徐 亮，田秋霞，席 雷，趙 旭，高建民，李云龍

(機(jī)械制造系統(tǒng)工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(西安交通大學(xué))，西安 710049)

火焰筒是燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的核心部件，需要承受極大的熱負(fù)荷和熱沖擊，工作環(huán)境極其惡劣[1-2]。傳統(tǒng)的圓柱孔已無法滿足冷卻要求[3]，為提高重型燃機(jī)的功率和運(yùn)行安全的可靠性，科研人員對孔型進(jìn)行了改進(jìn)，形成以擴(kuò)散型孔和收斂型孔為代表的異形孔[4]。擴(kuò)散型孔有簸箕型孔[5]、扇形孔[6]、擴(kuò)展扇形孔[7]等，對流量系數(shù)[8]、冷卻效率[9-11]、流場信息[12-13]等的分析表明：擴(kuò)散型孔提高冷卻效果的重要機(jī)理是使出口的動量分布不那么集中，摻混更均勻，減弱了射流在主流中的穿透性，使氣膜在壁面覆蓋得更均勻[14-15]；而收斂形氣膜孔的流通面積雖然減小，但在孔出口處與縫型類似，動量損失較小，在下游仍保持較好的氣膜覆蓋性和冷卻效果[16-17]；在異形孔出口位置設(shè)置凹槽，可以增加冷卻氣流的橫向擴(kuò)散，抑制腎形渦對的產(chǎn)生，讓冷卻氣流可以對熱氣側(cè)壁面進(jìn)行有效的覆蓋[18-19]。

為進(jìn)一步提高燃燒室火焰筒的冷卻性能，針對有限壓差和冷氣流量少條件下的燃燒室火焰筒，本文提出一種出口帶凹槽的新型擴(kuò)散氣膜孔——雙耳孔。采用數(shù)值模擬方法，分析雙耳孔冷卻結(jié)構(gòu)的流動傳熱和冷卻特性，與傳統(tǒng)圓柱孔、擴(kuò)散孔和收斂孔進(jìn)行對比，以冷卻效率、流量系數(shù)和表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)比為評價指標(biāo)，揭示雙耳孔層板冷卻結(jié)構(gòu)的物理機(jī)制，為未來大功率重型燃機(jī)燃燒室研發(fā)新型高效的冷卻結(jié)構(gòu)奠定技術(shù)基礎(chǔ)。

1 研究方法

1.1 研究對象

雙耳孔氣膜冷卻結(jié)構(gòu)的物理模型具有周期性平移的特性，為簡化計(jì)算過程，數(shù)值模擬時采用單孔的簡化模型，數(shù)值模型如圖1所示。

圖1 數(shù)值模型

計(jì)算域主要包括冷流計(jì)算域、熱流計(jì)算域、流體連通域和固體域。冷流計(jì)算域和熱流計(jì)算域的Y向長度為200 mm、X向?qū)挒?6 mm、通道Z向高度為48 mm；流體連通域和固體域的Y向長度為200 mm、X向?qū)挒?6 mm、Z向高度為5 mm。冷卻氣流和高溫氣流的出入口均含有長度300 mm的整流段(為直觀清晰顯示結(jié)構(gòu)外觀，圖中未示出)，以消除進(jìn)出口效應(yīng)對數(shù)值模擬計(jì)算的影響。氣膜孔中心與坐標(biāo)原點(diǎn)Z向距離0 mm，X向距離-8 mm，Y向距離20 mm。

本文采用某重型燃機(jī)燃燒室火焰筒的工況，對比基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔、收斂孔、雙耳孔4種氣膜孔孔型的流動換熱和冷卻特性。以傳統(tǒng)圓柱孔為基準(zhǔn)孔，上述4種氣膜孔的孔型示意圖如圖2所示，均以斜孔中心為原點(diǎn)，孔徑(D1=1 mm)和傾斜角度(θ=30°)相同?；鶞?zhǔn)孔是直徑1 mm的單斜孔；擴(kuò)散孔出口為上底1 mm、下底2 mm、高2 mm的等腰梯形；收斂孔出口是長2 mm、寬1 mm的長方形；雙耳孔氣膜孔型的設(shè)計(jì)思路如圖3所示，以水平方向距原點(diǎn)4 mm處為圓心畫半徑為2 mm的兩個半圓，以原點(diǎn)為圓心畫長軸為6 mm、短軸為4 mm的小橢圓，然后以原點(diǎn)為圓心畫長軸為14 mm、短軸為12 mm的大橢圓，最后將多余曲線去掉得到雙耳孔孔型。

