程波，范珍涔，劉堃，徐華勝

（中國(guó)燃?xì)鉁u輪研究院，成都610500）

發(fā)散冷卻模型試驗(yàn)件換熱系數(shù)試驗(yàn)研究

程波，范珍涔，劉堃，徐華勝

（中國(guó)燃?xì)鉁u輪研究院，成都610500）

在模擬航空發(fā)動(dòng)機(jī)火焰筒冷卻孔相對(duì)壓降條件下，采用動(dòng)態(tài)法對(duì)火焰筒發(fā)散冷卻模型試驗(yàn)件換熱系數(shù)進(jìn)行了測(cè)量，并介紹了其試驗(yàn)設(shè)備、試驗(yàn)原理及試驗(yàn)過程。通過測(cè)量三種單層發(fā)散冷卻板及與之相配的雙層壁發(fā)散冷卻火焰筒模型試驗(yàn)件的換熱系數(shù)，得出了主次流相對(duì)靜壓降、沖擊高度、開孔率對(duì)火焰筒發(fā)散冷卻性能的影響規(guī)律。試驗(yàn)結(jié)果同時(shí)證實(shí)，雙層壁發(fā)散冷卻結(jié)構(gòu)在提高火焰筒冷卻性能上具有一定優(yōu)勢(shì)。

航空發(fā)動(dòng)機(jī)；火焰筒；發(fā)散冷卻；換熱系數(shù)；動(dòng)態(tài)法；沖擊高度；開孔率

1　引言

火焰筒壁面冷卻作為制約高溫升燃燒室研制的一大難題，通常采用耐高溫材料或/和采用高效冷卻技術(shù)來解決。前者由于工藝、成本等原因，在我國(guó)進(jìn)展緩慢。后者已從最初的斑孔氣膜冷卻（如J69、J85等）、機(jī)加工氣膜（如F404、F110等），發(fā)展到現(xiàn)在的全覆蓋發(fā)散氣膜（如GE90）、沖擊加氣膜和沖擊加發(fā)散復(fù)合冷卻結(jié)構(gòu)（如F119、V2500等）［1］。其換熱系數(shù)的測(cè)定是冷卻試驗(yàn)的難點(diǎn)，一般包括靜態(tài)法（熱膜法）和動(dòng)態(tài)法。靜態(tài)法在許多院校中得到充分應(yīng)用，它在不存在質(zhì)量交換的冷卻結(jié)構(gòu)中的試驗(yàn)效果較好，但對(duì)于多孔冷卻壁面結(jié)構(gòu)試驗(yàn)誤差較大。動(dòng)態(tài)法是通過測(cè)量預(yù)熱到一定溫度的冷卻結(jié)構(gòu)的壁溫隨時(shí)間的變化曲線，得出冷卻結(jié)構(gòu)的綜合換熱系數(shù)。動(dòng)態(tài)法較為新穎，可快速評(píng)估復(fù)雜系統(tǒng)的冷卻性能。

至今，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已采用動(dòng)態(tài)法對(duì)發(fā)散冷卻結(jié)構(gòu)換熱系數(shù)開展了一定的試驗(yàn)研究，劉高恩、林宇震對(duì)全覆蓋氣膜結(jié)構(gòu)和沖擊加多斜孔結(jié)構(gòu)進(jìn)行了流量系數(shù)、換熱系數(shù)等的試驗(yàn)研究，并在此基礎(chǔ)上編制了一維壁溫計(jì)算程序［2-3］；王寶官對(duì)沖擊加氣膜冷卻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了流量系數(shù)、冷卻效率的試驗(yàn)研究，并利用動(dòng)態(tài)法測(cè)量了沖擊加氣膜結(jié)構(gòu)的綜合換熱系數(shù)［4］；Andrews等對(duì)全覆蓋氣膜、沖擊加發(fā)散冷卻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了細(xì)致深入的試驗(yàn)研究，不僅研究了孔徑、孔深、孔間距、沖擊高度等對(duì)冷卻效率的影響，還給出了動(dòng)態(tài)法測(cè)量換熱系數(shù)的原理和一些冷卻結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式［5-6］。本文基于動(dòng)態(tài)法對(duì)某型燃燒室火焰筒發(fā)散冷卻結(jié)構(gòu)模型開展試驗(yàn)研究，研究結(jié)果對(duì)復(fù)雜冷卻結(jié)構(gòu)的方案設(shè)計(jì)具有一定的參考意義。

