径向进气旋转盘腔换热特性试验研究

于霄，吕多，李红莲，夏梦

（1.中航工业沈阳发动机设计研究所，沈阳110015；2.北京航空航天大学航空发动机气动热力国防科技重点实验室，北京100083）

径向进气旋转盘腔换热特性试验研究

于霄1,2，吕多1，李红莲1，夏梦1

（1.中航工业沈阳发动机设计研究所，沈阳110015；2.北京航空航天大学航空发动机气动热力国防科技重点实验室，北京100083）

为分析流量系数和旋转雷诺数对径向进气旋转盘换热效果的影响，采用试验方法对径向进气旋转盘腔的换热特性进行了研究。通过测试不同工况下的旋转盘表面温度，获得了局部努赛尔数分布和平均努赛尔数的变化规律。试验结果表明：由于径向进气旋转盘腔内流动复杂，旋转盘面局部对流换热系数受流动影响出现多头分布的规律；同时，随着旋转雷诺数和流量系数的增大，转盘的平均努赛尔数增大，平均换热效果增强。

旋转盘；径向进气；换热特性；流量系数；旋转雷诺数；燃气轮机

0 引言

为了保证地面燃气轮机可靠、高效地工作，现代燃气轮机都设计有复杂的空气系统。典型燃气轮机空气系统是从2级压气机盘间隙引气，经过2个盘之间的旋转腔流向盘心，并经盘轴间空腔向后和向前流动，以冷却热端部件和实现密封功能，这种引气流动形式被称为径向进气轴向出流的旋转盘腔流动。空气系统中引气部分的设计是空气系统优化设计中的关键技术，所以研究径向进气旋转盘腔的流动换热特性对于空气系统优化设计具有非常重要的意义。径向进气旋转盘腔内的流动复杂，影响因素众多，旋转盘面的换热特性受流动影响，所以精确的换热规律不易得出。同时由于旋转效应对测试信号的影响，会导致测试误差增加，所以试验的准确性很难控制。在20世纪60年代，国外开始对旋转盘腔进行了比较系统的理论分析和试验研究，其中Firouzian、Owen、Chew[1-9]等对径向进气旋转盘腔理论模型的流动和换热进行了大量研究，并将其称为源—汇流动。中国的徐国强[10]、吉洪湖[11]、罗翔[12]、于霄[13-15]等对其他进气方式（如中心进气、高位进气等）的旋转盘进行了一些试验方面的研究，但对径向进气旋转盘腔研究较少。

本文模拟地面燃气轮机的实际工作环境，将真实燃气轮机压气机部分的盘腔流动简化为径向进气旋转盘腔模型，对其换热特性进行试验研究，并分析总结其流动换热规律。

1 试验装置和测试手段

目前，国内外多采用变色液晶和热电偶测量换热特性，但由于是旋转换热试验，如何将旋转信号准确地传输到静止采集设备，成为试验的关键技术，本文采用热电偶作为测量感受部件，应用旋转遥测系统解决旋转信号的传输，获得了较好的试验效果。

1.1 试验装置

典型的航空发动机空气系统引气方式如图1所示，为模拟冷气在压气机盘腔中的流动而设计的试验台如图2所示，试验件模型如图3所示。

图1 冷气在压气机部分的流动

图2 试验台

图3 试验件模型

试验工作在北京航空航天大学航空发动机气动热力国防科技重点试验室多功能旋转试验台上完成。该试验平台可以完成转速为3000 r/min以下，流量为1500 kg/h以内的旋转部件的流动与换热试验。

试验设备供气系统提供压缩空气流经调节和稳压装置，然后经20个均布进气孔进入试验段的腔体，再经旋转盘外缘2盘罩间形成的环形缝隙进入旋转盘腔，沿盘面径向内流，对盘面进行冷却，最后在盘心处轴向流出，其流量由热式气体质量流量计测量，在0～1500 kg/h之间可调。进口间隙S2=11 mm，2盘间距S1=38 mm，旋转盘直径为670 mm。驱动试验盘的动力装置是1台30 kW的交流电机，其转速由电磁调速控制器进行调节和控制,其最大转速为1200 r/min，经变比为1∶3的皮带轮带动空心主轴旋转。在试验时，主轴的转速可在0～3600 r/min内连续变化，由光电式数字转速表测定。

