Investigación numérica sobre las limitaciones funcionales del anti

Apr 14, 2024

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

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Detalles de métricas

La parada en un ventilador axial está directamente relacionada con fenómenos perjudiciales como degradación del rendimiento, vibración, ruido e inestabilidad del flujo a bajos caudales. Como una especie de método de control pasivo para manejar la pérdida, nosotros mismos sugerimos placas bidimensionales llamadas aletas anti-pérdida (ASF), que se colocaron dentro de la carcasa. En este estudio, el efecto del ASF sobre el patrón de flujo interno se investigó visualmente en el pasaje de flujo y su tendencia se analizó con la curva de rendimiento. Posteriormente, las limitaciones funcionales del ASF para diversos parámetros de diseño, que el ASF puede derivar aerodinámicamente, se presentaron como el foco 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 mantuvo su función hasta la limitación para evitar la inestabilidad, pero perdió radicalmente su función a un cierto caudal. Para el espacio axial y el ángulo tangencial negativo, el ASF perdió gradualmente su función. Principalmente, este estudio se basó en análisis numérico y el desempeño se validó mediante pruebas experimentales.

En los caudales más bajos de la maquinaria de fluidos, la "parada" es uno de los fenómenos más perjudiciales que presenta diversas 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 estar contenidos en los caudales estancados son los siguientes: gradientes positivos (degradación) en la curva de rendimiento (\(Q\)–\(P\) o \(\varPhi\)–\(\varPsi\))1,2; reflujo y puesto giratorio dentro del conducto de entrada3,4; tensión fluctuante de la hoja5; fluctuación de presión6; vibración7,8; ruido9,10. Aquí, el contraflujo 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 otros factores como la fluctuación de presión, la vibración y el ruido puede ser mayor. no ser inversamente proporcional al caudal. Independientemente de cada intensidad, si estos factores en los caudales de pérdida se suprimen sin ninguna inestabilidad, se puede asegurar una operación eficiente mediante la expansión del margen de pérdida. Está disponible un sistema sin bloqueo para ajustar más el caudal.

Por ello, los investigadores llevan décadas intentando controlar esta pérdida. Sus profundos esfuerzos finalmente dieron sus frutos en la actuación anti-bloqueo; sin embargo, cada uno de ellos podría enfrentar desventajas mayores o menores según el caso: dispositivos y sistemas operativos; costo y tiempo; diseño complicado; espacio de instalación y mantenimiento; degradación (o cambio) del rendimiento respecto de las especificaciones de diseño. Estas desventajas hacen que cada método para controlar la pérdida dude en ser aplicado activamente en campos industriales. Es necesario controlar el puesto de una forma más práctica y sencilla.

Como una especie de método de control pasivo por nuestra parte, se sugirió colocar placas bidimensionales denominadas aletas anti-bloqueo (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 de la pala y conduce a una disminución (o cambio) en el rendimiento incluso cerca del flujo de diseño. tasa, es decir, el ASF exhibió una geometría bidimensional. Las características que se pudieron obtener con este método fueron las siguientes: sin dispositivos ni sistemas operativos; sin espacio adicional; configuración sencilla; inmediatez (soldadura o fijación in situ; semipermanente); rendimiento garantizado basado en las especificaciones de diseño; independientemente del material (hierro, caucho, plástico, etc.). Sobre todo, este método logró suprimir completamente los gradientes positivos en la curva \(Q\)–\(P\); es decir, se esperaba la supresión de las inestabilidades inducidas por la pérdida con la ASF. Aquí es necesario considerar las limitaciones funcionales del rendimiento antibloqueo.

En este estudio, se investigó el efecto del ASF en el patrón de flujo interno en el pasaje de flujo y su tendencia se discutió con la curva de rendimiento. Posteriormente, se analizaron y sugirieron las limitaciones funcionales de la PPA 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 se observó el patrón de flujo interno en paralelo en el punto donde el ASF perdió su función. Los parámetros de diseño se seleccionaron como longitud radial, longitud axial, espacio 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 superiores a 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. Principalmente, este estudio se basó en análisis numérico, y el desempeño antes/después de la aplicación de ASF fue validado mediante 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 PPA de reciente origen. Si existen restricciones en cada variable al aplicar ASF, vale la pena consultar los resultados en nuestro campo.

