특정 유형의 가스 터빈의 터빈 블레이드의 냉각 효과에 대한 열 장벽 코팅의 영향 메커니즘에 대한 연구
터빈 블레이드에서 열 절연 효과 및 열 배리어 코팅의 온도 분포 법칙을 얻기 위해, 내부 냉각 구조를 갖는 특정 유형의 가스 터빈 고압 터빈 이동 블레이드를 기본 모델로 사용 하였다. 열 배리어 코팅 방지 유무에 관계없이 고압 터빈 이동 블레이드의 냉각 효과는 가스 가열 커플 링 방법에 의해 수치 적으로 계산되었으며, 열 전달에 열 전달에 열 전달에 대한 열 전달의 영향을 연구 하였다. 이 연구는 열 배리어 코팅으로 코팅 한 후 블레이드의 온도가 크게 떨어지고, 선단에 가까워 질수록 온도 감소가 커지고 압력 측면의 온도 감소가 흡입 쪽의 온도보다 크다는 것을 발견했습니다. 두께 0. 코팅 두께가 증가함에 따라 블레이드 금속 내부의 온도 분포가 더 균일 해집니다.
가스 터빈의 개발에서 엔진의 전력 및 열 효율을 향상시키기 위해 터빈 흡입구 온도도 증가하고 있습니다. 터빈 블레이드는 고온 가스의 영향을받습니다. 터빈 입구 온도가 계속 증가하면 공기 냉각만으로는 더 이상 요구 사항을 충족 할 수 없습니다. 재료의 고온 저항과 내식성을 개선하기위한 효과적인 수단으로서 열 장벽 코팅이 점점 더 많이 사용되고있다.
열 배리어 코팅은 일반적으로 플라즈마 불꽃 분무 또는 전자 빔 증착에 의해 블레이드 표면에 부착된다. 그들은 높은 융점의 특성과 열 충격에 대한 저항성을 가지며, 이는 터빈 블레이드의 산화 및 열 부식에 저항하고 블레이드 온도를 줄이며 블레이드의 서비스 수명을 연장 할 수있는 능력을 향상시킬 수 있습니다. Alizadeh et al. 가스 가열 커플 링 수치 시뮬레이션에 의한 {{{0}}. 2 mm 열 절연 효과를 연구했습니다. 결과는 블레이드의 최대 온도가 19K로 감소되었고 평균 온도는 34K로 감소했음을 보여 주었다. Prapamonthon et al. 열 배리어 코팅 블레이드의 냉각 효율에 대한 난류 강도의 효과를 연구했습니다. 결과는 열 배리어 코팅이 블레이드의 후 가장자리에서 블레이드 표면의 포괄적 인 냉각 효율을 16% ~ 20% 및 8% 증가시킬 수 있음을 보여 주었다. Zhu Jian et al. 열역학적 관점에서 코팅 된 블레이드에 대한 1 차원 정상 상태 모델을 확립하고 열 장벽 코팅의 열 절연 효과를 이론적으로 분석하고 계산 하였다. Shi Li et al. 열 배리어 코팅으로 C3X에 대한 수치 연구를 수행했습니다. 0.3mm 세라믹 층은 블레이드 표면 온도를 72.6K로 줄이고 포괄적 인 냉각 효율을 6.5%증가시킬 수 있습니다. 열 장벽 코팅은 블레이드 표면의 냉각 효율 분포에 영향을 미치지 않습니다. Zhou Hongr et al. 열 배리어 코팅이있는 터빈 블레이드의 선단에서 수치 연구를 수행했습니다. 결과는 열 배리어 코팅이 금속 블레이드의 작동 온도와 블레이드 내의 온도 구배를 감소시킬 수있을뿐만 아니라 입구 핫스팟의 열 충격에 어느 정도 저항 할 수 있음을 보여 주었다. Yang Xiaoguang et al. 블레이드의 내부 및 외부 표면의 열 전달 계수를 제공하여 열 배리어 코팅으로 가이드 베인의 2 차원 온도 필드 분포 및 응력을 계산했습니다. Wang Liping et al. 복합 냉각 구조를 갖는 터빈 가이드 베네에 대한 3 차원 가스 내열 커플 링 분석을 수행하고 코팅 온도 필드에서 코팅 두께 및 가스 방사선의 효과를 연구했습니다. Liu Jianhua et al. 내부적으로 열 전달 계수 및 외부 가스 분열 커플 링을 설정함으로써 다층 열 배리어 코팅을 갖는 마크 II 냉각 블레이드에 대한 열 장벽 코팅의 열 절연 효과를 분석했습니다.
