Investigación numérica sobre limitaciones funcionales del anti

Scientific Reports volumen 12, Número de artículo: 15240 (2022) Citar este artículo

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La parada en un ventilador axial está directamente relacionada con fenómenos perjudiciales como la degradación del rendimiento, la vibración, el ruido y la inestabilidad del flujo a caudales bajos. Como una especie de método de control pasivo para manejar la pérdida, nosotros mismos sugerimos placas bidimensionales llamadas aletas anti-pérdida (ASF) y las colocamos dentro de la carcasa. En este estudio, el efecto del ASF en el patrón de flujo interno se investigó visualmente en el pasaje de flujo y su tendencia se discutió con la curva de rendimiento. Posteriormente, las limitaciones funcionales del ASF para varios parámetros de diseño, que el ASF puede derivar aerodinámicamente, se presentaron como el enfoque principal de este estudio. Se realizó cada análisis de un factor y se observó el patrón de flujo interno en paralelo en el punto donde el ASF perdió su función. Para la longitud radial, la longitud axial, el número de aletas y el ángulo tangencial positivo, el ASF casi retuvo su función hasta la limitación para evitar la inestabilidad, pero perdió radicalmente su función a un determinado caudal. Para el espacio axial y el ángulo tangencial negativo, el ASF perdió gradualmente su función. En su mayoría, este estudio se basó en el análisis numérico, y el rendimiento se validó a través de pruebas experimentales.

En las velocidades de flujo más bajas de la maquinaria de fluidos, el 'bloqueo' es uno de los fenómenos más perjudiciales que tiene varias inestabilidades debido a un aumento en el ángulo de incidencia. Con base en la discusión teórica y empírica bien conocida en nuestro campo, los factores desfavorables que pueden contener las tasas de flujo estancado son los siguientes: gradientes positivos (degradación) en la curva de rendimiento (\(Q\)–\(P\) o \(\varPhi\)–\(\varPsi\))1,2; contraflujo y puesto giratorio dentro del pasaje de entrada3,4; esfuerzo fluctuante de la pala5; fluctuación de presión6; vibración7,8; ruido9,10. Aquí, el reflujo debe desarrollarse desde el borde de ataque (LE) de la pala (rotor) y aumentar gradualmente en la dirección del tramo y de la corriente a medida que disminuye el caudal, mientras que la intensidad de los otros factores como la fluctuación de presión, la vibración y el ruido pueden no ser inversamente proporcional al caudal. Independientemente de cada intensidad, si estos factores en las tasas de flujo de pérdida se suprimen sin ninguna inestabilidad, se puede asegurar una operación eficiente a través de la expansión del margen de pérdida. Se encuentra disponible un sistema sin bloqueo para ajustar el caudal más ampliamente.

En consecuencia, los investigadores han estado tratando de controlar el puesto durante décadas. Sus profundos esfuerzos finalmente dieron sus frutos en la actuación anti-estancamiento; sin embargo, cada uno de ellos puede enfrentar desventajas mayores o menores según el caso: dispositivos y sistemas operativos; costo y tiempo; diseño complicado; espacio de instalación y mantenimiento; degradación del rendimiento (o cambio) de la especificación de diseño. Estas desventajas hacen que cada método para controlar la parada dude en aplicarse activamente en campos industriales. El puesto necesita ser controlado de una manera más práctica y sencilla.

Como una especie de método de control pasivo por nosotros mismos, se sugirió colocar placas bidimensionales denominadas aletas antibloqueo (ASF) dentro de la carcasa de entrada y hacia el eje11,12. En el proceso de diseño, la direccionalidad axial del ASF (ángulo; \(\beta\)) no se consideró porque inevitablemente causa el ángulo de flujo absoluto en la entrada del álabe y conduce a la disminución (o cambio) en el rendimiento incluso cerca del flujo de diseño tasa, es decir, el ASF exhibió geometría bidimensional. Las características que se podían obtener con este método eran las siguientes: no hay dispositivos y sistemas operativos; sin espacio adicional; configuración sencilla; inmediatez (soldadura o fijación en obra; semipermanente); desempeño garantizado basado en especificaciones de diseño; independientemente del material (hierro, caucho, plástico, etc.). Sobre todo, este método logró suprimir los gradientes positivos en la curva \(Q\)–\(P\); es decir, se esperaba la supresión de las inestabilidades inducidas por pérdida con el ASF. Aquí, se requiere considerar las limitaciones funcionales del rendimiento antibloqueo.

En este estudio, se investigó el efecto de ASF en el patrón de flujo interno en el paso de flujo y se discutió su tendencia con la curva de rendimiento. Posteriormente, las limitaciones funcionales de ASF fueron analizadas y sugeridas como el enfoque principal de este estudio. Aquí, se realizó una especie de análisis de un factor para varios parámetros de diseño que el ASF puede derivar aerodinámicamente, y el patrón de flujo interno se observó en paralelo en el punto donde el ASF perdió su función. Los parámetros de diseño fueron seleccionados como longitud radial, longitud axial, separación axial, número de aletas y ángulo tangencial positivo y negativo del ASF. La evaluación de la limitación funcional de ASF se basó en la siguiente declaración: 'gradientes negativos en el rango de caudal de más de 0,5 \({\varPhi }_{d}\) en la curva \(Q\)–\(P\) '. Se acompañó una discusión adicional sobre cómo el ASF tiende a perder su función para cada parámetro. En su mayoría, este estudio se basó en análisis numéricos, y el desempeño antes/después de la aplicación de ASF se validó a través de pruebas experimentales. Dado que este estudio se centró en caudales bajos, que generalmente son difíciles de converger numéricamente, se aplicó un modelo de turbulencia modificado como método específico en el análisis numérico. Se espera que los resultados sirvan como datos básicos para la ASF de reciente creación. Si existen restricciones en cada variable al aplicar ASF, los resultados pueden valer la pena referirse a nuestro campo.

