zunia.vn

Tuyển sinh 2024 dành cho Gen-Z

zunia.vn

» Kỹ Thuật - Công Nghệ

» Cơ khí - Chế tạo máy

Nghiên cứu ảnh hưởng của kích thước lỗ phun trên màng phân phối tới hệ số trao đổi nhiệt khi có dòng ngang

Chia sẻ: Cánh Cụt đen | Ngày: | Loại File: PDF | Số trang:12

Báo xấu

31
lượt xem 3
download

Download Vui lòng tải xuống để xem tài liệu đầy đủ

Bài viết sử dụng phần mềm ANSYS-CFX để mô phỏng đặc điểm trao đổi nhiệt của 3 mô hình tấm nhiều lỗ có xét tới dòng ngang với tỉ số vận tốc dòng phun/dòng ngang (VR = 3, 5, 7): 4 lỗ (2x2) đường kính lỗ D = 0,75 mm, 9 lỗ (3x3) D = 0,5 mm, 25 lỗ (5x5) D = 0,3 mm. Kết quả cho thấy mô hình với đường kính càng nhỏ thì dòng ngang càng có ảnh hưởng lớn đến hệ số trao đổi nhiệt, trong đó D = 0,5 mm đem lại hệ số trao đổi nhiệt cao nhất.

Chủ đề:

Bình luận(0) Đăng nhập để gửi bình luận!

Lưu

Nội dung Text: Nghiên cứu ảnh hưởng của kích thước lỗ phun trên màng phân phối tới hệ số trao đổi nhiệt khi có dòng ngang

