Ảnh hưởng của dòng khí không ổn định đến sự hình thành giọt nhiên liệu từ vòi phun trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ Tuabin phản lực

Ảnh hưởng của dòng khí không ổn định đến sự hình thành giọt nhiên liệu từ vòi phun trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ Tuabin phản lực

NGHIÊN CỨU

TRAO ĐỔI

1 BẶT VẤN ĐỀ

Để tăng lực đẩy trên các động cơ tuabin

phần lực, thường tổ chức quá trình cháy bổ sung

bằng việc lắp đặt buồng đốt tăng lực bố trí sau

tuabin Buồng đốt tăng lực gồm buồng tạo hỗn

hợp hoà trộn nhiên liệu với dòng sản phẩm cháy

sau tuabin và buồng lửa xảy ra quá trình cháy

Trên các động cơ tuabin phản lực hiện nay,

các vòi phun nhiên liệu bố trí trong buồng tạo hỗn

hợp của buồng đốt tăng lực thường là các vòi

phun lỗ đơn có kích thước lỗ trong khoảng 0,1 +

1,0mm, với áp suất phun khoảng 30 + 40at như

động cơ P28 - 300, động cơ J85, tạo thành các tia

phun ngược dòng, xuôi dòng hoặc vuông góc với

dòng khí hay kết hợp cả xuôi ngược và vuông góc

trong điều kiện môi trường dòng khí có nhiệt độ

cao khoang 650 + 750°c và tốc độ lớn khoảng 180

+ 210m/s [1][2] Cách bố trí các vòi phun và việc

tổ chức phun nhiên liệu nhằm đảm bảo sự phân

bố nhiên liệu đồng nhất tại mỗi thiết diện ngang

của buồng tạo hỗn hợp được xác định theo các

kết quả thực nghiệm và hiện còn thiếu những

nguyên lý nền tẳng về tổ chức quy trình phun

trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động

cơ tuabin phản lực [1]J2j[3]

._ Từ đặc điểm và điều kiện làm việc của vòi

phun trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng

lực, có thể nhận biết quá trình tạo hỗn hợp cháy

trong buồng đốt tăng lực gồm quá trình phun

nhiên liệu thành tia nhỏ, phân huỷ tia nhiên liệu

thành những giọt nhổ phân tán đều trong dòng

khí và quá trình bay hơi của những giọt nhỏ

[1]2] Nhờ quan niệm như vậy có thể sử dụng lý

thuyết vòi phun lỗ đơn kết hợp với quan niệm

tính không ổn định khí động tăng cường trao đổi

nhiệt khối để giải bài toán ảnh hưởng của môi

trường dòng khí không ổn định đến sự hình

thành giọt nhiên liệu phun ra từ vòi phun trong

buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ

tuabin phan luc [3][4][5]

KH&CNN - 78*11/2007*3

ANH HUONG Cda DONG KHi KHONG ON DINH

DEN SU HÌNH THÀNH GIOT NHIEN LIEU TU VOI PHUN TRONG BUONG

TAO HON HOP BUONG DOT TANG LUC DONG CO TUABIN PHAN LUC

Th.S TRAN TRUNG SON, PGS.TS LE CONG CAT

Học viện Kỹ thuật Quân sự

2 SY HINH THANH GIOT NHIEN LIEU TRONG BUGNG TAO HON

HOP BUONG BOT TANG LUC DONG CO TUABIN PHAN LYC Buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ

tuabin phản lực có bổ trí nhiều vòi phun lỗ đơn đặt

cách nhau một khoảng cách đủ lớn so với kích

thước lỗ vòi phun trên một thiết diện ngang cho phép giả thiết rằng các dòng nhiên liệu phun ra từ

các vòi phun hoạt động độc lập với nhau trong môi

trường dòng khí Dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp bao gồm dòng cơ bản và dòng nhiễu, nếu

dòng nhiễu phát triển gia tăng về độ lớn biên độ thì

dòng khí mất ổn định Ngược lại nếu dòng nhiễu bị

tiêu tán trong dòng cơ bản thì dòng khí được coi là dòng ổn định Trong điều kiện tác động của dòng

khí, dòng nhiên liệu chịu tác dụng của các lực như

lực áp suất, lực căng bề mặt, lực quán tính và lực nhớt Các lực này phá vỡ cấu trúc dòng nhiên liệu

và phân huỷ thành những giọt nhỏ Để đánh giá mức độ tác động của dòng khí đến sự hình thành giọt nhiên liệu, cần nghiên cứu trường hợp dòng nhiên liệu trong dòng khí mất ổn định và trường hợp dòng nhiên liệu trong dòng khí ổn định

