Numerische Untersuchung zu funktionellen Einschränkungen des Anti

Jun 27, 2023

Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 15240 (2022) Diesen Artikel zitieren

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Der Strömungsabriss bei einem Axialventilator steht in direktem Zusammenhang mit schädlichen Phänomenen wie Leistungsabfall, Vibrationen, Lärm und Strömungsinstabilität bei niedrigen Durchflussraten. Als eine Art passive Kontrollmethode zur Bewältigung des Strömungsabrisses wurden von uns zweidimensionale Platten, sogenannte Anti-Stall-Fins (ASF), vorgeschlagen und im Inneren des Gehäuses angebracht. In dieser Studie wurde die Auswirkung der ASF auf das interne Strömungsmuster im Strömungskanal visuell untersucht und ihre Tendenz anhand der Leistungskurve diskutiert. Anschließend wurden die funktionalen Einschränkungen des ASF für verschiedene Designparameter, die der ASF aerodynamisch ableiten kann, als Hauptschwerpunkt dieser Studie dargestellt. Jede Ein-Faktor-Analyse wurde durchgeführt und das interne Strömungsmuster parallel an dem Punkt beobachtet, an dem der ASF seine Funktion verlor. Was die radiale Länge, die axiale Länge, die Anzahl der Rippen und den positiv-tangentialen Winkel anbelangt, behielt die ASF ihre Funktion bis zur Begrenzung zur Verhinderung von Instabilität nahezu bei, verlor ihre Funktion jedoch bei einer bestimmten Durchflussrate radikal. Für den axialen Spalt und den negativ-tangentialen Winkel verlor die ASF allmählich ihre Funktion. Diese Studie basierte größtenteils auf numerischen Analysen und die Leistung wurde durch experimentelle Tests validiert.

Bei niedrigeren Strömungsgeschwindigkeiten von Strömungsmaschinen ist der Strömungsabriss eines der schädlichsten Phänomene, das aufgrund einer Vergrößerung des Einfallswinkels zu verschiedenen Instabilitäten führt. Basierend auf der in unserem Fachgebiet bekannten theoretischen und empirischen Diskussion können folgende ungünstige Faktoren in den Strömungsabrissen enthalten sein: positive Gradienten (Degradation) auf der Leistungskurve (\(Q\)–\(P\) oder \(\varPhi\)–\(\varPsi\))1,2; Rückfluss und rotierender Strömungsabriss im Einlasskanal3,4; Blattschwankungsbeanspruchung5; Druckschwankung6; Vibration7,8; Lärm9,10. Hier sollte sich der Rückfluss von der Vorderkante (LE) des Rotorblatts (Rotor) aus entwickeln und mit abnehmender Strömungsgeschwindigkeit in Spannweiten- und Strömungsrichtung allmählich zunehmen, während die Intensität für andere Faktoren wie Druckschwankungen, Vibrationen und Lärm möglicherweise zunimmt nicht umgekehrt proportional zur Durchflussrate sein. Unabhängig von der jeweiligen Intensität kann ein effizienter Betrieb durch die Erweiterung der Strömungsabrissgrenze sichergestellt werden, wenn diese Faktoren in den Abrissströmungsraten unterdrückt werden, ohne dass es zu Instabilität kommt. Zur weiteren Einstellung der Durchflussmenge ist ein stallfreies System erhältlich.

Demnach versuchen Forscher seit Jahrzehnten, den Strömungsabriss unter Kontrolle zu bringen. Ihre intensiven Bemühungen zahlten sich schließlich in der Anti-Stalling-Leistung aus; Allerdings kann jeder von ihnen im Einzelfall größere oder kleinere Nachteile erleiden: Betrieb von Geräten und Systemen; Kosten und Zeit; kompliziertes Design; Installationsraum und Wartung; Leistungseinbußen (oder -änderungen) gegenüber der Designspezifikation. Diese Nachteile führen dazu, dass die einzelnen Methoden zur Strömungsabrisskontrolle nur schwer in industriellen Bereichen aktiv eingesetzt werden können. Der Stall muss praktischer und einfacher gesteuert werden.

Als eine Art passive Kontrollmethode schlugen wir vor, zweidimensionale Platten, sogenannte Anti-Stall-Fins (ASF), innerhalb des Einlassgehäuses und in Richtung der Welle anzubringen11,12. Im Entwurfsprozess wurde die axiale Ausrichtung des ASF (Winkel; \(\beta\)) nicht berücksichtigt, da sie unweigerlich den absoluten Strömungswinkel am Schaufeleinlass verursacht und zu einer Abnahme (oder Änderung) der Leistung selbst in der Nähe der Entwurfsströmung führt Rate, dh die ASF wies eine zweidimensionale Geometrie auf. Mit dieser Methode konnten folgende Merkmale erzielt werden: keine Betriebsgeräte und -systeme; kein zusätzlicher Platz; einfache Konfiguration; Unmittelbarkeit (Schweißen oder Befestigen vor Ort; semipermanent); garantierte Leistung basierend auf Designspezifikationen; unabhängig vom Material (Eisen, Gummi, Kunststoff usw.). Vor allem ist es dieser Methode gelungen, die positiven Gradienten auf der Kurve \(Q\)–\(P\) zu unterdrücken; Das heißt, mit dem ASF wurde eine Unterdrückung von durch Strömungsabriss verursachten Instabilitäten erwartet. Hierbei müssen die funktionalen Einschränkungen der Anti-Stalling-Leistung berücksichtigt werden.

In dieser Studie wurde die Auswirkung von ASF auf das interne Strömungsmuster im Strömungskanal untersucht und seine Tendenz anhand der Leistungskurve diskutiert. Anschließend wurden die funktionellen Einschränkungen der ASF analysiert und als Hauptschwerpunkt dieser Studie vorgeschlagen. Hierbei wurde eine Art Ein-Faktor-Analyse für verschiedene Designparameter durchgeführt, die der ASF aerodynamisch ableiten kann, und parallel dazu das interne Strömungsmuster an der Stelle beobachtet, an der der ASF seine Funktion verlor. Als Designparameter wurden radiale Länge, axiale Länge, axialer Spalt, Anzahl der Rippen sowie positiver und negativer Tangentialwinkel des ASF ausgewählt. Die Bewertung der Funktionseinschränkung von ASF basierte auf der folgenden Aussage: „Negative Gradienten im Durchflussratenbereich größer als 0,5 \({\varPhi }_{d}\) auf der \(Q\)–\(P\)-Kurve.“ '. Zusätzlich wurde darüber diskutiert, wie der ASF dazu neigt, seine Funktion für jeden Parameter zu verlieren. Diese Studie basierte größtenteils auf numerischen Analysen und die Leistung vor/nach der Anwendung von ASF wurde durch experimentelle Tests validiert. Da es sich bei dieser Studie um niedrige Strömungsgeschwindigkeiten handelte, die im Allgemeinen schwer numerisch zu konvergieren sind, wurde ein modifiziertes Turbulenzmodell als spezifizierte Methode in der numerischen Analyse angewendet. Die Ergebnisse sollen als Basisdaten für die kürzlich entstandene ASF dienen. Wenn es bei der Anwendung von ASF Einschränkungen für jede Variable gibt, kann es sich lohnen, die Ergebnisse auf unser Fachgebiet zu verweisen.

