Nghiên cứu tăng cường làm mát cho cánh phun cao áp của động cơ tuabin khí tàu thủy TT

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO BỘ QUỐC PHÒNG HỌC VIỆN KỸ THUẬT QUÂN SỰ Vũ Đức Mạnh NGHIÊN CỨU TĂNG CƯỜNG LÀM MÁT CHO CÁNH PHUN CAO ÁP CỦA ĐỘNG CƠ TUABIN KHÍ TÀU THỦY TĨM TẮT LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT Chuyên ngành: Kỹ thuật khí động lực Mã số: 9.52.01.16 Hà Nội - 2021 CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HỒN THÀNH TẠI HỌC VIỆN KỸ THUẬT QN SỰ - BỘ QUỐC PHÒNG Người hướng dẫn khoa học: PGS.TS Nguyễn Trung Kiên GS.TS Đào Trọng Thắng Phản biện 1: PGS.TS Phạm Vũ Uy Phản biện 2: PGS.TSKH Đỗ Đức Lưu Phản biện 3: TS Lương Lục Quỳnh Luận án bảo vệ Hội đồng đánh giá luận án cấp Học viện theo định số 1643 /QĐ-HV, ngày 10 tháng năm 2021 Giám đốc Học viện Kỹ thuật Quân sự, họp Học viện Kỹ thuật Quân vào hồi ngày tháng năm 2021 Có thể tìm hiểu luận án tại: - Thư viện Học viện Kỹ thuật Quân - Thư viện Quốc gia MỞ ĐẦU Tính cấp thiết đề tài Động tuabin khí (ĐCTBK) loại động có nhiều ưu điểm vượt trội, ngày sử dụng phổ biến tàu Hải quân Việt Nam Trong động DR76 (đóng vai trị động hành trình tàu tên lửa lớp Molniya) có số lượng nhiều nhất, số hoạt động thực tế lớn Ngồi nhược điểm hiệu suất thấp ĐCTBK cịn có tuổi thọ khơng cao Động hành trình DR76 có tổng thời gian làm việc chế độ định mức hai lần đại tu 200 giờ, chế độ vận hành thực tế chủ yếu chế độ tải thấp trung bình Trong điều kiện thực nhiệm vụ chiến đấu dài ngày liên tục hạn chế hệ động lực Một phần nguyên nhân tuabin phải làm việc điều kiện khắc nghiệt, nhiệt độ trung bình đầu vào tuabin gần 1300K, nhiệt độ cục lên tới 1400K Cánh phun tuabin cao áp (CPCA) chi tiết cố định, không chịu lực ly tâm nằm sau buồng đốt, với buồng đốt chi tiết có nhiệt độ cao ĐCTBK, cần ưu tiên làm mát Đồng thời, CPCA làm mát kiểu đối lưu phân phối, biện pháp có hiệu cao, kết cấu đơn giản tin cậy, phù hợp với ĐCTBK tàu thủy, dễ dàng can thiệp vào kết cấu Do đó, thay đổi kết cấu màng phân phối CPCA để tăng cường làm mát lựa chọn có tính khả thi Bất kỳ ĐCTBK (ĐCTBK dành cho máy bay, tàu thủy, nhà máy nhiệt điện) không tránh khỏi nguy nhiệt cục cháy cánh tuabin, CPCA Theo số liệu thống kê, nhiệt cháy cánh tuabin nguyên nhân lớn thứ ba, chiếm 6,87% tổng số cố ĐCTBK Cánh phun tuabin cao áp bị cháy cục bộ, tồn vài cánh liền kề Khi CPCA bị cháy gây hỏng hóc nghiêm trọng tầng tuabin phía sau tồn động Chính lý CPCA động DR76 cần thiết tăng cường làm mát Việc tăng cường làm mát làm giảm khắc nghiệt nhiệt mà cánh phun phải chịu, điều kiện cần để nâng cao số hoạt động động chế độ tải cao, đồng thời giảm thiểu nguy cháy cánh hỏng hóc tuabin Do vậy, NCS lựa chọn đề tài “Nghiên cứu tăng cường làm mát cho cánh phun cao áp động tuabin khí tàu thủy” Với đề tài này, NCS mong muốn có đóng góp định tốn trao đổi nhiệt làm mát cánh tuabin ĐCTBK tàu thủy, đối tượng sử dụng rộng rãi Hải quân Việt Nam Mục đích nghiên cứu luận án Nghiên cứu tăng cường làm mát cánh phun tuabin cao áp (CPCA) ĐCTBK tàu thủy theo phương án bố trí thêm lỗ phun màng phân phối để phun khơng khí làm mát vào khu vực có nhiệt độ cao với điều kiện lưu lượng khơng khí làm mát khơng đổi Để giải tốn này, luận án sử dụng kết hợp mơ hình trao đổi nhiệt ngun mẫu cánh với mơ hình vật lý đồng dạng Đối tượng phạm vi nghiên cứu luận án Đối tượng nghiên cứu CPCA động DR76, CPCA làm mát kiểu đối lưu, có màng phân phối, nhiên lỗ màng phân phối tập trung làm mát khu vực mũi cánh Các lỗ phân phối khí đưa dịng khí làm mát qua phần mũi cánh, chảy qua khe màng phân phối với bụng (hoặc lưng) trước thải qua khe phía cánh Phạm vi nghiên cứu luận án chế độ ổn định, tập trung nghiên cứu chế độ định mức động Phương pháp nghiên cứu Phương pháp nghiên cứu luận án kết hợp nghiên cứu lý thuyết nghiên cứu thực nghiệm Nghiên cứu lý thuyết thực sở xây dựng mơ hình trao đổi nhiệt cho CPCA động DR76 ANSYS-CFX Việc thực nghiệm thực phương pháp dao động nhiệt độ (The Temperature Oscillation Infra-Red Thermography - TOIRT) nhằm xác định phân bố hệ số trao đổi nhiệt bề mặt đích mơ hình đồng dạng với kênh đẫn khơng khí phía lưng cánh Các kết mơ hình đồng dạng sử dụng để đề xuất phương án cải tiến màng phân phối Đóng góp luận án Luận án xây dựng thành cơng mơ hình mơ trao đổi nhiệt nguyên mẫu CPCA ĐCTBK tàu thủy DR76 phương pháp thực nghiệm dao động nhiệt độ để tính tốn hệ số trao đổi nhiệt mơ hình màng phân phối nhiều lỗ có xét tới dịng ngang, làm sở cho việc đề xuất giải pháp tăng cường làm mát CPCA động cách bố trí thêm lỗ phun màng phân phối với thơng số hình học lựa chọn phù hợp Luận án đề xuất cách tiếp cận cho toán nghiên cứu trao đổi nhiệt CPCA động tuabin khí sử dụng kết hợp mơ hình ngun mẫu cánh mơ hình vật lý đồng dạng Ý nghĩa khoa học thực tiễn Ý nghĩa khoa học Luận án đề