圖2 氣膜孔的孔型示意圖(mm)

圖3 雙耳孔型的設(shè)計(jì)示意圖

1.2 計(jì)算方法及邊界條件

采用商用CFD軟件CFX 進(jìn)行數(shù)值模擬?；谟邢拊挠邢摅w積法來離散控制方程，求解三維可壓縮的雷諾時均N-S方程，方程中的擴(kuò)散項(xiàng)、源項(xiàng)和對流項(xiàng)均采用高精度離散格式進(jìn)行離散，數(shù)值模擬的整體殘差水平設(shè)置為10-6。

采用流固熱耦合計(jì)算模型，規(guī)定邊界上的溫度分布、邊界上的熱流密度分布或給出壁面溫度與熱流密度之間的依存關(guān)系。數(shù)值計(jì)算存在以下耦合方程

qf=qs

(1)

Tf=Ts

(2)

式中：qf為流體壁面的熱流密度，qs為燃燒室壁面的熱流密度；Tf為流體壁面的溫度，Ts為燃燒室壁面的溫度。

不考慮火焰筒壁內(nèi)部能源項(xiàng)，熱傳導(dǎo)方程為

(3)

式中：c為火焰筒壁的比熱容，ks為火焰筒壁的導(dǎo)熱系數(shù)。

本文工況：冷氣側(cè)入口總溫為740 K、總壓2.300 MPa，冷氣出口速度20～60 m/s；熱氣側(cè)入口總溫為1 795 K、總壓2.196 MPa，出口速度75 m/s。采用的金屬材料導(dǎo)熱系數(shù)為

ks=0.017T+ 6.614 4

(4)

式中T為金屬材料的溫度。

采用商業(yè)軟件ANSYS ICEM對冷流計(jì)算域、熱流計(jì)算域和固體域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，冷氣側(cè)和熱氣側(cè)的入口邊界均為總溫和總壓入口，冷氣側(cè)和熱氣側(cè)的出口邊界均為速度出口。冷流計(jì)算域與固體域?yàn)榱鞴恬詈辖唤缑?，熱流?jì)算域與固體域?yàn)榱鞴恬詈辖唤缑?，冷流?jì)算域和熱流計(jì)算域通過冷氣斜孔域連接。冷流計(jì)算域兩側(cè)壁面、熱流計(jì)算域兩側(cè)壁面和固體域兩側(cè)壁面均采用移動周期性邊界，壁面不考慮熱輻射。求解模式為迎風(fēng)高階求解模式。

圖4為流體計(jì)算域的網(wǎng)格劃分，冷流計(jì)算域、熱流計(jì)算域和不同冷氣斜孔流體的計(jì)算域均采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，局部網(wǎng)格采用O型切分和半O型切分。由于固體計(jì)算域比較復(fù)雜，固體計(jì)算域采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。冷流計(jì)算域、熱流計(jì)算域近壁面進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，保證Y+<1，設(shè)置第一層網(wǎng)格大小為5 μm，網(wǎng)格增長比為1.2。

圖4 流體計(jì)算域網(wǎng)格

1.3 數(shù)據(jù)處理

吹風(fēng)比M的定義為

(5)

式中：ρc為冷氣密度，kg·m-3；vc為冷卻孔流動速度，m·s-1；ρ∞為熱氣密度，kg·m-3；v∞為熱氣側(cè)速度，m·s-1。

溫比T0的定義為

(6)

式中：TW為火焰筒壁面溫度，K；T∞為熱氣入口溫度，K。

流量系數(shù)Cd是流動性能的表征，定義為

(7)

式中：mi為氣膜孔的冷氣流量，kg·s-1；A為氣膜孔的橫截面積，m2；ρc為冷氣密度，kg·m-3；Δp為火焰筒冷熱側(cè)壓差，Pa。

冷卻效率η是冷卻性能的表征，定義為

(8)

