• Sonuç bulunamadı

TEKNOFEST 2020 JET MOTOR TASARIM YARIŞMASI KAVRAMSAL TASARIM RAPORU

N/A
N/A
Protected

Academic year: 2022

Share "TEKNOFEST 2020 JET MOTOR TASARIM YARIŞMASI KAVRAMSAL TASARIM RAPORU"

Copied!
54
0
0

Yükleniyor.... (view fulltext now)

Tam metin

(1)

1

TEKNOFEST 2020

JET MOTOR TASARIM YARIŞMASI KAVRAMSAL TASARIM RAPORU

TAKIM ADI : SEYYAL

(2)

2

NOTASYON

A : alan, 𝑚2 Alt İndis

𝑐𝑝 : özgül ısı, 𝐽

𝑘𝑔𝑥℃ ∞ : dış akış

d : çap, 𝑚 2 : iç akış

h : ısı transferi katsayısı, 𝑊

𝑚2𝐾 w : duvar k : ısı iletim katsayısı, 𝑊

𝑚𝐾 w2 : dış duvar

L : uzunluk, 𝑚 w1 : iç duvar

Ma : Mach Sayısı aw: adyabatik duvar

Nu : Nusselt sayısı g : sıcak gaz Pr : Prandtl Sayısı

St : Stanton Sayısı Re : Reynolds sayısı T : Sıcaklık, K U : hız, 𝑚

𝑠

µ : dinamik viskozite, 𝑁𝑠

𝑚2

𝑣 : kinematik viskozite, 𝑚2

𝑠

Ƞ : film etkenliği 𝜌 : yoğunluk, 𝑘𝑔

𝑚3

𝑃 : film delikleri arasındaki mesafenin çap cinsindeb değeri M : üfleme oranı (blowing ratio)

𝛼 : film deliği ile sıcak gaz yolu arasındaki açı n : ardışık film soğutma sırası sayısı

(3)

3

AKADEMİK DANIŞMAN Araş. Gör. Alperen Yıldızeli İstanbul Teknik Üniversitesi Makina Fakültesi Isı-Akış Birimi

TAKIM LİDERİ İbrahim Edhem Tın

İstanbul Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği

TAKIM ÜYESİ Mehmet Enes Övez

İstanbul Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği

TAKIM ÜYESİ Lokman İsmail Köse

İstanbul Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği

(4)

4

İÇİNDEKİLER

1. GİRİŞ ... 6

1.1 PROJE ÖZETİ ... 6

1.2 ÖRNEK ÇALIŞMALAR ... 7

2. TASARIM ... 9

2.1 ÖN TASARIMLAR ... 9

2.2 NİHAİ TASARIM ... 10

2.3 MİNİMUM DELİK ÇAPI ... 13

3. 1B KOD TASARIM FELSEFESİ ... 16

3.1 DIŞ AKIŞ ... 16

3.2 İÇ AKIŞ ... 17

3.3 ISI TRANSFERİ ... 17

4. 1B AKIŞ AĞI MODELLEMESİ ... 18

4.1 YÖNTEM ve SEYYALFLOW KOD YAPISI ... 18

4.2 SICAK DURUM İÇİN SONUÇLAR ... 21

4.3 BFM HESABI ... 21

5. 1B ISI TRANSFERİ MODELLEMESİ ... 23

5.1 DIŞ AKIŞ SINIR ŞARTLARININ BELİRLENMESİ ... 23

5.1.1 HIZ DAĞILIMI ... 23

5.1.2 SICAKLIK SINIR ŞARTININ BELİRLENMESİ ... 24

5.1.3 REFERANS DEĞERLERİN BELİRLENMESİ ... 26

5.2 YÖNTEM ... 27

5.3 SEYYALCOOL KODU ... 28

5.3.1 KULLANILAN KORELASYONLAR ... 30

5.4 METAL SICAKLIĞI DAĞILIMI ... 33

6. SOĞUK AKIŞ TESTİ 1B SONUÇLARI ... 36

6.1 1B SONUÇLAR ... 36

6.2 1B SONUÇLARIN VALİDE EDİLMESİ ... 36

6.3 NİHAİ SONUÇLAR ... 37

7. HAD ANALİZİ ... 39

7.1 HAD ANALİZİ HAZIRLIĞI ... 39

7.2 HAD ANALİZİ AYARLARI VE SONUÇLARI ... 42

8. ÖMÜR HESABI ... 47

8.1 GERİLME HESABI DETAYLARI ... 47

(5)

5

8.2 ÖMÜR HESABI DETAYLARI ... 50

9. SONUÇLAR ... 51

10. REFERANSLAR ... 52

11. EKLER ... 53

12. ŞEKİLLER ... 53

13. TABLOLAR ... 54

(6)

6

1. GİRİŞ

Türbine giriş sıcaklığının yükselmesi, gaz türbinlerinin gücünün ve veriminin artması için kritik öneme sahiptir. Ancak güncel malzeme teknolojileri türbin giriş sıcaklığını kısıtlamakta, bu sıcaklığın yükseltilebilmesi için soğutma sistemlerine başvurulmaktadır. Yanma odasından gelen gazı karşılayan türbin kademesi olan nozul kılavuz kanatçığı (Nozzle Guide Vane-NGV) ısıl olarak en yüksek yüklemeye maruz kalan kısımdır. Gaz türbinli motorların ortaya çıktığı ilk yıllardan beri, bu konu üzerine hem firmalar hem de enstitüler oldukça fazla araştırma yapmıştır.

Takımımız ön tasarım aşamasında yaptığı çalışmaları ilerletmiş, nihai bir tasarım ortaya koymuştur. Bu rapor boyunca projenin 3 ana aşaması olan; araştırma aşaması, tasarım aşaması ve modelleme aşaması anlatılacaktır.

1.1 PROJE ÖZETİ

Ön tasarım aşamasında gerekli literatür araştırmaları yürütülmüş, NGV soğutma sistemleri incelenmiş ve modelleme ile tasarım çalışmaları yapılmıştır. Kavramsal tasarım aşamasında farklı varyasyonlarda tasarımlar ortaya konmuş ve modellenmiştir.

Şekil 1. Soğutma tasarımlarını yıllara göre değişimi (Rolls Royce)

(7)

7

İki temel tasarım varyasyon üzerine yoğunlaşılmıştır. Bu varyasyonların avantajları ve dezavantajları Bölüm 2.1’de tartışılmıştır.

TEI Çevrimiçi Eğitim Programı’nda çokça konuşulan minimum delik çapı konusunda literatür araştırmaları yapılmış, kum sevki (sand ingestion) üzerine yapılmış test ve analizler göz önünde bulundurularak minimum delik çapı belirlenmiştir. Detaylı açıklama Bölüm 2.3’te yapılmıştır.

Şartnamede sistemin 1B modellenmesi istendiği için kompleks 3B geometrili kanatçığın 1B’ye düşürülmesi problemiyle karşılaşılmıştır. İç akış ağı ve soğutma sistemi MATLAB ortamında, toplamda 1500 satırdan fazla kod yazılarak 1B olarak modellenmiştir. 2 temel program geliştirilmiş, bu programlar vasıtasıyla 1B olarak hızlı optimizasyon ve tasarım yapılabilmiştir.

Bölüm 3’te detaylı anlatım yapılmıştır.

HAD analizleri ANSYS Fluent 18.2 yazılımı kullanılarak yapılmıştır. HAD analizlerinde çözüm ağından bağımsızlık çalışmaları yapılmış, analizlerin geçerlilik metrikleri gözetilmiştir.

HAD sonuçları ile 1B sonuçlar karşılaştırılmıştır. Bölüm 7’de detaylı anlatım yapılmıştır.

1B ısı transferi ve akış ağı ile HAD çözümlerinde kullanılan bütün ısıl-akışkan özellikleri sıcaklığa ve basınca bağlı olarak NIST (National Institute of Standarts and Technology) verileri kullanılarak dinamik olarak hesaplanmıştır. Veriler hata payı 1%in altında kalacak şekilde lineerize edilmiştir.

Tasarlanan CAD modeli ve geliştirilen 2 temel 1B program Bölüm 11. Ekler kısmında verilen linkten indirilip incelenebilir.

1.2 ÖRNEK ÇALIŞMALAR

Literatürdeki test ile valide edilmiş tasarımlar incelenmiş, NASA C3X kanatçığı ile NASA E3 programının literatürde geniş yer bulduğu gözlenmiştir. Özellikle NASA E3 programındaki kanatçıkların benzer çalışma koşullarına maruz kaldığı görülmüştür.

(8)

8

Şekil 2. NASA C3X kanatçığı (NASA CR-174827)[1]

Şekil 3. NASA E3 Pratt & Whitney tarafından geliştirilen kanatçık (NASA CR-165608)[2]

1970’lerde NASA tarafından fonlanan E3 programının amacı, enerji verimli turbofan motor teknolojileri geliştirmektir. Program için GE ve Pratt & Whitney turbofan motorlar geliştirmiş ve test etmişlerdir. Takımımız, ön tasarım aşamasından itibaren bu programın raporlarını temel alarak tasarımlar geliştirmiştir.