Mientras tanto, el ventilador axial para aplicar el ASF se estaba utilizando en la industria 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 \(S\) denotan la velocidad angular, el caudal volumétrico, la presión total y la densidad del aire en 25 °C, velocidad absoluta, velocidad circunferencial, radio del ventilador, holgura de la punta, diámetro del ventilador, longitud de la cuerda de las aspas y paso de las aspas, respectivamente, y subíndices 2, \(m\), \(h\) y \(s\). ) denotan la salida de las aspas, el componente meridional, el cubo del ventilador y la cubierta del ventilador, respectivamente; aquí, se asignó \({u}_{2}\) como la punta de la hoja, y el subíndice d podría implicar el punto de diseño pero se omitió, 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 fueron ampliados desde el caso de 'ASF adjunto'. Se podrían 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 de la pala LE causa principalmente inestabilidad a caudales bajos. Además, dado que el reflujo ocupa una región más amplia dentro del pasaje 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, se seleccionaron los cinco parámetros anteriores 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 paso igual, 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; era 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 PPA adjunto (derecha); Plano meridional para longitud radial (\({l}_{r}\)), longitud axial (\({l}_{a}\)) y espacio axial (\(\delta\)) (parte media superior). ); vista frontal para el número de aletas (\(Z\)) y el ángulo tangencial (\(\theta\)) (parte media inferior).

Configuración para (a) longitud radial (\({l}_{r}\)), (b) longitud axial (\({l}_{a}\)) y (c) espacio 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 volúmenes finitos; se ignoró la conservación de energía porque este estudio representa la condición isotérmica (25 °C). La conservación de la masa (1) y el momento (2) podría ser:

donde \(t\), \(U\) (podría sustituirse como \(V\) o \(W\)), \(x\) (podría sustituirse como \(y\) o \(z\ )), y \({F}_{i}\) denotan el tiempo, la velocidad, las coordenadas y la fuerza del cuerpo, respectivamente, y los términos entre corchetes denotan el tensor de tensión viscosa (\({\tau }_{ij }\)); estos se sustituyen sólo 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 con el tiempo. Mientras tanto, se adoptó un método de discretización de alta resolución basado en la aproximación de segundo orden, y los residuos cuadráticos medios (RMS) de masa y momento 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 rotativa: 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 superficies lisas podría exagerarse bajo la influencia de gradientes de presión adversos porque incluía efectos de transporte a la formulación de viscosidad turbulenta13; la separación del flujo prevista suele estar sobreestimada. Para mejorar los niveles de turbulencia en las capas de corte que se separan y que emanan de las paredes, se sugirió un modelo de SST modificado, denominado 'modificación de la reinserción del transporte de tensión de corte (SST RM)'14: este modelo consideró un término fuente adicional para la ecuación \(k\)15 ,16 para asegurar la relación de producción de turbulencia, que podría superarse considerablemente en separaciones de flujo grandes, por lo que es 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 expresarse 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 tuvieron poca diferencia en 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 parece que el efecto puede ser notable incluso cuando el sistema de rejilla es bastante fino como en este estudio; en el paso de validación de este estudio, el SST Std. El modelo obtuvo gradientes significativamente diferentes cerca de los caudales estancados que contienen los gradientes positivos en la curva \(Q\)–\(P\), mientras que el modelo SST RM derivó una predicción relativamente precisa18. Aunque el modelo SST RM no debe entenderse como compatible con el SST Std. 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 \({c}_{m}\) ideal, en cada caudal de diseño para el caso de ninguno.

Todo el pasaje de flujo se muestra en la Fig. 4: el pasaje de entrada incluía los ASF y se extendió para tener en cuenta los patrones de flujo desfavorables bajo los caudales estancados; el pasaje giratorio incluía las palas, y la condición de contrarrotación se le dio a la pared de la cubierta; el paso de salida incluía las paletas guía; Se aplicó el método de etapa (plano de mezcla) a cada interfaz. En este caso, el ratón de campana y el tapacubos no pudieron considerarse porque sus efectos eran insignificantes en comparación con el pasaje recto extendido19; la diferencia de presión total entre la entrada y la salida en el pasaje extendido rectamente no mostró una desviación notable de la presión total derivada de la prueba experimental, lo que se verificaría aún más con la curva de rendimiento en la Fig. 7. La función de la pared se seleccionó como automático, y los muros delimitadores se trataron como condiciones lisas y antideslizantes.

Dominio computacional y sistema grid con ventana de visualización para postproceso.

El pasaje de entrada estaba compuesto de tipo tetraédrico, y los pasajes giratorios y de salida estaban llenos de tipo hexaédrico (ver la ventana ampliada en la Fig. 4). La prueba de la rejilla se realizó como se muestra en la Fig. 5; fue al caudal de diseño para el caso de ninguno. Para cuantificar la convergencia de la red se empleó una técnica de refinamiento de la red (índice de convergencia de la red; GCI), establecida por Roache20. Como resultado, la convergencia correspondiente al conjunto N1 se evaluó como un valor de 0,000297, que fue considerablemente inferior al criterio autopropuesto21; los resultados numéricos apenas se vieron afectados con el conjunto N1, y el sistema de grilla se aplicó 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 utilizó un software comercial, ANSYS CFX 19.1. La estación de trabajo tiene las siguientes especificaciones: Intel® Xeon® CPU E5-2680 v2; con frecuencia de 2,80 GHz con procesador dual; memoria de acceso aleatorio con 80 GB; Sistema operativo de 64 bits; cálculos paralelos. El tiempo de cálculo para un conjunto de simulaciones en estado estacionario fue de aproximadamente 26 h.