Journal of Science and Technique - N.208 (6-2020) - Le Quy Don Technical University NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA KÍCH THƯỚC LỖ PHUN TRÊN MÀNG PHÂN PHỐI TỚI HỆ SỐ TRAO ĐỔI NHIỆT KHI CÓ DÒNG NGANG Vũ Đức Mạnh*, Nguyễn Trung Kiên, Đào Trọng Thắng Đại học Kỹ thuật Lê Quý Đôn Tóm tắt Màng phân phối là phương pháp làm mát cánh tuabin có hiệu quả cao theo nguyên lý tăng cường hệ số trao đổi nhiệt cục bộ giữa dòng không khí làm mát với bề mặt bên trong của cánh. Đối với màng phân phối có nhiều lỗ phun ở phía lưng (hoặc bụng) cánh, đường kính lỗ phun D là một trong những thông số có ảnh hưởng lớn tới tương tác giữa các dòng phun với dòng ngang từ đầu cánh chảy tới, từ đó làm thay đổi đáng kể phân bố hệ số trao đổi nhiệt ở khu vực này. Bài báo sử dụng phần mềm ANSYS-CFX để mô phỏng đặc điểm trao đổi nhiệt của 3 mô hình tấm nhiều lỗ có xét tới dòng ngang với tỉ số vận tốc dòng phun/dòng ngang (VR = 3, 5, 7): 4 lỗ (2x2) đường kính lỗ D = 0,75 mm, 9 lỗ (3x3) D = 0,5 mm, 25 lỗ (5x5) D = 0,3 mm. Kết quả cho thấy mô hình với đường kính càng nhỏ thì dòng ngang càng có ảnh hưởng lớn đến hệ số trao đổi nhiệt, trong đó D = 0,5 mm đem lại hệ số trao đổi nhiệt cao nhất. Từ khóa: Màng phân phối; trao đổi nhiệt; dòng ngang; RANS. Ký hiệu và chữ viết tắt H: khoảng cách giữa tấm đích và màng phân phối D: đường kính lỗ phun Nu: số Nusselt [n]T: hệ số dự trữ nhiệt G: lưu lượng dòng khí h: hệ số trao đổi nhiệt hsp: hệ số trao đổi nhiệt trung bình theo chiều ngang tấm S/D: bước lỗ tương đối [T]vl: giới hạn nhiệt độ làm việc của vật liệu Tmax: nhiệt độ cực đại VR = uj/uc tỉ số vận tốc giữa dòng phun và dòng ngang tại vị trí đầu nguồn VRi : tỉ số vận tốc giữa dòng phun và dòng ngang tại vị trí lỗ thứ i VRz: tỉ số vận tốc giữa dòng phun và dòng ngang tại vị trí lỗ cuối cùng j: dòng phun cr : dòng ngang ave: giá trị trung bình * Email: ducmanhvu@mta.edu.vn 5
Selected Papers of Young Researchers - 2020 1. Mở đầu Làm mát kiểu màng phân phối là phương pháp tăng cường hệ số trao đổi nhiệt cục bộ do tạo được vùng động năng hỗn loạn cao và vùng chuyển tiếp của dòng biên từ chảy tầng sang chảy rối. Đây là biện pháp có hiệu quả cao, được ứng dụng rộng rãi để tăng cường làm mát cho cánh tuabin, cụ thể là khu vực đầu cánh, bụng và lưng cánh, nó cho phép cánh tuabin làm việc trong môi trường lên tới 1400ºC [1]. Kết quả tính toán cho thấy, khu vực lưng cánh phun cao áp động cơ DR 76 chịu nhiệt độ cao nhất, ở chế độ định mức Tmax = 1183 K [2], đối chiếu với giới hạn nhiệt độ của vật liệu ЖС6К ([T]vl = 1273 K [3]) thì hệ số dự trữ nhiệt chỉ là [n]T = [T]vl/Tmax = 1,08 tương ứng với [T]vl-Tmax = 90 K, do vậy cần thiết tăng cường làm mát cho khu vực lưng cánh. Phương pháp đơn giản và hiệu quả là bố trí thêm các lỗ phun khí từ màng phân phối thổi trực diện vào bề mặt thành vách bên trong của lưng cánh. Cánh phun này bao gồm thân cánh và màng phân phối mới chỉ có lỗ phun ở khu vực đầu vào của cánh [4], do bề mặt bên trong của cánh được coi là nhẵn nên kết cấu màng phân phối quyết định đến hiệu quả tăng cường làm mát, mục tiêu ở đây là thay đổi kết cấu màng phân phối để thu được cường độ trao đổi nhiệt cao nhất. Khi lắp màng phân phối có hệ số trao