xuất thực thành công cách tiếp cận cho toán nghiên cứu trao đổi nhiệt CPCA động tuabin khí sử dụng kết hợp mơ hình ngun mẫu cánh mơ hình vật lý đồng dạng cho phép nhận kết tin cậy, khắc phục khó khăn khơng thể tiến hành thực nghiệm động tuabin khí thực, điều kiện trường đại học Luận án cung cấp tranh tương đối tồn diện đặc tính trao đổi nhiệt bề mặt lưng cánh mơ hình vật lý đồng dạng, đề cập tới hầu hết thông số ảnh hưởng tới hệ số trao đổi nhiệt khoảng cách tương đối màng phân phối bề mặt làm mát H/D, bước lỗ tương đối S/D, số Reynolds dòng phun Rej tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR Ý nghĩa thực tiễn Tăng cường làm mát cánh phun cao áp cách cải tiến màng phân phối nâng cao độ tin cậy, giảm thiểu nguy xảy cố nhiệt, giúp tăng khả sẵn sàng chiến đấu cho tàu chiến, phù hợp với điều kiện khai thác điều kiện công nghệ Việt Nam Luận án sử dụng làm tài liệu tham khảo phục vụ cho trình đào tạo đại học, sau đại học ngành Cơ khí động lực Cấu trúc luận án Luận án gồm: phần mở đầu, bốn chương phần kết luận, tài liệu tham khảo phụ lục Trong có 139 trang thuyết minh, 15 bảng, 88 hình vẽ đồ thị, 142 tài liệu tham khảo 22 trang phụ lục CHƯƠNG TỔNG QUAN VỀ VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU ĐCTBK tàu thủy loại động nhiệt có nhiều ưu điểm vượt trội, nhiên tuổi thọ, thời gian làm việc chế độ tải cao động chưa dài chi tiết tuabin làm việc điều kiện khắc nghiệt CPCA động DR76 (Hình 1.1) nằm sau buồng đốt, chịu nhiệt độ cao ĐCTBK, nguy cháy cánh ln tiềm ẩn, tăng cường làm mát ln mang tính thời cấp thiết CPCA động DR76 sử dụng phương pháp làm mát màng phân phối, nhiên có lỗ phun khu vực mũi cánh (Hình 1.1), việc tăng cường làm mát thực cách bố trí thêm lỗ phun màng phân phối phía lưng (hoặc bụng) cánh Để đánh giá hiệu làm mát thường sử dụng hệ số làm mát θ: Tg*  Tave  * (1.1) Tg  Tc : Tg* – nhiệt độ dịng khí nóng chảy qua cánh; Tave – nhiệt độ trung bình cánh; Tc – nhiệt độ khơng khí làm mát Hình 1.1 Mặt cắt tầng tuabin cao áp động DR76 – Cánh phun; – Cánh công tác; – Mặt cắt thân cánh phun; – Màng phân phối; – Mặt cắt cánh công tác; – Lỗ phun màng phân phối phía mũi cánh Ngồi ra, phương pháp màng phân phối cường độ trao đổi nhiệt thông số quan trọng thường đánh giá thông số hệ số không thứ nguyên Nusselt: Nu  hD  (1.2) h hệ số trao đổi nhiệt, D – đường kính lỗ phun, λ –hệ số dẫn nhiệt chất khí Hệ số Nu phụ thuộc lớn vào thơng số hình học khơng thứ ngun màng phân phối (khoảng cách tương đối màng phân phối tới bề mặt đích H/D; bước lỗ tương đối S/D), thơng số dịng chảy số Reynolds dòng phun Rej tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR Để nghiên cứu tăng cường làm mát cánh tuabin màng phân phối, sử dụng mơ hình ngun mẫu cánh mơ hình vật lý đồng dạng đơn giản hóa Các cơng trình nghiên cứu mơ hình ngun mẫu cánh thường sử dụng phương pháp mô CFD, nhiên chúng chưa tồn diện có tính tổng qt khơng cao Các cơng trình nghiên cứu mơ hình vật lý sử dụng phương pháp thực nghiệm mô CFD chưa giải triệt để vấn đề ảnh hưởng tương tác dòng phun dòng ngang tới hệ số trao đổi nhiệt bên lưng cánh, đồng thời chưa nghiên cứu đồng với thơng số ảnh hưởng khác thơng số hình học H/D, S/D, khí động lực học Rej VR Luận án xây dựng nhằm tìm phương án kết cấu màng phân phối có hệ số trao đổi nhiệt cao nhất, từ áp dụng để tăng cường làm mát cho CPCA động DR76 Luận án sử dụng phương pháp kết hợp thực nghiệm mô CFD để nghiên cứu, cụ thể, trình thực nghiệm xác định hệ số trao đổi nhiệt thực phương pháp TOIRT, q trình mơ sử dụng phần mềm ANSYS-CFX với mơ hình RANS, mơ hình rối SST CHƯƠNG CƠ SỞ LÝ THUYẾT TRONG BÀI TỐN TRAO ĐỔI NHIỆT CHO CÁNH PHUN TUABIN 2.1 Mơ hình trao đổi nhiệt cho cánh phun tuabin lựa chọn phần mềm mô Để xác định phân bố nhiệt độ cánh phun tuabin có làm mát cần tính tốn động lực học dịng chảy (dịng khí nóng bên ngồi dịng khơng khí làm mát bên trong), q trình trao đổi nhiệt dịng chảy (bên ngồi, bên trong) với thành vách cánh, q trình dẫn nhiệt bên phần kim loại cánh Mơ hình tính tốn gọi mơ hình trao đổi nhiệt liên hợp, trường dịng chảy/nhiệt độ dịng khí (khí nóng, khí làm mát) trường nhiệt độ cánh tuabin tính tốn đồng thời Nhiệt độ thông lượng nhiệt trao đổi mặt biên chất khí/rắn khơng phải điều kiện biên mà chúng tính tốn vịng lặp Điều kiện biên tốn bao gồm: thơng số dịng khí (áp suất, nhiệt độ, lưu lượng) đầu vào đầu kênh dẫn, thông số vật lý dịng khí kim loại cánh phun tuabin Phần mềm ANSYS CFX có độ tin cậy cao, nhiều ưu điểm việc giải toán trao đổi nhiệt liên hợp nên luận án lựa chọn làm cơng cụ để xây dựng mơ hình trao đổi nhiệt cho cánh phun tuabin 2.2 Lý thuyết dòng chảy trao đổi nhiệt phần mềm ANSYS-CFX Trong toán trao đổi nhiệt liên hợp, thuật toán ANSYS-CFX xây dựng dựa phương trình hệ phương trình NavierStokes (phương trình bảo tồn