Por su parte, el ventilador axial para la aplicación del ASF venía siendo utilizado en la industria en general, como se muestra en la Fig. 1; es un prototipo de este estudio. La Tabla 1 enumera las especificaciones y parámetros de diseño, donde \(\omega\), \(Q\), \(P\), \(\rho\), \(c\), \(u\), \( r\), \({\delta }_{t}\), \(D\), \(C\) y \(S\) indican la velocidad angular, el caudal volumétrico, la presión total, la densidad del aire en 25 °C, velocidad absoluta, velocidad circunferencial, radio del ventilador, espacio libre de la punta, diámetro del ventilador, longitud de la cuerda de la pala y paso de la pala, respectivamente, y los subíndices 2, \(m\), \(h\) y \(s\ ) indican la salida del álabe, el componente meridional, el eje del ventilador y la cubierta del ventilador, respectivamente; aquí, \({u}_{2}\) se asignó como la punta de la hoja, y el subíndice d podría implicar el punto de diseño pero se omite, por ejemplo, \({\varPhi }_{d}=\) 0.285.

Montaje típico de un ventilador axial.

La figura 2 muestra una fotografía de cada ventilador axial conectado a la instalación de prueba: el caso de 'ninguno' representa un conjunto típico como en la figura 1; la parte superior e inferior del dibujo esquemático en el medio indican los parámetros de diseño de ASF en la vista meridional y frontal, que se ampliaron del caso de 'ASF adjunto'. Se pueden demostrar tres parámetros desde el plano meridional: longitud radial (\({l}_{r}\)); longitud axial (\({l}_{a}\)); espacio axial (\(\delta\)). Desde una perspectiva empírica, \(\delta\) sería el parámetro más crítico; se basó en el hecho de que el reflujo del álabe LE provoca principalmente inestabilidad a caudales bajos. Además, dado que el reflujo ocupa una región más amplia dentro del paso de flujo a medida que disminuye el caudal, \({l}_{r}\) y \({l}_{a}\) se consideraron como parámetros notables. El número de aletas (\(Z\)) y el ángulo tangencial (\(\theta\)) podrían indicarse adicionalmente en la vista frontal; aquí, \(\theta\) fue asignado artificialmente, mientras que la fotografía de la derecha muestra el ASF correspondiente a \(\theta =\) 0°. Finalmente, los cinco parámetros anteriores fueron seleccionados como variables. La Tabla 2 enumera el rango de variables para cada parámetro: se realizó un análisis unifactorial para cada variable con base en las dimensiones marcadas como conjunto de referencia (*); la configuración correspondiente al conjunto de referencia se muestra en la fotografía de la derecha (Fig. 2); \({D}_{2}\) denota el diámetro del ventilador (salida). \({l}_{r}\), \({l}_{a}\) y \(\delta\) que se pueden representar en el plano meridional se presentan para cada rango variable en la Fig. 3. \(Z\) se analizó manteniendo la simetría dispuesta circunferencialmente con el mismo paso, y \(\theta\) se examinó manteniendo la geometría bidimensional sin curvatura. Mientras tanto, la relación de elipse se seleccionó como 1 (semicírculo) tanto para LE como para TE. El espesor fue diseñado para ser constante en términos de aplicación general; tenía la misma dimensión que la de la paleta guía en este estudio.

Fotografía y dibujo esquemático de los parámetros de diseño: caso de ninguno (izquierda); caso de ASF adjunto (derecha); plano meridional para longitud radial (\({l}_{r}\)), longitud axial (\({l}_{a}\)) y espacio axial (\(\delta\)) (parte superior media ); vista frontal para el número de aletas (\(Z\)) y ángulo tangencial (\(\theta\)) (abajo en la mitad).

Configuración para (a) longitud radial (\({l}_{r}\)), (b) longitud axial (\({l}_{a}\)) y (c) separación axial (\(\ delta\)).

Las ecuaciones de Navier-Stokes (RANS) promediadas por Reynolds se resolvieron en el campo de flujo tridimensional y se discretizaron como el método de volumen finito; se ignoró la conservación de la energía porque este estudio representa la condición isotérmica (25 °C). La conservación de la masa (1) y la cantidad de movimiento (2) podría ser:

donde \(t\), \(U\) (podría sustituirse por \(V\) o \(W\)), \(x\) (podría sustituirse por \(y\) o \(z\ )), y \({F}_{i}\) denotan el tiempo, la velocidad, la coordenada y la fuerza del cuerpo, respectivamente, y los términos entre corchetes denotan el tensor de tensión viscoso (\({\tau }_{ij }\)); estos se sustituyen solo por la ecuación gobernante. Dado que el número de Mach máximo en la punta de la pala se estimó en 0,09 a 25 °C (flujo subsónico; número de Mach \(<\) 0,3), no hubo cambios en la densidad a lo largo del tiempo. Mientras tanto, se adoptó un método de discretización de alta resolución basado en la aproximación de segundo orden, y los residuos de masa y momento de la raíz cuadrada media (RMS) se mantuvieron dentro de \(1.0\times {10}^{-4}\) y \(1,0\veces {10}^{-5}\).

