Découplante Force de Coriolis et rotation effets de flottabilité sur plein champ thermique transfert des propriétés d’un canal rotatif

Alors que des lois thermodynamiques dictent l’accroissement de la puissance spécifique et l’efficacité thermique d’un moteur à turbine à gaz en élevant la température d’entrée de turbine, plusieurs pièces chaudes du moteur, tels que les aubes de turbine, sont sujets aux dommages thermiques. Refroidissement interne d’une pale de rotor de turbine à gaz permet une température d’entrée de turbine dépassant les limites de température de la résistance au fluage de la matière de la lame. Toutefois, les configurations des canaux de refroidissement internes doivent respecter le profil de la lame. En particulier, le liquide de refroidissement tourne au sein de la pale du rotor. Ces rudes conditions thermiques pour une pale de rotor de turbine à gaz en cours d’exécution, un système de refroidissement de lame efficace est essentiel pour garantir l’intégrité de la structure. Ainsi, les propriétés de transfert de chaleur locale pour un canal de rotation sont importantes pour l’utilisation efficace de l’écoulement du liquide de refroidissement limité disponible. L’acquisition de données de transfert de chaleur utile qui s’applique à la conception des passages dans des conditions réalistes moteur liquide de refroidissement interne est de première importance lorsqu’on élabore une méthode expérimentale pour mesurer les propriétés de transfert thermique d’un simulation de passage à l’intérieur d’une pale de rotor de turbine à gaz de refroidissement.

Rotation à une vitesse supérieure à 10 000 tr/min modifie considérablement les performances de refroidissement d’un canal rotatif à l’intérieur d’une pale de rotor de turbine à gaz. L’identification des conditions du moteur pour un tel canal rotatif est admissible à l’aide de la Loi de similitude. Avec la rotation, les groupes sans dimension qui contrôlent les phénomènes de transport à l’intérieur d’un canal radial tournant peuvent être révélées en dérivant les équations d’écoulement par rapport à un référentiel tournant. Morris¹ a calculé l’équation de conservation d’élan du débit par rapport à un référentiel tournant comme :

(1)

Dans l’équation (1), la vitesse locale du fluide, v̄, avec le vecteur position, r̄, par rapport à un référentiel tournant à la vitesse angulaire, ω, est affecté par l’accélération de Coriolis en termes de 2 (ω×v̄), la force de flottabilité centripète découplée, β(T–T_Réf) (ω×ω×r̄), le gradient de pression de piézoélectrique-métrique conduit, et la viscosité dynamique du fluide, ν. La densité du fluide référencée, ρ_Réf, parle d’une température de référence de fluide prédéfinis T_ref, qui est typique de la température locale de vrac liquide pour des expériences. Si la transformation irréversible de l’énergie mécanique en énergie thermique est négligeable, l’équation de conservation d’énergie est réduite à :

(2)

Le premier terme de l’équation (2) est obtenu en traitant l’enthalpie spécifique directement reliée à la température du fluide locale, T, par l’intermédiaire de la constante la chaleur spécifique, C_p. Comme la perturbation de la densité du fluide causée par la variation de température du fluide dans un canal rotatif chauffé fournit une influence considérable sur le mouvement des fluides lorsqu’il relie avec l’accélération centripète dans l’équation (1), la vitesse du fluide et champs de température dans un canal selon l’axe de rotation sont couplés. Aussi, fois Coriolis et des accélérations centripètes varient en même temps que la vitesse de rotation est ajustée. Ainsi, les effets de la force de Coriolis et rotation de flottabilité sur les champs de température et de vitesse du fluide sont naturellement associés.

Équations (1) et (2) dans les formes sans dimension divulguer les paramètres de flux qui régissent la convection de la chaleur dans un canal rotatif. Avec un flux de chaleur uniforme fondamentalement imposé sur un canal rotatif, la température locale de vrac liquide, T_b, augmente de façon linéaire dans la direction longitudinale, s, à partir du niveau de référence d’entrée, T_ref. La température locale de vrac liquide est déterminée comme T_Réf + τs, où τ est le gradient de la température du fluide en vrac dans le sens d’écoulement. Substitutions des paramètres sans dimension de :

(3)

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dans les équations (1) et (2), où V_signifie, N et d représentent respectivement le débit moyen par le biais de vitesse, vitesse de rotation et diamètre hydraulique de canal, les équations de quantité de mouvement et d’énergie sans dimension flux sont dérivées les équations (8) et (9) respectivement.

(8)

(9)

De toute évidence, η dans l’équation (9) est une fonction de Re, Roet Bu = Ro²βτdR, qui sont respectivement appelés nombres de Reynolds, de rotation et de flottabilité. Le nombre de Rossby qui quantifie le rapport entre l’inertie et les forces de Coriolis est équivalent au nombre de rotation inverse dans l’équation (8).