Mittlerweile wurde der Axialventilator zur Anwendung des ASF in der allgemeinen Industrie eingesetzt, wie in Abb. 1 dargestellt; Es handelt sich um einen Prototyp dieser Studie. Tabelle 1 listet die Designspezifikationen und Parameter auf, wobei \(\omega\), \(Q\), \(P\), \(\rho\), \(c\), \(u\), \( r\), \({\delta }_{t}\), \(D\), \(C\) und \(S\) bezeichnen die Winkelgeschwindigkeit, den Volumenstrom, den Gesamtdruck und die Luftdichte bei 25 °C, absolute Geschwindigkeit, Umfangsgeschwindigkeit, Lüfterradius, Spitzenabstand, Lüfterdurchmesser, Schaufelsehnenlänge bzw. Schaufelsteigung und Indizes 2, \(m\), \(h\) und \(s\ ) bezeichnen den Schaufelauslass, die meridionale Komponente, die Lüfternabe bzw. die Lüfterabdeckung; hier wurde \({u}_{2}\) als Schaufelspitze zugewiesen, und der Index d könnte den Konstruktionspunkt andeuten, wurde aber weggelassen, z. B. \({\varPhi }_{d}=\) 0,285.

Typischer Aufbau eines Axialventilators.

Abbildung 2 zeigt ein Foto jedes an die Testanlage angeschlossenen Axialventilators: Der Fall „keine“ stellt eine typische Baugruppe wie in Abbildung 1 dar; Oben und unten in der schematischen Zeichnung in der Mitte sind die Designparameter von ASF in der Meridian- und Vorderansicht angegeben, die gegenüber dem Fall „ASF angebracht“ vergrößert wurden. Aus der Meridianebene konnten drei Parameter nachgewiesen werden: radiale Länge (\({l}_{r}\)); axiale Länge (\({l}_{a}\)); Axialspalt (\(\delta\)). Aus empirischer Sicht wäre \(\delta\) der kritischste Parameter; Es beruhte auf der Tatsache, dass die Rückströmung von der Schaufel LE hauptsächlich bei niedrigen Strömungsgeschwindigkeiten zu Instabilität führt. Da der Rückfluss mit abnehmender Durchflussrate einen größeren Bereich innerhalb des Strömungskanals einnimmt, wurden außerdem \({l}_{r}\) und \({l}_{a}\) als bemerkenswerte Parameter betrachtet. In der Vorderansicht könnte zusätzlich die Anzahl der Rippen (\(Z\)) und der Tangentialwinkel (\(\theta\)) angegeben werden; hier wurde \(\theta\) künstlich zugewiesen, während das rechte Foto den ASF entsprechend \(\theta =\) 0° zeigt. Schließlich wurden die oben genannten fünf Parameter als Variablen ausgewählt. Tabelle 2 listet den Variablenbereich für jeden Parameter auf: Für jede Variable wurde eine Ein-Faktor-Analyse basierend auf den als Referenzsatz (*) markierten Dimensionen durchgeführt; Die dem Referenzsatz entsprechende Konfiguration ist im rechten Foto dargestellt (Abb. 2); \({D}_{2}\) bezeichnet den Lüfter-(Auslass-)Durchmesser. \({l}_{r}\), \({l}_{a}\) und \(\delta\), die auf der Meridianebene dargestellt werden können, sind für jeden Variablenbereich in Abb. 3 dargestellt. \(Z\) wurde analysiert, während die umfänglich angeordnete Symmetrie mit gleichem Abstand beibehalten wurde, und \(\theta\) wurde untersucht, während die zweidimensionale Geometrie ohne Krümmung beibehalten wurde. Mittlerweile wurde das Ellipsenverhältnis sowohl für LE als auch für TE mit 1 (Halbkreis) gewählt. Die Dicke wurde im Hinblick auf die allgemeine Anwendung auf eine konstante Dicke ausgelegt; es hatte die gleiche Abmessung wie die Leitschaufel in dieser Studie.

Foto und schematische Zeichnung für Designparameter: Fall ohne (links); Fall von ASF beigefügt (rechts); Meridionalebene für radiale Länge (\({l}_{r}\)), axiale Länge (\({l}_{a}\)) und axialen Spalt (\(\delta\)) (Mitte oben). ); Vorderansicht für Anzahl der Rippen (\(Z\)) und Tangentialwinkel (\(\theta\)) (Mitte unten).

Konfiguration für (a) radiale Länge (\({l}_{r}\)), (b) axiale Länge (\({l}_{a}\)) und (c) axialen Spalt (\(\ Delta\)).

Die Reynolds-gemittelten Navier-Stokes-Gleichungen (RANS) wurden im dreidimensionalen Strömungsfeld gelöst und als Finite-Volumen-Methode diskretisiert; Die Energieeinsparung wurde ignoriert, da diese Studie für den isothermen (25 °C) Zustand steht. Die Erhaltung von Masse (1) und Impuls (2) könnte sein:

wobei \(t\), \(U\) (könnte durch \(V\) oder \(W\) ersetzt werden), \(x\) (könnte durch \(y\) oder \(z\ ersetzt werden) )) und \({F}_{i}\) bezeichnen die Zeit, die Geschwindigkeit, die Koordinate bzw. die Körperkraft, und die Begriffe in eckigen Klammern bezeichnen den viskosen Spannungstensor (\({\tau }_{ij }\)); diese ersetzen lediglich die maßgebliche Gleichung. Da die maximale Mach-Zahl an der Schaufelspitze bei 25 °C (Unterschallströmung; Mach-Zahl \(<\) 0,3) auf 0,09 geschätzt wurde, gab es im Laufe der Zeit keine Änderung der Dichte. In der Zwischenzeit wurde eine hochauflösende Diskretisierungsmethode basierend auf der Näherung zweiter Ordnung übernommen, und die quadratischen Mittelwerte (RMS) der Residuen von Masse und Impuls wurden innerhalb von \(1,0\times {10}^{-4}\) und gehalten \(1,0\times {10}^{-5}\).

