王 蕾 ，韓光祿 ，羅 翔 ，于 宵 ，李 毅

高壓渦輪后腔流阻特性與瞬態(tài)換熱試驗(yàn)研究

王 蕾1,2，韓光祿1,3，羅 翔1，于 宵4，李 毅4

（1.北京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京100191；2.西安航空學(xué)院飛行器學(xué)院，西安710077；
3.北京華清燃?xì)廨啓C(jī)與煤氣化聯(lián)合循環(huán)工程技術(shù)有限公司，北京100084；4.中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng)110015）

在航空發(fā)動(dòng)機(jī)二次流系統(tǒng)中,渦輪盤腔的流動(dòng)和換熱問(wèn)題伴隨著復(fù)雜的幾何、流動(dòng)及熱邊界條件,為探究其流場(chǎng)和換熱特性對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)的重要作用，對(duì)一具有預(yù)旋進(jìn)氣孔和高、低半徑出口的高壓渦輪后腔內(nèi)的流阻特性和轉(zhuǎn)盤盤面的換熱特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究，主要應(yīng)用瞬態(tài)液晶測(cè)試技術(shù)對(duì)轉(zhuǎn)盤表面的對(duì)流換熱特性進(jìn)行了測(cè)量。在試驗(yàn)中，旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)Reφ變化范圍為8×1 05～1.0×1 06，無(wú)量綱二次流量（流量系數(shù)）CW變化范圍為5.29×1 03～1.1 9×1 04。試驗(yàn)結(jié)果表明：腔內(nèi)壓力及流阻特性受進(jìn)氣流量CW和轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速Reφ的影響；轉(zhuǎn)盤表面的換熱隨著半徑的遞增以及預(yù)旋比βp的增大而增強(qiáng)；出口湍流參數(shù)λT對(duì)換熱特性影響很小。

高壓渦輪；盤腔；壓力損失；換熱；航空發(fā)動(dòng)機(jī)

0 引言

現(xiàn)代高性能航空發(fā)動(dòng)機(jī)追求高推重比、高可靠性和低耗油率，提高渦輪前燃?xì)鉁囟群吞岣咴鰤罕仁?個(gè)重要手段。隨著渦輪前燃?xì)鉁囟鹊奶岣?，渦輪部件的可靠性問(wèn)題日益成為設(shè)計(jì)人員關(guān)注的焦點(diǎn)。在渦輪盤腔冷卻系統(tǒng)中，為追求高冷卻效率，并滿足結(jié)構(gòu)緊湊和質(zhì)量輕的要求，在實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)中必須了解盤腔內(nèi)流場(chǎng)的流動(dòng)和換熱特性。

在航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪熱端部件冷卻和換熱領(lǐng)域，經(jīng)過(guò)幾十年的發(fā)展，國(guó)內(nèi)外學(xué)者采用了理論分析、數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)的方法進(jìn)行了廣泛的探索，獲得了大量的計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)數(shù)據(jù)，具有重要的參考價(jià)值。Meierhofer和Franklin（1981）[1]最早測(cè)量研究了直接供氣結(jié)構(gòu)中預(yù)旋對(duì)接收孔內(nèi)冷氣溫度的影響，結(jié)果證明采用預(yù)旋后可顯著降低渦輪盤上接收孔內(nèi)冷氣的相對(duì)總溫；Owen和Rogers[2]對(duì)直接換熱的轉(zhuǎn)靜系盤腔進(jìn)行了總體研究，在直接換熱形式下的預(yù)旋系統(tǒng)中，預(yù)旋孔的偏轉(zhuǎn)方向與轉(zhuǎn)盤旋轉(zhuǎn)方向一致，從而降低了進(jìn)入接收孔氣體的相對(duì)溫度；Youyou Yan和Gord等[3]采用計(jì)算和試驗(yàn)的方法研究了1個(gè)典型轉(zhuǎn)靜系盤腔中的氣體流動(dòng)情況；Metzger[4]研究了射流位置、噴嘴與轉(zhuǎn)盤間距、射流孔數(shù)對(duì)自由旋轉(zhuǎn)盤換熱的影響。

