Enquête numérique sur les limitations fonctionnelles de l'anti

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 15240 (2022) Citer cet article

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Le décrochage d'un ventilateur axial est directement lié à des phénomènes néfastes tels que la dégradation des performances, les vibrations, le bruit et l'instabilité de l'écoulement à faible débit. Comme une sorte de méthode de contrôle passif pour gérer le décrochage, des plaques bidimensionnelles appelées ailerons anti-décrochage (ASF) ont été suggérées par nous-mêmes et ont été fixées à l'intérieur du boîtier. Dans cette étude, l'effet de l'ASF sur le modèle d'écoulement interne a été étudié visuellement dans le passage d'écoulement, et sa tendance a été discutée avec la courbe de performance. Par la suite, les limitations fonctionnelles de l'ASF pour divers paramètres de conception, que l'ASF peut dériver aérodynamiquement, ont été présentées comme l'objectif principal de cette étude. Chaque analyse à un facteur a été effectuée et le modèle de flux interne a été observé en parallèle au point où l'ASF a perdu sa fonction. Pour la longueur radiale, la longueur axiale, le nombre d'ailettes et l'angle tangentiel positif, l'ASF a presque conservé sa fonction jusqu'à la limitation pour éviter l'instabilité mais a radicalement perdu sa fonction à un certain débit. Pour l'écart axial et l'angle négatif-tangentiel, l'ASF a progressivement perdu sa fonction. La plupart du temps, cette étude était basée sur une analyse numérique, et les performances ont été validées par des tests expérimentaux.

Dans les débits inférieurs des machines à fluides, le « décrochage » est l'un des phénomènes les plus préjudiciables qui présente diverses instabilités dues à une augmentation de l'angle d'incidence. Sur la base de la discussion théorique et empirique bien connue dans notre domaine, les facteurs défavorables pouvant être contenus dans les débits de décrochage sont les suivants : gradients positifs (dégradation) sur la courbe de performance (\(Q\)–\(P\) ou \(\varPhi\)–\(\varPsi\))1,2 ; refoulement et décrochage tournant à l'intérieur du passage d'admission3,4 ; contrainte fluctuante de la lame5 ; fluctuation de pression6 ; vibrations7,8 ; bruit9,10. Ici, le reflux doit être développé à partir du bord d'attaque (LE) de la pale (rotor) et augmenter progressivement dans le sens de l'envergure et dans le sens du courant à mesure que le débit diminue, tandis que l'intensité des autres facteurs tels que les fluctuations de pression, les vibrations et le bruit peut ne pas être inversement proportionnelle au débit. Indépendamment de chaque intensité, si ces facteurs dans les débits de décrochage sont supprimés sans aucune instabilité, un fonctionnement efficace peut être assuré grâce à l'expansion de la marge de décrochage. Un système anti-calage est disponible pour ajuster le débit plus large.

En conséquence, les chercheurs tentent de contrôler le décrochage depuis des décennies. Leurs efforts profonds ont finalement porté leurs fruits dans la performance anti-calage; cependant, chacun d'entre eux peut rencontrer des inconvénients majeurs ou mineurs au cas par cas : dispositifs et systèmes d'exploitation ; coût et temps ; conception compliquée; espace d'installation et maintenance ; dégradation (ou modification) des performances par rapport aux spécifications de conception. Ces inconvénients rendent chaque procédé de contrôle du décrochage hésitant à être activement appliqué dans les domaines industriels. Le décrochage doit être contrôlé de manière plus pratique et simple.

Comme une sorte de méthode de contrôle passif par nous-mêmes, des plaques bidimensionnelles appelées ailettes anti-décrochage (ASF) ont été suggérées pour être fixées à l'intérieur du boîtier d'entrée et vers l'arbre11,12. Dans le processus de conception, la directionnalité axiale de l'ASF (angle ; \(\beta\)) n'a pas été prise en compte car elle provoque inévitablement l'angle d'écoulement absolu à l'entrée de la pale et conduit à la diminution (ou au changement) des performances même à proximité du débit de conception, c'est-à-dire que l'ASF présentait une géométrie bidimensionnelle. Les caractéristiques pouvant être obtenues avec cette méthode étaient les suivantes : aucun dispositif ni système d'exploitation ; pas d'espace supplémentaire ; configuration simplifiée ; immédiateté (soudage ou fixation sur site ; semi-permanent) ; performances garanties basées sur les spécifications de conception ; quel que soit le matériau (fer, caoutchouc, plastique, etc.). Surtout, cette méthode a parfaitement réussi à supprimer les gradients positifs sur la courbe \(Q\)–\(P\) ; c'est-à-dire que la suppression des instabilités induites par le décrochage était attendue avec l'ASF. Ici, il est nécessaire de prendre en compte les limitations fonctionnelles des performances anti-calage.

Dans cette étude, l'effet de l'ASF sur le modèle d'écoulement interne a été étudié dans le passage d'écoulement, et sa tendance a été discutée avec la courbe de performance. Par la suite, les limitations fonctionnelles de la PPA ont été analysées et suggérées comme l'objectif principal de cette étude. Ici, une sorte d'analyse à un facteur a été effectuée pour divers paramètres de conception que l'ASF peut dériver aérodynamiquement, et le modèle d'écoulement interne a été observé en parallèle au point où l'ASF a perdu sa fonction. Les paramètres de conception ont été sélectionnés comme étant la longueur radiale, la longueur axiale, l'écart axial, le nombre d'ailettes et l'angle tangentiel positif et négatif de l'ASF. L'évaluation de la limitation fonctionnelle d'ASF était basée sur la déclaration suivante : « gradients négatifs dans la plage de débit supérieurs à 0,5 \({\varPhi }_{d}\) sur la courbe \(Q\)–\(P\) ». Une discussion supplémentaire a été accompagnée sur la façon dont l'ASF a tendance à perdre sa fonction pour chaque paramètre. La plupart du temps, cette étude était basée sur une analyse numérique, et les performances avant/après l'application d'ASF ont été validées par des tests expérimentaux. Étant donné que cette étude portait sur les faibles débits, qui sont généralement difficiles à faire converger numériquement, un modèle de turbulence modifié a été appliqué comme méthode spécifiée dans l'analyse numérique. Les résultats devraient servir de données de base pour l'ASF récemment créé. S'il y a des restrictions sur chaque variable dans l'application de l'ASF, les résultats peuvent valoir la peine de se référer à notre domaine.

