DÉVELOPPEMENT D UN MODÈLE SEMI-EMPIRIQUE POUR LA PRÉDICTION DE LA COHÉRENCE D UN JET UTILISÉ DANS LES PROCÉDÉS DE RECTIFICATION

Dimension: px
Commencer à balayer dès la page:

Download "DÉVELOPPEMENT D UN MODÈLE SEMI-EMPIRIQUE POUR LA PRÉDICTION DE LA COHÉRENCE D UN JET UTILISÉ DANS LES PROCÉDÉS DE RECTIFICATION"

Transcription

1 DÉVELOPPEMENT D UN MODÈLE SEMI-EMPIRIQUE POUR LA PRÉDICTION DE LA COHÉRENCE D UN JET UTILISÉ DANS LES PROCÉDÉS DE RECTIFICATION Benoit St-Pierre 1, Jean-François Chatelain 2, Louis Dufresne 2 1 Pratt & Whitney Canada Inc. 2 Département de génie mécanique, École de technologie supérieure, Montréal, Québec, Canada Received October 2011, Accepted May 2012 No. 11-CSME-79, E.I.C. Accession 3319 RÉSUMÉ La productivité des procédés de rectification par dressage continu (Continuous Dress Creep Feed - CDCF) est principalement limitée par les marques de brûlure générées sur les surfaces usinées lorsque des paramètres de coupe trop agressifs sont utilisés. Ce problème peut être résolu en améliorant l application du fluide de refroidissement dans la zone rectifiée en utilisant des buses à jet cohérent. Afin d étudier l influence des paramètres de conception d une buse sur la cohérence du jet de refroidissement tout en diminuant les coûts et le temps associé à une approche expérimentale, le présent travail illustre comment élaborer un modèle semi-empirique qui permet de prédire la cohérence physique d un jet de fluide de refroidissement à base d eau produit par une buse de type Webster en utilisant principalement des résultats de dynamique des fluides numérique (CFD). Un minimum de résultats expérimentaux est requis pour définir ce modèle qui utilise l ouverture des profils de vitesse numérique pour faire sa prédiction. Nos résultats ont montré que le modèle semi-empirique développé, en utilisant notre approche, permet de prédire la cohérence d un jet de fluide de refroidissement avec moins de 4% d erreur. Mots-clés : cohérence de jet; modèle semi-empirique; rectification par dressage continu; buse. DEVELOPMENT OF A SEMI-EMPIRICAL MODEL BASED ON CFD RESULTS FOR THE PREDICTION OF COOLANT JET COHERENCY FOR GRINDING APPLICATIONS ABSTRACT The productivity of Continuous Dress Creep Feed (CDCF) grinding processes is mainly limited by the burning marks that appear on the machined surfaces if too aggressive cutting parameters are selected. This issue can be solved by improving coolant application in the grinding zone by using coherent coolant nozzle. To study the effects of design parameters of a nozzle on the coherency of the cooling jet while diminishing costs and times related to an experimental approach, the present work demonstrates how to elaborate a semiempirical model that predicts the physical coherency of a water-based coolant jet produced by a Webster type nozzle using mainly computational fluid dynamic (CFD) results. In order to establish this semi-empirical model, a minimum of experimental results are required. The model uses the opening of the numerical velocity profiles to make the predictions. Our results demonstrate that the model developed, using our approach, can predict the physical coherency of the water-based coolant jet with less than 4% of error. Keywords: jet coherency; semi-empirical model; continuous dress creep feed grinding; nozzle. Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2,

2 1. INTRODUCTION La productivité des procédés de rectification par dressage continu (Continuous Dress Creep Feed - CDCF) est principalement limitée par les marques de brûlure qui apparaissent sur les surfaces usinées lorsque des paramètres de coupe trop agressifs sont utilisés. Une solution simple à ce problème consiste à améliorer l application du fluide de refroidissement dans la zone rectifiée en utilisant des buses capables de générer un jet concentré, soit plus cohérent, sur une longue distance. Cui et Webster [1] ont développé avec succès un nouveau concept de buse, lui-même basé sur le concept de Rouse et al. [2], qui permet d augmenter de plus de 300% la cohérence du jet produit pour un nombre de Reynolds de 10 5 comparativement à une buse classique opérant avec un fluide de refroidissement à base d eau. Mindek et Webster [3] ont démontré que ce gain de cohérence peut se traduire en un gain de durée de vie de l outil de l ordre de 27% et cela sans influencer la qualité des pièces produites. Ghassemieh et al. [4] ont démontré que la géométrie interne de la buse agit directement sur certains mécanismes qui influencent la cohérence du jet. Ces mécanismes sont la cavitation, la turbulence, la stabilité du profil de vitesse, les effets de couche limite et l interaction entre le jet de fluide et l air ambiant. Yuan et al. [5] ont développé un modèle qui simule l écoulement de fluide à l intérieur d un injecteur de diesel. Leur modèle utilise une combinaison de la méthode pour écoulements multiphases Volume of fluid (VOF) et d équations pour simuler le changement de phase et qui permet la simulation de la cavitation. Pour modéliser la turbulence, ils ont utilisé le modèle k-ω de Wilcox [6]. Leurs résultats ont mis en évidence l influence que joue la géométrie intérieure sur la cavitation. En fait, ils ont montré que la cavitation diminue lorsque le rayon à l entrée de la sortie de la buse augmente. De plus, l ajout d un rayon important peut permettre de contenir la cavitation à l intérieur de la buse et ainsi diminuer les perturbations que cette zone de fraction de vapeur va causer sur le jet libre. Yuan et Schnerr [7] ont repris leur modèle précédemment développé pour simuler le comportement du jet produit par ce même injecteur de diesel. Leurs résultats ont mis en évidence l influence de la cavitation sur la fragmentation du jet produit par la buse. Il est important de noter que tous ces résultats ont été obtenus dans le cas de très petites buses, soit d un diamètre de sortie de l ordre de 120 à 170 µm ( à po). Les mécanismes qui influencent le comportement du jet produit, tel la cavitation, peuvent avoir une influence tout à fait différente à plus grande échelle, c est-à-dire dans le cas de buses pour les procédés de rectification (Fig. 1). Afin d étudier l influence des paramètres de conception d une buse pour procédé de rectification sur la cohérence du jet qu elle produit, l utilisation de simulations numériques est préconisée afin de diminuer les coûts et le temps associé à des approches expérimentales. Cette recherche présente donc une méthode permettant la prédiction de la cohérence de jet d une buse par simulation numérique. Dans un premier temps, la cohérence du jet d une buse donnée est mesurée expérimentalement afin de vérifier la capacité de reproduire le comportement observé à l aide des outils de simulation existants. Afin de pallier aux lacunes existantes et connues quand à ces outils (e.g. interaction du jet de fluide avec l air), une nouvelle approche référant à l ouverture du profil de vitesse obtenue numériquement est présentée, de même que le modèle semi-empirique développé à l aide de l analyse dimensionnelle. Ce dernier permet en fait de prédire l ouverture physique du jet de fluide à partir de l ouverture du profil de vitesse obtenue numériquement. 2. MESURES EXPÉRIMENTALES DE LA COHÉRENCE Les essais expérimentaux de mesure de la cohérence ont été réalisés chez Pratt & Whitney Canada (P&WC) avec une rectifieuse multi-axes (Mägerle). Cette machine-outil est équipée d un système de filtration et de distribution de fluide de refroidissement de marque HydroFlow modèle HVF-16A dont la pompe principale est une Grundfos CR30-40U capable de fournir 100 gpm (378.5 Lpm) de fluide de refroidissement à une pression de 100 psi (689.5 kpa). Cette machine est également équipée d un compresseur frigorifique 128 Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2, 2012

