多斜孔平板總冷卻效率及其梯度分布試驗(yàn)研究

彭云暉，張 弛，許全宏，林宇震

（1.南京模擬技術(shù)研究所，南京210016；2.北京航空航天大學(xué)航空發(fā)動機(jī)氣動熱力國家級重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100191）

0 引言

對于未來的航空發(fā)動機(jī)而言，特別是在提高增壓比和降低污染排放的發(fā)展趨勢下，燃燒室部件的耐久性備受關(guān)注。高增壓比導(dǎo)致燃燒室進(jìn)口空氣溫度更高，接近1000 K。而低排放燃燒技術(shù)需要增加參與燃燒的空氣量，并降低壁面冷卻氣量，防止火焰筒壁面焠熄。因此，先進(jìn)的燃燒室冷卻技術(shù)需要充分挖掘冷卻空氣作為冷卻劑的潛力[1]。多斜孔冷卻是在現(xiàn)代燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室和渦輪葉片中廣泛應(yīng)用的冷卻技術(shù)[2]。這種冷卻方式在冷卻劑形成冷卻氣膜前通過壁面內(nèi)部大量斜孔來增強(qiáng)對流換熱，從而達(dá)到充分利用冷卻劑熱容同時隔離高溫燃?xì)獾哪康腫3-5]。雖然多斜孔冷卻在工程上已得到廣泛應(yīng)用[2，6-7]，國內(nèi)外學(xué)者也對不同結(jié)構(gòu)的多斜孔冷卻特性開展了大量研究[8-10]，為了獲得多斜孔冷卻的絕熱氣膜冷卻效率，學(xué)者采用熱敏液晶（Thermochromic Liquid Crystal,TLC）和壓敏漆（Pressure Sensitive Paint,PSP）等對其進(jìn)行試驗(yàn)測量[4，11]，并配合流固熱耦合數(shù)值模擬分析其總冷卻效率[7，12]，但熱敏液晶測量方法需要在后處理中使用1維傳熱模型，很難捕獲到小孔周圍以及射流下游尾跡渦等關(guān)鍵部位的冷卻效率2維分布細(xì)節(jié)信息[13]。而紅外（Infrared,IR）成像技術(shù)作為非侵入式的表面溫度測量方法，在氣膜冷卻研究中也得到了廣泛應(yīng)用[9，14-15]。Ekkad 等[15]基于瞬態(tài)紅外成像技術(shù)，研究了單孔下游的氣膜冷卻效率和傳熱系數(shù)，證明了該測量技術(shù)的適用性；張弛等[14]采用紅外成像技術(shù)研究了冷卻孔偏角對多斜孔冷卻平板總冷卻效率的影響。與熱敏液晶和壓敏漆測量技術(shù)相比，紅外成像技術(shù)可在更寬的溫度范圍內(nèi)測量，獲得更詳細(xì)的2維表面溫度場信息。

在影響多斜孔壁面冷卻效率的多種參數(shù)中，吹風(fēng)比是1個重要的氣動參數(shù)[16-17]，代表了冷卻射流和高溫主流的對流換熱能力之比。與斜孔橫向冷卻射流相關(guān)的2種旋渦流動對冷卻孔下游的冷卻效率和傳熱具有重要影響：圍繞冷卻射流的馬蹄渦（horseshoe vortices），與冷卻射流耦合的雙腎渦（kidney vortices）[18]。由于馬蹄渦的存在，可將冷卻射流卷吸到冷卻孔出口的上游，有利于氣膜在壁面上的擴(kuò)散[19]。此外，當(dāng)吹風(fēng)比增加到1時，冷卻射流會脫離壁面，伴隨著反向旋渦（counter-rotating vortices）卷吸高溫主流到壁面，導(dǎo)致冷卻效率降低[20]。在試驗(yàn)和仿真中均發(fā)現(xiàn)：在較大的吹風(fēng)比或速度比下，在全覆蓋氣膜冷卻的冷卻孔下游發(fā)生射流分離現(xiàn)象[16，21-22]。在以往相關(guān)研究中除部分涉及到宏觀的溫度梯度外[9]，對冷卻效率的梯度結(jié)果沒有展示。