將具有在一定溫度范圍內(nèi)顯色性質(zhì)的熱色液晶用于瞬態(tài)試驗(yàn)，能夠方便地獲得轉(zhuǎn)子部件的溫度場(chǎng)，為渦輪盤腔的換熱研究帶來(lái)便利。Newton（2002）[5]詳細(xì)介紹了1種新型的用窄幅熱色液晶測(cè)量旋轉(zhuǎn)盤面換熱系數(shù)的瞬態(tài)試驗(yàn)方法，并對(duì)直接供氣的預(yù)旋結(jié)構(gòu)進(jìn)行了嘗試性試驗(yàn)；Lock等（2003）采用Newton提出的熱色液晶瞬態(tài)法對(duì)直接供氣的預(yù)旋結(jié)構(gòu)進(jìn)行換熱試驗(yàn)，利用頻閃燈及數(shù)碼攝像機(jī)首次以試驗(yàn)給出了旋轉(zhuǎn)盤接收孔周圍的2維努塞爾數(shù)分布，盤面換熱系數(shù)在接收孔附近呈周期性分布，其余區(qū)域呈軸對(duì)稱分布，在流量較小時(shí)，盤面換熱表現(xiàn)為邊界層流動(dòng)的黏性控制（viscous regime）特點(diǎn)，流量較大時(shí)則受預(yù)旋主流的影響較大，為慣性控制（inertial regime）特點(diǎn)；Farzaneh-Gord等（2003）[7]對(duì)“Bath 結(jié)構(gòu)”進(jìn)行了 3維穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬，并將計(jì)算結(jié)果與Lock的瞬態(tài)換熱試驗(yàn)進(jìn)行了對(duì)比；Bunker、Metzger和Wittig[8]使用熱色液晶測(cè)溫技術(shù)測(cè)量了進(jìn)氣位置不同時(shí)帶罩旋轉(zhuǎn)盤面的局部對(duì)流換熱特性；Youyou Yan 和 Owen（2002）[9]分析了在來(lái)流溫度階躍情況下，采用瞬態(tài)法測(cè)量對(duì)流換熱系數(shù)時(shí)的試驗(yàn)誤差；Owen等[10-13]使用液晶并采用瞬態(tài)法對(duì)各種渦輪盤腔結(jié)構(gòu)進(jìn)行了局部換熱系數(shù)的測(cè)量和數(shù)值計(jì)算，經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)根據(jù)氣體初始溫度和階躍后溫度，選擇適當(dāng)?shù)囊壕э@色溫度范圍，可以減小試驗(yàn)誤差；R.P.Roy等[14]利用計(jì)算和試驗(yàn)的方法研究了轉(zhuǎn)、靜系盤腔轉(zhuǎn)盤表面的溫度場(chǎng)和對(duì)流換熱系數(shù)；G.D.Lock、Y.Yan、J.M.Owen 等[15]使用熱色液晶對(duì)帶預(yù)旋的轉(zhuǎn)靜系盤腔內(nèi)換熱特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究，認(rèn)為局部努塞爾數(shù)分布由預(yù)旋比、旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)和湍流度決定。

本文將實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)的高壓渦輪盤后腔簡(jiǎn)化成帶有高半徑預(yù)旋進(jìn)氣的轉(zhuǎn)、靜系盤腔結(jié)構(gòu)，用試驗(yàn)方法研究了轉(zhuǎn)、靜系盤腔內(nèi)的流阻特性，并使用液晶測(cè)溫技術(shù)瞬態(tài)測(cè)量轉(zhuǎn)盤盤面的對(duì)流換熱系數(shù)。

1 試驗(yàn)設(shè)備及過(guò)程

試驗(yàn)在北京航空航天大學(xué)航空發(fā)動(dòng)機(jī)氣動(dòng)熱力國(guó)家級(jí)重點(diǎn)試驗(yàn)室的旋轉(zhuǎn)換熱多功能試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行。試驗(yàn)臺(tái)總體如圖1所示，主要包括基礎(chǔ)設(shè)備、盤腔試驗(yàn)件和測(cè)試系統(tǒng)3部分。

