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

Nội dung tài liệu: Nghiên cứu tăng cường làm mát cho cánh phun cao áp của động cơ tuabin khí tàu thủy

1. 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 LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT HÀ NỘI – NĂM 2021
2. 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 Chuyên ngành: Cơ khí – Động lực Mã số: 9.52.01.16 LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC: 1. PGS.TS Nguyễn Trung Kiên 2. GS.TS Đào Trọng Thắng HÀ NỘI – NĂM 2021
3. i LỜI CAM ĐOAN Tôi xin cam đoan luận án này là công trình nghiên cứu của riêng tôi, do bản thân tôi thực hiện. Các số liệu, kết quả nêu trong luận án làhoàn toàn trung thực và chưa từng được ai công bố trong bất kỳ công trình nào khác. Tác giả luận án VŨ ĐỨC MẠNH
4. ii LỜI CẢM ƠN Lời đầu tiên, tôi xin gửi lời cảm ơn chân thành tới Ban Giám đốc Học viện Kỹ thuật Quân sự, Phòng Sau Đại học, Khoa Động lực, Bộmôn Động cơ đã cho phép tôi được thực hiện luận án tại Học viện Kỹ thuật Quân sự. Tôi xin chân thành cảm ơn PGS.TS Nguyễn Trung Kiên và GS.TS Đào Trọng Thắng đã hướng dẫn tôi hết sức chuđáo và tận tình để tôi có thể thực hiện và hoàn thành luận án một cách tốt nhất. Tôi xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến các thầy thuộc Bộ môn Động cơ, Khoa Động lực, Học viện KTQS và các chuyên gia lĩnh vực Cơ khí - Động lực trong và ngoài Học viện đã đóng góp nhiều ý kiến quý báu cho Nghiên cứu sinh trong suốt quá trình thực hiện Luận án. Tôi cũng xin chân thành cảm ơn cán bộ, giáo viên, nhân viên Phòng thí nghiệm Nhiệt/Bộ môn Nhiệt Thủy Khí, Phòng thí nghiệm Động lực/Khoa Động lực đã hỗ trợ về trang thiết bị, nhân lực, tạo điều kiện để tôi hoàn thành quá trình nghiên cứu thực nghiệm. Cuối cùng tôi xin chân thành cảm ơn gia đình, các bạn đồng nghiệp, bạn bèvà những người đã quan tâm, động viên, giúp đỡ tôi trong suốt thời gian nghiên cứu và thực hiện công trình khoa học này. Nghiên cứu sinh Vũ Đức Mạnh
5. iii MỤC LỤC Trang LỜI CAM ĐOAN i LỜI CẢM ƠN ii MỤC LỤC iii DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT v DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU ix DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ, ĐỒ THỊ x MỞ ĐẦU 1 TỔNG QUAN VỀ VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU 7 1.1. Đặc điểm của động cơ tuabin khí tàu thủy và sự cần thiết tăng cường làm mát cánh phun tuabin cao áp 7 1.2. Các biện pháp tăng cường làm mát cho cánh tuabin và hiệu ứng tăng cường hệ số trao đổi nhiệt bằng màng phân phối 11 1.3. Các phương pháp nghiên cứu 20 1.4. Các công trình nghiên cứu liên quan và đặt vấn đề nghiên cứu 25 1.5. Kết luận Chương 1 34 CƠ SỞ LÝ THUYẾT TRONG BÀI TOÁN TRAO ĐỔI NHIỆT CHO CÁNH PHUN TUABIN 35 2.1. Mô hình trao đổi nhiệt cho cánh phun tuabin và lựa chọn phần mềm mô phỏng 35 2.2. Lý thuyết dòng chảy và trao đổi nhiệt trong phần mềm ANSYS-CFX 37 2.3. Lý thuyết tính toán điều kiện biên cho dòng khí chảy qua mạng cánh phun tuabin cao áp 45 2.4. Lý thuyết đồng dạng trong bài toán trao đổi nhiệt 59 2.5. Kết luận Chương 2 62 XÂY DỰNG MÔ HÌNH TRAO ĐỔI NHIỆT CHO CÁNH PHUN TUABIN CAO ÁP ĐỘNG CƠ DR76 63 3.1. Các mô hình trao đổi nhiệt 63 3.2. Xây dựng mô hình trao đổi nhiệt cho cánh phun tuabin cao áp động cơ DR76 bằng ANSYS 64 3.3. Xây dựng mô hình tính toán hệ số trao đổi nhiệt cho kênh dẫn không khí phía trong lưng cánh bằng mô hình đồng dạng 77
6. iv 3.4. Kết luận Chương 3 91 GIẢI PHÁP TĂNG CƯỜNG LÀM MÁT CÁNH PHUN TUABIN CAO ÁP ĐỘNG CƠ DR76 92 4.1. Khảo sát phân bố nhiệt độ và ứng suất nhiệt trên cánh phun tuabin cao áp ộđ ng cơ DR76 bằng phương pháp mô phỏng 93 4.2. Nghiên cứu lựa chọn các thông số hình học hợp lý trên mô hình đồng dạng 102 4.3. Nghiên cứu lựa chọn các phương án thay đổi kết cấu màng phân phối cho cánh phun tuabin cao áp động cơ DR76 109 4.4. Đánh giá hiệu quả tăng cường làm mát cánh phun tuabin cao áp động cơ DR76 của các phương án màng phân phối bằng phương pháp mô phỏng 113 4.5. Kết luận Chương 4 121 KẾT LUẬN VÀ HƯỚNG PHÁT TRIỂN 123 DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA TÁC GIẢ LIÊN QUAN ĐẾN LUẬN ÁN TIẾN SĨ 125 TÀI LIỆU THAM KHẢO 126 PHỤ LỤC 140
7. v DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT 1. Chữ viết tắt: Viết tắt Tiếng Anh Tiếng Việt CFD Computational Fluid Dynamics Tính toán động lực học lưu chất CC Combustion Chamber Buồng đốt COM Compressor Máy nén CPCA - Cánh phun tuabin cao áp CT Compressor-Turbine Tuabin lai máy nén DES Detached Eddy Simulation Mô phỏng xoáy tách rời DC Digital Camera Camera kỹ thuật số ĐCTBK - Động cơ tuabin khí DNS Direct Numerical Simulation Phương pháp mô phỏng trực tiếp EXP Experimental Kết quả thử nghiệm FVM Finite Volume Method Phương pháp thể tích hữu hạn FEM Finite Element Method Phương pháp phần tử hữu hạn FDM Finite Differences Method Phương pháp sai phân hữu hạn HC High-pressure Compressor Máy nén cao áp HT High-pressure Turbine Tuabin cao áp IR camera Infra-Red Camera Camera hồng ngoại - Camera nhiệt LC Low-pressure Compressor Máy nén thấp áp LES Large Eddy Simulation Phương pháp mô phỏng xoáy lớn LNS Limited Numerical Scales Thang mô phỏng giới hạn LT Low-pressure Turbine Tuabin thấp áp Monotonically Integrated Mô phỏng xoáy lớn tích hợp đơn MILES Large Eddy Simulation điệu Pseudo Direct Numerical PDNS Mô phỏng số giả trực tiếp Simulation PT Power Turbine Tuabin chân vịt Reynolds-Averaged Navier- Giải hệ phương trình Navier-Stokes RANS Stokes trung bình theo Reynolds SGS Subgrid-Scale Model Mô hình quy mô nhỏ TLC Thermo Liquid Crystal Chất chỉ thị màu TN - Thử nghiệm
8. vi The Temperature Oscillation Phương pháp đo hệ số trao đổi nhiệt TOIRT Infra-Red Thermography theo nguyên lý dao động nhiệt độ Unsteady Reynolds-Averaged Giải hệ phương trình Navier-Stokes URANS Navier-Stokes trung bình theo Reynolds trong trường hợp không ổn định VLES Very Large Eddy Simulation Phương pháp mô phỏng xoáy rất lớn 2. Ký hiệu: Ký hiệu Đơn vị Ý nghĩa a m2/s Hệ số khuếch tán nhiệt Hằng số trong phương trình hệ số đoạn nhiệt phụ thuộc a0, a1 - vào nhiệt độ c0, c1, c2, c3 - Các hệ số không thứ nguyên trong phương pháp TOIRT Cp, Cv J/kg.K Nhiệt dung riêng đẳng áp, đẳng tích D m Đường kính lỗ phun Dl mm Đường kính lỗ phun ở khu vực mũi cánh E W Năng lượng toàn phần Eu Tham số Euler f Hz Tần số biến thiên F m2 Diện tích Fo - Tham số Fourier GA kg/s Lưu lượng không khí Gc kg/s Lưu lượng không khí làm mát gc % Tỷ lệ không khí làm mát ge g/kWh Suất tiêu hao nhiên liệu có ích Gf kg/s Lưu lượng nhiên liệu gf Hệ số lưu lượng nhiên liệu Gg kg/s Lưu lượng khí cháy Gr Tham số Grashof h W/m2K Hệ số trao đổi nhiệt H m Khoảng cách giữa màng phân phối và bề mặt đích Khoảng cách tương đối giữa màng phân phối và bề mặt H/D - tấm đích so với đường kính lỗ phun int - Cường độ sáng của điểm ảnh k - Hệ số đoạn nhiệt của không khí
9. vii Ký hiệu Đơn vị Ý nghĩa kg - Hệ số đoạn nhiệt của khí cháy Lx m Chiều dài dây cung chiếu lên chiều trục 0x Nu - Chỉ số Nusselt Hệ số dự trữ nhiệt độ - tỷ số giữa giới hạn nhiệt độ làm [n]T - việc của vật liệu với nhiệt độ cực đại trên cánh p Pa Áp suất dòng khí P s Độ dài chu kỳ Pe - Tham số Peclet Pr - Tham số Prandtl q W/m2 Thông lượng nhiệt Qfmin kJ/kg Nhiệt trị thấp của nhiên liệu Tỷ số giữa hệ số trao đổi nhiệt đối lưu cưỡng bức ở bề r - mặt ngoài của tấm so với hệ số trao đổi nhiệt ở bề mặt bên trong của tấm R - Hằng số của chất khí r/D - Vị trí tương đối so với tâm tia phun Re - Số Reynolds Rej - Số Reynolds của dòng khí ra khỏi lỗ phun Recr - Số Reynolds của dòng ngang Rs m Bán kính cong của bề mặt cánh S/D - Bước lỗ tương đối T K Nhiệt độ t s Thời gian Tave K Nhiệt độ trung bình của cánh tuabin Tc K Nhiệt độ không khí làm mát tdelay s Thời gian trễ của đèn halogen Tf K Nhiệt độ tại đầu dòng khí * Tg K Nhiệt độ dòng khí nóng ở đầu vào tuabin Hệ số tỷ lệ trong hàm tuyến tính nhiệt độ phụ thuộc vào Tgap K cường độ sáng của điểm ảnh Nhiệt độ dự trữ - độ chênh giữa nhiệt độ cực đại trên Tr K cánh với giới hạn nhiệt độ làm việc của vật liệu [T]vl K Giới hạn nhiệt độ làm việc của vật liệu
10. viii Ký hiệu Đơn vị Ý nghĩa Tw K Nhiệt độ thành vách u m/s Vận tốc VR Tỷ số vận tốc trung bình giữa dòng phun và dòng ngang x,y,z m Tọa độ theo ba trục 0x, 0y và 0z z/D - Vị trí tương đối so với mặt tấm đích δ m Độ dày của tấm kim loại η - Hiệu suất θ - Hệ số làm mát λ W/mK Hệ số dẫn nhiệt μ kg/ms Độ nhớt động lực học ν m2/s Độ nhớt động học ξ - Độ dày tương đối của tấm kim loại π - Tỷ số tăng áp ρ kg/m3 Khối lượng riêng φ rad Độ trễ pha φnullphase rad Góc pha hiệu chỉnh, đồng bộ thời gian Hệ số trao đổi nhiệt không thứ nguyên trong phương ψ - pháp TOIRT 3. Chỉ số: Chỉ số Ý nghĩa -ave Giá trị trung bình -cr Dòng ngang (cross flow) -sp Giá trị trung bình theo chiều cao của cánh -Spanwise Averaged -j Dòng phun (jet flow) -max Giá trị cực đại -min Giá trị cực tiểu
11. ix DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU Trang Bảng 1.1. Bảng thống kê các công trình nghiên cứu màng phân phối trên mô hình tấm phẳng 30 Bảng 3.1. Bảng thông số hình học cơ bản của cánh Mark II 66 Bảng 3.2. Thông số cài đặt mô hình và điều kiện biên của dòng khí nóng chảy bên ngoài cánh ở chế độ “code 4322-run 16” 68 Bảng 3.3. Bảng thông số các lỗ làm mát xuyên tâm cánh Mark II và không khí làm mát ở chế độ “code 4322 run 16” 68 Bảng 3.4. Thông số lưới của mô hình trao đổi nhiệt CPCA động cơ DR76 73 Bảng 3.5. Thông số cài đặt cơ bản của mô hình trao đổi nhiệt CPCA động cơ DR76 74 Bảng 3.6. Thông số hình học cơ bản của CPCA động cơ DR76 75 Bảng 3.7. Thông số dòng khí tại các biên ở các chế độ tính toán 76 Bảng 3.8. Bảng các chế độ thực nghiệm 86 Bảng 3.9. Các trường hợp tính toán mô phỏng 89 Bảng 4.1. Nhiệt độ cánh phun với lưu lượng không khí làm mát khác nhau 99 Bảng 4.2. Ảnh hưởng của tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR tới số Nu trung bình trên toàn tấm kích thước 30Dx22D 105 Bảng 4.3. Các trường hợp thay đổi kết cấu màng phân phối 113 Bảng 4.4. Các thông số nhiệt độ trong các phương án 114 Bảng 4.5. Bảng thống kê hiệu quả làm mát của phương án màng phân phối số 3 so với nguyên bản (tính toán ở chế độ định mức) 120
