魚雷燃燒室氣-液-固三相耦合換熱數(shù)值仿真

陳 肯,馮要飛,宗 瀟,伊進(jìn)寶,肖炎彬,史小鋒

(中國船舶集團(tuán)有限公司 第705 研究所,陜西 西安,710077)

0 引言

燃燒室是魚雷熱動(dòng)力裝置中最重要的部件之一[1],推進(jìn)劑在燃燒室內(nèi)燃燒,將化學(xué)能轉(zhuǎn)變?yōu)闊崮?并推動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)做功[2]。為保證燃燒室殼體在高溫高壓的工作環(huán)境下具有足夠的熱強(qiáng)度,需通過冷卻水對(duì)燃燒室進(jìn)行冷卻換熱[3]。在冷卻過程中,燃燒室因其結(jié)構(gòu)復(fù)雜會(huì)出現(xiàn)局部區(qū)域過熱導(dǎo)致殼體強(qiáng)度失效的問題。為指導(dǎo)燃燒室的結(jié)構(gòu)改進(jìn),需要對(duì)燃燒室的冷卻換熱過程進(jìn)行研究。劉學(xué)等[4]利用數(shù)值仿真計(jì)算的方式,研究了燃燒室多孔介質(zhì)幾何結(jié)構(gòu)對(duì)其冷卻效果的影響;Chen 等[5]基于雙向熱流固耦合的方法,采用大渦模擬(large eddy simulation,LES)對(duì)非渦流環(huán)形燃燒室中的自激旋轉(zhuǎn)模式方位不穩(wěn)定性進(jìn)行了研究,并在此基礎(chǔ)上構(gòu)建了頻率預(yù)測匹配模型;Laurent 等[6]建立了液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的湍流噴霧模型,并根據(jù)建立的模型對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了數(shù)值分析;Zhukov 等[7]采用了擴(kuò)展的渦耗散模型,用CFX 軟件對(duì)多孔噴嘴頭的火箭燃燒室進(jìn)行了仿真。上述研究聚焦于陸用及航空航天用燃燒室的冷卻換熱過程,對(duì)水下渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的冷卻換熱過程不適用。

趙衛(wèi)兵等[8-9]利用理論解析的方式計(jì)算了魚雷燃燒室在低頻不穩(wěn)定燃燒狀態(tài)下的溫度特性,并針對(duì)三組元推進(jìn)劑的燃燒室流場進(jìn)行了基于Fluent 的數(shù)值研究。Qin 等[10]采用雙向熱流固耦合的方式,比較了部分進(jìn)氣式渦輪機(jī)燃燒室的質(zhì)量流量和效率的試驗(yàn)與仿真結(jié)果,分析了5 kW 功率下渦輪機(jī)的輸出特性,并建立了渦輪機(jī)輸出參數(shù)與輸入邊界條件間的一維設(shè)計(jì)計(jì)算模型。上述工作對(duì)水下燃燒室的工作狀況及冷卻特性進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算研究,但上述研究并未同時(shí)涉及氣-液-固三相的耦合換熱過程。

文中以燃燒室2 種不同冷卻水流道結(jié)構(gòu)作為仿真對(duì)象,利用Fluent 軟件首次開展燃燒室內(nèi)高氯酸羥胺(HAP)三組元推進(jìn)劑燃燒,燃?xì)?、冷卻水流動(dòng)換熱,以及殼體參與導(dǎo)熱的氣-液-固三相傳熱換熱過程的熱流固耦合數(shù)值仿真,分析相同工況及冷卻水流量下燃燒室不同結(jié)構(gòu)的冷卻換熱特性差異及造成局部區(qū)域過熱的原因,為進(jìn)一步研究和改進(jìn)燃燒室的結(jié)構(gòu)提供理論參考。

1 冷卻換熱理論分析

燃燒室的冷卻換熱過程涉及到的物理模型包括: 燃料的霧化、燃燒模型,燃?xì)饧袄鋮s水的流動(dòng)模型,燃?xì)狻⒗鋮s水的對(duì)流換熱模型,固體域的導(dǎo)熱模型,以及燃?xì)?、固體域的輻射傳熱模型。