圖1 試驗(yàn)臺(tái)總體

主軸和轉(zhuǎn)盤驅(qū)動(dòng)裝置是1臺(tái)Z4-132-3的直流電動(dòng)機(jī)，其額定功率為30 kW，最高轉(zhuǎn)速為3600 r/min，其轉(zhuǎn)速由可控柜進(jìn)行調(diào)節(jié)和控制。試驗(yàn)時(shí)，主軸和轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速可在0～3000 r/min內(nèi)連續(xù)變化。轉(zhuǎn)速由紅外光電式轉(zhuǎn)速傳感器測(cè)定，其信號(hào)延遲時(shí)間小于1 ms，有利于在瞬態(tài)試驗(yàn)中捕捉波動(dòng)的信號(hào)?？諝饨?jīng)壓縮機(jī)壓縮后，儲(chǔ)存在儲(chǔ)氣罐中，經(jīng)過(guò)濾器提高了氣源的清潔度和干燥度，處理后進(jìn)入穩(wěn)壓罐穩(wěn)壓?？諝饬髁康拇笮∮砷y門調(diào)節(jié)，其值由熱式氣體質(zhì)量流量計(jì)（型號(hào)為DY-EP-VF，量程為1500 kg/h,精度為±1%）測(cè)量。

試驗(yàn)中對(duì)氣流采用電加熱，為滿足瞬態(tài)試驗(yàn)方法溫升響應(yīng)快、氣流溫度均勻的試驗(yàn)要求，在設(shè)計(jì)過(guò)程中對(duì)加熱網(wǎng)材料和網(wǎng)孔尺寸進(jìn)行了加熱性能試驗(yàn)，結(jié)果顯示直徑為40 μm編織結(jié)構(gòu)的不銹鋼網(wǎng)作為加熱材料可以滿足本試驗(yàn)對(duì)加熱器的要求，其典型加熱曲線如圖2所示，從圖中可見該加熱器能夠在3 s內(nèi)達(dá)到42℃的溫升。

圖2 加熱網(wǎng)典型加熱曲線

試驗(yàn)件的結(jié)構(gòu)是在實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪盤后腔結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，根據(jù)相似原理，進(jìn)行等比例放大（放大比例1.3），并簡(jiǎn)化得到。盤腔的總體結(jié)構(gòu)為轉(zhuǎn)、靜系盤腔，如圖3所示。靜盤上設(shè)計(jì)了周向均布的40個(gè)預(yù)旋進(jìn)氣孔，預(yù)旋角度為20°，預(yù)旋孔截面直徑為7.68 mm。氣流通過(guò)靜盤上的預(yù)旋孔進(jìn)入盤腔，分別由盤腔高半徑處周向的縫間隙出口和低半徑處徑向的縫間隙出口流出。同時(shí)，為了滿足拍攝轉(zhuǎn)盤盤面的需要，在靜盤主盤上開有扇形拍攝窗，扇形夾角為90°。

圖3 轉(zhuǎn)、靜系盤腔結(jié)構(gòu)

試驗(yàn)包括流動(dòng)試驗(yàn)和瞬態(tài)換熱試驗(yàn)2大部分，在整個(gè)測(cè)試系統(tǒng)中，氣體壓力測(cè)量設(shè)備使用的是電磁閥、壓力變送器、數(shù)字儀表等配件組成的壓力測(cè)試設(shè)備（測(cè)量精度為±2%）。測(cè)量靜溫采用Omega公司生產(chǎn)的T型（銅-康銅）熱電偶，配合亞當(dāng)測(cè)溫系統(tǒng)；T型（銅-康銅）熱電偶的精度可達(dá)到±0.3℃。對(duì)于轉(zhuǎn)盤壁面溫度的測(cè)量采用液晶測(cè)溫技術(shù)（TCL），具有非接觸、響應(yīng)快、信息量大、形象直觀的優(yōu)點(diǎn)，對(duì)于研究2維的瞬態(tài)溫度場(chǎng)有明顯優(yōu)勢(shì)。