En términos de modelo de turbulencia, se sabe que el modelo estándar de transporte de esfuerzo cortante (SST Std.) basado en \(k\)–\(\omega\) es adecuado para maquinaria rotatoria: se desarrolló para proporcionar predicciones precisas en condiciones adversas. gradientes de presión, especialmente para el inicio y la cantidad de separación del flujo; sin embargo, la separación del flujo de las superficies lisas podría exagerarse bajo la influencia de gradientes de presión adversos porque incluía efectos de transporte a la formulación de viscosidad de remolino13; la separación de flujo predicha generalmente se sobreestima. Para mejorar los niveles de turbulencia en las capas de corte que se separan que emanan de las paredes, se sugirió un modelo SST modificado denominado "modificación de reconexión de transporte de tensión de corte (SST RM)"14: este modelo consideró un término fuente adicional para \(k\)-equation15 ,16 para asegurar la relación de producción de turbulencia, que podría superarse considerablemente en la separación de grandes flujos, de modo que sea más adecuado centrarse en los caudales bajos; para la producción de turbulencia en la ecuación \(k\), el término básico (\({P}_{k}\)) y el término modificado (\({P}_{RM}\)) podrían establecerse como:

donde \({\mu }_{T}\), \(S\), \(k\), \(\Omega\), \(\omega\) y \(\nu\) denotan viscosidad turbulenta , magnitud de la tasa de deformación (\(\sqrt{2{S}_{ij}{S}_{ij}}\)), energía cinética de turbulencia, magnitud de la tasa de vorticidad (\(\sqrt{2{\omega } _{ij}{\omega }_{ij}}\)), frecuencia de remolinos de turbulencia y coeficiente de viscosidad cinemática, respectivamente. Empíricamente, la SST Std. y los modelos RM tenían poca diferencia en la separación débil cerca del caudal de diseño17; el término fuente tuvo un efecto condicional sobre la separación del flujo. También se introdujo que el efecto es notable cuando el sistema de rejilla es grueso, pero parecía que el efecto puede ser notable incluso cuando el sistema de rejilla es bastante fino como en este estudio; en el paso de validación para este estudio, el SST Std. El modelo obtuvo gradientes significativamente diferentes cerca de los caudales de estancamiento que contenían los gradientes positivos en la curva \(Q\)–\(P\), mientras que el modelo SST RM obtuvo una predicción relativamente precisa18. Aunque el modelo SST RM no debe entenderse como una compatibilidad ascendente con el modelo SST Std. modelo, finalmente, en este estudio se aplicó el modelo SST RM. Mientras tanto, la intensidad de la turbulencia (\({T}_{u}\)) y el número de Reynolds (Re) fueron aproximadamente 4.84% en el límite de entrada y 247,763 para el ideal \({c}_{m}\), en cada caudal de diseño para el caso de ninguno.

El paso de flujo completo se muestra en la Fig. 4: el paso de entrada incluía los ASF y se amplió para tener en cuenta los patrones de flujo desfavorables bajo las tasas de flujo estancadas; el paso giratorio incluía las palas, y la condición de contrarrotación se le daba a la pared del obenque; el paso de salida incluía las paletas guía; se aplicó el método de etapa (plano de mezcla) a cada interfaz. Aquí, el mouse de campana y el tapacubos no pudieron ser considerados porque sus efectos fueron insignificantes en comparación con el pasaje directamente extendido19; la diferencia de presión total entre la entrada y la salida en el pasaje extendido en línea recta no mostró una desviación notable de la presión total derivada de la prueba experimental, lo que se verificaría más con la curva de rendimiento en la Fig. 7. La función de pared se seleccionó como automático, y los muros limítrofes se trataron como condiciones lisas y antideslizantes.

Dominio computacional y sistema de cuadrícula con ventana de visualización para el proceso posterior.

El pasaje de entrada estaba compuesto por un tipo tetraédrico, y los pasajes giratorios y de salida se llenaron con un tipo hexaédrico (ver la ventana ampliada en la Fig. 4). La prueba de rejilla se realizó como se muestra en la Fig. 5; estaba en el caudal de diseño para el caso de ninguno. Se empleó una técnica de refinamiento de cuadrícula (índice de convergencia de cuadrícula; GCI), establecida por Roache20, para cuantificar la convergencia de cuadrícula. Como resultado, la convergencia correspondiente al conjunto N1 se evaluó como un valor, 0,000297, que fue considerablemente inferior al criterio autopropuesto21; los resultados numéricos apenas se vieron afectados con el conjunto N1, y se aplicó el sistema grid con la misma topología correspondiente al conjunto N1.

Resultado de la prueba de red basada en el método del índice de convergencia de red.

Para las simulaciones se empleó un software comercial, ANSYS CFX 19.1. La estación de trabajo tiene las siguientes especificaciones: Intel® Xeon® CPU E5-2680 v2; velocidad de reloj de 2,80 GHz con procesador dual; memoria de acceso aleatorio con 80 GB; sistema operativo de 64 bits; cálculos paralelos. El tiempo computacional para un conjunto de simulaciones en estado estacionario fue de aproximadamente 26 h.