Pendant ce temps, le ventilateur axial pour appliquer l'ASF était utilisé dans l'industrie générale, comme le montre la figure 1 ; c'est un prototype de cette étude. Le tableau 1 répertorie les spécifications et paramètres de conception, où \(\omega\), \(Q\), \(P\), \(\rho\), \(c\), \(u\), \(r\), \({\delta }_{t}\), \(D\), \(C\) et \(S\) désignent la vitesse angulaire, le débit volumique, la pression totale, la densité de l'air à 25 °C, la vitesse absolue, la vitesse circonférentielle, le rayon du ventilateur, le jeu de pointe, le diamètre du ventilateur, la corde des pales d longueur et pas de pale, respectivement, et les indices 2, \(m\), \(h\) et \(s\) désignent respectivement la sortie de pale, le composant méridien, le moyeu du ventilateur et le carénage du ventilateur ; ici, \({u}_{2}\) a été assigné comme pointe de pale, et l'indice d pourrait impliquer le point de conception mais omis, par exemple, \({\varPhi }_{d}=\) 0,285.

Assemblage typique d'un ventilateur axial.

La figure 2 montre une photographie de chaque ventilateur axial connecté à l'installation d'essai : le cas « aucun » représente un assemblage typique comme sur la figure 1 ; le haut et le bas du dessin schématique au milieu indiquent les paramètres de conception d'ASF sur la vue méridienne et de face, qui ont été agrandis à partir du cas de «ASF attaché». Trois paramètres ont pu être démontrés à partir du plan méridien : la longueur radiale (\({l}_{r}\) ); longueur axiale (\({l}_{a}\) ); jeu axial (\(\delta\)). D'un point de vue empirique, \(\delta\) serait le paramètre le plus critique ; elle était basée sur le fait que le reflux de la pale LE provoque principalement une instabilité aux faibles débits. De plus, étant donné que le reflux occupe une région plus large à l'intérieur du passage d'écoulement à mesure que le débit diminue, \({l}_{r}\) et \({l}_{a}\) ont été considérés comme les paramètres notables. Le nombre d'ailettes (\(Z\)) et l'angle tangentiel (\(\theta\)) pourraient en outre être indiqués dans la vue de face ; ici, \(\theta\) a été attribué artificiellement, tandis que la photographie de droite montre l'ASF correspondant à \(\theta =\) 0°. Enfin, les cinq paramètres ci-dessus ont été sélectionnés comme variables. Le tableau 2 répertorie la plage de variables pour chaque paramètre : une analyse à un facteur a été effectuée pour chaque variable en fonction des dimensions marquées comme un ensemble de référence (*) ; la configuration correspondant au jeu de référence est représentée sur la photo de droite (Fig. 2) ; \({D}_{2}\) désigne le diamètre du ventilateur (sortie). \({l}_{r}\), \({l}_{a}\) et \(\delta\) qui peuvent être représentés sur le plan méridien sont présentés pour chaque plage de variables sur la Fig. 3. \(Z\) a été analysé tout en conservant une symétrie disposée circonférentiellement avec un pas égal, et \(\theta\) a été examiné tout en conservant la géométrie bidimensionnelle sans courbure. Pendant ce temps, le rapport d'ellipse a été sélectionné à 1 (demi-cercle) pour LE et TE. L'épaisseur a été conçue pour être constante en termes d'application générale ; c'était la même dimension que celle de l'aube directrice dans cette étude.

Photographie et dessin schématique pour les paramètres de conception : cas d'absence (à gauche) ; cas de PPA attaché (à droite) ; plan méridien pour la longueur radiale (\({l}_{r}\)), la longueur axiale (\({l}_{a}\)) et l'écart axial (\(\delta\)) (mi-haut) ; vue de face pour le nombre d'ailettes (\(Z\)) et l'angle tangentiel (\(\theta\)) (mi-bas).

Configuration pour (a) la longueur radiale (\({l}_{r}\)), (b) la longueur axiale (\({l}_{a}\)) et (c) l'écart axial (\(\delta\)).

Les équations de Navier-Stokes (RANS) moyennées par Reynolds ont été résolues dans le champ d'écoulement tridimensionnel et ont été discrétisées comme la méthode des volumes finis ; la conservation de l'énergie a été ignorée car cette étude représente la condition isotherme (25 ° C). La conservation de la masse (1) et de la quantité de mouvement (2) pourrait être :

où \(t\), \(U\) (pourraient être remplacés par \(V\) ou \(W\)), \(x\) (pourraient être remplacés par \(y\) ou \(z\)) et \({F}_{i}\) désignent respectivement le temps, la vitesse, la coordonnée et la force corporelle, et les termes entre crochets désignent le tenseur de contrainte visqueux (\({\tau }_{ij}\)) ; ceux-ci ne sont substitués qu'à l'équation gouvernante. Étant donné que le nombre de Mach maximum à l'extrémité de la pale a été estimé à 0,09 à 25 °C (flux subsonique ; nombre de Mach \(<\) 0,3), il n'y a pas eu de changement de densité au fil du temps. Pendant ce temps, une méthode de discrétisation à haute résolution a été adoptée sur la base de l'approximation du second ordre, et les résidus de masse et de quantité de mouvement ont été maintenus entre \(1,0\times {10}^{-4}\) et \(1,0\times {10}^{-5}\).

En termes de modèle de turbulence, le modèle standard de transport de contrainte de cisaillement (SST Std.) basé sur \(k\)–\(\omega\) est connu pour être adapté aux machines tournantes : il a été développé pour fournir des prédictions précises dans les gradients de pression défavorables, en particulier pour le début et la quantité de séparation de l'écoulement ; cependant, la séparation de l'écoulement des surfaces lisses pourrait être exagérée sous l'influence de gradients de pression défavorables car elle incluait des effets de transport vers la formulation de viscosité tourbillonnaire13 ; la séparation de flux prévue est généralement surestimée. Pour améliorer les niveaux de turbulence dans les couches de cisaillement séparatrices émanant des parois, un modèle SST modifié a été suggéré, appelé « modification du rattachement du transport des contraintes de cisaillement (SST RM) »14 : ce modèle a considéré un terme source supplémentaire pour l'équation \(k\)15,16 afin de garantir le rapport de production de turbulence, qui pourrait être largement dépassé dans la séparation des grands flux, de sorte qu'il est plus approprié de se concentrer sur les faibles débits ; pour la production de turbulence dans l'équation \(k\), le terme de base (\({P}_{k}\)) et le terme modifié (\({P}_{RM}\)) pourraient être définis comme suit :

