于霄，呂多，李紅蓮，夏夢(mèng)

（1.中航工業(yè)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)研究所，沈陽(yáng)110015；2.北京航空航天大學(xué)航空發(fā)動(dòng)機(jī)氣動(dòng)熱力國(guó)防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100083）

徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔換熱特性試驗(yàn)研究

于霄1,2，呂多1，李紅蓮1，夏夢(mèng)1

（1.中航工業(yè)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)研究所，沈陽(yáng)110015；2.北京航空航天大學(xué)航空發(fā)動(dòng)機(jī)氣動(dòng)熱力國(guó)防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100083）

為分析流量系數(shù)和旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)對(duì)徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)換熱效果的影響，采用試驗(yàn)方法對(duì)徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔的換熱特性進(jìn)行了研究。通過(guò)測(cè)試不同工況下的旋轉(zhuǎn)盤(pán)表面溫度，獲得了局部努賽爾數(shù)分布和平均努賽爾數(shù)的變化規(guī)律。試驗(yàn)結(jié)果表明：由于徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔內(nèi)流動(dòng)復(fù)雜，旋轉(zhuǎn)盤(pán)面局部對(duì)流換熱系數(shù)受流動(dòng)影響出現(xiàn)多頭分布的規(guī)律；同時(shí)，隨著旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)和流量系數(shù)的增大，轉(zhuǎn)盤(pán)的平均努賽爾數(shù)增大，平均換熱效果增強(qiáng)。

旋轉(zhuǎn)盤(pán)；徑向進(jìn)氣；換熱特性；流量系數(shù)；旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)；燃?xì)廨啓C(jī)

0 引言

為了保證地面燃?xì)廨啓C(jī)可靠、高效地工作，現(xiàn)代燃?xì)廨啓C(jī)都設(shè)計(jì)有復(fù)雜的空氣系統(tǒng)。典型燃?xì)廨啓C(jī)空氣系統(tǒng)是從2級(jí)壓氣機(jī)盤(pán)間隙引氣，經(jīng)過(guò)2個(gè)盤(pán)之間的旋轉(zhuǎn)腔流向盤(pán)心，并經(jīng)盤(pán)軸間空腔向后和向前流動(dòng)，以冷卻熱端部件和實(shí)現(xiàn)密封功能，這種引氣流動(dòng)形式被稱為徑向進(jìn)氣軸向出流的旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔流動(dòng)。空氣系統(tǒng)中引氣部分的設(shè)計(jì)是空氣系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計(jì)中的關(guān)鍵技術(shù)，所以研究徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔的流動(dòng)換熱特性對(duì)于空氣系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計(jì)具有非常重要的意義。徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔內(nèi)的流動(dòng)復(fù)雜，影響因素眾多，旋轉(zhuǎn)盤(pán)面的換熱特性受流動(dòng)影響，所以精確的換熱規(guī)律不易得出。同時(shí)由于旋轉(zhuǎn)效應(yīng)對(duì)測(cè)試信號(hào)的影響，會(huì)導(dǎo)致測(cè)試誤差增加，所以試驗(yàn)的準(zhǔn)確性很難控制。在20世紀(jì)60年代，國(guó)外開(kāi)始對(duì)旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔進(jìn)行了比較系統(tǒng)的理論分析和試驗(yàn)研究，其中Firouzian、Owen、Chew[1-9]等對(duì)徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔理論模型的流動(dòng)和換熱進(jìn)行了大量研究，并將其稱為源—匯流動(dòng)。中國(guó)的徐國(guó)強(qiáng)[10]、吉洪湖[11]、羅翔[12]、于霄[13-15]等對(duì)其他進(jìn)氣方式（如中心進(jìn)氣、高位進(jìn)氣等）的旋轉(zhuǎn)盤(pán)進(jìn)行了一些試驗(yàn)方面的研究，但對(duì)徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔研究較少。

本文模擬地面燃?xì)廨啓C(jī)的實(shí)際工作環(huán)境，將真實(shí)燃?xì)廨啓C(jī)壓氣機(jī)部分的盤(pán)腔流動(dòng)簡(jiǎn)化為徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔模型，對(duì)其換熱特性進(jìn)行試驗(yàn)研究，并分析總結(jié)其流動(dòng)換熱規(guī)律。