式中：T∞為熱氣入口溫度,K；TW為熱氣固體壁面溫度，K，當(dāng)TW=TaW時，冷卻效率為平均冷卻效率；Tc為冷氣入口溫度，K。

表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)比可以反映引入氣膜冷卻后壁面的對流傳熱增強(qiáng)的程度，其定義為

(9)

(10)

1.4 數(shù)值方法驗(yàn)證

不同網(wǎng)格數(shù)量下熱氣側(cè)壁面的平均溫度TaveA見表1，本文網(wǎng)格數(shù)量分別為293萬、352萬、444萬、639萬、708萬，流體網(wǎng)格與固體網(wǎng)格數(shù)量的比例為1∶1，從表1中可以看出，網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到350萬以后熱側(cè)固體壁面平均溫度TaveA幾乎不變，為保證計(jì)算效率，選取350萬左右網(wǎng)格進(jìn)行模擬計(jì)算。

表1 網(wǎng)格收斂性驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文計(jì)算結(jié)果的可靠性，選取Sinha[20]等的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證，根據(jù)文獻(xiàn)模型，設(shè)置主流速度為20 m/s，主流溫度為300 K，吹風(fēng)比為1，次流溫度為250 K。從圖5可以看出，在吹風(fēng)比為1的情況下，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，計(jì)算平均誤差<3%，表明本文采用的數(shù)值計(jì)算方法能有效預(yù)測氣膜冷卻特性。3種湍流模型對氣膜孔中心線上冷卻效率η的影響不大，相差在2%以內(nèi)。

k-ω模型是根據(jù)低雷諾數(shù)、可壓縮性和剪切流傳播而改進(jìn)的，k-ω模型能夠預(yù)測出自由剪切流傳播速度，如柱體、平板繞流流動和尾流等等。因此，k-ω模型適合壁面束縛流動和自由剪切運(yùn)動，k-ω模型應(yīng)用的流體計(jì)算具有更高的可信度和可靠度，所以本文采用k-ω模型進(jìn)行計(jì)算。

圖5 數(shù)值方法驗(yàn)證

2 結(jié)果分析與討論

2.1 流動特性分析

圖6為吹風(fēng)比1.33時，冷卻氣流在氣膜孔出口中心線附近的流線分布圖(俯視圖)。從圖6可以看出，基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔、收斂孔和雙耳孔在出口附近都存在一定的橫向擴(kuò)散，使壁面溫度降低，進(jìn)而導(dǎo)致溫比降低。受出口孔型的影響，基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔和收斂孔在出口處的流線都呈收斂狀態(tài)，而雙耳孔的流線在出口附近呈擴(kuò)散狀態(tài)，且出口附近的橫向擴(kuò)散程度最大，壁面溫度最低。擴(kuò)散孔在出口附近形成的低溫比區(qū)域的面積最大，雙耳孔只在雙耳中間部分形成局部的低溫比區(qū)域，基準(zhǔn)孔和擴(kuò)散孔都在出口附近壁面形成相對較低的低溫區(qū)域，而雙耳孔由于其橫向擴(kuò)散在出口處的冷卻范圍更廣，相對于其他孔型，雙耳孔在孔出口附近產(chǎn)生了小范圍的渦旋，增強(qiáng)換熱。

圖6 M=1.33時氣膜孔出口中心線附近的流線分布圖

圖7為吹風(fēng)比1.33時，不同孔型結(jié)構(gòu)冷氣出氣側(cè)流向中心截面的湍動能云圖。從圖7可以看出，基準(zhǔn)孔出口處的冷氣流與主流摻混劇烈，冷氣流進(jìn)入主流的徑向深度較長，而摻混后的冷卻氣流在主流的攜帶下只有少部分能貼近熱側(cè)壁面而起冷卻作用，大部分冷氣參與主流的摻混而耗散。相對于基準(zhǔn)孔，擴(kuò)散孔冷氣與高溫主流的摻混程度有所減弱，進(jìn)入主流的徑向深度也有所縮短，同樣只有少部分冷氣流能貼在熱側(cè)壁面流動。收斂孔結(jié)構(gòu)的冷氣流，可以大大降低與主流的摻混范圍和強(qiáng)度，進(jìn)入主流的徑向深度較小，不過可以明顯看出大部分冷氣流耗散在高速主流中。在摻混強(qiáng)度方面，雙耳孔結(jié)構(gòu)的冷氣流與主流的摻混強(qiáng)度要大于擴(kuò)散孔和收斂孔，而小于基準(zhǔn)孔；在冷氣流進(jìn)入主流的徑向深度上，雙耳孔與收斂孔相近，但是雙耳孔的冷氣流幾乎全部沿著高溫側(cè)貼壁流動，這樣對熱側(cè)壁面能有較好的覆蓋作用。