2.1 Dòng nhiên liệu trong dòng khí mất

én dinh

Để đơn giản, xét dòng nhiên liệu là dòng khối

phẳng tạo thành dải nhiên liệu, được giới hạn bởi bề mặt trên và bề mặt dưới với bề dày h, mỗi dải nhiên liệu có dòng khí bao quanh Khi dòng

khí mất ổn định tạo nhiễu tương tác với dải nhiên liệu, làm cho dải nhiên liệu mất ổn định có

dạng hình sin, chuyển động với biên độ bề mặt

trên và biên độ bề mặt dưới là y; và y;, bề mặt giới hạn của dòng khí cách bề mặt không bị

nhiễu của dải nhiên liệu một đoạn y(hình 1)

Nhờ mô hình như vậy có thể xác định được

các lực tác dụng vào dải nhiên liệu để phân huỷ

thành giọt theo lý thuyết N.Dombrowski và

W.R.Johns [5][6]

Dòng khí không ổn định chuyển động dưới dạng sóng hình sin gây ra tốc độ cục bộ của dong khi theo phương y, có dạng:

Hình 1.Mô hình dải nhiên liệu trong dòng khí buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực

động cơ tuabin phản lực

* ay và chuyển động dọc theo trục x với vận tốc W,:

ở đây ô là độ lệch của dòng khí tính theo bề

mặt không bị nhiễu, ® là nguyên hàm hàm thế ọ

Theo Euler, gradien áp suất của dòng khí có

quan hệ với sự biến thiên vận tốc dọc theo trục y:

“pay at dyat?

Dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp có tốc độ

ứng với số Mach M < 0,3 nên xem dòng là

không bị nén (p = const) [4] Tích phân,phương

trình (3) nhận được:

Quan hệ giữa gradien áp suất với sự biến

thiên tốc độ của dòng khí dọc theo trục x:

p ox at

Tích phân phương trình (5) và từ phương

trình (4) nhận được:

eo

Khi bổ qua tính nén chuyển động của dòng khí

trong buồng tạo hỗn hợp là chuyển động thế với

hàm thế ọ được xác định bởi hàm Laplace [7][8]:

2,

ôx? ay?

với @=o@(y)là biên độ của hàm dòng, n= 2/2 là số sóng, ^ là bước sóng.Từ phương trình (9) và phương trình (7) nhận được:

2o 20 _

ox? = dy?

Nghiệm của phương trình (10) có dạng:

(11) Kết hợp phương trình (9) và (11) nhận được:

@= ọạ.e'ữ n)y gin(x-W) (12)

Thay ọ vào phương trình (8) và lấy tích phân

hàm ® nhận được:

là

ÿ=qu.etnv

Po imx-l

ẲẰ@= ———e"t W,t) „(my

Đồng thời từ phương trình (2) xác định được

hàm độ lệch 8:

cao

(13)

= A) nto giteny — 19> pints) piiny

(14)

Kết hợp phương trình (4) với phương trình (13) nhận được giá trị áp suất của dòng khí lên

bề mặt dải nhiên liệu:

¬ :

"1 Fe

(45)

Từ phương trình (14) và (15) nhận được:

Xét một phân tố dải nhiên liệu chiều dài dx

(hình1), lực do áp suất tác động lên phân tố diện

tích ds = z.dx ở bề mặt trên và bề mặt dưới của

dải nhiên liệu theo phương trình (16) lần lượt là:

F;;= -onW2ðzdx

ở đây F„ là lực do áp suất dòng khí tác động

lên một phân tố diện tích bề mặt trên dải nhiên

liệu Độ lệch ô tính từ vị trí trục x là y;, độ lệch

tính từ điểm không bị nhiễu là y=y,-h/2, do đó:

„= -pnWZ(y¡ - h/2).zdx=-pnW2y.zdx

Nếu gọi lực do áp suất dòng khí tác động lên

một phân tố diện tích bề mặt dưới của dải nhiên

liệu là F;¿, tương tự sẽ có:

Fy =—pnW? [» + 2} =—ønW^(~y)zảk

= mW}yzdy

Như vậy tổng lực áp suất tác động lên bề mặt

trên và dưới của một phân tố diện tích dải nhiên

liệu là:

Fg= Fạ¿ - F„ = 2pnW2.y.zdx

Lực căng bề mặt trên chiều dài dx là:

(17)

F,=2.(202.%).ax =202 4.x (18)

Lực quán tính gây ra bởi sự thay đổi mô men

động lượng của phân tố nhiên liệu được xác

định bởi:

Fy = ~ Spaeth 2) = “Pn + Sp ax

(19)

ở đây Fạ là lực quán tính của phân tố nhiên

liệu trên chiều dài dx, h là độ dày của dải nhiên

liệu phun, pm là mật độ của nhiên liệu

Khai triển ta được:

3*y

Tương tự nhận được lực nhớt:

3y

KH&CNN - 78*11/2007*5

Lực tổng hợp tác dụng lên phân tố dải nhiên liệu:

Điều kiện cân bằng cho một phân tố dải

nhiên liệu dưới tác động của dòng khí là F; = 0

Thay các giá trị F,, F„, F„, F„ trong các phương

trình (17), (18), (20) và (21) vào phương trình (22) và cho bằng 0 nhận được:

ory az

ở

2m 2y+20 2 Ph a + Hie a 7 ay 0 (23)

Dòng khí bị nhiễu mất ổn định dao động dưới

dạng hình sin dọc theo trục x được mô tả bởi phương trình:

với T là biên độ dao động của dòng khí dọc theo chiều dài buồng tạo hỗn hợp buồng đốt

tăng lực, biên độ T là một hàm phụ thuộc vào

thời gian T = T(), n là số sóng, š là góc pha ban đầu Tính các giá trị Ê⁄ ŸY _Ê`#_ từ phương

ôx? `ôt? `ôtôx?

trình (24), sau đó thay vào phương trình (23) nhận được:

2.pnW£.T- 2ø/?T - pune - whe =0 (25)

Goi f = In(T/T,) la mite gia tang bién độ ở thời

điểm t thì:

với Tạ biên độ dao động tại thời điểm † = 0

Thay T từ phương trình (26) vào phương trình (25) và lấy đạo hàm, nhận được:

2onW? -20n? - p,h} Z| - phn? Z=0 pn? -20n et Z) un (27) (27

Bỏ qua đạo hàm bậc 2 trong phương trình

(27), nhận được:

=

2.pnW‡ - 2øn?~ oan( 2) - whe =0 (28)

ot

Goi q = a là tốc độ gia tăng biên độ dao động

của dòng khí, từ phương trình (28) nhận được: 2.pnW? - 2øn?— pạ.hq? —- uhn?2q=0 (29)

Phương trình (29) cho phép xác định được số

sóng n và tốc độ gia tăng biên độ q của dòng khí mất ổn định khi tương tác với dải nhiên liệu Bây giờ xem xét dải nhiên liệu bị phân rã dưới tác động của dòng khí không ổn định

chuyển động dưới dạng sóng hình sin trong buồng tạo hỗn hợp Dòng nhiên liệu khi phun ra

khỏi vòi phun lỗ đơn dưới một áp suất phun nhất định, các phần tử nhiên liệu một số chuyển động theo dòng, số khác chuyển động theo

phương ngang và đặc trưng của quá trình phun

nhiên liệu từ vòi phun có thể được mô hình hoá

theo hình 2 [5]I6]

