姚家旭，羅 丁，范 青，張 科，雷 蔣，馬 元

(1.西安交通大學 航天航空學院 機械結(jié)構(gòu)強度與振動國家重點實驗室，陜西 西安 710049； 2.西安航天動力研究所，陜西 西安 710100)

0 引言

氣膜冷卻是航空航天推進系統(tǒng)熱防護的重要手段之一[1]。通常情況下，冷流與主流間的溫差導致了較大的射流—主流密度比(通常大于1.5)[2]。相關研究表明，密度比對氣膜冷卻效率具有非常明顯的影響[3-5]。而在實驗室環(huán)境下，使用傳熱方法模擬真實密度比工況要求在較大的范圍內(nèi)對主流或冷流的溫度進行調(diào)節(jié)，難度大、成本高。因此，基于傳熱傳質(zhì)類比，傳質(zhì)方法在氣膜冷卻研究中獲得了較為廣泛的應用[6-10]：將密度較高的氣體(如CO2、Ar、SF6等)作為冷流，以便在常溫下獲得較高的密度比[11]。Shadid J和Eckert E對傳熱傳質(zhì)類比的有效性進行了研究[12]，并提出了基于普朗特數(shù)(Pr)和施密特數(shù)(Sc)的相似準則。Han J C和Rallabandi A進一步指出，在湍流路易斯數(shù)(Let)約等于1時，傳熱傳質(zhì)類比有效[13]；而這一條件對于氣體的湍流流動是成立的[14]。本文所使用的符號、含義及單位見表1所示。下標的含義為：aw,絕熱壁面;c,冷卻氣體;m,主流;p，橫向;s,流向;w,壁面。

表1 符號、含義及單位Tab.1 Symbol,meaning and unit

在氣膜冷卻研究中，通常將壁面視為絕熱，并引入一個無量綱參數(shù)絕熱氣膜冷卻效率(η=(Tm-Taw)/(Tm-Tc))來評價氣膜的覆蓋效果[15-16]。但是，對于真實條件而言，任何材料都具有一定的導熱性，無法實現(xiàn)理想的絕熱壁面條件，因此引入了額外的誤差。在傳質(zhì)方法中，通過使用不可穿透壁面對絕熱壁面條件進行模擬，能夠避免導熱誤差的影響：這是傳質(zhì)方法所具有的另一個優(yōu)點。對于傳質(zhì)方法，絕熱氣膜冷卻效率可表示為：η=(Cm-Cw)/(Cm-Cc)。

Wright L M等針對平板表面的復合角圓孔，對比了傳熱(溫敏漆TSP、紅外IR)和傳質(zhì)(壓敏漆PSP)方法測得的絕熱冷卻效率[17]。結(jié)果表明PSP在氣膜冷卻測量時具有明顯的優(yōu)勢：導熱誤差較大處(如氣膜孔附近)的冷卻效率，以及冷卻射流的吹離、再附著現(xiàn)象都能夠獲得更為準確的解析。而對于傳熱方法(即TSP與IR)，由于壁面導熱性的影響，即使通過一定的修正，穩(wěn)態(tài)實驗中的導熱誤差依舊較為明顯。

Wiese C J等針對前緣模型，采用了多種氣體作為冷流，對比了IR和PSP所測得的絕熱冷卻效率，結(jié)果表明，PSP所測得的冷卻效率高于IR；且冷卻效率的橫向分布略有區(qū)別，其原因可能是流體本身的導熱[18]。此外，由Rutledge J L和Polanka M D提出的參數(shù)，ACR(advective capacity ratio，對流熱容比)對于冷卻效率分布具有至關重要的影響[19]。

Ravelli S和Barigozzi G通過數(shù)值模擬，針對前緣模型對比了傳熱傳質(zhì)方法的冷卻效率結(jié)果，吹風比范圍為M=2.0～4.0。研究發(fā)現(xiàn)，對于較低的入口湍流度(Tu=1.6%)，2種方法所獲得的數(shù)據(jù)僅在最低的吹風比工況(M=2.0)下吻合；而在入口湍流度增加時，M為2.0、3.0下傳熱與傳質(zhì)方法所獲得的冷卻效率都較為接近[20]。