1.1 流體控制方程

采用N-S 方程描述流體域的內(nèi)流場。

連續(xù)性方程

式中: ρ為流體密度;t為時(shí)間;u為流體速度;Sm為流體控制體在單位時(shí)間質(zhì)量因源項(xiàng)產(chǎn)生的變化量。

動(dòng)量方程

式中:P為流體控制體表面的壓力;μ為流體的動(dòng)力粘度;g為重力加速度;F為作用于流體控制體的質(zhì)量力合力。

能量方程

式中:e為流體控制體的能量;κ為導(dǎo)熱系數(shù);Q為控制體內(nèi)單位時(shí)間熱源項(xiàng)提供的熱量。

式中:x代表一維換熱過程中的位置變化;i、j指代節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)。

文中,重力對(duì)仿真計(jì)算的影響較小,故不考慮其影響;冷卻水域無源項(xiàng),故Sm、F、Q均等于0。在燃燒域中,Sm為注入的燃料在單位時(shí)間蒸發(fā)的流量;F為燃?xì)膺B續(xù)相受到的除重力外的體積力,F=0;Q為液態(tài)燃料蒸發(fā)吸收的熱量以及燃燒產(chǎn)生的化學(xué)能之和。

1.2 燃料霧化及燃燒控制方程

1.2.1 燃料霧化

液滴直徑取中間質(zhì)量的定義方式,根據(jù)液滴霧化的累計(jì)分布R-R 函數(shù),可得液滴直徑在R-R 函數(shù)分布情況下,按中間質(zhì)量方式定義的直徑表達(dá)式為[2]

式中:dm為中間質(zhì)量直徑;d*為液滴破碎后的標(biāo)稱直徑;n為破碎系數(shù)。

1.2.2 液滴運(yùn)動(dòng)及蒸發(fā)

液滴經(jīng)破碎霧化進(jìn)入燃燒室內(nèi)的運(yùn)動(dòng)控制方程為[11]

式中:up為顆粒速度;ρp為顆粒密度;FX為其他作用力;dp為顆粒直徑;Re為顆粒雷諾數(shù);CD為阻力系數(shù)。

未達(dá)到蒸發(fā)溫度的溫度控制方程為[12]

達(dá)到蒸發(fā)溫度后的液滴質(zhì)量控制方程為

式中:mp,cp,Tp,εp,Ap分別為顆粒的質(zhì)量、比熱、溫度、發(fā)射率和表面積;h為對(duì)流傳熱系數(shù);T∞為氣相溫度;σ為波爾茲曼常數(shù);θR為輻射溫度;hfg為潛熱。

1.2.3 氣體燃燒

組分輸運(yùn)模型可以模擬燃料蒸發(fā)產(chǎn)生氣體的燃燒過程。組分輸運(yùn)體積反應(yīng)模型渦耗散(eddydissipation)模型的反應(yīng)速率Ri,k的控制方程為[6]

式中:mq、mR分別為所有產(chǎn)物組分和某一特定反應(yīng)物的質(zhì)量比重;Mw,i、Mw,R分別為第i、R種物質(zhì)的分子量;分別是反應(yīng)物和生成物的化學(xué)當(dāng)量系數(shù);A和B是經(jīng)驗(yàn)常數(shù),分別取4 和0.5。

HAP 三組元推進(jìn)劑完全燃燒的化學(xué)反應(yīng)方程式為

2 模型前處理及網(wǎng)格劃分

2.1 計(jì)算域簡化及提取

進(jìn)行燃燒室熱流固耦合仿真計(jì)算,對(duì)燃燒室的幾何結(jié)構(gòu)進(jìn)行適當(dāng)簡化,可以降低網(wǎng)格劃分的難度,降低網(wǎng)格數(shù)量,提高網(wǎng)格質(zhì)量,幫助仿真模型更快更好地收斂。

利用提取功能處理簡化完成的燃燒室固體域,得到研究對(duì)象的全體計(jì)算域,如圖1 所示。

圖1 計(jì)算域提取圖Fig.1 Extraction graph of computational domain

燃燒室在工作過程中,固體之間的接觸部位會(huì)產(chǎn)生縫隙,燃?xì)馔ㄟ^縫隙泄漏進(jìn)入內(nèi)襯與殼體之間的保溫層,擾動(dòng)保溫層內(nèi)的氣體流動(dòng),保溫層區(qū)域由死腔變?yōu)榱鲃?dòng)區(qū)域,主要換熱形式由自然對(duì)流變?yōu)閺?qiáng)制對(duì)流。將固體域變形產(chǎn)生的縫隙修正到提取的計(jì)算域模型中,保溫層域與燃燒域通過0.25 mm 的縫隙連通。