1 試驗(yàn)裝置和測(cè)試手段

目前，國(guó)內(nèi)外多采用變色液晶和熱電偶測(cè)量換熱特性，但由于是旋轉(zhuǎn)換熱試驗(yàn)，如何將旋轉(zhuǎn)信號(hào)準(zhǔn)確地傳輸?shù)届o止采集設(shè)備，成為試驗(yàn)的關(guān)鍵技術(shù)，本文采用熱電偶作為測(cè)量感受部件，應(yīng)用旋轉(zhuǎn)遙測(cè)系統(tǒng)解決旋轉(zhuǎn)信號(hào)的傳輸，獲得了較好的試驗(yàn)效果。

1.1 試驗(yàn)裝置

典型的航空發(fā)動(dòng)機(jī)空氣系統(tǒng)引氣方式如圖1所示，為模擬冷氣在壓氣機(jī)盤(pán)腔中的流動(dòng)而設(shè)計(jì)的試驗(yàn)臺(tái)如圖2所示，試驗(yàn)件模型如圖3所示。

圖1 冷氣在壓氣機(jī)部分的流動(dòng)

圖2 試驗(yàn)臺(tái)

圖3 試驗(yàn)件模型

試驗(yàn)工作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)防科技重點(diǎn)試驗(yàn)室多功能旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)臺(tái)上完成。該試驗(yàn)平臺(tái)可以完成轉(zhuǎn)速為3000 r/min以下，流量為1500 kg/h以內(nèi)的旋轉(zhuǎn)部件的流動(dòng)與換熱試驗(yàn)。

試驗(yàn)設(shè)備供氣系統(tǒng)提供壓縮空氣流經(jīng)調(diào)節(jié)和穩(wěn)壓裝置，然后經(jīng)20個(gè)均布進(jìn)氣孔進(jìn)入試驗(yàn)段的腔體，再經(jīng)旋轉(zhuǎn)盤(pán)外緣2盤(pán)罩間形成的環(huán)形縫隙進(jìn)入旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔，沿盤(pán)面徑向內(nèi)流，對(duì)盤(pán)面進(jìn)行冷卻，最后在盤(pán)心處軸向流出，其流量由熱式氣體質(zhì)量流量計(jì)測(cè)量，在0～1500 kg/h之間可調(diào)。進(jìn)口間隙S2=11 mm，2盤(pán)間距S1=38 mm，旋轉(zhuǎn)盤(pán)直徑為670 mm。驅(qū)動(dòng)試驗(yàn)盤(pán)的動(dòng)力裝置是1臺(tái)30 kW的交流電機(jī)，其轉(zhuǎn)速由電磁調(diào)速控制器進(jìn)行調(diào)節(jié)和控制,其最大轉(zhuǎn)速為1200 r/min，經(jīng)變比為1∶3的皮帶輪帶動(dòng)空心主軸旋轉(zhuǎn)。在試驗(yàn)時(shí)，主軸的轉(zhuǎn)速可在0～3600 r/min內(nèi)連續(xù)變化，由光電式數(shù)字轉(zhuǎn)速表測(cè)定。

試驗(yàn)采用電加熱方式模擬實(shí)際燃?xì)廨啓C(jī)中葉片傳導(dǎo)到盤(pán)的熱量。通過(guò)碳刷式引電器，將直流電引到旋轉(zhuǎn)盤(pán)外緣的加熱電阻片上進(jìn)行電加熱。