El proceso experimental y la instalación de este estudio cumplieron completamente con el estándar internacional22. Como se muestra en la Fig. 6 (o Fig. 2), se adoptó la configuración de la cámara de salida y se conectó un conducto recto que tiene el doble de la longitud axial para el diámetro del ventilador entre la salida del ventilador y la entrada de la cámara. Los medios de sedimentación del flujo dentro de la cámara habían asegurado la porosidad adecuada23. Se midieron la humedad relativa, la presión barométrica y la temperatura de bulbo seco para calcular la densidad. La densidad y la velocidad de rotación se convirtieron respectivamente como los mismos valores con la configuración computacional. El caudal se ajustó con boquillas y se calculó a partir de la presión diferencial (\(\Delta {P}_{s}\)); el rango de caudal que no se podía medir con una combinación de boquillas se manejaba con un servoventilador detrás de la cámara, y esto era necesario para compensar la pérdida de presión contenida por las boquillas en el sistema. La presión y la velocidad de rotación se midieron con manómetros de presión y un tacómetro láser (o un estroboscopio). La incertidumbre de los manómetros de presión, estroboscopios y detectores de temperatura de bulbo seco fue de 0,001 a 0,005 kilopascales para el rango de 0 a 1,33 kilopascales, de 0,1 a 1 revoluciones por minuto para el rango de 40 a 35 000 revoluciones por minuto. -minuto y 0,07 °C para el rango de 0 a 60 °C, respectivamente.

Diagrama esquemático de la instalación de prueba experimental para la configuración de la cámara de salida.

La Figura 7 representa la curva \(Q\)–\(P\) para cada caso de ninguno y ASF adjunto (izquierda), y la tasa de aumento o disminución del aumento de presión total para el caso de ASF adjunto (derecha); aquí, se comparó preferentemente el ASF correspondiente al conjunto de referencia de la Tabla 2. En el caso de que no hubiera ninguno, los gradientes positivos se incluyeron en los caudales de estancamiento inferiores a 0,8 \({\varPhi }_{d}\). Sin embargo, en el caso de ASF adherido, los gradientes positivos contenidos en el caso de ninguno se invirtieron completamente para volverse negativos. El ventilador axial conectado al ASF recuperó de manera estable la degradación del rendimiento en las tasas de flujo estancadas y permitió formar gradientes negativos de 0,5 \({\varPhi }_{d}\). Aunque sería una declaración estricta, la limitación funcional del ASF debe evaluarse determinando si la curva \(Q\)–\(P\) forma gradientes negativos en el rango de caudal sobre 0,5 \({\varPhi }_{d }\).

Curva \(Q\)–\(P\) para cada caso de ninguno y ASF adjunto (izquierda) y aumento o disminución de la tasa de aumento de la presión total con ASF (derecha).

Cada contorno para velocidad circunferencial (\({v}_{\theta }\)), velocidad axial (\({v}_{a}\)) y presión estática (\({\varPsi }_{s} \)) en el plano de la sección cerca del álabe LE se muestra en las Figs. 9, 10 y 11, como vista frontal: el plano de la sección se basa en la línea de sección de la Fig. 8; la figura 8 es una vista ampliada de la ventana de visualización de la figura 4; higos. 9, 10 y 11 tienen cada leyenda a la izquierda, y la leyenda de la Fig. 8 es para una discusión posterior con respecto al criterio \(Q\); el contorno de velocidad circunferencial (Fig. 9) indica un valor más alto a medida que se vuelve más fuerte contra la dirección de rotación de la pala, y el contorno de velocidad axial (Fig. 10) indica un valor más alto a medida que el componente hacia abajo se vuelve más fuerte; círculos concéntricos en cada plano de sección marcan cada 0,1 desde el cubo (0) hasta el obenque (1). En el caso de que no haya ninguna, cada parte negativa de \({v}_{\theta }\) y \({v}_{a}\) (Figs. 9a, 10a) se desarrolló gradualmente sobre el tramo más grueso a medida que el disminuyó el caudal. Aquí, la porción de \({v}_{\theta }\) negativa era más gruesa que la de \({v}_{a}\) negativa en cada punto de caudal, es decir, \({v}_{ \theta }\) contenía componentes hacia atrás (reflujo) y hacia adelante desde el sudario hasta los tramos más profundos; esto significa que la recirculación en la dirección axial se formó con la rotación en la dirección circunferencial. Sin embargo, estos patrones de flujo fueron controlados en su mayoría por ASF (ver Figs. 9b, 10b). Esto podría confirmarse como la causa principal por la que ASF podría suprimir los gradientes positivos en los caudales estancados. En la Fig. 11a, para el caso de que no haya nada, la presión estática disminuyó a medida que disminuyó el caudal. Desde una perspectiva teórica, una disminución en el caudal significa un aumento en la presión estática de entrada; sin embargo, como se muestra en la Fig. 10a, el reflujo podría actuar como un bloqueo en el paso del flujo, provocando un aumento en \({v}_{a}\) de la corriente principal. Por otro lado, en la Fig. 11b para el caso de ASF adherido, la presión estática aumentaba a medida que disminuía el caudal. Mientras tanto, cada lado de presión y succión de ASF (Fig. 8) podría identificarse con la Fig. 11b.

Guía de ventana de visualización en la Fig. 4.

Velocidad circunferencial (\({v}_{\theta }\)) contorno en el plano de sección para cada (a) caso de ninguno y (b) ASF adjunto (0.5–0.7 \({\varPhi }_{d}\) ).

Velocidad axial (\({v}_{a}\)) contorno en el plano de sección para cada (a) caso de ninguno y (b) ASF adjunto (0.5–0.7 \({\varPhi }_{d}\)) .

Presión estática (\({\varPsi }_{s}\)) contorno en el plano de sección para cada (a) caso de ninguno y (b) ASF adjunto (0.5–0.7 \({\varPhi }_{d}\) ).