3 de marque Koolant Koolers modèle AFD7500WC-SST qui maintient la température du fluide à 68 ±4 ºF (20 ± 2.2 ºC) pendant la durée des essais. Le fluide de refroidissement à base d eau utilisé est composé d une proportion eau/huile de 70 pour Montage expérimental et méthodologie Les essais expérimentaux de mesure de la cohérence sont effectués pour une buse de type Webster (Fig. 1) [8]. Le ratio de contraction, C r, se définit par l équation suivante : C r = D i / D o, (1) où D i et D o représentent respectivement les diamètres d entrée et de sortie de la buse. Des essais internes chez P&WC ont montré qu un ratio égal ou supérieur à 2.67 était préférable pour ce type de buse. Étant donné que le diamètre interne D i de la tuyauterie présente sur la machine-outil est de 1 po (25.4 mm), le diamètre de sortie D o est donc de 3/8 po (9.525 mm). Cette buse est fixée sur une section droite qui assure Fig. 1. Schéma de la section intérieure de la buse de Webster à l essai. le lien entre la buse à tester et la tuyauterie existante sur la machine-outil (Fig. 2). À l intérieur de cette section droite, un conditionneur d écoulement, tel que développé par Cui [8], est installé. Ce dernier a montré expérimentalement que ce conditionneur d écoulement permet d accélérer la stabilisation du profil de vitesse de l écoulement et d obtenir un profil pleinement établi à une distance de 7.5D i suivant la position du conditionneur. À cette distance, soit de 7.5 po (190.5 mm) dans notre cas, un manomètre (0 200 psi, kpa) est fixé sur la section droite. Ce manomètre ayant une précision de ±1% est remplit de silicone afin d obtenir une lecture stable qui ne sera pas influencée par les vibrations causées par la machine-outil. En fait, le débit de fluide de refroidissement est contrôlé avec la pression mesurée. Cette technique de contrôle du débit a été sélectionnée car elle est plus simple qu un débitmètre et plus représentative de la façon dont le débit est contrôlé en usine. La lecture de pression obtenue avec le manomètre est considérée comme étant la pression moyenne de l écoulement au point de lecture. Le contrôle de la pression est assuré par une valve de détente. Finalement, une barre de référence est fixée à l assemblage afin d indiquer la distance de référence de 6 po (152.4 mm) lors de la prise des mesures de la cohérence du jet (Fig. 3). Cette distance a été choisie, car c est la distance typique que le jet doit parcourir pour atteindre la zone rectifiée dans un procédé de rectification CDCF. La méthodologie expérimentale utilisée est similaire à celle de Webster [9] et Cui [8], cependant la mesure de la cohérence du jet est prise à l aide d une caméra numérique haute résolution. Cette méthode a été proposée par Webster et elle permet d éliminer des équipements accessoires à la prise de mesure (système de montage/fixture avec vernier et axe pour déplacement transversal). La caméra numérique utilisée pour capturer l ouverture du jet est une Sony Cyber-Shot DSC-H5 de résolution 7.2 méga pixels et de zoom optique égal à 12x. Trois pressions ont été testées, soit 60, 80 et 100 psi (413.7, et kpa). Ces Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2,

4 Fig. 2. Schéma du montage utilisé lors des essais expérimentaux pour obtenir des mesures physiques de cohérence de jet. pressions représentent un éventail assez complet des pressions normalement retrouvées sur une rectifieuse de type CDCF qui utilise un fluide de refroidissement à base d eau. Pour chacune de ces pressions, 60 photos ont été prises afin de s assurer de la répétabilité des mesures. Ensuite, à l aide du logiciel AutoCAD 2005, qui permet le traitement d images, le diamètre du jet à la sortie de la buse, D o, et celui à une distance L de la buse, D L, est extrait (Fig. 3). Ces deux mesures nous permettent d évaluer la cohérence du jet en référant au ratio d ouverture de jet D r : D r = D L / D o. (2) Fig. 3. Exemple de prise de mesure pour déterminer la cohérence du jet produit par la buse Résultats La procédure décrite ci-haut a été utilisée pour le calcul de la cohérence du jet produit par la buse Webster pour des distances L de 3, 4.5 et 6 po (76.2, et mm) à partir de la sortie de la buse, et cela pour chacune des pressions testées, soit 60, 80 et 100 psi (413.7, et kpa). Ces distances ont été choisies car elles correspondent aux distances normales qu un jet de fluide de refroidissement doit franchir pour atteindre la zone usinée par une rectifieuse. Les pressions choisies correspondent aux pressions normalement utilisées dans les procédés de rectification qui utilisent des meules en oxyde d alumine (AlOx). La Fig. 4 représente graphiquement la distribution des résultats expérimentaux (quartiles 1 à 4 et la moyenne) sous la forme de diagramme de Tukey (Box-plot) pour chacune des distances L où la cohérence du 130 Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2, 2012

5 jet a été mesurée et la Table 1 donne les résultats moyens et les écarts-types obtenus. Ces résultats montrent bien qu il y a une ouverture du jet de fluide de refroidissement qui se produit en fonction de la distance L et que celle-ci est non négligeable. Ces résultats sont en conformité avec la littérature [1,3,8,9]. Les sections suivantes présentent la modélisation et la simulation de ce comportement. Fig. 4. Distribution du ratio d ouverture (Min, Q1, Q2, Q3, Max) avec courbe moyenne en fonction de la pression de la buse à l essai pour les différentes distances. Distance, L (po) Pression (psi) Moyenne Écart-Type ,5 Moyenne Écart-Type Moyenne Écart-Type Table 1. Résultats des tests de mesure de cohérence du jet d une buse de type Webster. 3. MODÈLES MATHÉMATIQUES ET MÉTHODES NUMÉRIQUES Les modèles mathématiques et méthodes numériques utilisés dans ce travail sont ceux disponibles avec le logiciel de CFD FLUENT (v ). Étant donné que l on désire simuler le jet de fluide de refroidissement qui entre dans l air, un modèle numérique pour écoulements multiphases est requis. Le modèle choisi est celui de MIXTURE [10], car il permet d avoir un écoulement avec des phases inter pénétrantes (interpenetrating) afin d améliorer la représentation numérique de l ouverture du jet produite par la buse qui est un mélange de fluide de refroidissement et d air. De plus, la cavitation devrait être prise en compte afin d améliorer la représentation du jet. Toutefois, FLUENT est limité de ce côté, car il permet seulement Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2,