Hình 2 thể hiện cơ chế phân rã của dải nhiên

liệu dưới sự tác động của dòng khí chuyển động

dưới dạng sóng trong buồng tạo hỗn hợp Dải

nhiên liệu phun có dạng hình sin, có các điểm lồi

lõm trong dải Chừng nào biên độ sóng đạt được

giá trị tới hạn thì dai nhiên liệu bị bẻ gãy tại những

điểm lồi lõm; khi đó các phần tử nhiên liệu không

còn đủ sức liên kết với nhau thành một khối mà bị

gãy thành các phân dải; chiều dài phân dải tương

ứng với một nửa độ dài bước sóng 2/2 Sau khí

phân rã thành phân dải; chúng bị co lại bởi ứng

lực bề mặt và tạo thành sợi phân dải, các sợi phân

dải này lại bị tác động bởi các sóng lan truyền

theo phương ngang rồi bị gãy vụn, vỡ thành các

giọt nhiên liệu

Để tính toán kích thước giọt nhiên liệu có thể

xem sgi phan dai nhiên liệu tương đương sợi

dạng hình trụ đường kính D, Gọi bề rộng phân

dải là I„ bể dày là h (hình 2) Khi đó khối lượng

nhiên liệu chứa trong thể tích sợi hình trụ là:

D2 Pais = Pos le (30)

6 day V, la thé tích phân dải nhiên liệu; D,

đường kính sợi phân dải nhiên liệu Lượng nhiên

liệu nay, cũng là lượng nhiên liệu chứa trong

phần thể tích thực của phân dải xác định theo

các kích thước nửa chiều dài bước sóng và bể

dày h tại thời điểm bẻ gãy:

À

Theo phương trình cân bằng khối lượng, từ

(30) và (31) nhận được:

nD?

Poi Je = Pa Be:

hay: p-3^*n- 4h -4h

2n 2x2 on

nhận được:

n Giá trị h và n được xác định từ phương trình (29) Trong trường hợp đơn giản bỏ qua tính nhớt của nhiên liệu u=0, từ phương trình (29)

nhận được:

2.p.nV2 - 2onˆ— pạ.hq? =0

do đó:

g=n-2, [2 (pw2n-on?) (33)

Par

Nếu kể đến tính nhớt của nhiên liệu u z 0,

giải phương trình (29) với đẩy đủ các thành phần lực, mối quan hệ giữa mức gia tăng biên

độ f và số sóng n trong trường hợp không tính

đến nhớt (u = 0) và khi tính đến nhớt (u # 0) được trình bày trên hình 3 [5]

Từ hình 3 nhận thấy ở miền số sóng nhỏ (0 <n < n,) mối quan hệ của mức gia tăng biên

độ f với số sóng n của dòng khí tác động vào dải nhiên liệu nhớt và không nhớt là như nhau;

hiệu quả nhớt chỉ phát huy khi số sóng n có giá trị lớn (n > n,) Miền có số sóng nhỏ là miền sóng nhiễu khí động lan truyền theo dòng khí

{8],I91.110] Trong mién nay theo hinh 3 vai tro tác động của nhiễu với dòng nhiên liệu không phụ thuộc vào tính nhớt Điều đó cho phép đơn giản hóa việc tính toán kích thước giọt nhiên liệu

theo điều kiện không nhớt khi nghiên cứu dòng nhiên liệu trong dòng khí của buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ tuabin phản lực

Tác động sóng gia tăng của

dong khí vào dải nhiên liệu phân dải

Phân rã thành Phân rã thành Hình thành giọt

sợi và đứt gãy nhiên liệu Hình 2 Mô hình phân rã của dải nhiên liệu thành giọt dưới tác động của nhiễu trong dòng khí

không ổn định theo Dombrowski

Chất lỏng không nhớt

Chất lỏng

hot

0 n

Hình 3 Mối quan hệ giữa tốc độ gia tăng biên độ

với số sóng của chất lỏng nhớt và không nhớt

Lấy tích phân phương trình (33) nhận được:

'

fs L2 (pW‡.n - ø.n*) [h2 đt (34)

Lấy đạo hàm phương trình (34) theo biến số

n và cho bằng 0 sẽ được mức tăng cực đại của

biên độ theo n, nhận được:

2ø

Thay n từ phương trình (35) vào phương trình

(33), nhận được giá trị tốc độ gia tăng biên độ

lớn nhất:

pW2

\J2p„oh

Đồng thời thay n từ phương trình (35) vào

phương trình (34) nhận được:

p= PM firt™at

tS 6

Để đặc trưng cho độ dày của dải nhiên liệu

thường sử dụng giá trị k=ht [6] với t là thời gian

tính từ thời điểm nhiên liệu được phun ra từ vòi

phun Ngoài ra còn sử dụng thông số độ dày

K = hx [6] vai x IA toa độ ở một điểm bất kỳ của

dải nhiên liệu Thay h = k/t vào phương trình

(37) nhận được:

;=2_pWệt

3 puch

Thay t = kh vào phương trình (38) nhận được:

r=2_pWệt 2 kpWe _2 _kpWe

3j2pash 3 h2p,0h 3 J2p,.0.h°

(39) Rút h từ phương trình (39) nhận được:

he 2p2W/4k?