(9)

9

2. TASARIM

2.1 ÖN TASARIMLAR

NASA E3 programının raporları detaylıca incelenmiştir. İlk türbin kademesi (stage 1) NGV’sinde kanatçığın 3 temel soğutma sistemi, film soğutma, çarpma (impingement) soğutma ve pinfin soğutma içerdiği görülmüştür. Program isterleri ile şartname isterlerinin benzer olduğundan bu tarz bir soğutma tasarımı yapılmasına karar verilmiştir.

Ancak yapılan 1B analizler sonucu çarpma ile soğutmadan kaynaklı olarak emme tarafındaki film deliklerinde BFM şartının sağlanamadığı görülmüştür. Bunun üzerine alternatif soğutma tasarımları arayışına girilmiştir.

Şekil 4. Çarpma ile soğutma içeren tasarım varyasyonumuz

Literatür daha detaylı incelendiğinde, TEI mühendislerince 2012 yılında yayınlanmış bir çalışmaya rastlanmıştır. Gorgulu, Gumusel ve Akmandor (2012)[3] çalışmasında çarpma ile soğutma kullanılmadan kanatçığın soğutulduğu görülmüştür.

Şekil 5. Çarpmasız örnek tasarım (Gorgulu, Gumusel ve Akmandor (2012))

(10)

10

Bu tasarım dezavantajı ise span kesiti boyunca üniform bir soğutma tasarımı sağlamıyor oluşu ve de firar kenarında BFM şartına takılabilme ihtimalidir.

Analizler yapılırken firar kenarındaki pinfinlerin oldukça iyi soğutma yaptıkları, 2000 w/m2K mertebelerinde ısı transfer katsayısına sahip oldukları fark edilmiştir. Çarpma ile soğutmada basma kenarı için de bu mertebelerde ısı transfer katsayıları hesaplanmıştır. Durum böyle olunca literatürden bir nebze farklı, lakin gürbüz tasarım (robust design) felsefesine uygun bir serpantin tasarımı yapılmaya karar verilmiştir. Bu tasarımda serpantin, firar kenarında kullanılan pinfinler ile aynı yapıya sahiptir.

Şekil 6. Yeni serpantin tasarımı

Pinfin ile serpantin soğutmayı birleştiren bu tasarıma serpantin pinfin adı verilmiştir. Rapor boyunca bu isimle anılacaktır. Serpantin pinfin tasarımı herhangi bir delik veya çarpma plakası içermediği için ilgili NASA E3 raporunda[2] belirtilen plaka bükülmesine (bulging deformation) maruz kalma ihtimali yoktur. Bunun yanında serpantin pinfin delik içermediği için lokal stres birikmeleri (notch effect), kum sevki durumunda da (sand ingestion) tıkanma durumları oluşmaz.

2.2 NİHAİ TASARIM

Nihai tasarım toplamda 6 sıra film deliği, serpantin pinfin soğutma, firar kenarı pinfin soğutma ve direnç oluşturması için firar kenarı deşarj deliklerinden oluşmaktadır. Serpantin pinfin soğutmanın performansı (2000 w/m2K), çarpma soğutmanın alt performans bandını (6000-2000 w/m2K) yakayabilmiştir, bu da şartnamede isterlerine ulaşmak için yeterlidir. Film soğutma verimi emme kenarında 0.25, basma kenarında ise 0.55 civarlarındadır.

(11)

11

Şekil 7. Kanatçık soğutma

Serpantin pinfin 0.7 mm pinfin çapına, akış yönünde 6 sıra, akışa dik yönde ise 12 sıraya sahiptir. Çapraz konumlandırma (staggered array) yapılmıştır.

Şekil 8. Serpantin pinfin üstten görünüş

Firar kenarı pinfin 0.6 mm pinfin çapına, akış yönünde 8, akışa dik yönde 10 sıraya sahiptir.

Çapraz konumlandırma yapılmıştır.

(12)

12

Şekil 9. Firar kenarı pinfin

Film delikleri toplamda 6 sıra olup 23 tanedir. Basma kenarındaki delikler akış ile 30 derece açılıdır. Hücum kenarındaki delikler ise radyal yönde 40 derece açı ile tipe bakacak şekilde konumlandırılmışlardır. Dış duvar et kalınlığı 0.8 mm’dir.

Şekil 10. Film delikleri

(13)

13

Firar kenarında direnç oluşturması adına 10 adet deşarj deliği konmuştur.

Şekil 11. Deşarj delikleri

Mevcut tasarımın1B analizlerinde kullanılan korelasyonlar Bölüm 5.’de detaylı olarak anlatılmıştır.

2.3 MİNİMUM DELİK ÇAPI

TEI Çevrimiçi Eğitim Programı’nda minimum delik çapı olarak 0.8 mm almamız önerilmiş, bununla birlikte eğer literatürde daha düşük delik çapına sahip motor projesi bulunursa, veya kum sevki ile alakalı çalışmalar yapılırsa daha farklı delik çaplarının verilebileceği ifade edilmiştir. Yine NASA E3 raporları detaylı olarak incelenmiş, kum sevki (sand ingestion) durumu için otorite kabul edilen firmaların yaptığı çalışmalar araştırılmıştır.

NASA CR-167955 (1982)[4] raporunda GE tarafından NASA E3 programı kapsamında tasarlanan yüksek basınç türbinin ve test sisteminin detaylı anlatımı yapılmıştır. Bu raporda aynı zamanda film deliklerinin ve çarpma deliklerinin çapları hakkında bilgi görmek mümkündür.

(14)

14

Şekil 12. 1. Kademe NGV delik boyutları ve sayısı (NASA CR-167955 (1982))[4]

Şekil 12’de görüldüğü gibi 0.508 mm delik çapına kadar düşülmüştür. Literatürdeki en güvenilir, en çok test edilmiş motor projesi olarak kabul edilebilecek E3 programı, minimum delik çapı için kaynakça olarak verilebilir.

Bununla birlikte havacılık devi Pratt & Whitney tarafından fonlanmış olan Joe, Thole ve Walsh (2006)’ın[5] çalışmasında kum sevki durumunda çap ile kanatçığın akış parametresi incelenmiştir. Test düzeneğinde 0.38 mm çaplı 60 adet deliğe çeşitli sıcaklık koşullarında farklı ISO standartlarında kum sevki yapılmıştır. Sonuçlar akış parametresindeki düşüş (reduction in flow parameter) cinsinden birçok grafik ile ifade edilmiştir.

Şekil 13. Kullanılan akış parametresi denklemi

(15)

15

Şekil 14. Kum standartlarına göre akış parametresinde düşüş

ISO Coarse standardındaki kumun akış parametresinde 3% civarı düşüşe yol açtığı görülmektedir.

Şekil 15. Testte kullanılan kumların maruz kaldıkları sıcaklıklara göre formları

Şekil 15’de görüldüğü üzere kömürleşme 1000 °C’dan sonra başlamaktadır. Akış parametresinde düşüşün en büyük nedenlerinden biri kumun kömürleşip delikleri kapamaya başlaması veya deliklere yapışıp ekstra direnç oluşturması olduğu görülmüştür. Takımımızın soğutma tasarımında kanatçığın ortalama sıcaklığı 1184°K (911°C)’dir. Haliyle kanatçığa kaçan kum kömürleşme rejimine girmeyecek, akış parametresinde ekstra bir düşüşe yol açmayacaktır.

(16)

16

Şekil 16. Sıcak durumda yapılan testlerde akış parametresi düşüşü

Sıcak durumda yapılan akış testlerinde görüldüğü üzere 1000°C rejimine girildiği takdirde akış parametresi ciddi düşüş yaşamaktadır. Tekrardan ifade etmek gerekirse takımımızın tasarladığı kanatçıkta bu durum mevcut değildir.

Nihai olarak E3 raporunda 0.508 mm çapa inilmiş, yukarıdaki çalışmada da testler 0.38 mm ile yapılmıştır. Güvenli bölgede kalmak adına 0.38 mm’den 50%’den fazla, 0.508 mm’den ise 20%

büyük bir çapın, 0.6 mm’nin minimum delik çapı olması uygun görülmüştür. Film deliklerinde ve de firar kenarı deşarj deliklerinde 0.6 mm çapın altına inilmemiştir.

3. 1B KOD TASARIM FELSEFESİ

Hızlı optimizasyon ve tasarım için soğutma sisteminin 1B olarak modellenebilmesi önem arz etmektedir. Kanatçık iç akış soğutma ağı ve ısı transferi devreleri 1B olarak modellenmiştir.