Im Hinblick auf das Turbulenzmodell ist bekannt, dass das auf \(k\)–\(\omega\) basierende Modell des Scherspannungstransportstandards (SST Std.) für rotierende Maschinen geeignet ist: Es wurde entwickelt, um genaue Vorhersagen bei ungünstigen Bedingungen zu liefern Druckgradienten, insbesondere für Beginn und Ausmaß der Strömungsablösung; Allerdings könnte die Strömungsablösung von glatten Oberflächen unter dem Einfluss ungünstiger Druckgradienten übertrieben sein, da sie Transporteffekte auf die Wirbelviskositätsformulierung beinhaltet13; die vorhergesagte Strömungsablösung wird meist überschätzt. Um die Turbulenzniveaus in den trennenden Scherschichten, die von Wänden ausgehen, zu erhöhen, wurde ein modifiziertes SST-Modell vorgeschlagen, die sogenannte „Shear Stress Transport Reattachment Modification (SST RM)“14: Dieses Modell berücksichtigte einen zusätzlichen Quellterm für die \(k\)-Gleichung15 ,16 um das Verhältnis der Turbulenzproduktion sicherzustellen, das bei großen Strömungsablösungen deutlich überschritten werden kann, so dass es sinnvoller ist, sich auf niedrige Strömungsgeschwindigkeiten zu konzentrieren; Für die Turbulenzerzeugung in der \(k\)-Gleichung könnten der Grundterm (\({P}_{k}\)) und der modifizierte Term (\({P}_{RM}\)) wie folgt angegeben werden:

wobei \({\mu }_{T}\), \(S\), \(k\), \(\Omega\), \(\omega\) und \(\nu\) die turbulente Viskosität bezeichnen , Größe der Dehnungsrate (\(\sqrt{2{S}_{ij}{S}_{ij}}\)), kinetische Energie der Turbulenz, Größe der Wirbelgeschwindigkeit (\(\sqrt{2{\omega } _{ij}{\omega }_{ij}}\)), Turbulenzwirbelfrequenz bzw. kinematischer Viskositätskoeffizient. Empirisch gesehen ist der SST Std. und RM-Modelle zeigten kaum Unterschiede bei schwacher Trennung, etwa in der Nähe der Auslegungsdurchflussrate17; Der Quellterm hatte einen bedingten Einfluss auf die Strömungsablösung. Es wurde auch eingeführt, dass der Effekt bemerkenswert ist, wenn das Gittersystem grob ist, aber es schien, dass der Effekt auch dann bemerkenswert sein kann, wenn das Gittersystem recht fein ist, wie in dieser Studie; Im Validierungsschritt für diese Studie wurde der SST Std. Das Modell erhielt signifikant unterschiedliche Gradienten in der Nähe der Strömungsabrisse, die die positiven Gradienten auf der Kurve \(Q\)–\(P\) enthielten, wohingegen das SST-RM-Modell eine relativ genaue Vorhersage ableitete18. Obwohl das SST RM-Modell nicht als Aufwärtskompatibilität zum SST Std verstanden werden sollte. Modell, schließlich wurde in dieser Studie das SST RM-Modell angewendet. Unterdessen betrugen die Turbulenzintensität (\({T}_{u}\)) und die Reynolds-Zahl (Re) ungefähr 4,84 % an der Einlassgrenze und 247.763 für das ideale \({c}_{m}\). bei jeder Auslegungsdurchflussrate für den Fall, dass keine vorhanden ist.

Der gesamte Strömungskanal ist in Abb. 4 dargestellt: Der Einlasskanal umfasste die ASFs und wurde erweitert, um ungünstige Strömungsmuster unter den Strömungsabrissen zu berücksichtigen; Der rotierende Durchgang umfasste die Schaufeln, und der Mantelwand wurde ein gegenläufiger Rotationszustand verliehen. der Auslasskanal umfasste die Leitschaufeln; Auf jede Schnittstelle wurde die Stufenmethode (Mischebenenmethode) angewendet. Dabei konnten Glockenmaus und Radkappe nicht berücksichtigt werden, da ihre Auswirkungen im Vergleich zur geradlinig verlängerten Passage19 unbedeutend waren; Die Gesamtdruckdifferenz zwischen Einlass und Auslass am geraden Durchgang zeigte keine nennenswerte Abweichung vom Gesamtdruck, der aus dem experimentellen Test abgeleitet wurde, was anhand der Leistungskurve in Abb. 7 weiter verifiziert werden würde. Die Wandfunktion wurde als ausgewählt automatisch, und die Begrenzungswände wurden als glatte und rutschfeste Bedingungen behandelt.

Rechendomäne und Rastersystem mit Sichtfenster für die Nachbearbeitung.

Der Einlasskanal bestand aus einem tetraedrischen Typ, und die rotierenden und Auslasskanäle waren mit einem hexaedrischen Typ gefüllt (siehe das vergrößerte Fenster in Abb. 4). Der Gittertest wurde wie in Abb. 5 dargestellt durchgeführt; Für den Fall, dass keiner vorhanden war, lag die Durchflussrate bei der Auslegung. Zur Quantifizierung der Gitterkonvergenz wurde eine von Roache20 entwickelte Gitterverfeinerungstechnik (Grid Convergence Index; GCI) eingesetzt. Als Ergebnis wurde die dem N1-Satz entsprechende Konvergenz mit einem Wert von 0,000297 bewertet, der erheblich niedriger war als die selbst vorgeschlagenen Kriterien21; Die numerischen Ergebnisse wurden mit dem N1-Satz kaum beeinflusst, und das Gittersystem wurde mit der gleichen Topologie entsprechend dem N1-Satz angewendet.

Ergebnis des Gittertests basierend auf der Methode des Gitterkonvergenzindex.

Für Simulationen wurde eine kommerzielle Software, ANSYS CFX 19.1, eingesetzt. Die Workstation hat die folgenden Spezifikationen: Intel® Xeon® CPU E5-2680 v2; getaktet mit 2,80 GHz mit Dual-Prozessor; Arbeitsspeicher mit 80 GB; 64-Bit-Betriebssystem; parallele Berechnungen. Die Rechenzeit für eine Reihe stationärer Simulationen betrug etwa 26 Stunden.