El proceso experimental y las instalaciones de este estudio cumplieron plenamente 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, el estroboscopio y los 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 una 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 la PPA correspondiente al conjunto de referencia en la Tabla 2. En el caso de ninguno, los gradientes positivos se incluyeron en los caudales de estancamiento inferiores a 0,8 \({\varPhi }_{d}\). Sin embargo, en el caso de la ASF adjunta, los gradientes positivos contenidos en el caso de ninguna se invirtieron por completo para volverse negativos. El ventilador axial conectado al ASF recuperó de manera estable la degradación del rendimiento en los caudales estancados 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 superior a 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 presión total con ASF (derecha).

Cada contorno para la velocidad circunferencial (\({v}_{\theta }\)), la velocidad axial (\({v}_{a}\)) y la presión estática (\({\varPsi }_{s} \)) en el plano de sección cerca de la pala LE se muestra en las Figs. 9, 10 y 11, como vista frontal: el plano de 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 aguas abajo se vuelve más fuerte; Círculos concéntricos en cada plano de sección marcan cada 0,1 desde el cubo (0) hasta la cubierta (1). En el caso de ninguno, cada porción negativa de \({v}_{\theta }\) y \({v}_{a}\) (Figs. 9a, 10a) se desarrolló gradualmente sobre el tramo más grueso a medida que el el caudal disminuyó. Aquí, la porción de \({v}_{\theta }\) negativa era más espesa que la de \({v}_{a}\) negativa en cada punto de caudal, es decir, \({v}_{ \theta }\) contenía componentes hacia atrás (reflujo) y hacia adelante desde la cubierta hasta los tramos más profundos; esto significa que la recirculación en dirección axial se formó con rotación en 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 la PPA podría suprimir los gradientes positivos en los caudales estancados. En la Fig. 11a, para el caso de ninguno, la presión estática disminuyó a medida que disminuyó el caudal. Desde una perspectiva teórica, una disminución del caudal significa un aumento de la presión estática de entrada; sin embargo, como se muestra en la Fig. 10a, el contraflujo 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 adjunto, la presión estática aumentó a medida que disminuyó 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 \({\varPhi }_{d}\) ).

Contorno de velocidad axial (\({v}_{a}\)) en el plano de sección para cada (a) caso de ninguno y (b) ASF adjunto (0,5–0,7 \({\varPhi }_{d}\)) .

Contorno de presión estática (\({\varPsi }_{s}\)) en el plano de sección para cada (a) caso de ausencia 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 pala corresponde a 0,3 en el eje \(x\) en la Fig. 3; las líneas de corriente limitantes, que no tienen leyendas (blancas), se trazaron sobre 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 (\(Q\)-criterio24) con una iso-superficie que estaba 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 hoja; las figuras estarían enfocadas en el sudario porque es una vista tridimensional con planos imaginarios superpuestos. En el caso de ninguno (Fig. 12), el contraflujo (línea de corriente limitante) y los componentes giratorios (criterio \(Q\)) de la pala LE se desarrollaron fuertemente hacia aguas arriba a medida que disminuía el caudal. Como era de esperar, el reflujo y los componentes giratorios se suprimieron en su mayoría en el caso de ASF adjunto (Fig. 13). Los vórtices aislados en el lado de presión del ASF casi perdieron su velocidad y no pudieron pasar al lado de succión, por lo que fue difícil causar inestabilidad dentro del conducto de flujo. 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 del ASF podría enunciarse de la siguiente manera: prevenir el desarrollo de reflujo y redirigir los componentes de la 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.