本試驗(yàn)所噴涂的液晶為25℃的窄幅熱色液晶（R25C1W），顯色溫度區(qū)間為24.2～25.2℃。試驗(yàn)前要對(duì)液晶進(jìn)行標(biāo)定，得到色度Hue值與溫度值的對(duì)應(yīng)函數(shù)關(guān)系。熱色液晶標(biāo)定裝置如圖4所示。液晶標(biāo)定是在直徑為100 mm厚度為2 mm導(dǎo)熱系數(shù)約100 W/（m·K）的銅圓盤上進(jìn)行，圓盤的下表面用炭漿加熱膜加熱，將熱電偶布置在圓盤下表面的中心處，連接亞當(dāng)模塊將顯示溫度的電信號(hào)輸入計(jì)算機(jī)，并用VB程序計(jì)算得到溫度隨時(shí)間的變化值；銅圓盤與有機(jī)玻璃之間為夾布膠木定距環(huán)，螺栓連接固定。在標(biāo)定過(guò)程中，保證液晶膜層的厚度必須足夠薄以保證液晶的溫度與轉(zhuǎn)盤壁面溫度相同，并且經(jīng)歷相同的傳熱過(guò)程，夾布膠木定距環(huán)的尺寸與試驗(yàn)件轉(zhuǎn)盤與靜盤之間的距離相一致。液晶標(biāo)定在靜止件上進(jìn)行，有研究顯示，旋轉(zhuǎn)對(duì)于液晶標(biāo)定影響不大[11]；此外，標(biāo)定試驗(yàn)中的光源條件、光學(xué)路徑、加熱過(guò)程等條件均與瞬態(tài)換熱試驗(yàn)時(shí)的相同，從而保證液晶標(biāo)定曲線能夠適用于瞬態(tài)換熱試驗(yàn)中的數(shù)據(jù)處理。

圖4 熱色液晶標(biāo)定裝置

本次試驗(yàn)中的直接變量有3個(gè)：轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速、進(jìn)氣流量和盤腔低半徑出口流量。對(duì)應(yīng)的無(wú)量綱參數(shù)為旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)，進(jìn)氣預(yù)旋比 βp=Vφ,p/Ωrp和出口湍流參數(shù) λT=CW·Reφ0.8。本試驗(yàn)工況設(shè)計(jì)為：旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的變化范圍4×105≤Reφ≤1×106，進(jìn)氣預(yù)旋比變化范圍0.5～0.9，低半徑出口湍流參數(shù)變化范圍0.06～0.09。

2 試驗(yàn)方法

2.1 流阻特性試驗(yàn)

盤腔內(nèi)的流阻特性會(huì)對(duì)渦輪盤冷卻的效果產(chǎn)生重要影響，為了綜合評(píng)價(jià)轉(zhuǎn)、靜盤腔從進(jìn)口到出口的流阻特性，將引入無(wú)量綱壓差ξ進(jìn)行研究，其表征了由于系統(tǒng)進(jìn)出口總壓變化而引起的壓力損失，反映了流阻大小。

對(duì)于轉(zhuǎn)、靜系統(tǒng)來(lái)說(shuō)，ξ可表示為

式中：Δpω為離心增壓項(xiàng)

式中：p*in為進(jìn)口總壓；p*out為出口總壓；ω為旋轉(zhuǎn)角速度；r0為轉(zhuǎn)盤半徑；β為旋流系數(shù)，可由數(shù)值計(jì)算得到，也可作為經(jīng)驗(yàn)值查表得到[16]。

2.2 瞬態(tài)換熱試驗(yàn)

瞬態(tài)換熱試驗(yàn)原理可以概括為：根據(jù)半無(wú)限大平板假設(shè)，求解第3類邊界條件下的導(dǎo)熱微分方程，利用拉普拉斯變換和分離變量法，求解得到壁溫與時(shí)間及換熱系數(shù)的關(guān)系式。具體來(lái)說(shuō)，在本次瞬態(tài)換熱試驗(yàn)中，可以通過(guò)測(cè)量試驗(yàn)件表面的溫度及達(dá)到該溫度對(duì)應(yīng)的時(shí)間，再應(yīng)用1維半無(wú)限大平板的傅立葉方程，求出其對(duì)流換熱系數(shù)。

在試驗(yàn)條件下氣流溫度T（gτ）的表達(dá)式可以寫為1個(gè)多階階躍的過(guò)程

基于主流溫度為階躍級(jí)數(shù)形式變化的情況下，解可表述為

式中：T（x,τ）為τ時(shí)刻、模型內(nèi)部深度為x處的溫度；T0為模型和氣流的初始溫度；Tw為研究表面的壁面溫度；Tg為升高后的氣流溫度ρ，c，λ分別為試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷拿芏?、比熱容和?dǎo)熱系數(shù)；erfc（）為誤差函數(shù)，定義為

盤面任意1點(diǎn)的局部努塞爾數(shù)Nui定義為

式中：r為特征尺度，即該點(diǎn)當(dāng)?shù)厮诎霃?；hi為該點(diǎn)的局部換熱系數(shù)。

盤面平均努塞爾數(shù)Nu定義為

3 試驗(yàn)誤差分析

在試驗(yàn)過(guò)程中的測(cè)量誤差由試驗(yàn)條件和測(cè)試設(shè)備的精度所決定，整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程的誤差分析如下。