où \({\mu }_{T}\), \(S\), \(k\), \(\Omega\), \(\omega\) et \(\nu\) désignent la viscosité turbulente, l'amplitude du taux de déformation (\(\sqrt{2{S}_{ij}{S}_{ij}}\)), l'énergie cinétique de turbulence, l'amplitude du taux de vorticité (\(\sqrt{2{\omega }_{ij}{\omega }_{ij} }\)), la fréquence des tourbillons de turbulence et le coefficient de viscosité cinématique, respectivement. Empiriquement, le SST Std. et les modèles RM avaient peu de différence sur une faible séparation si proche du débit de conception17 ; le terme source avait un effet conditionnel sur la séparation des flux. Il a également été introduit que l'effet est remarquable lorsque le système de grille est grossier, mais il semble que l'effet puisse être notable même lorsque le système de grille est assez fin comme dans cette étude ; dans l'étape de validation de cette étude, le SST Std. Le modèle a obtenu des gradients significativement différents près des débits de décrochage contenant les gradients positifs sur la courbe \(Q\)–\(P\), alors que le modèle SST RM a dérivé une prédiction relativement précise18. Bien que le modèle SST RM ne doive pas être compris comme une compatibilité ascendante avec le SST Std. modèle, enfin, le modèle SST RM a été appliqué dans cette étude. Pendant ce temps, l'intensité de la turbulence (\({T}_{u}\)) et le nombre de Reynolds (Re) étaient d'environ 4,84 % sur la limite d'entrée et de 247 763 pour l'idéal \({c}_{m}\), à chaque débit de conception pour le cas d'absence.

L'ensemble du passage d'écoulement est illustré à la Fig. 4 : le passage d'entrée comprenait les ASF et a été étendu pour tenir compte des modèles d'écoulement défavorables sous les débits de blocage ; le passage rotatif comprenait les aubes et la condition de contre-rotation était donnée à la paroi de carénage ; le passage de sortie comprenait les aubes directrices ; la méthode de l'étage (mixing-plane) a été appliquée à chaque interface. Ici, la souris cloche et l'enjoliveur n'ont pas pu être pris en compte car leurs effets étaient insignifiants par rapport au passage en extension droite19 ; la différence de pression totale entre l'entrée et la sortie sur le passage en extension droite n'a pas montré d'écart notable par rapport à la pression totale dérivée du test expérimental, qui serait ensuite vérifiée avec la courbe de performance de la Fig. 7. La fonction de paroi a été sélectionnée comme automatique, et les murs de délimitation ont été traités comme des conditions lisses et antidérapantes.

Domaine de calcul et système de grille avec fenêtre de visualisation pour le post-traitement.

Le passage d'entrée était composé d'un type tétraédrique, et les passages de rotation et de sortie étaient remplis d'un type hexaédrique (voir la fenêtre agrandie sur la figure 4). Le test de grille a été effectué comme indiqué sur la figure 5 ; c'était au débit de conception pour le cas de zéro. Une technique de raffinement de grille (indice de convergence de grille ; GCI), qui a été établie par Roache20, a été employée pour quantifier la convergence de grille. En conséquence, la convergence correspondant à l'ensemble N1 a été évaluée comme une valeur, 0,000297, qui était considérablement inférieure aux critères auto-proposés21 ; les résultats numériques n'étaient guère affectés avec l'ensemble N1, et le système de grille a été appliqué avec la même topologie correspondant à l'ensemble N1.

Résultat du test de grille basé sur la méthode de l'indice de convergence de grille.

Un logiciel commercial, ANSYS CFX 19.1, a été utilisé pour les simulations. La station de travail a les spécifications suivantes : Processeur Intel® Xeon® E5-2680 v2 ; cadencé à 2,80 GHz avec double processeur ; mémoire vive avec 80 Go ; système d'exploitation 64 bits; calculs parallèles. Le temps de calcul pour un ensemble de simulations en régime permanent était d'environ 26 h.

Le processus expérimental et les installations de cette étude étaient entièrement conformes à la norme internationale22. Comme le montre la Fig. 6 (ou la Fig. 2), la configuration de la chambre de sortie a été adoptée et un conduit droit qui a deux fois la longueur axiale pour le diamètre du ventilateur a été connecté entre la sortie du ventilateur et l'entrée de la chambre. Les moyens de décantation du flux à l'intérieur de la chambre avaient assuré la bonne porosité23. L'humidité relative, la pression barométrique et la température du bulbe sec ont été mesurées pour calculer la densité. La densité et la vitesse de rotation ont été respectivement converties aux mêmes valeurs avec la configuration de calcul. Le débit a été ajusté avec des buses et a été calculé à partir de la pression différentielle (\(\Delta {P}_{s}\) ); la plage de débit qui ne pouvait pas être mesurée avec une combinaison de buses était gérée avec un servo-ventilateur derrière la chambre, et cela était nécessaire pour compenser la perte de pression contenue par les buses dans le système. La pression et la vitesse de rotation ont été mesurées avec des manomètres à pression et un tachymètre laser (ou un stroboscope). L'incertitude pour les manomètres de pression, les stroboscopes et les détecteurs de température à bulbe sec était de 0,001 à 0,005 kilo-pascals pour la plage de 0 à 1,33 kilo-pascals, de 0,1 à 1 tour par minute pour la plage de 40 à 35 000 tours par minute et de 0,07 °C pour la plage de 0 à 60 °C, respectivement.

Schéma de principe de l'installation d'essai expérimentale pour la configuration de la chambre de sortie.

La figure 7 représente la courbe \(Q\)–\(P\) pour chaque cas d'absence et d'ASF attaché (à gauche), et le taux d'augmentation ou de diminution de la montée en pression totale pour le cas d'ASF attaché (à droite) ; ici, ASF correspondant à l'ensemble de référence dans le tableau 2 a été comparé préférentiellement. En cas d'absence, les gradients positifs ont été inclus dans les débits de décrochage inférieurs à 0,8 \({\varPhi }_{d}\). Cependant, dans le cas d'ASF attaché, les gradients positifs contenus dans le cas d'aucun ont été complètement inversés pour devenir négatifs. Le ventilateur axial attaché à l'ASF a récupéré de manière stable la dégradation des performances dans les débits de décrochage et a permis de former des gradients négatifs à 0,5 \({\varPhi }_{d}\). Bien qu'il s'agisse d'une déclaration stricte, la limitation fonctionnelle de l'ASF doit être évaluée en déterminant si la courbe \(Q\)–\(P\) forme des gradients négatifs dans la plage de débit sur 0,5 \({\varPhi }_{d}\).

Courbe \(Q\)–\(P\) pour chaque cas d'absence et d'ASF attaché (à gauche) et augmentation ou diminution du taux d'augmentation de la pression totale avec ASF (à droite).