文中燃燒室采用2 種不同冷卻水流道結(jié)構(gòu),差異主要集中在冷卻水域的碗狀底部以及最后一段的冷卻水出口流道上,如圖2 所示。不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)比見表1。

表1 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)比Table 1 Parameters comparison for different structures

圖2 不同結(jié)構(gòu)冷卻水域流道差異Fig.2 Channel differences of the cooling water area for different structures

2.2 計(jì)算域網(wǎng)格劃分

采用ICEM 軟件完成冷卻水域、燃燒域與保溫層域的網(wǎng)格劃分。對(duì)于冷卻水域的螺旋流道部分,使用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格生成其中1 條流道的網(wǎng)格,通過周期陣列得到8 條螺旋流道的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,對(duì)冷卻水域的碗狀底部、出口流道及燃燒域全域,利用八叉樹算法生成四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。

采用Mesh 模塊完成內(nèi)襯與殼體域的網(wǎng)格劃分。采用Mechanical 算法生成內(nèi)襯域及殼體域的四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。

設(shè)置接觸面網(wǎng)格尺寸,進(jìn)行網(wǎng)格的局部加密,保證不同計(jì)算域在交界面處的網(wǎng)格單元節(jié)點(diǎn)個(gè)數(shù)與單元尺寸大小大致相等。將劃分后的網(wǎng)格導(dǎo)入Fluent 中,利用Make Polyhedral 功能將四面體網(wǎng)格轉(zhuǎn)為多面體網(wǎng)格,顯著降低網(wǎng)格單元與節(jié)點(diǎn)數(shù)量,提高仿真計(jì)算的收斂精度與速度。網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖3 所示(其中,圖(b)為圖(a)圈內(nèi)放大部分)。

圖3 計(jì)算域網(wǎng)格劃分結(jié)果Fig.3 Grid division result of computational domain

2.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

通過改變網(wǎng)格的大小得到不同的網(wǎng)格劃分方案,進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證,最終用于網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證的4 種網(wǎng)格劃分方案見表2,網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果見圖4。

表2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證網(wǎng)格劃分方案Table 2 Grid division scheme of grid independence verification

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果Fig.4 Verification results of grid independence

圖4 以計(jì)算域冷卻水域出口處溫度分布作為衡量網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果精度影響的指標(biāo)。從圖中可以看出,冷卻水域的可接受網(wǎng)格尺寸為0.4 mm,燃?xì)庥虻目山邮芫W(wǎng)格尺寸為3 mm,在可接受的網(wǎng)格尺寸基礎(chǔ)上,繼續(xù)加密網(wǎng)格的數(shù)量不會(huì)對(duì)仿真計(jì)算的結(jié)構(gòu)造成影響,方案2 的網(wǎng)格劃分可滿足對(duì)計(jì)算精度的要求。

3 仿真模型選擇及驗(yàn)證

3.1 湍流模型選擇

流體機(jī)械中雷諾數(shù)大于105認(rèn)為處于高雷諾數(shù)湍流狀態(tài),針對(duì)湍流流動(dòng)狀態(tài),仿真模型適合選用兩方程模型中的k-ε模型進(jìn)行流體運(yùn)動(dòng)的仿真。k-ε模型包括標(biāo)準(zhǔn)k-ε、RNG(renormailization group)k-ε和可實(shí)現(xiàn)k-ε等3 種模型。

以結(jié)構(gòu)1 為仿真的計(jì)算域,采用網(wǎng)格劃分方案2 的方式劃分網(wǎng)格。表3 為進(jìn)行湍流模型驗(yàn)證時(shí)設(shè)置的計(jì)算域邊界條件。

表3 湍流模型選擇邊界條件設(shè)置Table 3 The boundary condition setting of turbulence model selection

監(jiān)測3 種不同湍流模型的燃?xì)庥虺隹跍囟群屠鋮s水域出口溫度,計(jì)算冷卻水溫升,并分別與同工況下的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比,求出燃?xì)獬隹跍囟扰c冷卻水溫升的相對(duì)誤差,如表4 所示。

表4 不同湍流模型仿真與結(jié)果Table 4 Simulation and experiment results of different turbulence models

從表中可知,對(duì)于燃燒域的出口溫度、冷卻水域的出口溫升,可實(shí)現(xiàn)k-ε模型的計(jì)算精度最高,因此湍流模型選擇可實(shí)現(xiàn)k-ε模型。