本文采用紅外成像技術(shù)測量了多斜孔平板的穩(wěn)態(tài)壁面溫度分布，重點(diǎn)分析多斜孔氣膜冷卻的冷卻效率梯度分布。

1 多斜孔冷卻及參數(shù)定義

1.1 多斜孔平板結(jié)構(gòu)

多斜孔冷卻結(jié)構(gòu)如圖1所示。P為展向孔間距，S為流向孔排距，d為孔直徑。1個冷卻孔對應(yīng)的菱形單元體冷卻面積為P×S，冷卻孔流通面積為πd2/4。因此，PS/d2可表示冷卻孔冷卻面積與流通面積之比，作為1種無量綱的孔間距參數(shù)，表示多斜孔平板的開孔率。對于給定的火焰筒壓降，開孔率PS/d2是控制冷卻氣量消耗的關(guān)鍵。較小的PS/d2表示孔排列較密，對應(yīng)著更多的冷卻氣量消耗。

圖1 多斜孔冷卻

本文所研究的多斜孔平板采用交叉孔排列，展向孔間距與流向孔排距之比P/S=2，屬于正菱形排布。無量綱展向孔間距P/d=7.2，無量綱流向孔排距S/d=3.6，因此開孔率PS/d2≈26。冷卻孔直徑d=4.5 mm，平板厚度tW=9 mm，孔傾角α=30°，因此冷卻孔長徑比L/d=4。平板采用導(dǎo)熱系數(shù)λ=0.453 W/m·K的低導(dǎo)熱系數(shù)膠木復(fù)合材料制成，截面尺寸為220 mm×80 mm。

1.2 試驗(yàn)工況

吹風(fēng)比M定義為

式中:ρc、uc分別為冷卻射流密度和速度；ρg、ug分別為高溫主流密度和速度。

在傳統(tǒng)的絕熱氣膜冷卻效率后處理方法中，大多采用沿平板厚度方向的1維傳熱模型，但這種方法無法捕獲到絕熱氣膜冷卻效率在壁面上的梯度分布信息[13]。由于本文研究對象為多斜孔，1維傳熱模型忽略了斜孔內(nèi)部的傳熱分布，因此本文僅評估平板表面總冷卻效率及其梯度的分布。

總冷卻效率η定義為歸一化的溫度比[4]

式中：Tg為高溫主流的溫度；Tc為冷卻射流溫度；Tw為壁面溫度。

總冷卻效率η代表冷卻劑為減少壁面被高溫主流加熱而提供的總體冷卻效果，包含氣膜隔離、對流換熱和熱傳導(dǎo)等綜合效果，在試驗(yàn)中通過直接測量Tg、Tc和 Tw后計(jì)算而得。