12. x DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ, ĐỒ THỊ Trang Hình 1.1. Mặt cắt động cơ DR76 8 Hình 1.2. Mặt cắt tầng tuabin cao áp 10 Hình 1.3. CPCA ĐCTBK công suất 32MW bị cháy 11 Hình 1.4. CPCA động cơ Honeywell LF507 bị cháy ở vị trí 6 giờ 11 Hình 1.5. Tuabin động cơ Honeywell LF507 bị phá hủy do cháy CPCA 11 Hình 1.6. Mô hình dòng chảy rối qua các gân ngang dòng 13 Hình 1.7. Rãnh đồng diện tạo xoáy lốc 13 Hình 1.8. Làm mát kiểu ma trận cột 14 Hình 1.9. Tăng cường trao đổi nhiệt bằng biện pháp đổi hướng dòng đột ngột 14 Hình 1.10. Phân bố nhiệt độ của dòng khí sát bề mặt của phương pháp làm mát kiểu màng 15 Hình 1.11. Cánh dùng công nghệ làm mát xuyên thấu qua màng xốp 15 Hình 1.12. Cánh tuabin được làm mát bằng màng phân phối 17 Hình 1.13. Mô hình và cấu trúc tia phun từ màng phân phối 18 Hình 1.14. Cấu trúc dòng ở mô hình nhiều lỗ phun 19 Hình 1.15. Mô hình màng phân phối và dòng ngang 20 Hình 1.16. Kết cấu cánh tuabin điển hình được làm mát bằng màng phân phối 28 Hình 1.17. Trình tự nghiên cứu của luận án 33 Hình 2.1. Nguyên lý tính toán trao đổi nhiệt liên hợp cho cánh tuabin 35 Hình 2.2. Nhiệt độ và thông lượng nhiệt ở bề mặt tiếp xúc giữa dòng khí và bề mặt thành vách 36 Hình 2.3. Sơ ồđ thuật toán của mô hình trao đổi nhiệt liên hợp 36 Hình 2.4. Mô hình dòng chảy gần bề mặt thành rắn 42 Hình 2.5. Trình tự tính toán và các mô hình tính toán 46 Hình 3.1. Mặt cắt các mô hình nghiên cứu của luận án 64 Hình 3.2. Sơ ồđ thực nghiệm của Hylton cho cánh phun Mark II 66 Hình 3.3. Biên dạng cánh Mark II và các biên của dòng khí 67 Hình 3.4. Vị trí đặt cảm biến nhiệt độ và áp suất trên cánh Mark II 67 Hình 3.5. Mô hình chia lưới trong ANSYS 67 Hình 3.6. Kiểm chứng kết quả mô phỏng với kết quả thực nghiệm trên cánh Mark II ở chế độ “code 4322 run 16” 69
13. xi Hình 3.7. So sánh hệ số trao đổi nhiệt tại bề mặt ngoài của cánh khi mô phỏng bằng mô hình rối SST và k-ε với kết quả thực nghiệm ở chế độ “code 4322 run 16” 70 Hình 3.8. Mô hình trao đổi nhiệt của CPCA động cơ DR76 71 Hình 3.9. Mô hình lưới của mô hình trao đổi nhiệt CPCA động cơ DR76 72 Hình 3.10. Mô hình chia lưới CPCA động cơ DR76 73 Hình 3.11. Phân bố nhiệt độ dòng khí sau buồng đốt 77 Hình 3.12. Áp suất tĩnh sau CPCA ạt i các ộđ cao khác nhau 77 Hình 3.13. Mô hình tấm phẳng được làm mát bằng màng phân phối có tương tác dòng phun với dòng ngang 78 Hình 3.14. So sánh Nuave của mô hình tấm phẳng với mô hình tấm cong có D/Rs khác nhau (H/D=3) 80 Hình 3.15. So sánh Nu của mô hình tấm phẳng với mô hình tấm cong có D/Rs=1/16 (Rej=3300, H/D=5) 80 Hình 3.16. Sơ ồđ hệ thống đo đạc hệ số trao đổi nhiệt bằng phương pháp TOIRT 81 Hình 3.17. Sơ đồ thực nghiệm 84 Hình 3.18. Số Reynolds của dòng ngang Recr ở các trường hợp Rej và VR khác nhau (H=10mm; D=5mm) 86 Hình 3.19. Sơ đồ các bước xử lý số liệu thực nghiệm 87 Hình 3.20. Chia lưới khối khí chảy trong mô hình tấm phẳng 88 Hình 3.21. Kiểm nghiệm kết quả thực nghiệm TN 0.1, mô phỏng bằng [26] với biên độ sai số 15%Nuave (Rej=25000, H/D=2, VR=∞) 89 Hình 3.22. Kiểm nghiệm kết quả thực nghiệm TN 0.2, mô phỏng bằng [72] với biên độ sai số 15%Nuave (Rej=13400, H/D=2 và VR=7) 90 Hình 3.23. So sánh kết quả mô phỏng và thực nghiệm trong mô hình 1x3 lỗ với Rej=13000, VR=7, H/D=2, S/D=8 90 Hình 4.1. Phân bố nhiệt độ dòng khí trong kênh lưu thông của CPCA động cơ DR76 ở các ộđ cao khác nhau (chế độ định mức) 93 Hình 4.2. Phân bố vận tốc (a), động năng rối (b) và áp suất của dòng khí trong kênh lưu thông (c) tại mặt cắt trung bình CPCA (chế độ định mức) 94 Hình 4.3. Đồ thị biểu diễn một số thông số nhiệt độ trên cánh ở các chế độ 94 Hình 4.4. Phân bố nhiệt độ trên bề mặt ngoài cánh phun tại chế độ 100% tay ga 95 Hình 4.5. Phân bố nhiệt độ trên bề mặt ngoài cánh phun tại chế độ 50% tay ga 95 Hình 4.6. Phân bố nhiệt độ trong cánh tại các độ cao khác nhau (chế độ định mức) . 96 Hình 4.7. Hệ số trao đổi nhiệt h từ dòng khí vào bề mặt trong của cánh 97
14. xii Hình 4.8. Phân bố cường độ dòng nhiệt đi vào bề mặt ngoài của cánh (chế độ định mức) . 97 Hình 4.9. Ứng suất nhiệt trên biên dạng cánh ở chế độ định mức 98 Hình 4.10. Ứng suất nhiệt cực đại ở các chế độ 98 Hình 4.11. Đồ thị ảnh hưởng của Tc, pc tới Tmax 100 Hình 4.12. Đồ thị ảnh hưởng của Tc, pc tới Tave 100 Hình 4.13. Ảnh hưởng của nhiệt độ Tc, áp suất pc tới lưu lượng không khí làm mát gc 101 Hình 4.14. Ảnh hưởng của nhiệt độ và lưu lượng không khí làm mát tới hệ số làm mát θ 101 Hình 4.15. Ảnh hưởng của Tc, pc tới ứng suất tiếp tuyến cực đại 101 Hình 4.16. Ảnh hưởng của Tc, pc tới ứng suất pháp tuyến cực đại 101 Hình 4.17. Ảnh hưởng của Tc, pc tới ứng suất quy dẫn cực đại 102 Hình 4.18. Kết quả phân bố Nu trên các tấm nghiên cứu 103 Hình 4.19. Biến thiên Nusp với số Reynolds của dòng phun Rej khác nhau 104 Hình 4.20. Biến thiên Nusp với tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR khác nhau105 Hình 4.21. Biến thiên Nu trên đường y=0 với bước lỗ S/D khác nhau 106 Hình 4.22. Số Nusselt trung bình Nuave trên tấm 22Dx30D với bước lỗ S/D khác nhau 106 Hình 4.23. Cấu trúc dòng khí dọc trên mặt phẳng x0z với bước lỗ S/D khác nhau 106 Hình 4.24. Ảnh hưởng của tỷ số H/D tới Nu 107 Hình 4.25. Ảnh hưởng của khoảng cách tương đối H/D tới Nuave khi lưu lượng dòng ngang không đổi (Mô phỏng mô hình 3x3 lỗ– Rej=13000, S/D=10) 108 Hình 4.26. Ảnh hưởng của khoảng cách tương đối H/D tới Nusp khi lưu lượng dòng ngang không đổi (Mô phỏng mô hình 3x3 lỗ– Rej=13000, S/D=10) 109 Hình 4.27. Mô hình tấm được nghiên cứu 110 Hình 4.28. Phân bố hsp khi VR=3 với đường kính D khác nhau (Mô phỏng) 111 Hình 4.29. Phân bố hsp khi D=0,3mm với VR khác nhau (Mô phỏng) 111 Hình 4.30. Phương án đục lỗ trên màng phân phối ở phía lưng cánh 113 Hình 4.31. Đồ thị so sánh nhiệt độ cực đại Tmax, nhiệt độ dự trữ Tr, hệ số dự trữ nhiệt [n]T ở các phương án 114 Hình 4.32. Phân bố nhiệt độ trên bề mặt ngoài của cánh ở phương án 1 115 Hình 4.33. Phân bố nhiệt độ trên bề mặt ngoài của cánh ở phương án 2 115 Hình 4.34. Phân bố nhiệt độ trên bề mặt ngoài của cánh ở phương án 3 115 Hình 4.35. Phân bố nhiệt độ trên mặt cắt trung bình của biên dạng cánh 116
15. xiii Hình 4.36. Phân bố nhiệt độ trên biên dạng cánh tại mặt cắt trung bình 116 Hình 4.37. Phân bố vận tốc dòng không khí làm mát tại mặt cắt trung bình 117 Hình 4.38. Phân bố nhiệt độ dòng không khí làm mát tại mặt cắt trung bình 117 Hình 4.39. Phân bố hệ số trao đổi nhiệt giữa không khí làm mát và bề mặt bên trong cánh phun tại khu vực mũi cánh và lưng cánh 117 Hình 4.40. Phân bố thông lượng nhiệt giữa không khí làm mát và bề mặt thành vách bên trong cánh phun tại khu vực mũi cánh và lưng cánh 118 Hình 4.41. Ứng suất cực đại ở các phương án kết cấu màng phân phối 119 Hình 4.42. Phân bố nhiệt độ trên bề mặt ngoài cánh ở Phương án 3 khi nhiệt độ không khí Tc giảm 100K 119 Hình 4.43. Đồ thị so sánh nhiệt độ cực đại Tmax, nhiệt độ trung bình Tave, hệ số dự trữ nhiệt [n]T của phương án 3 và nguyên ảb n khi nhiệt độ dòng khí làm mát Tc thay đổi 119
16. 1 MỞ ĐẦU Động cơ tuabin khí (ĐCTBK) là loại động cơ có nhiều ưu điểm vượt trội, trong đó phải kể đến công suất lớn, khả năng khởi động, đặt tải nhanh trong khi khối lượng, kích thước nhỏ gọn nên ngày càng được sử dụng rộng rãi trên máy bay, tàu chiến và các nhà máy công nghiệp. Bên cạnh các ưu điểm đó, nhược điểm lớn nhất của phần lớn ĐCTBK là hiệu suất, tính kinh tế và tuổi thọ còn thua kém động cơ kiểu pít tông. Tuy nhiên trong quá trình phát triển các thế hệ động cơ, công suất, hiệu suất của ĐCTBK không ngừng tăng lên, đã cóm ột số ĐCTBK có hiệu suất ở chế độ định mức đạt tới 40% [25]. Để đạt được kết quả đó, nhiệt độ trung bình của dòng khí ra khỏi buồng đốt * Tg không ngừng được tăng lên. Theo công trình [18] với cùng điều kiện nhiệt độ * o không khí đầu vào, khi tăng nhiệt độ Tg của ĐCTBK thêm 55,5 C công suất có ích của động cơ tăng 10%, hiệu suất có ích tăng 1,0÷1,5%. Hiện nay, đã có động cơ có nhiệt độ trung bình sau buồng đốt đạt tới 2000K [43] và tương lai còn có thể đạt cao hơn thế nữa, nhiệt độ này đã lớn hơn nhiều so với ngưỡng chịu đựng của các loại vật liệu chịu nhiệt tiên tiến nhất (~1400K). Do đó, vấn đề làm mát các cánh tuabin nằm ngay sau buồng đốt trở thành chìa khóa cho sự phát triển của ĐCTBK và là vấn đề không bao giờ mất đi tính thời sự. Hiện nay, ĐCTBK có ặm t tương đối phổ biến trên các tàu Hải quân Việt Nam và tàu Cảnh sát biển, Một trong những ưu tiên hàng đầu trong việc khai thác, sử dụng ĐCTBK là đảm bảo độ bền, độ tin cậy. ĐCTBK tàu Hải quân đang có mặt tại Việt Nam là động cơ thế hệ thứ ba, do Ucraina thiết kế và sản xuất [132]. Cánh phun tuabin cao áp (CPCA) của các động cơ này được làm mát kiểu đối lưu bằng màng phân phối, đây là phương pháp có hiệu quả cao nếu như màng phân phối được thiết kế hợp lý. Theo công trình [116], tổng thời gian làm việc ở chế độ định mức sau mỗi lần đại tu của ĐCTBK tàu thủy giới hạn ở 100h (đối với động cơ toàn tốc DR 77) hoặc 200h (động cơ hành trìnhDR76 ), một phần nguyên nhân là tại chế độ định mức cánh tuabin làm việc trong môi trường nhiệt độ cao, nhiệt độ trung bình của dòng khí sau buồng đốt lên tới gần 1300K [113], nhiệt độ cục bộ có thể lên tới 1400K. Điều này làm giảm tính cơ động của tàu, đặc biệt khi tác chiến trong thời gian dài. Việc tăng cường làm mát sẽ làm giảm sự khắc nghiệt mà cánh phải chịu đựng, có thể nới rộng giới hạn thời gian này.
17. 2 Để tăng cường làm mát cho tuabin và đặc biệt là cánh tuabin thường sử dụng ba biện pháp cơ bản, bao gồm: tăng cường chất lượng đối lưu ở mặt trong của cánh với dòng không khí làm mát, hạn chế dòng nhiệt từ dòng khí nóng đi vào bề mặt ngoài cánh, giảm nhiệt độ dòng không khí làm mát. Tùy thuộc vào kích thước cánh tuabin, nhiệt độ dòng khí nóng, loại động cơ mà sử dụng riêng lẻ hoặc kết hợp các biện pháp này. Biện pháp thứ nhất đa phần đòi hỏi công nghệ gia công phức tạp trong không gian nhỏ hẹp, biện pháp thứ hai hiệu quả làm mát cao nhất nhưng hệ số làm mát không đồng đều và có ảnh hưởng lớn tới dòng khí nóng chảy trong kênh lưu thông của tầng tuabin, làm giảm hiệu suất tầng tuabin, thường áp dụng cho cánh có kích thước lớn, biện pháp 3 đòi hỏi không gian bố trí lớn và tổn thất đường dẫn khí cao. Phương án“ màng phân phối” nằm trong biện pháp thứ nhất, hiệu quả làm mát cao, không ảnh hưởng tới dòng chảy qua mạng cánh, đồng thời việc gia công, hoán cải là không quá khó khăn. Phương án này được gọi trong tiếng Anh là “Impinging/ Impingement jet” tạm dịch là tia phun trực tiếp, trong tiếng Nga là “Дефлектор”- màng hướng dòng. Về bản chất, khi nhìn vào cấu tạo cánh sử dụng phương án này sẽ thấy có 1 màng chắn được đặt bên trong cánh, không khí làm mát sẽ đi qua các lỗ phun phân bố trên màng chắn này để tới các vị trí cần tăng cường làm mát, do vậy trong khuôn khổ luận án thống nhất sử dụng thuật ngữ “màng phân phối” để gọi tên phương án này. Phương án màng phân phối phù hợp với yêu cầu của ĐCTBK tàu thủy, đó là kết cấu đơn giản, tuổi thọ, độ bền, độ tin cậy cao và nhất là đối với các cánh có kích thước nhỏ như trên động cơ hành trình DR76. Nghiên cứu về làm mát tuabin thực chất là nghiên cứu về dòng chảy và quá trình trao đổi nhiệt trong tuabin, đây luôn là bài toán khó, chưa có mô hình hoàn thiện cho tất cả các dạng cánh và luôn mang tính thời sự. Vấn đề làm mát là một trong những hướng nghiên cứu quan trọng không những đối với nhà sản xuất, thiết kế trên thế giới mà cả với những đơn vị khai thác, vận hành tại Việt Nam nên NCS lựa chọn đề tài “Nghiên cứu tăng cường làm mát cho cánh phun cao áp của động cơ tuabin khí tàu thủy”. Với đề tài này, NCS mong muốn có đóng góp nhất định trong bài toán trao đổi nhiệt và làm mát cánh tuabin của ĐCTBK tàu thủy, là đối tượng đang được sử dụng rộng rãi trong Hải quân Việt Nam.