Hesaplamalar yapılırken iki ana kod oluşturulmuş, bunlara SEYYALCOOL ve SEYYALFLOW isimleri verilmiştir. SEYYALCOOL kodu ile ısı transferi ve iç akış devresi hesapları ile optimizasyonu yapılmaktadır. SEYYALFLOW ile ise iç akış devresi hesapları yapılabilmektedir, 1B soğuk akış testi hesapları bu kod ile yapılmıştır. SEYYALCOOL kodu, SEYYALFLOW kodunun bir varyasyonunu kod parçası halinde içermektedir. Bundan sonra rapor boyunca kodlar isimleri ile anılacaktır.

3.1 DIŞ AKIŞ

Kanatçık %50 span kesit kanat profilindeki emme ve basma tarafları kendi içlerinde ayrı ayrı 19 eşit parçaya bölünmüş, 20 veri noktası oluşturulmuştur. Kanatçık soğutma tasarımı 25, 50 ve 75% span kesitlerinde incelenmiş, her kesitte 40 nokta olmak üzere toplamda 120 noktada hesaplamalar yapılmıştır.

(17)

17

Her bir veri noktasındaki hız değerleri 3B HAD analizlerinden çekilmiş, böylece emme ve basma taraflarındaki eğriliklerin etkileri de 1B tasarımda görülmüştür. Şekil 17’de ayrıklaştırma noktaları gösterilmiştir.

Şekil 17. Veter boyunca toplam 40 noktada ayrıklaştırma yapılmıştır

3.2 İÇ AKIŞ

Kanatçık iç akış 1B modellemesi yapılırken her bir soğutma elemanının (serpantin, film delikleri vs.) direnç değerleri hesaplanmıştır. Bu değerler ile iç akış devresi kurulmuş, farklı tasarım senaryolarında kanatçıktan geçen debi SEYYALFLOW ile hesaplanmıştır. Detaylı bilgi Bölüm 4’te verilecektir.

3.3 ISI TRANSFERİ

Her bir veri noktasında sıcaklık devresi kurulmuştur. Böylece kanatçığın sıcaklık dağılımı veter ve span boyunca SEYYALCOOL ile hesaplanabilmiştir. Detaylı bilgi Bölüm 5’te verilecektir.

(18)

18

4. 1B AKIŞ AĞI MODELLEMESİ

4.1 YÖNTEM ve SEYYALFLOW KOD YAPISI

Bu bölümde oluşturulan 1B akış ağı ve SEYYALFLOW kodunun yapısı anlatılacaktır.

Korunum denklemleri yazıldığında bilinmeyen sayısının denklem sayısından fazla olduğu görülmüştür, bu sebeple analitik değil iteratif ve numerik bir yöntem kullanılmıştır.

Şekil 18. 1B Akış ağı

Şekil 18’de oluşturulan 1B akış ağı gösterilmiştir. Akış ağı, bir giriş ve iki çıkış noktasından oluşmaktadır. Soğutma havası kanatçığa serpantin pinfin girişinden girmekte, film delikleri ve firar kenarındaki deşarj kanallarından sıcak akış yoluna (flow path) katılmaktadır. Şekil 18’deki notasyon şöyledir;

i ∶ Başlangıç debisi (kg

s)

f∶ Film deliklerinden kaçan debi (kg

s) ṁTE ∶ Firar kenarından kaçan debi (kg

s) P01: Giriş toplam basıncı (Pa)

P1: Hesaplanan giriş statik basıncı (Pa)

P2: Serpantin pinfin çıkışındaki hesaplanan statik basınç (Pa) Pf: Film delikleri çıkışındaki bilinen statik basınç (Pa)

P3: Firar kenarı pinfin çıkışındaki hesaplanan statik basınç (Pa)

P4: Firar kenarı deşarj delikleri çıkışındaki hesaplanan statik basınç (Pa) P4real: Firar kenarı deşarj delikleri çıkışındaki bilinen statik basınç (Pa)

(19)

19

Oluşturulan akış ağı SEYYALFLOW koduna işlenmiştir. Film delikleri ve deşarj deliklerinin deşarjkatsayıları (discharge coefficient) Gritsch, Schulz ve Witting (1998)’in[6] çalışmasından alınmıştır. Pinfinlerdeki sürtünme katsayıları (friction factor) ise Armstrong ve Winstanley (1988)[7] çalışmasındaki formüller ile, Reynolds sayısının değerine göre dinamik olarak hesaplanmıştır. Kullanılan sürtünme katsayıları;

f = 0.317 ReD−0.132 103 < ReD < 104 (4.1)

f = 1.76 ReD−0.318 104 < ReD < 105 (4.2)

f = ∆P/(2ρVmax2 N) (4.3)

İteratif olarak Reynolds ve sürtünme katsayıları hesaplandıktan sonra sürtünme katsayıları deşarj katsayısı formunda yazılmış, böylece bütün akış ağında basınç düşüşü üniform biçimde deşarj katsayısı ile hesaplanabilmiştir. Debi ile basınç düşüşü arasındaki ilişki denklem 4.3’te gösterildiği gibidir. Bu denklemde yoğunluk olarak her iki uçtaki yoğunluk hesaplanıp ortalaması kullanılmıştır.

ṁ = Cd A √2ρ∆P (4.4)

Şekil 19. Dış akış hızına ve basınç oranlarına göre cd değerleri (Gritsch, Schulz ve Witting, 1998)

(20)

20

SEYYALFLOW’a giriş koşulu olarak şartnamede verilen toplam basınç ile başlangıç debi değeri verilmiştir. Soğutma kanalına giren havanın statik basıncı, flow function ile toplam basınç ve debi değerleri kullanılarak hesaplanmıştır. Sonrasında serpantin pinfinde oluşan basınç kaybı hesaplanmış, film deliklerinin çıkışındaki basınç değerleri bilindiğinden film deliklerinden çıkan debi tayin edilebilmiştir. Toplam giriş debisinden film deliklerinden kaçan debi eksildiğinde, kalan hava firar kenarına yönlenmiş, bu debi kullanılarak firar kenarındaki pinfinlerde oluşan basınç kaybı hesaplanmıştır. Son olarak deşarj deliklerindeki basınç kaybı da hesaplanmış, son durumda hesaplanan basınç ile firar kenarındaki gerçek basınç değeri karşılaştırılarak hata değeri bulunmuştur.

Şekil 20. SEYYALFLOW kod yapısı

(21)

21

Hata değeri 1000’de 2’ye düşene dek hesaplanan P4 değerine göre başlangıç debi değeri 0.01 g/s arttırılmış ya da azaltılmıştır. Eğer P4 değeri P4real’den büyük ise giriş debisi arttırılmış, küçük ise düşürülmüştür. Sonuç yakınsadığında iterasyon durdurulmuştur. Daha hassas çözümlerde iterasyon süresi onlarca dakikayı bulduğu için 1000’de 2 hassasiyet yeterli görülmüştür.

4.2 SICAK DURUM İÇİN SONUÇLAR

Sıcak durumda yapılan 1B akış çözümlerinde tablo 1’de görülen sonuçlar elde edilmiştir.

Tablo 1. 1B akış ağı çözüm sonuçları

Değişken Değişken Değeri Birim

Giriş toplam kütlesel debi 0.00454 kg/s

Giriş statik basıncı 1 199 681 Pa

Film deliklerinden kaçan kütlesel debi 0.00342 kg/s Deşarj deliklerinden kaçan kütlesel debi 0.00112 kg/s Havanın deşarj deliklerinden çıkış hızı 96.99 m/s

P2 basıncı 1 198 981 Pa

P3 basıncı 1 186 049 Pa

P4 basıncı 1 155 991 Pa

Görüldüğü üzere 4.54 gr/s soğutma havası ile kanatçık soğutulabilmiştir. Bu miktar kompresör giriş debisinin 2.83%’si kadardır, şartnamede izin verilen maksimum debinin yarısından daha az hava ile soğutma yapılabilmiştir.

4.3 BFM HESABI

BFM kontrolü lokal olarak yapılmıştır. Şartnamedeki BFM isteri olan,

P3

P4 > 1.011

film delikleri ve firar kenarı deşarj deliklerinde kontrol edilmiştir. Kontrol SEYYALFLOW’daki şekil 21’de görülen kod parçası ile yapılmıştır.

(22)

22

Şekil 21. BFM kontrolü yapan kod parçası

Kod parçası aynı zamanda BFM kotasının ne kadarının doldurulduğunu da hesaplayıp çıktı olarak vermektedir. Böylece yapılan tasarımların BFM sınırına ne kadar yakın olduğu da görülebilmiştir. Hücum kenarındaki film delikleri durma noktasında oldukları için dış ortam basıncı 1 180 000 Pa olarak alınabilir. Bu durumda;

P2

Pstag = 1 198 981

1 180 000 = 1.016 > 1.011

Görüldüğü üzere film delikleri BFM şartını sağlamaktadır. Firar kenarındaki deşarj deliklerinin BFM kontrolü yapılırken hız verisine göre hesaplanmış statik basınç kullanılmalıdır. Bu durumda;

P3

P4 = 1 186 049

1 155 951 = 1.026 > 1.011

Firar kenarındaki deşarj deliklerinin de BFM şartını sağladıkları görülmüştür.