계산 방법
계산 모델
열 배리어 코팅은 고온 가스와 블레이드 합금 기판의 표면 사이에 위치하며, 금속 결합 층 및 열 절연 세라믹 층으로 구성된다. 기본 구조는도 1에 나와있다. 계산 모델을 구성 할 때, 열전 장벽 코팅 구조에서 열 전도도가 높은 결합 층은 무시되고, 열전도도가 낮은 열 절연 세라믹 층만 유지된다.
그림 2는 열 배리어 코팅으로 코팅 된 후 블레이드 모델을 보여줍니다. 블레이드에는 다 채널 로타리 냉각 구조가 포함되어 있으며, 선단에는 2 개의 배기 필름 냉각 구멍, 후행 가장자리에 중간 슬릿 구조 및 블레이드 상단의 H 자형 그루브 구조가 포함되어 있습니다. 열 배리어 코팅은 블레이드 본체와 하단 가장자리 플레이트 표면에만 분사됩니다. 블레이드 뿌리 아래의 온도가 낮고 연구의 초점이 아니기 때문에 계산 그리드의 수를 줄이기 위해 계산 모델을 설정할 때 루트 아래의 부품이 무시되고 그림 3에 표시된 계산 도메인 모델이 구성됩니다.
수치 계산 방법
터빈 냉각 블레이드의 내부 형상은 비교적 복잡하며 구조화 된 그리드를 사용하기가 어렵습니다. 구조화되지 않은 그리드를 사용하면 계산량이 크게 증가합니다. 이와 관련하여,이 논문은 다면체 그리드 발전기를 사용하여 블레이드 및 가스 영역을 메쉬합니다. 메쉬 디비전, 메쉬 모델은 그림 4에 나와 있습니다.
계산 모델에서, 열 장벽 코팅의 두께는 매우 작으며 블레이드 벽의 두께의 1/10 미만이다. 이러한 이유로,이 논문은 얇은 메쉬 발생기를 사용하여 열 장벽 코팅을 3 층의 다각형 프리즘 메시로 나눕니다. 얇은 메쉬 층의 수는 독립적 인 것으로 확인되었으며, 얇은 메쉬 층의 수는 블레이드 온도 필드에 거의 영향을 미치지 않습니다.
유체 도메인은 ReynoldsAverged Navier-Stokes 방정식 (RANS) 난기류 모델에서 실현 가능한 K-Epsilon 2 계층 모델을 채택합니다. 이 모델은 전체 Y+ 벽의 메쉬 처리에 더 큰 유연성을 제공합니다. 미세 메쉬 (즉, 낮은 레이놀즈 수 유형 또는 낮은 Y+ 메시)를 잘 처리 할 수있을뿐만 아니라 가장 정확한 방식으로 중간 메쉬 (예 : 1 ＜ y+ ＜ 30)를 처리하여 안정성, 계산 비용 및 정확도를 효과적으로 균형을 맞출 수 있습니다.
경계 조건
가스 흡입구는 총 압력 정체 입구로 설정되고 냉각 공기 흡입구는 질량 흐름 입구이며 출구는 정적 압력 출구로 설정됩니다. 가스 채널의 코팅 표면은 유체-고체 커플 링 표면으로 설정되며 코팅 및 블레이드 금속 표면은 고체 인터페이스로 설정되며 채널의 양면은 회전 기간으로 설정됩니다. 차가운 가스와 가스는 이상적인 가스이며 가스 열 용량 및 열전도도는 서덜랜드 공식을 사용하여 설정됩니다. 해당 계산 경계 조건은 다음과 같습니다. 가스 채널의 주류 입구의 총 압력은 2.5 MPa, 방사형 온도 구배를 갖는 입구 온도 분포는 그림 5에 나와 있으며 블레이드에서 콜드 채널의 콜드 가스 흡입구는 45 g/s이고 총 온도는 54 0 정도이며 출구 압력은 0.9 MPa입니다. 블레이드 재료는 니켈 기반 단결정 고온 합금이며, 재료의 열전도율은 온도에 따라 변합니다. 기존 물질에 관한 한, 열전 장벽 코팅은 일반적으로 안정적인 Yttria 지르코늄 산화물 (YSZ) 재료 또는 산화 지르코늄 (ZRO2)을 사용하여 온도에 따라 열전도율이 거의 변하지 않으므로 열전도율은 계산에서 1.03 w/(m · k)로 설정됩니다.