đổi nhiệt cao vào thân cánh thì cánh sẽ được làm mát tốt hơn. Kinh nghiệm nghiên cứu trong trường hợp này là xây dựng và tính toán trên mô hình vật lý đồng dạng được đơn giản hóa về mặt kết cấu nhưng vẫn bảo toàn được đặc trưng dòng chảy và trao đổi nhiệt [5-7]. Khu vực lưng cánh và bụng cánh thường được đưa về mô hình dạng tấm phẳng [5-8] vì bán kính cong của cánh lớn hơn rất nhiều lần so với đường kính lỗ phun [5]. Kết quả thu được từ mô hình vật lý này là đặc trưng trao đổi nhiệt, cụ thể là hệ số trao đổi nhiệt h hoặc tiêu chuẩn Nu. Hệ số trao đổi nhiệt ở khu vực lưng (bụng) cánh được làm mát bằng màng phân phối chịu ảnh hưởng của các thông số như số Reynold của dòng phun Rej, đường kính lỗ phun D, khoảng cách H giữa màng phân phối tới bề mặt bên trong của cánh, bước lỗ S,... [1]. Vấn đề này được nghiên cứu kỹ lưỡng trong các công trình [6, 9]. Trong trường hợp có dòng ngang, mô hình 1 lỗ thường được sử dụng để nghiên cứu ảnh hưởng của tỉ lệ vận tốc dòng phun/dòng ngang VR tới hệ số trao đổi nhiệt [10], các biện pháp hạn chế ảnh hưởng của VR tới hệ số trao đổi nhiệt như [11, 12]. Trong các thông số hình học đã nêu ở trên, đường kính lỗ (D) có vai trò quan trọng trong quá trình trao đổi nhiệt và đã được đề cập đến trong một số công trình như [8, 13-15]. Cụ thể, công trình [8] nghiên cứu trên mô hình tấm phẳng nhiều lỗ với 6
Journal of Science and Technique - N.208 (6-2020) - Le Quy Don Technical University D = 0,254 cm và 0,127 cm; Sx/D = 5÷10, Sy/D = 4÷8; H/D = 1÷3, Gcr/Gj = 0÷1,0, Re = 10000. Kết quả thí nghiệm thu được từ hữu hạn các cặp nhiệt kế để so sánh Nu dọc theo dòng chảy, tuy nhiên chưa so sánh và đưa ra nhận xét ảnh hưởng của D tới hiệu quả trao đổi nhiệt. Công trình [13] chỉ so sánh kết quả hệ số trao đổi nhiệt của tấm nhiều lỗ (tấm 9 lỗ (3x3) D = 1,69 mm; tấm 4 lỗ (2x2) D = 3,18 mm) với tấm 1 lỗ, đáng tiếc là chưa so sánh kết quả hệ số trao đổi nhiệt trực tiếp giữa mô hình 9 lỗ và 4 lỗ. Công trình [14] đã so sánh độ chênh áp ở các màng phân phối có kích thước lỗ (D = 0,2÷0,8 mm), số lượng lỗ (841÷64) khác nhau, diện tích lưu thông thay đổi không nhiều 26,40÷32,16 mm2, H/D = 2,5÷7,5, có xét tới dòng ngang nhưng là dòng ngang từ chính các lỗ phun gây ra (2 cửa ra). Một số kết quả chính thu được là: Các tấm có lỗ nhỏ tạo ra tổn thất áp suất lớn hơn, H/D và dòng ngang ít ảnh hưởng đến mức độ tổn hao áp suất, hệ số trao đổi nhiệt trung bình have ở trường hợp D = 0,4 mm là lớn nhất. Tuy nhiên, bài báo chưa so sánh chi tiết về phân bố hệ số trao đổi nhiệt ở các trường hợp. Việc so sánh về hiệu quả trao đổi nhiệt khi D khác nhau trên cánh được công bố trong [15]. Trong công trình này, tác giả mô phỏng CFD cho 3 mô hình nghiên cứu có D = 0,51 mm (nguyên bản), 0,25 mm với H/D = 1,58 và 3. Kết quả cho thấy khi cùng mật độ dòng đi qua các lỗ phun (với H/D = const) thì các lỗ phun đường kính nhỏ đem lại hiệu quả trao đổi nhiệt lớn hơn (đến 63%), nhưng điều này sẽ làm tăng độ chênh áp suất lên tới 75%. Nếu cố định độ chênh áp suất (thay vì mật độ dòng) thì hiệu quả trao đổi nhiệt vẫn tăng tới 34,3%. Trong bài báo này, các màng phân phối được so sánh có tiết diện lưu thông và lưu lượng không khí chảy qua không bằng nhau. Các