Der experimentelle Prozess und die Einrichtung dieser Studie entsprachen vollständig dem internationalen Standard22. Wie in Abb. 6 (oder Abb. 2) dargestellt, wurde der Aufbau der Auslasskammer übernommen und ein gerader Kanal mit der doppelten axialen Länge für den Lüfterdurchmesser zwischen Lüfterauslass und Kammereinlass angeschlossen. Die Strömungsberuhigungsmittel in der Kammer hatten die richtige Porosität sichergestellt23. Zur Berechnung der Dichte wurden relative Luftfeuchtigkeit, Luftdruck und Trockenkugeltemperatur gemessen. Die Dichte und die Rotationsgeschwindigkeit wurden mit dem Rechenaufbau jeweils in die gleichen Werte umgewandelt. Die Durchflussmenge wurde mit Düsen eingestellt und aus dem Differenzdruck (\(\Delta {P}_{s}\)) berechnet; Der Durchflussbereich, der mit einer Düsenkombination nicht gemessen werden konnte, wurde mit einem Servogebläse hinter der Kammer bewältigt. Dies war notwendig, um den durch die Düsen im System verursachten Druckverlust auszugleichen. Der Druck und die Drehzahl wurden mit Druckmanometern und einem Lasertachometer (oder einem Stroboskop) gemessen. Die Unsicherheit für Druckmanometer, Stroboskope und Trockenkugeltemperaturdetektoren betrug 0,001–0,005 Kilopascal für den Bereich von 0–1,33 Kilopascal und 0,1–1 Umdrehungen pro Minute für den Bereich von 40–35.000 Umdrehungen pro Minute -Minute bzw. 0,07 °C für den Bereich von 0–60 °C.

Schematische Darstellung einer experimentellen Testanlage für den Aufbau einer Auslasskammer.

Abbildung 7 stellt die \(Q\)–\(P\)-Kurve für jeden Fall ohne ASF und mit angeschlossenem ASF dar (links) und die Anstiegs- oder Abnahmerate des Gesamtdruckanstiegs für den Fall mit angeschlossenem ASF (rechts); hier wurde bevorzugt ASF verglichen, der dem Referenzsatz in Tabelle 2 entspricht. Im Falle von keinem waren die positiven Gradienten in den Strömungsabrissen von weniger als 0,8 \({\varPhi }_{d}\) enthalten. Im Fall von angehängtem ASF kehrten sich jedoch die positiven Gradienten, die im Fall von keinem ASF enthalten waren, vollständig um und wurden negativ. Der an den ASF angeschlossene Axialventilator konnte die Leistungsverschlechterung bei den Abwürgeströmungsraten stabil ausgleichen und ermöglichte die Bildung negativer Gradienten bis 0,5 \({\varPhi }_{d}\). Obwohl es sich um eine strikte Deklaration handeln würde, sollte die Funktionsbeschränkung des ASF dadurch bewertet werden, dass ermittelt wird, ob die \(Q\)–\(P\)-Kurve im Durchflussratenbereich über 0,5 \({\varPhi }_{d) negative Gradienten bildet }\).

\(Q\)–\(P\)-Kurve für jeden Fall ohne und mit angeschlossenem ASF (links) und Zunahme- oder Abnahmerate des Gesamtdruckanstiegs mit ASF (rechts).

Jede Kontur für Umfangsgeschwindigkeit (\({v}_{\theta }\)), Axialgeschwindigkeit (\({v}_{a}\)) und statischen Druck (\({\varPsi }_{s} \)) auf der Schnittebene in der Nähe der Schaufel LE ist in den Abb. dargestellt. 9, 10 und 11 als Vorderansicht: Die Schnittebene orientiert sich an der Schnittlinie in Abb. 8; Fig. 8 ist eine vergrößerte Ansicht des Sichtfensters in Fig. 4; Feigen. 9, 10 und 11 haben jeweils eine Legende auf der linken Seite, und die Legende in Abb. 8 dient der späteren Diskussion bezüglich des \(Q\)-Kriteriums; die Umfangsgeschwindigkeitskontur (Abb. 9) weist einen höheren Wert auf, je stärker sie entgegen der Drehrichtung der Schaufel wird, und die Axialgeschwindigkeitskontur (Abb. 10) weist einen höheren Wert auf, je stärker die Komponente in Richtung stromabwärts wird; Konzentrische Kreise in jeder Schnittebene markieren alle 0,1 von der Nabe (0) bis zum Deckband (1). Im Falle von keinem wurde jeder negative Teil von \({v}_{\theta }\) und \({v}_{a}\) (Abb. 9a, 10a) allmählich über die dickere Spanne als die entwickelt Die Durchflussrate nahm ab. Hier war der Anteil des negativen \({v}_{\theta }\) an jedem Durchflusspunkt dicker als der des negativen \({v}_{a}\), d. h. \({v}_{ \theta }\) enthielt eine Rückwärts- (Rückströmung) und eine Vorwärtskomponente vom Leichentuch zu den tieferen Spannweiten; das heißt, es entstand eine Rezirkulation in axialer Richtung mit Rotation in Umfangsrichtung. Diese Strömungsmuster wurden jedoch größtenteils durch ASF gesteuert (siehe Abb. 9b, 10b). Dies konnte als Hauptursache dafür bestätigt werden, dass ASF die positiven Gradienten in den Strömungsabrissen unterdrücken konnte. In Abb. 11a nahm für den Fall „kein“ der statische Druck mit abnehmender Durchflussrate ab. Aus theoretischer Sicht bedeutet eine Verringerung der Durchflussrate eine Erhöhung des statischen Eingangsdrucks; Wie in Abb. 10a dargestellt, könnte der Rückfluss jedoch als Blockade im Strömungskanal wirken und zu einem Anstieg von \({v}_{a}\) des Hauptstroms führen. Andererseits stieg in Abb. 11b für den Fall der angeschlossenen ASF der statische Druck mit abnehmender Durchflussrate. Mittlerweile konnte jede Druck- und Saugseite von ASF (Abb. 8) mit Abb. 11b identifiziert werden.

Anleitung zum Sichtfenster in Abb. 4.

Umfangsgeschwindigkeit (\({v}_{\theta }\)) Kontur auf der Schnittebene für jeden (a) Fall von keinem und (b) angehängtem ASF (0,5–0,7 \({\varPhi }_{d}\) ).

Kontur der Axialgeschwindigkeit (\({v}_{a}\)) auf der Schnittebene für jeden (a) Fall ohne und (b) ASF-Anhang (0,5–0,7 \({\varPhi }_{d}\)) .