试验采用电加热方式模拟实际燃气轮机中叶片传导到盘的热量。通过碳刷式引电器，将直流电引到旋转盘外缘的加热电阻片上进行电加热。

1.2 试验组件

试验组件如图4所示，试验盘采用45号钢加工，其厚度为20 mm，直径为670 mm。试验盘的外缘紧贴有加热电阻片，为了固定及绝缘，在电阻片和辅助盘间填充耐火绝缘水泥。为简化计算模型，对试验盘背面及加热边进行绝热处理，在其中填充酚醛树脂泡沫和发泡胶等绝热材料。试验盘迎风面沿径向布置了13对Φ=0.5 mm的铜-康铜热电偶。在不同半径处垂直于旋转盘的表面开有Φ=1.5 mm的通孔，其与盘心距离分别为85、93、115、135、155、175、195、215、235、255、275、295、315 mm。在试验盘的迎风面靠近孔处，沿周向开有深和宽各为1.5 mm、长为10 mm的引线槽。测温的热电偶从试验盘背面经小孔引到试验盘迎风表面，将引线埋在小槽内，热电偶测点焊接在转盘表面的金属上，然后用绝缘导热硅胶将小槽抹平，以避免干扰流场。在试验盘盘缘的加热边上共布置了6个热电偶，距迎风面的距离分别为0、5、6.2、10、14、15 mm。所有热电偶从试验盘的背面引到空心轴后再与随主轴一起旋转的遥测信号发射装置相连接。

图4 试验组件

1.3 测试方法

试验信号有静止信号和旋转信号2种。静止信号采用ADAM温度采集模块直接采集，信号稳定，校正后误差很小。本试验采用无线遥测技术，应用单独开发的旋转遥测仪测试，测试信号由遥测信号发射装置发出后，由遥测信号接受装置接收，然后由计算机采集。旋转遥测系统信号相对稳定，温度测量误差可控制在±0.5℃以内。

1.4 数据处理方法

试验的主要目的是要确定不同工况下旋转盘表面的局部对流换热系数h、平均努塞尔数Nuav，因此需要知道旋转盘面的局部热流密度分布。但在高速旋转的盘上测量盘面各点的热流密度极为困难。因此，试验只测得了旋转盘冷却表面和加热表面的温度分布和其他表面绝热，如果假设旋转盘是轴对称模型，则边界条件是封闭的，如图5所示。可以通过求解LAPLACE方程得到旋转盘内的温度分布，进而求得热流密度。本文分析的是稳态温度场试验数据，所以根据热平衡条件，旋转盘表面传导出的热量等于冷气对流换热带走的热量，则下式成立

图5 旋转盘表面传热分析

式中：q为壁面导出的热流，可以从LAPLACE方程求得；Qeff为有效的总加热量；h为盘表面局部对流换热系数；hav为盘表面局部对流换热系数；R为转盘外径；r为当地转盘半径；λ为流体导热系数；Tw为转盘表面温度；T为冷气进口温度。

其中，式（1）为局部对流换热系数的计算方法，式（2）为平均对流换热系数的计算方法，式（3）为局部努赛尔数Nu的计算方法，式（4）为平均努赛尔数Nu的计算方法。根据式（1）～（4）可以得到平均努赛尔数随流量系数和旋转雷诺数的变化规律。

2 试验结果分析

2.1 误差分析

试验误差有直接测量误差和间接测量误差。本文直接测量误差：温度测试误差为±0.5℃，流量测试误差为5%，转速测量误差为±1 r/min。同时，在传热试验中，由于在试验中采用的绝热材料并不能完全绝热，因此必须考虑由热损失引起的误差。文献[8]详细分析了热损失对试验结果的影响，本文计算中采用了该分析方法。综合分析以上影响因素，根据误差传递原理，分析得出努赛尔数的误差应该为10%～30%，可以接受。

2.2 盘面温度分布

在不同工况下转盘表面的温度分布如图6所示。从图中可见，在同一流量、不同转速的各种工况下，随着旋转盘半径的增加，盘面温度逐渐上升，且温度梯度不断增大。这是由于采用盘缘加热的方法所导致的，热量从盘缘（高半径处）向盘心（低半径处）传导，同时在高半径处，热边界层刚刚形成，冷气与盘面进行的对流换热较强；在低半径处，由盘缘传导来的热量较少致使温度逐渐趋于平缓，在盘心处由于绝热，温度梯度几近为零。

图6 不同转速时盘面温度分布

加热量不变，流量一定，随着转速的提高，换热得到强化，盘面温度总体呈下降趋势，但温度分布规律无明显变化；同样，加热量不变，转速一定，随着流量的增加，换热也会得到强化，盘面温度同样总体呈现下降的规律。

为了给转盘第1类边界条件进行温度场计算，盘面温度按如下曲线拟合为

该曲线能较好地拟合试验测得的盘面温度，如图6中的实线所示。

2.3 盘面局部努赛尔数分布

计算得到了旋转盘表面的局部对流换热系数和局部努赛尔数，局部对流换热系数随转雷诺数Reω（Reω=ωR2/v，式中：ω为转盘角速度，v为运动黏度）和进气流量系数Cw（Cw=m/μR，式中：m为进气流量，为气体动力黏度）的变换规律如图7所示,横坐标表示半径。