` ®p„ơf?

Thay n và h từ các phương trình (35),(40) vào

phương trình (32), nhận được:

n

(37)

(38)

(40)

KH&CNN - 78*11/2007*7

2 1/6

n,-a(_ 16s

9pp„/°W2

Tại thời điểm phân rã đối với nhiên liệu, mức gia tăng biên độ f có giá trị không đổi là f = 12 [5]J6]

Thay k và f vào phương trình (41) nhận được:

2K2 1/6

(a 1.pp„W2 ) Giai đoạn cuối của sự phân rã dải nhiên liệu, giọt nhiên liệu được hình thành, đường kính giọt

Dạ được xác định:

n

Thay D,.từ phương trình (42) vào phương trình

(43), đường kính giọt lớn nhất được xác định:

(44)

(41)

16a *k? 4

5 - em]

Thay f = 12 va k = K/V, vào phương trình (44) nhận được:

De = 167 1/3 1 ø°K? 1/8

Phương trình (45) xác định đường kính giọt nhiên liệu bị phân rã dưới tác động của dòng khí

không ổn định trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động cơ tuabin phản lực

Với điều kiện nhiên liệu được phun ra từ vòi phun lễ đơn trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt

tăng lực động cơ tuabin phản lực P25 - 300,

đường kính giọt nhiên liệu lớn nhất được hình thành dưới tác động của dòng khí mất ổn định trong buồng tạo hỗn hợp xác định theo công

thức (45) là D,= 128um

2.2 Dòng nhiên liệu trong dòng khí ổn định Khi dòng khí ổn định nhiễu tác động lên dòng

khí bị triệt tiêu, các sóng hình sin không hình thành Trong trường hợp này dòng nhiên liệu là một dòng khối phẳng đối xứng qua trục x với bể

dày mông dần dưới tác động của dòng khí Lực tương tác của dòng khí lên dòng nhiên liệu theo phương trình (23) lúc này chỉ bao gồm hai thành

phần là lực nhớt và lực căng bể mặt, điều kiện

cân bằng của một phân tố dải nhiên liệu dx là:

Lực nhớt gây ra lực ma sát có xu hướng làm

dẹt dải nhiên liệu và bị vỡ thành giọt, lực này

được xác định [1 1]:

ở đây W, là tốc độ tương đối của dòng khí so với dải nhiên liệu, ự là hệ số trở lực của môi trường khí, giá trị của w phụ thuộc vào sé Reynolds

(45)

Lực căng bề mặt F„ làm cho giọt nhiên liệu

có dạng hình cầu có đường kính D, [11]:

F.=- & (48)

Đà

Kết hợp các phương trình (46),(47) và (48)

nhận được:

4ơ

wp}

ở đây D,„„ là đường kính giọt nhiên liệu khi

dòng khí ổn định

Với điều kiện nhièn liệu phun qua các vòi

phun lỗ đơn bố trí trong buồng tạo hỗn hợp

động cơ tuabin phản lực P25 - 300, đường kính

giọt nhiên liệu lớn nhất khi dòng khí ổn định xác

định (49) là D, „=1700um

So sánh kết quả tính toán đường kính giọt

nhiên liệu nhận được, đường kính giọt nhiên liệu

trong dòng khí ổn định lớn hơn 13 lần đường kính

giọt nhiên liệu trong dòng khí không ổn định

3, KẾT LUẬN

- Với quan niệm sự không ổn định của dòng khí

tăng cường trao đổi nhiệt khối trong dòng đã giải

được việc hình thành giọt nhiên liệu từ vòi phun lỗ

đơn trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực

- Dòng khí không ổn định tác động vào dòng

nhiên liệu làm cho dòng nhiên liệu bị bể gãy

thành phân dải, sợi phân dải để hình thành giọt

có kích thước giọt nhỏ tăng cường bay hơi và

hòa trộn hỗn hợp nhiên liệu cháy

- Phun nhiên liệu vào dòng khí không ổn định

trong buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực

động cơ tuabin phần lực sẽ tạo giọt nhiên liệu

có kích thước nhỏ hơn 13 lần so với phun vào

dòng khí ổn định trong cùng điều kiện phun Kết

quả nghiên cứu này là cơ sở để xây dựng cấu

trúc buồng tạo hỗn hợp buồng đốt tăng lực động

cơ tuabin phản lực

4, TAL LIEU THAM KHAO

[1] F C CkyÕðadqepckul 1977 “B⁄4aLWOHHbIG [a30Bble

'TypÕWHbie naurarenw” KOHCTpYKLWØI 4 pacueT Ha rIpO4HoCTb

neranel Mocxaa lanarenbcTeo MauiHocTpoeHue

[2] Jack D Matting 1996 “Elements of Gas Tuabine

Propulsion” Mc Graw - Hill, Inc

[3] Lê Công Cát, Nguyễn Trung Định, Nguyễn bá Thảo,

Trần Trung Sơn 03/2006 “Tính không ổn định thuỷ động

tăng cường trao đổi nhiệt khối trong dòng môi chất Tạp

chí khoa học công nghệ số 68

[4] Lê Công Cát, Trần Trung Sơn 07/2007 “Về đặc tính

dao động của dòng khí trong buồng tạo hỗn hợp cháy của

buồng đốt tăng lực động cơ tua bin phản lực”, Tạp chí khoa

học và công nghệ Nhiệt Số 76

Phản biện: PGS TS Trương Duy Nghĩa

1 Đặt vấn đề Công nghệ sáy ở nhiệt độ thắp hơn hoặc bằng nhiệt độ môi trường sử dụng bơm nhiệt (sấy lạnh

bằng bơm nhiệt) được ứng dụng khá nhiễu tron thực tế như: hút m, sấy các sản phẩm không the

chịu được nhiệt độ cao Hiệu quả làm việc của các hệ thống này phụ thuộc vào rất nhiều thông

số như: nhiệt độ sáy, tốc độ gió trong buồng sáy,

nhiệt độ bốc hơi, nhiệt độ ngưng tụ, Do đó, cần

xác định sự ảnh hưởng các thông số này đến hiệu quả làm việc, từ đó xác định được chế độ làm việc tối ưu của hệ thống

Tuy nhiên, đặc thù của hệ thống bơm nhiệt sấy lạnh là sử dụng đồng thời cả năng lượng của nguồn nóng và nguồn lạnh Đây là những

Tà năng lượng có số lượng và chất lượng

t khác nhau, cho nên việc chỉ sử dụng

phương pháp cân bằng năng lượng để đánh giá hiệu quả về mặt năng lượng của hệ thống

này là chưa hợp lý Chính vì vậy, để xác định

hiệu quả của hệ thống bơm nhiệt sấy lạnh về

mặt năng lượng, nên sử dụng phương pháp năng lượng - exergy, sẽ đưa ra được lời giải

chính xác và khoa học [1]

Bài báo trình bày kết quả nghiên cứu thực nghiệm xác định ảnh hưởng của khối lượng vật liệu sấy Gua, lưu lượng gió qua buồng sấy Gụ,

tỉ lệ không khí bypass qua dàn lạnh BP đến hệ

số hiệu quả năng lượng COP, hiệu suất exergy

na lượng tách ẩm riêng (specific moisture extraction rate - SMER, kg Am/kWh) của hệ thống bơm nhiệt sấy lạnh Vật liệu sấy sử dụng

là nghệ đen, một loại dược liệu quí được dùng rất phổ biển trong dân gian Dược liệu này sẽ bị

biến màu, mắt chất dinh dưỡng tốt cho sức khỏe nếu tiến hành sấy nóng Vì thế, sấy vật liệu này ở nhiệt độ thấp là rất cần thiết và có

hiệu quả Trong nghiên cứu này, nghệ đen

Hình 1 Hình ảnh máy hút 4m và sắy lạnh

BK-BSH 1.4