1.2 試驗(yàn)組件

試驗(yàn)組件如圖4所示，試驗(yàn)盤(pán)采用45號(hào)鋼加工，其厚度為20 mm，直徑為670 mm。試驗(yàn)盤(pán)的外緣緊貼有加熱電阻片，為了固定及絕緣，在電阻片和輔助盤(pán)間填充耐火絕緣水泥。為簡(jiǎn)化計(jì)算模型，對(duì)試驗(yàn)盤(pán)背面及加熱邊進(jìn)行絕熱處理，在其中填充酚醛樹(shù)脂泡沫和發(fā)泡膠等絕熱材料。試驗(yàn)盤(pán)迎風(fēng)面沿徑向布置了13對(duì)Φ=0.5 mm的銅-康銅熱電偶。在不同半徑處垂直于旋轉(zhuǎn)盤(pán)的表面開(kāi)有Φ=1.5 mm的通孔，其與盤(pán)心距離分別為85、93、115、135、155、175、195、215、235、255、275、295、315 mm。在試驗(yàn)盤(pán)的迎風(fēng)面靠近孔處，沿周向開(kāi)有深和寬各為1.5 mm、長(zhǎng)為10 mm的引線槽。測(cè)溫的熱電偶從試驗(yàn)盤(pán)背面經(jīng)小孔引到試驗(yàn)盤(pán)迎風(fēng)表面，將引線埋在小槽內(nèi)，熱電偶測(cè)點(diǎn)焊接在轉(zhuǎn)盤(pán)表面的金屬上，然后用絕緣導(dǎo)熱硅膠將小槽抹平，以避免干擾流場(chǎng)。在試驗(yàn)盤(pán)盤(pán)緣的加熱邊上共布置了6個(gè)熱電偶，距迎風(fēng)面的距離分別為0、5、6.2、10、14、15 mm。所有熱電偶從試驗(yàn)盤(pán)的背面引到空心軸后再與隨主軸一起旋轉(zhuǎn)的遙測(cè)信號(hào)發(fā)射裝置相連接。

圖4 試驗(yàn)組件

1.3 測(cè)試方法

試驗(yàn)信號(hào)有靜止信號(hào)和旋轉(zhuǎn)信號(hào)2種。靜止信號(hào)采用ADAM溫度采集模塊直接采集，信號(hào)穩(wěn)定，校正后誤差很小。本試驗(yàn)采用無(wú)線遙測(cè)技術(shù)，應(yīng)用單獨(dú)開(kāi)發(fā)的旋轉(zhuǎn)遙測(cè)儀測(cè)試，測(cè)試信號(hào)由遙測(cè)信號(hào)發(fā)射裝置發(fā)出后，由遙測(cè)信號(hào)接受裝置接收，然后由計(jì)算機(jī)采集。旋轉(zhuǎn)遙測(cè)系統(tǒng)信號(hào)相對(duì)穩(wěn)定，溫度測(cè)量誤差可控制在±0.5℃以內(nèi)。

1.4 數(shù)據(jù)處理方法

試驗(yàn)的主要目的是要確定不同工況下旋轉(zhuǎn)盤(pán)表面的局部對(duì)流換熱系數(shù)h、平均努塞爾數(shù)Nuav，因此需要知道旋轉(zhuǎn)盤(pán)面的局部熱流密度分布。但在高速旋轉(zhuǎn)的盤(pán)上測(cè)量盤(pán)面各點(diǎn)的熱流密度極為困難。因此，試驗(yàn)只測(cè)得了旋轉(zhuǎn)盤(pán)冷卻表面和加熱表面的溫度分布和其他表面絕熱，如果假設(shè)旋轉(zhuǎn)盤(pán)是軸對(duì)稱模型，則邊界條件是封閉的，如圖5所示?？梢酝ㄟ^(guò)求解LAPLACE方程得到旋轉(zhuǎn)盤(pán)內(nèi)的溫度分布，進(jìn)而求得熱流密度。本文分析的是穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，所以根據(jù)熱平衡條件，旋轉(zhuǎn)盤(pán)表面?zhèn)鲗?dǎo)出的熱量等于冷氣對(duì)流換熱帶走的熱量，則下式成立

圖5 旋轉(zhuǎn)盤(pán)表面?zhèn)鳠岱治?/p>

式中：q為壁面導(dǎo)出的熱流，可以從LAPLACE方程求得；Qeff為有效的總加熱量；h為盤(pán)表面局部對(duì)流換熱系數(shù)；hav為盤(pán)表面局部對(duì)流換熱系數(shù)；R為轉(zhuǎn)盤(pán)外徑；r為當(dāng)?shù)剞D(zhuǎn)盤(pán)半徑；λ為流體導(dǎo)熱系數(shù)；Tw為轉(zhuǎn)盤(pán)表面溫度；T為冷氣進(jìn)口溫度。