3.2 其他仿真模型選擇

燃燒室實(shí)際工作過程中,燃料液滴在很短的時(shí)間內(nèi)燃燒完全。文中選用組分輸運(yùn)模型作為燃燒模型,該模型的計(jì)算原理為氣相反應(yīng)物接觸后瞬間完成體積反應(yīng),能很好地適用燃燒室的工作狀況。

燃燒室的燃燒過程中注入的液滴顆粒會(huì)參與到輻射換熱過程。由于數(shù)據(jù)/領(lǐng)域?qū)ο?data/domain object,DO)模型適用于所有光學(xué)深度的輻射過程及液滴顆粒燃燒過程的輻射模擬,故被選用進(jìn)行計(jì)算。

3.3 仿真模型驗(yàn)證

以燃燒室結(jié)構(gòu)1 為驗(yàn)證仿真模型準(zhǔn)確性的計(jì)算域,以其在3 種不同工況下的工作環(huán)境作為仿真邊界條件,進(jìn)行熱流固耦合仿真計(jì)算。因冷卻水的溫度變化數(shù)值能直觀反映整個(gè)系統(tǒng)的冷卻換熱功率,故選用冷卻水溫升作為衡量模型準(zhǔn)確性的指標(biāo)。分別對(duì)比3 種工況下的仿真結(jié)果與試驗(yàn)在結(jié)果的誤差,以驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。

仿真結(jié)果、試驗(yàn)結(jié)果以及計(jì)算的模型誤差大小見表5。

表5 不同工況下仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 5 Results comparation between the simulation and experiment on the different working conditions

從表中可以看出3 種不同工況下,仿真模型的誤差大小均控制在10%以內(nèi),建立的仿真模型準(zhǔn)確。

4 燃燒室不同冷卻水流道結(jié)構(gòu)冷卻換熱仿真分析

燃燒室2 種冷卻水流道結(jié)構(gòu)冷卻工況對(duì)比時(shí),除結(jié)構(gòu)差異外其余邊界條件參數(shù)設(shè)置見表6。

表6 除結(jié)構(gòu)差異外其余邊界條件設(shè)置Table 6 The other boundary condition setting except the structural difference

表7 給出了表6 邊界條件下針對(duì)不同結(jié)構(gòu)的仿真結(jié)果?？芍?結(jié)構(gòu)2 相較于結(jié)構(gòu)1 冷卻水的出口溫度更高,燃?xì)鉁囟雀?冷卻水溫升更高,殼體的內(nèi)表面均溫及最高溫度均更低。結(jié)構(gòu)2 的換熱功率為101.3 kW,結(jié)構(gòu)1 的換熱功率為93.3 kW。結(jié)構(gòu)2 相較于結(jié)構(gòu)1 換熱功率提高了8.5%。

表7 不同結(jié)構(gòu)仿真結(jié)果對(duì)比Table 7 The comparison of simulation results for different structures

探究結(jié)構(gòu)2 冷卻效果提升的原因,具體分析2 種結(jié)構(gòu)溫度場與流場的差異。

4.1 燃燒域冷卻特性

圖5 是燃燒室2 種冷卻水流道結(jié)構(gòu)的燃燒域溫度分布云圖,可知2 種結(jié)構(gòu)的燃燒域溫度分布幾乎一致。2 種結(jié)構(gòu)燃燒域出口段的溫度隨位置的變化曲線如圖6 所示,燃?xì)鉁囟入S位置的變化規(guī)律大致相同,溫度在數(shù)值上的最大差距為10 K,相較于燃燒產(chǎn)生的燃?xì)? 400 K 左右的溫度,10 K 溫差對(duì)于傳熱的影響可以忽略。

圖5 不同結(jié)構(gòu)燃燒域溫度分布云圖Fig.5 Temperature contours of combustion area for different structures

圖6 不同結(jié)構(gòu)燃燒域出口端溫度分布曲線Fig.6 Temperature curves of combustion area in the outlet for different structures

圖7 是燃燒室不同結(jié)構(gòu)燃燒域的速度流線圖及在中截面處的速度矢量圖,可知2 種結(jié)構(gòu)的流場狀態(tài)幾乎相同,燃?xì)庾畲罅魉倬s61 m/s,且均在燃燒域下腔與出口流道交匯處達(dá)到最大。燃燒域的流場狀況相似,可以佐證溫度場的分布狀況相似。

