Bu tədqiqat həm havada, həm də suda ayrı-ayrılıqda işləməsi nəzərdə tutulan üçqanadlı çarpaz-mühit pərvanəsinin dartı performansını və struktur etibarlılığını eyni mühəndislik zəncirində qiymətləndirir. Çarpaz-mühit pərvanəsi sıxlıq və hidrodinamik yük şərtləri bir-birindən xeyli fərqlənən hava və su mühitlərində işləyə bilməli olan dartı elementidir. Tədqiqatçılar əvvəlcə Qanad Elementi Momentum Nəzəriyyəsi (Blade Element Momentum Theory, BEMT) ilə namizəd həndəsələri sürətlə nəzərdən keçirmiş, daha sonra seçilmiş həndəsə üçün Hesablama Maye Dinamikasından (Computational Fluid Dynamics, CFD) istifadə edərək üçölçülü və qeyri-bərabər səth təzyiqlərini hesablamış və bu təzyiqlərlə mərkəzdənqaçma yüklərini birtərəfli maye–struktur əlaqələndirməsi vasitəsilə sonlu element struktur modelinə ötürmüşlər.

Üç stasionar iş rejimi qiymətləndirilmişdir: havada başlanğıcda 3000 r/min və sıfır oxboyu giriş, suda başlanğıcda 500 r/min və sıfır oxboyu giriş, su girişində isə 500 r/min ilə birlikdə 5 m/s oxboyu axın. Əsas dizaynda ən kritik vəziyyət su girişi olmuşdur. Bu şərtdə maksimum von Mises gərginliyi 129,8 MPa və maksimum ümumi deformasiya 5,378 mm hesablanmış; pik gərginlik bütün vəziyyətlərdə qanad kökü–göbək keçidində cəmlənmişdir. Mənbədə 6063-T5 alüminium üçün verilən 145 MPa nominal axma möhkəmliyi nəzərə alındıqda 129,8 MPa dəyəri axma möhkəmliyinin təxminən %89,5-nə çatır.

Qanad kökündəki həndəsi fasiləsizliyi azaltmaq məqsədilə 2 mm fillet tətbiq edilmiş; sonra profil, qanadın yerləşdirmə bucağı və kök möhkəmləndirmə parametrləri müqayisə olunmuşdur. Son həndəsə NACA0012 profili, 0° qanad bucağı, Taper Chord = 0,90, Scale Chord = 1,05 və 2 mm kök filletindən ibarətdir. Kritik su girişi şəraitində bu dizayn maksimum gərginliyi 129,8 MPa-dan təxminən 87,0 MPa-a, maksimum ümumi deformasiyanı isə 5,378 mm-dən 3,669 mm-ə endirmişdir.

Nəticələrin şərh sərhədi mühümdür. Tədqiqat fiziki prototip sınağı və ya hava–su sərhədindən real keçid təcrübəsi deyil. Təhlil stasionar CFD və birtərəfli maye–struktur əlaqələndirməsinə əsaslanır; struktur deformasiyasının axın sahəsinə geri təsiri, keçici hidroelastik hadisələr, ikifazalı hava–su interfeysi, yorulma və istehsal tolerantlıqları hesablanmamışdır. Buna görə nəticələr ilkin layihələndirmə və kritik sahələrin müəyyənləşdirilməsi baxımından güclü sayısal mühəndislik çərçivəsi təqdim edir, lakin birbaşa sahə və ya prototip təsdiqini əvəz etmir.

Tədqiqat problemi: eyni pərvanə iki çox fərqli maye mühitində necə təhlükəsiz qala bilər?

Hava ilə su arasındakı əsas mühəndislik fərqlərindən biri sıxlıqdır. Tədqiqatda istifadə edilən dəyərlərə görə havanın sıxlığı 1,225 kg/m³, suyun sıxlığı isə 1000 kg/m³-dür. Buna görə eyni həndəsənin məruz qaldığı təzyiq yükü yalnız fırlanma sürətindən asılı deyil; mayenin sıxlığı, oxboyu giriş sürəti, qanad səthindəki təzyiq paylanması və mərkəzdənqaçma təsiri birlikdə struktur cavabı müəyyənləşdirir. Bu səbəbdən havada daha yüksək dövr sayından istifadə avtomatik olaraq daha yüksək struktur gərginliyi demək deyil.