Statischer Druck (\({\Psi }_{s}\)) Kontur auf der Schnittebene für jeden (a) Fall von keinem und (b) ASF-Anhang (0,5–0,7 \({\varPhi }_{d}\) ).

Weitere Einzelheiten zum internen Strömungsfeld finden sich in den Abb. 12 und 13 wurden illustriert: Es basierte auf der Anleitung in Abb. 8; die roten Umfangslinien bezeichnen die axialen Koordinaten alle 0,1 \({D}_{2}\), und die Schaufel-LE-Linie entspricht 0,3 auf der \(x\)-Achse in Abb. 3; die begrenzenden Stromlinien, die keine Legenden haben (weiß), wurden auf den imaginären Ebenen aufgetragen, die durch die Achse verlaufen; Die imaginären Ebenen werden in Abb. 8 als transparent behandelt, in den Abb. jedoch undurchsichtig (schwarz). 12 und 13; Eine Wirbelidentifizierungsmethode (\(Q\)-Kriterium24) wurde mit einer Isofläche verwendet, die mit einer Umfangsgeschwindigkeitskontur mit der Legende in Abb. 8 beschichtet war, und die Umfangsgeschwindigkeitskontur zeigt einen höheren Wert an, je stärker sie dagegen wird die Drehrichtung der Klinge; Die Figuren würden sich auf das Leichentuch konzentrieren, da es sich um eine dreidimensionale Ansicht mit überlagerten imaginären Ebenen handelt. Im Fall ohne (Abb. 12) entwickelten sich der Rückfluss (begrenzende Stromlinie) und die rotierenden Komponenten (\(Q\)-Kriterium) von der Schaufel LE mit abnehmender Strömungsgeschwindigkeit stark stromaufwärts. Wie erwartet wurden der Rückfluss und die rotierenden Komponenten bei angeschlossenem ASF größtenteils unterdrückt (Abb. 13). Die auf der Druckseite des ASF isolierten Wirbel verloren fast ihre Geschwindigkeit und konnten nicht zur Saugseite gelangen, so dass es schwierig war, eine Instabilität im Strömungskanal zu verursachen. Aus der Kombination mit Abb. Wie aus den Abbildungen 9 und 10 hervorgeht, drangen der verbleibende Rückfluss und die rotierenden Komponenten im Rippen-zu-Rippen-Abstand nicht 0,9 Spannweiten oder weniger durch. Anhand der Ergebnisse in diesem Abschnitt lässt sich der Mechanismus der ASF wie folgt beschreiben: Verhinderung der Entwicklung von Rückströmungen und Umlenkung der Umfangsgeschwindigkeitskomponenten in die axiale Richtung. Inzwischen sind die obigen Fußnoten zu den Abb. 12 und 13 würden gleichermaßen auf die Abbildungen im folgenden Abschnitt angewendet.

Internes Strömungsfeld mit begrenzenden Stromlinien und \(Q\)-Kriterium für den Fall, dass keine vorhanden ist (0,5–0,7 \({\varPhi }_{d}\)).

Internes Strömungsfeld mit begrenzenden Stromlinien und \(Q\)-Kriterium für den Fall von angehängtem ASF (0,5–0,7 \({\varPhi }_{d}\)); Antiblockiermechanismus.

Aus dem Referenzsatz in Tabelle 2 wurde \({l}_{r}\) innerhalb des Variablenbereichs ausgewertet. Abbildung 14a zeigt die \(Q\)-\(P\)-Kurve (links) und den Gradienten (\({a}_{{x}_{1}\leftrightarrow {x}_{2}}\); rechts) in jedem Durchflussbereich:

Dabei bezeichnen die Indizes \({x}_{1}\) und \({x}_{2}\) das Vielfache der normalisierten Durchflussrate basierend auf der Auslegungsdurchflussrate. Der ASF mit \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0,01625 verlor seine Funktion bei 0,5 \({\varPhi }_{d}\). Dies liegt daran, dass die rotierenden Strömungskomponenten, die vom ASF blockiert werden sollten, über den Boden des ASF strömten und in die Saugseite eindrangen (siehe Abb. 14b). Dementsprechend waren die getrennten Wirbelkerne in der Rippen-zu-Rippen-Teilung miteinander verdreht, und ihre Umfangsgeschwindigkeit war höher als im Referenzfall, der auf 0,5 \({\varPhi }_{d}\) eingestellt war (Abb. 13). Das Rückströmungsmuster zwischen den Schaufeln und Leitschaufeln ähnelte eher dem Fall ohne Rückströmung bei 0,5 \({\varPhi }_{d}\) (Abb. 12); der Rückfluss wurde stromabwärts stärker. Aufgrund eines ähnlichen Mechanismus (siehe Abb. 14c) verlor der ASF mit \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0,01 seine Funktion im Durchflussratenbereich von weniger als 0,6 \({\ varPhi }_{d}\). Zur Erinnerung an Tabelle 1: \({\delta }_{t}/{D}_{2}=\) 0,0028, wobei \({\delta }_{t}\) den Spitzenabstand zwischen einer Schaufel bezeichnet Spitze und Gehäuse. Im rechten Diagramm von Abb. 14a wurde \({l}_{r}\) bei niedrigeren Flussraten zunehmend empfindlich. Andererseits wurde eine ziemlich radikale und abrupte Tendenz an dem Punkt bestätigt, an dem der ASF seine Funktion für \({l}_{r}\) verlor. Das heißt, wenn der ASF über ein entsprechendes \({l}_{r}\) verfügt, kann seine Funktion nahezu unverändert beibehalten werden. Aus den Ergebnissen könnte die funktionale Einschränkung für \({l}_{r}\) als \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0,0225 oder mehr vorgeschlagen werden.

Auswertung für die radiale Länge (\({l}_{r}\)) von ASF: (a) \(Q\)–\(P\)-Kurve (links) und der Gradient (rechts) in jedem Durchflussratenbereich; (b) Internes Strömungsfeld für \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0,01625 bei 0,5 \({\varPhi }_{d}\); (c) Internes Strömungsfeld für \({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0,01 bei 0,6 \({\varPhi }_{d}\).