18. 3 i. Mục đích, đối tượng và phạm vi nghiên cứu của Luận án * Mục đích nghiên cứu Nghiên cứu tăng cường làm mát cánh phun tuabin cao áp (CPCA) của ĐCTBK tàu thủy theo phương án bố trí thêm các lỗ phun trên màng phân phối để phun không khí làm mát vào khu vực có nhiệt độ cao nhất với điều kiện lưu lượng không khí làm mát không đổi. Để giải quyết bài toán này, luận án sử dụng kết hợp mô hình trao đổi nhiệt trên nguyên mẫu cánh với mô hình vật lý đồng dạng. * Đối tượng và phạm vi nghiên cứu Đối tượng nghiên cứu là CPCA của động cơ DR76. Động cơ DR76 là ĐCTBK thế hệ thứ 3 của hãng Zorya-Mashproekt (Ukraina) [132], thuộc họ UGT 3000 có dải công suất định mức từ 2940 kW (DR76) đến 3360 kW (DE76)[112]. Động cơ DR76 đóng vai trò là động cơ hành trình trên tàu Hải quân Việt Nam, có số lượng lớn nhất. CPCA động cơ DR76 nằm ngay sau buồng đốt, là chi tiết chịu nhiệt độ lớn nhất, làm việc trong dòng khí nóng có nhiệt độ trung bình tới 1300K. CPCA này được làm mát kiểu đối lưu, đã có màng phân phối, tuy nhiên các lỗ màng phân phối mới chỉ tập trung làm mát ở khu vực mũi cánh (Chi tiết trên Hình 1.2). Không khí làm mát được lấy từ luồng thứ cấp của buồng đốt đi qua lỗ tiết lưu phía trên của cánh phun và đi vào bên trong màng phân phối. Các lỗ phân phối khí sẽ đưa dòng khí làm mát đi qua phần mũi cánh, chảy qua khe giữa màng phân phối với bụng (hoặc lưng) trước khi thoát ra qua các khe phía đuôi cánh. Phạm vi nghiên cứu của luận án là các chế độ ổn định, trong đó tập trung nghiên cứu ở chế độ định mức của động cơ. Để đề xuất phương án tăng cường làm mát cho CPCA, trong luận án NCS tập trung nghiên cứu đặc trưng trao đổi nhiệt ở khu vực lưng cánh khi có tương tác giữa dòng phun ra từ màng phân phối và dòng ngang từ đầu cánh chảy tới. Quá trình này được xem xét cả trên mô hình đồng dạng và mô hình cánh thực. ii. Phương pháp nghiên cứu Phương pháp nghiên cứu của luận án là kết hợp giữa nghiên cứu lý thuyết và nghiên cứu thực nghiệm. Nghiên cứu lý thuyết được thực hiện trên cơ sở xây dựng mô hình trao đổi nhiệt cho CPCA của động cơ DR76 bằng ANSYS-CFX để mô phỏng, tính toán phân bố nhiệt độ, hệ số trao đổi nhiệt trên đối tượng nghiên cứu nhằm xác định vị trí cần tăng cường làm mát, đồng thời tính toán cho cánh cải tiến nhằm đánh giá hiệu quả tăng cường làm mát. Các kết quả tính toán mô phỏng được kiểm chứng thông qua các số liệu thực nghiệm cho cánh Mark II, là cánh phun tiêu
19. 4 chuẩn do NASA công bố, được nhiều công trình khoa học [23], [65], [98], [106] lấy làm căn cứ để tham chiếu. Việc thực nghiệm được thực hiện bằng phương pháp dao động nhiệt độ (The Temperature Oscillation Infra-Red Thermography - TOIRT) nhằm xác định phân bố hệ số trao đổi nhiệt trên bề mặt tấm đích trong mô hình đồng dạng với kênh dẫn không khí phía trong lưng cánh. Các kết quả của mô hình đồng dạng được sử dụng để đề xuất phương án cải tiến màng phân phối. iii. Đóng góp mới của luận án Luận án đã xây dựng thành công mô hình mô phỏng trao đổi nhiệt trên nguyên mẫu CPCA của ĐCTBK tàu thủy DR76 và phương pháp thực nghiệm dao động nhiệt độ để tính toán hệ số trao đổi nhiệt trên mô hình màng phân phối nhiều lỗ có xét tới cả dòng ngang, làm cơ sở cho việc đề xuất giải pháp tăng cường làm mát CPCA trên động cơ bằng cách bố trí thêm các lỗ phun trên màng phân phối với thông số hình học được lựa chọn phù hợp. Luận án đã đề xuất một cách tiếp cận mới cho bài toán nghiên cứu trao đổi nhiệt trên CPCA động cơ tuabin khí khi sử dụng kết hợp cả mô hình nguyên mẫu cánh và mô hình vật lý đồng dạng. iv. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn * Ý nghĩa khoa học Luận án đã đề xuất và thực hiện thành công một cách tiếp cận mới cho bài toán nghiên cứu trao đổi nhiệt trên CPCA động cơ tuabin khí sử dụng kết hợp mô hình nguyên mẫu cánh và mô hình vật lý đồng dạng cho phép nhận được kết quả tin cậy, khắc phục được khó khăn khi không thể tiến hành thực nghiệm trên động cơ tuabin khí thực, nhất là trong điều kiện của các trường đại học. Luận án đã cung cấp bức tranh tương đối toàn diện về đặc tính trao đổi nhiệt tại bề mặt trong của lưng cánhtrên mô hình vật lý đồng dạng, trong đó đề cập tới hầu hết các thông số ảnh hưởng tới hệ số trao đổi nhiệt như khoảng cách tương đối giữa màng phân phối và bề mặt được làm mát H/D, bước lỗ tương đối S/D, số Reynolds của dòng phun Rej và tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR. * Ý nghĩa thực tiễn Tăng cường làm mát cánh phun cao áp bằng cách cải tiến màng phân phối sẽ nâng cao độ tin cậy, giảm thiểu nguy cơ xảy ra sự cố quá nhiệt, giúp tăng khả năng sẵn sàng chiến đấu cho tàu chiến, phù hợp với điều kiện khai thác và điều kiện công nghệ tại Việt Nam.
20. 5 Luận án có thể sử dụng làm tài liệu tham khảo phục vụ cho quá trình đào tạo đại học, sau đại học ngành Cơ khí động lực. v. Bố cục của Luận án Luận án được thực hiện với 139 trang thuyết minh khổ A4 và 4 phụ lục, bao gồm những nội dung chính sau. Chương 1: TỔNG QUAN VỀ VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU. Chương này trình bày đặc điểm của ĐCTBK tàu thủy và sự cần thiết phải tiến hành nghiên cứu tăng cường làm mát cho CPCA ĐCTBK tàu thủy. Chương 1 cũng phân tích các biện pháp tăng cường làm mát cho cánh tuabin, trong đó phương án màng phân phối có nhiều ưu điểm vượt trội, phù hợp với CPCA. Các phương pháp nghiên cứu (thử nghiệm, mô phỏng) và các công trình nghiên cứu tăng cường làm mát bằng màng phân phối trên nguyên mẫu cánh và mô hình vật lý đồng dạng. Từ các phân tích đó đặt ra vấn đề nghiên cứu cho luận án. Chương 2: CƠ SỞ LÝ THUYẾT TRONG BÀI TOÁN TRAO ĐỔI NHIỆT CHO CÁNH PHUN TUABIN. Chương này trình bày cơ sở lý thuyết của mô hình trao đổi nhiệt liên hợp giữa dòng khí và cánh phun tuabin bằng phương pháp CFD và cơ sở lý thuyết tính toán điều kiện biên của mô hình này. Chương 2 cũng cung cấp các cơ sở khoa học cho việc xây dựng mô hình vật lý đồng dạng với các khu vực của cánh phun tuabin. Chương 3: XÂY DỰNG MÔ HÌNH TRAO ĐỔI NHIỆT CHO CÁNH PHUN TUABIN CAO ÁP ĐỘNG CƠ DR76. Chương 3 tập trung xây dựng 2 mô hình trao đổi nhiệt có độ tin cậy cao: mô hình nguyên mẫu cánh và mô hình vật lý đồng dạng. Mô hình nguyên mẫu được xây dựng nhằm đưa ra phân bố nhiệt độ và ứng suất nhiệt, từ đó tìm ra khu vực cần tăng cường làm mát và kiểm tra đánh giá hiệu quả tăng cường làm mát cho các phương án cánh cải tiến. Mô hình vật lý đồng dạng thay thế cho kênh dẫn không khí phía trong lưng cánh, được xây dựng bằng cả thực nghiệm và mô phỏng nhằm xác định hệ số trao đổi nhiệt giữa bề mặt trong lưng cánh với dòng không khí khi có tương tác giữa dòng phun và dòng ngang, từ đó đưa ra phương án màng phân phối mới có hệ số trao đổi nhiệt cao nhất. Chương 4: GIẢI PHÁP TĂNG CƯỜNG LÀM MÁT CÁNH PHUN TUABIN CAO ÁP ĐỘNG CƠ DR76. Chương này trình bày các kết quả chính thu được từ hai mô hình đã xây dựng trong Chương 3: phân bố nhiệt độ và ứng suất nhiệt ở các chế độ nhằm tìm ra các vị trí trên cánh cần tăng cường làm mát; nghiên cứu ảnh hưởng của các thông số hình học (bước lỗ tương đối S/D, khoảng cách tương
21. 6 đối H/D) và thông số khí động (của dòng phun Rej và dòng ngang VR) tới hệ số trao đổi nhiệt nhằm đưa ra các khuyến cáo về màng phân phối với tiêu chí là thu được hệ số trao đổi nhiệt cao nhất; ứng dụng các khuyến cáo trên để lựa chọn kết cấu màng phân phối mới cho CPCA động cơ DR76 và đánh giá hiệu quả tăng cường làm mát của phương án ớm i. Phần kết luận và hướng phát triển của luận án trình bày những kết quả nghiên cứu đạt được, những đóng góp mới của luận án trong lĩnh vực chuyên ngành và hướng nghiên cứu tiếp theo.
22. 7 TỔNG QUAN VỀ VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU 1.1. Đặc điểm của động cơ tuabin khí tàu thủy và sự cần thiết tăng cường làm mát cánh phun tuabin cao áp 1.1.1. Một số đặc điểm của động cơ tuabin khí tàu thủy Động cơ tuabin khí tàu thủy có thể được hoán cải từ động cơ hàng không hoặc được thiết kế chuyên biệt, nó mang đầy đủ ưu, nhược điểm đặc trưng của ĐCTBK nói chung. Số lượng, chủng loại ĐCTBK tàu thủy trên thế giới hiện nay là không nhiều, công nghệ sản xuất ĐCTBK tàu thủy vẫn là công nghệ khó, chỉ một số hãng trên thế giới sản xuất thành công và đáp ứng được các yêu cầu để lắp lên tàu, trong đó phải kể đến các động cơ của các hãng như: GE Marine (Mỹ), Kawasaki Heavy Industries (Nhật), MAN Turbo AG (Đức), Mitsubishi Heavy Industries (Nhật), MTU Friedrichshafen GmbH (Đức), Pratt & Whitney (Canada), Rolls-Royce (Anh), Saturn (Nga), Solar Turbine (Mỹ), Vericor (Mỹ - Đức), Zorya-Mashproekt (Ucraina) [131]. ĐCTBK tàu thủy làm việc trong điều kiện môi trường có nhiệt độ cao hơn so với động cơ máy bay, đặc biệt là ở các nước nhiệt đới như Việt Nam. Bên cạnh đó không khí ở môi trường biển chứa nhiều muối và tạp chất nên dễ bám vào phần lưu thông và bề mặt cánh máy nén, tuabin, cần tẩy rửa định kỳ. ĐCTBK nằm trong khoang máy kín, điều kiện tháo dỡ, thay thế các cụm chi tiết khó khăn trong không gian nhỏ hẹp, do vậy kết cấu của nó phải đơn giản và có độ tin cậy, độ bền cao. Mặc dù chi phí bảo dưỡng định kỳ ĐCTBK trên tàu ít tốn kém, tuy nhiên chi phí đại tu lại lớn hơn nhiều so với động cơ diesel cùng công suất, đặc biệt phần nóng của động cơ (buồng đốt và tuabin) đã có thể lên tới hàng triệu USD. Theo công trình [131], trong quá trình hoạt động độ tin cậy và tuổi thọ của ĐCTBK phụ thuộc chủ yếu vào cánh tuabin (hoặc máy nén) và ổ trục, do chúng làm việc trong điều kiện hết sức khắc nghiệt (nhiệt độ cao, tải cơ học lớn). Tại Việt Nam đã cóộ m t số tàu Hải quân trang bị hệ động lực có sử dụng ĐCTBK như động cơ DR76/DS76 (UGT 3000R), DR77/DS77 (UGT 6000+), động cơ DО90 (UGT 15000) [112], [113] do nhà máy Zorya-Mashproekt (Ukraina) thiết kế và chế tạo [132]. Các động cơ này là động cơ 3 trục, máy nén thấp áp và máy nén cao áp dạng dọc trục, buồng đốt dạng vành ống, tuabin gồm tuabin cao áp 1 tầng, tuabin thấp áp 1 tầng và tuabin chân vịt 3 tầng có đảo chiều [114] (Hình 1.1).