Əvvəlki çarpaz-mühit nəqliyyat vasitələri üzrə tədqiqatlarda dartı, manevr, hava–su keçid strategiyası və idarəetmə daha çox araşdırıldığı halda, eyni pərvanənin müxtəlif mühitlərdə struktur təhlükəsizliyi daha az sistemli şəkildə öyrənilmişdir. Bu tədqiqatın əsas məqsədi həmin boşluğu sürətli ilkin dizayndan ətraflı təzyiq həllinə və struktur optimallaşdırmasına uzanan inteqrə edilmiş iş axını ilə aradan qaldırmaqdır.

Əsas pərvanə həndəsəsi

Başlanğıc pərvanə üçqanadlıdır və NACA0012 kəsiyindən istifadə edir. İlkin xarici diametr 250 mm-dir. Göbək birləşməsi və üçölçülü həndəsi modelləşdirmə üçün hər qanad radial istiqamətdə 9 mm içəri sürüşdürülmüş və son analiz diametri 232 mm olmuşdur. Mənbənin Şəkil 3(b)-sində həmçinin göbək diametri 45 mm, effektiv qanad radial uzunluğu təxminən 93,5 mm və uc chord uzunluğu 15 mm kimi göstərilmişdir.

Birtərəfli Maye–Struktur Əlaqələndirməsi Bu Tədqiqatda Nəyi İfadə Edir?

Birtərəfli maye–struktur əlaqələndirməsi CFD ilə hesablanan qanad səthi təzyiqlərinin və müvafiq mərkəzdənqaçma yüklərinin sonlu element struktur modelinə ötürülməsi, lakin hesablanan struktur deformasiyasının yenidən CFD axın sahəsinə geri verilməməsi deməkdir. Bu yanaşma stasionar çoxsaylı iş şəraitində kritik gərginlik sahələrini və optimallaşdırma hədəflərini aşağı hesablama dəyəri ilə müəyyən etməyə imkan verir; bununla belə, deformasiya–axın geri əlaqəsini və keçici hidroelastik təsirləri həll edə bilmir.

BEMT niyə ilk mərhələdə istifadə edildi?

Qanad Elementi Momentum Nəzəriyyəsi pərvanəni radial istiqamətdə çoxsaylı kiçik qanad elementlərinə ayırır. Hər elementin yerli sürət üçbucağından hücum bucağı müəyyən edilir; qaldırma və sürükləmə qüvvələri hesablanır və induksiya faktorları momentum nəzəriyyəsinə uyğun olacaq şəkildə iterativ olaraq yenilənir. Tam üçölçülü CFD ilə müqayisədə daha aşağı hesablama dəyərinə görə BEMT burada son struktur yükünü yaratmaq üçün deyil, namizəd həndəsələri sıralamaq üçün istifadə edilmişdir.

BEMT sürət üçbucağı

Mənbədə yerli oxboyu sürət Tənlik (1), tangensial sürət Tənlik (2), nəticəvi nisbi sürət Tənlik (3) və giriş bucağı Tənlik (4) ilə müəyyən edilmişdir:

\[ V_a = V_0(1+a) \tag{1} \]

\[ V_t = \Omega r(1-a') \tag{2} \]

\[ W=\sqrt{V_a^2+V_t^2} \tag{3} \]

\[ \phi=\arctan\left(\frac{V_a}{V_t}\right) \tag{4} \]

Burada \(V_0\) oxboyu sərbəst axın sürətini, \(a\) oxboyu induksiya faktorunu, \(a'\) tangensial induksiya faktorunu, \(r\) radial mövqeni, \(\Omega\) bucaq sürətini, \(V_a\) oxboyu sürət komponentini, \(V_t\) tangensial komponenti və \(W\) yerli nisbi sürətin qiymətini ifadə edir.