Como detalles adicionales para el campo de flujo interno, las Figs. 12 y 13 se ilustraron: se basó en la guía de la Fig. 8; las líneas circunferenciales rojas denotan las coordenadas axiales cada 0,1 \({D}_{2}\), y la línea LE de la hoja corresponde a 0,3 en el eje \(x\) en la Fig. 3; las líneas de corriente limitantes, que no tienen leyendas (blancas), se trazaron en los planos imaginarios que pasan por el eje; los planos imaginarios tratados como transparentes en la Fig. 8, pero opacos (negros) en las Figs. 12 y 13; se empleó un método de identificación de vórtice (\(Q\)-criterio 24) con una superficie iso recubierta con un contorno de velocidad circunferencial con la leyenda en la Fig. 8, y el contorno de velocidad circunferencial indica un valor más alto a medida que se vuelve más fuerte contra la dirección de rotación de la pala; las figuras estarían enfocadas en el sudario porque es una vista tridimensional con planos imaginarios superpuestos. En el caso de que no haya ninguno (Fig. 12), el reflujo (línea de corriente limitante) y los componentes giratorios (criterio \(Q\)) del álabe LE se desarrollaron fuertemente hacia aguas arriba a medida que disminuía el caudal. Como era de esperar, los componentes giratorios y de reflujo se suprimieron en su mayoría en el caso de ASF adjunto (Fig. 13). Los vórtices aislados en el lado de presión del ASF casi perdían su velocidad y no podían pasar al lado de succión por lo que era difícil causar alguna inestabilidad dentro del paso de flujo. A partir de la combinación con las Figs. 9 y 10, el reflujo residual y los componentes giratorios en el paso de aleta a aleta no penetraron 0,9 tramos o menos. A partir de los resultados de esta sección, el mecanismo de ASF podría establecerse de la siguiente manera: prevenir el desarrollo de reflujo y redirigir los componentes de velocidad circunferencial a la dirección axial. Mientras tanto, las notas a pie de página anteriores para las Figs. 12 y 13 se aplicarían igualmente a las figuras de la sección siguiente.

Campo de flujo interno con líneas de corriente limitantes y criterio \(Q\) para el caso de ninguno (0.5–0.7 \({\varPhi }_{d}\)).

Campo de flujo interno con líneas de corriente limitantes y criterio \(Q\) para el caso de ASF adjunto (0.5–0.7 \({\varPhi }_{d}\)); mecanismo antibloqueo.

Del conjunto de referencia en la Tabla 2, \({l}_{r}\) se evaluó dentro del rango variable. La Figura 14a muestra la curva \(Q\)-\(P\) (izquierda) y el gradiente (\({a}_{{x}_{1}\leftrightarrow {x}_{2}}\); derecha) en cada rango de caudal:

donde los subíndices \({x}_{1}\) y \({x}_{2}\) denotan el múltiplo del caudal normalizado basado en el caudal de diseño. El ASF con \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0.01625 perdió su función en 0.5 \({\varPhi }_{d}\). Esto se debe a que los componentes de flujo giratorios, que deberían ser bloqueados por el ASF, pasaron por la parte inferior del ASF e invadieron el lado de succión (ver Fig. 14b). En consecuencia, los núcleos de vórtice separados se retorcieron juntos en el paso de aleta a aleta, y su velocidad circunferencial fue más alta que el caso de referencia establecido en 0.5 \({\varPhi }_{d}\) (Fig. 13). El patrón de reflujo entre las palas y los álabes guía fue bastante similar al caso de ninguno a 0,5 \({\varPhi }_{d}\) (Fig. 12); el reflujo se hizo más fuerte hacia aguas abajo. A partir de un mecanismo similar (ver Fig. 14c), el ASF con \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0.01 perdió su función en el rango de caudal inferior a 0.6 \({\ varPhi }_{d}\). Como recordatorio de la Tabla 1, \({\delta }_{t}/{D}_{2}=\) 0.0028, donde \({\delta }_{t}\) denota el espacio libre de la punta entre una cuchilla punta y carcasa. En el gráfico de la derecha de la Fig. 14a, \({l}_{r}\) se volvió progresivamente sensible a tasas de flujo más bajas. Por otro lado, se confirmó una tendencia bastante radical y abrupta en el punto en que el ASF perdió su función para \({l}_{r}\). Esto significa que si el ASF tiene un \({l}_{r}\) apropiado, su función puede conservarse casi sin cambios. A partir de los resultados, la limitación funcional para \({l}_{r}\) podría proponerse como \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0,0225 o más.

Evaluación de la longitud radial (\({l}_{r}\)) de ASF: (a) curva \(Q\)–\(P\) (izquierda) y el gradiente (derecha) en cada rango de caudal; (b) Campo de flujo interno para \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0.01625 a 0.5 \({\varPhi }_{d}\); (c) Campo de flujo interno para \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0.01 a 0.6 \({\varPhi }_{d}\).

La evaluación de \({l}_{a}\) se realizó a partir de la Fig. 15. En la Fig. 15a, el ASF con \({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0.05 perdió su función en 0.5 \({\varPhi }_{d}\). En particular, la tendencia fue más dramática que \({l}_{r}\), es decir, \({l}_{a}\) fue difícil de analizar como sensible al caudal, y el ASF perdió su función más dramáticamente. En la Fig. 15b, los componentes de reflujo y rotación no estaban lo suficientemente bloqueados ya que \({l}_{a}\) se acortó para que los patrones de flujo desfavorables pudieran pasar el LE de ASF. Aquí, se desarrolló un reflujo correspondiente a la longitud axial de aproximadamente 0,2–0,3 \({D}_{2}\) dentro del paso de aleta a aleta, comparable al caso de ninguno a 0,5 \({\varPhi } _ {d}\) (Fig. 12). Esto fue acompañado por los componentes giratorios, como era de esperar. Aunque se confirmaron vórtices algo filtrados en el lado de succión del ASF, fue imposible cumplir la función del ASF. La limitación funcional para \({l}_{a}\) podría proponerse como \({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0,075 o más.