2　試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)在中國(guó)燃?xì)鉁u輪研究院常壓冷卻試驗(yàn)設(shè)備（圖1）及氣源上進(jìn)行?？諝馔ㄟ^氣源站進(jìn)入廠房后分為兩路，一路為主流燃?xì)?，首先?jīng)過氣動(dòng)薄膜閥，依次經(jīng)過流量噴嘴、直接加溫器后進(jìn)入試驗(yàn)段，試驗(yàn)段出口有噴水段、氣動(dòng)薄膜閥和排氣口；另一路為次流空氣，經(jīng)過氣動(dòng)薄膜閥和流量噴嘴后不加溫直接進(jìn)入試驗(yàn)段，匯入主流燃?xì)夂笠积R排出。當(dāng)主流燃?xì)鉁囟瘸^500℃時(shí)，由空壓機(jī)引氣對(duì)試驗(yàn)設(shè)備進(jìn)行冷卻［1］。所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)通過一套數(shù)采系統(tǒng)采集，并按一定格式存入計(jì)算機(jī)。

圖1　試驗(yàn)設(shè)備示意圖Fig.1 Scheme of test rig

試驗(yàn)件（圖2）由試驗(yàn)殼體、安裝座、加溫爐、壓力及溫度測(cè)量安裝座、試驗(yàn)孔板等組成［1］。試驗(yàn)時(shí)主流燃?xì)鈱?duì)試驗(yàn)孔板加溫，同時(shí)次流空氣對(duì)試驗(yàn)孔板進(jìn)行冷卻。試驗(yàn)孔板由沖擊板（標(biāo)記為A）、發(fā)散板（標(biāo)記為B）、縫槽墊片、調(diào)節(jié)墊片等組成。表1給出了沖擊板和發(fā)散板的開孔規(guī)律及標(biāo)記。

圖2　試驗(yàn)件輪廓圖Fig.2 Profile of test bed

表1　試驗(yàn)孔板參數(shù)及標(biāo)記Table 1 Parameter and mark of test hole board

3　試驗(yàn)方法

動(dòng)態(tài)法測(cè)量換熱系數(shù)試驗(yàn)，是在預(yù)先調(diào)好冷卻孔板的相對(duì)壓降后（主流關(guān)閉），通過一個(gè)三通電磁閥把次流空氣導(dǎo)出試驗(yàn)段，然后利用電爐對(duì)冷卻孔板進(jìn)行加溫；當(dāng)冷卻孔板平均壁溫達(dá)到一定加熱溫度Ti時(shí)，停止加熱并撤出加溫爐；再次利用三通電磁閥將次流空氣導(dǎo)入試驗(yàn)段，同時(shí)開始采集壁溫隨時(shí)間的變化曲線。通過測(cè)量冷卻孔板壁溫隨時(shí)間的變化規(guī)律，整理歸納出冷卻孔板的換熱系數(shù)。表2給出了動(dòng)態(tài)試驗(yàn)的試驗(yàn)工況表（表中Ti為斷開電爐時(shí)發(fā)散板的平均壁溫，Dp為主次流相對(duì)靜壓差）。其中試驗(yàn)孔板上的壁溫采用直徑0.5 mm的鎧裝K型熱電偶測(cè)量。

表2　動(dòng)態(tài)試驗(yàn)工況表Table 2 Condition parameter of dynamic test

公式（1）、（2）為動(dòng)態(tài)法測(cè)量換熱系數(shù)的計(jì)算公式［6］。試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，按此公式得出的換熱系數(shù)波動(dòng)較大，有時(shí)甚至為負(fù)數(shù)。產(chǎn)生這種情況的原因可能是由于測(cè)量間隔時(shí)間Δt較短（0.33 s左右），以及壁溫電偶測(cè)量的滯后性及本身誤差，使得ΔTw/Δt測(cè)量的數(shù)據(jù)波動(dòng)較大。本文假定在試驗(yàn)溫度變化范圍內(nèi)換熱系數(shù)為一定值，通過將公式（1）取微分并求解得到公式（3）。試驗(yàn)時(shí)通過擬合試驗(yàn)孔板的壁溫Tw隨時(shí)間t的指數(shù)關(guān)系，即得出冷卻結(jié)構(gòu)的換熱系數(shù)。