本文針對平板表面的雙射流氣膜冷卻結(jié)構(gòu)，通過數(shù)值模擬，對比了常溫下的傳質(zhì)方法和不同溫度條件下的傳熱方法所得到的絕熱氣膜冷卻效率，由此驗證不同溫度條件下的傳熱傳質(zhì)類比是否有效。雙射流孔間橫向距離為Dp/d=1.0，流向距離為Ds/d=3.0。選取了2個密度比(Rd=1.5、2.5)和2個吹風比(M=0.5、1.5)工況。在氣體湍流流動的條件下(即Let≈1)，通過對比2種方法所獲得的絕熱氣膜冷卻效率，以分析傳質(zhì)方法能否正確反映氣膜冷流動中的傳熱現(xiàn)象。

1 數(shù)值方法

1.1 計算模型與邊界條件

基于Yao J等的實驗模型[21]，選取一個周期作為計算域，如圖1所示。圖2給出了雙射流孔的結(jié)構(gòu)及參數(shù)。采用ICEM 15.0劃分全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，對計算域進行離散。第一層網(wǎng)格y+范圍在20～80之間。使用CFX 15.0對雷諾時均N—S方程(RANS)進行穩(wěn)態(tài)求解。相關研究表明，對于雙射流結(jié)構(gòu)，標準k—ε模型能夠給出較為準確的計算結(jié)果[22]，因此選取這一湍流模型進行計算。判斂標準為動量和能量方程殘差均方根小于1×10-5。

對于邊界條件，主流入口給定氣流速度(20 m/s)與湍流度(5%)，冷流則根據(jù)具體工況的不同而指定質(zhì)量流量。針對2個密度比(Rd=1.5，2.5)，各個工況下，主流和冷流的氣體與溫度如表2所示。主流通道出口處給定壓力(0.10 MPa)，兩側(cè)面為平移周期邊界條件，其他壁面均為絕熱無滑移。

圖1 計算域與氣膜孔附近網(wǎng)格Fig.1 The computational domain and the mesh around the film holes

如上所述，本研究選取了2個不同的密度比工況(Rd=1.5，2.5)如表2和表3所示。因此，對于傳質(zhì)方法，主流為空氣，分別采用CO2、Ar(70%，摩爾分數(shù)，下同)與SF6(30%)混合氣作為冷流實現(xiàn)2個密度比；主流與冷流溫度均為293 K。而對于傳熱方法，主流與冷流均為空氣，通過改變溫度實現(xiàn)不同密度比：其中，工況2與工況3分別將二次流和主流保持在293 K；而對于工況4，冷流與主流均處于高溫。

圖2 三維幾何模型與氣膜孔結(jié)構(gòu)Fig.2 3—D geometry model and the structure of the film holes

表2 Rd=1.5計算工況

表3 Rd=2.5計算工況

1.2 網(wǎng)格無關性驗證與數(shù)據(jù)對比

圖3 網(wǎng)格無關性驗證及模擬與實驗對比Fig.3 Grid—independence validation andcomparison between simulations and experiments

圖4 Yao J等的實驗設備Fig.4 The experimental setup of Yao J et al.

2 結(jié)果與討論

下面針對不同的密度比和吹風比工況，對由傳質(zhì)傳熱方法獲得的壁面(z=0)氣膜冷卻效率分布、橫向平均(—4≤y/d≤4)氣膜冷卻效率，x/d=5.0處的空間氣膜分布和橫向冷卻效率分布等進行分析討論。

2.1 Rd=1.5

2.1.1M=0.5

圖5和圖6為Rd=1.5、M=0.5時的氣膜冷卻效率分布、橫向平均冷卻效率、x/d=5.0處的空間氣膜分布與橫向冷卻效率分布。如圖5所示，此時工況1～3(即傳質(zhì)方法以及傳熱方法中兩側(cè)氣流之一為室溫的情況)的冷卻效率分布和橫向平均冷卻效率非常接近，橫向平均冷卻效率最大偏差約為4%；而對于工況4，下游較遠處(x/d≥10)的氣膜覆蓋較窄，同時橫向平均冷卻效率有所降低，與工況1相比，偏差約為12%。

如圖6所示，進一步觀察x/d=5.0處的空間氣膜分布可以發(fā)現(xiàn)，對于工況1～3，氣膜分布較為平坦、貼近壁面，冷卻效率沿著橫向的分布也較為接近。而對于工況4，一方面，氣膜發(fā)生了略為明顯的擴散；在—1.5≤y/d≤1.9范圍內(nèi)，冷卻效率較低(最大偏差約13%)，而在此范圍外，冷卻效率卻略高，冷卻效率沿橫向的變化更為平緩；這一現(xiàn)象與Wiese C J等實驗中所得結(jié)果相同[18]，來源于流體本身的導熱效應；工況4主流與冷流間溫差較大，因此導熱效應的影響較為明顯。