影響無(wú)量綱壓差ξ相對(duì)誤差的因素包括總壓、轉(zhuǎn)速以及流量的測(cè)量誤差，可表述為

根據(jù)式（1）、（2）、（7）,無(wú)量綱壓差的相對(duì)誤差范圍為±0.3%～±1.5%。

努塞爾數(shù)Nu的相對(duì)誤差由溫度測(cè)量誤差決定。根據(jù)Yan等[9]的研究，β的誤差可以表示為

式中：Θ為無(wú)量綱過(guò)余溫度

Θ的誤差可表示為

β進(jìn)一步推導(dǎo)為

其中

所以對(duì)流換熱系數(shù)h的相對(duì)誤差為

根據(jù)式（12）、（14）、（15）,對(duì)流換熱系數(shù) h 的相對(duì)誤差范圍為±2.8%～±8.1%。

3 流阻特性試驗(yàn)

Reφ=1.0×106、9.4×103，盤腔進(jìn)口與高半徑出口的無(wú)量綱壓差ξ1隨高半徑出口流量Cw1的變化關(guān)系如圖5所示。其中ξ1表示盤腔進(jìn)口與高半徑出口無(wú)量綱壓差。從圖中可見，ξ1隨CW1的增加而減小。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因可能是，CW1增大，即高半徑出口流量增大，則高半徑出口總壓增大，而進(jìn)口流量保持不變，進(jìn)口總壓不變，所以ξ1減小。

圖 5 Reφ=1.0×106，ξ1隨 C W1的變化關(guān)系

CW1=3.4×103，在不同進(jìn)口流量條件下，ξ1隨旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)Reφ的變化關(guān)系如圖6所示。從圖中可見，ξ1隨CWin增大而增大，即當(dāng)CWin增大，進(jìn)口總壓升高，在高半徑出口總壓不變的情況下，ξ1增大；ξ1隨著Reφ的增大而增大，由于預(yù)旋孔所在半徑位置十分接近上出口，因此轉(zhuǎn)盤旋轉(zhuǎn)對(duì)ξ1的影響不明顯，ξ1主要的影響因素是進(jìn)口流量CWin和高半徑出口流量CW1。

圖 6 C W1=3.4×103，ξ1隨 Reφ的變化關(guān)系

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，總結(jié)出無(wú)量綱壓差ξ1（阻力系數(shù)）的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式

將試驗(yàn)數(shù)據(jù)帶入驗(yàn)證，計(jì)算得到的高半徑出口流量理論值與實(shí)際值的相對(duì)誤差在17%以內(nèi)。

Reφ=1.0×106，在不同進(jìn)口流量條件下，盤腔進(jìn)口與低半徑出口的無(wú)量綱壓差ξ2隨低半徑出口流量CW2的變化關(guān)系如圖7所示。從圖中可見，ξ2隨著CW2的增加而減小；在固定CW2的情況下，ξ2隨著進(jìn)口流量CWin增大而增大?？梢該?jù)此分析，在Reφ一定的前提下，CW2增加，腔內(nèi)氣體向低半徑流動(dòng)，并且流出盤腔的流阻減小，總壓損失降低。盤腔2路出口存在共性：即CWin增大使阻力系數(shù)ξ增大。

圖 7 Reφ=1.0×106，ξ2隨 CW2的變化關(guān)系

CW2=4.6×103，在不同進(jìn)口流量條件下，ξ2隨旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)Reφ的變化關(guān)系如圖8所示。從圖中可見，ξ2隨CWin增大而增大。由于高位入流向低位流動(dòng)需要抵抗轉(zhuǎn)盤旋轉(zhuǎn)帶來(lái)的離心作用，轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速升高，離心作用增強(qiáng)，所以流阻增大，ξ2增加，總壓損失增加。

圖 8 CW2=4.6×103，ξ2隨 Reφ的變化關(guān)系

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，總結(jié)出無(wú)量綱壓差ξ2（阻力系數(shù)）的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式

將試驗(yàn)數(shù)據(jù)帶入驗(yàn)證，計(jì)算得到的低半徑出口流量理論值與實(shí)際值的相對(duì)誤差在17%以內(nèi)。

4 瞬態(tài)換熱試驗(yàn)