Chaque contour pour la vitesse circonférentielle (\({v}_{\theta }\)), la vitesse axiale (\({v}_{a}\)) et la pression statique (\({\varPsi }_{s}\)) sur le plan de coupe près de la pale LE est illustré aux Figs. 9, 10 et 11, comme vue de face : le plan de coupe est basé sur la ligne de coupe de la Fig. 8 ; la figure 8 est une vue agrandie de la fenêtre de visualisation de la figure 4; Figues. 9, 10 et 11 ont chacune une légende sur la gauche, et la légende de la Fig. 8 est destinée à une discussion ultérieure concernant le critère \(Q\) ; le contour de vitesse circonférentielle (Fig. 9) indique une valeur plus élevée à mesure qu'elle devient plus forte contre le sens de rotation de la pale, et le contour de vitesse axiale (Fig. 10) indique une valeur plus élevée à mesure que la composante vers l'aval devient plus forte ; des cercles concentriques dans chaque plan de coupe marquent tous les 0,1 du moyeu (0) au carénage (1). Dans le cas d'aucun, chaque partie négative de \({v}_{\theta }\) et \({v}_{a}\) (Figs. 9a, 10a) s'est progressivement développée sur la portée la plus épaisse à mesure que le débit diminuait. Ici, la portion de négatif \({v}_{\theta }\) était plus épaisse que celle de négatif \({v}_{a}\) à chaque point de débit, c'est-à-dire que \({v}_{\theta }\) contenait un retour (retour) et des composants avant du carénage vers les travées plus profondes ; cela signifie qu'une recirculation dans la direction axiale a été formée avec une rotation dans la direction circonférentielle. Cependant, ces schémas d'écoulement étaient principalement contrôlés par ASF (voir Figs. 9b, 10b). Cela pourrait être confirmé comme la principale cause pour laquelle ASF pourrait supprimer les gradients positifs dans les débits de décrochage. Sur la figure 11a, dans le cas d'aucune, la pression statique a diminué à mesure que le débit diminuait. D'un point de vue théorique, une diminution du débit signifie une augmentation de la pression statique d'entrée ; cependant, comme le montre la figure 10a, le reflux pourrait agir comme un blocage dans le passage d'écoulement, provoquant une augmentation de \({v}_{a}\) du flux principal. D'autre part, sur la figure 11b pour le cas d'ASF attaché, la pression statique augmentait à mesure que le débit diminuait. Pendant ce temps, chaque côté pression et aspiration d'ASF (Fig. 8) pourrait être identifié avec la Fig. 11b.

Guide de la fenêtre de visualisation de la Fig. 4.

Vitesse circonférentielle (\({v}_{\theta }\)) contour sur le plan de coupe pour chaque (a) cas d'absence et (b) ASF attaché (0,5–0,7 \({\varPhi }_{d}\)).

Vitesse axiale (\({v}_{a}\)) contour sur le plan de coupe pour chaque (a) cas d'absence et (b) ASF attaché (0,5–0,7 \({\varPhi }_{d}\)).

Pression statique (\({\varPsi }_{s}\)) contour sur le plan de coupe pour chaque (a) cas d'absence et (b) ASF attaché (0,5–0,7 \({\varPhi }_{d}\)).

Comme détails supplémentaires pour le champ d'écoulement interne, les Fig. 12 et 13 ont été illustrés : il était basé sur le guide de la Fig. 8 ; les lignes circonférentielles rouges indiquent les coordonnées axiales tous les 0,1 \({D}_{2}\), et la ligne LE de la lame correspond à 0,3 sur l'axe \(x\) sur la figure 3 ; les lignes de courant limites, qui n'ont pas de légendes (blanches), ont été tracées sur les plans imaginaires passant par l'axe ; les plans imaginaires traités comme transparents sur la Fig. 8, mais opaques (noirs) sur les Figs. 12 et 13 ; une méthode d'identification de vortex (\(Q\)-critère24), a été utilisée avec une iso-surface recouverte d'un contour de vitesse circonférentielle avec la légende de la Fig. 8, et le contour de vitesse circonférentielle indique une valeur plus élevée à mesure qu'il devient plus fort contre le sens de rotation de la lame ; les figures seraient focalisées sur le linceul car il s'agit d'une vue en trois dimensions avec des plans imaginaires superposés. Dans le cas d'aucun (Fig. 12), le reflux (ligne de courant limite) et les composants rotatifs (critère \(Q\)) de la pale LE se sont fortement développés vers l'amont lorsque le débit a diminué. Comme prévu, les composants de reflux et de rotation ont été principalement supprimés dans le cas d'ASF attaché (Fig. 13). Les vortex isolés du côté pression de l'ASF ont presque perdu leur vitesse et ne pouvaient pas passer du côté aspiration de sorte qu'il était difficile de provoquer une instabilité à l'intérieur du passage d'écoulement. De la combinaison avec les Figs. 9 et 10, le reflux résiduel et les composants rotatifs dans le pas d'aileron à aileron n'ont pas pénétré 0,9 travées ou moins. D'après les résultats de cette section, le mécanisme de l'ASF pourrait être énoncé comme suit : empêcher le développement du reflux et rediriger les composantes de vitesse circonférentielle vers la direction axiale. Pendant ce temps, les notes de bas de page ci-dessus pour les Fig. 12 et 13 s'appliqueraient également aux chiffres de la section ci-dessous.

Champ de flux interne avec lignes de courant limitantes et critère \(Q\) pour le cas d'absence (0,5–0,7 \({\varPhi }_{d}\)).

Champ de flux interne avec lignes de courant limitantes et critère \(Q\) pour le cas d'ASF attaché (0,5–0,7 \({\varPhi }_{d}\) ); mécanisme anti-calage.