2 계산 결과 분석
2.1 블레이드 표면 온도
도 6과 7은 각각 다른 코팅 두께에서 코팅되지 않은 날의 표면 온도 분포와 블레이드의 금속 표면 온도 분포를 보여줍니다. 코팅 두께가 계속 증가함에 따라 블레이드의 금속 표면 온도가 점차 감소하고, 다른 두께에서 블레이드의 금속 표면의 온도 분포 법칙은 기본적으로 동일하고 압력 표면 중간의 온도가 낮고 블레이드 팁의 온도가 더 높음을 알 수 있습니다. 블레이드 팁은 일반적으로 전체 블레이드의 가장 어려운 부분이며, 블레이드 팁의 그루브 리브는 차가운 공기에 의해 직접 냉각되기 어렵습니다. 계산 모델에서 코팅은 블레이드 본체의 표면 만 덮고 블레이드 팁은 코팅으로 덮여 있지 않습니다. 블레이드 팁의 가스 측면에서 열에 장벽 효과가 없으므로 블레이드 팁의 고온 면적이 항상 존재합니다.
그림 8은 두께로 변화하는 날 금속 표면의 평균 온도의 곡선을 보여줍니다. 블레이드 금속 표면의 평균 온도는 코팅 두께의 증가에 따라 감소한다는 것을 알 수 있습니다. 이는 열 전도도 코팅의 열전도율이 낮아서 고온 가스와 금속 블레이드 사이의 열 저항을 증가시켜 블레이드 금속 표면의 온도를 효과적으로 감소시키기 때문입니다. 코팅 두께가 0. 코팅 두께가 0.20mm 인 경우 블레이드 본체의 평균 온도는 49도 감소합니다. 이것은 기본적으로 Zhang Zhiqiang et al.에 의해 측정 된 열 절연 효과와 일치합니다. 냉간 효과 테스트를 통해.
그림 9는 축 코드 길이를 따라 블레이드 섹션의 표면 온도의 변화를 보여주는 곡선입니다. 도 9에서 알 수 있듯이, 열 장벽 코팅의 상이한 두께 하에서, 축 코드 길이를 따른 온도 변화 추세는 기본적으로 동일하며, 흡입 표면의 온도는 압력 표면의 온도보다 상당히 높다. 축 코드 길이의 방향에서, 압력 표면의 온도와 흡입 표면의 온도가 먼저 감소한 다음 증가하며, 후방 가장자리 영역에 특정 변동이 있으며, 이는 후행 가장자리의 중간에서 분할 슬릿 스프레이 냉각의 구조적 형태에 의해 야기된다. 동시에, 열 배리어 코팅으로 코팅 된 블레이드의 온도는 상당히 떨어지고, 흡입 표면의 온도 강하는 압력 표면의 것보다 상당히 크다. 온도 감소는 선단에서 후행 가장자리까지 점차 감소하고 블레이드의 선단에 가까워 질수록 온도 감소가 커집니다.
블레이드 금속 온도의 균일 성은 블레이드의 열 응력 수준에 영향을 미치 므로이 용지는 온도 균일 성 지수를 사용하여 고체 블레이드의 온도 균일 성을 측정합니다. 온도 균일 성 지수 :
여기서 : C는 각 단위의 부피이고, t-는 온도 t의 부피 평균 T-는 그리드 장치의 온도 값이며, VC는 그리드 장치의 부피입니다. 부피 온도 필드가 균일하게 분포되면, 볼륨 균일 성 지수는 1입니다. 그림 1 0에서 볼 수 있듯이 열 배리어 코팅을 분무 한 후 블레이드의 온도 균일 성이 상당히 향상됩니다. 코팅 두께가 0. 2 mm 인 경우 블레이드의 온도 균일 성 지수는 0.4%증가합니다.
2.2 코팅 표면 온도
코팅 표면의 온도 변화는도 11에 도시되어있다.도 11에서 볼 수 있듯이, 코팅 두께가 증가함에 따라, 열 장벽 코팅의 표면 온도는 계속 증가하며, 이는 블레이드 표면의 평균 온도 변화 추세와 정확히 반대이다. 열 저항이 코팅 두께 방향의 증가함에 따라 코팅 표면과 블레이드 표면 사이의 온도 차이가 점차 증가하고 표면의 축적 된 열은 금속 블레이드로 확산되기가 더 어렵다. 코팅 두께가 0. 20 mm 인 경우 코팅의 내부와 외부의 온도 차이는 86 정도에 도달합니다.
2.3 블레이드 단면 온도
그림 12는 열 배리어 코팅 유무에 관계없이 블레이드의 선도 및 후행 가장자리의 온도 분포를 보여줍니다. 표면에 열 배리어 코팅으로 코팅 된 후, 블레이드의 단면 온도가 상당히 감소되고 온도 구배가 완화됩니다. 열 장벽 코팅이 가해지면 코팅의 열 플럭스 밀도가 감소하기 때문입니다. 동시에, 열전 장벽 코팅 재료는 열전도율이 낮기 때문에 열전 장벽 코팅 고체 내의 온도 변화는 매우 과감합니다.
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