4.1 對(duì)流換熱系數(shù)分布

在轉(zhuǎn)速分別為400、600 r/min時(shí)，不同進(jìn)氣流量條件下，轉(zhuǎn)盤盤面的局部對(duì)流換熱系數(shù)h沿半徑的分布曲線如圖9、10所示。從圖中可見，h沿半徑遞增，圖中箭頭代表預(yù)旋孔所處的半徑位置，在此位置附近盤面對(duì)流換熱系數(shù)h值較大；h隨進(jìn)口流量增大而增大?？梢哉J(rèn)為：在預(yù)旋孔半徑附近盤面對(duì)流換熱效果最明顯，進(jìn)氣流量的增大加強(qiáng)了轉(zhuǎn)盤盤面附近的強(qiáng)迫對(duì)流，使換熱系數(shù)h增大。

圖9 轉(zhuǎn)速為400 r/min,h沿半徑分布

圖10 轉(zhuǎn)速為600 r/min,h沿半徑分布

進(jìn)氣流量為350 kg/h，h在不同轉(zhuǎn)速條件下沿半徑的分布曲線如圖11所示。從圖中可見，轉(zhuǎn)速升高使h減小。對(duì)于這種現(xiàn)象，可以從本試驗(yàn)中盤腔結(jié)構(gòu)的角度進(jìn)行分析。在自由盤條件下，轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速的提高使盤面對(duì)流換熱系數(shù)增大。對(duì)于本試驗(yàn)的盤腔結(jié)構(gòu)而言，進(jìn)氣預(yù)旋孔處在高位，其位置離高半徑出口很近，而盤面大部分區(qū)域的對(duì)流換熱系數(shù)取決于氣體由高位向低位流動(dòng)時(shí)，對(duì)盤面溫度邊界層的擾動(dòng)情況。由流阻特性試驗(yàn)結(jié)論可知，轉(zhuǎn)速升高時(shí)，氣體向低半徑流動(dòng)的流阻增大，使盤面大部分區(qū)域的強(qiáng)迫對(duì)流效果減弱，換熱系數(shù)減小。這方面的影響超過(guò)了因轉(zhuǎn)速升高加快盤面擾動(dòng)使h增大的影響，因此在本試驗(yàn)的范圍內(nèi)，轉(zhuǎn)速升高的綜合效果是使h減小。

圖11 流量為350 kg/h，h沿半徑分布

4.2 努塞爾數(shù)分布

盤面局部努塞爾數(shù)Nui=hir/λ。在旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)Reφ=0.6×106，不同流量系數(shù)CW下，局部努塞爾數(shù)Nui沿?zé)o量綱半徑r/R的分布曲線如圖12所示。局部努塞爾數(shù)Nui隨流量系數(shù)CW增大而增大。CW=1.0×104，在不同R eφ條件下，Nui沿?zé)o量綱半徑r/R的分布曲線如圖13所示。從圖中可見，局部努塞爾數(shù)Nui隨旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)Reφ增大而減小。

圖 12 Reφ=0.6×106，Nui沿?zé)o量綱半徑分布

圖13 C w=1.0×104，Nui沿?zé)o量綱半徑分布

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，總結(jié)出Nui的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式

將試驗(yàn)數(shù)據(jù)帶入驗(yàn)證，計(jì)算得到的Nui理論值與實(shí)際值相對(duì)誤差在18%以內(nèi)。

在Nui數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，由式（6）可以計(jì)算出Nuav。Nuav隨βp變化規(guī)律如圖14所示。從圖中可見，Nuav隨βp增大而增大。可以認(rèn)為，在本試驗(yàn)范圍內(nèi)，進(jìn)口流量增大或轉(zhuǎn)速降低使轉(zhuǎn)盤平均努塞爾數(shù)增大。

圖 14 Reφ=0.6×106，Nu av隨 βp變化規(guī)律

平均努塞爾數(shù)Nuav隨進(jìn)口流量CWin的變化規(guī)律如圖15所示。從圖中可見，Nuav隨CWin增大而增大，與h和Nui的變化規(guī)律一致。盤腔低半徑出口λT對(duì)Nuav的影響如圖16所示。從圖中可見，低半徑出口λT對(duì)Nuav的影響不明顯。

圖15 Nu av隨Cw in變化規(guī)律

圖16 Nu av隨低半徑出口λT變化規(guī)律

根據(jù)上述試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以得出結(jié)論：Nuav主要受到進(jìn)口流量CWin和旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)Reφ的影響。根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，總結(jié)出Nuav的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式