À partir de l'ensemble de référence du tableau 2, \({l}_{r}\) a été évalué dans la plage de variables. La figure 14a montre la courbe \(Q\)-\(P\) (à gauche) et le gradient (\({a}_{{x}_{1}\leftrightarrow {x}_{2}}\ ); à droite) dans chaque plage de débit :

où les indices \({x}_{1}\) et \({x}_{2}\) désignent le multiple du débit normalisé basé sur le débit de conception. L'ASF avec \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0,01625 a perdu sa fonction à 0,5 \({\varPhi }_{d}\). En effet, les composants d'écoulement en rotation, qui devraient être bloqués par l'ASF, sont passés au-dessus du fond de l'ASF et ont envahi le côté aspiration (voir Fig. 14b). En conséquence, les noyaux de vortex séparés étaient tordus ensemble dans le pas d'aileron à aileron, et sa vitesse circonférentielle était supérieure au cas de référence fixé à 0,5 \({\varPhi }_{d}\) (Fig. 13). Le schéma de refoulement entre les aubes et les aubes directrices était assez similaire au cas d'absence à 0,5 \({\varPhi }_{d}\) (Fig. 12) ; le reflux est devenu plus fort vers l'aval. À partir d'un mécanisme similaire (voir Fig. 14c), l'ASF avec \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0,01 a perdu sa fonction dans la plage de débit inférieure à 0,6 \({\varPhi }_{d}\). Pour rappel du tableau 1, \({\delta }_{t}/{D}_{2}=\) 0,0028, où \({\delta }_{t}\) désigne le jeu de pointe entre une pointe de pale et le carter. Dans le graphique de droite de la figure 14a, \({l}_{r}\) est devenu progressivement sensible à des débits plus faibles. En revanche, une tendance assez radicale et abrupte s'est confirmée au point où l'ASF a perdu sa fonction pour \({l}_{r}\). Cela signifie que si l'ASF a un \({l}_{r}\) approprié, sa fonction peut être conservée presque inchangée. D'après les résultats, la limitation fonctionnelle pour \({l}_{r}\) pourrait être proposée comme \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0,0225 ou plus.

Évaluation de la longueur radiale (\({l}_{r}\)) de l'ASF : (a) courbe \(Q\)–\(P\) (à gauche) et le gradient (à droite) dans chaque plage de débit ; (b) Champ de flux interne pour \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0,01625 à 0,5 \({\varPhi }_{d}\) ; (c) Champ de flux interne pour \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0,01 à 0,6 \({\varPhi }_{d}\).

L'évaluation pour \({l}_{a}\) a été effectuée à partir de la Fig. 15. Dans la Fig. 15a, l'ASF avec \({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0,05 a perdu sa fonction à 0,5 \({\varPhi }_{d}\). En particulier, la tendance était plus dramatique que \({l}_{r}\), c'est-à-dire que \({l}_{a}\) était difficile à analyser comme étant sensible au débit, et l'ASF a perdu sa fonction de manière plus dramatique. Sur la figure 15b, les composants de refoulement et de rotation n'étaient pas suffisamment bloqués car \({l}_{a}\) était raccourci pour que les schémas d'écoulement défavorables puissent passer le LE de l'ASF. Ici, un reflux correspondant à la longueur axiale d'environ 0,2 à 0,3 \({D}_{2}\) s'est développé dans le pas d'ailette à ailette, comparable au cas d'aucun à 0,5 \({\varPhi }_{d}\) (Fig. 12). Cela était accompagné des composants rotatifs, comme prévu. Bien que des vortex quelque peu filtrés aient été confirmés du côté aspiration de l'ASF, il était impossible de remplir la fonction d'ASF. La limitation fonctionnelle pour \({l}_{a}\) pourrait être proposée comme \({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0,075 ou plus.

Évaluation de la longueur axiale (\({l}_{a}\)) de l'ASF : (a) courbe \(Q\)–\(P\) (à gauche) et le gradient (à droite) dans chaque plage de débit ; (b) Champ de flux interne pour \({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0,05 à 0,5 \({\varPhi }_{d}\).

La figure 16 décrit une analyse à un facteur pour \(\delta\) ; \(\delta\) serait le paramètre le plus critique, comme mentionné dans la Sect. 2. Sur la figure 16a, l'ASF présentant \(\delta /{D}_{2}=\) 0,05 a perdu sa fonction à 0,7 \({\varPhi }_{d}\). La tendance à perdre la fonction était progressive, contrairement à celle de \({l}_{r}\) et \({l}_{a}\) ; \(\delta\) peut également obtenir une tendance radicale ou dramatique comme \({l}_{r}\) et \({l}_{a}\) lorsqu'il devient plus large au-delà de la plage variable, mais il est souligné que la description était fondée sur la limitation fonctionnelle (inversion de gradient) définie dans cette étude. D'après le contexte empirique, une augmentation de \(\delta\) suggère que la possibilité de supprimer le reflux de la pale LE disparaît progressivement. Au fur et à mesure que \(\delta\) augmente, le cœur du vortex annulaire confirmé à la Fig. 12 peut progressivement retrouver son intensité d'origine pour chaque débit. En conséquence, la formation presque identique à la Fig. 12 a été confirmée sur la Fig. 16b, pour le même débit (0,7 \({\varPhi }_{d}\)). Les composants rotatifs ont interféré avec le TE de l'ASF; cependant, il était insuffisant pour former un gradient négatif sur la courbe \(Q\)–\(P\). Même la figure 16b montre que l'ensemble des schémas du champ d'écoulement interne ressemblait au cas d'aucun ; l'ASF n'a donné aucune prestation. Ainsi, la limitation fonctionnelle sur \(\delta\) doit être présentée comme \(\delta /{D}_{2}=\) 0,04 ou moins. Par précaution avant d'appliquer l'ASF, une analyse préalable sur le plan méridien est fortement recommandée pour éviter tout contact entre le TE de l'ASF et le LE du rotor ; il en est de même dans le cas des ventilateurs haute pression (ou machines à fluides) qui peuvent avoir des problèmes de poussée.

Évaluation de l'écart axial (\(\delta\)) de l'ASF : (a) courbe \(Q\)–\(P\) (à gauche) et le gradient (à droite) dans chaque plage de débit ; (b) champ de flux interne pour \(\delta /{D}_{2}=\) 0,05 à 0,7 \({\varPhi }_{d}\).

À partir de la Fig. 17, une analyse à un facteur a été effectuée pour \(Z\). Sur la base des deux graphiques de la Fig. 17a, l'ASF dans le cas de \(Z=\) 4 a perdu sa fonction à 0,5 \({\varPhi }_{d}\), et la tendance pourrait être analysée comme radicale. Sur la figure 17b, la fenêtre de visualisation a été agrandie comme indiqué sur la figure 4 pour montrer un pas complet d'aileron à aileron. Le noyau de vortex annulaire dans un pas est apparu plus restreint que celui observé au même débit (0,5 \({\varPhi}_{d}\)) sur la figure 12 ; cependant, la longueur plus longue d'un pas en raison du plus petit \(Z\) a fait que les composants de refoulement et de rotation ne pouvaient pas être suffisamment supprimés. Bien que l'ASF ait les mêmes dimensions que l'ensemble de référence uniquement à l'exception de \(Z\), des schémas d'écoulement défavorables fortement développés ont été observés du côté pression de l'ASF ainsi que du côté aspiration de l'ASF. Par conséquent, la limitation fonctionnelle de \(Z\) a été identifiée comme étant d'au moins 7 ou plus. Pour l'application de l'ASF, si un conduit d'enveloppe attaché à l'ASF est fabriqué séparément pour être remplacé par le conduit d'enveloppe non ASF (existant), c'est-à-dire si une méthode autre que le soudage ou la fixation sur site est appliquée, il peut être recommandé de sélectionner \(Z\) égal au nombre de pales du ventilateur ; en positionnant les ailettes dans chaque pas pale à pale, le conduit de carter fixé à l'ASF peut être poussé dans une direction parallèle à l'axe, sans démonter le rotor.