23. 8 Hình 1.1. Mặt cắt động cơ DR76 [114] 1 – Cửa hút khí; 2 – Động cơ khởi động; 3 – Máy nén thấp áp; 4 – Máy nén cao áp; 5 – Buồng đốt; 6 – Cánh phun tuabin cao áp; 7 – Cánh công tác tuabin cao áp; 8 – Tuabin thấp áp; 9 – Tuabin chân vịt; 10 – Vỏ bọc động cơ; 11– Vỏ bọc ống xả; 12 -Ống xả
24. 9 Trong số các động cơ trên, động cơ DR76 có số lượng lớn nhất, số giờ vận hành thực tế lớn nhất do nó đóng vai trò là động cơ hành trình của tàu. Động cơ DR76 thuộc họ UGT 3000, họ động cơ này có dải công suất định mức từ 2940 kW (DR76) đến 3360 kW (DE 76) [112], [114]. Hiện nay, có các ĐCTBK cùng dải công suất với động cơ DR76 là M75RU (Saturn – Nga), LM500 (GE – Mỹ) [129]. Đóng vai trò là động cơ hành trình nên chế độ hoạt động của động cơ DR76 hết sức đa dạng, tiêu biểu là chế độ không tải, chế độ 50%, 62,5%, 80%, 100% và đảo chiều [115], [116]. Ở đây chế độ được hiểu là vị trí tay ga điều khiển nhiên liệu trên bàn điều khiển. 1.1.2. Sự cần thiết tăng cường làm mát cánh phun tuabin cao áp động cơ DR76 Động cơ DR76 là động cơ thế hệ thứ ba với nhiệt độ trung bình sau buồng đốt lên tới gần 1300K, khi đónhi ệt độ cục bộ có thể lên tới 1400K [115], nhiệt độ này đã lớn hơn nhiệt độ làm việc của vật liệu chế tạo cánh tuabin nên cánh phun và cánh công tác tuabin cần thiết được làm mát. CPCA (Hình 1.2) là chi tiết cố định, không chịu lực ly tâm nhưng nó nằm ngay sau buồng đốt (chi tiết 6 trên Hình 1.1) trực tiếp làm việc trong môi trường dòng khí có nhiệt độ rất cao. CPCA cùng với buồng đốt là những chi tiết có nhiệt độ cao nhất trong ĐCTBK, do vậy nó cần được ưu tiên làm mát. Đồng thời, CPCA là chi tiết tĩnh, việc can thiệp vào kết cấu của nó dễ hơn các chi tiết rotor như cánh công tác, đĩa quay, Do đó thay đổi kết cấu của CPCA để tăng cường làm mát là lựa chọn có tính khả thi. CPCA của động cơ DR76 được làm mát kiểu đối lưu bằng phân phối (chi tiết 4 - Hình 1.2), tuy nhiên các lỗ màng phân phối mới chỉ tập trung làm mát ở khu vực mũi cánh (vị trí 6 - Hình 1.2). Không khí làm mát được lấy từ luồng thứ cấp của buồng đốt đi qua lỗ phía trên của cánh phun và đi vào bên trong màng phân phối khí. Các lỗ phân phối khí sẽ thổi dòng khí làm mát tới phần mũi cánh (vị trí 5 - Hình 1.2), chảy qua khe giữa màng phân phối với bụng (hoặc lưng) trước khi thải qua các khe phía đuôi cánh (Hình 1.2) [114]. Theo tài liệu [132] động cơ DR76 có tên gọi ban đầu là M75 (năm 1976÷1980) với công suất thiết kế 3675 kW, nhiệt độ trung bình sau buồng đốt là 1393K, tuy nhiên khi lắp lên tàu để kéo dài tuổi thọ, nhiệt độ sau buồng đốt bị giảm tới hơn 100K, công suất giảm tới 25%. Tuy đã giảm công suất so với thiết kế ban đầu nhưng tổng số giờ hoạt động của động cơ DR76 ở chế độ định mức giữa hai lần đại tu không được phép vượt quá 200 giờ [116]. Quá trình khai thác hiện nay chủ yếu khai thác ở
25. 10 chế độ tải thấp (20%÷62,5% tay ga). Trong điều kiện sẵn sàng chiến đấu hiện nay với tần suất hoạt động bảo vệ chủ quyền biển đảo ngày càng tăng, đây sẽ là hạn chế không nhỏ của hệ động lực. Tăng thời gian hoạt động ở các chế độ tải cao nhưng vẫn đảm bảo tuổi thọ, độ bền của tuabin và ĐCTBK là nhu cầu cấp thiết. Hình 1.2. Mặt cắt tầng tuabin cao áp 1 – Cánh phun; 2 – Cánh công tác; 3 – Mặt cắt thân cánh phun; 4 – Màng phân phối; 5 – Mặt cắt cánh công tác; 6 – Lỗ phun trên màng phân phối phía mũi cánh Bên cạnh đó, bất kỳ ĐCTBK nào (ĐCTBK dành cho máy bay, tàu thủy, nhà máy nhiệt điện) cũng không tránh khỏi nguy cơ quá nhiệt cục bộ và cháy cánh tuabin, nhất là CPCA. Theo công trình [59] quá nhiệt và cháy cánh tuabin là nguyên nhân lớn thứ ba, chiếm 6,87% tổng số các sự cố của ĐCTBK. Cánh phun tuabin cao áp có thể bị cháy cục bộ (Hình 1.3), hoặc toàn bộ vài cánh liền kề (Hình 1.4). Khi CPCA bị cháy sẽ gây ra những hỏng hóc nghiêm trọng các tầng tuabin phía sau và các cụm khác của cả động cơ. Theo báo cáo của Ủy ban
26. 11 An toàn Giao thông Australia [15], động cơ Honeywell LF507 (động cơ số 2 của máy bay RJ70) gặp sự cố ngày 19/10/2009 do quá nhiệt cục bộ và cháy nghiêm trọng CPCA (Hình 1.4), sau đó phá hủy các tầng tuabin phía sau (Hình 1.5) dẫn đến động cơ dừng hoạt động hoàn toàn. Hình 1.3. CPCA ĐCTBK công suất 32MW bị cháy [90] Hình 1.4. CPCA động cơ Honeywell Hình 1.5. Tuabin động cơ Honeywell LF507 bị cháy ở vị trí 6 giờ [15] LF507 bị phá hủy do cháy CPCA [15] Chính vì các lý do đó thấy rằng CPCA của ĐCTBK nói chung, động cơ DR76 nói riêng (chi tiết 12 - Hình 1.1) cần thiết được tăng cường làm mát. Việc tăng cường làm mát sẽ làm giảm sự khắc nghiệt về nhiệt mà cánh phun phải chịu, là điều kiện cần để có thể nâng cao số giờ hoạt động của động cơ ở các chế độ tải cao, đồng thời giảm thiểu nguy cơ cháy cánh và hỏng hóc tuabin. 1.2. Các biện pháp tăng cường làm mát cho cánh tuabin và hiệu ứng tăng cường hệ số trao đổi nhiệt bằng màng phân phối 1.2.1. Các thông số đánh giá hiệu quả làm mát cánh tuabin Hệ số làm mát θ là thông số cơ bản nhất được sử dụng để đánh giá hiệu quả làm mát và được tính theo phương trình (1.1): * TTg ave  * (1.1) TTgc
27. 12 * trong đó : Tg – nhiệt độ của dòng khí nóng chảy qua cánh [K]; Tave – nhiệt độ trung bình của cánh [K]; Tc – nhiệt độ của không khí làm mát [K]. Hệ số θ phụ thuộc vào biện pháp và lưu lượng không khí làm mát. Trong việc làm mát cánh tuabin, ngoài yêu cầu về hệ số θ cao còn đòi hỏi sự ổn định và tin cậy trong suốt quá trình làm việc, mức độ đồng đều cao trên bề mặt cánh nhằm giảm ứng suất nhiệt và quá nhiệt cục bộ, đòi hỏi lưu lượng không khí làm mát nhỏ, đường dẫn không khí làm mát có sức cản nhỏ. Ngoài hệ số θ, một trong những thông số trung gian thường được sử dụng để đánh giá hiệu quả làm mát cũng như hiệu quả trao đổi nhiệt đó là hệ số trao đổi nhiệt h [W/(m2K)] giữa dòng khí và bề mặt cánh hoặc thông số không thứ nguyên Nusselt (viết tắt là Nu), chúng liên hệ với nhau bởi phương trình: hL Nu (1.2)  trong đó:L – kích thước đặc trưng của mô hình trao đổi nhiệt [m]; λ – hệ số dẫn nhiệt của chất khí [W/(mK)]. Theo tài liệu [108], Nu phụ thuộc rất lớn vào đặc trưng rối của dòng khí chuyển động sát bề mặt thành vách, nó được thể hiện thông qua số Reynolds: uL Re (1.3)  trong đó: u – vận tốc của dòng khí [m/s]; L – kích thước đặc trưng [m]; ν – độ nhớt động học của chất khí [m2/s]. 1.2.2. Sơ lược về các biện pháp tăng cường làm mát cánh tuabin Như đã trình bày ở phần mở đầu, có các biện pháp để tăng cường làm mát, giảm nhiệt độ trên cánh tuabin [47], [122]: - Tăng lượng nhiệt tỏa ra từ bề mặt bên trong của cánh đi vào dòng không khí làm mát (Tăng cường chất lượng trao đổi nhiệt đối lưu - Internal Cooling); - Hạn chế dòng nhiệt từ dòng khí nóng đi vào bề mặt ngoài của cánh (External Cooling); - Giảm nhiệt độ dòng không khí làm mát Tc. Các phương án cụ thể được trình bày trong mục 1.2.2.1÷1.2.2.3 và 1.2.3. 1.2.2.1. Biện pháp tăng lượng nhiệt tỏa ra từ bề mặt bên trong của cánh Biện pháp này thực chất là tăng cường chất lượng trao đổi nhiệt đối lưu giữa bề mặt bên trong của cánh (đường dẫn không khí bên trong cánh) với dòng không khí
28. 13 làm mát bằng cách tăng hệ số trao đổi nhiệt h hoặc tăng diện tích trao đổi nhiệt. Các nghiên cứu trên thế giới đã chỉ ra các nhóm phương án chính sau để tăng chất lượng trao đổi nhiệt đối lưu [124]: - Tăng độ rối của lớp biên bằng cách thay đổi tính chất của bề mặt kim loại, bao gồm: hệ thống gân ngang dòng, rãnh đồng diện tạo lốc xoáy, hiệu ứng vòi rồng bằng các lõm cầu; - Tăng độ rối và diện tích trao đổi nhiệt của toàn dòng ở khe hẹp với hệ thống ma trận cột; - Thay đổi đột ngột hướng dòng khí bằng cách đổi hướng dòng trong khe hẹp hoặc bằng tấm phẳng; - Tăng động năng rối bằng cách thổi dòng không khí làm mát từ màng phân phối (được trình bày cụ thể trong mục 1.2.3). Lớp biên có thể tồn tại ở dạng chảy tầng hoặc chảy rối, nhưng dù là chảy rối thì lớp gần thành vách nhất (lớp tuyến tính phụ) vẫn luôn tồn tại ở dạng chảy tầng. Khi lớp chảy tầng càng dày hiệu quả trao đổi nhiệt càng thấp, do vậy nhóm phươngán thứ nhất - bao gồm gân ngang dòng (Hình 1.6), rãnh đồng diện (Hình 1.7), lõm cầu -có nhiệm vụ phá vỡ dạng chảy tầng của lớp biên, chuyển sang dạng chảy rối và tăng cường độ rối, giảm thiểu chiều dày lớp tuyến tính phụ. Hình 1.6. Mô hình dòng chảy rối qua các Hình 1.7. Rãnh đồng diện tạo xoáy gân ngang dòng [47] lốc [8] Phương án gân ngang dòng có thể tăng hệ số trao đổi nhiệt h lên 2,7 lần đối với gân thường, 13 lần đối với dạng gân cải tiến [47], [139]. Rãnh đồng diện được áp dụng cho cánh thế hệ 4 và 5, có thể tăng h lên 2÷4 lần, hệ số làm mát θ tăng từ 1,25 tới 1,5 lần ở đỉnh cánh, tới 1,6 lần ở chân cánh, có thể giảm nhiệt độ trên bề mặt cánh tới 90÷100K, giảm lưu lượng không khí làm mát đi 1,3 lần [124]. Phương án lõm cầu
29. 14 được ứng dụng để tăng cường hiệu quả trao đổi nhiệt biên dạng cánh, chân cánh kéo dài và vành đai cánh công tác tuabin cao áp và thấp áp, có thể làm tăng tuổi thọ cánh lên tới 3,4 lần [124]. Nhược điểm lớn nhất của các phươngán này đòi hỏi công nghệ gia công tương đối phức tạp, cần gia công chính xác các gân, rãnh, lõm cầu kích thước nhỏ trong không gian nhỏ hẹp (mặt bên trong của cánh tuabin), đặc biệt trong những cánh tuabin cao áp của động cơ công suất nhỏ. Đồng thời sức cản trên đường lưu thông của dòng không khí làm mát cũng tăng lên đáng kể. Kênh dẫn kiểu ma trận cột được sử dụng trong các khe hẹp (Hình 1.8,a) nhằm tạo ra lốc xoáy xung quanh các cột, ngoài ra diện tích trao đổi nhiệt cũng tăng lên khá nhiều. Phương án này thường được sử dụng cho khu vực đuôi cánh tuabin (Hình 1.8,b), nó có khả năng tăng cường trao đổi nhiệt lên tới 2÷4 lần so với bề mặt phẳng. a, b, Hình 1.8. Làm mát kiểu ma trận cột a - Mô hình kênh dẫn kiểu ma trận cột [119]; b-cánh phun E3 sử dụng ma trận cột ở đuôi cánh [106] a, b, Hình 1.9. Tăng cường trao đổi nhiệt bằng biện pháp đổi hướng dòng đột ngột a – đổi hướng dòng qua khe hẹp [124], b – đổi hướng dòng qua tấm phẳng [47]
30. 15 Việc đổi hướng đột ngột dòng qua khe hẹp thường được ứng dụng ở mũi cánh (Hình 1.9, a) còn bằng tấm phẳng được ứng dụng ở khu vực đỉnh, chân của bụng hoặc lưng cánh (Hình 1.9, b). Việc đổi hướng đột ngột tạo ra lực quán tính ly tâm, từ đó xuất hiện dòng xoáy, tăng độ rối của lớp biên. Do đó, chiều dày lớp biên và lớp tuyến tính phụ của lớp biên giảm đi, hệ số trao đổi nhiệt h tăng lên đáng kể. So với phương án màng phân phối khi cùng lưu lượng không khí làm mát, phương án đổi hướng dòng qua khe hẹp không hiệu quả bằng nhưng khi sử dụng tấm phẳng đem lại hệ số trao đổi nhiệt cao hơn 1,25÷1,27 lần [124]. Tuy nhiên các phương án này thường áp dụng ở khu vực mũi cánh hoặc ở khu vực đỉnh và chân cánh. Phương án sử dụng màng phân phối được trình bày cụ thể trong mục 1.2.3. 1.2.2.2. Biện pháp hạn chế dòng nhiệt từ dòng khí nóng tới bề mặt ngoài của cánh Để hạn chế dòng nhiệt từ dòng khí nóng đi vào bề mặt bên ngoài của cánh có các phương án cơ bản là phủ lớp vật liệu cách nhiệt (phủ gốm bề mặt) hoặc tạo màng không khí bên ngoài bề mặt cánh (làm mát kiểu màng – film cooling), trong tương lai là công nghệ làm mát kiểu thấm xốp (xuyên thấu- transpiration cooling). Trong nội dung này không đề cập đến công nghệ phủ gốm bề mặt. Làm mát kiểu màng là phương án tạo ra một màng không khí mỏng chảy bọc trên bề mặt cánh nhằm giảm dòng nhiệt đi vào cánh (đoạn 1 và 2 - Hình 1.10), từ đó giảm gradient nhiệt, ứng suất nhiệt trên cánh. Do có hiện tượng hòa trộn lớp không khí với dòng chính nên nhiệt độ của lớp màng tăng dần và đến đoạn 3 gần bằng nhiệt độ dòng khí nóng, hệ số làm mát của lớp màng bảo vệ biến thiên theo vị trí và có xu hướng giảm dần, cần bố trí một số hàng lỗ thổi không khí làm mát từ bên trong cánh. Nhằm dàn đều lớp không khí trên bề mặt cánh một số kết cấu cánh mới được đề xuất như lỗ hình rẻ quạt [20], [21], [66], lỗ nekomimi, cặp lỗ [60], lỗ có khoét miệng [32], [111]. Hình 1.10. Phân bố nhiệt độ của Hình 1.11. Cánh dùng công nghệ làm mát dòng khí sát bề mặt của phương xuyên thấu qua màng xốp [137] pháp làm mát kiểu màng [130] 1 – màng xốp; 2 – khung cánh
31. 16 Làm mát kiểu xuyên thấu là phương án làm mát hiện đại, hiệu quả cao hơn nhiều so với các phương án kiểu đối lưu và đối lưu – màng. Để đạt cùng hệ số làm mát, phương án xuyên thấu chỉ cần lưu lượng không khí bằng 50% so với dạng màng [137]. Phương án này khắc phục được nhược điểm không đồng đều về màng không khí trên bề mặt cánh của phương án làm mát kiểu màng, do đótoàn bộ cánh đều được bảo vệ. Để tạo ra được hiệu ứng xuyên thấu cần có những phương án công nghệ như transply, lamiloy hoặc vật liệu xốp (poroform) [43]. Hiện nay, vật liệu xốp được ứng dụng nhiều hơn cả vì tạo ra độ đồng đều tốt nhất, kết cấu của cánh đơn giản hơn. Để tạo ra vật liệu có tính chất xốp có thể ép cán vật liệu ở dạng bột, xơ hoặc quấn các dây kim loại thành lưới, dạng lò xo, [137]. Vật liệu dạng xốp này được dùng để bao bọc khung của cánh (Hình 1.11), không khí chảy giữa các khung cánh rồi thấm ra ngoài qua lớp vật liệu xốp. Đây là phương án hiện đại và vẫn đang trong quá trình nghiên cứu cả về mô hình truyền nhiệt [123] lẫn tối ưu hóa [125]. 1.2.2.3. Giảm nhiệt độ dòng không khí làm mát Giảm nhiệt độ dòng không khí làm mát có thể làm tăng đáng kể hiệu quả làm mát cánh tuabin, khi nhiệt độ dòng không khí làm mát giảm đi 200÷300K, nhiệt độ trên cánh giảm tới 100÷150K [110]. Để giảm nhiệt độ dòng không khí làm mát có các phươngán cơ bản là: sử dụng bộ làm mát trung gian, phun nước vào dòng không khí làm mát hoặc sử dụng hơi nước. Khi phun nước vào dòng không khí làm mát có nhiệt độ cao trong buồng hòa trộn, ngay lập tức dòng nước bị bay hơi và hấp thụ nhiệt lượng, từ đó hỗn hợp không khí và hơi nước có nhiệt độ giảm đi đáng kể. Theo công trình [41], phun lượng nước có khối lượng bằng 1% so với lưu lượng không khí làm mát, nhiệt độ hỗn hợp giảm tới 3,5%. Giảm nhiệt độ không khí bằng két mát là phương án hiệu quả, phụ thuộc vào môi chất tản nhiệt có thể là không khí môi trường, nước biển (đối với ĐCTBK tàu thủy), nước ngọt hoặc nhiên liệu mà ta có két mát dạng không khí- không khí hoặc không khí – chất lỏng. Hệ thống két mát không khí – không khí đã được ứng dụng trên các loại động cơ hàng không của Nga như Al-31F, PS90A, PS90A2. Theo công trình [133], [134] ống trao đổi nhiệt dạng ô van với gân khuếch tán thay cho ống tròn trơn trên két mát dạng không khí – không khí của động cơ Al-31F làm nhiệt độ có thể giảm tới 200K. Theo công trình [33] với bộ tản nhiệt nhiên liệu – không khí, khi
32. 17 tỷ số nhiên liệu/ không khí bằng 0,025, tỷ lệ không khí làm mát 6% thì có thể giảm nhiệt độ không khí làm mát tới 260K. Nhóm phương án này tồn tại một số nhược điểm sau: - Phương án phun nước: đòi hỏi nguồn nước cất tinh khiết hoặc nước chuyên dụng, khi có tạp chất sẽ tạo ra các lớp cặn bám trên các bề mặt trao đổi nhiệt, hơi nước cũng làm tăng tốc độ ăn mòn hóa học cánh tuabin; - Giảm nhiệt độ không khí bằng két mát không gây nhiều tác động phụ tới hệ thống cánh, nhưng thiết bị trao đổi nhiệt có kích thước lớn; - Sử dụng hơi nước mang nhược điểm của cả hai phương án trên. 1.2.3. Hiệu ứng tăng cường trao đổi nhiệt của màng phân phối Trong các biện pháp tăng cường làm mát, phương án màng phân phối có hiệu quả rõ rệt trong việc tăng cường hệ số trao đổi nhiệt cục bộ không thua kém các phương án khác, đồng thời sức cản thủy lực trên đường lưu thông không khí là nhỏ nhất [85]. Nó thường được sử dụng cho cánh phun, cũng có thể gặp trên cánh công tác. Màng phân phối phun dòng không khí làm mát tới những nơi có tải nhiệt cao, trong đó mũi cánh (Hình 1.12) là một trong những nơi thường gặp nhất [47]. Hiện nay có nhiều cánh có lỗ phun từ màng phân phối hướng vào phần lưng và bụng cánh giúp cho cánh có thể hoạt động trong dòng khí có nhiệt độ tới 1400oC [104]. Hình 1.12. Cánh tuabin được làm mát bằng màng phân phối a – cánh phun [138]; b – cánh công tác [47]
33. 18 Bản chất vật lý của hiệu ứng tăng cường trao đổi nhiệt màng phân phối được nghiên cứu thông qua mô hình vật lý đồng dạng. Mô hình vật lý tạo ra các dòng khí từ màng phân phối phun vào bề mặt tấm đích (Hình 1.13a), ở đây dòng phun chia thành 4 vùng [64]: - Vùng 1 là vùng lõi, kéo dài từ miệng lỗ phun đến đỉnh của lõi tiềm năng (lõi tiềm năng là phần trung tâm của dòng chảy trong đó vận tốc không đổi và bằng vận tốc tại miệng phun); - Vùng 2 là vùng khuếch tán dòng chảy vượt ra khỏi đỉnh của lõi tiềm năng. Nó được đặc trưng bởi sự suy giảm vận tốc dọc tâm và tăng vận tốc theo hướng ngang. Đối với lỗ phun tròn, vận tốc dọc tâm tỷ lệ nghịch tỷ lệ khoảng cách chia đường kính lỗ phun D; - Vùng 3 là vùng dừng, véc tơ vận tốc lệch khỏi hướng tâm và bị ảnh hưởng mạnh bởi sự hiện diện của thành vách. Khi dòng chảy tiếp cận thành vách, thành phần vận tốc dọc tâm giảm mạnh và chuyển thành thành phần vận tốc nằm ngang; - Vùng 4 là vùng dòng khí có vận tốc dọc tâm gần như bị triệt tiêu, còn vận tốc nằm ngang được coi như khuếch tán vào môi trường vô hạn và giảm dần khi đi xa khỏi tâm lỗ. a b Hình 1.13. Mô hình và cấu trúc tia phun từ màng phân phối [64] a – mô hình cấu trúc dòng khí phun ra từ lỗ đơn; b – phân bố Nu ở mô hình lỗ đơn D – đường kính lỗ phun, H – khoảng cách từ lỗ phun tới bề mặt tấm đích
34. 19 Ở vùng dừng và lân cận nó có động năng rối cao, lớp biên là dòng chảy tầng, khi lan xa hơn dòng chảy sẽ chuyển sang dòng chảy rối, giữa hai đoạn này có đoạn chuyển tiếp (Hình 1.13b). Đối với mô hình nhiều lỗ phun, các vùng phát triển theo chiều ngang từ mỗi lỗ sẽ có tương tác với nhau, tùy theo khoảng cách giữa các lỗ phun mà sẽ có hoặc không có đài phun (vùng trộn giữa dòng chảy từ hai tia phun cạnh nhau) (Hình 1.14). Hình 1.14. Cấu trúc dòng ở mô hình nhiều lỗ phun [93] Do đặc điểm dòng chảy như trên nên hệ số trao đổi nhiệt (thể hiện qua số Nu) đạt cực đại ở vùng dừng, sau đó giảm dần khi điểm khảo sát cách xa tâm lỗ. Theo công trình [47] hệ số trao đổi nhiệt có hai điểm cực trị: thứ nhất ở vùng dừng r/D≤0,5 (do động năng rối cao); thứ hai ở vị trí r/D≈1,75 (do hiệu ứng chuyển tiếp chảy tầng- chảy rối) (Hình 1.13b). Khi H/D càng nhỏ các điểm cực trị này càng dễ nhận ra [47]. Các màng phân phối có kích thước hình học khác nhau, hoạt động trong điều kiện nhiệt độ và tính chất dòng môi chất rất khác nhau nên Nu thường được sử dụng để so sánh hiệu quả giữa các màng phân phối ấy. Trong trường hợp này Nu ở phương trình (1.2) được cụ thể hóa bằng phương trình (1.4): hD Nu (1.4)  Trong đó: h là hệ số trao đổi nhiệt giữa dòng môi chất và bề mặt tấm đích; λ – hệ số dẫn nhiệt của môi chất. T  q n (1.5) h TTTTw f w f T Trong đó: – gradient nhiệt độ vuông góc với bề mặt tấm đích; Tw, Tf – nhiệt độ n tại điểm khảo sát và nhiệt độ môi chất ở đầu dòng.