công trình trên và các công trình tác giả đã được tiếp cận đều chưa trả lời triệt để câu hỏi ảnh hưởng của kích thước lỗ phun D trong mô hình nhiều lỗ tới phân bố hệ số trao đổi nhiệt h trong trường hợp có dòng ngang cường độ lớn ngay từ đầu dòng. Do vậy, bài báo dùng công cụ mô phỏng ANSYS-CFX để khảo sát sự phân bố hệ số trao đổi nhiệt của dòng không khí làm mát phun ra từ màng phân phối khi các lỗ có đường kính khác nhau (nhưng vẫn đảm bảo lưu lượng không khí và tiết diện lưu thông bằng nhau), có xét tới dòng ngang thổi từ khu vực khác tới. 2. Mô hình nghiên cứu 2.1. Các phương án nghiên cứu Khi nghiên cứu trên mô hình cánh đầy đủ gặp một số khó khăn như: Khó thay đổi các thông số ảnh hưởng theo ý muốn, khối lượng tính toán rất lớn, đặc biệt khó thực hiện nghiên cứu bằng thực nghiệm. Khi đó có thể nghiên cứu trên mô hình cục bộ đồng 7
Selected Papers of Young Researchers - 2020 dạng với mô hình trao đổi nhiệt của dòng không khí ở phía lưng cánh (Hình 1). Mục tiêu nghiên cứu của mô hình cục bộ là tìm ra được phương án kết cấu của màng phân phối với tiêu chí thu được hệ số trao đổi nhiệt cao nhất, trong đó đường kính lỗ phun D là một trong những thông số quan trọng nên được đề cập trong bài báo. Hình 1. Mô hình đồng dạng nghiên cứu đặc tính trao đổi nhiệt khi có tương tác dòng phun và dòng ngang a) Mô hình trao đổi nhiệt toàn cánh phun (Mô hình toàn cánh A); b) Mô hình trao đổi nhiệt dạng tấm phẳng đồng dạng với mô hình trao đổi nhiệt của kênh dẫn không khí phía trong lưng cánh (Mô hình cục bộ B) Theo [1] đối với cánh tuabin thì đường kính lỗ phun D nói chung thường nằm trong dải 0,2÷2 mm, theo [16] đối với cánh phun thì đường kính lỗ phun ở khu vực đầu vào nằm trong khoảng 0,8÷1,8 mm, còn đường kính trên khu vực bụng và lưng cánh nhỏ hơn. Ví dụ: Công trình [15] nghiên cứu với trường hợp đường kính lỗ phun (ở bụng và lưng cánh) bằng 0,25 mm và 0,51 mm, đồng thời trong báo cáo của NASA [17] cánh phun tầng tuabin thứ nhất và thứ hai của động cơ E3 (Hãng General Electric) có đường kính lỗ phun lần lượt là 0,71 mm và 0,51 mm, trên cánh phun tiêu chuẩn J-75 của NASA, lỗ phun có đường kính D = 0,38 mm [18]. Vì vậy, đường kính lỗ phun được khảo sát trong dải 0,3÷0,75 mm. Theo [16] khoảng cách H giữa màng phân phối và bề mặt trong của cánh tuabin nằm trong khoảng 0,4÷1,6 mm, còn đối với động cơ DR 76 có H = 0,8 mm [4]. a) b) c) Hình 2. Mô hình tấm được nghiên cứu a) Tấm 2×2 D = 0,75 mm; b) Tấm 3×3 D = 0,5 mm; c) Tấm 5×5 D = 0,3 mm 8
Journal of Science and Technique - N.208 (6-2020) - Le Quy Don Technical University Mô hình nghiên cứu trong bài báo là tấm phẳng có kích thước 15 mm × 15 mm, khoảng cách tương đối giữa các lỗ là S/D = 10, khoảng cách từ màng phân phối đến tấm đích là H = 0,8 mm [4]. Để đảm bảo tiết diện lưu thông qua các màng phân phối bằng nhau lựa chọn 3 mô hình nghiên cứu (Hình 2): - Mô hình 1: 4 lỗ (2x2) đường kính 0,75 mm; - Mô hình 2: 9 lỗ (3x3) đường kính 0,50 mm; - Mô hình 3: 25 lỗ (5x5) đường kính 0,30 mm. 2.2. Xây dựng mô hình mô phỏng Mô hình 3D đã xây dựng được chia lưới trong ICEM CFD, trong đó cần đảm bảo chia lưới mịn các dòng ở sát bề mặt thành vách (hệ số y+ ~ 1), số lượng phần tử cần đảm bảo để kết