圖7 M=1.33時不同孔型冷氣出氣側(cè)流向中心截面的湍動能云圖

圖8為吹風(fēng)比1.33時，不同孔型結(jié)構(gòu)冷氣出氣側(cè)流向中心截面的流線分布圖。從圖8可以看出，基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔、收斂孔和雙耳孔在出口附近都對主流存在一定的穿透作用。基準(zhǔn)孔的穿透力最大，既干擾主流氣流的流動，又不利于提升冷卻氣流的貼壁面效果，使熱氣側(cè)的壁面溫度升高；擴(kuò)散孔和收斂孔的穿透程度相對于基準(zhǔn)孔有一定范圍的減小，由于孔出口面積減小，低溫比區(qū)域的深度有所增加；雙耳孔的穿透力最小，且在出口處有漩渦生成，有助于提升冷卻氣流的貼壁面效果，使熱氣側(cè)的壁面溫度降低，進(jìn)而使T0降低。

冷卻氣流通過基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔、收斂孔和雙耳孔射出后與高溫主流發(fā)生強(qiáng)烈的卷吸摻混，從而形成復(fù)雜的流場渦系結(jié)構(gòu)，其中腎形渦對占據(jù)主導(dǎo)作用。圖9為M=1.33時，不同孔型結(jié)構(gòu)出氣側(cè)的流場渦結(jié)構(gòu)及溫度場分布圖，并給出了基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔、收斂孔和雙耳孔沿流向方向的渦系發(fā)展過程，腎形渦對的尺寸沿流向方向逐漸大，強(qiáng)度逐漸降低。許多研究表明在腎形渦對的作用下，在氣膜孔出口位置附近，冷卻氣流對熱氣側(cè)表面有一定的覆蓋作用。與基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔、收斂孔相比，雙耳孔在Y/D1=0～40之間時，腎形渦對的尺寸較小，強(qiáng)度較弱，對渦中心的間距也逐漸增大。所以，與基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔、收斂孔相比，雙耳孔冷卻氣流與主流的卷吸摻混程度相對較低，從而使冷卻氣流能夠在固體熱氣側(cè)表面貼壁流動(從圖8流線可以看出)。同時，雙耳孔出口的冷卻氣流沿橫向的分布更廣，熱氣側(cè)表面的溫度大幅度降低，提高了冷卻性能。

圖8 M=1.33時不同孔型冷氣出氣側(cè)流向中心截面的流線分布圖

圖10為吹風(fēng)比1.33時，不同孔型結(jié)構(gòu)出氣側(cè)沿流向各展向截面的湍動能云圖，從圖10中可以看出，基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔、收斂孔和雙耳孔隨Y/D1的增大，湍動能有明顯降低，且漩渦位置有所下降。與基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔和收斂孔相比，雙耳孔在出氣側(cè)的湍動能分布和流線都產(chǎn)生變化，其橫向擴(kuò)散區(qū)域更廣，旋渦強(qiáng)度更小，高湍動能區(qū)域的范圍更小，冷卻氣流的覆蓋面積更大，熱氣側(cè)壁面的冷卻效率更高。隨著Y/D1的增大，基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔和收斂孔的湍動能逐漸減弱，對渦中心出現(xiàn)略微地分離，而雙耳孔在出氣側(cè)的湍動能減弱程度較慢，且對渦中心分離明顯，進(jìn)一步增大了冷卻氣流的覆蓋面積，從而提高了熱氣壁面的冷卻效率。