Évaluation du nombre d'ailettes (\(Z\)) de l'ASF : (a) courbe \(Q\)-\(P\) (à gauche) et le gradient (à droite) dans chaque plage de débit ; (b) Champ de flux interne pour \(Z=\) 4 à 0,5 \({\varPhi }_{d}\).

L'évaluation pour \(\theta\) a été effectuée pour chaque direction (+ et \(-\)) comme indiqué sur la Fig. 2 ; ' + ' indique l'opposition au sens de rotation de la lame et '\(-\)' indique le sens de rotation de la lame. Tout d'abord, comme le montre la figure 18a, l'ASF avec \(\theta =\) + 60° a perdu sa fonction à 0,5 \({\varPhi }_{d}\) lorsque \(\theta\) était opposé au sens de rotation de la lame, et la tendance était radicale. L'attribution de +\(\theta\) à l'ASF implique que les composants de refoulement et de rotation, qui doivent être isolés du côté pression de l'ASF, peuvent recevoir un effet de compression dans l'espace en retrait. En conséquence, bien que le schéma d'écoulement interne dans le pas d'aileron à aileron (Fig. 18b) ressemble étroitement à l'état de l'ensemble de référence (Fig. 13) à 0,5 \({\varPhi }_{d}\), le reflux et les composants rotatifs près du côté pression de l'ASF ont provoqué un reflux supplémentaire vers l'amont d'environ 0,5 \({D}_{2}\ ); ce reflux était encore plus fort que celui de none à 0,5 \({\varPhi }_{d}\). La figure 19 montre les résultats dans lesquels \(\theta\) a été donné dans le même sens que le sens de rotation de la lame. L'ASF avec \(\theta =\) \(-\) 60° a perdu sa fonction à 0,5 \({\varPhi }_{d}\), alors que la tendance n'était pas radicale (voir Fig. 19a). Dans ce cas, il semble que le flux non isolé du côté pression de l'ASF étende sa force le long de la direction circonférentielle plutôt qu'en amont et déborde vers le côté aspiration (voir Fig. 19b). D'après les résultats, la limitation fonctionnelle pour \(\theta\) pourrait être présentée à l'intérieur de \(\pm\) 45°. Ici, l'insensibilité de l'ASF à \(\theta\) peut être considérée comme un avantage supplémentaire car elle ne nécessite pas une concentration élevée lors du processus de soudage ou de fixation. Pendant ce temps, la Fig. 20 décrit la re-présentation de chaque graphique de droite dans les Figs. 14a, 18a et 19a en termes de \({l}_{r}\) afin de considérer une corrélation entre \({l}_{r}\) et \(\theta\) ; la longueur entre le tubage et la ligne médiane du fond d'ASF a été estimée sur la base de la normale à l'intersection tubage-ailette. L'ASF avec \(\pm \theta\) a perdu sa fonction à 0,5 \({\varPhi }_{d}\) lorsque \({D}_{2}\)-normalisé \({l}_{r}\) (\({l}_{r}/{D}_{2}\)) a été estimé à environ 0,029. Par conséquent, il est plus avantageux d'attacher l'ASF présentant un \({l}_{r}\) correspondant plus court sans \(\theta\) plutôt qu'un \(\theta\) intentionnel.

Évaluation de l'angle tangentiel positif (\(+\theta\)) de l'ASF : (a) courbe \(Q\)–\(P\) (à gauche) et le gradient (à droite) dans chaque plage de débit ; (b) Champ d'écoulement interne pour \(\theta =\) \(+\) 60° à 0,5 \({\varPhi }_{d}\).

Évaluation de l'angle tangentiel négatif (\(-\theta\)) de l'ASF : (a) courbe \(Q\)–\(P\) (à gauche) et le gradient (à droite) dans chaque plage de débit ; (b) Champ d'écoulement interne pour \(\theta =\) \(-\) 60° à 0,5 \({\varPhi }_{d}\).

Représentation de chaque graphique de droite sur la Fig. 14a (noir), 18a (bleu) et 19a (rouge) en termes de longueur radiale (\({l}_{r}\)).

L'ASF dans cette étude a permis de former des gradients négatifs dans les débits de décrochage supérieurs à 0,5 \({\varPhi }_{d}\) sur la courbe \(Q\)–\(P\). Le principe de base était d'empêcher le développement du reflux et de rediriger les composantes de vitesse circonférentielle vers la direction axiale. Les limitations fonctionnelles de l'ASF ont été évaluées par chaque analyse à un facteur basée sur l'ensemble de référence et ont été confirmées à partir de la réduction de la capacité volumétrique pour le flux de retour et de rotation du côté pression de l'ASF. Pour \({l}_{r}\), \({l}_{a}\), \(Z\) et + \(\theta\), l'ASF a presque conservé sa fonction jusqu'à la limitation pour éviter l'instabilité mais a radicalement perdu sa fonction à un certain débit. Pour \(\delta\) et \(-\theta\), l'ASF a progressivement perdu sa fonction. Chaque limite pourrait être résumée comme suit :

\({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0,0225 ou plus

\({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0,075 ou plus

\(\delta /{D}_{2}=\) 0,04 ou moins (avec des considérations sur le plan méridien et le problème de poussée)

\(Z=\) 7 ou plus (avec une recommandation du même nombre de pales de ventilateur)

\(\theta =\) dans \(\pm\) 45° (avec une recommandation d'appliquer l'ASF avec \({l}_{r}\) correspondant plus court plutôt que d'attribuer \(\theta\))

Pendant ce temps, étant donné que l'objet de cette étude était chaque analyse à un facteur basée sur l'ensemble de référence, les interactions entre les paramètres n'ont pas pu être abordées ; cela peut être abordé à partir d'un autre objectif, tel que la conception d'expériences (DOE), l'analyse de sensibilité et les équations de régression. De plus, les paramètres qui peuvent être analysés plus en détail peuvent être l'épaisseur de l'ASF et la forme du bord. L'angle qui peut interférer avec l'angle d'écoulement absolu à l'entrée des pales du ventilateur n'est pas pris en compte car il va à l'encontre du concept de conception d'ASF.