(23)

23

5. 1B ISI TRANSFERİ MODELLEMESİ

5.1 DIŞ AKIŞ SINIR ŞARTLARININ BELİRLENMESİ 5.1.1 HIZ DAĞILIMI

ANSYS Fluent 18.2 yazılımı ile hesaplanan hız değerleri SEYYALCOOL koduna girilmiştir.

Hız değerleri span boyunca pek değişmediği için 50% spandaki hız profili 25% ve 75% spanlara da girilmiştir. Hesaplanan hız değerleri mach cinsinden tablo 2’de gösterilmiştir.

Tablo 2. Mach cinsinden hız değerleri

Nokta Emme Basma

1 0.082345 0.08234466

2 0.204025 0.04568513

3 0.264335 0.06642182

4 0.329732 0.07731166

5 0.391676 0.08615518

6 0.443451 0.09448387

7 0.483498 0.1030563

8 0.5035077 0.1131208

9 0.510524 0.1253002

10 0.4966872 0.139594

11 0.4723312 0.154876

12 0.471041 0.174454

13 0.4624 0.196549

14 0.4549938 0.22055

15 0.4437805 0.250244

16 0.4367169 0.283817

17 0.4279758 0.322296

18 0.4125442 0.367952

19 0.3700545 0.443557

20 0.1713327 0.17133

Mach cinsinden verilen hız değerleri kullanılarak her bir veri noktasında, veri noktasının sıcaklık özelliklerine göre hız değerleri hesaplanıp kullanılmıştır.

(24)

24

5.1.2 SICAKLIK SINIR ŞARTININ BELİRLENMESİ

Dış akış sıcaklık sınır şartları, kurulacak ısıl devrede kullanılmak üzere, sıcak havanın sıcaklık ve hız verileri kullanılarak bir boyutlu olarak hesaplanmıştır. Literatür araştırmaları sonucunda span boyunca OTDF/Pattern Factor eğrisinin parabolik olmasına karar verilmiştir. 1400 K minimum sıcaklık, 1780 K maksimum sıcaklık ve 1652 K ortalama sıcaklık olmak üzere span boyunca, 50 spanda tepe noktası olan bir parabol sıcaklık eğrisi çıkartılmış ve kullanılmıştır.

Şekil 22. Pattern Factor eğrisi (NASA Technical Memorandum 83013 AIAA-83-0154)[8]

Şekil 23. Girişte span boyunca kelvin cinsinden sıcaklık profili

(25)

25

Şekilde 23’te görülen sıcaklık dağılımıyla beraber, sıcak havanın veter boyunca mach sayısı cinsinden hız verileri de FLUENT 18.2 yazılımında 3 boyutlu analiz yapılarak belirlenmiştir.

Ardından veter boyunca elde edilen hız verileri 40 noktada kullanılarak serbest akıştaki (free stream) statik hava sıcaklığı aşağıdaki izentropik ilişki ile hesaplanmıştır. Burada kullanılan özgül ısılar oranı, dış akış boyunca sıcaklıkla birlikte maksimum %0.2 değiştiği için 1500 K değerinde sabit alınmıştır.

Tg = Ttoplam× (1 + ((γ − 1)

2 ) × Ma2)−1

Tg: Statik hava sıcaklığını [K];

Ttoplam: Spandaki sıcak hava sıcaklığını [K];

Ma: Spandaki havanın mach sayısını ifade etmektedir.

Elde edilen sıcaklık ve hız verileri 3 farklı span kesitinde, emme ve basma taraflarında toplamda 120 veri noktası için SEYYALCOOL’a aktarılmış ardından da veter boyunca sıcaklık dağılımı hesaplanmıştır.

Nihai olarak dış akış sıcaklık sınır şartı olarak kullanılmak üzere adyabatik duvar sıcaklığı, film soğutma verimi ile serbest akıştaki statik sıcaklık ve soğutucu hava sıcaklığı kullanılarak aşağıdaki formül vasıtasıyla veter boyunca 40 noktada hesaplanmıştır.

Taw = Tg− η × (Tg− Tc)

Taw: Adyabatik duvar sıcaklığını [K];

η: Film soğutma verimini;

Tc: Soğutucu akışkan sıcaklığını [K] ifade etmektedir.

(26)

26

Örnek olarak %50 spandaki emme ve basma tarafı için veter boyunca alınmış 40 noktada hesaplanan adyabatik duvar sıcaklıkları aşağıdaki tablo 3’te verilmiştir.

Tablo 3. %50 Span İçin Adyabatik Duvar Sıcaklıkları Kanatçık Boyunca Nokta

Sayısı

Emme Kenarı [K]

Basma Kenarı [K]

1 1548,728 1222,696

2 1541,187 1223,325

3 1535,133 1223,014

4 1526,893 1222,804

5 1517,535 1222,610

6 1508,601 1222,409

7 1501,023 1222,182

8 1497,026 1221,891

9 1495,591 1221,503

10 1498,404 1220,997

11 1503,193 1220,397

12 1503,441 1219,538

13 1505,082 1218,449

14 1506,475 1217,123

15 1508,541 1215,278

16 1509,819 1212,923

17 1511,375 1209,879

18 1514,054 1205,801

19 1520,969 1197,972

20 1543,833 1219,682

5.1.3 REFERANS DEĞERLERİN BELİRLENMESİ

Dış ortamdaki ısıl-akışkan özellikleri hesaplanırken referans sıcaklık olarak TEI Çevrimiçi Eğitim Programı’nda verilen sınır tabaka ortalama statik sıcaklık denklemi kullanılmıştır.

T* = Ts+0.58(Tw-Ts)+0.19(Taw-Ts)

(27)

27

5.2 YÖNTEM

1B ısı transferi hesapları, dış sıcaklık sınır şartı olan adyabatik duvar sıcaklığı ve iç sıcaklık sınır şartı olan soğutucu akışkan sıcaklığı arasında elektrik devresi benzeşimi yöntemiyle yapılmıştır. Isıl devre kurulurken adyabatik duvar sıcaklığı ile soğutucu akışkan sıcaklığı girdi olarak verilmiş, metal dış duvar sıcaklığı ile metal iç duvar sıcaklığı ise çıktı olarak alınmıştır.

Direnç girdileri olarak ise duvar ısıl iletkenliği ve duvar et kalınlığı sabit alınmış, pinfin ve dış ortam ısı transfer katsayıları ise ilk değer verildikten sonra iteratif olarak hesaplanmıştır.

Devre şekil 24’teki gibi modellenmektedir;

Şekil 24. Isı transferi elektrik benzeşimi

Devrenin notasyonu;

Taw : Adyabatik duvar sıcaklığı;

Tw2 : Dış duvar sıcaklığı;

Tw1 : İç duvar sıcaklığı;

Tc : Soğutucu sıcaklığı;

hinf : Sıcak gaz ısı transfer katsayısı;

L : Duvar et kalınlığı;

k : Duvar ısıl iletkenliği;

hpinfin : Pinfin ısı transfer katsayısı;

Devredeki toplam direnç aşağıdaki denklem ile ifade edilir.

R = ( 1

hinf) + (L

k) + ( 1

hpinfin)

(28)

28

Burada dış sıcaklık sınır şartı ve iç sıcaklık sınır şartı ile beraber dirençler bilindiğinden ısı akısına geçiş yapılabilir.

q" = (Taw−Tc

R )

Isı akısı ve devrenin her iki ucundaki sıcaklıklar bilindiğine göre duvar sıcaklıkları

bulunabilir. SEYYALCOOL kodu en temelde elektrik devresi benzeşimi ile duvar sıcaklığını tayin etmektedir.

5.3 SEYYALCOOL KODU

SEYYALCOOL kodu ile kanatçığın iç akış ağı çözümü, 25%, 50% ve 75% spanlardaki ısı transfer hesabı ile BFM kontrolü yapılabilmekte ve tasarım dinamik olarak değiştirilip optimize edilebilmektedir. Şekil 25’te SEYYALCOOL’un kod yapısı görülebilir.