Lors du calcul de T_b T_Réf + τs dans un canal rotatif soumis à un flux de chaleur uniforme, la valeur τ peut être également évaluée comme Q_f/ (mC_pL) dans lequel Q _f, m et L sont la puissance de chauffage par convection, liquide de refroidissement Vitesse d’écoulement de masse et canaux longueur, respectivement. Ainsi, la température adimensionnelle vrac liquide local, η_b, est égale à s/d et la température sans dimension au mur de canal, η_w, rendements [(T_w–T_b ) /Q_f] [mC_p] [L/d] +s/d. Avec le taux de transfert de chaleur par convection défini comme Q_f/ (T_w–T_b), la différence de la température du mur-à-fluide sans dimension, η_w–η_b, est transformable en le nombre de Nusselt local via l’équation (10) dans laquelle ζ/ζ est la fonction de la forme adimensionnelle de zone et l’aire de la section canal de chauffage.

(10)

Avec un ensemble de géométries prédéfinis et des conditions aux limites thermiques et hydrodynamiques, les groupes sans dimension contrôlant le nombre de Nusselt local d’une chaîne de rotation sont identifiés comme :

(11)

(12)

(13)

Avec les tests expérimentaux, l’ajustement de vitesse, N, tournante pour divers Ro générer le transfert de chaleur données à différentes concentrations de forces de Coriolis inévitablement changent l’accélération centripète et donc, la force relative des rotation de flottabilité. En outre, un ensemble de données de transfert de chaleur prélevés par un canal de rotation est toujours soumis à un degré fini de tourner l’effet de flottabilité. De divulguer les effets individuels de la force de Coriolis et de la flottabilité sur le transfert de chaleur performance d’une chaîne de rotation nécessite le découplage des effets Ro et Bu sur Nu propriétés par le biais de la procédure de traitement des données de poste qui C’est inclus dans la présente méthode expérimentale.

Les conditions d’écoulement de moteur et de laboratoire pour un canal rotatif à l’intérieur d’une pale de rotor de turbine à gaz peuvent être spécifiées par les chaînes de Re, Ro et Bu. Les conditions moteur typique pour le liquide de refroidissement traversent une pale de rotor de turbine à gaz, ainsi que la construction et la mise en service de l’installation d’essai tournante permettant aux expériences à effectuer près des conditions de réelle du moteur a été signalée par Morris² . Selon les conditions moteur réaliste résumées par Morris², Figure 1 construit les conditions d’exploitation réalistes en termes de gammes Re, Ro et Bu pour un canal de liquide de refroidissement tournante dans une pale de rotor de turbine à gaz. Dans la Figure 1, l’indication de la pire condition un moteur est dénommée le moteur en marche la condition à la vitesse de rotor plus élevée et le plus haut ratio de densité. Dans la Figure 1, la limite inférieure et moteur pire conditions d’exploitation respectivement émergent à des vitesses de moteur plus bas et plus haut. Il est extrêmement difficile de mesurer la distribution de Nu de plein champ d’un canal rotatif fonctionnant à une vitesse de véritable moteur entre 5 000 et 20 000 tr/min. Toutefois, se fondant sur la Loi de similitude, laboratoire essais ont été effectués à vitesse de rotation réduite, mais avec plusieurs tentatives pour assurer une couverture complète de la gamme de Re, Ro et Bu real-moteurs. Une méthode expérimentale novatrice, l’hôte de la NASA programme^3,4,5,6 a adopté les essais à haute pression pour augmenter les densités de fluide à la prédéfinis Re en afin d’étendre la portée de la Ro en réduisant la vitesse moyenne du fluide. À cet égard, les relations spécifiques entre les Re, Ro et Bu d’un gaz idéal avec une constante de gaz et R_cviscosité, μ, sont associées comme :

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(15)