Evaluación de la longitud axial (\({l}_{a}\)) de ASF: (a) curva \(Q\)–\(P\) (izquierda) y el gradiente (derecha) en cada rango de caudal; (b) Campo de flujo interno para \({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0.05 a 0.5 \({\varPhi }_{d}\).

La figura 16 muestra un análisis de un factor para \(\delta\); \(\delta\) sería el parámetro más crítico, como se menciona en la Secc. 2. En la Fig. 16a, el ASF que presentaba \(\delta /{D}_{2}=\) 0.05 perdió su función en 0.7 \({\varPhi }_{d}\). La tendencia a perder función fue gradual, a diferencia de \({l}_{r}\) y \({l}_{a}\); \(\delta\) también puede obtener una tendencia radical o dramática como \({l}_{r}\) y \({l}_{a}\) cuando se amplía más allá del rango variable, pero es enfatizó que la descripción se basó en la limitación funcional (inversión del gradiente) definida en este estudio. A partir de los antecedentes empíricos, un aumento en \(\delta\) sugiere que la posibilidad de suprimir el reflujo del álabe LE desaparece gradualmente. A medida que \(\delta\) aumenta, el núcleo de vórtice anular confirmado en la Fig. 12 puede recuperar gradualmente su intensidad original para cada caudal. Como resultado, la formación casi idéntica a la Fig. 12 se confirmó en la Fig. 16b, para el mismo caudal (0,7 \({\varPhi }_{d}\)). Los componentes giratorios interfirieron con el TE del ASF; sin embargo, fue insuficiente para formar un gradiente negativo en la curva \(Q\)–\(P\). Incluso la Fig. 16b muestra que todos los patrones del campo de flujo interno se parecían al caso de ninguno; la ASF no actuó ninguna actuación. Por lo tanto, la limitación funcional de \(\delta\) debe presentarse como \(\delta /{D}_{2}=\) 0,04 o menos. Como precaución antes de aplicar el ASF, se recomienda encarecidamente un análisis previo en el plano meridional para evitar el contacto entre el TE del ASF y el LE del rotor; lo mismo ocurre en el caso de ventiladores de alta presión (o maquinaria de fluidos) que pueden tener problemas de empuje.

Evaluación del espacio axial (\(\delta\)) de ASF: (a) curva \(Q\)–\(P\) (izquierda) y el gradiente (derecha) en cada rango de caudal; (b) campo de flujo interno para \(\delta /{D}_{2}=\) 0.05 a 0.7 \({\varPhi }_{d}\).

A partir de la Fig. 17, se realizó un análisis de un factor para \(Z\). Con base en los dos gráficos de la Fig. 17a, el ASF en el caso de \(Z=\) 4 perdió su función en 0.5 \({\varPhi }_{d}\), y la tendencia podría analizarse como radical. En la Fig. 17b, la ventana de visualización se extendió como se indica en la Fig. 4 para mostrar un paso completo de aleta a aleta. El núcleo del vórtice anular dentro de un paso parecía más restringido que el que se observa con el mismo caudal (0,5 \({\varPhi }_{d}\)) en la Fig. 12; sin embargo, la longitud más larga de un paso debido a la \(Z\) más pequeña provocó que los componentes giratorios y de reflujo no pudieran suprimirse lo suficiente. Aunque el ASF tenía las mismas dimensiones que el conjunto de referencia excepto \(Z\), se observaron patrones de flujo desfavorables fuertemente desarrollados en el lado de presión del ASF así como en el lado de succión del ASF. Por lo tanto, la limitación funcional en \(Z\) se identificó como al menos 7 o más. Para aplicar el ASF, si un ducto de revestimiento adjunto al ASF se fabrica por separado para ser reemplazado por el ducto de revestimiento que no es ASF (el existente), es decir, si se aplica un método que no sea soldadura o fijación en el sitio, se puede recomendar para seleccionar \(Z\) igual al número de aspas del ventilador; al colocar las aletas en cada paso de pala a pala, el conducto de la carcasa unido al ASF se puede empujar en una dirección paralela al eje, sin desmontar el rotor.

Evaluación del número de aletas (\(Z\)) de ASF: (a) curva \(Q\)-\(P\) (izquierda) y el gradiente (derecha) en cada rango de caudal; (b) Campo de flujo interno para \(Z=\) 4 en 0.5 \({\varPhi }_{d}\).