高溫主流溫度Tg和冷卻射流溫度Tc屬于來流條件，在同一工況下均為定值，但壁面溫度Tw是不均勻的，因此在壁面上存在溫度梯度和總冷卻效率梯度。

根據(jù)試驗(yàn)確定的總冷卻效率η標(biāo)量場，可計(jì)算出其梯度矢量場

該梯度矢量指出了在壁面上總冷卻效率變化的方向，其大小表示變化的程度

此外，展向平均冷卻效率可通過計(jì)算給定流向位置x/d上的平均總冷卻效率得到

式中：Nspan為展向上的數(shù)據(jù)點(diǎn)數(shù)。

展向平均冷卻效率ηspan-av在流向上的變化顯示出總體冷卻效率在流向上的發(fā)展趨勢。

2 試驗(yàn)系統(tǒng)及方法

2.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)裝置的原理如圖2所示。主流空氣采用電加熱器加熱，保證了主流空氣為純凈熱空氣，減小主流空氣本身對測試平板和紅外熱像儀的熱輻射影響。高溫主流和冷卻空氣的溫度采用K型熱電偶測量，壁面的穩(wěn)態(tài)溫度分布利用ThermaCAM P60紅外熱像儀測量。當(dāng)改變試驗(yàn)狀態(tài)時，通常需要120 s才能達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，判據(jù)為平板上3個固定點(diǎn)的紅外溫度測量數(shù)據(jù)，在30 s內(nèi)各點(diǎn)的溫度變化不超過1%時，認(rèn)為達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，記錄壁面溫度數(shù)據(jù)。高溫主流的流量采用孔板流量計(jì)測量，冷卻空氣流量用浮子流量計(jì)測量。為了消除冷卻空氣對試驗(yàn)平板的沖擊作用，冷卻空氣先通過38個直徑為6 mm等間距布置的金屬多孔板，然后再用網(wǎng)格尺寸為0.5mm×0.5 mm的6層細(xì)金屬絲網(wǎng)勻流，因此測試板的冷側(cè)壁面（不包括孔內(nèi)壁面）的對流換熱可以忽略[14]。

圖2 試驗(yàn)裝置的原理

根據(jù)試驗(yàn)裝置和光學(xué)測試布置，可確定壁面溫度分布圖像的分辨率為0.62 mm/pix。試驗(yàn)測試主流通道尺寸為220 mm×80 mm×100 mm（長×寬×高）。為了便于紅外成像測試，在試驗(yàn)平板對面開有200 mm×30 mm（長×寬）的窗口。在試驗(yàn)工況下，采用CFD數(shù)值模擬方法評估窗口導(dǎo)致的氣流泄漏程度。結(jié)果表明，窗口氣流泄漏量約占高溫主流總流量的3.2%～8.4%。因此，主流流場受泄漏的影響較小，但會導(dǎo)致吹風(fēng)比的誤差增加到4.9%。

基于主流通道的水利直徑，高溫主流的雷諾數(shù)約為75000。為了模擬實(shí)際燃燒室的湍流情況，采用1個網(wǎng)格孔間距為22 mm，孔直徑為12.7 mm的多孔板湍流發(fā)生器，放置在試驗(yàn)平板上游240 mm處，充分發(fā)展后可產(chǎn)生湍流強(qiáng)度為14.7%，累計(jì)尺度為9 mm的湍流流動[21]。

2.2 試驗(yàn)狀態(tài)

試驗(yàn)狀態(tài)條件和參數(shù)詳細(xì)定義見表1[23]。高溫主流與冷卻射流的溫度比Tg/Tc保持在1.35左右。當(dāng)Tg/Tc＜1.9時，壁溫Tw/Tc隨Tg/Tc線性增大，冷卻效率對高溫主流的溫度變化不敏感[23]。通過標(biāo)定試驗(yàn)，確定了該平板的熱側(cè)對流換熱系數(shù)為400 W/K·m2?？芍囼?yàn)中該平板的畢渦數(shù)Bi=htw/λ≈7.95。在實(shí)際燃燒室中火焰筒壁面的Bi≈0.031，因此本研究所選用的較大畢渦數(shù)平板試驗(yàn)冷卻效率數(shù)據(jù)，既不是絕熱冷卻效率，也不能直接用于實(shí)際燃燒室冷卻設(shè)計(jì)，但可以更顯著地展示壁面溫度空間分布信息[10]，便于進(jìn)一步地分析和理解多斜孔板內(nèi)部的傳熱過程。

表1 試驗(yàn)狀態(tài)

2.3 試驗(yàn)誤差

為了獲得精確的壁面溫度與紅外信號之間的對應(yīng)關(guān)系，采用埋入校準(zhǔn)平板不同軸向位置上的3個K型熱電偶測量溫度作為壁面真實(shí)溫度，在主流通熱空氣但沒有冷卻空氣的情況對被測試壁面的發(fā)射率進(jìn)行校準(zhǔn)[14]，最終發(fā)射率為0.86，在±5℃偏差內(nèi)具有91%的數(shù)據(jù)置信度。根據(jù)試驗(yàn)狀態(tài)參數(shù)、儀器精度和紅外成像校準(zhǔn)誤差，可確定本文試驗(yàn)的總冷卻效率及其梯度的誤差分別為11%、15.6%。