khối lượng (2.1), động lượng (2.2) lượng (2.3)) phương trình bảo tồn lượng khối rắn (2.4)    u  t    (2.1)    u    uu  p     f t   (2.2)     p  E    u E     u  q        f u  t     (2.3) ρ – khối lượng riêng, u - véc tơ vận tốc dòng, p – áp suất dịng khí,  - ứng suất nhớt, f - gia tốc dịng khí lực tác dụng vào khối khí (lực trọng trường, lực điện từ), E – lượng toàn phần, q - véc tơ dịng nhiệt Trong khối rắn việc bảo tồn lượng bao gồm yếu tố dao động phân tử, dẫn nhiệt nguồn nhiệt thể tích:    Es  (2.4)      us Es      s T   S E t us, Es, ρ, λs tương ứng vận tốc, entanpy, khối lượng riêng hệ số dẫn nhiệt khối rắn, SE – nguồn nhiệt thể tích Việc trao đổi nhiệt bề mặt thành vách thỏa mãn điều kiện sau:  T   T  Tại sát bề mặt thành vách y=0: u=0, Tw,f=Tw,s, s  s     f   y  y 0  y  y 0 Tiến khu vực dòng y∞: uu∞, TT∞ 2.3 Lý thuyết tính tốn điều kiện biên cho dịng khí chảy qua mạng cánh phun tuabin cao áp Điều kiện biên mơ hình trao đổi nhiệt cánh phun tuabin thơng số áp suất, nhiệt độ dịng khí trước sau cánh phun, thơng số chưa tài liệu cung cấp đầy đủ nên cần xây dựng ba mơ hình tính tốn chúng (Hình 2.1): Mơ hình 1- Mơ hình chu trình nhiệt sơ bộ; Mơ hình 2- Mơ hình tính tốn nhiệt khí động tầng tuabin cao áp; Mơ hình 3- Mơ hình tính tốn chu trình nhiệt đầy đủ Từ thơng số đầu vào tỷ số tăng áp máy nén, nhiệt độ sau tuabin thấp áp, lưu lượng nhiên liệu, thơng số hình học tầng tuabin cao áp tính tốn thơng số đầu lưu lượng dịng khí chảy qua động cơ, áp suất, nhiệt độ dịng khí mặt cắt động (trước sau máy nén, trước sau tuabin) Đặc biệt thu kết áp suất, nhiệt độ, khối lượng riêng dịng khí sau mặt cắt tầng tuabin cao áp (trước thiết bị phun, sau thiết bị phun, sau bánh công tác) – thơng số điều kiện biên mà mơ hình mơ ANSYS cần Kết tính tốn từ mơ hình mơ hình so sánh với kết lý lịch động thông số thu thập thực tế, kết chấp nhận sai lệch 5% Hình 2.1 Trình tự tính tốn mơ hình tính tốn COM- máy nén tương đương (gồm máy nén thấp áp cao áp); CT –tuabin tương tương (gồm tuabin thấp áp cao áp); PT –tuabin chân vịt; LC – máy nén thấp áp; HC – máy nén cao áp; HT – tuabin cao áp; LT – tuabin thấp áp 2.4 Lý thuyết đồng dạng toán trao đổi nhiệt Đối với trình trao đổi nhiệt màng phân phối có tương tác dịng phun dịng ngang số Nusselt hàm số có dạng: (2.5) Nu=f(Rej, VR, Tw/Tf, H/D, S/D, D/Rs, X, Y, Z) đây: Rej – số Reynolds dòng phun; VR –tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang; H – khoảng cách màng phân phối bề mặt đích; S – khoảng cách hai lỗ phun; Rs – bán kính cong kênh dẫn; Tw/Tf – tỷ số nhiệt độ thành vách với nhiệt độ trung bình đầu vào dịng khí; X,Y,Z tọa độ tương đối khơng thứ ngun điểm tính tốn Theo lý thuyết đồng dạng trường hợp thơng số hàm tham số khác: 0  f  1,  , 3 , ,  n  , im  ip , i=1…n  0m   0p Ở m số mô hình đồng dạng; p –nguyên mẫu Trong trường hợp cần xây dựng mơ hình động dạng có Π1= Rej, Π2=VR, Π3=Tw/Tf, Π4=H/D, Π5=S/D, Π6=D/Rs mơ hình đồng dạng có giá trị với ngun mẫu thu kết 1m  Nu m  1p  Nu p 2.5 Kết luận Chương Quá trình trao đổi nhiệt CPCA tập hợp trình vật lý phức tạp giải đồng thời mơ hình trao đổi nhiệt liên hợp; Mơ hình trao đổi nhiệt liên hợp xây dựng tảng hệ phương trình Navier-Stokes cho khối khí, phương trình cân lượng cho khối rắn, mơ hình trao đổi nhiệt lớp biên; Điều kiện biên thơng số dịng khí đầu vào đầu mơ hình, tính tốn từ chu trình nhiệt động cơ; Lý thuyết đồng dạng toán trao đổi nhiệt cung cấp sở khoa học cho việc xây dựng mơ hình trao đổi nhiệt dạng phẳng đồng dạng với mơ hình trao đổi nhiệt kênh dẫn khơng khí phía lưng (hoặc bụng) cánh CHƯƠNG XÂY DỰNG MƠ HÌNH TRAO ĐỔI NHIỆT CHO CÁNH PHUN TUABIN CAO ÁP ĐỘNG CƠ DR76 3.1 Các mơ hình nghiên cứu trao đổi nhiệt Luận án xây dựng hai mơ hình trao đổi nhiệt, là: mơ hình trao đổi nhiệt cho ngun mẫu CPCA động DR76 (gọi tắt mơ hình ngun mẫu A – Hình 3.1a) mơ hình trao đổi nhiệt dạng phẳng đồng dạng với kênh dẫn khơng khí phía lưng cánh (mơ hình đồng dạng B - Hình 3.1b) Kết thu từ mơ hình ngun mẫu A phân bố nhiệt độ ứng suất nhiệt cánh (trạng thái nhiệt cánh phun) nhằm xác định khu vực cánh cần tăng cường làm mát, cơng cụ để xây dựng mơ hình mơ phần mềm ANSYS-CFX (tính phân bố nhiệt độ) ANSYS-Static Structural (tính ứng suất nhiệt) Ngồi mơ hình ngun mẫu A cịn sử dụng để tính tốn trạng thái nhiệt cánh cải tiến, so sánh kết với cánh nguyên để đưa kết luận hiệu tăng cường làm mát Hình 3.1 Mặt cắt mơ hình nghiên cứu luận án a – Mơ hình trao đổi nhiệt ngun mẫu cánh phun (Mơ hình ngun mẫu A); b- Mơ hình trao đổi nhiệt dạng phẳng đồng dạng với mô hình trao đổi nhiệt kênh dẫn khơng khí phía lưng cánh (Mơ hình đồng dạng B) 3.2) Các lỗ phun màng phân phối (Hình 1.1) đưa dịng khí làm mát tới phần đầu cánh, từ chảy qua khe màng phân phối với bụng (và lưng) trước thải qua khe phía cánh Ngồi CPCA động