其中，式（1）為局部對(duì)流換熱系數(shù)的計(jì)算方法，式（2）為平均對(duì)流換熱系數(shù)的計(jì)算方法，式（3）為局部努賽爾數(shù)Nu的計(jì)算方法，式（4）為平均努賽爾數(shù)Nu的計(jì)算方法。根據(jù)式（1）～（4）可以得到平均努賽爾數(shù)隨流量系數(shù)和旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的變化規(guī)律。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 誤差分析

試驗(yàn)誤差有直接測(cè)量誤差和間接測(cè)量誤差。本文直接測(cè)量誤差：溫度測(cè)試誤差為±0.5℃，流量測(cè)試誤差為5%，轉(zhuǎn)速測(cè)量誤差為±1 r/min。同時(shí)，在傳熱試驗(yàn)中，由于在試驗(yàn)中采用的絕熱材料并不能完全絕熱，因此必須考慮由熱損失引起的誤差。文獻(xiàn)[8]詳細(xì)分析了熱損失對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，本文計(jì)算中采用了該分析方法。綜合分析以上影響因素，根據(jù)誤差傳遞原理，分析得出努賽爾數(shù)的誤差應(yīng)該為10%～30%，可以接受。

2.2 盤(pán)面溫度分布

在不同工況下轉(zhuǎn)盤(pán)表面的溫度分布如圖6所示。從圖中可見(jiàn)，在同一流量、不同轉(zhuǎn)速的各種工況下，隨著旋轉(zhuǎn)盤(pán)半徑的增加，盤(pán)面溫度逐漸上升，且溫度梯度不斷增大。這是由于采用盤(pán)緣加熱的方法所導(dǎo)致的，熱量從盤(pán)緣（高半徑處）向盤(pán)心（低半徑處）傳導(dǎo)，同時(shí)在高半徑處，熱邊界層剛剛形成，冷氣與盤(pán)面進(jìn)行的對(duì)流換熱較強(qiáng)；在低半徑處，由盤(pán)緣傳導(dǎo)來(lái)的熱量較少致使溫度逐漸趨于平緩，在盤(pán)心處由于絕熱，溫度梯度幾近為零。

圖6 不同轉(zhuǎn)速時(shí)盤(pán)面溫度分布

加熱量不變，流量一定，隨著轉(zhuǎn)速的提高，換熱得到強(qiáng)化，盤(pán)面溫度總體呈下降趨勢(shì)，但溫度分布規(guī)律無(wú)明顯變化；同樣，加熱量不變，轉(zhuǎn)速一定，隨著流量的增加，換熱也會(huì)得到強(qiáng)化，盤(pán)面溫度同樣總體呈現(xiàn)下降的規(guī)律。

為了給轉(zhuǎn)盤(pán)第1類邊界條件進(jìn)行溫度場(chǎng)計(jì)算，盤(pán)面溫度按如下曲線擬合為

該曲線能較好地?cái)M合試驗(yàn)測(cè)得的盤(pán)面溫度，如圖6中的實(shí)線所示。

2.3 盤(pán)面局部努賽爾數(shù)分布

計(jì)算得到了旋轉(zhuǎn)盤(pán)表面的局部對(duì)流換熱系數(shù)和局部努賽爾數(shù)，局部對(duì)流換熱系數(shù)隨轉(zhuǎn)雷諾數(shù)Reω（Reω=ωR2/v，式中：ω為轉(zhuǎn)盤(pán)角速度，v為運(yùn)動(dòng)黏度）和進(jìn)氣流量系數(shù)Cw（Cw=m/μR，式中：m為進(jìn)氣流量，為氣體動(dòng)力黏度）的變換規(guī)律如圖7所示,橫坐標(biāo)表示半徑。