La evaluación de \(\theta\) se realizó para cada dirección (+ y \(-\)) como se indica en la Fig. 2; '+' denota oposición a la dirección de rotación de la hoja, y '\(-\)' denota la dirección de rotación de la hoja. Primero, como se muestra en la Fig. 18a, el ASF con \(\theta =\) + 60° perdió su función en 0.5 \({\varPhi }_{d}\) cuando se dio que \(\theta\) opuesta a la dirección de rotación de la pala, y la tendencia era radical. La asignación de +\(\theta\) al ASF implica que los componentes giratorios y de reflujo, que deberían estar aislados en el lado de presión del ASF, pueden recibir un efecto de compresión en el espacio empotrado. En consecuencia, aunque el patrón de flujo interno en el paso de aleta a aleta (Fig. 18b) se parecía mucho a la condición del conjunto de referencia (Fig. 13) en 0.5 \({\varPhi }_{d}\), el reflujo y los componentes giratorios cerca del lado de presión del ASF causaron un reflujo adicional hacia aguas arriba de aproximadamente 0,5 \({D}_{2}\); este reflujo fue incluso más fuerte que el de ninguno a 0.5 \({\varPhi }_{d}\). La Figura 19 muestra los resultados en los que \(\theta\) se dio en la misma dirección que la dirección de rotación de la pala. El ASF con \(\theta =\) \(-\) 60° perdió su función en 0.5 \({\varPhi }_{d}\), mientras que la tendencia no fue radical (ver Fig. 19a). En este caso, parecía que el flujo no aislado en el lado de presión del ASF extendió su fuerza a lo largo de la dirección circunferencial en lugar de aguas arriba y se desbordó hacia el lado de succión (ver Fig. 19b). A partir de los resultados, la limitación funcional para \(\theta\) podría presentarse dentro de \(\pm\) 45°. Aquí, la insensibilidad de ASF a \(\theta\) se puede considerar como una ventaja adicional porque no requiere una alta concentración durante el proceso de soldadura o fijación. Mientras tanto, la Fig. 20 muestra la representación de cada gráfico derecho en las Figs. 14a, 18a y 19a en términos de \({l}_{r}\) para considerar una correlación entre \({l}_{r}\) y \(\theta\); la longitud desde el revestimiento hasta la línea media del fondo de ASF se estimó en función de la normal a la intersección del revestimiento y la aleta. El ASF con \(\pm \theta\) perdió su función en 0.5 \({\varPhi }_{d}\) cuando \({D}_{2}\)-normalizó \({l}_{r }\) (\({l}_{r}/{D}_{2}\)) se estimó en aproximadamente 0,029. Por lo tanto, es más ventajoso adjuntar el ASF que exhibe \({l}_{r}\) correspondientemente más corto sin \(\theta\) en lugar de \(\theta\) intencional.

Evaluación del ángulo tangencial positivo (\(+\theta\)) de ASF: (a) curva \(Q\)–\(P\) (izquierda) y el gradiente (derecha) en cada rango de caudal; (b) Campo de flujo interno para \(\theta =\) \(+\) 60° a 0,5 \({\varPhi }_{d}\).

Evaluación del ángulo tangencial negativo (\(-\theta\)) de ASF: (a) \(Q\)–\(P\)curva (izquierda) y el gradiente (derecha) en cada rango de caudal; (b) Campo de flujo interno para \(\theta =\) \(-\) 60° a 0,5 \({\varPhi }_{d}\).

Representación de cada gráfico derecho en la Fig. 14a (negro), 18a (azul) y 19a (rojo) en términos de longitud radial (\({l}_{r}\)).

El ASF en este estudio permitió formar gradientes negativos en las tasas de flujo de estancamiento de más de 0,5 \({\varPhi }_{d}\) en la curva \(Q\)–\(P\). El principio básico era prevenir el desarrollo de reflujo y redirigir los componentes de velocidad circunferencial a la dirección axial. Las limitaciones funcionales de ASF se evaluaron a través de cada análisis de un factor basado en el conjunto de referencia y se confirmaron a partir de la reducción de la capacidad volumétrica para el flujo inverso y giratorio en el lado de presión de ASF. Para \({l}_{r}\), \({l}_{a}\), \(Z\) y + \(\theta\), el ASF casi retuvo su función hasta la limitación para evitar la inestabilidad pero perdía radicalmente su función a un determinado caudal. Para \(\delta\) y \(-\theta\), el ASF perdió gradualmente su función. Cada limitación podría resumirse de la siguiente manera:

\({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0,0225 o más

\({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0,075 o más

\(\delta /{D}_{2}=\) 0,04 o menos (con consideraciones sobre el plano meridional y el problema de empuje)

\(Z=\) 7 o más (con una recomendación del mismo número de aspas del ventilador)

\(\theta =\) dentro de \(\pm\) 45° (con una recomendación de aplicar el ASF con \({l}_{r}\) correspondientemente más cortos en lugar de asignar \(\theta\))

Mientras tanto, dado que el enfoque de este estudio fue cada análisis de un factor basado en el conjunto de referencia, no se pudieron abordar las interacciones entre los parámetros; esto se puede abordar desde otro enfoque, como el diseño de experimentos (DOE), el análisis de sensibilidad y las ecuaciones de regresión. Además, los parámetros que se pueden analizar más a fondo pueden ser el grosor y la forma del borde del ASF. El ángulo que puede interferir con el ángulo de flujo absoluto en la entrada del aspa del ventilador no se considera porque va en contra del concepto de diseño de ASF.

Los conjuntos de datos utilizados y/o analizados durante el estudio actual están disponibles del primer autor o autor correspondiente a pedido razonable.

Gradiente en la curva \(Q\)–\(P\)

Aleta antibloqueo

Longitud de cuerda, \(\mathrm{m}\); solo para la \(C\) mayúscula

Componente meridional de la velocidad absoluta, \(\mathrm{m}/\mathrm{s}\)

Dinámica de fluidos computacional

Diámetro, m; principalmente para la cubierta (carcasa)

Prueba experimental

Fuerza del cuerpo, \(\mathrm{kg}\,\mathrm{m}/{\mathrm{s}}^{2}\)

Aceleración de la gravedad, \(\mathrm{m}/{\mathrm{s}}^{2}\), 9,806

Índice de convergencia de red

Energía cinética de turbulencia, \({\mathrm{m}}^{2}/{\mathrm{s}}^{2}\)

Longitud axial, \(\mathrm{m}\); para peste porcina africana

Longitud radial, \(\mathrm{m}\); para peste porcina africana

vanguardia

Velocidad de rotación, \(\mathrm{rpm}\)