DR76 cịn có hai khoang khơng khí hai đầu để làm mát cho vành ngồi vành (Hình 1.1, Hình 3.2) Trong mơ hình có dịng đầu vào gồm dịng khí nóng khơng khí làm mát, đầu hỗn hợp khí (Hình 3.2) Tại đầu vào dịng khí nóng thơng số dịng khí sau buồng đốt (áp suất nhiệt độ toàn phần), đầu vào dịng khơng khí làm mát thơng số dịng khơng khí sau máy nén (áp suất nhiệt độ tồn phần), thông số đầu thông số khu vực CPCA cánh công tác tuabin cao áp (áp suất – thay cho sức cản tượng tiết lưu gây phần tuabin phía sau) Thơng số dịng khí biên (Bảng 3.2) lấy từ lý lịch động tính tốn từ lý thuyết mục 2.3 Bảng 3.2 Thơng số trung bình dịng khí biên chế độ tính tốn Chế độ, [% tay ga] 100 80 62,5 50 Đảo chiều pg* [kPa] 1203 1039 914 818,2 943,3 * Tg [K] 1246 1163 1100 1055 1156 p1 [kPa] 859,8 722,2 637,2 569,9 647 * pc [kPa] 1233 1080 950 850 980 * Tc [K] 637 610 587,5 568,3 596,7 3.3 Xây dựng mô hình tính tốn hệ số trao đổi nhiệt cho kênh dẫn khơng khí phía lưng cánh mơ hình đồng dạng Mục đích mục xây dựng mơ hình tính tốn hệ số trao đổi nhiệt cho mơ hình dạng phẳng đồng dạng với kênh dẫn khơng khí phía lưng cánh (mơ hình đồng dạng B – Hình 3.1) Kết mơ hình nhằm đưa dải khuyến cáo thơng số hình học (khoảng cách H/D, bước lỗ S/D, đường kính D) màng phân phối phía lưng cánh phun Mơ hình vật lý đồng dạng với kênh dẫn khơng khí phía lưng cánh dạng phẳng luận án xây dựng đảm bảo tham số gồm khí động Π1=Rej, Π2=VR hình học Π4=H/D, Π5=S/D chúng khảo sát dải rộng Rej = 10000÷25000, VR = 3÷∞, H/D=1÷3, S/D=3÷10 Mơ hình gần đảm bảo tham số Π6=D/Rs, sai số Nu mô hình phẳng cong (D/Rs=1/1075÷1/107) nhỏ 1% Mặc dù không đảm bảo tham số Π3=Tw/Tf kết cơng trình cơng bố cho thấy chúng ảnh hưởng đến giá trị Nu thu Do đó, mơ hình vật lý đồng dạng B xây dựng hồn tồn đủ tính đắn để khảo sát đặc trưng trao đổi nhiệt khu vực lưng cánh phun có tương tác dịng phun dịng ngang 11 Tính tốn hệ số trao đổi nhiệt mơ hình đồng dạng B thực thực nghiệm mơ phỏng, việc thực nghiệm thực theo phương pháp dao động nhiệt TOIRT (Hình 3.3) Việc mơ thực ANSYS-CFX (Hình 3.4) thực chế độ mà việc thực nghiệm tiến hành thông số mà thực nghiệm không đưa Sơ đồ thực nghiệm biểu diễn Hình 3.3 gồm phần chính: kênh dịng phun kênh dòng ngang Số liệu thu từ thực nghiệm tập hợp ảnh kỹ thuật số theo thời gian ghi lại diễn biến nhiệt độ kim loại hiển thị hình camera nhiệt Từ liệu cần xây dựng đồ thị nhiệt độ điểm bề mặt ngoài, kết hợp với việc đồng liệu với xung nguồn nhiệt (đèn halogen) để xác định độ trễ pha φ nhiệt độ điểm bề mặt kim loại Khi biết độ trễ pha φ việc xác định hệ số trao đổi nhiệt h thực cách giải phương trình liên hệ hệ số trao đổi nhiệt độ trễ pha nhiệt độ bề mặt so với xung nhiệt nguồn xạ Hình 3.3 Sơ đồ thực nghiệm a – sơ đồ lắp đặt; b – Sơ đồ kiểm tra phân bố vận tốc dòng ngang I - ống đo lưu lượng theo nguyên lý lỗ tiết lưu; II – màng phân phối; – máy thổi khí; – áp kế vi sai Kimo MP 210G; 3– nhiệt kế điện tử; – áp kế; – hộp ổn định dòng phun; – màng san dịng; - ống dẫn khí; – kim loại; – đèn halogen; 10 – camera nhiệt Flir i7; 11 – camera kỹ thuật số; 12 – đèn hiển thị trạng thái mạch; 13 – máy tính; 14 – mạch điều khiển xung cho đèn halogen; 15 – testo 425; 16 – hộp cấp khí cho dòng ngang; 17 – quạt thổi với điều chỉnh điện áp; 18 – sấy 12 Các kết thực nghiệm phương pháp dao động nhiệt TOIRT mô CFD so sánh, kiểm chứng với kết công bố Kết cho thấy sai số kết thực nghiệm nhỏ 15%, sai số kết mô nhỏ 20% Trong mơ hình nhiều lỗ phun có dịng ngang, kết thực nghiệm mô đối chiếu với sai lệch không 15%, kết chấp nhận được, tương tự kết nghiên cứu công bố giới Như phương pháp thực nghiệm mô xác định hệ số trao đổi nhiệt mơ hình phẳng làm mát màng phân phối tin cậy Hình 3.4 Mơ hình tính tốn hệ số trao đổi nhiệt mơ hình đồng dạng 3.4 Kết luận Chương Chương xây dựng mơ hình mơ trao đổi nhiệt liên hợp cho CPCA động DR76 phần mềm ANSYS-CFX với phương pháp RANS, mơ hình rối SST nhằm xác định vị trí cần tăng cường làm mát, đồng thời kiểm tra hiệu tăng cường làm mát phương án cánh cải tiến Độ tin cậy mơ hình trao đổi nhiệt kiểm chứng cách so sánh kết mô với kết thực nghiệm cánh Mark II [52] Luận án xây dựng thành công hệ thống thử nghiệm phương pháp TOIRT mơ hình mơ ANSYS-CFX để xác định hệ số trao đổi nhiệt cho mơ hình dạng phẳng đồng dạng với kênh dẫn khơng khí phía lưng cánh Hệ số trao đổi nhiệt thu từ thực nghiệm TOIRT, mô CFD so sánh với kiểm nghiệm liệu công bố [26, 72] Kết thực nghiệm mô cho mơ hình vật lý đồng dạng tiến hành Chương cho phép đánh giá ảnh hưởng thơng số hình học (S/D, H/D) khí động (Rej, VR) tới hệ số trao đổi nhiệt bề mặt bên lưng cánh có tương tác dịng phun từ màng phân phối dòng ngang từ khu vực đầu cánh chảy tới làm sở để lựa chọn kết cấu màng phân phối Chương 13 CHƯƠNG GIẢI PHÁP TĂNG CƯỜNG LÀM MÁT CÁNH PHUN TUABIN