6 l utilisation des deux phases d un même fluide et, dans notre cas, trois phases sont requises; eau liquide, eau vapeur et air. Donc, la cavitation ne peut être utilisée dans nos modèles mathématiques. L omission de ce phénomène significatif pour l ouverture du jet [7], est corrigée par notre modèle semi-empirique Équations de conservation L équation de conservation de la masse pour le mélange est la suivante : t (ρ m) + (ρ m v m ) = ṁ, (3) où ρ m représente la masse volumique du mélange, v m la vitesse moyennée par la masse (mass-averaged) et ṁ le transfert de masse (e.g. la cavitation). La vitesse moyennée par la masse v m est calculée de la façon suivante : n α k ρ k v k k=1 v m =. (4) ρ m La masse volumique du mélange ρ m est calculée à partir de l équation suivante : ρ m = n k=1 α k ρ k, (5) où α k représente la fraction de volume de la phase k, ρ k la masse volumique de la phase k et n est le nombre de phase. L équation de conservation de la quantité de mouvement pour le mélange est la suivante : t (ρ m v m ) + (ρ m v m v m ) = p + [µ ( m vm + v T )] m + ρm g + F + ( n k=1α k ρ k v dr,k v dr,k ), (6) où p représente la pression statique, µ m la viscosité du mélange, ρ m g la force gravitationnelle par unité de volume, F les forces extérieures (e.g. celles dues à l interaction avec la phase dispersée) et v dr,k la vitesse de dérive (drift velocity) de la phase k. La viscosité du mélange µ m est calculée de la façon suivante : µ m = n k=1 α k µ k. (7) Étant donné qu il est possible que les phases secondaires ne se déplacent pas à la même vitesse que la phase principale, le concept de vitesse de glissement (slip velocity) ou vitesse relative doit être établi. Ainsi, par exemple, la vitesse de glissement v pq de la phase secondaire p par rapport à la vitesse de la phase primaire q est donnée par l équation suivante : v pq = v p v q. (8) Pour faire le lien entre la vitesse de dérive v dr,p et la vitesse de glissement v pq, l équation suivante est utilisée : α k ρ k v dr,p = v pq v qk. (9) ρ m n k=1 Pour résoudre la vitesse de glissement, une formule algébrique doit être utilisée. La formulation utilisée est celle de Manninen et al. [10] qui est définie de la façon suivante : v pq = (ρ p ρ m )d 2 p 18µ q f drag a, (10) 132 Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2, 2012

7 où ρ p représente la masse volumique de la phase secondaire p, d p le diamètre des gouttelettes et/ou bulles de la phase secondaire p, a l accélération de celles-ci, µ p la viscosité de la phase primaire q et f drag une fonction de trainée. Cette fonction de trainée f drag est résolue par la méthode dite Symmetric. Cette méthode est recommandée pour les cas où la phase secondaire d une partie du problème devient la phase principale et vice-versa. Elle est un dérivé de la méthode de Schiller et Naumann [11]. Pour déterminer la fraction du volume occupé par les phases secondaires, l équation de continuité suivante est utilisée : t (α pρ p ) + (α p ρ p v m ) = (α p ρ p v dr,p ). (11) Finalement, l équation de conservation de l énergie est omise car le problème est à température constante Modèle de turbulence Pour modéliser la turbulence présente dans l écoulement, les équations de Navier-Stokes moyennées sont utilisées (Reynolds-Averaged Navier-Stokes - RANS) en combinaison avec un modèle de turbulence afin de compléter ces équations. Le modèle sélectionné pour ce travail est le k ε tel que proposé par Launder et Spalding [12]. L énergie cinétique de turbulence k et le taux de dissipation de la turbulence ε sont respectivement définis par les Éqs. (12) et (13) : t (ρk) + x i (ρku i ) = x j [( µ + µ t σ k ) k x j ] + G k + G b ρε +Y M + S k (12) et t (ρε) + (ρεu i ) = [( µ + µ ) ] t ε ε +C 1ε x i x j σ ε x j k (G k +C 3ε G b ) C 2ε ρ ε2 k + S ε, (13) où ρ représente la masse volumique, k l énergie cinétique de turbulence, u i et u j la composante de la vitesse en direction i et j respectivement, µ la viscosité dynamique, µ t la viscosité turbulente, σ k et σ ε le nombre de Prandtl pour k et pour ε respectivement, G k la production d énergie cinétique de turbulence causée par le gradient moyen de vitesse, G b la production d énergie cinétique de turbulence causée par la flottaison (buoyancy), ε le taux de dissipation d énergie par unité de masse, Y M la contribution de la dilatation fluctuante dans le cas de turbulence compressible, S k et S ε des termes sources définis par l utilisateur si nécessaire, C 1ε, C 2ε et C 3ε sont des constantes. Dans le cadre de cette recherche, le nombre de Prandtl utilisé pour le calcul de l énergie cinétique est fixé à 0.85 et les constantes du modèle de turbulence k ε utilisées ont les valeurs suivantes : C 1ε = 1.44 ; C 2ε = 1.92 ; C µ = 0.09 ; σ k = 1.0 et σ ε = 1.3. Pour déterminer l énergie cinétique de turbulence k, l équation de Yuan et Schnerr [7] est utilisée : k = V 2 i, (14) où V i représente la vitesse à l entrée de la buse. Pour déterminer la vitesse à l entrée de la buse V i, l équation suivante, qui provient de l équation de Bernoulli, est utilisée : 2P i 1 V i = A o ρ A 2 i +, (15) A2 o où P i représente la pression à l entrée de la buse, A i et A o l aire à l entrée et à la sortie de la buse respectivement. Cette équation est similaire à celle utilisé par Cui [8], cependant nous ne négligeons pas la vitesse à l entrée de la buse. Pour déterminer le taux de dissipation turbulent à l énergie cinétique de turbulence ε, l équation proposée par Ferziger et Peric [14] est utilisée : ε k3/ 2 D i. (16) Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2,

8 3.3. Discrétisation des équations Les équations principales à résoudre sont celles de continuité (Éq. 3), de quantité de mouvement (Éq. 6), de turbulence (Éqs. 12 et 13) ainsi que celles de la fraction de volume occupé par la phase secondaire (Éq. 11). Afin de pouvoir les résoudre numériquement, la méthode Second Order Upwind [14] a été utilisée pour la discrétisation requise à la résolution des équations de quantité de mouvement et de turbulence alors que la méthode de QUICK, similaire à la méthode du deuxième ordre [15], a été utilisée pour la discrétisation de la fraction de volume. Le problème est simulé en utilisant le segregated solver. Le schéma d interpolation de la pression utilisée est celui de PRESTO! (pressure staggering option) et l algorithme de couplage pression-vitesse utilisé est celui de SIMPLE (semi-implicit method for pressure linked equations). Ce schéma d interpolation et cet algorithme de couplage sont très courants dans le domaine CFD et ils sont très bien décrits aux références [16] et [14] respectivement Discrétisation du domaine La discrétisation du domaine est réalisée à l aide du logiciel GAMBIT. Le problème est considéré comme étant axisymétrique. La section considérée débute à l endroit où le manomètre est fixé sur la section droite (Fig. 2) et se termine à une distance de 6 po (152.4 mm) à partir de la fin de la buse (Fig. 5). Ainsi, la longueur considérée pour la buse est de 2.15 po (54.61 mm) alors que la hauteur de l extrémité de la buse est fixée à 1 po (25.4 mm), ce qui correspond au rayon extérieur de la buse testée lors des essais expérimentaux. La section à mailler est divisée en sept zones, identifiées de A à G, afin de faciliter l explication du maillage utilisé. La distribution des éléments du maillage dans chacune de ces zones est définie dans la Table 2. Le maillage obtenu est représenté à la Fig. 5. Le maillage ainsi formé est composé d un total de éléments. Il est important de souligner qu avant d arriver à ce maillage, une étude de convergence du maillage a été réalisée pour l écoulement à l intérieur de la buse afin de s assurer que les résultats numériques ne dépendent pas de celui-ci. Le critère de convergence utilisé était un résidu maximal de 10e 3 et le résidu maximal obtenu était de 1.9e 14. Nombre de divisions Direction Y Zone A, B, C, D & E 60 Zone F 100 Zone G 20 Total 180 Direction X Zone A 30 Zone B 20 Zone C 20 Zone D 40 Zone E, F & G 240 Total 350 Ratio de distribution des divisions Direction Y Zone A, B, C, D & E 1 Zone F : de bas en haut Zone G 1 Direction X Zone A 1 Zone B 1 Zone C : de gauche à droite 0.84 Zone D : Double de gauche à droite Zone E, F & G : Double de gauche à droite Table 2. Nombre et ratio de distribution des divisions de chacune des zones. 134 Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2, 2012