Die Auswertung für \({l}_{a}\) wurde anhand von Abb. 15 durchgeführt. In Abb. 15a beträgt der ASF mit \({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0,05 verlor seine Funktion bei 0,5 \({\varPhi }_{d}\). Insbesondere war die Tendenz dramatischer als bei \({l}_{r}\), dh es war schwierig zu analysieren, dass \({l}_{a}\) empfindlich auf die Flussrate reagierte, und der ASF ging verloren seine Funktion dramatischer. In Abb. 15b wurden der Rückfluss und die rotierenden Komponenten nicht ausreichend blockiert, da \({l}_{a}\) verkürzt wurde, sodass die ungünstigen Strömungsmuster den LE des ASF passieren konnten. Hier entwickelte sich innerhalb des Rippen-zu-Rippen-Abstands ein Rückfluss entsprechend der axialen Länge von ungefähr 0,2–0,3 \({D}_{2}\), vergleichbar mit dem Fall, dass bei 0,5 \({\varPhi } _{d}\) (Abb. 12). Damit einher gingen erwartungsgemäß die rotierenden Bauteile. Obwohl auf der Saugseite des ASF etwas gefilterte Wirbel bestätigt wurden, war es unmöglich, die Funktion des ASF zu erfüllen. Die funktionale Einschränkung für \({l}_{a}\) könnte als \({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0,075 oder mehr vorgeschlagen werden.

Auswertung für die axiale Länge (\({l}_{a}\)) von ASF: (a) \(Q\)–\(P\)-Kurve (links) und der Gradient (rechts) in jedem Durchflussratenbereich; (b) Internes Strömungsfeld für \({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0,05 bei 0,5 \({\varPhi }_{d}\).

Abbildung 16 zeigt eine Ein-Faktor-Analyse für \(\delta\); \(\delta\) wäre der kritischste Parameter, wie in Abschn. 2. In Abb. 16a verlor die ASF mit \(\delta /{D}_{2}=\) 0,05 ihre Funktion bei 0,7 \({\varPhi }_{d}\). Die Tendenz zum Funktionsverlust war im Gegensatz zu \({l}_{r}\) und \({l}_{a}\) allmählich; \(\delta\) kann auch eine radikale oder dramatische Tendenz wie \({l}_{r}\) und \({l}_{a}\) erhalten, wenn es über den Variablenbereich hinaus breiter wird, aber das ist es betonte, dass die Beschreibung auf der in dieser Studie definierten funktionellen Einschränkung (Umkehr des Gradienten) beruhte. Aus dem empirischen Hintergrund deutet ein Anstieg von \(\delta\) darauf hin, dass die Möglichkeit zur Unterdrückung des Rückflusses von der Schaufel LE allmählich verschwindet. Mit zunehmendem \(\delta\) kann der in Abb. 12 bestätigte ringförmige Wirbelkern bei jeder Strömungsgeschwindigkeit allmählich seine ursprüngliche Intensität wiedererlangen. Als Ergebnis wurde in Abb. 16b die mit Abb. 12 nahezu identische Formation für die gleiche Flussrate (0,7 \({\varPhi }_{d}\)) bestätigt. Die rotierenden Komponenten beeinträchtigten die TE des ASF; Dies reichte jedoch nicht aus, um einen negativen Gradienten auf der Kurve \(Q\)–\(P\) zu bilden. Sogar Abb. 16b zeigt, dass die gesamten Muster des internen Strömungsfelds ähnlich aussahen wie im Fall von keinem; Die ASF hat keine Leistung erbracht. Daher sollte die funktionale Einschränkung von \(\delta\) als \(\delta /{D}_{2}=\) 0,04 oder weniger dargestellt werden. Als Vorsichtsmaßnahme vor der Anwendung des ASF wird dringend eine vorherige Analyse auf der Meridianebene empfohlen, um einen Kontakt zwischen der TE des ASF und der LE des Rotors zu verhindern. Gleiches gilt für Hochdruckventilatoren (oder Fluidmaschinen), bei denen es zu Schubproblemen kommen kann.

Auswertung für den Axialspalt (\(\delta\)) von ASF: (a) \(Q\)–\(P\)-Kurve (links) und der Gradient (rechts) in jedem Durchflussratenbereich; (b) internes Strömungsfeld für \(\delta /{D}_{2}=\) 0,05 bei 0,7 \({\varPhi }_{d}\).

Aus Abb. 17 wurde eine Ein-Faktor-Analyse für \(Z\) durchgeführt. Basierend auf den beiden Diagrammen in Abb. 17a verlor die ASF im Fall von \(Z=\) 4 ihre Funktion bei 0,5 \({\varPhi }_{d}\), und die Tendenz konnte als radikal analysiert werden. In Abb. 17b wurde das Sichtfenster wie in Abb. 4 gezeigt erweitert, um einen vollständigen Rippen-zu-Rippen-Abstand anzuzeigen. Der ringförmige Wirbelkern innerhalb einer Steigung schien stärker eingeschränkt zu sein als der, der bei derselben Strömungsgeschwindigkeit (0,5 \({\varPhi }_{d}\)) in Abb. 12 zu sehen war; Allerdings führte die längere Länge einer Teilung aufgrund des kleineren \(Z\) dazu, dass der Rückfluss und die rotierenden Komponenten nicht ausreichend unterdrückt werden konnten. Obwohl der ASF bis auf \(Z\) die gleichen Abmessungen wie der Referenzsatz aufwies, wurden sowohl auf der Druckseite als auch auf der Saugseite des ASF stark ausgeprägte ungünstige Strömungsmuster beobachtet. Daher wurde die Funktionsbeschränkung für \(Z\) mit mindestens 7 oder mehr identifiziert. Für die Anwendung des ASF kann empfohlen werden, wenn ein an ASF befestigter Gehäusekanal separat hergestellt wird, um durch den nicht an ASF angeschlossenen Gehäusekanal (vorhanden) ersetzt zu werden, d. h. wenn eine andere Methode als Schweißen oder Befestigen vor Ort angewendet wird \(Z\) gleich der Anzahl der Lüfterflügel wählen; Durch die Positionierung der Rippen in jedem Blatt-zu-Blatt-Abstand kann der an der ASF befestigte Gehäusekanal in eine Richtung parallel zur Achse gedrückt werden, ohne den Rotor zu demontieren.

Auswertung für die Anzahl der Rippen (\(Z\)) von ASF: (a) \(Q\)-\(P\)-Kurve (links) und der Gradient (rechts) in jedem Durchflussratenbereich; (b) Internes Strömungsfeld für \(Z=\) 4 bei 0,5 \({\varPhi }_{d}\).