quả không sai lệch nhiều khi tiếp tục tăng số lượng phần tử. Mô hình lưới của bài báo (Hình 3) có số lượng nút và phần tử tương ứng là 2,2 và 10 triệu. Theo [1], ngoài mô hình DNS, LES thì mô hình rối SST (Shear Stress Transport) cho kết quả tốt hơn cả nhưng không đòi hỏi tài nguyên máy tính quá lớn. Mô hình này có hai đầu vào (Hình 3), trong đó một đầu vào cho dòng phun và một đầu vào cho dòng ngang, thông số dòng khí của hai đầu vào có cùng nhiệt độ, lưu lượng không khí và tỉ số VR được thể hiện trên bảng 1. Để có quá trình truyền nhiệt xảy ra thì một dòng nhiệt bề mặt được cài đặt ở giá trị không đổi (23000 W/m2). Hình 3. Mô hình chia lưới và các biên của dòng chảy qua màng phân phối Bảng 1. Điều kiện biên ở các trường hợp tính toán Thông số Giá trị Lưu lượng không khí thổi qua màng phân phối, Gj 1,5 g/s Nhiệt độ không khí thổi qua màng phân phối, Tj 637 K Nhiệt độ không khí của dòng ngang, Tcr 637 K Tỉ số vận tốc dòng phun/dòng ngang, VR 3; 5; 7 Áp suất tại đầu ra, pout 1078 kPa Cường độ tỏa nhiệt của tấm đích, q 230000 W/m2 9
Selected Papers of Young Researchers - 2020 2.3. Kiểm nghiệm mô hình Kết quả mô phỏng được kiểm nghiệm, so sánh với kết quả thử nghiệm (thông qua số Nu) bằng phương pháp dao động nhiệt độ (TOIRT) ở cả mô hình 1 lỗ (Hình 4) và mô hình 9 lỗ (Hình 5). Phương pháp thí nghiệm TOIRT do Wandelt và Roetzel đề xuất [19], sau đó được Freund hoàn thiện, phát triển trong luận án của mình [20]. Hình 4. So sánh kết quả thực nghiệm (TOIRT-TN02) và mô phỏng (CFD) với [10] khi Rej = 13400, H/D = 2 và VR = 7 (biên độ sai số 15%) Với trường hợp 1 lỗ phun có dòng ngang (Rej = 13400, H/D = 2, VR = 7), đường kết quả thực nghiệm của tác giả bằng phương pháp TOIRT (đường TOIRT-TN02) bám sát đường kết quả [10] với biên độ sai số 15% Nuave (Hình 4). Tại vùng x/D = 2,5÷3,5 và x/D < -1 sai lệch vượt ngưỡng này, nhưng cũng không quá 20% Nuave. Kết quả tính toán Nu từ CFD có giá trị cao hơn so với đường thực nghiệm của tác giả và của Makatar Wae-hayee, đa phần sai lệch với [10] nằm trong ngưỡng 20% Nuave, chỉ có đoạn x/D = 1÷3 sai số tới 30%, còn đoạn x/D = -0,5÷0,5 và x/D > 3,5 sai số gần như không đáng kể. Hình 5. So sánh kết quả mô phỏng (CFD) với thực nghiệm (TOIRT) khi Rej = 13000, VR = 7, H/D = 2, S/D = 8 10
Journal of Science and Technique - N.208 (6-2020) - Le Quy Don Technical University Ở mô hình nhiều lỗ hơn, ta có kết quả so sánh giữa mô phỏng và thực nghiệm trên hình 5. Ở đây, ta thấy quy luật phân bố Nu của thực nghiệm và mô phỏng là tương đồng, sai lệch Nu giữa mô phỏng và thực nghiệm thường không vượt quá 15% Nuave (Hình 5). Đặc biệt kết quả ở lỗ thứ nhất có sai số nhỏ hơn 5%. Tại khoảng giữa của lỗ thứ hai và lỗ thứ ba (x/D = 3,5÷5,5) sai số tăng lên vượt mức 15% Nuave, có thể lên tới 30%. Từ các kết quả trên thấy rằng mô phỏng trong CFD và thử nghiệm bằng phương pháp TOIRT cho ra các kết quả tương đồng và không sai lệch nhiều so với [10]. Như vậy, có thể khẳng định mô hình mô phỏng xây dựng trong phần mềm ANSYS-CFX hoàn toàn đủ độ tin cậy để nghiên cứu đặc tính trao đổi nhiệt trên bề mặt tấm phẳng được làm mát bằng màng phân phối có xét tới dòng ngang. 3. Kết quả và bàn luận 3.1. Phân bố của hệ số trao đổi nhiệt trên 3 tấm Hình 6. Phân bố h trên các tấm ở các trường hợp VR khác nhau 11