圖7 轉(zhuǎn)盤(pán)表面局部對(duì)流換熱系數(shù)分布

從圖7中可見(jiàn)，局部對(duì)流換熱系數(shù)沿半徑呈現(xiàn)多頭分布的規(guī)律，這是由徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔流動(dòng)的特點(diǎn)決定的。徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔的流動(dòng)稱為源-匯流動(dòng)，流動(dòng)結(jié)構(gòu)如圖8所示。靠近盤(pán)緣處,旋轉(zhuǎn)盤(pán)面與流體的相對(duì)切向速度最大，同時(shí)由于入口效應(yīng)，邊界層很薄，換熱較強(qiáng)。沿半徑向盤(pán)心，邊界層逐漸增厚，換熱強(qiáng)度逐漸降低；在高半徑（r=0.25 m）處，由于流體回流，速度降低，換熱強(qiáng)度達(dá)到第1個(gè)低點(diǎn)；在低半徑處，由于徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔流動(dòng)的特點(diǎn)，順轉(zhuǎn)向哥氏力對(duì)流體加速，使流體速度的切向分量增加，所以換熱增強(qiáng)，導(dǎo)致對(duì)流換熱系數(shù)增大，出現(xiàn)又1個(gè)高點(diǎn)。局部對(duì)流換熱系數(shù)的多頭分布驗(yàn)證了徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔流動(dòng)的復(fù)雜，對(duì)徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔流換熱規(guī)律的研究也應(yīng)該沿半徑詳細(xì)分析計(jì)算，而不能僅僅分析平均效果。

圖8 轉(zhuǎn)盤(pán)表面局部努賽爾數(shù)分布

從圖8中可見(jiàn)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可以得出局部努賽爾數(shù)Nu隨著旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)Reω和進(jìn)氣流量系數(shù)Cw的變化規(guī)律：隨旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)和進(jìn)氣流量系數(shù)的增大，局部努賽爾數(shù)Nu有總體上升的趨勢(shì)。

2.4 盤(pán)面平均努賽爾數(shù)

圖9 轉(zhuǎn)盤(pán)表面平均努賽爾數(shù)分布

平均努賽爾數(shù)在工程應(yīng)用比較廣泛。平均努賽爾數(shù)隨旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)和流量系數(shù)的變化規(guī)律如圖9所示。由于流量和轉(zhuǎn)速的增加都會(huì)強(qiáng)化換熱，所以圖9（a）中平均努賽爾數(shù)隨著流量系數(shù)的增大而增加，在流量系數(shù)較小時(shí)變化梯度較大，但隨流量系數(shù)的增大，變化趨勢(shì)趨于平緩，表明在流量系數(shù)較小情況下，旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)對(duì)Nu的影響明顯。圖9（b）表明，在流量系數(shù)一定的情況下，旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的增加使平均努賽爾數(shù)增大，并基本呈線性變化，由于隨旋轉(zhuǎn)的增加，黏性力作用明顯，導(dǎo)致流體速度的切向分量（轉(zhuǎn)速）迅速增加，強(qiáng)化換熱，無(wú)論試驗(yàn)還是理論分析都證明，在較高工作狀態(tài)下，平均努賽爾數(shù)受旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的影響更明顯。

3 結(jié)論

（1）徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)表面溫度分布呈現(xiàn)出外高內(nèi)低的形態(tài)，試驗(yàn)和數(shù)值模擬都證明表面溫度可以用2次曲線進(jìn)行近似準(zhǔn)確擬合。

（2）徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)表面的局部對(duì)流換熱系數(shù)呈現(xiàn)多頭分布，在高半徑區(qū)域（r＞0.25 m），隨著半徑的增大而迅速增大，在低半徑區(qū)域（r＜0.25 m），局部對(duì)流換熱系數(shù)變化平緩，沿半徑向盤(pán)心有增大的趨勢(shì)，這是由徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔的流動(dòng)特點(diǎn)所決定的。

（3）旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)和流量系數(shù)的增大，都會(huì)使旋轉(zhuǎn)盤(pán)的平均對(duì)流換熱系數(shù)和平均努賽爾數(shù)增大，增強(qiáng)旋轉(zhuǎn)盤(pán)的換熱效果。

[1]Firouzian M，Owen J M，Pincombe J R，et al.Flow and heat transfer in a rotating cavity with a radial inflow of fluid,part 1: the flow structure[J].International Journal of Heat and Fluid Flow，1985，6（4）：228-234.