CAO ÁP ĐỘNG CƠ DR76 4.1 Khảo sát phân bố nhiệt độ ứng suất nhiệt cánh phun tuabin cao áp động DR76 phương pháp mô Kết mô phần mềm ANSYS cho mơ hình trao đổi nhiệt CPCA động DR76 thu số kết sau: Các kết biến thiên nhiệt độ, áp suất, vận tốc dịng khí tn theo lý thuyết dịng chảy tuabin (Hình 4.1) a b c Hình 4.1 Phân bố thơng số dịng khí chảy qua kênh lưu thơng CPCA mặt cắt trung bình a – Nhiệt độ; b – Vận tốc; c- Áp suất Chế độ định mức chế độ nhiệt khắc nghiệt cánh phun tuabin với nhiệt độ cực đại Tmax=1183K (Hình 4.2), nhiệt độ làm việc tối đa hợp kim niken chịu nhiệt ЖС6К [T]vl=1273K Hệ số dự trữ nhiệt [n]T=[T]vl/Tmax=1,08, tương ứng với nhiệt độ dự trữ Tr=[T]vl - Tmax= 90K Đây lý khơng thể trì chế độ thời gian dài, tổng thời gian hoạt động chế độ định mức động DR76 sau lần đại tu 200 Khi để tăng thời gian hoạt động động chế độ định mức cần có biện pháp tăng cường làm mát CPCA Nhiệt độ, [K] 1300 1200 1100 T_g 1000 T_max 900 T_ave 800 100% 80% đảo chiều 62.50% Chế độ, [% tay ga] 50% Hình 4.2 Đồ thị biểu diễn số thông số nhiệt độ cánh chế độ Phân bố nhiệt độ cánh phun chế độ hoạt động đồng dạng với vị trí vùng nhiệt độ cực đại gần không thay đổi, vùng nhiệt độ cực đại nằm khu vực độ cao trung bình lưng cánh (Hình 14 4.3) Nguyên nhân: khu vực có độ cao trung bình có nhiệt độ dịng khí cao nhất, hai đầu cánh lượng nhiệt lớn truyền nhiệt vành đai dưới, vùng nhiệt độ cực đại xuất khu vực độ cao trung bình; Ở vùng mũi cánh có dịng khơng khí làm mát thổi từ màng phân phối, hệ số trao đổi nhiệt vùng tăng lên cao, nhiệt độ cực đại không xuất mũi cánh; Tuy nhiệt độ dịng khí nóng phía bụng cánh cao lưng cánh kênh dẫn khơng khí làm mát phía lưng dài hơn, sức cản thủy lực lớn hơn, lưu lượng khơng khí chảy qua kênh nhỏ hơn, hệ số trao đổi nhiệt bề mặt lưng cánh nhỏ bụng cánh Do nhiệt độ cực đại xuất lưng cánh bụng cánh Hình 4.3 Phân bố nhiệt độ bề mặt cánh phun chế độ 100% tay ga Ứng suất, [MPa] Ứng suất nhiệt cực đại quy dẫn nằm vị trí bụng cánh, chế độ định mức đạt giá trị 193MPa (Hình 4.4), ảnh hưởng lực khí thể tới ứng suất nhỏ bỏ qua Đối chiếu với giới hạn bền phân bố nhiệt độ cánh thấy hệ số dự trữ bền lớn 1,8 200 150 100 50 -50 -100 -150 Normal Stress Shear Stress 100% 80% Đảo chiều 62.50% Eq Stress 50% Chế độ, [% tay ga] Hình 4.4 Ứng suất nhiệt chế độ tay ga pc=1233 kPa pc=1171,35kPa pc=1109,7kPa pc=1048,05kPa Tmax ,[K] 1220 pc=1233kPa pc=1171,35kPa pc=1109,7kPa pc=1048,05kPa 1120 1080 Tave, [K] 1240 1040 1200 1000 1180 1160 960 1140 920 400 450 500 550 600 400 650 450 500 550 600 650 Tc, [K] Tc, [K] Hình 4.5 Đồ thị ảnh hưởng Tc, pc tới Tmax Hình 4.6 Đồ thị ảnh hưởng Tc, pc tới Tave 15 Việc thay đổi lưu lượng gc, nhiệt độ Tc, áp suất pc khơng khí làm mát có tác động rõ nhiệt độ trung bình Tave, ảnh hưởng tới nhiệt độ cực đại Tmax (khi Tc giảm 100K làm Tave giảm 39K, Tmax giảm 19K; pc giảm 10% Tave, Tmax tăng tương ứng 48K 28K – Hình 4.5 Hình 4.6) Bên cạnh giảm nhiệt độ khơng khí làm mát Tc có hiệu ứng phụ làm tăng ứng suất nhiệt cánh (ứng suất quy dẫn cực đại tăng thêm tới 60MPa) 4.2 Nghiên cứu lựa chọn thông số hình học hợp lý mơ hình đồng dạng Nghiên cứu thực cách kết hợp thực nghiệm mô hai dạng tấm: lỗ (1x3) lỗ (3x3) Với điều kiện H/D, S/D, Rej, VR hình dạng phân bố Nu hai khơng có sai lệch nhiều (Hình 4.7), nhiên khu vực lỗ đường y=0 Nu lỗ (3x3) cao lỗ (1x3) Ngun nhân: dịng khí từ lỗ đường y=0 3x3 tự chảy sang hai bên (theo chiều y) 1x3, bắt buộc dịng khí phát triển theo chiều x làm tăng Nu Tại vị trí gần tâm liệu qua phép nội suy (các đường có dấu * Hình 4.8, Hình 4.9, Hình 4.11) a b Hình 4.7 Kết phân bố Nu nghiên cứu (Thực nghiệm –H/D=2, S/D=10, Rej=13000, VR=7) a –Phân bố Nu 1x3 lỗ; b– Phân bố Nu 3x3 lỗ Kết thực nghiệm Hình 4.8 cho thấy Rej tăng hệ số Nusselt (Nu) hệ số Nusselt trung bình theo chiều rộng (Nusp) tăng, nhiên đường có đặc tính giống nhau, giá trị đỉnh Nu lỗ sau cao lỗ trước Kết Hình 4.9 cho thấy H/D=2 VR giảm (vận tốc dòng ngang tăng) làm Nu tăng, nhiên đỉnh Nu lỗ sau dịch chuyển phía cuối dịng 16 200 Re_j=13000 Re_j=15000 Re_j=18000 180 Hình 4.8 Biến thiên Nusp với số Reynolds dòng phun Rej khác (Thực nghiệm – mơ hình 3x3 lỗ - VR=7, S/D=10, H/D=2) Re_j=13000(*) Re_j=15000(*) Re_j=18000(*) Nusp 160 140 120 100 80 -15 -10 -5 VR=5 VR=7 VR=10 VR=∞ 150 x/D 10 15 VR=5(*) VR=7(*) VR=10(*) VR=∞(*) Nusp 120 90 60 -15 -10 -5 x/D 10 15 Hình 4.9 Biến thiên Nusp với tỷ số vận tốc dịng phun/dịng ngang VR khác (Thực nghiệm mơ hình 3x3 lỗRej=13000, S/D=10, H/D=2) Thử nghiệm với Reynolds dòng phun Rej=13000, khoảng cách tương đối H/D=2, tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR=7 bước lỗ S/D khác cho ta kết Hình 4.10 Khi S/D≥8 vùng tăng cường trao đổi nhiệt hai lỗ phun cạnh hoàn toàn tách biệt, nói dịng phun từ hai lỗ cạnh tương tác yếu với Khi