圖5 壁面(z=0)氣膜冷卻效率分布與橫向平均冷卻效率Fig.5 Film—cooling effectiveness distribution on the wall (z=0) and laterally averaged cooling effectiveness

圖6 x/d=5.0時空間氣膜分布與橫向冷卻效率分布Fig.6 x/d=5.0, spatial film distribution and laterally cooling effectiveness distribution

2.1.2M=1.5

圖7～圖8為Rd=1.5，M=1.5時的氣膜冷卻效率分布、橫向平均冷卻效率、x/d=5.0處的空間氣膜分布與橫向冷卻效率分布。如圖7所示，在較大的吹風比下，射流發(fā)生一定的吹離。同時，主流氣體可能被卷吸進入兩股射流之間的區(qū)域[21]，這一現(xiàn)象在工況1時較為明顯。工況2、3的冷卻效率分布與工況1非常接近，所不同的是兩股射流之間的區(qū)域覆蓋有所改善，橫向平均冷卻效率較工況1略高，但差距很小(約6%)。而對于工況4，射流間區(qū)域冷卻效果進一步上升，但是氣膜的橫向覆蓋有所變窄；除靠近氣膜孔附近區(qū)域外，橫向平均冷卻效率也明顯低于其他工況(x/d=20處，與工況1的偏差達到40%)。對于工況4，冷流與主流之間的熱交換及其本身的耗散導致橫向平均冷卻效率沿著流向不斷降低；而對于傳質(zhì)工況(工況1)和熱交換相對較弱的工況2、3，冷卻射流的流動狀態(tài)對冷卻效率的影響更為明顯,上游射流的吹離導致冷效降低，但在下游孔之后，生成的反腎形渦使得射流與壁面再附著，0.5≤x/d≤8范圍內(nèi)的橫向平均冷卻效率有所回升，而在此之后由于冷流的耗散逐漸降低。

圖7 壁面(z=0)氣膜冷卻效率分布與橫向平均冷卻效率Fig.7 Film—cooling effectiveness distribution on the wall (z=0) and laterally averaged cooling effectiveness

圖8(a)在空間氣膜分布方面，工況1～3較為相似，僅有兩股射流之間的區(qū)域出現(xiàn)一定差異。工況1時，此處的氣膜覆蓋較少；而對于工況2、3，受導熱影響，主流氣體在被卷吸進入這一區(qū)域后，溫度有所降低，并反映出一定的冷卻效率。工況4時，氣膜的橫向分布有所變窄，但在整個平面內(nèi)(尤其是z方向上)呈現(xiàn)更為明顯的擴散，且氣膜核心與主流區(qū)(即圖7中黃色和藍色區(qū)域)之間的過渡也更為平緩。

如圖8(b)所示，對于x/d=5.0處橫向冷卻效率分布，在射流之間(y/d≈0.5處)，不同傳熱方法所獲得的冷卻效率非常接近，且均高于傳質(zhì)方法(工況1，偏差約11%)。由中間向兩側(cè)，冷卻效率開始升高，工況1～3的冷卻效率所能達到的峰值以及峰值出現(xiàn)的位置均較為接近(峰值處冷卻效率偏差約6%，所處位置約為y/d=—1.64處)；而工況4的冷卻效率峰值明顯更低(約10%)，其位置也更偏向中間(約為y/d=—1.37)。此外，在靠近氣膜兩側(cè)邊緣處，工況4的冷卻效率沿橫向的變化更加平緩，這一現(xiàn)象同樣可以用大溫差下更明顯的導熱效應予以解釋。

圖8 x/d=5.0時空間氣膜分布與橫向冷卻效率分布Fig.8 x/d=5.0, spatial film distribution and laterally cooling effectiveness distribution

2.2 Rd=2.5

2.2.1M=0.5

圖9～圖10為Rd=2.5，M=0.5時的氣膜冷卻效率分布、橫向平均冷卻效率、x/d=5.0處的空間氣膜分布與橫向冷卻效率分布。圖9表明，與低密度比下規(guī)律相似，此時工況1～3下的氣膜冷卻效率分布與橫向平均冷卻效率較為接近，橫向平均冷卻效率最大偏差約為4%；而工況4氣膜軌跡延伸較短，下游較遠處(x/d≥15)的覆蓋略差，橫向平均冷卻效率與工況1相比較低，最大偏差約11%。