Selected Papers of Young Researchers - 2020 Đường kính D ít ảnh hưởng tới hệ số trao đổi nhiệt trung bình have của toàn tấm nếu đảm bảo lưu lượng dòng phun không đổi. Giá trị have ở các trường hợp (VR = 3÷7) tương ứng nằm trong dải 3127÷3226; 3207÷3237; 3116÷3223 W/m2 K, mức độ sai lệch dưới 4%. Như vậy, có thể coi have = const khi D = 0,3÷0,75 mm với VR = 3÷7. Kết quả trên hình 6 ta thấy, ở tấm 4 lỗ, dù có giảm VR (tăng dòng ngang) thì vị trí của vùng hmax không bị dịch chuyển đi nhiều. Đối với tấm 9 lỗ, khi VR = 3 đã thấy sự dịch chuyển đáng kể của vùng hmax. Trong trường hợp nhiều lỗ hơn (25 lỗ), khi VR = 3 gần như vùng hmax bị kéo dài, đặc biệt ở cuối dòng thì không còn vùng hmax. Cũng từ hình 6 ta thấy, khi VR càng giảm thì vùng cực đại càng bị co lại theo chiều y (chiều vuông góc với dòng ngang), dẫn tới việc cần bố trí bước lỗ theo chiều y nhỏ hơn chiều x. Ví dụ: Trên lưng và bụng cánh tiêu chuẩn J-75 của NASA bước lỗ theo chiều y tương ứng bằng 2,0 mm và 2,3 mm nhỏ hơn theo chiều x bằng 2,4 mm và 2,8 mm [18]. 3.2. Ảnh hưởng của đường kính D tới phân bố hệ số trao đổi nhiệt dọc dòng chảy Một trong những thông số quan trọng để đánh giá phân bố hệ số trao đổi nhiệt dọc dòng chảy là hệ số trao đổi nhiệt trung bình theo chiều ngang tấm hsp (Spanwise average heat transfer coefficient). Mô phỏng đưa ra một số kết quả về hsp như sau: Khi D = 0,5 mm và D = 0,75 mm: - Các cực trị hsp tăng nhẹ khi VR tăng (Hình 7÷9); - Đỉnh cực đại hsp của D = 0,5 mm cao hơn so với D = 0,75 mm trong tất cả các trường hợp; - Đỉnh cực đại của hsp khu vực lỗ sau cao hơn lỗ trước, do trong trường hợp này H/D tương ứng bằng 1,6 và 1,07, càng lỗ sau thì VR cục bộ càng giảm (Hình 11); Hình 7. Phân bố hsp khi VR = 7 với đường kính D khác nhau Hình 8. Phân bố hsp khi VR = 5 với đường kính D khác nhau 12
Journal of Science and Technique - N.208 (6-2020) - Le Quy Don Technical University Hình 9. Phân bố hsp khi VR = 3 với đường kính D khác nhau Hình 10. Phân bố hsp khi D = 0,3 mm với VR khác nhau Khi D = 0,3 mm (H/D = 2,67), cực trị của hsp sai lệch đáng kể so với trường hợp D = 0,5 mm và D = 0,7 mm (Hình 7 ÷ 9). Kết quả từ hình 10 cho thấy: - Khi VR = 7 thì hsp tăng dần từ lỗ thứ nhất tới lỗ thứ hai, sau đó giảm dần; - Khi VR = 5 thì hsp tăng tới lỗ thứ ba, tuy nhiên sau đó giảm mạnh; - Khi VR = 3 thì đỉnh của hsp nhỏ hơn hẳn trường hợp VR = 5 và 7, đồng thời các lỗ thứ 4 và 5 gần như đỉnh của hsp không còn rõ ràng (cao hơn đường trung bình tương ứng là 11% và 7%). 3.3. Diễn biến tỉ số VRi dọc theo tấm Hình 11. Sự thay đổi của tỉ số VRi tại các hàng lỗ dọc theo tấm 13
Selected Papers of Young Researchers - 2020 Khi có nhiều hàng lỗ hơn (tức là D nhỏ hơn) sẽ làm cho VRi ở khu vực cuối dòng giảm đi nhiều, cụ thể ở khu vực lỗ cuối khi tăng từ 4 lỗ lên 9 lỗ thì VRz giảm 5%, còn tăng lên 25 lỗ thì VRz giảm tới 10÷23% (Hình 11). Chính vì vậy, với tấm nhiều lỗ hơn sẽ làm cho khu vực cuối dòng chịu ảnh hưởng mạnh mẽ bởi dòng ngang, hệ số trao đổi nhiệt ở đây giảm mạnh. 4. Kết luận Bài báo đã trình bày việc xây dựng mô hình và nghiên cứu ảnh hưởng của kích thước lỗ (D = 0,3; 0,5 và 0,75 