bước lỗ S/D=5 tương tác tăng lên, vùng tăng cường trao đổi nhiệt bắt đầu giao thoa vào nhau, Nuave giảm nhẹ so với trường hợp S/D=8 Khi S/D=3 diện tích vùng tăng cường giảm mạnh, dẫn đến Nuave giảm mạnh so với trường hợp lại Nuave 120 100 80 60 S/D 11 Hình 4.10 Số Nusselt trung bình Nuave 22Dx30D với bước lỗ S/D khác (Thực nghiệm mơ hình 3x3 lỗ– Rej=13000, VR=7, H/D=2) Từ liệu đưa khuyến cáo nên chọn S/D≥8, trường hợp cụ thể cần tăng cường tập trung cho vùng nhỏ chọn S/D≈5 Dải khuyến cáo chi tiết so với trường hợp chung 3≤S/D≤12 Ảnh hưởng khoảng cách tương đối H/D tới phân bố Nu giữ nguyên thông số ảnh hưởng khác (Rej, VR, S/D) thể Hình 4.11 có kết chính: Khi H/D lớn hệ số trao đổi nhiệt nhỏ, đồng thời vị trí đỉnh Nu xa tâm lỗ; 17 Khi khoảng cách tương đối H/D=2 khu vực lỗ sau có Nu cao lỗ trước (Hình 4.11), điều giải thích tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR cục giảm làm Nu tăng Tuy nhiên H/D=3 H/D=4 điều khơng cịn rõ ràng (Hình 4.11), Nu lỗ cuối giảm nhẹ so với lỗ 250 Nu 200 H/D=2; VR=7 H/D=2; VR=7 (*) H/D=3; VR=7 H/D=3; VR=7 (*) H/D=4; VR=7 H/D=4; VR=7(*) Hình 4.11 Ảnh hưởng tỷ số H/D tới Nu (Thực nghiệm mơ hình 1x3 lỗRej=13000, VR=7, S/D=10) 150 100 50 -15 -10 -5 x/D 10 15 Trong trường hợp lưu lượng dòng ngang khơng đổi, thay đổi khoảng cách H màng phân phối bề mặt bên cánh làm thay đổi vận tốc trung bình dịng ngang, nói cách khác H tăng n lần (H/D tăng n lần) vận tốc dịng ngang giảm n lần (tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR tăng n lần) Kết Hình 4.12 cho thấy, khoảng cách tương đối H/D giảm số Nusselt trung bình (Nuave) tồn (kích thước 44Dx44D) tăng lên, nguyên nhân H/D giảm cường độ dòng ngang tăng (tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR giảm) làm tăng hiệu ứng trao đổi nhiệt Hình 4.12 Ảnh hưởng khoảng cách tương đối H/D tới Nuave lưu lượng dịng ngang khơng đổi (Mơ mơ hình 3x3 lỗ– Rej=13000, S/D=10) Nuave 80 60 40 Nu_ave of 30Dx30D Nu_ave of 44Dx44D 20 H/D Giảm khoảng cách tương đối H/D làm tăng hiệu trao đổi nhiệt, để có hiệu ứng tăng trao đổi nhiệt cục H/D=1,5÷3 Tuy nhiên tỷ số vận tốc dịng phun/dịng ngang VR=7 H/D>2 cho kết Nu lỗ sau có xu hướng giảm dần, nên lựa chọn H/D=1,5÷2 Việc giảm khoảng cách màng phân phối bề mặt cánh (H) liên quan đến việc tăng tổn thất thủy lực hệ thống làm mát, tổn thất tăng lên làm giảm lưu lượng khơng khí làm mát cung cấp cho cánh, từ mà hiệu làm mát lại giảm 4.3 Nghiên cứu lựa chọn phương án thay đổi kết cấu màng phân phối cánh phun tuabin cao áp động DR76 Trước tiên khảo sát ảnh hưởng kích thước lỗ phun D tới hệ số trao đổi nhiệt với điều kiện lưu lượng khơng khí làm mát tiết diện lưu thông 18 qua lỗ phun Với trường hợp khảo sát với D=0,30mm; 0,50mm, 0,75mm thấy rằng, đường kính D=0,5mm cho hệ số trao đổi nhiệt cao (khi H/D=1,6 nằm dải khuyến cáo mục 4.2) Để lưu lượng khơng khí làm mát không đổi với phương án nguyên bản, bổ sung khơng khí qua lỗ phun phía lưng cần giảm lưu lượng khí phun tới khu vực mũi cánh, nhiên không giảm nhiều (đảm bảo làm mát cho mũi cánh bụng cánh) Khi giảm kích thước lỗ phun mũi cánh (từ 1,0mm 0,8mm) bịt bớt lỗ phía chân đỉnh cánh (khu vực có dẫn nhiệt khoang khí hai đầu) Kết mục 4.2 4.3 thấy để tạo hệ số trao đổi nhiệt cao khu vực lưng cánh nên lựa chọn đường kính D=0,5mm, bước lỗ tương đối S/D=10, khoảng cách tương đối H/D=1,6 Kết phân bố nhiệt độ biên dạng cánh (Hình 4.3) cho thấy vùng nhiệt độ cao (T≥1149K) có kích thước cao x rộng≈14mmx20mm với tâm vùng nằm lưng cánh Từ tính tốn sơ tác giả lựa chọn khảo sát phương án tương quan so sánh với phương án nguyên (Bảng 4.1, Hình 4.13) Bảng 4.1 Các trường hợp thay đổi kết cấu màng phân phối Lỗ phun phía mũi Lỗ phun phía lưng Số lượng Đường kính D1 [mm] Số lượng Đường kính D [mm] Nguyên (NB) 1,0 Phương án (PA1) 0,8 0,5 Phương án (PA2) 0,8 0,5 Phương án (PA3) 1,0 0,5 a b c d Ghi Hình 4.13a Hình 4.13b Hình 4.13c Hình 4.13d Hình 4.13 Phương án đục lỗ màng phân phối phía lưng cánh a – Nguyên bản; b – Phương án 1; c – Phương án 2; d – Phương án 19 4.4 Đánh giá hiệu tăng cường làm mát cánh phun tuabin cao áp động DR76 phương án màng phân phối Khi bổ sung lỗ lưng nhiệt độ trung bình Tave cánh phương án giảm so với nguyên bản, hệ số làm mát θ tăng nhẹ Nhiệt độ cực đại Tmax giảm rõ rệt hơn, lưu lượng khơng khí trường hợp khơng sai lệch nhiều so với nguyên (Bảng 4.2) Khi cánh sử dụng hợp kim niken chịu nhiệt ЖС6К, hệ số dự trữ nhiệt [n]T tăng lên từ 1,08 (nguyên bản) tới 1,11 phương án tới 1,13 phương án phương án tương ứng với nhiệt độ dự trữ Tr tăng từ 90K (Nguyên bản) lên 133K (PA1) 146K (PA2 & PA3) (Bảng 4.2) Bảng 4.2 Các thông số nhiệt độ phương án Thông số NB PA1 PA2 PA3 Nhiệt độ cực đại Tmax, [K] 1183 1140 1127 1127 Nhiệt độ trung bình Tave, [K] 1026 1009 1001 1000 Hệ số dự trữ nhiệt [n]T 1,08 1,11 