Les ensembles de données utilisés et/ou analysés au cours de l'étude en cours sont disponibles auprès du premier auteur ou de l'auteur correspondant sur demande raisonnable.

Gradient sur la courbe \(Q\)–\(P\)

Aileron anti-décrochage

Longueur d'accord, \(\mathrm{m}\); pour le \(C\) majuscule uniquement

Composante méridienne de la vitesse absolue, \(\mathrm{m}/\mathrm{s}\)

Dynamique des fluides computationnelle

Diamètre, m ; principalement pour le carénage (boîtier)

Test expérimental

Force corporelle, \(\mathrm{kg}\,\mathrm{m}/{\mathrm{s}}^{2}\)

Accélération de la gravité, \(\mathrm{m}/{\mathrm{s}}^{2}\), 9.806

Indice de convergence de la grille

Énergie cinétique de turbulence, \({\mathrm{m}}^{2}/{\mathrm{s}}^{2}\)

Longueur axiale, \(\mathrm{m}\); pour ASF

Longueur radiale, \(\mathrm{m}\) ; pour ASF

Bord d'attaque

Vitesse de rotation, \(\mathrm{rpm}\)

Vitesse spécifique (numéro de type), \(\mathrm{sans dimension}\)

Pression, \(\mathrm{Pa}\); principalement pour la pression totale, mais cela dénoterait la pression statique avec un indice s ou une note de bas de page spécifique

Côté pression (surface)

Débit volumétrique, \({\mathrm{m}}^{3}/\mathrm{s}\) ; cela dénoterait pour le débit de conception et l'ensemble de référence avec l'indice d (ou des) et ref | Invariant du tenseur du gradient de vitesse, \(1/{\mathrm{s}}^{2}\)

Rayon, \(\mathrm{m}\)

Portée normalisée ; moyeu (0) à carénage (1)

Rayon de la portée du moyeu, \(\mathrm{m}\)

Rayon de la portée du carénage,\(\mathrm{m}\)

Navier – Stokes moyen de Reynolds

Nombre de Reynolds, \(\mathrm{sans dimension}\), \(\rho vD/\mu\)

Modification de rattachement

Racine signifie carré

Pas de pale à pale, \(\mathrm{m}\)|Magnitude du taux de déformation (\(\sqrt{2{S}_{ij}{S}_{ij}}\))

Côté aspiration (surface)

Transport des contraintes de cisaillement

Temps, \(\mathrm{s}\)

Intensité des turbulences

Bord de fuite

Vitesse circonférentielle (tangentielle), \(\mathrm{m}/\mathrm{s}\); principalement pour la pointe de la lame

Vitesse axiale, \(\mathrm{m}/\mathrm{s}\)

Vitesse circonférentielle (tangentielle), \(\mathrm{m}/\mathrm{s}\)

Nombre d'ailerons ; pour ASF

Coordonnée axiale, \(\mathrm{m}\)

Écart axial, \(\mathrm{m}\); pour ASF

Dégagement de la pointe,\(\mathrm{m}\)

Angle circonférentiel (tangentiel), \(^\circ\); pour ASF

Coefficient de viscosité cinématique, \({\mathrm{m}}^{2}/\mathrm{s}\), \(\mu/\rho\)

Densité, \(\mathrm{kg}/{\mathrm{m}}^{3}\), 1,185 à 25 °C

Tenseur des contraintes visqueuses, \(\mathrm{N}/{\mathrm{m}}^{2}\)

Coefficient de débit, \(\mathrm{sans dimension}\); cela dénoterait pour le débit de conception et l'ensemble de référence avec l'indice d (ou des) et ref

Coefficient de pression, \(\mathrm{sans dimension}\); principalement pour la charge totale, mais cela dénoterait un coefficient de charge statique avec un indice s ou une note de bas de page spécifique ; cela dénoterait pour le débit de conception et l'ensemble de référence avec l'indice d (ou des) et ref

Magnitude du taux de tourbillon (\(\sqrt{2{\omega }_{ij}{\omega }_{ij}}\))

Vitesse angulaire, \({\text{rad/s}}\), \(d\theta {\text{/}}dt\)|Fréquence de Foucault de turbulence, \(\frac{1}{\mathrm{s}}=\mathrm{Hz}\), \(k{\text{/[}}\nu \left( {\mu _{T} {\text{/}}\mu } \right){\text{]}}\) où \(\mu _ {T} = \rho k{\text{/}}\omega\)

Eck, B. Fans (Pergamon Press Inc., New York, 1973).

Google Scholar

Bleier, FP Fan Handbook (McGraw-Hill, New York, 1998).

Google Scholar

Liang, F., Xie, Z., Xia, Z. & Zhou, M. Simulation aéroélastique du premier ventilateur de moteur d'avion à 1,5 étage à décrochage rotatif. Menton. J. Aéronaute. 33(2), 529-549 (2020).

Article Google Scholar

Zhang, L., Zheng, Z., Zhang, Q. et Wang, S. Simulation de la génération d'entropie lors de l'évolution du décrochage rotatif dans un ventilateur axial à pas variable à deux étages. Adv. Méca. Ing. https://doi.org/10.1177/1687814019846998 (2019).

Article Google Scholar

Sheard, AG & Corsini, A. L'impact mécanique du décrochage aérodynamique sur les ventilateurs de ventilation du tunnel. Int. J. Rotation Mach. 2012, 402763. https://doi.org/10.1155/2012/402763 (2012).

Article Google Scholar

Lee, SG et al. Etude numérique de l'effet du jeu de bout d'un ventilateur axial de 100 HP sur les performances aérodynamiques et les caractéristiques de décrochage instationnaire. J. Mech. Sci. Technol. 34(12), 5117–5137. https://doi.org/10.1007/s12206-020-1115-2 (2020).

Article Google Scholar

Rendu, Q., Vahdati, M. & Salles, L. Décomposition radiale des vibrations des pales pour identifier une source de flottement de décrochage dans un ventilateur transsonique. J. Turbomach. 141(10), 101011. https://doi.org/10.1115/1.4044484 (2019).

Article Google Scholar

Zhao, X., Zhou, Q., Yang, S. & Li, H. Analyse des vibrations non synchrones des pales induites par le décrochage rotatif pour un compresseur centrifuge industriel non blindé. Capteurs 19, 4995. https://doi.org/10.3390/s19224995 (2019).