35. 20 Đặc tính trao đổi nhiệt của màng phân phối (Nu) phụ thuộc vào thông số vật lý của dòng môi chất, bên cạnh đó còn phụ thuộc vào một số thông số đồng dạng không thứ nguyên như sau [104]: - H/D – tỷ lệ giữa khoảng cách giữa màng phân phối với bề mặt tấm đích/đường kính lỗ phun, được gọi tắt là khoảng cách tương đối (Hình 1.13, Hình 1.15); - r/D – vị trí tương đối so với tâm tia phun; - Rej – hệ số Reynolds của tia phun, tức là Rej=ujD/ν; - S/D – bước lỗ tương đối ở màng phân phối nhiều lỗ; - VR – tỷ số vận tốc dòng phun uj và dòng ngang ucr: VR=uj/ucr (Hình 1.15). Hình 1.15. Mô hình màng phân phối và dòng ngang Các kết quả tổng hợp trong [47] và [104] cho thấy khi H/D càng nhỏ và Rej càng lớn thì Nu càng cao. Đối với cánh tuabin, đường kính lỗ phun thường được thiết kế trong khoảng D=0,2÷2 mm, còn trong các ứng dụng công nghiệp khác nó có thể tới 5÷30 mm [104]. 1.3. Các phương pháp nghiên cứu Khi nghiên cứu về tăng cường làm mát cánh tuabin bằng màng phân phối, các tác giả có thể nghiên cứu trên nguyên mẫu cánh hoặc trên mô hình vật lý đồng dạng được đơn giản hóa. Về nguyên tắc, nghiên cứu tăng cường trao đổi nhiệt bằng màng phân phối có thể sử dụng phương pháp thực nghiệm và mô phỏng lý thuyết. Tuy nhiên, việc thực nghiệm trên nguyên mẫu cánh rất khó khăn, nhất là trong phạm vi phòng thí nghiệm của các trường đại học. Tức là trên nguyên mẫu cánh thường sử dụng phương pháp mô phỏng lý thuyết để nghiên cứu quá trình trao đổi nhiệt [68], [69], [70], [106], [136]. Mô hình vật lý đồng dạng là mô hình giả lập tương đương các đặc trưng hình học, khí động và trao đổi nhiệt trên cánh hoặc một vùng nhất định của cánh, giúp tìm hiểu bản chất vật lý, các quy luật trao đổi nhiệt. Ví dụ sự phụ thuộc của hệ số trao đổi nhiệt vào các thông số hình học và khí động học, các kết quả này sẽ được áp dụng ngược lại nguyên mẫu cánh.
36. 21 1.3.1. Phương pháp mô phỏng lý thuyết trên nguyên mẫu cánh Thời gian trước đây có thể tính toán gần đúng phân bố nhiệt trên cánh bằng cách sử dụng nhiệt độ dòng khí và hệ số trao đổi nhiệt là điều kiện đầu vào, trong đó hệ số trao đổi nhiệt là hàm bán thực nghiệm đối với từng đoạn đặc trưng của cánh, chúng chứa nhiều hệ số kinh nghiệm [64], [121]. Phương pháp này đưa mô hình về bài toán dẫn nhiệt trong cánh, có nhiều nhược điểm (mô hình trao đổi nhiệt giữa dòng khí và bề mặt cánh là mô hình tương đối sơ sài, cần nhập nhiều hệ số hiệu chỉnh, sử dụng nhiều giả thiết chưa sát với thực tế, chưa tính tới tác động ngược của nhiệt độ bề mặt lên lớp biên) [121]. Kết quả tính toán của phương pháp này có độ chính xác không cao và do vậy càng ngày càng ít được sử dụng. Hiện nay chủ yếu sử dụng CFD để xây dựng ra mô hình trao đổi nhiệt liên hợp cho cánh tuabin (chi tiết trong mục 2.1), thông số động lực học lưu chất, hệ số trao đổi nhiệt và nhiệt độ thành vách của cánh không phải là thông số đầu vào mà là kết quả tính toán qua các vòng lặp. Chúng được giải trực tiếp từ hệ phương trình Navier- Stokes và phương trình bảo toàn năng lượng trong khối rắn (cánh) cho từng phần tử. Đây là phương pháp hiện đại, được sử dụng phổ biến hiện nay, khắc phục được phần lớn nhược điểm của phương pháp trên. Bản chất của phương pháp CFD là giải hệ phương trình Navier-Stokes bằng phần mềm máy tính cho từng khối không khí được chia nhỏ ở dạng phần tử hữu hạn, thể tích hữu hạn hoặc sai phân hữu hạn. Các mô hình mô phỏng đã thành công trong việc đưa ra dự đoán sơ bộ về hệ số trao đổi nhiệt và trường vận tốc. Những khó khăn trong việc dự đoán chính xác vận tốc và hệ số trao đổi nhiệt chủ yếu xuất phát từ mô hình rối và sự tương tác của các dòng chảy rối với thành vách. Trong quá trình mô phỏng dòng chảy bằng CFD thường sử dụng các phương pháp RANS (Reynolds Averaged Navier Stokes), DNS (Direct Numerical Simulation), LES (Large Eddy Simulation). Ngoài ra còn có một số phương pháp kết hợp như lai DNS (PDNS, MILES, LNS), liên kết xoáy (DES), mô hình Reynolds không ổn định (URANS, VLES) [109]. RANS sử dụng mô hình rối, trong đó các đại lượng vật lý của môi chất được biểu diễn dưới dạng tổng của thành phần trung bình và thành phần rối, hệ phương trình Navier-Stokes được giải theo các thông số vật lý trung bình ở từng khối hoặc từng điểm. Khác với RANS, DNS không sử dụng mô hình rối, các phương trình Navier - Stoke được giải trực tiếp bằng phương pháp số. Điều này có nghĩa là toàn bộ phạm vi quy mô không gian và thời gian của nhiễu loạn phải được tính toán. Tất
37. 22 cả các thang đo không gian của nhiễu loạn phải được giải quyết trong lưới tính toán, từ các thang đo khuếch tán nhỏ nhất cho đến thang đo quy mô lớn, liên quan đến các chuyển động có động năng lớn. LES được đề xuất vào đầu năm 1963 bởi Smagorinsky, trong đó các chuyển động quy mô lớn (dòng lớn) của dòng chảy rối được giải trực tiếp như DNS và chỉ các chuyển động ở quy mô nhỏ (subgrid-scale model -SGS) được mô hình hóa như RANS. Do đó khối lượng tính toán của LES giảm đi rất nhiều so với DNS, độ chính xác cao hơn phương pháp RANS vì các dòng lớn chứa phần lớn năng lượng rối và đặc trưng cho hầu hết chuyển động và pha trộn rối. Hơn nữa, các dòng ở thang đo nhỏ có xu hướng đẳng hướng và đồng nhất hơn các dòng ở thang đo lớn, nên mô hình hóa các chuyển động của SGS sẽ dễ dàng hơn so với mô hình hóa tất cả các thang đo trong ộm t mô hình như trong phương pháp RANS. Các bài toán về trao đổi nhiệt màng phân phối chưa thể áp dụng rộng rãi phương pháp DNS do đòi hỏi sử dụng siêu máy tính. Hiện nay, đã có những công trình như [35], [58] sử dụng LES để tính toán, mô phỏng trao đổi nhiệt của màng phân phối tuy nhiên vẫn đòi hỏi tài nguyên máy tính không hề nhỏ. Với tài nguyên máy tính hiện có, RANS vẫn là phương pháp được sử dụng phổ biến nhất [104], trong đó có nhiều mô hình rối, nhưng không có mô hình nào tối ưu cho tất cả các trường hợp. Các mô hình được chia thành 3 nhóm chính: nhóm đại số, nhóm dịch chuyển ứng suất Reynolds, nhóm vi phân. Nhóm mô hình thứ nhất (đại số) chỉ cho kết quả đạt yêu cầu với các dòng chảy đơn giản. Nhóm mô hình thứ hai (dịch chuyển ứng suất Reynolds) ít khi được sử dụng khi giải các bài toán có biên dạng bên trong phức tạp, bởi vì nó mô tả không tốt quá trình chảy gần thành. Hiện nay, nhóm mô hình vi phân (k-l, k-ω, k-ε, SST, ) tiếp tục được hoàn thiện, phát triển và được dùng phố biến hơn cả [109]. Tài liệu [104], [105] đã tổng kết các đặc trưng của một số mô hình cơ bản khi giải bài toán mô phỏng truyền nhiệt sử dụng màng phân phối. Trong đó, ngoài DNS và LES (kết quả có độ chính xác cao nhất nhưng đòi hỏi tài nguyên máy tính lớn) thì RANS với mô hình rối SST và v2f là cho kết quả khả quan nhất trong khi không đòi hỏi tài nguyên máy tính quá cao [104]. Một số công trình như [7], [71] đã mô phỏng lại một số thử nghiệm bằng các mô hình rối khác nhau và đưa ra kết luận tương tự. Từ các lý do trên luận án lựa chọn sử dụng mô hình trao đổi nhiệt liên hợp giải bằng CFD với phương pháp giải RANS và mô hình rối SST.
38. 23 1.3.2. Phương pháp nghiên cứu bằng mô hình vật lý đồng dạng Mô hình vật lý đồng dạng được nghiên cứu hoặc bằng phương pháp mô phỏng lý thuyết CFD có kiểm chứng bằng thực nghiệm như [70], [72], [86] hoặc bằng thực nghiệm [6], [26], [37], cũng có nhiều công trình kết hợp mô phỏng và thực nghiệm[72], [86], [106]. Kết quả thu được trên mô hình vật lý đồng dạng là hệ số trao đổi nhiệt (thường biểu diễn thông qua số Nusselt), là một trong những thông số trung gian quan trọng, được dùng để đánh giá hiệu quả làm mát cho cánh tuabin, nhất là cánh tuabin được làm mát bằng màng phân phối (chi tiết ở mục 1.2.1). Các vấn đề của phương pháp CFD tương tự như mục 1.3.1 đã đề cập. Việc thực nghiệm xác định hệ số trao đổi nhiệt của mô hình vật lý đồng dạng thường sử dụng ba phương pháp: phương pháp nhiệt độ ổn định theo thời gian, nhiệt độ biến thiên theo thời gian và dao động nhiệt độ. Các phương pháp thực nghiệm này được trình bày trong mục 1.3.2.1÷1.3.2.3. 1.3.2.1. Phương pháp nhiệt độ ổn định theo thời gian (phương pháp 1) Nguyên lý của phương pháp này dựa vào phương trình (1.5), trong đó các thông số thông lượng nhiệt q, nhiệt độ bề mặt Tw được coi là hằng số theo thời gian. Thông thường sẽ dùng một tấm gia nhiệt để sấy nóng tấm đích, sau đó thổi dòng không khí có nhiệt độ thấp hơn vào bề mặt tấm đích và đo nhiệt độ các điểm trên bề mặt. Việc đo các điểm trên bề mặt có thể dùng camera nhiệt (IR Camera) như [6], hoặc tấm chỉ thị màu (TLC) kết hợp với camera kỹ thuật số để chụp ảnh màu [26], [83], [86], trước đây có thể dùng cảm biến nhiệt độ (hiện nay ít dùng vì chỉ đo được rất ít điểm) như [22], [42]. Phương pháp này có độ chính xác cao, nguyên lý tính toán, xử lý số liệu đơn giản nhất. Nhưng khó khăn gặp phải là chiều dày của tấm đích phải rất mỏng (khi sử dụng IR camera và TLC – để có thể coi nhiệt độ hai bề mặt bằng nhau), đồng thời nguồn điện duy trì tấm gia nhiệt có cường độ dòng rất cao (lớn hơn 50A [72], có khi hơn 100A[83]). 1.3.2.2. Phương pháp nhiệt độ diễn biến theo thời gian (phương pháp 2) Để loại bỏ khó khăn liên quan đến việc gia nhiệt trong phương pháp 1, một số tác giả sử dụng phương pháp nhiệt độ diễn biến theo thời gian (The transient liquid crystal thermography technique). Phương pháp này được xây dựng từ phương trình cân bằng nhiệt lượng giữa nhiệt lượng cấp vào, nhiệt lượng làm tăng nhiệt độ thành vách và nhiệt lượng trao đổi với dòng không khí thổi ra từ màng phân phối (có thể có thêm nhiệt lượng trao đổi với môi trường).