從圖11可以看出，在同一吹風(fēng)比下，擴(kuò)散孔的Cd明顯高于基準(zhǔn)孔、收斂孔、雙耳孔。隨吹風(fēng)比增大，擴(kuò)散孔、收斂孔、雙耳孔的Cd逐漸減小，而基準(zhǔn)孔的Cd變化不顯著。在中等吹風(fēng)比情況下，雙耳孔與基準(zhǔn)孔的Cd較為接近；在高吹風(fēng)比情況下，雙耳孔比基準(zhǔn)孔的Cd更低。在M=0.67時，與基準(zhǔn)孔相比，擴(kuò)散孔、收斂孔和雙耳孔的Cd分別提高了13.7%、7.6%和3.1%；在M=1.33時，與基準(zhǔn)孔相比，擴(kuò)散孔、收斂孔和雙耳孔的Cd分別提高了13.4%、7.1%和3.2%；在M=2.01時，與基準(zhǔn)孔相比，擴(kuò)散孔的Cd提高了13.7%，收斂孔的Cd沒有變化，但雙耳孔的Cd降低3.1%。

圖9 M=1.33時，不同孔型出氣側(cè)的流場渦結(jié)構(gòu)及溫度場分布

圖10 M=1.33時，不同孔型結(jié)構(gòu)出氣側(cè)沿流向各展向截面的湍動能云圖

圖11 不同吹風(fēng)比下不同孔型的Cd變化規(guī)律

2.2 換熱特性分析

圖12為M=1.33時，不同孔型氣膜孔出口熱氣側(cè)壁面的冷卻效率云圖，從圖12可以看出，不同孔型氣膜孔出口熱氣側(cè)壁面的冷卻效率云圖整體呈現(xiàn)出一定的對稱性，與基準(zhǔn)孔相比，擴(kuò)散型孔、收斂型孔和雙耳孔出口的冷卻效率有顯著提升，低冷卻效率區(qū)域的面積減小，且起始位置逐漸后移。雙耳孔結(jié)構(gòu)出口的冷卻效率最高，與其他結(jié)構(gòu)相比，冷卻效率沒有低于0.447的區(qū)域，同時橫向擴(kuò)散范圍增大，下游換熱性能提高，因此熱氣側(cè)壁面的冷卻效率提高。

圖12 M=1.33時不同孔型出口熱氣側(cè)壁面的冷卻效率分布云圖

圖13為吹風(fēng)比在0.67～2.01情況下4種孔型的氣膜孔中心線的冷卻效率分布曲線，圖14為吹風(fēng)比在0.67～2.01情況下4種孔型的氣膜孔展向(Y/D1=5)的冷卻效率分布曲線。從圖中可以看出，在Y/D1=10～40之間時，雙耳孔的氣膜冷卻效率整體趨勢高于基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔和收斂孔，主要是因?yàn)殡p耳孔在出口處形成的冷氣覆蓋面比其他3種孔型更廣，冷卻效果更好，而收斂孔的冷卻效率又高于基準(zhǔn)孔和擴(kuò)散孔；在M=1.33時，雙耳孔的氣膜冷卻效率提升效果最為顯著，在靠近出口位置的冷卻效果明顯更高，且在遠(yuǎn)離出口位置的氣膜冷卻效果也高于基準(zhǔn)孔和擴(kuò)散孔，這是由于冷卻氣流在雙耳孔出口位置處的橫向擴(kuò)散和強(qiáng)度較弱的腎形渦對共同作用的結(jié)果。在展向方向雙耳孔的氣膜冷卻效率明顯高于其他3種氣膜孔，氣膜冷卻效率按雙耳孔、收斂孔、擴(kuò)散孔、基準(zhǔn)孔依次降低，隨吹風(fēng)比的增大，4種氣膜孔的冷卻效率都有一定程度的提高。在氣膜孔中心線上的氣膜冷卻效率最高，向兩側(cè)依次降低。

圖13 M=0.67～2.01時4種孔型的氣膜孔中心線的冷卻效率分布曲線

圖14 M=0.67～2.01時4種孔型氣膜孔的展向(Y/D1=5)冷卻效率分布曲線

從圖15可以看出，在同一吹風(fēng)比下，雙耳孔出氣側(cè)的η明顯優(yōu)于基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔和收斂孔。隨著吹風(fēng)比增大，基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔、收斂孔 和雙耳孔的η顯著提高，但η的增幅變小。在M=0.67時，與基準(zhǔn)孔相比，雙耳孔出氣側(cè)的η提高了11.7%，但擴(kuò)散孔和收斂孔出氣側(cè)的η分別降低了4.6%和6.7%。在M=1.33時，與基準(zhǔn)孔結(jié)構(gòu)相比，雙耳孔出氣側(cè)的η提高了7.5%，但擴(kuò)散孔和收斂孔出氣側(cè)的η分別降低了3.2%和4.4%。在M=2.01時，與基準(zhǔn)孔相比，擴(kuò)散孔和雙耳孔出氣側(cè)的η分別提高了1.0%和8.7%，但收斂孔出氣側(cè)的η沒有變化。