1,13 1,13 Nhiệt độ dự trữ Tr, [K] 90 133 146 146 Tỷ lệ không khí làm mát gc, [%] 2,08 1,92 2,02 1,98 Hệ số làm mát θ 0,36 0,39 0,40 0,40 Vùng nhiệt độ cực đại phương án nguyên nằm lưng cánh (Hình 4.3), vùng nhiệt độ cực đại phương án chuyển xuống gần đuôi cánh, vùng nhiệt độ cực đại phương án 2&3 có diện tích giảm rõ rệt chuyến sát cánh (Hình 4.14÷ Hình 4.17) Hình 4.14 Phân bố nhiệt độ bề mặt cánh phương án Hình 4.15 Phân bố nhiệt độ bề mặt ngồi cánh phương án 20 Hình 4.16 Phân bố nhiệt độ bề mặt cánh phương án a b c d Hình 4.17 Phân bố nhiệt độ mặt cắt trung bình biên dạng cánh a – Nguyên bản; b – phương án 1; c – phương án 2; d- phương án Hệ số trao đổi nhiệt PA1, PA2 PA3 cao nguyên nhiệt độ dòng sát bề mặt thấp dẫn đến lượng nhiệt trao đổi bề mặt lưng cánh với dịng khơng khí làm mát phương án cải tiến cao nhiều so với cánh ngun (Hình 4.18) Chính mà nhiệt độ lưng CPCA giảm đáng kể (Hình 4.14÷Hình 4.17) a b c d Hình 4.18 Phân bố thơng lượng nhiệt khơng khí làm mát bề mặt thành vách bên cánh phun khu vực mũi cánh lưng cánh a – Nguyên bản; b – Phương án 1; c – Phương án 2; d – Phương án So với nguyên ứng suất quy dẫn cực đại sai lệch không 5% phân bố ứng suất nhiệt bề mặt cánh phun phương án 21 khác biệt nhiều so với nguyên Nói cách khác, phương án kết cấu màng phân phối khảo sát không làm thay đổi trạng thái ứng suất nhiệt CPCA, điều khác biệt với phương án thay đổi thơng số dịng khơng khí làm mát Từ kết hiệu làm mát phương án 1, thấy rằng, hiệu làm mát phương án tương đồng tốt Xét điều kiện Việt Nam, việc thu nhỏ đường kính lỗ phun mũi cánh (phương án 2) tương đối khó khăn, phương án (bịt lỗ đầu cánh) phù hợp Bảng 4.3 thống kê thông số đặc trưng cho hiệu làm mát phương án Bảng 4.3 Bảng thống kê hiệu làm mát phương án màng phân phối số so với ngun (tính tốn chế độ định mức) TT Thông số đánh giá hiệu làm mát, Phương án Phương Mức cải [đơn vị] nguyên án thiện Nhiệt độ cực đại Tmax, [K] 1183 1127 56 [K] Nhiệt độ trung bình Tave, [K] 1026 1000 26 [K] Hệ số làm mát θ,[-] 0,36 0,40 0,04 Tỷ lệ khơng khí làm mát gc, [%] 2,08 1,98 0,10 [%] Hệ số dự trữ nhiệt [n]T,[-] 1,08 1,13 0,05 Nhiệt độ dự trữ Tr, [K] 90 146 56 [K] Ứng suất quy dẫn cực đại, [MPa] 193 190 Mức giảm nhiệt độ cực đại nhiệt độ 19 29 1,52 lần khơng khí làm mát giảm 100K, [K] Mức giảm nhiệt độ trung bình nhiệt 39 41 1,05 lần độ khơng khí làm mát giảm 100K, [K] 4.5 Kết luận Chương Phân bố nhiệt độ ứng suất nhiệt bề mặt cánh chế độ vận hành động tương đối giống nhau, nhiệt độ cực đại nằm lưng cánh, khu vực ứng suất nhiệt cực đại nằm bụng cánh Chế độ định mức chế độ nhiệt khắc nghiệt với nhiệt độ cực đại Tmax=1183K, nhiệt độ trung bình Tave=1026K ứng suất nhiệt quy dẫn 190MPa Chế độ định mức có hệ số bền lên tới 1,8, nhiên hệ số dự trữ nhiệt [n] T=1,08 tương ứng với Tr=90K, cần có biện pháp tăng cường làm mát cho cánh để giảm thiểu mức độ khắc nghiệt nhiệt Việc thay đổi lưu lượng gc, nhiệt độ Tc, áp suất pc khơng khí làm mát có tác động rõ nhiệt độ trung bình Tave, ảnh hưởng tới nhiệt độ cực đại Tmax, lại làm tăng ứng suất nhiệt cánh Thổi khơng khí từ màng phân phối phương pháp làm mát có hiệu cao, đặc biệt có thêm tác động dịng ngang, số Reynolds dòng phun tăng (Rej tăng) và/hoặc dòng ngang tăng (tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR giảm) làm tăng hệ số trao đổi nhiệt Trong 22 trình lựa chọn kết cấu màng phân phối để thu hệ số trao đổi nhiệt cao nên lựa chọn bước lỗ tương đối S/D≥8, S/D≤5 vùng tăng cường trao đổi nhiệt bị chồng lấn vào nhau; đồng thời nên lựa chọn khoảng cách tương đối H/D=1,5÷2 cho kết hệ số trao đổi nhiệt cao nhất, H/D≤2 lỗ sau có hệ số trao đổi nhiệt cao lỗ trước H/D≥3 ngược lại Áp dụng kết nghiên cứu mơ hình vật lý đồng dạng để lựa chọn màng phân phối cho CPCA động DR76: bổ sung lỗ (3x3) phía lưng cánh với đường kính D=0,5mm, bước lỗ tương đối S/D=10, khoảng cách tương đối H/D=1,6, để đảm bảo lưu lượng khơng khí làm mát khơng đổi cần bịt lỗ đầu lỗ phun phía mũi cánh (giữ nguyên đường kính 1,0mm) Với CPCA động DR76 sử dụng màng phân phối nhiệt độ trung bình biên dạng cánh Tave giảm khơng nhiều (26K) nhiệt độ trung bình đường biên dạng trung bình phía lưng cánh giảm tới 65K, nhiệt độ cực đại Tmax giảm 56K vùng nhiệt độ cực đại chuyển tới sát đuôi cánh, nơi tác dụng màng phân phối suy giảm Hệ số làm mát θ tăng từ 0,36 lên 0,40, hệ số dự trữ nhiệt tăng lên [n]T=1,13 tương ứng với Tr =146K Khi sử dụng màng phân phối mới, nhiệt độ nguồn khơng khí Tc giảm 100K nhiệt độ cực đại Tmax, nhiệt độ trung bình Tave giảm tương ứng 29K 41K, tăng tương ứng 1,52 1,05 lần so với nguyên KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ Kết luận Luận án đề xuất thực thành công cách tiếp cận nghiên cứu tăng cường làm mát cho cánh phun làm mát kiểu màng phân phối cách kết hợp tính tốn