式中：Tc為次流空氣溫度，Δt為試驗(yàn)過程中的間隔時(shí)間，Cp、m、ρ、h、δ、Ac分別為冷卻試驗(yàn)孔板的比熱、質(zhì)量、密度、焓值、厚度、冷卻面積，τ、C1分別為公式（1）、（3）的系數(shù)值，。

為了研究試驗(yàn)時(shí)間對(duì)動(dòng)態(tài)法測(cè)量換熱系數(shù)的影響，對(duì)單層冷卻孔板B1開展了兩次對(duì)比試驗(yàn)。圖3給出了兩次試驗(yàn)（標(biāo)記為607和608）的試驗(yàn)過程，通過上述方法處理得到的相對(duì)換熱系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果見圖4?？梢姡罕M管兩次試驗(yàn)的溫度變化差別較大，但相同狀態(tài)下冷卻孔板的換熱系數(shù)的重合性較好，錄取點(diǎn)數(shù)及起始溫度對(duì)該試驗(yàn)方法基本無影響。

圖3　動(dòng)態(tài)換熱試驗(yàn)過程（方案B1）Fig.3 Dynamic heat transfer test of scheme B1

圖4　不同時(shí)間試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.4 Contrast of repeatable test results

4　試驗(yàn)結(jié)果與分析

由于試驗(yàn)時(shí)不同冷卻結(jié)構(gòu)間主次流溫度的絕對(duì)值存在一定差異，本文沒有直接比較冷卻孔板的壁溫，而是對(duì)冷卻孔板的換熱系數(shù)進(jìn)行比較。影響試驗(yàn)孔板換熱系數(shù)的因素很多，主要包括狀態(tài)參數(shù)（如主、次流相對(duì)壓降等）和結(jié)構(gòu)參數(shù)（如沖擊高度、開孔率等），下面分別加以討論。

4.1相對(duì)壓降的影響

圖5給出了試驗(yàn)方案（B1、A1B3）發(fā)散板相對(duì)換熱系數(shù)，隨冷卻孔板相對(duì)壓降的變化曲線?？梢?，試驗(yàn)孔板的換熱系數(shù)與冷卻效率隨相對(duì)壓降的變化趨勢(shì)一致，隨著相對(duì)壓降的增加而增大。其原因主要是：隨著試驗(yàn)孔板相對(duì)壓降的增加，通過的冷卻流量增大，對(duì)流換熱量增加，按相同換熱溫差及相同冷卻面積計(jì)算的換熱系數(shù)也會(huì)增大；當(dāng)然，隨著冷卻流量的增加，對(duì)流雷諾數(shù)會(huì)增大，紊流度也會(huì)增加，從而換熱系數(shù)本身也會(huì)增大。

圖5　換熱系數(shù)隨相對(duì)壓降的變化Fig.5 Heat transfer coefficient vs.relative pressure drop

4.2沖擊高度的影響

圖6給出了不同相對(duì)壓降下沖擊加發(fā)散冷卻結(jié)構(gòu)（A1B3）發(fā)散板的換熱系數(shù)隨沖擊高度的變化曲線?？梢姡幌鄬?duì)壓降下，冷卻孔板的換熱系數(shù)隨沖擊高度的增大總的變化不大；不同相對(duì)壓降之間，換熱系數(shù)隨沖擊高度的變化趨勢(shì)存在一定分散，即相對(duì)壓降較小時(shí)換熱系數(shù)隨著沖擊高度的增大先增大后減小，相對(duì)壓降較大時(shí)正好相反。原因認(rèn)為與試驗(yàn)過程中同一相對(duì)壓降并不嚴(yán)格相等有關(guān)。