Şekil 25. SEYYALCOOL kodu yapısı

(29)

29

Koda ilk olarak HAD analizlerinden gelen hız sınır şartları girilir. Sonrasında film soğutma, serpantin pinfin, firar kenarı pinfin ve firar kenarı deşarj delikleri tasarım parametrelerinin girdileri yapılır. Film soğutmada deliklerin çapı, dış akış ile oluşturduğu açı, konumu ve sıklığı ile oynanabilir. Benzer şekilde serpantin pinfin ve firar kenarı pinfin sistemlerinde pinfinlerin çapı, akış yönünde ve akışa dik yöndeki sıklıkları ile giriş alanlarının değerleri dinamik olarak değiştirilip optimize edilebilir. Tüm bunlar yapıldıktan sonra SEYYALCOOL’un içine gömülü olan SEYYALFLOW kodu oluşturulmuş tasarım için iç akış ağı çözümünü yapar. Film verimi hesabı 50% spana göre emme ve basma tarafları için ayrı ayrı hesaplanır, film verimi korelasyonları yanal ortalamayı hesapladığı için 50% span için bulunan değerler 25% ve 75%

spanlarda da kullanılabilir. 3 ayrı spanda ilk değerler verilerek iterasyonlara başlanır, hata değeri 10 000’de 1’e düştüğünde iterasyon durdurulur. En son olarak da BFM hesaplamaları yapılarak mevcut tasarımın isterlere uyup uymadığı, BFM isteriyle tanınan basınç düşüşü kotasının yüzdelik olarak ifadesi ile gösterilir. Soğutma havası iki noktadan, film delikleri ve firar kenarı deşarj deliklerinden sıcak akış yoluna karıştığı için bu noktalarda lokal olarak BFM kontrolü yapılmıştır. Şekil 26’da mevcut tasarımda kullanılan BFM kotası ve kodun BFM çıktısı görülmektedir.

Şekil 26. SEYYALCOOL kodu yapısı

Tasarımda iki ana bölge, serpantin pinfin ve firar kenarı pinfin, olduğu için elektrik devre benzeşimi iki ayrı matriste yazılmıştır. Tasarımın hücum kenarından itibaren ilk 14 noktasının çözümünü veren 2x14’lük matris serpantin pinfin kısmını, son 6 noktasının çözümünü veren 2x6’lık matris ise firar kenarını temsil etmektedir.

Bütün ısıl-akışkan özellikleri NIST verilerinin lineerize edilmesi ile hesaplanıp kullanılmıştır.

Yüksek basınç ve sıcaklıktaki havanın ısıl-akışkan özellikleri nerdeyse lineer değiştiği için 1%’in altında hata ile denklemler yazılabilmiştir.

(30)

30

5.3.1 KULLANILAN KORELASYONLAR

PİNFİN

Serpantin pinfin ve firar kenarı pinfinlerde Armstrong ve Wistanley (1988)[7] çalışmasındaki test ile valide edilmiş korelasyonlar kullanılmıştır. Bu korelasyonlar ve kullanılabilecekleri aralıklar şöyledir;

NuD = 0.135 ReD0.69(X/D)-0.34 aralığında 1.5<X/D<5 ; 103<ReD<105 ReD = 𝑚̇𝐷

𝜇𝐴𝑚𝑖𝑛

hpinfin = 𝑁𝑢𝐷𝑘

𝐷

Korelasyonların verilen aralıklarda +-15% hassasiyette olduğu makalede ifade edilmiştir.

FİLM SOĞUTMA ETKENLİĞİ

Film soğutma etkenliğinin birçok geometrik ve ısıl-akışkan özelliği ile doğrudan ilişkili olduğu görülmüştür. Film soğutma etkenliğinin başlıca değişkenleri; üfleme oranı (blowing ratio), soğutma deliklerinin çapı, sıklığı, sıcak gaz yoluna çıkış açısı ve firar kenarına uzaklıklarıdır.

Eckert (1984)[9] ve, Yabbari ve Goldstein (1978)[10] yaptıkları çalışmalarda bu değişkenlerin tek sıra, iki sıra ve çok sıralı soğutma deliği konfigürasyonlarında etkilerini incelemiş, elde ettikleri sonuçlar ile çeşitli korelasyonlar oluşturmuşlardır. Bu korelasyonlar;

𝜉 = [(𝑋 + 1.909𝐷)

𝑀𝑆 ] (𝑅𝑒2 𝜇2 𝜇)

−0.25

𝜂 = 1.9𝑃𝑟23 1 + 0.329𝜉0.8𝛽

𝛽 = 1 + (1.5)10−4(𝑅𝑒2 𝜇2

𝜇) 𝑠𝑖𝑛𝛼 𝑆 = 𝑛𝜋𝐷2

4𝑃

(31)

31

Yukarıda verilen korelasyonlar tek ve iki sıralı soğutma deliği konfigürasyonları için geliştirilmiş olup, çok sıralı konfigürasyonlar için Seller tarafından geliştirilen süperpoziyon hipotezi kullanılmaktadır.

1 − 𝜂𝑛 = ∏(1 − 𝜂𝑖)

𝑖=𝑛

𝑖=1

Yapılan çalışmaların çoğu adyabatik film kabulü ile yapılmış olup, adyabatik film etkenliği aşağıdaki gibidir;

𝜂𝑓 = 𝑇𝑔− 𝑇𝑎𝑤 𝑇𝑔− 𝑇𝑐

Tek sıra ve iki sıra soğutma konfigürasyonlarının ortalama film etkenliğine etkileri incelenmiş, sıra sayısındaki artışın ortalama etkenliğine katkısı bariz şekilde gözlenmiştir. (LeGrives ve Nicolas, 1977)[11]

Şekil 27. Sıra sayısı ile film etkenliğinin artması

(32)

32

DIŞ ORTAM ISI TRANSFER KATSAYISI

Dış akış ısı transferi katsayısı belirlenirken literatür taraması sonucunda düz levha ve silindir benzeşimleri üzerinde durulmuştur. TEI Çevrimiçi Eğitim Programı’nda gösterilen korelasyonlar çeşitli Nusselt ve Stanton korelasyonları ile karşılaştırılmış, sonuçların 5%’ten az değiştiği gözlemlenmiştir. Bunun sonucu olarak dış ortam ısı transfer katsayısı hesaplarında TEI tarafından verilen Nusselt korelasyonları kullanılmıştır.

Nusselt sayısı hesaplanırken 3 farklı kriter göz önüne alınmıştır. Durgunluk noktası (stagnation point), laminer akış ve türbülanslı akış için 3 farklı Nusselt korelasyonu kullanılmıştır. Bunlar sırasıyla;

𝑁𝑢𝑠𝑡𝑎𝑔 = 0.3 +0.62 × 𝑅𝑒𝐷0.5× 𝑃𝑟1/3 [1 + (0.4/𝑃𝑟)23]14

× [1 + ( 𝑅𝑒𝐷 282000)

5

8]45 𝑃𝑟 × 𝑅𝑒𝐷 ≥ 0.2

𝑁𝑢𝑙𝑎𝑚 = 0.332 × 𝑅𝑒𝑥0.5× 𝑃𝑟13 𝑁𝑢𝑡𝑢𝑟 = 0.0296 × 𝑅𝑒𝑥0.8× 𝑃𝑟13 Nustag: Durgunluk noktası Nusselt sayısı;

Nulam: Laminer bölge Nusselt sayısı;

Nutur: Türbülanslı bölge Nusselt sayısı;

Rex: Uzunluğa bağlı Reynolds sayısı;

Pr: Prandtl sayısını ifade etmektedir.

Laminer rejimden türbülanslı rejime geçiş momentum kalınlığı Reyndols sayısı kullanılarak tayin edilmiştir.

θ ≈ x ×0.664

√Rex

Re= ρθV μ

Burada Re≥ 300 olması durumunda akış laminer bölgeden türbülanslı bölgeye geçmektedir, Nusselt korelasyonu buna göre kullanılmaktadır.

Kanatçık boyunca farklı noktalarda hesaplanan Nusselt sayılarından aşağıdaki formül yardımıyla HTC ısı transfer katsayısına geçiş yapılmaktadır.

𝑁𝑢 = 𝐻𝑇𝐶 × 𝑘 𝑥

(33)

33

5.4 METAL SICAKLIĞI DAĞILIMI

Kanatçık boyunca 3 farklı kesitte toplam 120 noktada duvar sıcaklığı hesaplanmıştır. Emme ve basma taraflarındaki sıcaklık dağılımları ve değerleri aşağıdaki tablo ve grafiklerde gösterilmiştir. Veri noktaları veter boyuna oranlanıp verilmiştir. Sıcaklıklar Kelvin cinsindendir.

