熱側(cè)壁面溫度Tw在測(cè)量時(shí)產(chǎn)生的誤差會(huì)影響η的準(zhǔn)確度，故由各個(gè)測(cè)量值的誤差引起的冷卻效率η的誤差為

(2)

熱側(cè)壁面溫度Tw一般在500 K以下，而測(cè)量的相對(duì)誤差則由測(cè)量裝置和測(cè)量方式?jīng)Q定。在測(cè)量熱側(cè)壁面溫度時(shí)，采用的等溫線接觸敷設(shè)方式引起的熱電偶測(cè)量相對(duì)誤差小于0.2%。而溫度巡檢儀精度為0.01 mV，經(jīng)查鎳鉻-鎳硅K分度鎧裝熱電偶分度表可確定相對(duì)誤差小于0.05%，故熱側(cè)壁面溫度的相對(duì)誤差為

(3)

對(duì)于主流燃?xì)鉁囟鹊臏y(cè)量采用有不銹鋼保護(hù)外殼的鎳鉻-鎳硅熱電偶，測(cè)量偏差為0.7%，相對(duì)誤差為0.03%，故主流燃?xì)鉁囟鹊南鄬?duì)誤差為

(4)

由于冷卻氣流的溫度與環(huán)境溫度相差不大，故測(cè)量過(guò)程中其與環(huán)境的輻射換熱量可以忽略不計(jì)，由于測(cè)量溫度較低，相對(duì)誤差較大，但小于1%：

(5)

綜上所述，可得出由各個(gè)測(cè)量所得誤差引起的冷卻效率η的誤差為

(6)

6 結(jié) 論

(1) 引入復(fù)合角后，氣膜孔出流發(fā)生偏轉(zhuǎn)，對(duì)相鄰兩列氣膜孔之間區(qū)域形成有效覆蓋，冷卻效果提高；當(dāng)復(fù)合角增大為65°時(shí)，冷卻效率與復(fù)合角為30°時(shí)接近，但是冷卻效率的展向均勻性明顯提高，降低了壁面的展向溫度梯度。

(2) 引入復(fù)合角后，氣膜孔出流方向產(chǎn)生相應(yīng)偏轉(zhuǎn)，對(duì)氣膜孔孔間下游區(qū)域形成有效覆蓋；氣膜的軸向、展向流動(dòng)均得到增強(qiáng)，高度方向擴(kuò)散則相對(duì)減弱，減弱了氣膜與主流的摻混，使得氣膜下游的軸向與展向覆蓋區(qū)域均有所增加。

(3) 相比復(fù)合角為0°時(shí)，復(fù)合角為30°和65°時(shí)的冷卻效率相近，但30°時(shí)的流量系數(shù)最大，流量系數(shù)隨復(fù)合角的增大先增大后減小，這是由小孔內(nèi)氣流的折轉(zhuǎn)損失和孔內(nèi)的實(shí)際流通面積綜合決定的。