Pour rapprocher les conditions de laboratoire dans la correspondance nominale moteur conditions illustré à la Figure 1, la rotation vitesse, N, liquide de refroidissement, la pression P, canal hydraulique diamètre d, la rotation de rayon, R, et différence de la température du mur-à-fluide, T_w–T_b, doivent être contrôlés pour faire correspondre les intervalles Re, Ro et Bu réalistes. De toute évidence, une des approches plus efficaces pour étendre la gamme de Ro est d’augmenter le diamètre hydraulique de canal, comme Ro est proportionnelle à d². Comme le test de transfert de chaleur laboratoire réaliste N est extrêmement difficile, la pression du liquide de refroidissement, P, est techniquement plus facile de se déclencher pour étendre la gamme Ro ; même si Ro n’est proportionnelle à l’envers. Basé sur cet arrière-plan théorique, la philosophie de conception de la méthode expérimentale actuelle est d’augmenter la Ro en pressurisant le canal rotatif de test en utilisant le diamètre hydraulique maximale canal a permis de s’intégrer dans la plate-forme tournante. Après avoir élargi la gamme de Ro , la gamme des Bu est donc prolongée Bu étant proportionnelle à Ro². Dans la Figure 1, les conditions d’essai de laboratoire a adopté pour générer les données de transfert de chaleur des canaux en rotation sont également inclus^{3,4,5,6,7 , 8 , 9 , 10 , 11 , 12 , 13 , 14 , 15 , 16 , 17 , 18 , 19 , 20 , 21 , 22 , 23 , 24 , 25 , 26 , 27 , 28 , 29}. comme indiqué dans la Figure 1, la couverture des conditions du moteur réaliste par les données de transfert de chaleur disponible est encore limitée, en particulier pour la gamme des valeurs requises Bu . L’open et des symboles de couleurs solides à la Figure 1 sont les expériences de transfert de chaleur pointu et de plein champ, respectivement. Recueilli dans la Figure 1, la plupart de la chaleur transférer des données avec des applications de refroidissement à turbine à gaz rotor blades^{1,2,3,4,5, 6 , 7 , 8 , 9 , 10 , 11 , 12 , 13 , 14 , 15 , 16 , 17 , 18 , 20 , 21 , 22 , 23 , 24 , 25 , 26} sont point de mesures à l’aide de la méthode de thermocouple. Les effets de conduction du mur sur la mesure de la paroi conductrice flux de chaleur et les températures aux interfaces liquide-paroi porter atteinte à la qualité des données de transfert de chaleur converties à partir des mesures par thermocouple. En outre, la chaleur transfert mesures^{1,2,3,4,5,6,7, 8,9,10,11,12,13,14,15 , 16 , 17 , 18 , 20 , 21 , 22 , 23 , 24 , 25 , 26} à l’aide de la méthode de thermocouple ne peut pas détecter les variations de transfert de chaleur à deux dimensions sur une surface de rotation. La présente méthode expérimentale^29,30,31,32, la détection des distributions de nombre de Nusselt plein champ par-dessus le mur de canal rotatif est permise. La réduction de l’effet de conduction de mur à l’aide de feuilles d’inox épaisseur 0,1 mm avec un nombre de Biot >> 1 pour générer la puissance de chauffe de la méthode expérimentale actuelle permet la conduction de chaleur unidimensionnelle de la grille de chauffage à l’écoulement du liquide de refroidissement. En particulier, l’acquisition des données de transfert de chaleur de plein champ impliquant des effets Ro tant Bu n’est pas admissible à l’aide de la technique transitoire des cristaux liquides et la méthode de thermocouple. Avec l’actuel équilibre liquide crystal thermographie méthode¹⁹, la plage de 35-55 ° C température détectable désactive la génération de données de transfert de chaleur avec des rapports de densité réaliste.

En utilisant les paramètres de flux qui régissent la convection de la chaleur dans un canal rotatif pour démontrer que la couverture complète des conditions réalistes moteur vu dans la Figure 1 , n’a pas encore été atteint, alors la nécessité pour l’acquisition de la chaleur de plein champ transférer des données à conditions du moteur réaliste a été continuellement exhorté. La présente méthode expérimentale permet la génération de transfert de chaleur de plein champ avec-la force de Coriolis et effets de rotation-flottabilité détectés. Les protocoles visent à aider les chercheurs à élaborer une stratégie expérimentale pertinente à la mesure de transfert thermique de plein champ réaliste d’un canal rotatif. Avec la méthode d’analyse paramétrique qui est unique à la méthode expérimentale, la génération de corrélation de transfert de chaleur pour évaluer les effets isolés et interdépendants Ro et Bu sur Nu est autorisée.

L’article illustre une méthode expérimentale vise à générer les données de transfert de chaleur bidimensionnel d’un canal rotatif avec des conditions d’écoulement semblables aux conditions réalistes de turbine à gaz moteur entreprises mais bien à basse vitesse de rotation dans le laboratoires. La méthode développée pour sélectionner la vitesse de rotation, le diamètre hydraulique du canal de test et la gamme de différences de la température du mur-à-fluide pour acquérir le transfert de chaleur donnée aux conditions du moteur réaliste est illustrée dans l’introduction. L’étalonnage du système de thermographie infrarouge, l’étalonnage de perte de chaleur tests et le fonctionnement du banc d’essai de transfert de la chaleur tournante sont indiqués. Facteurs à l’origine des incertitudes significatives pour la chaleur de transfert des mesures et des procédures pour le découplage de la force de Coriolis et de flottabilité effets sur les propriétés de transfert thermique d’une chaîne de rotation sont décrits dans l’article avec le sélectif résultats pour démontrer la méthode expérimentale.