39. 24 Phương pháp 2 sử dụng tấm chỉ thị màu TLC và camera kỹ thuật số để hiển thị và ghi lại diễn biến nhiệt độ theo thời gian [9], [10], [75], [102], [106]. Về nguyên tắc có thể thay thế tấm TLC và camera kỹ thuật số bằng camera nhiệt, tuy nhiên thực tế trong phương pháp này, sự sai lệch nhiệt độ giữa các vị trí, giữa các thời điểm là nhỏ, thay đổi trong thời gian ngắn nên đòi hỏi cần có loại camera nhiệt có tốc độ đáp ứng cao và sai số nhỏ. Khó khăn lớn nhất là đòi hỏi phần mềm đọc nhiệt độ từ ảnh chụp có độ chính xác cao, cần xây dựng và calip thang đo có dải hẹp và không tuyến tính (thông qua hệ số Hue- tỷ lệ cường độ sáng giữa các màu đỏ, xanh lá cây và xanh nước biển), độ rộng dải đo của TLC thường gặp 1oC, 5oC hoặc 10oC, cao nhất có thể đạt 20oC [101]. 1.3.2.3. Phương pháp dao động nhiệt độ (phương pháp 3) Wandelt và Roetzel đề xuất phương pháp dao động nhiệt độ (The Temperature Oscillation Infra-Red Thermography - TOIRT) để đo hệ số trao đổi nhiệt đối lưu dựa vào dữ liệu duy nhất là nhiệt độ thành vách đo bằng camera nhiệt (IR camera) [97]. Từ độ trễ pha giữa nhiệt độ bề mặt tấm kim loại so với xung nguồn nhiệt cưỡng bức cấp vào (thường dùng đèn halogen) có thể tính toán ra hệ số trao đổi nhiệt. Nguyên lý của phương pháp này được trình bày trong mục 3.3.2.1. Theo công trình [37], [97] phương pháp TOIRT không phụ thuộc vào cường độ nguồn nhiệt, không đòi hỏi nguồn nhiệt phân bố đồng đều trên bề mặt tấm (như phương pháp 1), thời gian đo dài (tần số f=0,01÷0,2 Hz) nên không đòi hỏi tốc độ chụp cao (như phương pháp 2). Đồng thời phương pháp này không đòi hỏi sử dụng tấm kim loại mỏng (tới vài chục μm như phương pháp 1) hoặc tấm kính chuyên dụng (như phương pháp 2), do đó có khả năng nghiên cứu cho các bề mặt có gân, gờ, rãnh. Khó khăn của phương pháp này là số lượng ảnh chụp rất lớn trong một lần đo, trung bình cần đo 3÷5 chu kỳ, xử lý số liệu từ vài trăm bức ảnh [37], đòi hỏi thời gian và tài nguyên máy tính lớn. Đồng thời, độ chính xác của thuật toán xác định độ trễ pha quyết định tới độ chính xác của kết quả hệ số trao đổi nhiệt, cần có phương pháp đồng bộ thời gian của ảnh chụp và nguồn bức xạ. Bên cạnh đó cũng cần xác định thời gian trễ nhiệt của chính bản thân đèn halogen, có thể lên tới 100÷150ms [37] với đèn công suất 50÷150W hoặc tới 229 ms khi công suất đèn 500W [87], [88]. Phương pháp TOIRT được Freund [37] nghiên cứu phát triển, hoàn thiện trong luận án luận án tiến sĩ của mình. Ngoài các thử nghiệm chứng minh, tác giả đã thực hiện phân tích lý thuyết và độ nhạy của phương pháp này, luận án này cho thấy khi
40. 25 nguồn bức xạ có chu kỳ dạng hình vuông thì kết quả sẽ chính xác hơn hình sin do việc đồng bộ thời gian của sóng hình vuông dễ thực hiện hơn. Freund [37] ứng dụng TOIRT để tính toán trao đổi nhiệt giữa dòng khí chảy trong ống, dòng chảy trên bề mặt phẳng có gờ rẽ dòng, tấm lượn sóng, và đã có tính toán phân bố hệ số trao đổi nhiệt khi cho dòng khí thổi từ một ống vào bề mặt kim loại. Ngoài ra, Solnar và cộng sự cũng sử dụng phương pháp này[87] , [88] để nghiên cứu về đặc trưng trao đổi nhiệt khi cho dòng nước chảy từ một ống có cánh khác nhau (nhằm thay đổi độ rối ban đầu của dòng Tu) vào bề mặt kim loại. 1.4. Các công trình nghiên cứu liên quan và đặt vấn đề nghiên cứu 1.4.1. Các hướng nghiên cứu và các công trình nghiên cứu liên quan 1.4.1.1. Các công trình nghiên cứu trên nguyên mẫu cánh Đối với nguyên mẫu cánh tuabin có xu hướng nghiên cứu thiết kế lại vị trí, phân bố, đường kính của lỗ phun sao cho đem lại hiệu quả làm mát cao hơn (đánh giá thông qua hệ số làm mát θ hoặc hệ số trao đổi nhiệt h) như các công trình [68], [69], [70], [106], [136]. Trong cụm công trình [68], [69] các tác giả sử dụng ANSYS-Fluent để mô phỏng trạng thái nhiệt của CPCA được làm mát bằng màng phân phối với lưu lượng không khí gc = 2,3%, màng phân phối này chỉ có các lỗ phun tới khu vực mũi cánh. Công trình [68] đi xây dựng mô hình trao đổi nhiệt và phân tích sự sai khác của kết quả với chiều dày lưới sát biên khác nhau (đánh giá qua y+), sau đó tìm ra các khu vực trên cánh có nhiệt độ cao. Tiếp đó công trình [69] phân tích sự sai lệch về trạng thái nhiệt của 10 cánh phun trên vành cánh với cung 60o. Kết quả cho thấy, sự không đồng đều của dòng khí nóng sau tuabin gây ra các vùng quá nhiệt trên cánh phun và là nguyên nhân gây hư hỏng cánh, vị trí của vùng quá nhiệt được so sánh và đối chiếu với vết nứt trên cánh thực. Từ các kết quả đó, các công trình [68], [69] có nhận xét rằng cần tăng cường làm mát cánh phun nhưng chưa đưa ra phương án cụ thể. Công trình [70] nghiên cứu mô phỏng hiệu ứng tăng cường làm mát của lỗ phun kích thước nhỏ trên mô hình cánh phun tuabin. Mô hình nghiên cứu của tác giả có đường kính D=0,51mm (nguyên bản), 0,25mm, H/D=1,58 và 3, bước lỗ tương đối 2 theo chiều ngang 4D và 8,16D, mật độ dòng qua lỗ phun ρuj=2,25; 4,5 và 6 kg/m s. Kết quả cho thấy khi cùng mật độ dòng đi qua các lỗ phun, sử dụng các lỗ phun đường kính nhỏ (với H/D=const) đem lại hiệu quả trao đổi nhiệt lớn hơn (đến 63%) tuy nhiên sẽ làm tăng độ chênh áp suất lên tới 75%. Nếu cố định độ chênh áp suất (thay vì mật
41. 26 độ dòng) hiệu quả trao đổi nhiệt vẫn tăng tới 34,3%. Từ đó tác giả kết luận rằng đường kính D nhỏ hơn đem lại hệ số trao đổi nhiệt cao hơn. Tuy nhiên cần chú ý rằng, ở đây D giảm đi kèm với khoảng cách H giảm để H/D=const, còn trường hợp H không đổi không được đề cập. Công trình [70] nghiên cứu trên nguyên mẫu cánh, tuy nhiên mới chỉ đưa ra kết quả hệ số trao đổi nhiệt, chưa đặt cánh vào điều kiện làm việc và đưa ra phân bố nhiệt độ. Công trình [136] khảo sát phân bố nhiệt độ trên CPCA của động cơ PS-90A2, cánh này được làm mát bằng cả màng phân phối và kiểu màng. Tác giả sử dụng ANSYS-CFX để mô phỏng ảnh hưởng của mức độ chênh áp giữa áp suất không khí làm mát với dòng khí nóng tới nhiệt độ trên cánh nguyên bản và cánh cải tiến, ở đây không đề cập đến phương pháp để thiết kế ra cánh cải tiến. Một trong những công trình hoàn chỉnh và công phu là [106], các tác giả đã trình bày phương pháp tối ưu hóa hệ thống làm mát của cánh phun khi sử dụng thuật toán di truyền xây dựng trên phần mềm Matlab và ANSYS CFX. Đối tượng áp dụng là cánh phun tầng thứ 2 (động cơ hàng không E3) có màng phân phối ở đầu và giữa cánh, các trụ tạo rối ở đuôi cánh. Kết quả mô phỏng trao đổi nhiệt của màng phân phối được so sánh với số liệu thực nghiệm trên tấm phẳng bằng phương pháp 2 (mục 1.3.2.2 trang 23), còn mô hình trao đổi nhiệt trên nguyên mẫu cánh được kiểm chứng thông qua kết quả thử nghiệm trên cánh Mark-II của Hylton. Các biến số tối ưu là độ rộng của màng phân phối, khoảng cách H, đường kính lỗ phun D, số lượng lỗ phun ở khu vực mũi cánh, số lượng cột và hàng lỗ phun khu vực lưng và bụng cánh, đường kính các trụ tạo rối ở đuôi cánh, khoảng cách giữa các trụ và chiều rộng khe thoát khí ở đuôi cánh. Kết quả, cánh sẽ được làm mát tối ưu với H=0,710÷0,997mm; D=0,423÷0,517mm. Do đường kính lỗ phun bằng nhau ở mọi vị trí màng phân phối nên vẫn xuất hiện 3 khu vực nhiệt độ cao cục bộ trên bề mặt cánh phun. Tại Việt Nam, các công trình nghiên cứu trao đổi nhiệt trên cánh tuabin còn chưa nhiều. Công trình [3] khảo sát ảnh hưởng của số lượng kênh dẫn không khí làm mát tới trường nhiệt độ cánh công tác động cơ tuabin khí hàng không bằng phần mềm ANSYS-Fluent. Công trình này chưa đề cập rõ phương pháp xây dựng mô hình, biện pháp kiểm nghiệm và hiệu chỉnh mô hình. Mô hình mô phỏng cánh ở công trình [3] là dạng 2D và đặt ra một số giả thiết chưa sát với điều kiện hoạt động trong thực tế như: bỏ qua ảnh hưởng của sự quay tới phân bố nhiệt, nhiệt độ dòng không khí làm mát trong kênh dẫn là hằng số.
42. 27 1.4.1.2. Các nghiên cứu trên mô hình vật lý Khi nghiên cứu tăng cường làm mát cánh tuabin bằng màng phân phối, ngoài việc nghiên cứu trên nguyên mẫu cánh nhiều tác giả nghiên cứu trên mô hình vật lý đồng dạng với các khu vực cần tăng cường làm mát của cánh. Ở đây mô hình vật lý được đơn giản hóa về mặt hình học, ví dụ: mô hình dạng tấm phẳng thay thế cho quá trình trao đổi nhiệt ở mặt trong của lưng hoặc bụng cánh [22], [34], [36], [42], [47], [56], [57], [72], [73], [86] (do bán kính cong của lưng và bụng lớn hơn rất nhiều lần đường kính lỗ phun [47]), hoặc là mô hình mặt trụ cong bán kính Rs [50] hoặc hình thang thay thế cho khu vực mũi cánh. Các mô hình này này có tính tổng quát cao, có thể ứng dụng vào nhiều đối tượng cánh, nhiều luận án tiến sĩ dừng lại ở việc công bố kết quả ở mô hình vật lý này [45], [83], [86]. Đối với quá trình trao đổi nhiệt ở khu vực lưng hoặc bụng cánh có các hướng nghiên cứu chính như: cấu trúc dòng chảy ([16], [22], [94]), ảnh hưởng của thông số hình học màng phân phối tới Nu, tương tác giữa các dòng, kết hợp giữa phương pháp này với các phương pháp khác (gân ngang dòng [48], lõm cầu [10], kiểu màng [44], ). Các yếu tố hình học như bước lỗ tương đối S/D và khoảng cách tương đối H/D ảnh hưởng lớn đến hệ số trao đổi nhiệt, khi H/D tăng làm giá trị Nu giảm và ngược lại [47], [89]. Trong màng phân phối nhiều lỗ có nhiều sơ đồ bố trí: thẳng hàng, so le, Đã có nhiều công trình nghiên cứu về ảnh hưởng của sự phân bố này tới phân bố Nu [45], [85]. Công trình [56], [57] dùng phương pháp thực nghiệm số 1 để nghiên cứu phân bố Nu trên mô hình tấm có lỗ phân bố so le so với S/D, H/D khác nhau. Thực tế lỗ phun của màng phân phối phần lớn là lỗ có mặt cắt hình tròn, tuy nhiên cũng có những công trình nghiên cứu lỗ hình elip, 8, ∞, ✣ [85]. Kết quả mô phỏng trong công trình [73] cho thấy, lỗ hình elip có tác dụng tốt trong việc hạn chế ảnh hưởng của dòng ngang, tuy nhiên để đạt hiệu quả cao thì cần kết hợp với cả hướng thổi, điều khó có thể điều chỉnh ở màng phân phối rất mỏng trên cánh tuabin. Khi tồn tại hai lỗ phun cạnh nhau, không khí đi ra từ chúng sẽ va đập vào nhau sẽ tạo thành đài phun (Hình 1.14), dòng không khí bị hất ngược lên cao, vận tốc dòng chảy theo hướng song song bề mặt tấm đích gần như bằng 0. Khi đó quan sát phân bố Nu sẽ thấy khu vực đài phun có Nu đạt cực tiểu. Khi các lỗ phun càng gần nhau hiệu ứng này càng mạnh mẽ, đôi khi còn làm biến đổi giá trị và phân bố Nu ở khu vực gần lỗ phun. Công trình [102] sử dụng phương pháp thực nghiệm 2 để nghiên cứu tương tác này, kết quả cho thấy khu vực dừng tức thời bị dịch chuyển ra hai bên
43. 28 so với đài phun, khi số lượng lỗ nhiều lên (7x7 lỗ), khu vực 4 góc ít chịu ảnh hưởng của đài phun thì giá trị Nu cao hơn các khu vực còn lại. Trên kết cấu cánh tuabin (Hình 1.16) có 3 vùng với đặc trưng khác nhau, trong đó chỉ các lỗ phun khí ở vùng I (nằm ở khu vực đầu cánh – tấm đích dạng lõm) ít chịu ảnh hưởng bởi dòng khác nhưng vẫn có sự tương tác giữa các lỗ với nhau. Còn lại phần lớn dòng phun chịu tương tác của dòng khác và cả giữa các dòng phun với nhau. Hình 1.16. Kết cấu cánh tuabin điển hình được làm mát bằng màng phân phối [36] Tại vùng II (Hình 1.16 a) các dòng phun ở phía sau lưng (bụng) cánh chịu ảnh hưởng của dòng ngang chảy ra từ các lỗ phía đầu dòng. Các nghiên cứu về vấn đề này sử dụng mô hình 1 hoặc nhiều hàng lỗ dọc theo dòng chảy, càng các dòng phun ở phía cuối dòng chịu tác động của dòng ngang càng lớn. Công trình [86] kết hợp thực nghiệm và mô phỏng để nghiên cứu trên mô hình 1 hàng lỗ dọc theo hướng chảy, kết quả thu được Nu cực đại giảm dần về phía cuối dòng và Nu dao động xung quanh giá trị trung bình với biên độ nhỏ hơn. Công trình[6] nghiên cứu dòng có 2 đầu thoát để giảm thiểu tác động của dòng ngang, khi đó thu được Nu cao hơn. Đối với vùng III (Hình 1.16 b) ngay từ những dòng phun đầu tiên đã chịu dòng ngang rất lớn chảy từ khu vực đầu cánh tới, và trong khi nghiên cứu về vấn đề này, các tác giả thường sử dụng mô hình một lỗ [22], [42], [72], [73]. Ở đây, cường độ dòng ngang được đánh giá thông quat ỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR= uj/ucr hoặc tỷ số M (M=ρj.uj/ρcr.ucr - mass flux ratio), tuy nhiên nếu dùng hai dòng này có mật độ dòng bằng nhau (ρj/ρcr=1) thì VR=M. Công trình [22], [42] sử dụng các cảm
44. 29 biến nhiệt độ lắp dọc theo chiều dòng chảy, kết hợp chụp ảnh lại dòng chảy để nghiên cứu ảnh hưởng của dòng ngang tới dòng phun (H/D nằm trong dải khá cao 6÷12, và Rej=35000÷121000, M=4,9÷17,4). Kết quả cho thấy dòng ngang làm lệch đáng kể dòng phun, vị trí Numax có xu hướng lệch đi khỏi vị trí tâm lỗ và giá trị Nu có xu hướng tăng lên. Gần đây, công trình [72] đã sử dụng phương pháp thực nghiệm số 1 kết hợp với mô phỏng số để nghiên cứu ảnh hưởng của dòng ngang tới đặc tính trao đổi nhiệt của dòng phun với Rej=13400, H/D=2, VR=3,5,7. Trong bài báo này Rej, D, H được giữ không đổi, khi tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR càng giảm (vận tốc dòng ngang ucr tăng) thì Numax tăng và vị trí đỉnh của Nu dịch về phía cuối dòng, đồng thời Nu cục bộ cũng tăng, điều này là do ucr tăng mạnh làm tăng khả năng trao đổi nhiệt trên bề mặt tấm đích. Công trình [79] của cùng nhóm tác giả đã nghiên cứu một hàng 4 lỗ dọc có đường kính D=13,2mm, Rej=13400, H/D=2, S/D=3 tương tác với dòng ngang có VR=3,5,7, đầu dòng phun được chắn bởi gờ chữ V góc 30÷60 độ, độ dài 1,3Dx2, độ cao 0,6D, độ dày 3mm. Kết quả khi có gờ chắn với góc 60 độ sẽ làm Nu tăng lên 55,32%, 29,3% và 18,63% tương ứng với trường hợp VR = 3, 5 và 7. Công trình [36] nghiên cứu trên mô hình 10 hàng lỗ chịu ảnh hưởng của dòng ngang với (Sx/D, Sy/D)=(5,4), 5,8), (10,4), (10,8), H/D=1÷3, Rej=10000, VR=1, 2, 5, kết quả: khi H/D=1 thì Nu ở tâm lỗ phun sẽ tăng dọc theo chiều dòng chảy, VR giảm thì Nu tăng; khi H/D=3 thu được kết quả ngược lại. Tuy nhiên do công trình này sử dụng phương pháp thực nghiệm 1 với hữu hạn các cặp nhiệt kế nên chỉ xác định được Nu ở tâm lỗ phun, không có bức tranh toàn cảnh về diễn biến Nu trên toàn tấm. Các dải thông số nghiên cứu như H/D, S/D, Rej, VR, số lượng, hình dạng và bố trí lỗ phun của các công trình đã liệt kê ở trên được tổng hợp ở Bảng 1.1.