將試驗(yàn)數(shù)據(jù)帶入驗(yàn)證，計(jì)算得到的Nuav理論值與實(shí)際值相對(duì)誤差在16%以內(nèi)。

5 結(jié)論

（1）進(jìn)、出口無(wú)量綱壓差ξ（阻力系數(shù)）特性。

a.進(jìn)口與高半徑出口無(wú)量綱壓差ξ1（阻力系數(shù)）影響因素包括進(jìn)口流量CWin、高半徑出口流量CW1和旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù) Reφ。ξ1隨 CW1的增加而減小，ξ1隨 CWin增大而增大，Reφ對(duì)ξ1的影響不明顯。

b.進(jìn)口與低半徑出口無(wú)量綱壓差ξ2（阻力系數(shù)）影響因素包括進(jìn)口流量CWin、低半徑出口流量CW2和旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)Reφ。ξ2隨著CW2的增加而減小，在固定CW2的情況下，ξ2隨著進(jìn)口流量 CWin增大而增大，ξ2隨增大而增大。

（2）換熱特性。

a.轉(zhuǎn)盤盤面對(duì)流換熱系數(shù)h和局部努塞爾數(shù)Nui沿半徑遞增，在預(yù)旋孔半徑附近出現(xiàn)峰值。

b.隨進(jìn)口流量增大而增大，隨轉(zhuǎn)速升高而減小。局部努塞爾數(shù)Nui隨CWin增大而增大，隨Reφ增大而減小。在Reφ一定的前提下，平均努塞爾數(shù)Nuav隨預(yù)旋比增大而增大，換熱系數(shù)h和Nuav隨進(jìn)口流量增大而增大，盤腔下出口λT對(duì)Nuav的影響可以忽略不計(jì)。

c.轉(zhuǎn)盤盤面平均努塞爾數(shù)Nuav隨βp增大而增大，隨CWin增大而增大，低半徑出口λT對(duì)Nuav的影響不明顯。

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Experimental Study of Flow Resistance and Heat Transfer in Rotor-Stator Cavity for High Pressure Turbine

WANG Lei1,2,HAN Guang-lu1,3,LUO Xiang1,YU Xiao4,LI Yi4
（1.School of Power and Energy,Beihang University,Beijing 100191,China;2.School of Aireraft， Xi'an Aeronautical University,Xi'an 710077,China,3.Beijing Huaqing Gas Turbine and Gasification Co.Ltd.4.AECC Shenyang Engine Research Institute,Shenyang 110015,China）

In secondary air system of aeroengine,flow and heat transfer problems of turbine disc system usually appear with complex geometry,flow and thermal boundary condition.The flow distribution and heat transfer characteristics are of great importance to the engine design.The experimental investigations of flow resistance and heat transfer in a rotor-stator cavity with pre-swirl inlet nozzles and two outlets at both low radius and high radius were performed.Transient thermochromic Liquid Crystal （TLC） technique was employed to measure the convective heat transfer coefficient on the test surface of the rotating disk.Experiments were carried out with rotational Reynolds number （Reφ） varying from 8×105to 1.0×106and dimensionless flow rate （CW） ranging from 5.29×103to 1.19×104.Experimental results show that the characteristics of the pressure loss coefficient between inlet and outlet depends strongly on CWand Reφ.The heat transfer in all the conditions on the rotating disk is strengthened with the increase of the radius of disk as well as the high pre-swirl ratio（βp）.The turbulence flow parameter（λT） of outlet has little influence on the heat transfer.

high pressure turbine;rotor-stator cavity;pressure loss;heat transfer;aeroengine

V 231.1

A

1 0.1 3477/j.cnki.aeroengine.201 7.02.01 6

2016-10-11

王蕾（1988），女，碩士，研究方向?yàn)楹娇瞻l(fā)動(dòng)機(jī)傳熱；E-mail:495074022@qq.com。

王蕾，韓光祿，羅翔，等.高壓渦輪后腔流阻特性與瞬態(tài)換熱試驗(yàn)研究[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2017，43（2）：91-98.WANG Lei,HAN Guanglu,LUO Xiang,et al.Experimental study of flow resistance and heat transfer in rotor-stator cavity for hgh pressure turbine[J].Aeroengine，2017，43（2）：91-98.

（編輯：李華文）