3 結(jié)果與討論

在試驗(yàn)平板上有5列孔（圖1），展向可覆蓋2倍孔間距的寬度。數(shù)據(jù)處理的區(qū)域位于平板中部，覆蓋1個展向周期，流向上包含12排孔。利用紅外成像測量的表面溫度數(shù)據(jù)，可確定局部和平均冷卻效率及其梯度值等重要的多斜孔冷卻性能描述參數(shù)，并以2維圖和1維曲線的方式展示。

3.1 噴口附近的射流結(jié)構(gòu)

在不同吹風(fēng)比下多斜孔平板的總冷卻效率分布如圖3所示。橫坐標(biāo)為無量綱流向位置x/d，縱坐標(biāo)為無量綱展向位置y/d。流向位置的坐標(biāo)原點(diǎn)x/d=0設(shè)置在第1排孔的中心線上。需要注意，第1排孔上游的總冷卻效率不為0，說明本試驗(yàn)中平板并不是絕熱的，其內(nèi)部存在導(dǎo)熱[4，10]。

圖3 不同吹風(fēng)比冷卻效率分布

從圖中可見，總冷卻效率沿流向x/d增大而提高，這是由于多排氣膜冷卻的疊加效應(yīng)[4]造成的。在孔的下游，存在冷卻效率相對較高的區(qū)域。隨著吹風(fēng)比M從0.35增大到3.28，高冷卻效率的區(qū)域先增加后減小，呈現(xiàn)非單調(diào)的變化趨勢，主要是因?yàn)楫?dāng)吹風(fēng)比M過高時，氣膜射流會穿透主流，覆壁的效果減弱。

與絕熱氣膜冷卻效率不同，總冷卻效率的分布還受到孔內(nèi)冷卻換熱和板內(nèi)熱傳導(dǎo)的影響[23]。然而，由于本文使用了低導(dǎo)熱材料，孔內(nèi)“冷源”無法擴(kuò)散到足夠?qū)挿旱膮^(qū)域，不能獲得金屬板試驗(yàn)中平滑的表面冷卻效果[10]。

3.2 總冷卻效率梯度分布

根據(jù)總冷卻效率數(shù)據(jù)（圖3）計(jì)算得到其梯度分布，如圖4所示。不同吹風(fēng)比下的總冷卻效率梯度值分布如圖4（a）所示，其在流向上呈現(xiàn)從1排孔到下1排孔的周期性分布。對于每排孔，展向上總冷卻效率梯度值在除了孔附近區(qū)域外大部分區(qū)域均勻分布。在低吹風(fēng)比M=0.35時，在孔出口周圍環(huán)繞著較高的梯度區(qū)，但在其下游存在低梯度值的“間隙區(qū)”。在孔出口附近的這種梯度分布類似于馬蹄渦結(jié)構(gòu)，是在橫向射流中最重要的流動結(jié)構(gòu)之一[24]。隨著吹風(fēng)比的增大，冷卻效率梯度的馬蹄渦狀結(jié)構(gòu)得到強(qiáng)化，在吹風(fēng)比大于1.59的情況下，該結(jié)構(gòu)包裹了整個孔出口，下游不再有低梯度值的“間隙區(qū)”。在橫向射流的渦結(jié)構(gòu)[24]中，近壁區(qū)域的馬蹄渦通常形成于射流出口的前緣，并沿著孔邊緣生長，對孔附近的冷卻效率有直接影響[19]。而在傾斜孔的幾何結(jié)構(gòu)中，孔內(nèi)冷卻效應(yīng)容易導(dǎo)致孔上游地區(qū)的冷卻效率梯度較高[23]，原因在于傾斜孔到熱表面的距離較短，孔內(nèi)冷卻的熱傳導(dǎo)效應(yīng)在孔出口上游比下游更強(qiáng)。然而，通過簡單的采用平均絕熱冷卻效率和傳熱特性數(shù)據(jù)的3維熱固耦合計(jì)算可知[25]，不考慮流動結(jié)構(gòu)的影響時孔出口上游和下游區(qū)域的冷卻效率梯度值并不會相差很大。因此，本文采用的低導(dǎo)熱材料抑制了熱傳導(dǎo)效應(yīng)，而且僅是熱傳導(dǎo)并不能產(chǎn)生目前觀察到的孔下游低梯度值的“間隙區(qū)”。另一原因可能與孔出口附近的局部冷卻效率還受到流動結(jié)構(gòu)的影響有關(guān)。