9 Pour compléter la discrétisation du domaine, on doit définir les différentes conditions aux frontières. L entrée en pression P i eau est à pression constante et elle est composée seulement d eau. L entrée en pression P i air est elle aussi à pression constante et elle est composée seulement d air. Pour simuler les conditions d air ambiant, une paroi avec des contraintes de cisaillement nulles est utilisée. Une condition de sortie de pression P o est fixée à pression constante et composée d un mélange eau-air. Finalement, la paroi de la buse est considérée comme imperméable et la condition de non-glissement pour la vitesse est appliquée. De plus, les conditions de paroi standard de Launder et Spalding sont utilisées pour la turbulence [13]. Fig. 5. Domaine maillé et conditions aux frontières du modèle 2D axisymétrique de la buse. Seulement 1 / 4 de tous les éléments sont illustrés Résolution du problème Les calculs sont effectués en double précision et en régime stationnaire (Steady state). Le mode stationnaire est utilisé, car les mesures expérimentales ont été prises seulement une fois l écoulement établi. Les facteurs de relaxation (Under-relaxation factors) sont tous fixés à 0.2. Le résidu minimal à atteindre est de 1E-3 pour toutes les équations résolues lorsqu un plateau stable est atteint pour chacun des résidus mis à l échelle (voir Section 3.6 pour les valeurs). Pour cette simulation on utilise les propriétés de l eau pure pour le fluide de refroidissement étant donné que le ratio eau/huile de celui-ci est de 70 pour 1. Les propriétés de l eau et de l air utilisées sont à 20 ºC (68 ºF) et à pression atmosphérique de kpa (14.7 psi). La température de 20 ºC (68 ºF) est la même que celle du fluide de refroidissement utilisé lors des essais expérimentaux. Ainsi, les propriétés de l eau sont : masse volumique de kg/m 3 (1.936 slug/ft 3 ) et viscosité dynamique de Ns/m 2 ( e 5 lb-s/ft 2 ). Les propriétés de l air sont donc : masse volumique de kg/m 3 ( e 3 slugs/ft 3 ) et viscosité dynamique de 1.82e 5 Ns/m 2 ( e 7 lb-s/ft 2 ). Les paramètres liés aux différentes conditions frontières (i.e. P i eau, P i air, P o ) doivent être établis. Trois simulations numériques sont réalisées, soit une pour chacune des trois pressions testées, i.e. P i eau = 60, 80 et 100 psi (413.7, et kpa). Pour déterminer les paramètres de turbulence de cette condition, on doit d abord convertir la pression à l entrée P i eau en vitesse moyenne V i à l aide de l Éq. (15). Avec cette vitesse moyenne V i, les Éqs. (14) et (16) permettent de déterminer l énergie cinétique de turbulence k et le taux de dissipation turbulent ε. Les conditions de turbulence de l entrée d air P i air et de la sortie du mélange eau-air P o sont arbitrairement fixées à De plus, les pressions de ces deux conditions sont nulles, car les calculs sont effectués en pression relative. La Table 3 résume les conditions aux frontières pour les trois cas. Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2,

10 Cas 60 psi 80 psi 100 psi Entrée (i) Sortie (0) Entrée (i) Sortie (0) Entrée (i) Sortie (0) Eau Air Mél. Eau Air Mél. Eau Air Mél. P (Pa) V (m/s) k (m 2 /s 2 ) 9.644e e e (m 2 /s 3 ) 3.729e e e Table 3. Conditions aux frontières pour chacun des cas Résultats Tel que mentionné précédemment, le problème est résolu pour les trois mêmes pressions que lors des essais expérimentaux, soit 60, 80 et 100 psi (413.7, et kpa). Pour chacune de ces trois simulations, environ itérations sont requises pour stabiliser sous forme de plateau les résidus mis à l échelle. Le résidu maximal est obtenu par l équation de continuité et c est stabilisé à 4.06E-4. La méthode originalement anticipée pour prédire l ouverture du jet à partir des résultats numériques aurait été de déterminer, pour une distance L donnée de la buse, le ratio du mélange eau-air obtenu numériquement qui correspond à l ouverture moyenne du jet observé lors des essais expérimentaux (i.e. D r ). Cependant, car le mélange entre les deux phases est strictement limité aux deux rangées de cellules qui se situent de chaque côté du rayon de sortie de la buse. Afin de vérifier que ce problème n est pas causé par le modèle multiphasique de MIXTURE, le même cas a été solutionné à l aide du modèle multi phase VOF, mais le même résultat a été obtenu. Ceci est probablement dû au fait que l entrée du système, c est-à-dire la direction du profil de vitesse (qui provient de la condition à la frontière de pression constante P i eau ), est purement horizontale. Ce problème pourrait possiblement être évité avec l utilisation d un modèle de cavitation ce qui introduirait des composantes verticales dans les profils de vitesse qui composent l écoulement du jet de fluide. En étudiant les résultats numériques, nous avons remarqué que l évolution du champ de vitesses (Fig. 6), qui compose le jet, affiche un comportement assez similaire à l ouverture du jet observée expérimentalement (Fig. 3). Les profils de vitesses correspondant aux distances de 3, 4.5 et 6 po (76.2, et mm) dans le jet sont illustrés à la Fig. 7. Il est observé que le profil de vitesse s ouvre de plus en plus en fonction de l éloignement de la buse. En se basant sur ce comportement, une nouvelle méthode qui exploite l ouverture du profil de vitesse pour prédire l ouverture physique du jet de la buse est développée. Cette méthode consiste à élaborer un modèle semi-empirique qui permet de convertir les résultats numériques en résultats physiques très similaires aux mesures expérimentales. 4. MODÈLE SEMI-EMPIRIQUE Le modèle semi-empirique doit permettre de relier efficacement les résultats des simulations numériques aux résultats expérimentaux afin de pouvoir prédire l ouverture physique d un jet de fluide de refroidissement. L hypothèse de base derrière le développement du modèle semi-empirique est que l ouverture du profil de vitesse en fonction de la distance à partir de la buse L va dépendre de la géométrie intérieure de la buse. Ainsi, si la géométrie intérieure de la buse change, l ouverture du profil de vitesse à une distance L obtenue par simulations numériques va aussi changer en conséquence. Toutefois, il est important que le passage du diamètre d entrée D i au diamètre de sortie D o soit fait de façon progressive. 136 Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2, 2012

11 Fig. 6. Iso-Contours du champ de vitesse de l écoulement et du jet de fluide de refroidissement pour une pression d entrée de 80 psi (551.6 kpa) avec le modèle de MIXTURE. Fig. 7. Profils de vitesse pour les trois distances étudiées (3, 4.5 et 6 po) pour une pression d entrée de 80 psi (551.6 kpa) avec le modèle de MIXTURE Élaboration du modèle Pour développer le modèle, l analyse dimensionnelle est utilisée. Le problème ainsi que les différents paramètres considérés pour l analyser sont schématisés à la Fig. 8, où P iavg représente la pression moyenne Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2,