4.3開孔率的影響

圖6沖擊高度對(duì)相對(duì)換熱系數(shù)的影響
Fig.6 Effect of impingement height on heat transfer coefficient

主要是由于冷卻空氣流量增加所致；③當(dāng)沖擊板的開孔率接近而發(fā)散板的開孔率不同（如試驗(yàn)組合A3B1和A2B3）時(shí)，換熱系數(shù)相差不大。

圖7　開孔率對(duì)換熱系數(shù)的影響Fig.7 Effect of the hole area ratio on heat transfer coefficient

5　結(jié)論

本文運(yùn)用動(dòng)態(tài)測(cè)量法對(duì)典型火焰筒發(fā)散冷卻孔板的換熱系數(shù)進(jìn)行了試驗(yàn)分析，分別從試驗(yàn)狀態(tài)參數(shù)及冷卻結(jié)構(gòu)參數(shù)兩方面得出：

（1）增加了沖擊板的射流強(qiáng)化換熱作用，雙層冷卻結(jié)構(gòu)的發(fā)散板換熱系數(shù)較單層冷卻結(jié)構(gòu)大幅度增加；

（2）對(duì)于設(shè)計(jì)允許的沖擊高度范圍，其對(duì)發(fā)散冷卻結(jié)構(gòu)的換熱系數(shù)影響不大；

（3）沖擊孔板開孔率直接影響到冷卻空氣比例，對(duì)冷卻結(jié)構(gòu)的換熱系數(shù)影響較大，但對(duì)于沖擊孔板開孔率相同而發(fā)散板開孔率不同的冷卻結(jié)構(gòu)，換熱系數(shù)相差不大。

［1］程波，劉堃，李彬，等.復(fù)合冷卻結(jié)構(gòu)冷卻效率的試驗(yàn)研究［J］.燃?xì)鉁u輪試驗(yàn)與研究，2007，20（4）：36—40.

［2］劉高恩.燃燒室多斜孔壁氣膜冷卻研究總結(jié)報(bào)告［R］.成都：中國(guó)燃?xì)鉁u輪研究院，1997.

［3］林宇震，劉高恩.沖擊加多斜孔雙層壁氣膜冷卻方式研究-實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析總結(jié)報(bào)告［R］.成都：中國(guó)燃?xì)鉁u輪研究院，1999.

［4］王寶官.對(duì)流沖擊氣膜冷卻流量系數(shù)和換熱系數(shù)的測(cè)定和研究［D］.南京：南京航空航天大學(xué)，1996.

［5］Andrews G E，Asere A A，Hussain C I，et al.Transpiration and impingement/effusion cooling of gas turbine combustion chambers［R］.ISABE 85-7095，1985.

［6］AlDabagh A M，Andrews G E，Abdul Husain R A A，et al. Impingement/effusion cooling:The influence of the number of impingement holes and pressure loss on the heat transfer coefficient［R］.ASME 89-GT-188，1989.

Experimental investigation of heat transfer coefficient measuring on effusion cooling model samples

CHENG Bo，F(xiàn)AN Zhen-cen，LIU Kun，XU Hua-sheng
（China Gas Turbine Establishment，Chengdu 610500，China）

The test principle，test facility and measuring process of effusion cooling model samples on the condition of simulating the relative pressure drop of combustor liner cooling holes of aero-engine with dynamic method were introduced.After three single-wall effusion cooling boards and the corresponding combustor liner models with double-wall effusion cooling boards were measured for the heat transfer coefficient，the regularities of characteristic parameters on effusion cooling performance were obtained，such as the relative static pressure drop between main and secondary flow，impingement height and hole area ratio parameters.Also it is proved that double-wall effusion cooling construction is prior in the cooling performance of combustor liner.

aero-engine；combustor liner；effusion cooling；heat transfer coefficient；dynamic method；impingement height；hole area ratio

V231.1

A

1672-2620（2015）06-0031-03

2015-01-28；

2015-07-15

程波（1976-），男，四川榮縣人，高級(jí)工程師，碩士，主要從事燃燒室性能設(shè)計(jì)及設(shè)計(jì)體系研究。