為了更詳細(xì)地刻畫冷卻效率的局部梯度矢量，給出了不同吹風(fēng)比下第3排孔區(qū)域的梯度矢量圖，如圖4（b）所示。從圖中可見，由于孔內(nèi)對流冷卻和特征渦結(jié)構(gòu)導(dǎo)致孔附近區(qū)域的冷卻效率朝著孔的方向迅速提高，具有較高的梯度。隨著吹風(fēng)比增大，總冷卻效率梯度也越來越明顯，特別是在近孔附近及其下游。在每個孔附近有2個高梯度值區(qū)域（圖4（b）中的“H”和“W”），分別對應(yīng)著射流出口上游的馬蹄渦和射流兩側(cè)的壁面尾跡渦[24]。在M=0.35的低吹風(fēng)比下，較弱的馬蹄渦不足以包圍整個射流出口，并且此時冷卻射流貼壁流動，在孔的下游存在有效的氣膜冷卻，因此冷卻效率變化較小，梯度較低，在圖4（b）中存在1個低梯度值的間隙區(qū)“G”。

圖4 不同吹風(fēng)比下總冷卻效率梯度分布

3.3 展向平均冷卻效率

以上的討論重點(diǎn)是局部冷卻效率，為了更好地觀察吹風(fēng)比M對總冷卻效率的影響，繪制了不同吹風(fēng)比下展向平均冷卻效率ηspan-av沿流向發(fā)展的曲線，如圖5所示。

圖5 不同吹風(fēng)比下的展向平均冷卻效率

從圖中可見，在流向位置x/d＜8的上游區(qū)域，吹風(fēng)比為0.35時展向平均冷卻效率值最低，在該區(qū)域隨著吹風(fēng)比的增大，冷卻效率提高。在x/d＞8的區(qū)域，吹風(fēng)比增大到1.59時，展向平均冷卻效率達(dá)到最高，隨后隨著吹風(fēng)比的增大而降低，這是因?yàn)榇蟠碉L(fēng)比導(dǎo)致冷卻射流穿透主流使氣膜覆壁效果減弱。當(dāng)x/d＞35，并且吹風(fēng)比M＞0.63時，展向平均冷卻效率充分發(fā)展，達(dá)到0.65～0.70，變化變緩，這是氣膜疊加效應(yīng)產(chǎn)生的結(jié)果[12]。

4 結(jié)論

不同于直接獲取絕熱冷卻效率等基礎(chǔ)數(shù)據(jù)或者實(shí)際燃燒室工程設(shè)計(jì)，本文主要研究了低導(dǎo)熱材料多斜孔平板的總冷卻效率及其梯度，采用紅外成像技術(shù)測量壁面溫度，目的是更顯著地展示壁面溫度空間分布信息，進(jìn)而分析多斜孔平板的傳熱過程。

基于多斜孔平板總冷卻效率及其梯度的2維分布圖和展向平均冷卻效率結(jié)果，得到以下結(jié)論：多斜孔平板的總冷卻效率得益于孔內(nèi)對流換熱冷卻和氣膜隔離作用，氣膜隔離作用在大吹風(fēng)比（＞1）時由于冷卻射流與壁面分離而被弱化，而孔內(nèi)對流冷卻和橫向射流特征渦結(jié)構(gòu)影響孔附近區(qū)域的冷卻效率，導(dǎo)致此處較高的梯度值和獨(dú)特的梯度分布形式。因此，可通過采取措施調(diào)整冷卻孔附近的橫向射流特征渦結(jié)構(gòu)和孔下游的覆壁程度來改善多斜孔的冷卻效率。