Die Auswertung für \(\theta\) wurde für jede Richtung (+ und \(-\)) durchgeführt, wie in Abb. 2 angegeben; „+“ bezeichnet die Opposition zur Drehrichtung der Klinge und „\(-\)“ bezeichnet die Drehrichtung der Klinge. Erstens verlor, wie in Abb. 18a gezeigt, die ASF mit \(\theta =\) + 60° ihre Funktion bei 0,5 \({\varPhi }_{d}\), als \(\theta\) gegeben war entgegengesetzt zur Drehrichtung der Klinge, und die Tendenz war radikal. Die Zuordnung von +\(\theta\) zum ASF impliziert, dass der Rückfluss und die rotierenden Komponenten, die auf der Druckseite des ASF isoliert werden sollten, im ausgesparten Raum eine Quetschwirkung erfahren können. Obwohl das interne Strömungsmuster im Rippen-zu-Rippen-Abstand (Abb. 18b) dem Zustand des Referenzsatzes (Abb. 13) bei 0,5 \({\varPhi }_{d}\) sehr ähnlich war, kam es dementsprechend zu einer Rückströmung und rotierende Komponenten in der Nähe der Druckseite des ASF verursachten einen zusätzlichen Rückfluss nach stromaufwärts in Höhe von etwa 0,5 \({D}_{2}\); dieser Rückfluss war sogar stärker als der von keinem bei 0,5 \({\varPhi }_{d}\). Abbildung 19 zeigt die Ergebnisse, bei denen \(\theta\) in der gleichen Richtung wie die Rotationsrichtung des Rotorblatts angegeben wurde. Der ASF mit \(\theta =\) \(-\) 60° verlor seine Funktion bei 0,5 \({\varPhi }_{d}\), wobei die Tendenz nicht radikal war (siehe Abb. 19a). In diesem Fall schien es, dass die nicht isolierte Strömung auf der Druckseite des ASF ihre Kraft entlang der Umfangsrichtung und nicht stromaufwärts ausdehnte und zur Saugseite überströmte (siehe Abb. 19b). Aus den Ergebnissen konnte die funktionale Einschränkung für \(\theta\) innerhalb von \(\pm\) 45° dargestellt werden. Als zusätzlicher Vorteil kann hier die Unempfindlichkeit von ASF gegenüber \(\theta\) gewertet werden, da keine hohe Konzentration beim Schweiß- oder Befestigungsvorgang erforderlich ist. In der Zwischenzeit zeigt Abb. 20 die Neudarstellung jedes rechten Diagramms in Abb. 14a, 18a und 19a in Bezug auf \({l}_{r}\), um eine Korrelation zwischen \({l}_{r}\) und \(\theta\) zu berücksichtigen; Die Länge vom Gehäuse bis zur Mittellinie des ASF-Bodens wurde auf der Grundlage der Normalen zum Schnittpunkt zwischen Gehäuse und Flosse geschätzt. Der ASF mit \(\pm \theta\) verlor seine Funktion bei 0,5 \({\varPhi }_{d}\), wenn \({D}_{2}\)-normalisiert wurde \({l}_{r }\) (\({l}_{r}/{D}_{2}\)) wurde auf ungefähr 0,029 geschätzt. Daher ist es vorteilhafter, den ASF mit dem entsprechend kürzeren \({l}_{r}\) ohne \(\theta\) anzufügen, statt absichtlich \(\theta\).

Auswertung für positiv-tangentialen Winkel (\(+\theta\)) von ASF: (a) \(Q\)–\(P\)-Kurve (links) und der Gradient (rechts) in jedem Durchflussratenbereich; (b) Internes Strömungsfeld für \(\theta =\) \(+\) 60° bei 0,5 \({\varPhi }_{d}\).

Auswertung für negativ-tangentialen Winkel (\(-\theta\)) von ASF: (a) \(Q\)–\(P\)Kurve (links) und der Gradient (rechts) in jedem Durchflussratenbereich; (b) Internes Strömungsfeld für \(\theta =\) \(-\) 60° bei 0,5 \({\varPhi }_{d}\).

Neudarstellung jedes rechten Diagramms in Abb. 14a (schwarz), 18a (blau) und 19a (rot) in Bezug auf die radiale Länge (\({l}_{r}\)).

Der ASF ermöglichte in dieser Studie die Bildung negativer Gradienten in den Strömungsabrissraten von mehr als 0,5 \({\varPhi }_{d}\) auf der \(Q\)–\(P\)-Kurve. Das Grundprinzip bestand darin, die Entwicklung einer Rückströmung zu verhindern und die Umfangsgeschwindigkeitskomponenten in die axiale Richtung umzulenken. Die funktionellen Einschränkungen von ASF wurden durch jede Ein-Faktor-Analyse basierend auf dem Referenzsatz bewertet und durch die Verringerung der volumetrischen Kapazität für den Rück- und Rotationsfluss auf der Druckseite des ASF bestätigt. Für \({l}_{r}\), \({l}_{a}\), \(Z\) und + \(\theta\) behielt der ASF bis zur Begrenzung nahezu seine Funktion um Instabilität zu verhindern, verlor jedoch bei einer bestimmten Durchflussrate radikal seine Funktion. Für \(\delta\) und \(-\theta\) verlor der ASF nach und nach seine Funktion. Jede Einschränkung könnte wie folgt zusammengefasst werden:

\({l}_{r}/{D}_{2}=\) 0,0225 oder mehr

\({l}_{a}/{D}_{2}=\) 0,075 oder mehr

\(\delta /{D}_{2}=\) 0,04 oder weniger (mit Überlegungen zur Meridianebene und zum Schubproblem)

\(Z=\) 7 oder mehr (mit der Empfehlung der gleichen Anzahl an Lüfterflügeln)

\(\theta =\) innerhalb von \(\pm\) 45° (mit der Empfehlung, den ASF mit entsprechend kürzerem \({l}_{r}\) anzuwenden, anstatt \(\theta\) zuzuweisen)

Da der Schwerpunkt dieser Studie auf der jeweils auf dem Referenzsatz basierenden Ein-Faktor-Analyse lag, konnten die Wechselwirkungen zwischen Parametern nicht berücksichtigt werden. Dies kann aus einem anderen Schwerpunkt heraus angegangen werden, beispielsweise durch Versuchsplanung (DOE), Sensitivitätsanalyse und Regressionsgleichungen. Darüber hinaus können Parameter, die weiter analysiert werden können, die Dicke des ASF und die Form der Kante sein. Der Winkel, der den absoluten Strömungswinkel am Lüfterblatteinlass beeinträchtigen kann, wird nicht berücksichtigt, da er dem Designkonzept von ASF widerspricht.

Die während der aktuellen Studie verwendeten und/oder analysierten Datensätze sind auf begründete Anfrage beim Erstautor oder entsprechenden Autor erhältlich.