mm) trên tấm nhiều lỗ tới phân bố hệ số trao đổi nhiệt do không khí từ màng phân phối thổi vào tấm đích, có xét tới dòng ngang (VR = 3, 5, 7). Trên cơ sở kết quả khảo sát, có thể đưa ra một số nhận xét sau: - Hệ số trao đổi nhiệt trung bình không có sự khác biệt khi đảm bảo diện tích lưu thông và lưu lượng không khí; - Trong trường hợp dòng ngang có cường độ yếu thì lỗ càng nhỏ sẽ cho hệ số trao đổi nhiệt cực đại cao hơn; - Khi cường độ dòng ngang tăng lên thì tấm có lỗ D = 0,3 mm sẽ chịu ảnh hưởng nhiều hơn, đặc biệt hệ số trao đổi nhiệt ở cuối dòng giảm mạnh; - Trong trường hợp 3 tấm được khảo sát (tấm 4 lỗ đường kính 0,75 mm, tấm 9 lỗ đường kính 0,5 mm, tấm 25 lỗ đường kính 0,3 mm), xét theo quan điểm cân bằng giữa mục tiêu đạt hmax cao và ít chịu tác động của dòng ngang thì D = 0,5 mm cho kết quả tốt nhất. Tài liệu tham khảo 1. Zuckerman, N., Lior, N. (2005). Impingement Heat Transfer: Correlations and Numerical Modeling. ASME Journal of Heat Transfer, 127, pp. 544-552. 2. Vũ Đức Mạnh, Phạm Vũ Thành Nam, Nguyễn Trung Kiên, Đào Trọng Thắng (2019). Nghiên cứu tính toán trạng thái nhiệt và ứng suất nhiệt trên cánh phun tuabin cao áp. Tạp chí Khoa học và Kỹ thuật, 197 (4-2019), ISSN 1859-0209. 3. Кузменко М. Л., Чигрин В. С. , Белова С. Е (2005). Статическая прочность рабочих лопаток и дисков компрессоров и турбин ГТД , Учебное пособие, Рыбинск: РГАТА, 74 с. 4. Двигатель ДР 76. Техническое описание, Зоря - Машпроект, 2005. 5. Han J. C., Dutta S. and Ekkad S. (2013). Gas Turbine Heat Transfer and Cooling Technology, 2nd Edition, CRC Press. 6. Ricklick, M. A. (2009). Characterization of an Inline Row Impingement Channel for Turbine Blade Cooling Applications, University of Central Florida. 7. Earl Logan, Jr. and Ramendra Roy (2003). Handbook of Turbomachinery, 2nd Edition Revised and Expanded, ISBN: 0-8247-0995-0. 14
Journal of Science and Technique - N.208 (6-2020) - Le Quy Don Technical University 8. Florschuetz, L.W., Metzger, D.E., Su, C.C. (1983). Heat Transfer Characteristics for Jet Array Impingement with Initial Crossflow. ASME 1983 International Gas Turbine Conference and Exhibit, Volume 4: Heat Transfer; Electric Power, Phoenix, Arizona, USA, Conference Sponsors: International Gas Turbine Institute. ISBN: 978-0-7918-7954-2. 9. Andrew Schroder, Shichuan Ou, Urmila Ghia (2011). Experimental Study of an Impingement Cooling Jet Array Using an Infrared Thermography Technique. Journal of Thermophysics and Heat Transfer. 10. Makatar Wae-hayee, Perapong Tekasakul, Smith Eiamsa and Chayut Nuntadusit (2014). Effect of Cross-Flow Velocity on Flow and Heat Transfer Characteristics of Impinging Jet with Low Jet-to-Plate Distance. Journal of Mechanical Science and Technology, 28(6), 2909-2917, DOI 10.1007/s12206-014-0534-3. 11. Man-Woong Heo, Ki-Don Lee, Kwang-Yong Kim (2011). Optimization of an Inclined Elliptic Impinging Jet with Cross Flow for Enhancing Heat Transfer. Heat Mass Transfer, 47, 731-742, DOI 10.1007/s00231-011-0763-2. 12. Pansang, R., Wae-Hayee, M., Vessakosol, P., Nuntadusit, C. (2014). Heat Transfer Enhancement of Impinging Row Jets in Cross-Flow with Mounting Baffles on Surface. Advanced Materials Research, 931-932, pp. 1218-1222. 