圖7 不同結(jié)構(gòu)燃燒域速度流線圖及矢量圖Fig.7 Velocity streamlines and vectors of combustion area for different structures

4.2 冷卻水域冷卻特性

圖8 是燃燒室2 種結(jié)構(gòu)冷卻水域溫度分布云圖,可知冷卻水在螺旋流道處的溫度分布狀況基本一致。圖9 為燃燒室2 種結(jié)構(gòu)在螺旋流道段的溫度分布圖,螺旋流道終端溫度均約295 K,且溫度隨位置的變化規(guī)律大致相同。

圖8 不同結(jié)構(gòu)冷卻水域溫度分布云圖Fig.8 Temperature contours of the cooling water area for different structures

圖9 不同結(jié)構(gòu)冷卻水域螺旋流道溫度分布曲線Fig.9 Cooling water temperature curves in the spiral channel for different structures

由圖8 可知,2 種結(jié)構(gòu)的碗狀底部及出口流道段,冷卻水的溫度分布存在較大差別。結(jié)構(gòu)1 碗狀底部的冷卻水平均溫度小于結(jié)構(gòu)2 的溫度。結(jié)構(gòu)1 碗狀底部的6 條流道中,5 條流道的左側(cè)存在一處大面積的高溫區(qū)域,右側(cè)則存在一處較為細(xì)長的條狀低溫區(qū)域,在碗狀流道的最低端交匯后迅速消失。結(jié)構(gòu)2 碗狀底部的18 條流道中,同樣存在部分流道內(nèi)形成局部的高溫區(qū)域。高溫區(qū)域的大小相較于舊結(jié)構(gòu)更小,溫度更高,分布更為隨機(jī)。但整體上分布于流道上半部分較寬的區(qū)域。與出口流道呈90°夾角的2 條流道的整體溫度相較于其他流道更高。2 種結(jié)構(gòu)的冷卻水域出口流道的溫度分布整體上呈現(xiàn)越靠近冷卻水域出口處溫度越高的趨勢,這是冷卻水流動(dòng)換熱的原因,符合傳熱學(xué)規(guī)律。結(jié)構(gòu)1 相較于結(jié)構(gòu)2 在出口流道段會(huì)形成許多局部高溫或者低溫區(qū)域。

圖10 是監(jiān)測的2 種結(jié)構(gòu)冷卻水域出口流道一段長度上的溫度分布隨位置變化規(guī)律曲線,可以看出,結(jié)構(gòu)2 冷卻水溫度越靠近出口溫度越高,而結(jié)構(gòu)1 的冷卻水溫度則在靠近出口處時(shí)出現(xiàn)了2 個(gè)局部高溫。

圖10 不同結(jié)構(gòu)冷卻水域出口段溫度分布曲線Fig.10 Temperature curves of the cooling water in the outlet area for different structures

圖11 是燃燒室2 種結(jié)構(gòu)在冷卻水域碗狀底部差異處的溫度云圖。表8 為監(jiān)測所得碗狀底部流道不同結(jié)構(gòu)差異處截面溫度均值。

表8 不同結(jié)構(gòu)差異處溫度值Table 8 The temperatures at the differences for different structures

圖11 不同結(jié)構(gòu)差異處冷卻水域溫度分布云圖Fig.11 Temperature contours of the cooling water area at the differences for different structures

從圖11 可知,2 種結(jié)構(gòu)的冷卻水在流入碗狀底部前,在碗狀底部入口處的溫度基本相等;在流出碗狀底部進(jìn)入出口流道入口時(shí),結(jié)構(gòu)2 的冷卻水溫度高于結(jié)構(gòu)1。從表8 中可知,結(jié)構(gòu)2 在碗狀流道段與出口流道段的換熱效率均大于結(jié)構(gòu)1;且在碗狀底部流道段的換熱功率大于出口流道段,碗狀底部的結(jié)構(gòu)差異對(duì)于換熱效率的影響貢獻(xiàn)也大于出口流道段結(jié)構(gòu)差異對(duì)于換熱效率的影響貢獻(xiàn)。

圖12 是燃燒室2 種結(jié)構(gòu)冷卻水域的速度流線圖,圖13 是2 種結(jié)構(gòu)冷卻水域螺旋流道處水的流速隨位置的變化規(guī)律。從圖12 可看出在螺旋流道處,2 種結(jié)構(gòu)的冷卻水流動(dòng)均近似于層流流動(dòng);從圖13 可看出,在螺旋流道段2 種結(jié)構(gòu)冷卻水的流速分布規(guī)律相同且流速均為9 m/s 左右。