12 à l entrée de la buse, P atm la pression atmosphérique, D i le diamètre à l entrée de la buse, D o le diamètre de sortie de la buse, L la distance à laquelle la cohérence du jet est demandée, D le diamètre du jet mesuré expérimentalement à la distance L, V maxl la vitesse maximale du jet qui provient de la simulation numérique (moyenne de la partie droite du profil de vitesse) et V RL la vitesse à laquelle correspond l ouverture du jet, D. On désire alors trouver une fonction qui permet de déterminer la vitesse V RL à laquelle correspond Fig. 8. Schéma utilisé pour l analyse dimensionnelle afin de corréler l ouverture du profil de vitesse avec l ouverture du jet observé expérimentalement. l ouverture du jet D observée expérimentalement. Donc, à partir des différents paramètres précédents, cette fonction recherchée s écrit de la façon suivante : V RL = f ct ( D i,p iavg,p atm,d o,l, V maxl ). (17) À partir de la fonction de V RL, le théorème de Π de Buckingham est utilisé pour déterminer les différents coefficients adimensionnels qui permettent de lier les paramètres entre eux. On obtient alors l Éq. (18) : ( V RL Di = f ct, P i avg, L ). (18) V maxl D o P atm D o Cependant, étant donné que les cas étudiés pour développer le modèle / semi-empirique ne varient qu en fonction de la pression et non du ratio de contraction (C r ), le terme D i Do est ignoré. Ensuite, les simulations numériques étant réalisées en termes de rayon, les différents diamètres de l Éq. (18) sont remplacés par des rayons. De plus, étant donné que l on utilise la pression atmosphérique P atm la pression moyenne à l entrée doit être convertie en pression absolue. Après ces modifications, on obtient l équation suivante : ( V RL Piavg + P atm = f ct, L ). (19) V maxl P atm R o Par la suite, on doit déterminer la forme de la fonction qui relie les différents coefficients adimensionnels entre eux. Dans le cadre de cette recherche, on a émis l hypothèse, qu avec les bons paramètres h, la somme des trois différents coefficients adimensionnels est égale à une constante, H. Cette hypothèse provient de l analyse de la variation des résultats expérimentaux. Ainsi, la fonction recherchée prend alors la forme suivante avec l ajout de ces coefficients, h, les exposants, l, et de la constante H qui doivent être déterminés : H = h 1 ( VRL V maxl ) l1 ( ) Piavg + P l2 ( ) atm L l3 + h 2 + h 3. (20) 138 Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2, 2012 P atm R o

13 Étant donné l hypothèse de départ que H doit être constant, la variation de celui-ci, entre chacun des ratios d ouverture D r (voir Fig. 4), doit donc être minimisée. Cette minimisation de la fluctuation de H se fait par le choix des coefficients h et l. Les différents ratios d ouverture D r déterminés expérimentalement servent de point de contrôle à l élaboration du modèle semi-empirique. En tout, neuf points de contrôle sont disponibles à partir desquels H est calculé. Ceux-ci proviennent de la somme des trois mesures d ouverture de jet, L = 3, 4.5 et 6 po (76.2, et mm) réalisées pour chacune des trois pressions à l étude, P iavg = 60, 80 et 100 psi (413.7, et kpa). Pour déterminer les coefficients h et l, on doit d abord extraire des résultats des trois simulations numériques, les profils de pression à l entrée de la buse, ainsi que les profils de vitesses obtenues à chacune des trois distances où l ouverture du jet a été mesurée expérimentalement. À partir des profils de pression, les pressions moyennes à l entrée P iavg sont déterminées. Des profils de vitesse, les vitesses maximales du jet V maxl sont déterminées. Ensuite, pour chacune des ouvertures moyennes de jet observées expérimentalement (Fig. 4), les vitesses V RL auxquelles elles correspondent sont déterminées à partir de ces mêmes profils de vitesse. Par exemple, l ouverture moyenne du jet à 80 psi (551.6 kpa) et à une distance de 6 po (152.4 mm) de la buse est de (Table 1). Cette ouverture correspond à un rayon R de po ou mm (R = R o ). À partir du profil de vitesse obtenue à une distance de 6 po (152.4 mm) de la buse pour une pression de 80 psi (551.6 kpa), on détermine la vitesse qui se situe à un rayon de po (6.271 mm), c est-à-dire V RL. Cependant, étant donné que chaque point du profil de vitesse correspond à la vitesse calculée à un nœud du maillage, il est fort probable qu aucune vitesse ne corresponde directement au rayon R. Dans ce cas, V RL est déterminée à l aide d une interpolation linéaire entre les deux vitesses les plus proches. Donc, à partir de toutes ces informations nécessaires au calcul de chacun des neuf points de contrôle (R o, L, P atm, P iavg, V maxl, V RL ), la sélection des coefficients h et l nécessaires pour minimiser la fluctuation de H est effectuée. Cette sélection est essentiellement réalisée par un processus itératif. D abord, les exposants l sont fixés à 1 pour étudier seulement le comportement des coefficients multiplicateur, h. Le coefficient h 1 est sélectionné de façon à minimiser l écart entre les H calculés pour les différents points de contrôle. Le coefficient h 1 étant fixé, le même processus est effectué avec h 2 et ensuite avec h 3. Lorsque les trois coefficients multiplicateurs sont fixés, h 1 est revérifié afin de s assurer qu il minimise toujours la variation de H et ainsi de suite pour h 2 et h 3. Par la suite, la sélection des exposants l est effectuée. L exposant l 1 est choisi de façon à minimiser l écart entre les constantes H calculées pour les différents points de contrôle. Ayant fixé l 1, le même processus est effectué avec l 2 et ensuite l 3. Lorsque les trois exposants sont fixés, l 1 est revérifié afin de s assurer qu il minimise toujours la variation de H et ainsi de suite pour l 2 et ensuite l 3. Ce processus a permis d obtenir les coefficients multiplicateurs et exposants suivants : h 1 = ; h 2 = ; h 3 = ; l 1 = 0.89 ; l 2 = 0.89 et l 3 = Avec les coefficients multiplicateurs et exposants choisis, la fluctuation de H est essentiellement limitée à ±1.65% pour une valeur moyenne de H de : H = Ainsi, à partir de ces résultats, l Éq. (21) est obtenue : ( ) 0.89 VRL 1.12 = V maxl ( Piavg + P atm P atm ) 0.89 ( ) L (21) R o La valeur finale recherchée étant la vitesse correspondant à l ouverture du jet, soit V RL, celle-ci est isolée dans l Éq. (21) pour obtenir le modèle semi-empirique préliminaire suivant : { [ ( ) 1 Piavg + P 0.89 ( ) ]} 1 atm L V RL = V maxl (22) P atm R o Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2,