图7 转盘表面局部对流换热系数分布

从图7中可见，局部对流换热系数沿半径呈现多头分布的规律，这是由径向进气旋转盘腔流动的特点决定的。径向进气旋转盘腔的流动称为源-汇流动，流动结构如图8所示。靠近盘缘处,旋转盘面与流体的相对切向速度最大，同时由于入口效应，边界层很薄，换热较强。沿半径向盘心，边界层逐渐增厚，换热强度逐渐降低；在高半径（r=0.25 m）处，由于流体回流，速度降低，换热强度达到第1个低点；在低半径处，由于径向进气旋转盘腔流动的特点，顺转向哥氏力对流体加速，使流体速度的切向分量增加，所以换热增强，导致对流换热系数增大，出现又1个高点。局部对流换热系数的多头分布验证了径向进气旋转盘腔流动的复杂，对径向进气旋转盘腔流换热规律的研究也应该沿半径详细分析计算，而不能仅仅分析平均效果。

图8 转盘表面局部努赛尔数分布

从图8中可见，根据试验结果可以得出局部努赛尔数Nu随着旋转雷诺数Reω和进气流量系数Cw的变化规律：随旋转雷诺数和进气流量系数的增大，局部努赛尔数Nu有总体上升的趋势。

2.4 盘面平均努赛尔数

图9 转盘表面平均努赛尔数分布

平均努赛尔数在工程应用比较广泛。平均努赛尔数随旋转雷诺数和流量系数的变化规律如图9所示。由于流量和转速的增加都会强化换热，所以图9（a）中平均努赛尔数随着流量系数的增大而增加，在流量系数较小时变化梯度较大，但随流量系数的增大，变化趋势趋于平缓，表明在流量系数较小情况下，旋转雷诺数对Nu的影响明显。图9（b）表明，在流量系数一定的情况下，旋转雷诺数的增加使平均努赛尔数增大，并基本呈线性变化，由于随旋转的增加，黏性力作用明显，导致流体速度的切向分量（转速）迅速增加，强化换热，无论试验还是理论分析都证明，在较高工作状态下，平均努赛尔数受旋转雷诺数的影响更明显。

3 结论

（1）径向进气旋转盘表面温度分布呈现出外高内低的形态，试验和数值模拟都证明表面温度可以用2次曲线进行近似准确拟合。

（2）径向进气旋转盘表面的局部对流换热系数呈现多头分布，在高半径区域（r＞0.25 m），随着半径的增大而迅速增大，在低半径区域（r＜0.25 m），局部对流换热系数变化平缓，沿半径向盘心有增大的趋势，这是由径向进气旋转盘腔的流动特点所决定的。

（3）旋转雷诺数和流量系数的增大，都会使旋转盘的平均对流换热系数和平均努赛尔数增大，增强旋转盘的换热效果。

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Experimental Investigation on Heat Transfer Characteristics in a Rotating Disk with a Radial Inflow

YU Xiao1，2，LYU Duo1，LI Hong-lian1，XIA Meng1
（1.AVIC Shenyang Engine Design and Research Institute,Shenyang 110015,China; 2.National Key Laboratory on Aeroengines,Beihang University,Beijing 10083,China）

In order to analyze the effect of flow coefficient and rotating Reynolds number on the heat transfer in rotating disk with radial inflow,its characteristics were studied by the experimental method.The distribution of local Nusselt number and change rules of averaged Nusselt number were obtained by testing surface temperature of rotating disk in different working conditions.The experiment results show that the local convection coefficient has multi-head distribution in a rotating disk with a radial inflow due to the complicated flow.The averaged Nusselt number and heat transfer effect were increased with the increase of the rotating Reynolds number and flow coefficient.

rotating disk；radial inflow；heat transfer characteristics;flow coefficient;rotating Reynolds number;gas turbine

231.1

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2014.05.004

2013-05-07基金项目：航空动力基础研究项目资助

于霄（1972），男，博士，高级工程师，从事航空发动机内流冷却和热分析的设计工作；E-mail:yx-mail@sohu.com。

于霄，吕多，李红莲，等.径向进气旋转盘腔换热特性试验研究[J].航空发动机，2014，40（5）：18-22.YU Xiao，LYU Duo，LI Honglian et al. Experimental investigation on heat transfer characteristics in a rotatingdisk with a radial inflow[J].Aeroengine，2014，40（5）：18-22.