Qanadın yerli yerləşdirmə bucağı \(\beta\) ilə axının giriş bucağı \(\phi\) arasındakı fərq yerli hücum bucağını verir:

\[ \alpha=\beta-\phi \tag{5} \]

Bu əlaqə Şəkil 1-dəki sürət üçbucağının həndəsi özəyidir. Hücum bucağı daha sonra müvafiq NACA profilinin qaldırma və sürükləmə əmsallarını müəyyən etmək üçün istifadə edilir.

Qaldırma və sürükləmə qüvvələri

Mənbə radial qalınlığı \(dr\) olan bir qanad elementində diferensial qaldırma və sürükləmə qüvvələrini belə müəyyən edir:

\[ dL=0.5\rho W^2cC_Ldr \tag{6} \]

\[ dD=0.5\rho W^2cC_Ddr \tag{7} \]

Burada \(\rho\) mayenin sıxlığı, \(c\) yerli chord uzunluğu, \(C_L\) qaldırma əmsalı və \(C_D\) sürükləmə əmsalıdır. Tənliklərdəki \(W^2\) və \(\rho\) terminləri yerli qüvvənin nisbi sürətin kvadratı və maye sıxlığı ilə güclü şəkildə əlaqəli olduğunu göstərir. Bu riyazi xüsusiyyət daha aşağı dövr sayında işləyən su rejimlərinin niyə havadakı 3000 r/min rejimindən daha ağır struktur yük yarada bildiyini anlamaq baxımından mühümdür.

Fırlanma sürəti notasiyası

Mənbə Tənlik (8)-də dövr sayını bucaq sürətinə çevirir:

\[ \omega=\frac{2\pi n}{60} \tag{8} \]

Burada \(n\), r/min vahidində fırlanma sürətidir. Mənbə mətninin digər BEMT tənliklərində eyni fiziki kəmiyyət üçün \(\Omega\) simvolundan istifadə olunur. \(\omega\) ilə \(\Omega\) arasında ayrıca bərabərlik yazılmadığı üçün bu, mənbə daxilində kiçik bir notasiya uyğunsuzluğudur; Verianla mətni simvolları səssiz şəkildə birləşdirmir.

Element dartısı və fırlanma momenti

Qaldırma və sürükləmə qüvvələri oxboyu və çevrə istiqamətlərinə ayrıldıqda diferensial dartı və fırlanma momenti aşağıdakı kimidir:

\[ dT=B(dL\cos\phi-dD\sin\phi) \tag{9} \]

\[ dQ=Br(dL\sin\phi+dD\cos\phi) \tag{10} \]

Burada \(B\) qanad sayıdır. Tənlik (9) qaldırma qüvvəsinin oxboyu komponentinin dartıya müsbət töhfə verdiyini, sürükləmənin müvafiq komponentinin isə dartını azaltdığını göstərir. Tənlik (10) eyni qüvvələrin çevrə komponentlərinin fırlanma oxuna nəzərən moment yaratmasını ifadə edir.

Momentum nəzəriyyəsi tərəfi

İdeal aktuator disk yanaşmasında halqavari axın borusuna momentumun qorunması tətbiq edilərək eyni diferensial dartı və fırlanma momenti üçün ikinci ifadə əldə edilir:

\[ dT=4\pi\rho rV_0^2a(1+a)\,dr \tag{11} \]

\[ dQ=4\pi\rho r^3V_0\Omega(1+a)a'\,dr \tag{12} \]

BEMT həllinin iterativ olmasının səbəbi qanad elementi aerodinamikasından gələn Tənlik (9)–(10) ilə momentum nəzəriyyəsindən gələn Tənlik (11)–(12) ifadələrinin induksiya faktorları vasitəsilə bir-biri ilə uyğunlaşdırılmasıdır. Hər radial elementdə \(a\) və \(a'\) yenilənir; yaxınlaşma əldə edildikdə bütün qanad boyunca inteqrasiya aparılaraq ümumi dartı və fırlanma momenti tapılır.

Dartı səmərəliliyi

Mənbə pərvanə səmərəliliyini belə müəyyən edir:

\[ \eta=\frac{TV_0}{Q\Omega} \tag{13} \]

Surətdəki \(TV_0\) oxboyu istiqamətdə faydalı dartı gücünü, məxrəcdəki \(Q\Omega\) isə vala verilən mexaniki fırlanma gücünü təmsil edir. Ölçü baxımından hər iki ifadə watt vahidində gücdür və nisbət ölçüsüzdür.