圖12 不同結(jié)構(gòu)冷卻水速度流線圖Fig.12 Velocity streamlines of the cooling water area for different structures

圖13 不同結(jié)構(gòu)螺旋流道水流速度分布曲線Fig.13 Cooling water velocity curves in the spiral channel for different structures

從圖12 可知,結(jié)構(gòu)1 碗狀底部5 條流道的左側(cè)區(qū)域均形成了較大的漩渦區(qū)域,右側(cè)則存在狹長的近似于層流流動(dòng)的區(qū)域。較大的漩渦區(qū)域?qū)е吕鋮s水滯止無法及時(shí)排出冷卻水管道,造成較大面積的局部高溫區(qū)。狹長的層流區(qū)域則通過對(duì)流換熱的形式將熱量帶出,形成溫度相對(duì)較低的區(qū)域。

結(jié)構(gòu)1 的5 條流道的層流段在碗狀底部最低處交匯,高速水流在底部對(duì)沖造成截流現(xiàn)象,速度突變并在第6 條流道以及冷卻水域出口流道處形成大范圍的湍流區(qū)與漩渦區(qū),造成冷卻水域出口流道段的冷卻水溫度分布不均,產(chǎn)生許多局部高溫、低溫區(qū)。

結(jié)構(gòu)2 碗狀底部各條流道的上半部分存在許多小的漩渦區(qū)域,且漩渦區(qū)的大小相較于舊結(jié)構(gòu)更小。小的漩渦區(qū)導(dǎo)致許多局部的高溫區(qū)域產(chǎn)生,其中與出口流道呈90°角的2 條流道的漩渦區(qū)域最大,幾乎與流道寬度一致,致使通過此2 條流道流出的冷卻水量相較于其他流道更少,水溫整體較高。

結(jié)構(gòu)2 冷卻水域出口12 條流道的流道寬度較為狹窄,水的流動(dòng)方式近似于層流,水溫通過對(duì)流傳熱過程升高,傳熱距離越長水溫越高。

5 結(jié)論

文中通過對(duì)比分析燃燒室2 種冷卻水流道結(jié)構(gòu)的冷卻特性,分析其燃燒域及冷卻水域的溫度場及流場,得到以下結(jié)論:

1) 在燃燒域內(nèi)部結(jié)構(gòu)不變的前提下,殼體內(nèi)冷卻水域的結(jié)構(gòu)變化對(duì)于燃燒室燃?xì)獾牧鲃?dòng)及溫度影響不大。燃?xì)獬隹跍夭顑H為10 K,燃?xì)饬魉俅笮【鶠?1 m/s,分布基本相同。冷卻水域結(jié)構(gòu)的差異對(duì)于冷卻水溫度場及流場影響較大。結(jié)構(gòu)2 的整體冷卻效率相較于結(jié)構(gòu)1 提升了8.5%。

2) 隨著冷卻水域結(jié)構(gòu)底部流道數(shù)量的增加,冷卻水域底部的湍流及漩渦狀態(tài)減弱,冷卻水域的湍流度降低,水的流速增大,存在的局部高溫區(qū)域變小。增加底部流道數(shù)量,燃燒室換熱功率提高,且影響效果明顯。

3) 隨著出口流道數(shù)量以及冷卻水由底部流入橫向出口流道的通道數(shù)量增加,出口處的湍流、漩渦及局部高溫區(qū)域消失,碗狀底部存在的截流現(xiàn)象消失。增加出口流道段的流道數(shù),燃燒室的換熱功率提高,但對(duì)換熱功率的影響效果不如增加碗狀底部流道處的流道數(shù)的影響效果明顯。

文中研究證明了結(jié)構(gòu)2 的冷卻換熱效果優(yōu)于結(jié)構(gòu)1,未來可針對(duì)結(jié)構(gòu)2 在不同工況下的殼體熱應(yīng)力開展數(shù)值計(jì)算研究,論證結(jié)構(gòu)2 的冷卻水流道結(jié)構(gòu)是否滿足燃燒室的殼體強(qiáng)度使用需求,以確定燃燒室的冷卻換熱結(jié)構(gòu)是否需要進(jìn)一步優(yōu)化改進(jìn)。