13. Garimella, S. V. and Schroeder, V. P. (2001). Local Heat Transfer Distributions in Confined Multiple Air Jet Impingement. Journal of Electronic Packaging, 123. CTRC Research Publications. Paper 299. http://dx.doi.org/10.1115/1.1371923. 14. Yeshayahou Levy, Arvind G. Rao, V. Erenburg, V. Sherbaum, I. Gaissinski, V. Krapp (2012). Pressure Losses for Jet Array Impingement with Crossflow. in Proceedings of the ASME Turbo Expo 2012, Copenhagen, Denmark, GT2012-68386. 15. Marcel Leon De Paz, Jubran B. A. (2011). Numerical Modeling of Multi Micro Jet Impingement Cooling of a Three Dimensional Turbine Vane. Heat Mass Transfer, 47, 1561-1579, DOI 10.1007/s00231-011-0819-3. 16. Шец И. Т. и Дыбан Е. П. (1974). Воздушное Охладжение Деталей Газовых Турбин, Киев: Наукова думка. 17. Halila E. E., Lenahan D. T., and Thomas T. T. (1982). Energy Efficient Engine High Pressure Turbine Test Hardware Detailed Design Report, Report No. NASA CR-167355. 18. James W. Gauntner, Herbert J. Gladden, Daniel J. Gauntner, Frederick C. Yeh (1974). Crossflow Effects on Impingement Cooling of a Turbine Vane, NASA Report TM X-3029. 19. Wandelt M., Roetzel W. (1997). Lockin Thermography as a Measurement Technique in Heat Transfer. in Proceedings of the Quantitative Infra-Red Thermography, Pizza, Italy, pp. 189-194. 20. Freund S. (2008). Local Heat Transfer Coefficients Measured with Temperature Oscillation IR Thermography, Ph.D. Dissertation, Helmut-Schmidt-Univ., Germany. 15
Selected Papers of Young Researchers - 2020 THE EFFECT OF JET NOZZLE DIAMETER ON HEAT TRANSFER COEFFICIENT IN AN IMPINGEMENT CROSS FLOW SYSTEM Abstract: Jet impingement is one of effective methods adopted to enhance the local heat transfer coefficient between cooling air stream and blades. For the impingement created by multi-holes located in the blade midchord region or the leading edge, the jet nozzle diameter D of impingement tubes is one of the parameters having significantly effects on the heat exchange coefficient. The paper uses ANSYS-CFX software to simulate the heat exchange characteristics of 3 multi-hole impingement tube taking into account the velocity ratio of jet flow and cross flow (VR = 3, 5, 7): 4 holes (2×2) with diameter D = 0.75 mm, 9 holes (3×3) D = 0.5 mm, 25 holes (5×5) D = 0.3 mm. The results showed that the smaller the jet diameter is, the more significant influence the cross flow has influence on the heat transfer coefficient, and a diameter of D = 0.5 mm yields the highest heat transfer coefficient. Keywords: Jet impingement; heat transfer; cross flow; RANS. Ngày nhận bài: 20/3/2020; Ngày nhận bản sửa lần cuối: 25/6/2020; Ngày duyệt đăng: 01/7/2020  16

CÓ THỂ BẠN MUỐN DOWNLOAD

LV.15: Bộ Đồ Án Tốt Nghiệp Chuyên Ngành Cơ Khí

65 tài liệu

2418 lượt tải

THÔNG TIN

TRỢ GIÚP

HỖ TRỢ KHÁCH HÀNG

Theo dõi chúng tôi

Chịu trách nhiệm nội dung:

Nguyễn Công Hà - Giám đốc Công ty TNHH TÀI LIỆU TRỰC TUYẾN VI NA

LIÊN HỆ

Địa chỉ: P402, 54A Nơ Trang Long, Phường 14, Q.Bình Thạnh, TP.HCM

Hotline: 093 303 0098

Email: support@tailieu.vn

Giấy phép Mạng Xã Hội số: 670/GP-BTTTT cấp ngày 30/11/2015 Copyright © 2022-2032 TaiLieu.VN. All rights reserved.