İki mərhələli BEMT taraması

İlk taramada qlobal chord miqyaslandırılması və qanadın pitch bucağı dəyişdirilmiş; A2, A3 və B3 modelləri ikinci mərhələyə keçirilmişdir. Birinci turun ən yüksək ümumi balı A2 üçün 0,69086 olmuşdur. İkinci turda seçilmiş həndəsələrin spanwise taper parametri araşdırılmış və A3 t1 ən yüksək 0,58656 bal toplamışdır.

Hava və su balları necə yaradıldı?

Müəlliflər səmərəliliyə %50, dartı əmsalına %35 və güc əmsalına %15 çəki vermişlər. Su və hava tərəfinin balları müvafiq olaraq:

\[ S_w=0.50\eta_w^*+0.35C_{T,w}^*+0.15C_{P,w}^* \tag{14} \]

\[ S_a=0.50\eta_a^*+0.35C_{T,a}^*+0.15C_{P,a}^* \tag{15} \]

Son çarpaz-mühit balı isə:

\[ Score=0.60S_w+0.40S_a-0.10|S_w-S_a| \tag{16} \]

formasındadır. Son düstur su performansına %60, hava performansına %40 çəki verir və iki mühit arasında həddən artıq balanssızlıq olduqda \(|S_w-S_a|\) cərimə terminini tətbiq edir. Mənbə ulduzlu \(\eta^*\), \(C_T^*\) və \(C_P^*\) kəmiyyətlərini normallaşdırılmış göstəricilər kimi müəyyən edir, lakin bu normallaşdırma əməliyyatının açıq riyazi çevrilməsini ayrıca vermir. Buna görə qiymətləndirmə sistemi mənbə dəyərləri ilə istifadə edilə bilsə də, tam müstəqil təkrar istehsal üçün normallaşdırma təfərrüatı çatışmır.

Seçilmiş əsas konfiqurasiya

A3 t1 hava və su tərəflərindəki performans, həndəsi davamlılıq və ikinci mərhələnin ümumi balı birlikdə qiymətləndirilərək əsas həndəsə kimi seçilmişdir. Parametrləri Scale Chord = 0,80, Change Blade Angle = +2° və Taper Chord = 1,00-dır. Sonrakı CFD və struktur təhlilləri bu həndəsə üzərində aparılmışdır.

Tədqiqatın Metodu və Nəticələri

CFD modeli

Hava və su sıxılmayan fasiləsiz maye kimi modelləşdirilmişdir. Hava başlanğıcında qanad ucunun Mach sayı təxminən 0,107 kimi verilmiş və bu dəyər aşağı sürətli sıxılmayan yanaşma üçün məqbul hesab edilmişdir. Davamlılıq və momentum tənlikləri sonlu həcm CFD çərçivəsində həll edilmiş; divar yaxınlığındakı axın, əks təzyiq qradiyenti və ayrılmaya meylli fırlanan qanad problemlərinə görə SST \(k-\omega\) turbulentlik modelindən istifadə edilmişdir.

Hesablama sahəsi daxildə fırlanan, xaricdə sabit olan iki regiondan ibarətdir. Qanad və göbək səthləri no-slip divarlardır. Hava başlanğıcı və su başlanğıcı vəziyyətlərində giriş sürəti sıfır, su girişində isə oxboyu giriş sürəti 5 m/s-dir. Çıxışda təzyiq çıxışı sərhəd şərti tətbiq edilmişdir.

Təzyiq sahəsi niyə birbaşa FEA modelinə ötürüldü?

Qanad səthindəki təzyiq bərabər paylanmır. Mənbənin CFD şəkilləri yüksək təzyiqlərin xüsusilə hücum kənarı və qanad kökü ətrafında, daha aşağı təzyiqlərin isə sorucu səth və çıxış kənarında yarandığını göstərir. Buna görə qanadı tək sabit təzyiqlə yükləmək real yük ötürülməsini həddən artıq sadələşdirərdi. Tədqiqatçılar CFD-də radial və chord istiqamətlərindəki üçölçülü təzyiq sahəsini sonlu element səthlərinə uyğunlaşdırmış və buna hər iş şəraitinin mərkəzdənqaçma yükünü əlavə etmişlər.

