微引射式防冰腔結構參數對換熱性能的影響

胡金源，金志光，田維康

(南京航空航天大學 能源與動力學院，江蘇 南京 210016)

0 引言

航空發動機唇口結冰會減小進氣流通面積并造成流場畸變，而且冰塊的掉落可能損傷風扇，對飛行安全的影響較大，所以目前飛機上廣泛采用了熱氣防冰系統[1]。熱氣防冰系統所引入的熱空氣一般來源于高壓壓氣機，引氣流量可達發動機總空氣流量的10%，對發動機的性能會產生較大影響[2]。

為獲得換熱性能最優的防冰腔，國內外對各型防冰腔結構參數開展了研究。彭瓏[3]和姚會舉[4]等對防冰腔的射流孔排列方式和排數等結構參數進行了研究，分析不同防冰腔內壁面的對流傳熱系數分布。張靖周等[5]研究了笛形管結構參數對防冰腔蒙皮凹腔表面溫度分布的影響。SAEED F等[6]基于對防冰腔結構參數影響的分析，開發了優化程序來獲取最佳的結構參數。郭之強等[7]設計了表面凸起結構，研究了射流角度對熱氣防冰效果的影響。蘆婭妮等[8]在開孔面積相同的情況下，應用CFD技術研究了大孔形狀對換熱器傳熱系數和壓降的影響。

目前關于微引射式防冰腔的熱氣防冰性能研究還較少，本文將研究分析微引射式防冰腔主要結構參數對防冰熱效率和蒙皮內表面溫度分布的影響，為微引射式防冰腔的結構優化提供借鑒。

1 微引射式防冰腔模型

微引射式防冰腔的基準模型如圖1所示。防冰腔分為前腔和后腔，其中前腔包括射流孔出口、引射式混合腔和波紋板通道，后腔為波紋板通道出口到笛形管和熱氣出口區域?！繱為唇口駐點處到后腔體擋板的弧長。高溫熱氣從射流孔噴出，引射后腔體余氣經過混合腔通道以射流沖擊換熱的形式加熱發動機蒙皮內表面。然后高溫氣體進入波紋板通道，繼續加熱唇口兩側蒙皮內表面，最后從波紋板通道出口流出，進入后腔變為余氣。一部分余氣再次進入引射式混合腔，一部分余氣從排氣孔排出。

圖1 微引射式防冰腔基準模型

設置微引射式防冰腔基準模型展向寬度為120mm，笛形管直徑為38mm，射流孔直徑和間距分別為1.6mm和15mm，蒙皮厚度為2mm，混合腔當量直徑D和長度L分別為5mm和35mm。波紋板截面如圖2所示，通道中心間隔a為30mm，通道寬度b為10mm，通道截面高度h為4mm，波紋板與發動機蒙皮狹縫通道的高度為1 mm。

圖2 波紋板通道截面

本文分別改變射流孔直徑、射流孔間距、混合腔長徑比和波紋板通道出口高度，得到了如表1所示的12種微引射式防冰腔構型。

表1 微引射式防冰腔模型的結構參數

2 網格劃分和計算模型設置

設置矩形外流場長度為10倍模型長度，高度為5倍模型高度，寬度與模型保持一致。在計算域中選取防冰腔的M1、M2兩個截面進行后續分析。其中M1截面位于射流孔與混合腔中心的z=0mm處；M2截面位于射流孔和波紋板通道的中心。采用FLUENT Meshing劃分計算網格，對射流孔、混合腔和波紋板通道處的流體域進行加密，如圖3所示。在壁面處劃分邊界層網格，保證壁面y+在20左右，以六面體核心的網格生成方式形成非結構網格。生成網格總量分別為180萬、260萬、330萬、460萬、550萬共5套網格進行數值模擬，發現網格數量達到330萬后，內蒙皮表面平均溫度結果基本一致，最終選取330萬網格總量進行數值模擬。

圖3 模型局部網格劃分

數值計算采用FLUENT軟件，選擇基于密度耦合的求解器，湍流模型使用k-ε模型。流體域介質選擇Sutherland黏性條件的理想氣體。笛形管壁面為463K恒溫邊界，流體域兩側為對稱邊界。外流場為104 360 Pa壓力進口和101 325Pa壓力出口，溫度為265K。射流孔總入口質量流量為0.00505kg/s，溫度為463K。監控殘差下降3個數量級，且蒙皮內表面平均溫度收斂穩定后完成數值計算。

采用文獻[9]和文獻[10]的模型進行驗證，本文與文獻中所得防冰腔模型特定截面的對流換熱系數h對比如圖4所示。結果表明本文使用的網格劃分方式和FLUENT設置可以獲得較為準確的結果。

圖4 驗證模型壁面對流換熱系數對比

3 數值計算結果與分析

引入防冰熱效率η來分析不同結構微引射式防冰腔的熱氣防冰性能，具體表達式如下：

(1)

其中：Thotin為進口熱氣平均溫度；Thotout為排氣孔出口熱氣平均溫度；Twall為蒙皮表面平均溫度。

首先得到如圖5所示的G1模型蒙皮內表面溫度分布。從圖中可看出，沖擊射流駐點區域的溫度最高，達到了334.52K。蒙皮溫度隨著熱氣流向射流交互區發展逐漸降低，波紋板通道與雙蒙皮狹縫通道對應的表面之間存在約2K的溫差。