45. 30 Bảng 1.1. Bảng thống kê các công trình nghiên cứu màng phân phối trên mô hình tấm phẳng TT Tác giả chính H/D S/D Rej VR Hình Số lượng và Phương pháp Ghi chú dạng lỗ phân bố lỗ nghiên cứu phun Vùng II (Hình 1.16) 1 Junsik Lee 1,5÷ 8 5, 8, 8000 ÷ - tròn Nhiều lỗ bố trí Thực nghiệm [56], [57] 12 50000 so le phương pháp 1 2 Yoshisaburo 2÷8 4÷8 4680 - tròn Ma trận thẳng Thự nghiệm Yamane [102] hàng 3x3 lỗ; 5x5 phương pháp 2 lỗ; 7x7 lỗ 3 Ricklick [86] 1; 3; 5 5; 15 17000 ÷ - tròn 1 hàng 5 lỗ hoặc Kết hợp thực 45000 15 lỗ nghiệm bằng phương pháp 1 và mô phỏng CFD 4 Andrew 3 3 4000 ÷ - tròn Ma trận thẳng Thực nghiệm So sánh 2 Schroder [6] 15000 hàng 9x5 lỗ bằng phương đầu ra và 1 pháp 1 đầu ra Vùng III (Hình 1.16) 5 Goldstein [22], 6; 12 - 35000 ÷ 4,9 ÷ tròn 1 lỗ Thực nghiệm [42] 121000 17,4 bằng phương pháp 1 sử dụng các cặp nhiệt kế
46. 31 TT Tác giả chính H/D S/D Rej VR Hình Số lượng và Phương pháp Ghi chú dạng lỗ phân bố lỗ nghiên cứu phun 6 Man-Woong 6; 8 - 7,98; elip 1 lỗ với hình Mô phỏng CFD Thay đổi độ Heo [73] (ur=11,96 dạng từ tròn tới elip và góc m/s) elip nghiêng so với bề mặt tấm đích 7 Makatar Wae- 2 - 13400 3; 5; 7 tròn 1 lỗ Thực nghiệm hayee [72] bằng phương 8 Pansang [79] 2 3 13400 3; 5; 7 tròn 1 hàng 4 lỗ dọc pháp 1 kết hợp Có gờ chắn mô phỏng CFD dòng ngang 9 Florschuetz 1; 2; 3 (Sx; Sy) 10000 1; 2; 5 tròn Ma trận thẳng Thực nghiệm [36] = hàng và so le với bằng phương (5; 4), 10 hàng dọc; từ pháp 1 dùng (5; 8), 9-36 hàng ngang các cặp nhiệt kế (10;4), (10;8) Ghi chú: Sx, Sy – khoảng cách tương đối giữa các lỗ phun theo chiều x (dọc dòng chảy) và chiều y (ngang dòng chảy).
47. 32 1.4.2. Đặt vấn đề nghiên cứu Cánh phun tuabin cao áp động cơ DR76 được làm mát kiểu đối lưu, đã có màng phân phối, tuy nhiên mới chỉ có các lỗ phun vào khu vực mũi cánh (Hình 1.1). Với dạng kết cấu này, khu vực nhiệt độ cực đại có thể xuất hiện ở lưng cánh [53], [90], [91], [136] hoặc bụng cánh [68], [69], cần có biện pháp để giảm nhiệt độ cho vùng này. Màng phân phối có kết cấu đơn giản, được chế tạo tách rời so với thân cánh, việc bố trí thêm các lỗ ở trên màng phân phối phía lưng cánh (hoặc bụng cánh) là phương án có tính khả thi. Lưng hoặc bụng cánh sẽ được tăng cường làm mát nhờ nâng cao hiệu ứng trao đổi nhiệt đối lưu khi cho dòng không khí phun ra từ màng phân phối va đập vào bề mặt bên trong của lưng cánh. Dòng khí này luôn luôn chịu tác động của các dòng khí bên cạnh, cũng như dòng khí từ đầu cánh chảy tới (dòng ngang), tương tác giữa chúng làm thay đổi đặc tính trao đổi nhiệt, không còn giống như các lỗ đơn thuần túy. Ở đây đặt ra vấn đề cần lựa chọn kích thước lỗ phun D, bước lỗ tương đối S/D, khoảng cách tương đối H/D sao cho hạn chế ảnh hưởng của dòng ngang, nâng cao hiệu quả trao đổi nhiệt. Hiện nay, trên màng phân phối của một số cánh phun đã có lỗ phun ở phía lưng và bụng như cánh động cơ E3 [106], cánh J-75 [55], Tuy nhiên, các hãng thiết kế ít khi công bố phương pháp và quy trình nghiên cứu cải tiến cánh. Các công trình của các nhà nghiên cứu như [68], [69], [70] có kết quả chưa toàn diện và tính tổng quát không cao, đồng thời chưa đưa ra kết quả cuối cùng là phân bố nhiệt độ của cánh cải tiến. Công trình [106] tối ưu hóa cánh trên nền tảng đã có sẵn các lỗ ở lưng và bụng cánh, phương pháp nghiên cứu của công trình này rất hiện đại nhưng số lượng trường hợp tính toán lớn, thời gian để kết thúc vòng lặp rất dài (tới 464 trường hợp trong thời gian 50 ngày) và đòi hỏi tài nguyên máy tính đủ mạnh. Việc nghiên cứu tăng cường làm mát cho CPCA động cơ DR76 có thể thực hiện bằng cách sử dụng các khuyến cáo từ mô hình vật lý như đường kính lỗ phun D, khoảng cách tương đối H/D, bước lỗ tương đối S/D. Tuy nhiên, hầu hết các công trình nghiên cứu trên mô hình vật lý ềđ u chưa nghiên cứu tới dòng ngang hoặc chỉ là dòng ngang do chính các lỗ đầu dòng gây ra ở cuối dòng [6], [56], [57], [86]. Một số công trình xét tới ảnh hưởng của dòng ngang (ảnh hưởng của tỷ số vận tốc dòng phun/dòng ngang VR) tới Nu như [22], [36], [42], [72] và các phương pháp hạn chế ảnh hưởng này như [73], [79]. Phần lớn các công trình này sử dụng mô hình 1 lỗ, chưa có hiệu ứng tương tác giữa các dòng phun cạnh nhau, đồng thời chưa khảo sát với H/D, S/D, Rej khác nhau. Chi tiết các công trình này được trình bày trong mục 1.4.1 và Bảng 1.1.
48. 33 Vấn đề đặc trưng trao đổi nhiệt ở mô hình màng phân phối nhiều lỗ chịu tác động của dòng ngang lớn còn chưa được nghiên cứu triệt để, đồng bộ với các yếu tố ảnh hưởng khác như H/D, S/D, Rej. Do vậy để có cơ sở lựa chọn màng phân phối, luận án cần nghiên cứu đặc trưng trao đổi nhiệt khi có tương tác giữa dòng phun và dòng ngang trên mô hình tấm phẳng nhiều lỗ phun (chi tiết về các mô hình nghiên cứu được trình bày trong mục 3.1). Luận án sẽ được nghiên cứu với nội dung và các bước cơ bản như Hình 1.17. Cụ thể, tập trung nghiên cứu tăng cường làm mát cho CPCA động cơ DR76 bằng cách bố trí thêm các lỗ phun không khí trên màng phân phối tại khu vực có nhiệt độ cao nhất (bằng phương pháp mô phỏng). Trong quá trình này, luận án tiến hành nghiên cứu ảnh hưởng của yếu tố hình học (D, S/D, H/D) và khí động của dòng phun Rej và dòng ngang VR tới hệ số trao đổi nhiệt h (kết hợp cả thực nghiệm bằng phương pháp TOIRT và mô phỏng), đây là cơ sở để lựa chọn kết cấu màng phân phối (số lượng, kích thước, vị trí của lỗ phun) cho CPCA động cơ DR76. Kết quả phân bố nhiệt độ trên cánh mới sẽ được so sánh với cánh nguyên bản để khẳng định hiệu quả tăng cường làm mát. Xây dựng mô hình trao đổi nhiệt trên cánh phun DR 76 Phân bố nhiệt độ trên cánh phun DR 76; Xác ịđ nh vị trí cần tăng cường làm mát Xây dựng mô hình vật lý đồng dạng với kênh dẫn không khí tại vị trí cần tăng cường làm mát ả t qu ế Kết quả hệ số trao đổi nhiệt nh k trên mô hình vật lý đồng dạng ị (Đưa ra khuyến cáo về H/D, S/D) Kết luận ng đ ẳ Áp dụng cho màng phân phối tại vị trí cần tăng cường làm mát của cánh phun DR 76 (Xác định vị trí, số lượng, đường kính lỗ phun) So kh sánh ( Kết quả phân bố nhiệt độ trên cánh cải tiến Hình 1.17. Trình tự nghiên cứu của luận án
49. 34 1.5. Kết luận Chương 1 ĐCTBK tàu thủy là loại động cơ nhiệt có nhiều ưu điểm vượt trội, tuy nhiên tuổi thọ, thời gian làm việc ở chế độ tải cao của động cơ còn ngắn (200 giờ ở chế độ định mức đối với động cơ DR76) do các chi tiết tuabin làm việc trong điều kiện khắc nghiệt. CPCA động cơ DR76 nằm ngay sau buồng đốt, chịu nhiệt độ cao nhất trong ĐCTBK, nguy cơ cháy cánh luôn tiềm ẩn, do đó tăng cường làm mát luôn mang tính thời sự và cấp thiết. Từ kết quả nghiên cứu ưu và nhược điểm của một số biện pháp tăng cường làm mát, ta thấy phương pháp màng phân phối là phương pháp có hiệu quả cao, sức cản thủy lực nhỏ, tin cậy, đòi hỏi công nghệ chế tạo không quá cao, phù hợp cho việc ứng dụng vào CPCA của động cơ tuabin khí tàu thủy. CPCA của động cơ DR76 được làm mát kiểu đối lưu, đã có màng phân phối, tuy nhiên mới chỉ có các lỗ phun ở khu vực mũi cánh, việc tăng cường làm mát có thể thực hiện bằng cách bố trí thêm các lỗ phun trên màng phân phối ở khu vực có nhiệt độ cao. Qua khảo sát các nghiên cứu trong và ngoài nước đã công bố cho thấy, các công trình nghiên cứu trên nguyên mẫu cánh chưa được toàn diện và có tính tổng quát không cao. Các công trình nghiên cứu trên mô hình vật lý chưa giải quyết triệt để vấn đề ảnh hưởng của tương tác giữa dòng phun và dòng ngang tới hệ số trao đổi nhiệt ở bên trong lưng cánh, ồđ ng thời chưa nghiên cứu đồng bộ với các thông số ảnh hưởng khác như thông số hình học H/D, S/D, khí động Rej và VR. Vấn đề nêu trên là trọng tâm nghiên cứu của luận án nhằm tìm ra phương án kết cấu màng phân phối có hệ số trao đổi nhiệt cao nhất, từ đó áp dụng để tăng cường làm mát cho CPCA động cơ DR76. Luận án sử dụng phương pháp kết hợp thực nghiệm và mô phỏng CFD để nghiên cứu, cụ thể, quá trình thực nghiệm xác định hệ số trao đổi nhiệt sẽ thực hiện bằng phương pháp TOIRT, quá trình mô phỏng sẽ sử dụng phần mềm ANSYS-CFX với mô hình RANS, mô hình rối SST.
50. 35 CƠ SỞ LÝ THUYẾT TRONG BÀI TOÁN TRAO ĐỔI NHIỆT CHO CÁNH PHUN TUABIN 2.1. Mô hình trao đổi nhiệt cho cánh phun tuabin và lựa chọn phần mềm mô phỏng Để xác định được phân bố nhiệt độ trên cánh phun tuabin có làm mát cần tính toán động lực học dòng chảy (dòng khí nóng bên ngoài và dòng không khí làm mát bên trong), quá trình trao đổi nhiệt giữa dòng chảy (bên ngoài, bên trong) với thành vách cánh, quá trình dẫn nhiệt bên trong phần kim loại của cánh (Hình 2.1). Mô hình tính toán này được gọi là mô hình trao đổi nhiệt liên hợp [23], trong đó trường dòng chảy/nhiệt độ của các dòng khí (khí nóng, khí làm mát) và trường nhiệt độ của cánh tuabin được tính toán đồng thời [99]. Hình 2.1. Nguyên lý tính toán trao đổi nhiệt liên hợp cho cánh tuabin [23] Nhiệt độ và thông lượng nhiệt (Hình 2.2) được trao đổi ở mặt biên giữa chất khí/rắn không phải là điều kiện biên mà chúng được tính toán trong các vòng lặp (Hình 2.3) [74], [99]. Điều kiện biên trong bài toán này bao gồm: thông số dòng khí (áp suất, nhiệt độ, lưu lượng) tại đầu vào và đầu ra của kênh dẫn, thông số vật lý của dòng khí và kim loại của cánh phun tuabin. Trong khuôn khổ luận án, “mô hình trao đổi nhiệt liên hợp cho cánh phun tuabin” được gọi tắt là “mô hình trao đổi nhiệt cho cánh phun tuabin”.