A partir del conjunto de referencia en la Tabla 2, \({l}_{r}\) se evaluó dentro del rango de la 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 giratorios del flujo, que deberían ser bloqueados por el ASF, pasaron sobre el fondo 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 mayor que en el caso de la referencia establecida en 0,5 \({\varPhi }_{d}\) (Fig. 13). El patrón de reflujo entre las palas y las paletas guía fue bastante similar al caso de ninguna 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 hoja punta y carcasa. En el gráfico de la derecha de la Fig. 14a, \({l}_{r}\) se volvió progresivamente sensible a caudales más bajos. Por otro lado, se confirmó una tendencia bastante radical y abrupta en el punto en que la ASF perdió su función para \({l}_{r}\). Esto significa que si el ASF tiene un \({l}_{r}\) apropiado, su función puede mantenerse 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 en 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 de manera más dramática. En la Fig. 15b, el reflujo y los componentes giratorios no estaban suficientemente bloqueados ya que \({l}_{a}\) se acortó para que los patrones de flujo desfavorables pudieran pasar el LE del 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 en 0,5 \({\varPhi } _{d}\) (Figura 12). Esto fue acompañado por los componentes giratorios, como se esperaba. 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 Sección. 2. En la Fig. 16a, el ASF que exhibe \(\delta /{D}_{2}=\) 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 ensancha más allá del rango variable, pero es enfatizó que la descripción se basó en la limitación funcional (inversión del gradiente) definida en este estudio. Desde el punto de vista empírico, un aumento en \(\delta\) sugiere que la posibilidad de suprimir el reflujo de la pala LE desaparece gradualmente. A medida que \(\delta\) aumenta, el núcleo del 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 parecían similares al caso de ninguno; la ASF no realizó 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 tono parecía más restringido que el observado con el mismo caudal (0,5 \({\varPhi }_{d}\)) en la Fig. 12; sin embargo, la mayor longitud de un paso debido al menor \(Z\) provocó que el reflujo y los componentes giratorios 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 conducto de carcasa adjunto a ASF se fabrica por separado para ser reemplazado por el conducto de carcasa que no es de ASF (uno existente), es decir, si se aplica un método distinto a la soldadura o fijación en el sitio, se puede recomendar seleccionar \(Z\) igual al número de aspas del ventilador; Al colocar las aletas en cada paso de pala a pala, el conducto de carcasa adjunto 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 \(\theta\) era opuesta a la dirección de rotación de la hoja, y la tendencia era radical. La asignación de +\(\theta\) al ASF implica que los componentes giratorios y de reflujo, que deben 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 provocaron un reflujo adicional hacia aguas arriba que ascendía a 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 hoja. 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 extendía su fuerza a lo largo de la dirección circunferencial en lugar de aguas arriba y se desbordaba 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 del ASF a \(\theta\) puede considerarse como una ventaja adicional porque no requiere una alta concentración durante el proceso de soldadura o fijación. Mientras tanto, la Fig. 20 representa 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 la carcasa hasta la línea media del fondo del ASF se estimó basándose en la normal a la intersección de la carcasa 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 exhiba \({l}_{r}\) 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) curva \(Q\)–\(P\) (izquierda) y el gradiente (derecha) en cada rango de caudal; (b) Campo de flujo interno para \(\theta =\) \(-\) 60° a 0,5 \({\varPhi }_{d}\).

Representación de cada gráfico de la derecha 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 los caudales de estancamiento de más de 0,5 \({\varPhi }_{d}\) en la curva \(Q\)–\(P\). El principio básico era evitar el desarrollo de reflujo y redirigir los componentes de la velocidad circunferencial hacia la dirección axial. Las limitaciones funcionales del 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 del ASF. Para \({l}_{r}\), \({l}_{a}\), \(Z\) y + \(\theta\), el ASF casi conservó su función hasta la limitación para evitar la inestabilidad pero perdió 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 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 corto en lugar de asignar \(\theta\))

Mientras tanto, dado que el enfoque de este estudio fue el análisis de cada factor basado en el conjunto de referencia, no se pudieron abordar las interacciones entre los parámetros; esto puede abordarse 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 del ASF y la forma del borde. El ángulo que puede interferir con el ángulo de flujo absoluto en la entrada de las aspas 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 presente estudio están disponibles del primer autor o del autor correspondiente previa solicitud razonable.

Gradiente en la curva \(Q\)–\(P\)

Aleta anti-bloqueo

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

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

Dinámica de fluidos computacional

Diámetro, m; principalmente para cubierta (carcasa)

prueba experimental

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

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 la PPA

Longitud radial, \(\mathrm{m}\); para la PPA

vanguardia

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

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

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

Lado de presión (superficie)

Caudal 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, \(\mathrm{m}\)

Lapso normalizado; cubo (0) a la cubierta (1)

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

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

Navier-Stokes con promedio de Reynolds

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

Modificación de reinserción

Raíz significa cuadrado

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

Lado de succión (superficie)

Transporte de esfuerzo cortante

Hora, \(\mathrm{s}\)

Intensidad de turbulencia

Borde de salida

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 la PPA

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

Brecha axial, \(\mathrm{m}\); para la PPA

Liquidación de punta,\(\mathrm{m}\)

Ángulo circunferencial (tangencial), \(^\circ\); para la PPA

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 viscosa, \(\mathrm{N}/{\mathrm{m}}^{2}\)

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 la carga total, pero denotaría el coeficiente de carga estática con el subíndice s o una nota a pie de página 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 remolinos 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 antiestancamiento 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 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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Reimpresiones y permisos

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

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Recibido: 18 de mayo de 2022

Aceptado: 30 de agosto de 2022

Publicado: 09 de septiembre de 2022

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

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