圖5 G1模型蒙皮內表面溫度分布

圖6為G1模型在M2截面射流孔處的流場。由于高速氣流的卷吸效應，后腔中的余氣被卷吸加速，和主流一起進入混合腔，沖擊加熱蒙皮內表面。

圖6 G1模型在M2截面射流孔處流場

3.1 射流孔直徑的影響

在其余結構參數不變的情況下改變射流孔的直徑，得到如圖7所示的G1-G4模型在M2截面處壁面溫度分布。G1-G4模型的射流孔出口速度分別為397.61m/s、504.97m/s、307.52m/s和238.17m/s，對應的蒙皮內表面駐點溫度分別為333.87K、335.19K、332.45K和330.12K，可知射流沖擊速度與對應的壁面駐點溫度成正相關關系。在進口流量一致的情況下，G2模型的孔徑最小，射流孔入口速度和熱空氣進入波紋板通道后的速度最大，所以G2模型的蒙皮內表面平均溫度最高。

圖7 G1-G4模型M2截面壁面溫度分布

表2為根據式(1)計算出的不同孔徑防冰腔模型的防冰熱效率。隨著射流孔徑的減小，蒙皮表面平均溫度和防冰熱效率逐漸增大。

表2 不同射流孔直徑模型的防冰熱效率

3.2 射流孔間距的影響

以G1模型為基準，保持其余結構參數不變，改變射流孔的間距得到G5-G7模型。圖8、圖9所示為G5、G7模型的前腔M1截面流場圖。射流孔間距改變時，在展向120mm的防冰腔模型上射流孔的數量隨之改變，G1、G5-G7模型的射流孔數量分別為8個、6個、10個、12個。射流孔數量減小時每個射流孔的質量流量增大，射流孔的出口流速也變大。G1、G5-G7對應的射流孔出口最大速度分別為397.61m/s、485.67m/s、347.18m/s、299.14m/s。

圖8 G5模型M1截面處流場

圖9 G7模型M1截面處流場

不同射流孔間距的G1、G5-G7模型在M2截面蒙皮內表面溫度分布如圖10所示。G5模型的射流孔出口速度最大，因此對應駐點區域的溫度最高。但G5模型的射流孔間距過大，射流速度在M1截面的交互區耗散嚴重，熱空氣進入波紋板通道時速度顯著下降，導致波紋板通道對應的蒙皮表面溫度較低。

圖10 G1、G5-G7模型M2截面壁面溫度分布

不同孔間距防冰腔模型的防冰熱效率如表3所示?？煽闯?，隨著孔間距的增大，蒙皮表面平均溫度和防冰熱效率先增加后減小，4個模型中G1模型有最高的蒙皮表面平均溫度和防冰熱效率，表明存在一個最佳孔間距范圍使得防冰腔性能最好。

表3 不同射流孔間距模型的防冰熱效率

3.3 混合腔長徑比的影響

保持混合腔的當量直徑為5mm，僅改變混合腔長度，得到G8-G10模型。G1、G8-G10模型在M2截面的蒙皮內表面溫度分布如圖11所示。G8模型的射流孔與壁面之間的距離最近，因此有最高的駐點溫度為335.6K。G9模型的駐點溫度僅比G8模型減少1.19K，而波紋板通道對應的蒙皮表面區域溫度比G8模型高2K～5K。

圖11 G1、G8-G10模型M2截面壁面溫度分布

表4所示為不同混合腔長徑比模型的防冰熱效率，隨著混合腔長徑比的增加，防冰熱效率先增加再減小。通過監測混合腔截面的質量流量發現，混合腔長徑比增大時射流的引射效應增強，能卷吸更多的余氣，使混合腔截面的質量流量增加[11]。但長徑比增大到8以后混合腔截面的流量增加減慢，且長徑比過大會使駐點溫度降低，因此混合腔長徑比也存在一個最佳取值使防冰腔性能最好。

表4 不同混合腔長徑比模型的防冰熱效率

3.4 波紋板通道高度的影響

G1模型的波紋板為等截面通道，在其他結構參數不變時，設置G11和G12模型的波紋板為變截面通道，波紋板通道的進口高度為4mm，出口高度分別為2mm和1mm，熱氣通道的截面積逐漸變小。

數值模擬后得到G1、G11和G12模型在M2截面處壁面溫度分布如圖12所示。G1、G11和G12的駐點溫度相差很小，3個模型在波紋板入口處的蒙皮表面溫度幾乎相同，而G12在波紋板通道對應的蒙皮表面溫度下降最慢。因此G12模型有最高的蒙皮表面平均溫度316.69K。

圖12 G1、G11和G12模型M2截面壁面溫度分布

變截面波紋板通道模型的防冰熱效率如表5所示，G11模型的防冰熱效率較等截面波紋板通道模型G1提高了2.91%，表明波紋板通道截面變化越劇烈則防冰熱效率越高。

表5 變截面波紋板通道模型的防冰熱效率

4 結語

本文研究分析了不同結構參數對微引射式防冰腔的蒙皮內表面溫度分布、防冰熱效率的影響規律，結果表明：

1)微引射式防冰腔的射流孔孔徑和波紋板通道出口高度的減小能提高防冰熱效率和蒙皮內表面平均溫度，其中射流孔徑從2.2mm減小到1.3mm時，防冰熱效率提高了4.81%；波紋板通道出口高度從4mm減小到1mm時，防冰熱效率提高了2.91%。

2)微引射式防冰腔的射流孔間距減小時，蒙皮內表面平均溫度和防冰熱效率先增大后減?。换旌锨婚L徑比增加時，射流能引射更多余氣，但長徑比增大導致射流孔與蒙皮內表面之間距離增加，蒙皮內表面駐點溫度降低。因此射流孔間距和混合腔長徑比都存在一個最優值使防冰腔換熱性能最好。