在M=1.33時，雙耳孔的Cd比基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔、收斂孔更低，但雙耳孔出氣側(cè)的η明顯優(yōu)于基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔、收斂孔。雙耳孔的Cd僅提高了3.2%，但是η提高了7.5%。

圖15 不同吹風(fēng)比下不同孔型氣膜孔出氣側(cè)η變化曲線

圖16是4種孔形的氣膜孔出口中心線壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)比h/h0沿流向的分布情況，圖17是Y/D1=5截面4種孔形表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)比沿展向的分布情況。從圖16和17可以看出，M=0.67時，在Y/D1=0～80區(qū)域，在流向方向雙耳孔出口壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)比明顯低于其他3種氣膜孔，冷卻效果更好；雙耳孔展向方向的壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)比明顯低于其他3種孔型。Y/D1>80時，雙耳孔出口的壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)比高于擴(kuò)散孔，但低于基準(zhǔn)孔和收斂孔。隨吹風(fēng)比的增大，雙耳孔與其他孔型表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)比的交點(diǎn)位置提前；在氣膜孔下游區(qū)域，雙耳孔出口壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)比較高，且趨勢逐漸平緩，與其他3種氣膜孔的差值逐漸減??；當(dāng)M=0.67時，基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔和收斂孔流向和展向方向的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)比依次降低，但相差不大。

圖16 M=0.67～2.01時4種孔型中心線壁面的傳熱系數(shù)比曲線

圖17 M=0.67～2.01時Y/D1=5截面4種孔形表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)比沿展向的分布曲線

3 結(jié) 論

本文利用CFD軟件分析了在不同吹風(fēng)比下傳統(tǒng)圓柱孔、擴(kuò)散孔、收斂孔和雙耳孔出氣側(cè)壁面氣膜冷卻的流動換熱和冷卻特性，揭示雙耳孔氣膜冷卻的物理機(jī)制。冷卻氣流通過基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔、收斂孔和雙耳孔等氣膜孔射出后與高溫主流發(fā)生卷吸摻混，形成復(fù)雜的流場渦系結(jié)構(gòu)，其中腎形渦對占據(jù)主導(dǎo)作用。研究結(jié)果表明：

1)腎形渦對的尺寸沿流向方向逐漸增大，強(qiáng)度逐漸降低，在氣膜孔出口位置附近，冷卻氣流對熱氣側(cè)壁面有較好的覆蓋作用。與基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔、收斂孔相比，雙耳孔在Y/D1=0～40時，腎形渦對的尺寸較小，強(qiáng)度較弱，對渦中心的間距也逐漸增大。雙耳孔的冷卻氣流沿展向的分布更廣，熱氣側(cè)壁面溫度大幅度降低，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)比低，冷卻性能提高。

2)在M=2.01時，與基準(zhǔn)孔相比，擴(kuò)散孔的Cd提高了13.7%，展向h/h0降低了1.5%；收斂孔的Cd沒有變化，展向h/h0降低了2.7%；但雙耳孔的Cd卻降低3.1%，展向h/h0降低了11.25%。

3)在M=0.67～2.01，Y/D1=10～40之間時，雙耳孔的氣膜冷卻效率整體趨勢高于基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔和收斂孔，收斂孔的氣膜冷卻效率明顯高于基準(zhǔn)孔和擴(kuò)散孔，這是由于冷卻氣流在雙耳孔出口位置處的橫向擴(kuò)散和強(qiáng)度較弱的腎形渦對共同作用的結(jié)果。

4)在M=1.33時，出氣側(cè)雙耳孔結(jié)構(gòu)比擴(kuò)散孔和收斂孔的Cd更低，但高于基準(zhǔn)孔，在Y/D1<40時，雙耳孔的h/h0最低。雙耳孔陣列排布的流向范圍在Y/D1<40時效果更好。出氣側(cè)展向方向雙耳孔的η明顯優(yōu)于基準(zhǔn)孔、擴(kuò)散孔、收斂孔。