Şekil 28. 75% spanda veter boyunca sıcaklık dağılımı

Şekil 29. 50% spanda veter boyunca sıcaklık dağılımı

(34)

34

Şekil 30. 25% spanda veter boyunca sıcaklık dağılımı

(35)

35

Tablo 4. 3 kesitte hesaplanan dış duvar sıcaklığı değerleri (°K)

75% Span 50% Span 25% Span

Nokta Emme Basma Emme Basma Emme Basma

1 1055.88 924.1931 1066.094 946.9327 1032.955 924.6614 2 1140.499 905.8254 1184.902 927.0241 1141.414 906.2615 3 1096.114 887.6814 1136.354 907.1069 1096.943 888.0809 4 1072.97 873.6911 1111.116 891.7402 1073.756 874.0622 5 1055.548 864.0438 1092.159 881.1396 1056.302 864.3952 6 1040.212 857.1332 1075.47 873.5442 1040.938 857.4705 7 1234.609 852.1403 1286.897 868.0561 1235.69 852.4674 8 1230.736 848.9143 1282.762 864.5111 1231.812 849.2349 9 1227.167 847.1414 1278.872 862.5651 1228.236 847.4584 10 1223.837 846.3777 1275.1 861.7304 1224.897 846.6932 11 1220.187 845.9725 1270.913 861.2912 1221.236 846.2873 12 1217.431 846.6672 1267.866 862.0651 1218.474 846.9836 13 1214.5 986.8529 1264.581 1014.734 1215.536 987.4291 14 1211.726 993.5937 1261.479 1022.159 1212.756 994.184 15 1075.013 910.7231 1111.26 931.3942 1075.898 911.2108 16 1071.622 918.2094 1107.516 939.6372 1072.499 918.7137 17 1068.049 925.2323 1103.568 947.3896 1068.919 925.7522 18 1063.331 931.7585 1098.344 954.6235 1064.19 932.2933 19 1052.5 939.3455 1086.346 963.1084 1053.333 939.8985 20 965.1144 875.0972 990.4264 892.3112 965.7507 875.5069

(36)

36

6. SOĞUK AKIŞ TESTİ 1B SONUÇLARI

6.1 1B SONUÇLAR

SEYYALFLOW kodu verilen basınç oranlarında koşturulmuştur. Kütlesel debi sonuçları tablo 5’teki gibidir.

Tablo 5. 1B sonuçlar

Tamb [K] PR [-] P1 [Bar] P2 [Bar] MFR [g/s]

293.15 1.05 0.969 0.923 0.542

293.15 1.10 1.015 0.923 0.79

293.15 1.15 1.061 0.923 0.985

293.15 1.20 1.108 0.923 1.156

293.15 1.25 1.154 0.923 1.31

6.2 1B SONUÇLARIN VALİDE EDİLMESİ

Hesaplanan sonuçların valide edilmesi adına HAD analizleri koşturulmuştur. Şekil 31’de soğuk akış testleri için koşturulan analizin çözüm ağı görülmektedir. Çözüm ağından bağımsızlık çalışmaları yapılmış, y+ değerleri kontrol edilmiştir. Kalıntı (residual) 1e-04 enerji için 1e-06 ulaşınca analizler durdurulmuş, kütlesel debi ve y+ değeri de ayrıca plot ettirilip yakınsadıkları gözlenmiştir. Talep edildiği takdirde incelenmesi adına analizler TEI’ye gönderilebilir.

Şekil 31. Soğuk akış testi için oluşturulmuş çözüm ağı

(37)

37

4 farklı basınç noktasında HAD analizleri koşturulmuş, her seferinde kütlesel debinin SEYYALFLOW ile hesaplanan debiden tam olarak 28% daha az çıktığı görülmüştür. Bunun üzerine SEYYALFLOW koduna soğuk akış testleri için düzeltme katsayısı (correction factor) eklenmesine karar verilmiştir.

SEYYALFLOW’dan çıkan debi sonuçları 0.72 ile çarpılmış ve kütlesel debi ve deşarj katsayıları hesaplanmıştır.

6.3 NİHAİ SONUÇLAR

Deşarj katsayıları hesaplanırken TEI Çevrimiçi Eğitim Programı’nda verilen denklemler kullanılmıştır. Alan olarak ise serpantin pinfin giriş alanı alınmıştır.

𝐹𝑓𝑡 = √2𝛾

𝛾−1(𝑃𝑠

(2 𝛾) 𝑃𝑡𝑃𝑠

((𝛾+1)/𝛾)

𝑃𝑡 ) 𝑐𝐷 = 𝑚̇ √𝑅𝑇𝑡

𝐴𝐹𝑓𝑡𝑃𝑡

̇

A = 0.00007391 m2 𝛾 = 1.4

Bu durumda düzeltme faktörlü SEYYALFLOW kodunun verdiği çıktılar tablo 6’da verilmiştir.

Tablo 6. Soğuk akış testi tablosu

Tamb [K] PR [-] P1 [Bar] P2 [Bar] MFR [g/s] Cd [-]

293.15 1.05 0.969 0.923 0.39024 0.0526

293.15 1.10 1.015 0.923 0.5688 0.0543

293.15 1.15 1.061 0.923 0.7092 0.0554

293.15 1.20 1.108 0.923 0.8323 0.0562

293.15 1.25 1.154 0.923 0.9431 0.0571

(38)

38

ṁ = Cd A √2ρ∆P

Deşarj katsayılarının çok düşük çıkması sonucunda şüpheye düşülmüş, izentropik bağıntı ile oluşturulan deşarj katsayısı denkleminin hatalı olabileceği düşünülmüştür. Bunun üzerine yukarıdaki eşitlik ile de hesap yapılmıştır. Ancak sonucun değişmediği görülmüştür. Soğuk akış testleri için 1B olarak hesaplanan kütlesel debi ve deşarj katsayısı için nihai sonuçlar böyledir.

Hesaplanan sonuçlar ile, TEI Çevrimiçi Eğitim Programı’nda verilen boyutsuz kütlesel debi vs basınç oranı grafiği çizdirilmiştir. Sıcak akış durumundaki boyutsuz kütlesel debi ve basınç oranı şekil 32’de gösterilmiştir.

Şekil 32. Boyutsuz kütlesel debi vs basınç oranı

Sıcak akış durumunda 1.06 basınç oranı ile hesap yapıldığında noktanın düzeltme faktörlü SEYYALFLOW çıktısına neredeyse tam oturduğu görülmektedir. Bu durum düzeltme faktörünün gerekli olduğu ve doğru kullanıldığını göstermektedir.

(39)

39

7. HAD ANALİZİ

7.1 HAD ANALİZİ HAZIRLIĞI

Çözüm Ağı Bilgileri

HAD analizleri için çözüm ağından bağımsızlık çalışmaları sonucunda elde edilen çözüm ağının verileri aşağıdaki tablo 7’deki gibidir (Türkçe karşılıkları anlam karışıklığına sebep olabileceğinden veriler İngilizce kullanılmıştır).

Tablo 7. Çözüm Ağı Verileri

Çözüm Ağı Verileri

Eleman Sayısı 6166572

Size Function Proximity and Curvature

Relevance Center Fine

Max Face Size 4.00E-03

Patch Conforming Method

Tetrahedrons

Max Skewness 0.92363

Average Skewness 0.2501 Max Aspect Ratio 1528.2 Average Aspect Ratio 22.795

Çözüm ağı ANSYS Workbench’te oluşturulduktan sonra FLUENT 18.2 yazılıma aktarılmış ve orada polyhedral çözüm ağına dönüştürülmüştür. Bu işlem sonrası eleman sayısı 4697400 olmuştur.

Şekil 33. Workbench çözüm ağı (akış hacmi ile beraber)

(40)

40

Şekil 34. Workbenchte oluşturulmuş çözüm ağı (yalnız kanatçık)

Şekil 35. FLUENT polyhedral çözüm ağı (akış hacmi ile beraber)

(41)

41

Şekil 36. FLUENT polyhedral çözüm ağı (yalnız kanatçık yakınlaştırılmış görüntü)

Çözüm ağı oluşturulurken kanatçık iç yüzeylerinde farklı boyutlarda yüzey boyutlandırmaları verilmiştir. Maksimum eleman boyutu 4 milimetre iken yüzeylere 0.25 mm ve 2 mm arasında değişen çeşitli yüzey boyutlandırmaları ve kanatçık gövdesine 0.2 mm’lik bir gövde

boyutlandırması verilmiştir. Ayrıca y+ değerlerini sağlamak için (k omega-SST modeli kullanılmak üzere) çeşitli sınır tabaka (inflation) özellikleri verilmiştir. Örnek olarak film deliklerine şekil 37’deki ayarlarda sınır tabaka verilmiştir.

Şekil 37. Örnek inflation ayarları

Oluşturulan çözüm ağı ile HAD analizleri yapıldığında gerekli yakınsama değerlerine ulaşılmış ve istenilen y+ değerlerini sağlamıştır.

(42)

42

7.2 HAD ANALİZİ AYARLARI VE SONUÇLARI

HAD Analizi ve Sonuçları

HAD analizi için ANSYS/FLUENT 18.2 yazılımı kullanılmıştır.

Setup kısmında;

-Pressure Based Solution, -Coupled Solver,

-k-omega SST turbulance model,

-Residuals: 10-4 (10-6 for energy equation), Ayarları kullanılmıştır.

Viskozite, ısıl iletkenlik ve cp değerleri NIST verilerinden çekilmiş ve piecewise-linear olarak girilmiştir.

Bölgelerin maksimum ve ortalama y+ değerleri aşağıdaki gibidir.