Gradient auf der Kurve \(Q\)–\(P\).

Anti-Stall-Flosse

Sehnenlänge, \(\mathrm{m}\); nur für das große \(C\).

Meridiankomponente der Absolutgeschwindigkeit, \(\mathrm{m}/\mathrm{s}\)

Computergestützte Fluiddynamik

Durchmesser, m; hauptsächlich für Shroud (Gehäuse)

Experimenteller Test

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

Erdbeschleunigung, \(\mathrm{m}/{\mathrm{s}}^{2}\), 9,806

Gitterkonvergenzindex

Kinetische Turbulenzenergie, \({\mathrm{m}}^{2}/{\mathrm{s}}^{2}\)

Axiale Länge, \(\mathrm{m}\); für ASF

Radiale Länge, \(\mathrm{m}\); für ASF

Vorderkante

Drehzahl, \(\mathrm{rpm}\)

Spezifische Geschwindigkeit (Typnummer), \(\mathrm{dimensionslos}\)

Druck, \(\mathrm{Pa}\); hauptsächlich für den Gesamtdruck, aber es würde auch den statischen Druck mit tiefgestellten s oder einer spezifischen Fußnote bezeichnen

Druckseite (Oberfläche)

Volumenstrom, \({\mathrm{m}}^{3}/\mathrm{s}\); es würde für die Entwurfsströmungsrate und den Referenzsatz mit dem Index d (oder des) und ref|Invariante des Geschwindigkeitsgradiententensors \(1/{\mathrm{s}}^{2}\) bezeichnen.

Radius, \(\mathrm{m}\)

Normalisierte Spanne; Nabe (0) an Gehäuse (1)

Radius der Nabenspanne, \(\mathrm{m}\)

Radius der Deckbandspannweite,\(\mathrm{m}\)

Reynolds-gemittelter Navier-Stokes-Wert

Reynolds-Zahl, \(\mathrm{dimensionslos}\), \(\rho vD/\mu\)

Änderung der erneuten Befestigung

Wurzel bedeutet Quadrat

Blatt-zu-Blatt-Abstand, \(\mathrm{m}\)|Größe der Dehnungsrate (\(\sqrt{2{S}_{ij}{S}_{ij}}\))

Saugseite (Oberfläche)

Schubspannungstransport

Zeit, \(\mathrm{s}\)

Turbulenzintensität

Hinterkante

Umfangsgeschwindigkeit (Tangentialgeschwindigkeit), \(\mathrm{m}/\mathrm{s}\); hauptsächlich für die Klingenspitze

Axialgeschwindigkeit, \(\mathrm{m}/\mathrm{s}\)

Umfangsgeschwindigkeit (Tangentialgeschwindigkeit), \(\mathrm{m}/\mathrm{s}\)

Anzahl der Flossen; für ASF

Axiale Koordinate, \(\mathrm{m}\)

Axialer Spalt, \(\mathrm{m}\); für ASF

Spitzenspiel,\(\mathrm{m}\)

Umfangswinkel (Tangentialwinkel), \(^\circ\); für ASF

Kinematischer Viskositätskoeffizient, \({\mathrm{m}}^{2}/\mathrm{s}\), \(\mu/\rho\)

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

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

Durchflusskoeffizient, \(\mathrm{dimensionslos}\); es würde für die Auslegungsdurchflussmenge und den Referenzsatz mit tiefgestelltem d (oder des) und ref bezeichnen

Druckkoeffizient, \(\mathrm{dimensionslos}\); Hauptsächlich für die Gesamtförderhöhe, aber es würde auch den statischen Förderhöhenkoeffizienten mit tiefgestellten s oder einer spezifischen Fußnote bezeichnen; es würde für die Auslegungsdurchflussmenge und den Referenzsatz mit tiefgestelltem d (oder des) und ref bezeichnen

Größe der Wirbelgeschwindigkeit (\(\sqrt{2{\omega }_{ij}{\omega }_{ij}}\))

Winkelgeschwindigkeit, \({\text{rad/s}}\), \(d\theta {\text{/}}dt\)|Turbulenzwirbelfrequenz, \(\frac{1}{\mathrm{s} }=\mathrm{Hz}\), \(k{\text{/[}}\nu \left( {\mu _{T} {\text{/}}\mu } \right){\text{ ]}}\) wobei \(\mu _{T} = \rho k{\text{/}}\omega\)

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Referenzen herunterladen

Die Anti-Stalling-Methode dieser Studie wurde für ihre Originalität in einer Patentanmeldung anerkannt (1071231, 10-2022-0099333).

Diese Studie wurde durch einen Zuschuss des Korea Institute of Energy Technology Evaluation and Planning (KETEP) unterstützt, der von der koreanischen Regierung finanziert wurde (MOTIE) (2021202080026D, Entwicklung einer Plattformtechnologie und eines Betriebsmanagementsystems für die Design- und Betriebszustandsdiagnose von Fluidmaschinen mit variablen Geräten). zu KI/IKT).

Industrietechnologie (Green Process and Energy System Engineering), Universität für Wissenschaft und Technologie, Daejeon, Südkorea

Yong-In Kim & Young-Seok Choi

Forschungs- und Entwicklungsabteilung für kohlenstoffneutrale Technologie, Forschungsinstitut für saubere Fertigungssysteme, Korea Institute of Industrial Technology, Cheonan, Südkorea

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

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Konzeptualisierung, Y.-IK und Y.-SC; Datenkuration, Y.-IK und H.-MY; formale Analyse, Y.-IK und Y.-SC; Finanzierungseinwerbung, K.-YL und Y.-SC; Untersuchung, Y.-IK und Y.-SC; Methodik, Y.-IK und Y.-SC; Projektverwaltung, Y.-SC; Software, H.-MY und K.-YL; Aufsicht, Y.-SC; Validierung, Y.-IK und H.-MY; Schreiben – Originalentwurf, Y.-IK und Y.-SC; Schreiben – Überprüfung und Bearbeitung, Y.-IK und Y.-SC Alle Autoren haben die veröffentlichte Version des Manuskripts gelesen und ihr zugestimmt.

Korrespondenz mit Young-Seok Choi.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Kim, YI., Yang, HM., Lee, KY. et al. Numerische Untersuchung zu funktionellen Einschränkungen der Anti-Strömungsrippe für einen Axialventilator: Ein-Faktor-Analysen. Sci Rep 12, 15240 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-19530-9

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Eingegangen: 18. Mai 2022

Angenommen: 30. August 2022

Veröffentlicht: 09. September 2022

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

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