Mesh müstəqilliyi və divar həlli

Orta və incə mesh arasındakı fərqlər %1-dən xeyli aşağı qaldığı üçün incə mesh sonrakı bütün CFD hesablamalarında istifadə edilmişdir. Orta \(y^+\) dəyərləri hava başlanğıcında 0,42, su başlanğıcında 0,76 və su girişində 0,95-dir. Maksimum dəyərlər müvafiq olaraq 1,35, 1,82 və 2,37-dir; qanad səthinin %95-dən çoxunda \(y^+<1\) müəyyən edilmişdir. Bu dəyərlər SST \(k-\omega\) modelində özlü alt təbəqənin birbaşa həllinə yönəlmiş incə divar mesh yanaşması ilə uyğundur.

Struktur model və yük ötürülməsi

CFD təzyiq sahələri sonlu element modelində müvafiq qanad səthlərinə ötürülmüşdür. Göbək–val interfeysi sabit dayaq qəbul edilmişdir. Struktur performans iki əsas kəmiyyətlə qiymətləndirilmişdir: maksimum von Mises ekvivalent gərginliyi və maksimum ümumi deformasiya. Von Mises gərginliyi yerli axma riskinə və gərginlik konsentrasiyasına həssas olduğu halda, ümumi deformasiya bütün pərvanənin qlobal yerdəyişməsini ifadə edir.

Su Girişi Niyə Ən Kritik Struktur Şərt Oldu?

Su girişi ən kritik vəziyyətdir, çünki 1000 kg/m³ sıxlıqlı suya 5 m/s oxboyu girişin əlavə olunması qanad səthində, xüsusən kök keçidinin yaxınlığında daha güclü və daha qeyri-bərabər təzyiq qradiyentləri yaratmış; bu CFD yükləri mərkəzdənqaçma təsiri ilə birlikdə FEA modelinə ötürüldükdə maksimum von Mises gərginliyi 129,8 MPa-a və maksimum deformasiya 5,378 mm-ə çatmışdır. Havada dövr sayı daha yüksək olsa da, havanın çox aşağı sıxlığına görə struktur yükü daha kiçik qalmışdır.

Əsas modelin struktur cavabı

Mənbənin öz rəqəmləri su girişinin həm ən yüksək gərginliyi, həm də ən yüksək ümumi deformasiyanı yaratdığını göstərir. Buna baxmayaraq, nəticə mətnindəki bir cümlədə su başlanğıcı deformasiyasının su girişindən daha böyük olduğu yazılmışdır; bu ifadə cədvəllərdəki dəyərlərlə uyğun gəlmir.

Qanad Kökü Niyə Gərginlik Konsentrasiyasının Mərkəzi Oldu?

Qanad kökü–göbək keçidi qanad səthinə paylanmış hidrodinamik və aerodinamik qüvvələrin göbəyə və vala ötürülməli olduğu əsas yük yoludur; eyni sahədə kəsik və əyrilik həndəsəsi də dəyişdiyindən yük ötürülməsi ilə həndəsi fasiləsizlik birləşərək yerli von Mises gərginliyini artırır. Buna görə bütün üç şərtdə pik gərginlik qanad ucunda və ya orta span sahəsində deyil, kök keçidində yaranmışdır.

Niyə bütün qanad əvəzinə kök sahəsi optimallaşdırıldı?

Mənbənin gərginlik konturları zəif sahənin lokal olduğunu göstərir. Bütün qanad profilinin dəyişdirilməsi aerodinamik və ya hidrodinamik performansı, kütləni, fırlanma ətalətini və enerji sərfini lazımsız şəkildə dəyişə bilərdi. Buna görə tədqiqatçılar yükdaşıyan kəsiyi və həndəsi davamlılığı birbaşa yaxşılaşdıran lokal yanaşma seçmişlər.