Velocidad específica (número de tipo), \(\mathrm{adimensional}\)

Presión, \(\mathrm{Pa}\); principalmente para presión total, pero denotaría presión estática con subíndice s o nota al pie específica

Lado de presión (superficie)

Tasa de flujo volumétrico, \({\mathrm{m}}^{3}/\mathrm{s}\); denotaría para el caudal de diseño y el conjunto de referencia con el subíndice d (o des) y ref|Invariante del tensor de gradiente de velocidad, \(1/{\mathrm{s}}^{2}\)

Radio, \(\mathrm{m}\)

Intervalo normalizado; cubo (0) a cubierta (1)

Radio del tramo del cubo, \(\mathrm{m}\)

Radio del tramo de la cubierta,\(\mathrm{m}\)

Reynolds promediado Navier-Stokes

Número de Reynolds, \(\mathrm{adimensional}\), \(\rho vD/\mu\)

Modificación de reconexión

raíz significa cuadrado

Paso de pala a pala, \(\mathrm{m}\)|Magnitud de la tasa de deformación (\(\sqrt{2{S}_{ij}{S}_{ij}}\))

Lado de succión (superficie)

Transporte de esfuerzo cortante

Tiempo, \(\mathrm{s}\)

Intensidad de turbulencia

borde de fuga

Velocidad circunferencial (tangencial), \(\mathrm{m}/\mathrm{s}\); principalmente para la punta de la hoja

Velocidad axial, \(\mathrm{m}/\mathrm{s}\)

Velocidad circunferencial (tangencial), \(\mathrm{m}/\mathrm{s}\)

número de aletas; para peste porcina africana

Coordenada axial, \(\mathrm{m}\)

Espacio axial, \(\mathrm{m}\); para peste porcina africana

Espacio libre de la punta,\(\mathrm{m}\)

Ángulo circunferencial (tangencial), \(^\circ\); para peste porcina africana

Coeficiente de viscosidad cinemática, \({\mathrm{m}}^{2}/\mathrm{s}\), \(\mu/\rho\)

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

Tensor de tensión viscoso, \(\mathrm{N}/{\mathrm{m}}^{2}\)

Coeficiente de flujo, \(\mathrm{adimensional}\); denotaría para el caudal de diseño y el conjunto de referencia con el subíndice d (o des) y ref

Coeficiente de presión, \(\mathrm{adimensional}\); principalmente para carga total, pero denotaría coeficiente de carga estática con subíndice s o nota al pie específica; denotaría para el caudal de diseño y el conjunto de referencia con el subíndice d (o des) y ref

Magnitud de la tasa de vorticidad (\(\sqrt{2{\omega }_{ij}{\omega }_{ij}}\))

Velocidad angular, \({\text{rad/s}}\), \(d\theta {\text{/}}dt\)|Frecuencia de remolino de turbulencia, \(\frac{1}{\mathrm{s} }=\mathrm{Hz}\), \(k{\text{/[}}\nu \left( {\mu _{T} {\text{/}}\mu } \right){\text{ ]}}\) donde \(\mu _{T} = \rho k{\text{/}}\omega\)

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Descargar referencias

El método antibloqueo de este estudio fue reconocido por su originalidad a partir de una solicitud de patente (1071231, 10-2022-0099333).

Este estudio fue apoyado por la subvención del Instituto Coreano de Evaluación y Planificación de Tecnología Energética (KETEP) financiada por el gobierno coreano (MOTIE) (2021202080026D, Desarrollo de tecnología de plataforma y sistema de gestión de operaciones para el diseño y diagnóstico de condiciones operativas de maquinaria de fluidos con dispositivos variables basados ​​en sobre IA/TIC).

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

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Conceptualización, Y.-IK e Y.-SC; curación de datos, Y.-IK y H.-MY; análisis formal, Y.-IK e Y.-SC; adquisición de financiación, K.-YL e Y.-SC; investigación, Y.-IK e Y.-SC; metodología, Y.-IK e Y.-SC; administración de proyectos, Y.-SC; software, H.-MY y K.-YL; supervisión, Y.-SC; validación, Y.-IK y H.-MY; redacción—borrador original, Y.-IK e Y.-SC; redacción—revisión y edición, Y.-IK e Y.-SC Todos los autores leyeron y aceptaron la versión publicada del manuscrito.

Correspondencia a Young-Seok Choi.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Acceso abierto Este artículo tiene una licencia internacional Creative Commons Attribution 4.0, que permite el uso, el intercambio, la adaptación, la distribución y la reproducción en cualquier medio o formato, siempre que se otorgue el crédito correspondiente al autor o autores originales y a la fuente. proporcionar un enlace a la licencia Creative Commons e indicar si se realizaron cambios. Las imágenes u otro material de terceros en este artículo están incluidos en la licencia Creative Commons del artículo, a menos que se indique lo contrario en una línea de crédito al material. Si el material no está incluido en la licencia Creative Commons del artículo y su uso previsto no está permitido por la regulación legal o excede el uso permitido, deberá obtener el permiso directamente del titular de los derechos de autor. Para ver una copia de esta licencia, visite http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/.

Reimpresiones y permisos

Kim, YI., Yang, HM., Lee, KY. et al. Investigación numérica sobre las limitaciones funcionales de la aleta antibloqueo para un ventilador axial: análisis de un factor. Informe científico 12, 15240 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-19530-9

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Recibido: 18 mayo 2022

Aceptado: 30 de agosto de 2022

Publicado: 09 septiembre 2022

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

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