圖9 壁面(z=0)氣膜冷卻效率分布與橫向平均冷卻效率Fig.9 Film—cooling effectiveness distribution on the wall (z=0) and laterally averaged cooling effectiveness

如圖10所示，在x/d=5.0處，與其他工況相比，工況4的空間氣膜分布呈現(xiàn)更為明顯的擴散。而在這一位置的橫向冷卻效率分布則進一步說明了導熱對不同工況之間差異的影響：3個傳熱工況中，冷流與主流溫差最小的工況3與傳質(zhì)工況(工況1)的冷卻效率分布差距較小(最大偏差約5%)，冷卻效率峰值所處的橫向位置也非常接近(約為y/d=—0.8)；隨著溫差增大，工況2、工況4的冷卻效率峰值逐漸降低(與工況1相比，分別低4.5%與10.5%)，且位置向中間移動(分別約為y/d=—0.66與y/d=—0.61)，靠近氣膜邊緣處冷卻效率沿橫向的變化也更為平緩。

圖10 x/d=5.0時空間氣膜分布與橫向冷卻效率分布Fig.10 x/d=5.0, spatial film distribution and laterally cooling effectiveness distribution

2.2.2M=1.5

圖11和圖12為Rd=2.5，M=1.5時的氣膜冷卻效率分布、橫向平均冷卻效率、x/d=5.0處的空間氣膜分布與橫向冷卻效率分布。圖11表明，不同工況下的氣膜冷卻效率分布主要在射流中間區(qū)域呈現(xiàn)一定的區(qū)別：工況1(傳質(zhì)方法)在這一區(qū)域的氣膜覆蓋效果最差，而3個傳熱方法均在這一區(qū)域有所改善；且主流與冷流溫差越大，這一區(qū)域的覆蓋越好。此外，對于工況4，射流軌跡較為收斂，氣膜在下游區(qū)域的覆蓋較窄。在橫向平均氣膜冷卻效率方面，工況1與工況2較為接近，最大偏差約為3%；與工況1相比，工況3高出約5%，而工況4低約4%。

如圖12所示，與上文討論相似，x/d=5.0處的空間分布在工況1～3下較為相似，而在工況4時具有更為明顯的擴散。氣膜冷卻效率橫向分布也呈現(xiàn)相同的規(guī)律：由中間向兩側(cè)，傳熱傳質(zhì)方法冷卻效率均先上升后降低；3個傳熱方法在中間位置具有更高的冷卻效率(相較于傳質(zhì)工況，高出約11%)。隨著冷流與主流溫差增加，冷卻效率峰值降低：與工況1相比，工況3、2的冷卻效率峰值分別高出4.5%與1%，而工況4低3%；峰值所處位置更靠近中間，工況3、2、4的冷卻效率峰值分別出現(xiàn)在y/d為—1.5、—1.6、—1.2處(工況1，即傳質(zhì)工況冷卻效率峰值位于y/d=—1.5處)；冷卻效率沿橫向的變化也更為平緩。

圖11 壁面( z=0)氣膜冷卻效率分布與橫向平均冷卻效率Fig.11 Film—cooling effectiveness distribution on the wall (z=0) and laterally averaged cooling effectiveness

圖12 x/d=5.0時空間氣膜分布與橫向冷卻效率分布Fig.12 x/d=5.0, spatial film distribution and laterally cooling effectiveness distribution

3 結(jié)論

針對平板表面的雙射流氣膜冷卻結(jié)構(gòu)，對比了常溫條件下的傳質(zhì)方法和不同溫度條件下的傳熱方法所獲得的氣膜冷卻效率結(jié)果，得到：

1)不同溫度條件下的傳熱傳質(zhì)類比，在一定的范圍內(nèi)是成立的；僅在溫度差別過大時，傳熱方法所得冷卻效率較低。

2)傳質(zhì)傳熱所得冷卻效率結(jié)果差異的重要原因之一，是傳熱方法中流體本身的導熱；隨著主流與冷流之間溫差的增大，導熱效應相應增強，與傳質(zhì)方法的差別也更為明顯。

3)即使對于傳熱方法本身，不同溫度條件下的氣膜冷卻效率也會存在一定的差異，在高溫條件下較為明顯。