51. 36 Hình 2.2. Nhiệt độ và thông lượng nhiệt ở bề mặt tiếp xúc giữa dòng khí và bề mặt thành vách [99] Miền lưu chất (bộ giải dòng lưu chất) Chạy một vài vòng lặp tới khi có kết quả sơ bộ ban đầu Thông số đầu ra: Tw,f Miền chất rắn Thông số đầu vào: Tw,f Thông số đầu ra: Tw,s Miền lưu chất (bộ giải dòng lưu chất) Thông số đầu vào: Tw,s Thông số đầu ra: qw,f Miền chất rắn Thông số đầu vào: qw,f Thông số đầu ra: Tw,s Sai Hội tụ Đúng Dừng Hình 2.3. Sơ đồ thuật toán của mô hình trao đổi nhiệt liên hợp [99] Tw,f – nhiệt độ trên phần tử miền lưu chất sát thành rắn; Tw,s – nhiệt độ trên phần tử miền chất rắn sát bề mặt lưu chất; qw,f – thông lượng nhiệt trao đổi giữa miền lưu chất và miền chất rắn
52. 37 Bài toán trao đổi nhiệt liên hợp hiện nay thường được giải bằng CFD, trong đó sử dụng các nhóm phương pháp sau để rời rạc hóa các phương trình Navier-Stokes: thể tích hữu hạn (FVM), phần tử hữu hạn (FEM), sai phân hữu hạn (FDM). Các phương pháp này khác nhau ở cách thức rời rạc hóa các phương trình gốc. Các phần mềm CFD phổ biến có thể kể đến như ANSYS (CFX, Fluent), LMS Virtual.Lab, STAR-CD, PHOENICS [95]. Mỗi phần mềm này đều có thế mạnh riêng, tuy nhiên ANSYS CFX được sử dụng phổ biến trong các bài toán liên quan đến cánh máy nén, tuabin, độ tin cậy của phần mềm ANSYS CFX đã được nhiều công trình chứng minh. Phần mềm ANSYS CFX hỗ trợ các cấu trúc lưới tùy ý, bao gồm các phần tử hình lục giác, tứ diện, nêm và kim tự tháp. ANSYS CFX chứa thuật toán để có thể kết hợp cả FVM và FEM trong một mô hình, trong đó FVM cung cấp phương án giải cho các phương trình bảo toàn trong khối lưu chất, còn FEM cung cấp phương án giải cho các dòng trên các bề mặt vách và phần tử trong khối rắn. ANSYS CFX cung cấp một giải pháp duy nhất với độ chính xác cao cho tất cả các dòng lưu chất có tốc độ khác nhau (dòng tốc độ thấp và tốc độ cao) và thuộc tính vật lý của lưu chất, cũng như khối rắn khác nhau. Đồng thời, phần mềm ANSYS-CFX cho phép trích xuất dữ liệu phân bố nhiệt độ trên cánh sang phần mềm ANSYS Static Structural, từ đó tính toán được ứng suất nhiệt của cánh. Từ các lý do trên, luận án lựa chọn sử dụng phần mềm ANSYS-CFX để làm công cụ xây dựng mô hình trao đổi nhiệt cho cánh phun tuabin. 2.2. Lý thuyết dòng chảy và trao đổi nhiệt trong phần mềm ANSYS-CFX 2.2.1. Các phương trình cơ bản Trong bài toán trao đổi nhiệt liên hợp, thuật toán của ANSYS-CFX được xây dựng dựa trên các phương trình cơ bản của hệ phương trình Navier-Stokes (phương trình bảo toàn khối lượng (2.1), động lượng (2.2) và năng lượng (2.3)) và phương trình bảo toàn năng lượng trong khối rắn (2.4) [67], [95].   u 0 (2.1) t  u  uu p   f (2.2) t  p E  u E   u q f  u (2.3) t
53. 38 ở đây ρ – khối lượng riêng, u - véc tơ vận tốc dòng, p – áp suất của dòng khí,  - ứng suất nhớt, f - gia tốc dòng khí do lực tác dụng vào khối khí (lực trọng trường, lực điện từ), E – năng lượng toàn phần, q - véc tơ dòng nhiệt. Trong các khối rắn việc bảo toàn năng lượng bao gồm các yếu tố dao động phân tử, dẫn nhiệt và nguồn nhiệt thể tích [12]:  E s  u E   T S ( 2.4) t s s s E ở đây us, Es, ρ, λs tương ứng là vận tốc, entanpy, khối lượng riêng và hệ số dẫn nhiệt của khối rắn, SE – nguồn nhiệt thể tích. Đối với trường hợp bài toán ổn định theo thời gian ta bỏ các thành phần thời gian trong các phương trình (2.1)÷(2.4). Ngoài ra, hệ phương trình Navier-Stokes không phải là hệ phương trình kín, chúng gồm 2 phương trình vô hướng và 1 phương trình véc tơ cho 6 biến (p, ρ, ui, E). Do vậy cần thêm các phương trình quan hệ giữa các biến p, ρ, nhiệt độ T, năng lượng E, ứng suất nhớt τij, véc tơ dòng nhiệt qi. Khi coi dòng khí là dòng lý tưởng ta có một số mối quan hệ sau [67]: p kp p RT ; CTv ; CTp (2.5) k 1 k 1 Trong đó:C v, Cp – nhiệt dung riêng đẳng tích và đẳng áp của dòng khí; k – hệ số đoạn nhiệt của dòng khí. Việc trao đổi nhiệt trên bề mặt thành vách thỏa mãn các ềđi u kiện [19]: Ts Tf Tại sát bề mặt thành vách y=0: u=0, Tw,f=Tw,s, s ; yyy 0 y 0 Tiến ra khu vực giữa dòng y ∞: u u∞, T T∞. 2.2.2. Mô hình chảy rối trong RANS Khi trung bình hóa giá trị f ta coi nó bằng tổng của thành phần trung bình và thành phần xung: f f f ' ; f ' 0 [108]. Mô hình rối là một quy trình tính toán nhằm mục đích đóng kín hệ phương trìnhNavier -Stokes, trong đó những thay đổi lớn hay nhỏ đều có thể xác định được. Mục tiêu chính của tính toán kỹ thuật là xem xét các tácộ đ ng của sự rối lên giá trị trung bình của dòng chảy. CFX chứa hầu hết các loại mô hình rối, trong đó đa số là các mô hình RANS [11], [12] : None (Laminar), k-ε, Shear Stress Transport (SST), BSL Reynolds Stress, SSG Reynolds Stress, k-Epsilon EARSM, Zero Equation, RNG k-Epsilon, k-ω, Eddy
54. 39 Viscosity Transport Equation, BSL, BSL EARSM, LRR Reynolds Stress, QI Reynolds Stress, Omega Reynolds Stress. Mô hình toán của một số mô hình rối cơ bản được trình bày dưới đây. 2.2.2.1. Mô hình k-ε Mô hình k-ε do Jones-Launder đề xuất, tập trung vào cơ chế ảnh hưởng đến động năng rối. Động năng tức thời của dòng k(t) là tổng của động năng trung bình K với động năng rối k [95]. 1 KUVW 2 2 2 2 1 k u'2 v '2 w '2 (2.6) 2 k t K k Tốc độ biến dạng sij và ứng suất rối τij được viết dưới dạng ma trận sxx s xy s xz xx  xy  xz ; sij s yx s yy s yz ij  yx  yy  yz ssszx zy zx zx  zy  zx ' Tương tự như động năng ta cũng có sij t S ij s ij . Động năng trung bình và động năng rối được biểu diễn dưới dạng [95]  K div KU div PU 22  US Uu'''' u  S  u u  S (2.7) t ij i j ij i j ij  k '''''''''''1 div kU div p u22  u sij    u i u i u j  s ij s ij u i u j S ij (2.8) t 2 '' Thành phần 2ssij ij trong phương trình (2.8) thường được đặc trưng bởi độ phân tán rối ε ''  2vsij s ij (2.9) Mô hình k-ε tiêu chuẩn (Launder và Spanlding, 1974) là mô hình hai phương trình, một cho k và một cho ε. Sử dụng k và ε để đặc trưng cho tỷ lệ vận tốc  và chiều dài đặc trưng l của chuyển động rối [95]. k 3/2 k 2  kl1/2; ;  C  l C  t  Trong đó Cμ - hằng số không thứ nguyên, ρ –khối lượng riêng của môi chất.
55. 40  k t div kU div gradk 2 t S ij  S ij  (2.10) t  k 2   t  div  U div grad  C122 t S ij  S ij C (2.11) t  k k Trong các phương trình này được cho trước các hằng số σk=1, σε=1,3; C1ε=1,44; C2ε=1,92; Cμ=0,09 [95]. Đối với trường hợp dòng chảy với số Reynolds 2,5 R 1 T 2 2 e thấp thì Ce 0,09 50 ; Ce 2 1 0,3 RT ; R [95].  2 T  2.2.2.2. Mô hình k-ω Trong mô hình k-ε, độ nhớt động học rối νt là sản phẩm của tỷ lệ vận tốc 3/2 1/2 k  k và chiều dài đặc trưng l . Tốc độ khuếch tán của động năng rối ε  không phải là thông số duy nhất để đo chiều dài đặc trưng. Có nhiều mô hình hai phương trình được đưa ra, tuy nhiên nổi bật là mô hình k-ω do Wilcox đề xuất (1988, 1993, 1994), sử dụng tần số rối ω= ε/k (thứ nguyên là s-1) như là biến thứ hai. Khi đó chiều dài đặc trưng l k . Độ nhớt rối được thể hiện qua phương trình:  k  (2.12) t  Ứng suất Reynolds được tính như bình thường trong các mô hình hai phương trình với biểu thức Boussinesq [95] 22 U U  u'' u 2  S k  i j k  ij i j t ij ij t ij (2.13) 33 xxji Phương trình biến đổi cho k và ω cho dòng chảy rối với số Re cao được viết dưới dạng  k t * div kU div  grad k Pk  k  ( 2 . 14 ) t  k   div  U t ( 2 .15 )  2 U div ti grad  2 S S     2 11 ij ij ij  3 x j
56. 41 2 U ở đây P 2 S  S k i  k t ij ij ij 3 x j Trong mô hình này có các hằng số sau: σk=2,0; σω=2,0; γ1=0,553; β1=0,075; β*=0,09 [95]. Mô hình k- ω được quan tâm vì không đòi hỏi thêm hàm gần vách với số Reynolds thấp. Giá trị của động năng rối k trên vách được đặt bằng 0. Tần số rối ω có xu hướng tiến tới vô cùng ở trên vách hoặc theo Wilcox (1988) xác định bằng 6v đường hyperbol P 2 . Thực tế cho thấy kết quả không phụ thuộc quá nhiều 1 yP vào độ chính xác của giá trị này. Tại đầu vào, các giá trị của k và ω cần được xác định, tại đầu ra các điều kiện gradient bằng 0 thường được sử dụng. Điều kiện biên của ω trong dòng chính (động năng rối k 0, tần số rối ω 0) là vấn đề khó giải quyết. Phương trình( 2.12) cho thấy độ nhớt rối tiến tới vô cùng hoặc không xác định khi ω 0, do đó phải xác định được giá trị ω dù nó nhỏ. 2.2.2.3. Mô hình SST Menter (1992) khẳng định kết quả của mô hình k-ε ít nhạy cảm hơn với các giá trị giả định trong dòng chính, nhưng khi gần vách kết quả lại không đạt yêu cầu với các lớp biên và gradient áp suất. Do đó ông đã đề xuất mô hình lai sử dụng mô hình k- ε trong dòng chính, còn chuyển thành mô hình k- ω ở gần vách. Ứng suất Reynolds của phương trình k được tính bình thường như trong mô hình k- ω của Wilcox, nhưng ε được biến thành ω bởi phương trình ε=k.ω. Tức là:    div  U div  t grad  t  ,l ( 2 . 16 ) 2 U k 22 SS i    2 22 ij ij ij 3 xj,2  x k  x k So sánh với phương trình (2.15) ta thấy phát sinh thêm thành phần cuối cùng của vế phải, đây là khuếch tán chéo, phát sinh trong chuyển đổi trong phương trình ε= kω. Ở đây sử dụng các hằng số: σk=1,0; σω,1=2,0; σω,2=1,17; γ2=0,44; β2=0,083; β*=0,09 [95].
57. 42 2.2.3. Mô hình lớp biên gần thành rắn Các nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm cho thấy rằng gần thành rắn tồn tại một dòng chảy có chiều dày rất mỏng với các tính chất đặc biệt, được gọi là lớp biên. Lớp biên này có thể chảy ở dạng chảy tầng và chảy rối. Đối với lớp biên chảy rối được chia thành hai vùng [1] (Hình 2.4): - Vùng kề thành rắn: Chiếm khoảng 10÷20% tổng độ dày gần thành rắn, ứng suất tiếp bao gồm ứng suất nhớt gần như là hằng số và ứng suất rối. Lớp này gồm hai vùng: + Lớp tuyến tính phụ: Lớp ngay sát thành rắn, có trạng thái chuyển động rất gần với chảy tầng, ứng suất nhớt đóng vai trò chính. + Lớp theo quy luật logarit: Lớp chuyển tiếp sang vùng lõi rối, ở đây tồn tại cả hiệu ứng nhớt và rối và chúng có giá trị tương đương nhau. - Vùng lõi rối (theo quy luật vết): tồn tại cả hai hiệu ứng là nhớt và rối nhưng ứng suất rối chi phối, hay nói cách khác là xáo trộn rối đóng vai trò chủ đạo, còn lực nhớt có thể bỏ qua. Hình 2.4. Mô hình dòng chảy gần bề mặt thành rắn [11] Mô hình vật lý dòng chảy gần bề mặt thành rắn được biểu diễn trên Hình 2.4. Mô hình toán học của CFX là sự phát triển của phương pháp do Launder và Spalding đề xuất. Vận tốc dòng ở gần vách được xác định theo quy luật logarit, tức là vận tốc không thứ nguyên u+ và hệ số không thứ nguyên y+ có mỗi quan hệ sau [12]: U 1 u t ln y C (2.17) u 
58. 43 1 yu  2   (2.18) y ; u  + ở đây u - vận tốc gần vách, uτ – vận tốc nhớt, Ut – vận tốc tiếp tuyến với vách ở khoảng cách ∆y so với vách, y+ - hệ số không thứ nguyên tính từ vách, κ – hằng số Karman, C- hằng số của lớp logarit. Theo tài liệu [11], đối với bài toán mô phỏng lực tương tác hoặc trao đổi nhiệt giữa môi chất và thành vách nên sử dụng mô hình rối SST, ô đầu tiên của lưới nên có y+ ≤ 1 với hơn 10 nút trong lớp gần thành vách, tỷ lệ tăng chiều dày không quá 1,2. Các khuyến cáo này nhằm mục đích phân giải đầy đủ các gradient trong lớp tuyến tính phụ, nhưng nó sẽ làm tăng đáng kể kích thước lưới. Hàm “Scalable Wall” Phương trình (2.17) sẽ gặp vấn đề khi tiến sát tới vách, khi mà uτ tiến về 0. * Trong vùng logarit có thể sử dụng biến u thay cho uτ [12] 11 * 42 uC   (2.19) Khi đó U u t  1 (2.20) ln yC*  Ứng suất tiếp tuyến được xác định theo phương trình *   uu (2.21) uy* ở đây y* (2.22)  Một trong những nhược điểm chính của cách tiếp cận này là kết quả tính toán phụ thuộc vào vị trí gần vách nhất, tức là nhạy cảm với việc chia lưới gần vách. CFX đã đưa ra phương án phát triển để khắc phục hạn chế này, đó là sử dụng biến số * yy max ,11.06 , ở đây 11,06 là giá trị của y* tại điểm giao cắt giữa vùng logarit và vùng tuyến tính. Giá trị biên của tốc độ phân tán trong vùng logarit được xác định theo phương trình * 34 u C 32  * (2.23) y  