İlk lokal dəyişiklik: 2 mm fillet

Qanad kökü–göbək birləşməsindəki kəskin həndəsi keçidə 2 mm radiuslu fillet əlavə edilmişdir. Fillet yükün dar həndəsi qırılma nöqtəsində cəmlənməsi əvəzinə daha davamlı əyrilik boyunca ötürülməsini nəzərdə tutur. Mənbə bu dəyişikliyin hər iki su şəraitində pik gərginliyi azaltdığını bildirir.

Parametrik optimallaşdırma

Filletdən sonra üç dəyişən qrupu araşdırılmışdır: NACA0012, NACA2412 və NACA0020 profilləri; −2°, 0° və +2° yerləşdirmə bucaqları; həmçinin müxtəlif Taper Chord və Scale Chord kombinasiyaları ilə kök möhkəmləndirilməsi. Bütün müqayisələr kritik su girişi şəraitində aparılmışdır.

Bu cədvəl daha qalın profilin və ya daha böyük qanad bucağının avtomatik olaraq daha aşağı gərginlik yaratmadığını göstərir. Profil və bucaq dəyişikliyi səth təzyiqini və yükün paylanmasını da dəyişdirdiyi üçün struktur qazancı yalnız kəsik qalınlığı ilə izah etmək olmaz. Ən aşağı pik gərginlik kökün daşıyıcı sahəsini ölçülü şəkildə böyüdən Taper 0,90 / Scale 1,05 kombinasiyasında əldə edilmişdir.

Son optimallaşdırılmış həndəsə

Əvvəl və sonra müqayisəsi

Su girişində maksimum von Mises gərginliyinin azalması təxminən %32,97, ümumi deformasiyanın azalması isə təxminən %31,77-dir. Hava başlanğıcında dəyişiklik mütləq dəyər baxımından kiçikdir; çünki ilkin gərginlik və deformasiya dəyərləri onsuz da aşağıdır.

Su başlanğıcı deformasiya faizindəki mənbə problemi

Məqalənin optimallaşdırma mətni su başlanğıcı deformasiyasının %78,23 azaldığını bildirir. Lakin Cədvəl 7-də verilən 1,330 mm və 0,611 mm dəyərləri istifadə edildikdə arifmetik azalma təxminən %54,06-dır. Cədvəl 5-dəki 1,133 mm əsas dəyər istifadə edilərsə azalma təxminən %46,07 olur. Buna görə %78,23 dəyəri mənbə daxilindəki iki mümkün əsas dəyərlə də uyğun gəlmir və etibarlı nəticə kimi təkrar edilməməlidir.

Şəkil 8-dəki vizual uyğunsuzluq

Mənbənin Şəkil 8 başlığı əsas və optimallaşdırılmış modellərin ümumi deformasiya konturlarını üç şərt üçün müqayisə etdiyini bildirir. Hava başlanğıcı və su başlanğıcı panelləri həqiqətən ümumi deformasiya kimi etiketlənmişdir. Bunun əksinə, su girişini göstərən (e) və (f) alt panellərinin öz lejantlarında “Equivalent (von-Mises) Stress” və Pa vahidi görünür. Buna görə bu iki panel şəkil başlığı ilə uyğun deformasiya konturları deyil. Su girişinə aid 5,378 mm və 3,669 mm deformasiya dəyərləri Cədvəl 7 və mətndən götürülməlidir.

Tədqiqatın dəstəklədiyi nəticələr

Mənbə ayrı hava və su iş şəraitində struktur yüklərin yalnız fırlanma sürətinə görə sıralana bilməyəcəyini dəstəkləyir. Maye sıxlığı və oxboyu giriş təzyiq sahəsini və nəticədə qanad üzərində yük ötürülməsini əhəmiyyətli dərəcədə dəyişir. Araşdırılan üç vəziyyətdə ən kritik yük yolu qanad kökündən göbəyə doğrudur və lokal kök optimallaşdırması su mühitində pik gərginliyi nəzərəçarpacaq dərəcədə azaltmışdır.

Mənbə həmçinin sürətli BEMT taramasının, ətraflı CFD təzyiq çıxarışının və FEA əsaslı kritik sahə müəyyənləşdirməsinin erkən dizayn mərhələsindəki çarpaz-mühit pərvanələri üçün hesablama dəyəri ilə fiziki təfərrüat arasında tətbiq oluna bilən mühəndislik tarazlığı təmin edə biləcəyini göstərir.