Tablo 8. y+ değerleri

Bölgeler y+ Değerleri (max) y+ Değerleri (ort)

Kanatçık Yüzeyi 1.2819831 0.45196826

Film Delikleri 1.9469684 0.66393303

Pinfin 3.2137301 0.48355459

Serpantin 1.4448817 0.16134809

HAD analizine sınır şartı olarak girilen giriş statik basıncı akış fonksiyonu (flow function) ile hesaplanmıştır. Girişte parabolik sıcaklık profili kullanılmıştır. Bu profil 1400 K minimum 1780 maksimum ve 1652 K ortalama sıcaklık ile şartları karşılamaktadır. Giriş sıcaklık profilinin oluşturulmasına dair literatür taraması ve örneği dış sıcaklık sınır şartlarının hesaplanması Bölüm 5’te verilmiştir. Giriş sıcaklık profili kontürü şekil 38’deki gibidir.

Şekil 38. Giriş parabolik sıcaklık profili

(43)

43

Kanatçık etrafına akış hacmi oluştururken literatür taraması yapılmış ve uygun oranlar kullanılmıştır. Periyodik sınır şartı kullanılmıştır. Akış hacmi aşağıdaki örnekteki gibi oluşturulmuş ve sınır şartları verilmiştir.

Şekil 39. Akış hacmi örneği (Gorgulu, Gumusel, Akmandor, ASME, 2012)[3]

Akış hacmi oluşturulup gerekli sınır şartları verildikten sonra analiz verilen hata oranlarına ulaşılana kadar çözdürülmüştür. Girişteki toplam kütle debisi, soğutma havası debisi ve toplam basınç değerlerindeki hata payları aşağıdaki tabloda verilmiştir. Akış boyunca toplam basıncın 1.89% düştüğü görülmüştür.

Tablo 9. Hata oranları

Veri 1 Boyutlu

Analiz/Sınır Şartı

HAD Analizi Hata Oranı

%

Soğutma Havası Debisi (kg/s) 0.00454 0.004499473 0.892674009 Girişteki Toplam Hava debisi

(kg/s)

0.136 0.13508757 0.670904412

Çıkış Toplam Basınç (Pa) 1180000 1157601 1.898220339

Giriş toplam basıncı 1180000 Pa ve giriş statik basıncı 1174121.2 Pa olarak verilmiştir.

Kanatçık yüzeyi sıcaklık kontürü değişik açılardan aşağıdaki gibidir.

(44)

44

Şekil 40. Kanatçık sıcaklık konturu 1

Şekil 41. Kanatçık sıcaklık konturu 2

(45)

45

Şekil 42. Kanatçık sıcaklık konturu 3

Kanatçık yüzeyinde 25%, 50% ve 75% spanlarda veter boyunca seçilmiş 40 farklı noktadan alınan sıcaklık değerleri aşağıda grafik olarak verilmiştir. Örnek olarak 50% span için veter boyunca ortalama sıcaklık, HAD analizinde, emme kenarı için 1198.06 °K, basma kenarı için ise 1147.85 °K, toplamda 1172.95 °K’dir.

HAD analizleri kanatçık yüzeyindeki maksimum sıcaklık değerinin 1327.90 °K olduğu görülmüştür. 50% spandaki ortalama sıcaklık değeri ise 1172.95 °K’dir. Kullanılan soğutma havası 4.49 gr/s olup, şartname isterleri sıcaklık ve debi açısından hem 1B hem de 3B analizlerde sağlanmıştır.

Kanatçığın ortalama sıcaklığı 1184.21 °K’dir. Bu durumda ortalama soğutma etkinliği 0.461, minimum soğutma etkinliğinin 0.303 olduğu görülebilir.

SEYYALCOOL kodundan gelen ile HAD analizinden okunan sıcaklık değerlerinin grafik halinde karşılaştırılması her bir span kesiti için aşağıda verilmiştir.

(46)

46

Şekil 43. 50% span 1B hesap ve HAD analizi karşılaştırması

Şekil 44. 75% span 1B hesap ve HAD analizi karşılaştırması

(47)

47

Şekil 45. 25% span 1B hesap ve HAD analizi karşılaştırması

8. ÖMÜR HESABI

8.1 GERİLME HESABI DETAYLARI

ANSYS Static Structural Modülü üzerinden gerilme analizi yapılmıştır. Elde edilen değerler ömür hesabında kullanılmıştır. İlk aşamada FSI ile HAD analizinden gelen sıcaklık ve basınç değerleri Static Structural’a aktarılmış, lakin bazı numerik hatalardan dolayı analiz gerçekleştirilememiştir. Bunun üzerine HAD analizleriyle belirlenen 1184 °K kanatçık ortalama sıcaklığı girdi olarak verilmiştir.

Malzeme Verileri

Gerilme analizi için Elastisite Modülü, Termal Genleşme Katsayısı, Poisson Oranı ve yoğunluk analizimiz için yeterlidir. Belirtilen değerler aşağıdaki tabloda gösterilmiştir.

Tablodaki değerler ilgili referanslardan çekilmiştir.

Tablo 10. Malzeme verileri

Elastisite Modülü E= 253900- 107,8*T(Celcius) MPa[12]

Termal Genleşme Katsayısı 1,28* 10-5[13]

Poisson Oranı 0,3[12]

Yoğunluk 8,54 g/cm3[12]

Gerilme analizinde kullanılan sınır şartları:

1. Kanatçığın tip yüzeyinde sürtünmesiz mesnet (Frictionless Support)

(48)

48

2. Kanatçığın tip yüzeyinde firar kenarı ile tip yüzeyinin kesişiminde noktasal ankastre mesnet(fixed support). ( Bıçağı analiz uzayında sabitlemek için)

3. Sıcaklık 1184 ˚K Analiz Sonucu

Maksimum gerilme: 137,44 Mpa

Kanatçığımız termal yük altında mukavemet açısından oldukça güvenli bir aralıktadır.

Şekil 46. Kanatçığa verilen sıcaklık sınır şartı

Şekil 47. Sınır şartları

(49)

49

Şekil 48. Gerilme dağılımı

Şekil 49. Gerinim (Strain) dağılımı

(50)

50

Şekil 50. Çözüm ağı Aspect Ratio değeri

8.2 ÖMÜR HESABI DETAYLARI

Kanatçığın ömür hesabında ANSYS üzerinden elde edilen maksimum gerilme değeri ve Marm- 247’ye ait Larson-Miller Parametresi grafiği kullanılmıştır. Gerilme dağılımı incelendiğinde gerilmenin sadece bir noktada yoğunlaştığı görülmüştür. Oluşan bu gerilme yoğunlaşmasının sebebi takımımızca numerik bir hata olarak yorumlanmıştır. Buna rağmen ömür hesabında yerine konan bu değer kanatçığın ömür açısından güvenli bir aralıkta olduğunu göstermektedir.

Çalışmamızda TEI Çevrimiçi Eğitim Programı’nda gösterilen Larson-Miller Parametresi kullanılmıştır.

Gerilme değeri olarak ANSYS Static Structural modülünden elde edilen sonuç kullanılmıştır.

(51)

51

σ=137,43 Mpa

Sıcaklık(T)= 1103˚K (gerilmenin yoğunlaştığı noktadaki sıcaklık) LMP=3e-11σ4-7e-08σ 3+6e-05σ2-0.0308σ +30,519

LMP= 27,25611

LMP=T*(20+logt)*10-3 t: Ömür(saat)= 51391 saat

Kanatçığımızın ömür değeri 51391 saat olarak bulunmuştur.

9. SONUÇLAR

Rapor oldukça uzun olduğu için Bölüm 9. Sonuçlar kısmının oluşturulması elzem

görünmüştür. Şartnamede istenilenler ve raporda gösterilen sonuçlar karşılaştırmalı olarak aşağıdaki tabloda gösterilmiştir.

Tablo 11. Sonuçlar

İster Şartnamede istenen Hesaplanan Sonuç

Toplam soğutma debisi 11.2 gr/s 4.49 gr/s Sağlandı

Maksimum sıcaklık 1400 °K 1327.9°K Sağlandı

50% spandaki ortalama sıcaklık

1250°K 1172.95°K Sağlandı

Ömür 5000 saat 53391 saat Sağlandı

BFM 1.011 1.026-1.016 Sağlandı

Tablo 11’de de görüldüğü gibi şartnamede verilen bütün isterler sağlanmıştır.

5 aylık çalışmanın sonucu olarak kavramsal tasarım raporunu teslim ediyoruz. Yarışmayı düzenleyen TEI ve T3 Vakfı yetkililerine teşekkürü borç bilmekteyiz, takımımız adına oldukça faydalı bir yarışma olduğunu ifade etmek istiyoruz. Teşekkürler.

(52)

52

10. REFERANSLAR

[1] Turner, E. R., Wilson, M. D., Hylton, L. D., & Kaufman, R. M. (1985). Analytical and experimental evaluation of surface heat transfer distributions with leading edge showerhead film cooling. Allison Gas Turbine Division General Motors Corporation Indianapolis, Indiana.

[2] Thulin, R. D., Howe, D. C., & Singer, I. D. (1982). Energy efficient engine high-pressure turbine detailed design report.

[3]Gorgulu, I., Gumusel, B., & Akmandor, I. S. (2012, June). Conjugate Heat Transfer Analysis of Internally Cooled Turbine Blade. In Turbo Expo: Power for Land, Sea, and Air (Vol. 44700, pp. 377-386). American Society of Mechanical Engineers.