14 4.2. Validation Étant donné que H provient de la moyenne des neuf points de contrôle et que l ouverture du jet R ne sera pas connue à l avance lors de l utilisation de ce modèle semi-empirique, les ouvertures prédites par ce modèle doivent donc être vérifiées en les comparants aux ouvertures expérimentales sur lesquelles il est basé. Ainsi, pour les trois cas à l étude (60, 80 et 100 psi ou 413.7, et kpa), les profils de pression à l entrée de la buse et les profils de vitesses obtenues à chacune des trois distances L (3, 4.5 et 6 po ou 76.2, et mm) où l ouverture du jet a été mesurée expérimentalement sont extraits. À partir des profils de pression, les pressions moyennes à l entrée P iavg sont déterminées. Des profils de vitesse, les vitesses maximales du jet V maxl sont déterminées. Ensuite, les vitesses V RL sont calculées à partir de ces informations et à l aide du modèle semi-empirique préliminaire (Éq. 22) pour chacun des neuf points de contrôle. Pour chaque vitesse V RL, les ouvertures de jet prédits R pred auxquelles elles correspondent sont déterminées à partir de ces mêmes profils de vitesse. Par exemple, pour une pression moyenne d entrée P iavg de 80 psi (551.6 kpa) à une distance de 6 po (152.4 mm) de la buse où la vitesse V maxl est de ft/s (30.04 m/s), on peut calculer la vitesse V RL, soit ft/s (21.12 m/s). À partir du profil de vitesse à une distance de 6 po (152.4 mm) de la buse pour une pression de 80 psi (551.6 kpa), on détermine le rayon R pred auquel correspond la vitesse V RL de ft/s (21.12 m/s) calculée précédemment. À partir des ces ouvertures de jet R pred, les prédictions du modèle semi-empirique sont comparées aux résultats expérimentaux d ouverture de jet R. Ensuite, chacun des coefficients multiplicateurs h et des exposants l sont encore une fois vérifiés, l un après l autre, afin de s assurer que les écarts entre les ouvertures prédites et les ouvertures expérimentales soient minimisés. Cette dernière étape de vérification du modèle a permis d obtenir de légères modifications de la constante H, des coefficients multiplicateurs et des exposants : H= ; h 1 = 1.03 ; h 2 = ; h 3 = ; l 1 =0.95 ; l 2 = 0.88 et l 3 = Ainsi, la version finale du modèle semi-empirique utilisé pour prédire l ouverture du jet de fluide de refroidissement à partir des résultats de simulation numérique est exprimée par l Éq. (23) : { [ ( ) 1 Piavg + P 0.88 ( ) ]} 1 atm L V RL = V maxl (23) 1.03 P atm R o À partir de ce modèle semi-empirique (Éq. 23), on peut vérifier l écart entre les prédictions réalisées par celui-ci et les mesures expérimentales d ouverture de jet (Fig. 9). Les résultats obtenus montrent que le modèle semi-empirique développé permet de prédire l ouverture du jet à une précision de ±2% (Table 4). Toutefois ce modèle n est valide que pour un intervalle de pression P iavg de 60 à 100 psi (413.7 à kpa), une distance à partir de la buse L de 3 à 6 po (76.2 à mm) et un ratio de contraction C r de CONCLUSION Une nouvelle méthode qui permet de prédire l ouverture physique d un jet de fluide de refroidissement à l aide d un modèle semi-empirique a été présentée dans cet article. Cette méthode permet d établir, à partir d un minimum de résultats expérimentaux, un modèle semi-empirique qui utilise les résultats numériques de l ouverture du profil de vitesse pour prédire l ouverture physique du jet de fluide de refroidissement. En effet, le modèle ainsi développé permet de prédire à ±2% l ouverture physique du jet de fluide de refroidissement à partir des résultats numériques obtenus avec le logiciel commercial FLUENT. Ce modèle peut être appliqué avec succès à un autre type de buse (e.g. un changement d angle) tant que le ratio de contraction reste le même et que le passage du diamètre d entrée D i au diamètre de sortie D o se fait de façon progressive, car ce changement de géométrie sera capturé par les résultats numériques. D ailleurs, ce modèle a été utilisé chez P&WC avec succès afin d optimiser la forme de la buse de type Webster et en développer une plus efficace. 140 Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2, 2012

15 Fig. 9. Prédictions de l ouverture du jet à l aide du modèle semi-empirique VS les résultats expérimentaux. Cas 60 psi 80 psi 100 psi P i moy (Pa) po L m V max L (m/s) V RL (m/s) R préd (m) R exp. (m) % Écart- R préd vs e e % e e % e e % e e % e e % e e % e e % e e % e e % R exp. Table 4. Comparaison entre les prédictions du modèle semi-empirique et les résultats expérimentaux. REMERCIEMENTS Les auteurs remercient le Conseil de recherche en sciences naturelles et en génie du Canada (CRSNG), Pratt & Whitney Canada ainsi que l École de technologie supérieure pour le financement octroyé qui a permis la réalisation de ce projet de recherche. Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2,

16 REFERENCES 1. Cui, C. et Webster, J. A., Experimental investigation of coolant jet design for creep feed grinding of gas turbine airfoils, American Society of Mechanical Engineers, International Gas Turbine Institute (Publication) IGTI, Portland, OR, USA, Vol. 9, pp , Rouse, H., Howe, J. W. et Metzler, D. E., Experimental investigation of fire monitors and nozzles, 117th ASCE Transactions, Mindek, R. B. Jr. et Webster, J. A., Minimizing thermal damage of aerospace components using coolant nozzle and coolant system optimization, American Society of Mechanical Engineers, International Gas Turbine Institute (Publication) IGTI, Portland, OR, USA, Vol. 9, pp , Ghassemieh, E., Versteeg, H. K. et Acar, M., The effect of nozzle geometry on the flow characteristics of small water jets, Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part C (Journal of Mechanical Engineering Science), Vol. 220, No. C12, pp , Yuan, W., Sauer J. et Schnerr, G. H., Modeling and computation of unsteady cavitation flows in injection nozzles, Mécanique & Industries, Vol. 2, No. 5, pp , Wilcox, D. C., Turbulence Modeling for CFD, La Canada, CA, USA, DCW Industries Inc., Yuan, W. et Schnerr, G. H., Numerical simulation of two-phase flow in injection nozzles: Interaction of cavitation and external jet formation, Journal of Fluids Engineering, Transactions of the ASME,, Vol. 125, No. 6, pp , Cui, C., Experimental Investigation of Thermo-Fluid Effects in the Grinding Zone, Ph.D., University of Connecticut, CT, USA, Webster, J. A., Effective coolant application in grinding, WPI Surface Metrology and Applied Grinding Research Laboratories Seminar, Worcester Polytechnic Institute, Worcester (MA) USA, pp. 1 18, Manninen, M., Taivassalo V. et Kallio, S., Mixture model for multiphase flow, VTT Publications 288, Technical Research Center of Finland, Finland, Schiller, L. et Naumann, A., Uber die grundlegenden Berechnungen bei der Schwerkraftaufbereitung, Z. Ver. Deutsch. Ing. 77, Germany, pp , Launder, B. E. et Spalding, D.B., Lectures in Mathematical Models of Turbulence, London, England, Academic Press, Pope, S. B., Turbulent Flows, Cambridge, UK, Cambridge University Press, Ferziger, J. H. et Peric, M., Computational Methods for Fluid Dynamics, Third Edition, Berlin, Germany, Springer, Leonard, B. P. et Mokhtari, S., ULTRA-SHARP Nonoscillatory convection schemes for high-speed steady multidimensional flow, NASA TM (ICOMP-90-12), NASA Lewis Research Center, USA, Patankar, S. V., Numerical Heat Transfer and Fluid Flow, Washington, DC, USA, Hemisphere Publishing Corp, Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, Vol. 36, No. 2, 2012

Figure 3.1- Lancement du Gambit

Figure 3.1- Lancement du Gambit 3.1. Introduction Le logiciel Gambit est un mailleur 2D/3D; pré-processeur qui permet de mailler des domaines de géométrie d un problème de CFD (Computational Fluid Dynamics).Il génère des fichiers*.msh

Plus en détail

Formation à la C F D Computational Fluid Dynamics. Formation à la CFD, Ph Parnaudeau

Formation à la C F D Computational Fluid Dynamics. Formation à la CFD, Ph Parnaudeau Formation à la C F D Computational Fluid Dynamics Formation à la CFD, Ph Parnaudeau 1 Qu est-ce que la CFD? La simulation numérique d un écoulement fluide Considérer à présent comme une alternative «raisonnable»

Plus en détail

T.P. FLUENT. Cours Mécanique des Fluides. 24 février 2006 NAZIH MARZOUQY

T.P. FLUENT. Cours Mécanique des Fluides. 24 février 2006 NAZIH MARZOUQY T.P. FLUENT Cours Mécanique des Fluides 24 février 2006 NAZIH MARZOUQY 2 Table des matières 1 Choc stationnaire dans un tube à choc 7 1.1 Introduction....................................... 7 1.2 Description.......................................