Tədqiqatın dəstəkləmədiyi nəticələr

Tədqiqat optimallaşdırılmış pərvanənin fiziki prototipdə eyni gərginlik və deformasiya dəyərlərini yaradacağını eksperimental olaraq göstərməmişdir. Hava–su interfeysindən keçid zamanı yarana biləcək sərbəst səth, çoxfazalı axın, zərbə yükü, kavitasiya, keçici təzyiq impulsları və ya hidroelastik geri əlaqə həll edilməmişdir. Birtərəfli əlaqələndirmə struktur deformasiyasının axın sahəsini dəyişdirə biləcəyi halları nəzərə almır.

Tədqiqat həmçinin yorulma ömrü, vibrasiya, rezonans, istehsal qüsurları və tolerantlıqları, real material səpələnməsi və ya uzunmüddətli əməliyyat etibarlılığı üçün eksperimental təsdiq təqdim etmir. Buna görə 87 MPa-lıq optimallaşdırılmış maksimum gərginlik yalnız müəyyən edilmiş stasionar sayısal şərtlər altında əldə edilmiş FEA nəticəsidir.

Təkrar istehsal baxımından çatışmayan məlumatlar

Mənbə istifadə olunan CFD və FEA proqram paketinin kommersiya və ya açıq mənbə adını bildirmir; təzyiq–sürət əlaqələndirmə alqoritmi, diskretləşdirmə dərəcəsi, residual yaxınlaşma hədləri və struktur həll edicisinin təfərrüatları kimi bəzi sayısal tətbiq məlumatlarını da açıq şəkildə vermir. BEMT qiymətləndirməsində istifadə olunan ulduzlu normallaşdırılmış \(\eta^*\), \(C_T^*\) və \(C_P^*\) göstəricilərinin tam normallaşdırma düsturları da göstərilməmişdir. Bu çatışmazlıqlar verilən nəticələrin başa düşülməsinə mane olmur, lakin müstəqil tədqiqatçının işi tam eyni şəkildə təkrar etməsini məhdudlaşdırır.

Mənbə və Metod Qeydi

Orijinal tədqiqat: Structural Analysis and Optimization of a Propeller Under Separate Air and Water Operating Conditions Using One-Way Fluid–Structure Coupling.

Müəlliflər: Tiezhuang Zhou; Zhihang Wang; Minghao Zhao; Guobin Zhang.

Məsul müəlliflər: Tiezhuang Zhou və Guobin Zhang.

Qurumlar: Salt Lake Chemical Engineering Research Complex, School of Chemical Engineering, Qinghai University, Xining, China; rəsmi MDPI qeydində ikinci qurum Inner Mongolia Power Group Alxa Power Supply Company, Alxa, China kimi göstərilir. PDF mətn qatındakı ikinci qurum sətrində “HohhotInner Mongolia...” formasında birləşdirilmiş yazılış görünür.

Jurnal və nəşr identifikasiyası: Fluids, 2026, Cild 11, Say 9, Məqalə 225. Nəşriyyat: MDPI. DOI: 10.3390/fluids11090225.

Nəşr prosesi: Məqalə 9 iyul 2026-cı ildə qəbul edilmiş, 13 avqust 2026-cı ildə yenidən işlənmiş, həmin gün qəbul edilmiş və 7 sentyabr 2026-cı ildə nəşr olunmuşdur.

Mənbə növü: Resenziyalı, açıq girişli sayısal mühəndislik tədqiqat məqaləsidir. Tədqiqat fiziki prototip təcrübəsi deyil.

Lisenziya: Creative Commons Attribution (CC BY).

Əsas metod: İki mərhələli BEMT həndəsə taraması; SST k-ω turbulentlik modeli ilə üçölçülü CFD; CFD səth təzyiqinin və mərkəzdənqaçma yükünün sonlu element modelinə ötürülməsi; birtərəfli maye–struktur əlaqələndirməsi; maksimum von Mises gərginliyi və ümumi deformasiya əsasında struktur optimallaşdırması.