[2]Firouzian M，Owen J M，Pincombe J R，et al.Flow and heat transfer in a rotating cavity with a radial inflow of fluid,part 2: velocity,pressure and heat transfer measurements[J].International Journal of Heat and Fluid Flow，1986，7（1）：21-27.

[3]Chew J W，Snell R J.Prediction of the pressure distribution for radial inflowbetween corotatingdiscs[R].ASME 88-GT-61.

[4]Owen J M，Bilimoria E D.Heat transfer in rotating cylindrical cavities[J].Journal Mechanical Engineering Science，1997，19（4）：175-187.

[5]Chen J X，Gan X，Owen J M.Flow and heat transfer in enclosed rotor-stator systems[R].10th International Heat Transfer Conference,1994.

[6]Qureshi G,Nguyen M H,Saad N R.Heat transfer measurement for rotating turbine discs[R]．ASME 89-GT-236．

[7]Brillert D，Lieser D，Reichert A W.Total pressure losses in rotor systems with radial inflow[R].ASME 2000-GT-0283.

[8]Johnson B V，Lin J D，Daniels W A.Roger paolillo,Flow characteristicsandstabilityanalysisofvariable-density rotatingflowsincompressor-diskcavities[R].ASME 2004-GT-54279.

[9]Karabay H，Wilson M，Owen J M.Approximate solutions for flow and heat transfer in pre swirl rotating disc systems[R]. ASME 2001-GT-0200．

[10]徐國(guó)強(qiáng)，丁水汀，陶智，等.中心進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)的冷卻效果實(shí)驗(yàn)研究[J].熱能動(dòng)力工程，2000，15（3）：260-263．Xu Guoqiang，Ding Shuiting，Tao Zhi，et al.Experimental study of the cooling effectiveness of a rotating disc with a central cooling air feed[J].Journal of Engineering for Thermal Energy and Power，2000，15（3）：260-263.（in Chinese）

[11]吉洪湖，Cheah S C，Iacovides H，等.旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔流場(chǎng)速度與壓力的實(shí)驗(yàn)研究[J].工程熱物理學(xué)報(bào)，1997，18（6）：300-305. JI Honghu，Cheah S C，Iacovides H,et al.An experimental investigation of velocity and pressure distribution inside a rotating disc cavity[J].Journal of Engineering Thermophysics，1997，18（6）：300-305.（in Chinese）

[12]羅翔，王建寧，徐國(guó)強(qiáng).流量變化對(duì)中心進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)平均換熱的影響[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào),2000，15（3）：278-281. LUO Xiang，WANG Jianning，XU Guoqiang.Transient heat transfer characteristics of shrouded rotating disk with unsteady centric air inflow[J].Journal of Aerospace Power，2000，15（3）：278-281.（in Chinese）

[13]Yu X，Luo X.PIV measurements of the flow in a rotating cavitywith a radial inflow[J].Heat Transfer Research，2010，41（8）：787-793.

[14]于霄，黃濤，鄧明春，等.徑向進(jìn)氣軸向出流旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔總壓損失特性研究[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2011，37（2）：20-24. YU Xiao，HUANG Tao，DENG Mingchun，et al.Study on total pressure losses characteristics of rotating cavity with radial inlet and axial outflow[J].Aeroengine,2011，37（2）：20-24.（in Chinese）

[15]于霄，羅翔，徐國(guó)強(qiáng)，等.用PIV技術(shù)測(cè)量徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔內(nèi)的流動(dòng)[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2009，24（11）：2483-2488. YU Xiao，LUO Xinag，Xu Guoqiang，et al.Particle image velecimetry(PIV)measurements of the flow in a rotating cavity with a radial inflow[J].Journal of Aerospace Power，2009，24（11）：2483-2488.（in Chinese）

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基金項(xiàng)目：航空動(dòng)力基礎(chǔ)研究項(xiàng)目資助

于霄（1972），男，博士，高級(jí)工程師，從事航空發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流冷卻和熱分析的設(shè)計(jì)工作；E-mail:yx-mail@sohu.com。

于霄，呂多，李紅蓮，等.徑向進(jìn)氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔換熱特性試驗(yàn)研究[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，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.