[4]Halila, E. E., Lenahan, D. T., & Thomas, T. T. (1982). Energy efficient engine high pressure turbine test hardware detailed design report.

[5]Walsh, W. S., Thole, K. A., & Joe, C. (2006, January). Effects of sand ingestion on the blockage of film-cooling holes. In Turbo Expo: Power for Land, Sea, and Air (Vol. 4238, pp.

81-90).

[6]Gritsch, M., Schulz, A., & Wittig, S. (1998). Discharge coefficient measurements of film- cooling holes with expanded exits.

[7] Armstrong, J. E. F. F. R. E. Y., & Winstanley, D. A. V. I. D. (1988). A review of staggered array pin fin heat transfer for turbine cooling applications.

[8]RIDDLEBAUGH, S., & NORGREN, C. (1983, January). Effect of broad properties fuel on injector performance in a reverseflow combustor. In 21st Aerospace Sciences Meeting (p.

154).

[9]Eckert, E. R. G. (1984). Analysis of film cooling and full-coverage film cooling of gas turbine blades.

[10] Jabbari, M. Y., & Goldstein, R. J. (1978). Adiabatic wall temperature and heat transfer downstream of injection through two rows of holes.

[11]LeGrives, E., & Nicolas, J. J. (1978). New computation method of turbine blades film cooling efficiency. AGARD High Temp. Probl. in Gas Turbine Eng. 12 p(SEE N 78-21118 12-07).

[12] Bridley,K.A(2014), Thermomechanıcal Fatıgue Of Mar-M247: Extensıon Of A Unıfıed Constıtutıve And Lıfe Model To Hıgher Temperatures, Georgia Institute of Technology

[13]Tra, T. H., Sakaguchi, M. (2016). High cycle fatigue behavior of the IN718/M247 hybrid element&nbsp;fabricated by friction welding at elevated temperatures. Journal of Science:

Advanced Materials and Devices

(53)

53

11. EKLER

https://drive.google.com/drive/folders/1hdi8holjcQeJCb2xWMKanOJjC54u2JPA?usp=sharing Üstteki link vasıtasıyla SEYYALCOOL ve SEYYALFLOW kodu ile CAD modele erişebilirsiniz.

12. ŞEKİLLER

Şekil 1. Soğutma tasarımlarını yıllara göre değişimi (Rolls Royce) ... 6

Şekil 2. NASA C3X kanatçığı (NASA CR-174827)[1] ... 8

Şekil 3. NASA E3 Pratt & Whitney tarafından geliştirilen kanatçık (NASA CR-165608)[2] ... 8

Şekil 4. Çarpma ile soğutma içeren tasarım varyasyonumuz ... 9

Şekil 5. Çarpmasız örnek tasarım (Gorgulu, Gumusel ve Akmandor (2012)) ... 9

Şekil 6. Yeni serpantin tasarımı ... 10

Şekil 7. Kanatçık soğutma ... 11

Şekil 8. Serpantin pinfin üstten görünüş... 11

Şekil 9. Firar kenarı pinfin ... 12

Şekil 10. Film delikleri ... 12

Şekil 11. Deşarj delikleri ... 13

Şekil 12. Kademe NGV delik boyutları ve sayısı (NASA CR-167955 (1982))[4] ... 14

Şekil 13. Kullanılan akış parametresi denklemi ... 14

Şekil 14. Kum standartlarına göre akış parametresinde düşüş ... 15

Şekil 15. Testte kullanılan kumların maruz kaldıkları sıcaklıklara göre formları ... 15

Şekil 16. Sıcak durumda yapılan testlerde akış parametresi düşüşü ... 16

Şekil 17. Veter boyunca toplam 40 noktada ayrıklaştırma yapılmıştır ... 17

Şekil 18. 1B Akış ağı ... 18

Şekil 19. Dış akış hızına ve basınç oranlarına göre cd değerleri (Gritsch, Schulz ve Witting, 1998) ... 19

Şekil 20. SEYYALFLOW kod yapısı ... 20

Şekil 21. BFM kontrolü yapan kod parçası ... 22

Şekil 22. Pattern Factor eğrisi (NASA Technical Memorandum 83013 AIAA-83-0154)[8] ... 24

Şekil 23. Girişte span boyunca kelvin cinsinden sıcaklık profili ... 24

Şekil 24. Isı transferi elektrik benzeşimi ... 27

Şekil 25. SEYYALCOOL kodu yapısı ... 28

Şekil 26. SEYYALCOOL kodu yapısı ... 29

Şekil 27. Sıra sayısı ile film etkenliğinin artması ... 31

Şekil 28. 75% spanda veter boyunca sıcaklık dağılımı ... 33

Şekil 29. 50% spanda veter boyunca sıcaklık dağılımı ... 33

Şekil 30. 25% spanda veter boyunca sıcaklık dağılımı ... 34

Şekil 31. Soğuk akış testi için oluşturulmuş çözüm ağı ... 36

Şekil 32. Boyutsuz kütlesel debi vs basınç oranı ... 38

Şekil 33. Workbench çözüm ağı (akış hacmi ile beraber) ... 39

Şekil 34. Workbenchte oluşturulmuş çözüm ağı (yalnız kanatçık) ... 40

Şekil 35. FLUENT polyhedral çözüm ağı (akış hacmi ile beraber) ... 40

Şekil 36. FLUENT polyhedral çözüm ağı (yalnız kanatçık yakınlaştırılmış görüntü) ... 41

Şekil 37. Örnek inflation ayarları ... 41

Şekil 38. Giriş parabolik sıcaklık profili ... 42

(54)

54

Şekil 39. Akış hacmi örneği (Gorgulu, Gumusel, Akmandor, ASME, 2012)[3] ... 43

Şekil 40. Kanatçık sıcaklık konturu 1... 44

Şekil 41. Kanatçık sıcaklık konturu 2... 44

Şekil 42. Kanatçık sıcaklık konturu 3... 45

Şekil 43. 50% span 1B hesap ve HAD analizi karşılaştırması ... 46

Şekil 44. 75% span 1B hesap ve HAD analizi karşılaştırması ... 46

Şekil 45. 25% span 1B hesap ve HAD analizi karşılaştırması ... 47

Şekil 46. Kanatçığa verilen sıcaklık sınır şartı ... 48

Şekil 47. Sınır şartları ... 48

Şekil 48. Gerilme dağılımı ... 49

Şekil 49. Gerinim (Strain) dağılımı ... 49

Şekil 50. Çözüm ağı Aspect Ratio değeri ... 50

13. TABLOLAR Tablo 1. 1B akış ağı çözüm sonuçları ... 21

Tablo 2. Mach cinsinden hız değerleri ... 23

Tablo 3. %50 Span İçin Adyabatik Duvar Sıcaklıkları ... 26

Tablo 4. 3 kesitte hesaplanan dış duvar sıcaklığı değerleri ... 35

Tablo 5. 1B sonuçlar ... 36

Tablo 6. Soğuk akış testi tablosu ... 37

Tablo 7. Çözüm Ağı Verileri ... 39

Tablo 8. y+ değerleri ... 42

Tablo 9. Hata oranları ... 43

Tablo 10. Malzeme verileri ... 47

Tablo 11. Sonuçlar ... 51

Referanslar

Outline

Benzer Belgeler

Bu rotor sistemi geleneksel helikopterlerde ana rotor sisteminin gövde oluşturduğu torku nötrlemek için kullandıkları kuyruk rotoruna ihtiyacı ortadan kaldırır ve bu

2.1.4.ROKETSAN UMTAS Anti-Tank Füzesi ve Havadan Havaya Füze: Yük bırakılma durumunda çevrede olabilecek tehditlere karşı korunmak ve savunmak için 6 (3x2) adet

Araç tam otonom olup, karadaki seyir halinde trafik ışıklarını, yayaları ve diğer araçları algılaması, havada ise iniş ve kalkış için gerekli yolcu

Bir diğer önemli nokta ise pilotun havada hem karada görüş açısının fazla olması için kabinin oturma seviyesinin üzeri komple şeffaf olarak

Uçan arabamız, neredeyse sıfır enerji tüketimi ile Kuantum Havada Süzülmesine (Quantum Levitation) göre hareket eden, güneş ve rüzgardan elde edilen doğa ile dost

Elde edilen sonuca göre motor çıkış gücü ile helikopterin gerekli toplam gücü için çizilen iki grafik 400 km/sa’lik hız değerinden daha büyük bir

Aracın hava itki motorları, motor sürücüleri ve kontrol kartları sıvı soğutma sistemi ile soğutu- lurken; kara motorları hava soğutma sistemi ile soğutulacaktır.. Aracın

Bu projede bazı dış sınır şartları hesaplamalarını gerçekleştirebilme adına çeşitli kabuller yapılmış olup, bu kabuller aşağıda verilmiştir. A)