Maliyyələşdirmə: Project of the Joint Research Institute for Clean Energy Technology Innovation and Achievement Transformation, Qinghai University, No. LHYJY-04-05.

Etik komitə / məlumatlandırılmış razılıq: Tətbiq edilmir.

Məlumatların əlçatanlığı: Müəlliflər tədqiqatın nəticələrini dəstəkləyən məlumatların məqalənin daxilində olduğunu bildirirlər.

Maraqlar toqquşması: Guobin Zhang, Inner Mongolia Power Group Alxa Power Supply Company əməkdaşıdır. Digər müəlliflər tədqiqatı potensial kommersiya və ya maliyyə maraq toqquşması yarada biləcək münasibətlər olmadan apardıqlarını bəyan etmişlər.

Müəllif töhfələri: Konseptuallaşdırma Tiezhuang Zhou və Guobin Zhang; metod Tiezhuang Zhou və Zhihang Wang; proqram təminatı Zhihang Wang; doğrulama Minghao Zhao və Guobin Zhang; formal təhlil və tədqiqat Tiezhuang Zhou; resurslar və nəzarət Guobin Zhang; məlumatların işlənməsi və vizuallaşdırma Zhihang Wang; ilkin layihə Tiezhuang Zhou; nəzərdən keçirmə və redaktə Zhihang Wang, Minghao Zhao və Guobin Zhang; layihə idarəçiliyi Tiezhuang Zhou; maliyyələşdirmənin əldə edilməsi Guobin Zhang tərəfindən həyata keçirilmişdir.

Mənbədəki dəqiqlik və uyğunluq qeydləri

Birincisi, su başlanğıcındakı əsas ümumi deformasiya Cədvəl 5-də 1,133 mm, Cədvəl 7-də 1,330 mm verilmişdir. Şəkil 8(c)-də təxminən 1,3312 mm göründüyünə görə Cədvəl 7 ilə şəkil öz aralarında daha uyğundur; lakin Verianla bu fərqi mənbə adından səssiz şəkildə düzəltmir.

İkincisi, nəticə mətnindəki “su başlanğıcının su girişindən daha böyük maksimum deformasiya yaratdığı” cümləsi eyni mənbədəki 1,133/1,330 mm və 5,378 mm dəyərləri ilə ziddiyyət təşkil edir.

Üçüncüsü, su başlanğıcındakı deformasiya azalması mənbə mətnində %78,23 kimi verilmişdir; lakin dərc olunmuş cədvəl dəyərləri ilə bu faiz təkrar hesablana bilmir.

Dördüncüsü, Şəkil 8 ümumi deformasiya şəkli kimi etiketlənsə də, su girişi üçün (e) və (f) panellərində von Mises gərginliyi və Pa vahidi görünür.

Beşincisi, BEMT mətni bucaq sürəti üçün əsasən \(\Omega\) simvolundan istifadə etdiyi halda, Tənlik (8) eyni kəmiyyəti \(\omega\) ilə müəyyən edir. Bu iki simvol mənbədə ayrıca bərabərləşdirilməyib.

Əsas metodoloji məhdudiyyətlər

Birtərəfli əlaqələndirmə struktur deformasiyasının CFD sahəsinə geri təsirini nəzərə almır. Təzyiqin CFD meshindən struktur meshə ötürülməsi interpolasiya xətası yarada bilər. Hesablamalar stasionar şərtlərə əsaslandığı üçün keçici hidroelastik təsirlər və hava–su sərhədinin real keçid dinamikası həll edilə bilməz. Fiziki eksperimental təsdiq aparılmamış, yorulma və istehsal tolerantlıqları qiymətləndirilməmişdir.

Müəlliflərin öz nəticə bölməsində də sonrakı tədqiqatlar üçün eksperimental təsdiq, keçici və ya ikitərəfli maye–struktur qarşılıqlı təsiri, yorulma təhlili və struktur təhlükəsizliyi ilə dartı performansını eyni vaxtda optimallaşdıran metodlar təklif olunur. Buna görə tədqiqatın ən düzgün elmi mövqeyi son məhsul təsdiqindən daha çox erkən dizayn taraması və lokal struktur optimallaşdırması üçün hazırlanmış sayısal mühəndislik iş axınıdır.