mơ ngun mẫu cánh với thực nghiệm, mơ mơ hình vật lý đồng dạng Trong kết mơ hình vật lý đồng dạng dùng để khuyến cáo, áp dụng cho nguyên mẫu cánh Luận án xây dựng thành cơng mơ hình trao đổi nhiệt cho ngun mẫu cánh phun tua bin cao áp động tua bin khí DR-76 phần mềm ANSYS-CFX Độ tin cậy phương pháp xây dựng mơ hình kiểm chứng kết thử nghiệm cho cánh Mark-II Luận án sử dụng thành công phương pháp dao động nhiệt độ TOIRT để xây dựng hệ thống thực nghiệm xác định hệ số trao đổi nhiệt cho mơ hình dạng phẳng – mơ hình đồng dạng với kênh dẫn khơng khí phía lưng cánh Kết thực nghiệm kiểm chứng phù hợp với kết công bố [26, 72] 23 Kết thực nghiệm mơ mơ hình vật lý đồng dạng nhiều lỗ phun có xét tới dịng ngang đánh giá ảnh hưởng số thơng số số Reynolds dịng phun Rej, tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR, bước lỗ tương đối S/D, khoảng cách tương đối H/D… đến hệ số trao đổi nhiệt Kết cho thấy số Reynolds dòng phun tăng (Rej tăng) và/hoặc dòng ngang tăng (tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR giảm) làm tăng hệ số trao đổi nhiệt, đồng thời để thu hệ số trao đổi nhiệt cao nên lựa chọn bước lỗ tương đối S/D≥8 khoảng cách tương đối H/D=1,5÷2 Kết nghiên cứu cánh phun cao áp động DR76 cho thấy: chế độ định mức chế độ nhiệt khắc nghiệt với hệ số dự trữ nhiệt [n] T=1,08 tương ứng với nhiệt độ dự trữ Tr=90K, cần có biện pháp tăng cường làm mát CPCA để động tăng thời gian làm việc chế độ Khi sử dụng màng phân phối (bổ sung lỗ (3x3) phía lưng cánh với đường kính D=0,5mm, bước lỗ tương đối S/D=10, khoảng cách tương đối H/D=1,6, giữ lỗ phun phía mũi cánh đường kính 1,0mm) thu hiệu làm mát cao cánh nguyên (nhiệt độ cực đại Tmax giảm 56K vùng nhiệt độ cực đại dịch chuyển vị trí từ lưng cánh xuống sát đuôi cánh, hệ số làm mát θ cánh tăng từ 0,36 lên 0,40, hệ số dự trữ nhiệt [n]T tăng từ 1,08 lên tới 1,13 tương ứng với nhiệt độ dự trữ Tr tăng từ 90K lên 146K) Phương pháp thổi bổ sung không khí từ màng phân phối phương pháp tăng cường làm mát tương đối đơn giản, áp dụng với hầu hết cánh phun nhằm tăng tuổi thọ khả làm việc chế độ khắc nghiệt động (hiện tổng thời gian tối đa cho phép làm việc chế độ định mức động DR76 200 giờ) Hướng phát triển Nghiên cứu đặc trưng trao đổi nhiệt màng phân phối phun vào bề mặt có độ nhám khác nhau, bề mặt có rãnh, gân, gờ, với với số Reynolds dòng phun Rej cao hơn, tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR nhỏ Kết hợp phương pháp màng phân phối với phương pháp tăng cường làm mát khác cho cánh tuabin Sử dụng kết thu để phát triển nghiên cứu đối tượng cánh công tác tuabin, xét tới ảnh hưởng lực qn tính ly tâm dịng khơng khí làm mát 24 NHỮNG CƠNG TRÌNH KHOA HỌC ĐÃ CƠNG BỐ Vũ Đức Mạnh, Hà Huy Thắng, Đào Trọng Thắng, Nguyễn Trung Kiên (2017), “Tính tốn chu trình nhiệt động tuabin khí chế độ vận hành phần mềm GateCycle”, Tạp chí Phát triển KH&CN, tập 20, số K5, ISSN 1859-0128 Vũ Đức Mạnh, Nguyễn Trung Kiên, Đào Trọng Thắng (2018), “Nghiên cứu ảnh hưởng nhiệt độ mơi trường tới chu trình nhiệt động tuabin khí tàu thủy ДР76 chế độ tải cục bộ”, Hội nghị KH&CN Giao thông vận tải lần IV, 5/2018, Nhà xuất Giao thông vận tải, ISBN: 978-604-76-1578-0 Vu Duc Manh, Nguyen Trung Kien, Dao Trong Thang (2018), “Calculation of Thermodynamic Parameters of High Pressure Turbine Stage of ДР76 Engine Based on Geometric Parameters”, International Conference of Fluid Machinery and Automation Systems - ICFMAS2018, October 27-28, 2018, ISBN 978-604-95-0609-3 Vũ Đức Mạnh, Phạm Vũ Thành Nam, Nguyễn Trung Kiên, Đào Trọng Thắng (2019), “Nghiên cứu tính tốn trạng thái nhiệt ứng suất nhiệt cánh phun tuabin cao áp”, Tạp chí Khoa học Kỹ thuật, số 197 (4/2019), ISSN 1859-0209 M D Vu, K T Nguyen and T T Dao (2019), “The Effect of Cooling-Air Flow Conditions on the Thermal State of High-Pressure Nozzle Blade”, 2019 International Conference on System Science and Engineering (ICSSE), Dong Hoi, Vietnam, 2019, pp 624-629, doi: 10.1109/ICSSE.2019.8823110 Vũ Đức Mạnh, Nguyễn Trung Kiên, Đào Trọng Thắng (2020), “Nghiên cứu ảnh hưởng kích thước lỗ phun màng phân phối tới hệ số trao đổi nhiệt có dịng ngang”, Tạp chí Khoa học Kỹ thuật, số 208 (6/2020), ISSN 1859-0209 ... nhiệt làm mát cánh tuabin ĐCTBK tàu thủy, đối tượng sử dụng rộng rãi Hải quân Việt Nam Mục đích nghiên cứu luận án Nghiên cứu tăng cường làm mát cánh phun tuabin cao áp (CPCA) ĐCTBK tàu thủy theo... CHƯƠNG GIẢI PHÁP TĂNG CƯỜNG LÀM MÁT CÁNH PHUN TUABIN CAO ÁP ĐỘNG CƠ DR76 4.1 Khảo sát phân bố nhiệt độ ứng suất nhiệt cánh phun tuabin cao áp động DR76 phương pháp mô Kết mô phần mềm ANSYS cho mơ hình... cao, đồng thời giảm thiểu nguy cháy cánh hỏng hóc tuabin Do vậy, NCS lựa chọn đề tài ? ?Nghiên cứu tăng cường làm mát cho cánh phun cao áp động tuabin khí tàu thủy? ?? Với đề tài này, NCS mong muốn