Plus en détail

Modélisation 3D par le modèle de turbulence k-ε standard de la position de la tête sur la force de résistance rencontrée par les nageurs.

Modélisation 3D par le modèle de turbulence k-ε standard de la position de la tête sur la force de résistance rencontrée par les nageurs. Modélisation 3D par le modèle de turbulence k-ε standard de la position de la tête sur la force de résistance rencontrée par les nageurs. H. ZAÏDI a, S. FOHANNO a, R. TAÏAR b, G. POLIDORI a a Laboratoire

Plus en détail

INSA de LYON Dép. Génie Civil et Urbanisme 3GCU CONVECTION - 93. [J. Brau], [2006], INSA de Lyon, tous droits réservés

INSA de LYON Dép. Génie Civil et Urbanisme 3GCU CONVECTION - 93. [J. Brau], [2006], INSA de Lyon, tous droits réservés CONVECTION - 93 Introduction Ce mode de transfert est basé sur le fait qu il y a déplacement de matière : il ne concerne donc que les fluides (liquides et gaz). Contrairement à la conduction où le transfert

Plus en détail

SIMULATION CFD ET COMPARAISON AVEC DONNÉES EXPÉRIMENTALES DU COEFFICIENT DE TRANSFERT CONVECTIF DE CHALEUR D UN ÉCOULEMENT LAMINAIRE AU-DESSUS DU BOIS

SIMULATION CFD ET COMPARAISON AVEC DONNÉES EXPÉRIMENTALES DU COEFFICIENT DE TRANSFERT CONVECTIF DE CHALEUR D UN ÉCOULEMENT LAMINAIRE AU-DESSUS DU BOIS VII ème Colloque Interuniversitaire Franco-Québécois sur la Thermique des Systèmes 23-25 mai 2005, Saint-Malo SIMULATION CFD ET COMPARAISON AVEC DONNÉES EXPÉRIMENTALES DU COEFFICIENT DE TRANSFERT CONVECTIF

Plus en détail

Aérodynamique Numérique

Aérodynamique Numérique Aérodynamique Numérique Dominique BLANC Rodolphe GOURSEAU 16 mars 2005 TABLE DES MATIÈRES ii Table des matières Introduction iii 1 Maillage non structuré 1 1.1 Préparation du maillage.....................

Plus en détail

Modélisation thermo-élasto-hydrodynamique d un joint de pompe primaire

Modélisation thermo-élasto-hydrodynamique d un joint de pompe primaire Modélisation thermo-élasto-hydrodynamique d un joint de pompe primaire Erwan Galenne EDF R&D, Département Analyses Mécaniques et Acoustique, 1 Avenue du Général de Gaulle, 92140 Clamart erwan.galenne@edf.fr

Plus en détail

Modélisation & simulation des groupes motopropulseurs. p. 129 à 132

Modélisation & simulation des groupes motopropulseurs. p. 129 à 132 Modélisation & simulation des groupes motopropulseurs ff p. 129 à 132 Fondamentaux Peut être organisé en intra-entreprise Introduction à la modélisation & la simulation des GMP & du contrôle 5 Jours

Plus en détail

Simulation numérique du transfert de chaleur dans un moteur-fusée à propergol liquide

Simulation numérique du transfert de chaleur dans un moteur-fusée à propergol liquide ISSN : 2335-1357 Mediterranean Journal of Modeling and Simulation MJMS 03 (2015) 073-079 M M J S Simulation numérique du transfert de chaleur dans un moteur-fusée à propergol liquide B. KHELIDJ a, S. HEMIS

Plus en détail

SIMULATION NUMÉRIQUE DU LANCEMENT D UNE TORPILLE SOUS-MARINE JULIEN NAVE PIERRE MATHARAN

SIMULATION NUMÉRIQUE DU LANCEMENT D UNE TORPILLE SOUS-MARINE JULIEN NAVE PIERRE MATHARAN SIMULATION NUMÉRIQUE DU LANCEMENT D UNE TORPILLE SOUS-MARINE JULIEN NAVE PIERRE MATHARAN 28 JANVIER 2013 1 SIMULATION TORPILLE SOUS-MARINE 2 1. Introduction On a choisi d étudier la torpille chinoise ET36,

Plus en détail

Etude numérique et expérimentale du processus de recompression le long d un éjecteur supersonique

Etude numérique et expérimentale du processus de recompression le long d un éjecteur supersonique Etude numérique et expérimentale du processus de recompression le long d un éjecteur supersonique A. BOUHANGUEL, P. DESEVAUX, E. GAVIGNET Institut FEMTO-ST, Département ENISYS, Parc Technologique, 2 Avenue

Plus en détail

SIMULATION DES AUTOUR D UN MODELE SIMPLIFIE DE VOITURE AUTOMOBILE

SIMULATION DES AUTOUR D UN MODELE SIMPLIFIE DE VOITURE AUTOMOBILE Simulation SIMULATION AUTOUR D UN MODELE SIMPLIFIE DE VOITURE AUTOMOBILE Michel VISONNEAU et Emmanuel GUILMINEAU Laboratoire de Mécanique des Fluides CNRS UMR 6598, Ecole Centrale de Nantes Nantes, FRANCE

Plus en détail

Objectifs du Chapitre. Initiatiaon à l Analyse Dimensionnelle. Introduction à la Théorie de Maquettes et Similitude.

Objectifs du Chapitre. Initiatiaon à l Analyse Dimensionnelle. Introduction à la Théorie de Maquettes et Similitude. Objectifs du Chapitre Initiatiaon à l Analyse Dimensionnelle. Introduction à la Théorie de Maquettes et Similitude. Adil Ridha (Université de Caen) Analyse Dimensionnelle et Similitude 2009-2010 1 / 31

Plus en détail

Procédures pour la génération d'un maillage sous ICEM-CFD

Procédures pour la génération d'un maillage sous ICEM-CFD TF01 : Tutoriel (succinct) de prise en main des outils 1. ICEM-CFD (CAO+maillage) 2. Fluent (Calcul et post-traitement) Étude de l'écoulement autour d'un disque placé au sein d'un domaine rectangulaire

Plus en détail

OPENFOAM. Ecoulements conduites cylindriques Laminaire Turbulent

OPENFOAM. Ecoulements conduites cylindriques Laminaire Turbulent OPENFOAM Ecoulements conduites cylindriques Laminaire Turbulent Tutorials crées par Rajesh Bhaskaran sous fluent et adaptés par Bence Somogyi sous OF. Cas Laminaire Conduite de 20 cm de diamètre et 8 mètres

Plus en détail

Etude de l écoulement d un fluide entre deux plans parallèles munis d obstacles

Etude de l écoulement d un fluide entre deux plans parallèles munis d obstacles ème Congrès Français de Mécanique Bordeaux, 6 au 3 août 3 Etude de l écoulement d un fluide entre deux plans parallèles munis d obstacles. BODIF, F. DNNE,.K. BENKL niversité des Sciences et de la Technologie

Plus en détail

Evaluation du potentiel de récupération d énergie à l échappement d un moteur TDI à l aide d un cycle de Rankine organique (ORC)

Evaluation du potentiel de récupération d énergie à l échappement d un moteur TDI à l aide d un cycle de Rankine organique (ORC) Evaluation du potentiel de récupération d énergie à l échappement d un moteur TDI à l aide d un cycle de Rankine organique (ORC) Sébastien DECLAYE 1*, Sylvain QUOILIN 1, Vincent LEMORT 1. 1 Laboratoire