Article ADS PubMed Central Google Scholar

Zhang, L., Liang, S. & Hu, C. Caractéristiques de débit et de bruit d'un ventilateur centrifuge dans différentes conditions de décrochage. Mathématiques. Prob. Ing. https://doi.org/10.1155/2014/403541 (2014).

Article Google Scholar

Čudina, M. Instabilités d'écoulement et génération de bruit dans les ventilateurs axiaux à palettes en raison du décrochage rotatif et de la surtension. SAE Trans. J. Engines 104(3), 952104. https://doi.org/10.4271/952104 (1995).

Article Google Scholar

Choi, YS, Kim, YI, Lee, KY et Yang, HM (2022). Structure anti-décrochage et VENTILATEUR AXIAL y compris (1071231, 10-2022-0099333). Cabinet d'avocats en propriété intellectuelle Eruum & Leeon.

Kim, YI, Lee, SY, Yang, HM, Lee, KY, Yang, SH et Choi, YS Étude numérique sur l'application d'une plaque bidimensionnelle comme dispositif anti-calage pour un ventilateur à flux axial. Dans Actes de la conférence d'été KSFM, 197-198 (2021).

Menter, F. Modèles de turbulence à viscosité turbulente à deux équations pour les applications d'ingénierie. AIAA J. 32, 1598-1605. https://doi.org/10.2514/3.12149 (1994).

Annonces d'article Google Scholar

Manuel d'utilisation ANSYS. (ANSYS Inc., Canonsburg, 2019).

Liu, B., An, G. & Yu, X. Évaluation de la correction de la courbure et de la modification du rattachement dans le modèle de transport des contraintes de cisaillement dans les simulations de compresseur axial subsonique. Proc. Inst. Méca. Ing. Partie A J. Power Energy https://doi.org/10.1177/0957650915595168 (2015).

Article Google Scholar

Brown, GJ, Fletcher, DF, Leggoe, JW & Whyte, DS Enquête sur la sélection du modèle de turbulence sur le comportement d'écoulement prévu dans un cristalliseur industriel - approches RANS et URANS. Chim. Ing. Rés. Dés. 140, 205–220. https://doi.org/10.1016/j.cherd.2018.10.007 (2018).

Article CAS Google Scholar

Kim, YI, Choi, YU, Jeong, CY, Lee, KY & Choi, YS Effet des aubes directrices de conception bidimensionnelle et tridimensionnelle avec une longueur de carrossage différente sur la récupération de la pression statique d'un ventilateur axial mural. Processus 9, 1595. https://doi.org/10.3390/pr9091595 (2021).

Article Google Scholar

Kim, YI, Yang, HM, Lee, SY, Lee, KY, Yang, SH et Choi, YS Étude numérique sur les caractéristiques de décrochage d'un ventilateur axial dans la plage de faible débit. Dans Actes de la conférence d'hiver KSFM, 178-179 (2020).

Lee, SG, Lee, KY, Yang, SH & Choi, YS Une étude sur les caractéristiques de performance d'un ventilateur axial avec des paramètres géométriques de chapeau de moyeu d'entrée. KSFM J. Fluid Mach. 22, 5–12. https://doi.org/10.5293/kfma.2019.22.4.005 (2019).

Article Google Scholar

Roache, PJ Perspective : Une méthode pour un rapport uniforme des études de raffinement de grille. J. Fluides Eng. 116(3), 405–413. https://doi.org/10.1115/1.2910291 (1994).

Article Google Scholar

Celik, IB et al. Procédure d'estimation et de rapport de l'incertitude due à la discrétisation dans les applications CFD. J. Fluides Eng. https://doi.org/10.1115/1.2960953 (2008).

Article Google Scholar

ANSI/AMCA 210-16 : Méthodes de laboratoire pour tester les ventilateurs pour une cote de performance aérodynamique certifiée. Air Movement and Control Association International, Inc. et American Society of Heating, Refrigerating, and Air Conditioning Engineers (2016).

Choi, YS, Kim, DS & Yoon, JY Effets des moyens de stabilisation du débit sur les performances du testeur de ventilateur. KSFM J Fluide Mach 8, 29–34 (2005).

Article Google Scholar

Hunt, JCR, Wray, AA, Moin, P. (1988). Tourbillons, cours d'eau et zones de convergence dans les écoulements turbulents. Dans Étudier la turbulence à l'aide de bases de données de simulation numérique: Actes du programme d'été 1988, 93–208. Ames de la NASA.

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La méthode anti-calage de cette étude a été reconnue pour son originalité par une demande de brevet (1071231, 10-2022-0099333).

Cette étude a été soutenue par la subvention de l'Institut coréen d'évaluation et de planification des technologies énergétiques (KETEP) financée par le gouvernement coréen (MOTIE) (2021202080026D, Développement d'une technologie de plate-forme et d'un système de gestion des opérations pour la conception et le diagnostic des conditions de fonctionnement des machines à fluide avec des dispositifs variables basés sur l'IA/TIC).

Technologie industrielle (Ingénierie des processus verts et des systèmes énergétiques), Université des sciences et technologies, Daejeon, Corée du Sud

Yong-In Kim et Young-Seok Choi

Département R&D de la technologie neutre en carbone, Institut de recherche sur les systèmes de fabrication propre, Institut coréen de technologie industrielle, Cheonan, Corée du Sud

Yong-In Kim, Hyeon-Mo Yang, Kyoung-Yong Lee et Young-Seok Choi

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Conceptualisation, Y.-IK et Y.-SC ; conservation des données, Y.-IK et H.-MY ; analyse formelle, Y.-IK et Y.-SC ; acquisition de financement, K.-YL et Y.-SC ; enquête, Y.-IK et Y.-SC ; méthodologie, Y.-IK et Y.-SC ; administration de projet, Y.-SC; logiciels, H.-MY et K.-YL ; supervision, Y.-SC ; validation, Y.-IK et H.-MY ; rédaction — brouillon original, Y.-IK et Y.-SC ; rédaction—révision et édition, Y.-IK et Y.-SC Tous les auteurs ont lu et accepté la version publiée du manuscrit.

Correspondance avec Young-Seok Choi.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Kim, YI., Yang, HM., Lee, KY. et coll. Enquête numérique sur les limitations fonctionnelles de l'aileron anti-décrochage pour un ventilateur axial : analyses à un facteur. Sci Rep 12, 15240 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-19530-9

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Reçu : 18 mai 2022

Accepté : 30 août 2022

Publié: 09 septembre 2022

DOI : https://doi.org/10.1038/s41598-022-19530-9

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