Plus en détail

Guide de SolidWorks Flow Simulation pour l enseignant. Présentateur Date

Guide de SolidWorks Flow Simulation pour l enseignant. Présentateur Date Guide de SolidWorks Flow Simulation pour l enseignant Présentateur Date 1 Qu'est-ce que SolidWorks Flow Simulation? SolidWorks Flow Simulation est un logiciel d'analyse des écoulements de fluide et du

Plus en détail

Etude de la dispersion atmosphérique des effluents émis par les cheminées de la cimenterie de Meftah

Etude de la dispersion atmosphérique des effluents émis par les cheminées de la cimenterie de Meftah 10 ème Séminaire International sur la Physique Energétique 10 th International Meeting on Energetical Physics Etude de la dispersion atmosphérique des effluents émis par les cheminées de la cimenterie

Plus en détail

Décomposition de domaine pour un milieu poreux fracturé

Décomposition de domaine pour un milieu poreux fracturé Décomposition de domaine pour un milieu poreux fracturé Laila AMIR 1, Michel KERN 2, Vincent MARTIN 3, Jean E ROBERTS 4 1 INRIA-Rocquencourt, B.P. 105, F-78153 Le Chesnay Cedex Email: laila.amir@inria.fr

Plus en détail

Exemple d application en CFD : Coefficient de traînée d un cylindre

Exemple d application en CFD : Coefficient de traînée d un cylindre Exemple d application en CFD : Coefficient de traînée d un cylindre 1 Démarche générale Avec Gambit Création d une géométrie Maillage Définition des conditions aux limites Avec Fluent 3D Choix des équations

Plus en détail

Simulation Numérique de la Convection Naturelle en Régime Laminaire Transitoire dans une Serre Tunnel Chauffée par le Bas (Flux)

Simulation Numérique de la Convection Naturelle en Régime Laminaire Transitoire dans une Serre Tunnel Chauffée par le Bas (Flux) Re. Energ. Ren. : Valorisation (999) 4-45 Simulation Numérique de la Conection Naturelle en Régime Laminaire Transitoire dans une Serre Tunnel Chauffée par le Bas (Flux) B. Draoui, M. Benyamine, Y. Touhami

Plus en détail

Etude numérique de la distribution de la température dans les contacts glissants en régime transitoire

Etude numérique de la distribution de la température dans les contacts glissants en régime transitoire Etude numérique de la distribution de la température dans les contacts glissants en régime transitoire Nadia ADERGHAL, Tahar LOULOU Ali BOUCHOUCHA, Philippe ROGEON Laboratoire de d Ingénierie des Matériaux

Plus en détail

EPFL - Travaux pratiques de physique. Hydrodynamique. Résumé

EPFL - Travaux pratiques de physique. Hydrodynamique. Résumé Hydrodynamique Résumé L étude de la dynamique des fluides (liquides et gaz) permet de déterminer les caractéristiques du fluide lui-même ainsi que celles d un objet plongé à l intérieur de celui-ci. Il

Plus en détail

Étude d une pompe airlift : Modélisation CFD et validation sur un banc d essai sous conditions atmosphériques.

Étude d une pompe airlift : Modélisation CFD et validation sur un banc d essai sous conditions atmosphériques. Étude d une pompe airlift : Modélisation CFD et validation sur un banc d essai sous conditions atmosphériques. Ing. M. HENNICO Ir V. KELNER GRAMME Liège Dr G. CALLIAUW DESMET BALLESTRA Zaventem Cette thèse

Plus en détail

d e a u : S im u la t io n s à é c h e lle r é d u it e (C ETU P ô le V E)

d e a u : S im u la t io n s à é c h e lle r é d u it e (C ETU P ô le V E) S y s t è m e s f ix e s d a s p e r s io n d e a u : S im u la t io n s n u m é r iq u e s e t e x p é r im e n t a t io n à é c h e lle r é d u it e X. P o n t ic q (C ETU P ô le V E) L e s é t u d e

Plus en détail

Modélisation. et simulation. des groupes

Modélisation. et simulation. des groupes 128 Moteurs - Lubrifiants - 2014 ALIMENTATION EN AIR, COMBUSTION ET DÉPOLLUTION CONCEPTION DE LA BASE ÉVOLUTION DES Modélisation CONTRÔLE et simulation PHYSICO-CHIMIE DES LUBRIFIANTS ET THÉORIE DE LA des

Plus en détail

ÉJECTEURS. CanmetÉNERGIE Juillet 2009

ÉJECTEURS. CanmetÉNERGIE Juillet 2009 ÉJECTEURS CanmetÉNERGIE Juillet 2009 ÉJECTEURS 1 ÉJECTEURS INTRODUCTION Les éjecteurs sont activés par la chaleur perdue ou la chaleur provenant de sources renouvelables. Ils sont actionnés directement

Plus en détail

Technologie de pompe : Une meilleure efficacité énergétique dans les installations de froid

Technologie de pompe : Une meilleure efficacité énergétique dans les installations de froid ETUDE SPECIALISEE Une meilleure efficacité énergétique dans les installations de froid Conformément aux recommandations EDL (Efficacité et prestations de service énergétiques) des mesures ciblées doivent

Plus en détail

CALCULS MULTI PHYSIQUES D UNE STRUCTURE POUR VANNE DE FOND CALCULS FLUIDES ET MECANIQUES D UNE STRUCTURE MECANOSOUDEE. Rédacteur : Sylvain THINAT

CALCULS MULTI PHYSIQUES D UNE STRUCTURE POUR VANNE DE FOND CALCULS FLUIDES ET MECANIQUES D UNE STRUCTURE MECANOSOUDEE. Rédacteur : Sylvain THINAT CALCULS MULTI PHYSIQUES D UNE STRUCTURE POUR VANNE DE FOND CALCULS FLUIDES ET MECANIQUES D UNE STRUCTURE MECANOSOUDEE POUR UNE VANNE DE FOND DE L AMENAGEMENT ROUJANEL Rédacteur : Sylvain THINAT Révision

Plus en détail

Identification en temps réel de sources thermiques par thermographie infrarouge

Identification en temps réel de sources thermiques par thermographie infrarouge Identification en temps réel de sources thermiques par thermographie infrarouge Olivier Quéméner*, Etienne Videcoq*, Alain Neveu* * IUT Evry Brétigny Athis-Mons Université Evry Val d Essonne Département

Plus en détail

Parmi le large éventail des codes de calcul de l écoulement connus on peut citer : C3D, N3S, Fluent, CFX, Numeca, Star-CD, etc

Parmi le large éventail des codes de calcul de l écoulement connus on peut citer : C3D, N3S, Fluent, CFX, Numeca, Star-CD, etc Chapitre 5 Modélisation numérique 5.1. Introduction Depuis quelques années, l accroissement de la puissance des ordinateurs a permis de conduire des calculs tridimensionnels de l écoulement en turbomachines,

Plus en détail

ÉTUDE DE L EFFICACITÉ DE GÉOGRILLES POUR PRÉVENIR L EFFONDREMENT LOCAL D UNE CHAUSSÉE

ÉTUDE DE L EFFICACITÉ DE GÉOGRILLES POUR PRÉVENIR L EFFONDREMENT LOCAL D UNE CHAUSSÉE ÉTUDE DE L EFFICACITÉ DE GÉOGRILLES POUR PRÉVENIR L EFFONDREMENT LOCAL D UNE CHAUSSÉE ANALYSIS OF THE EFFICIENCY OF GEOGRIDS TO PREVENT A LOCAL COLLAPSE OF A ROAD Céline BOURDEAU et Daniel BILLAUX Itasca

Plus en détail

Le turbo met les gaz. Les turbines en équation

Le turbo met les gaz. Les turbines en équation Le turbo met les gaz Les turbines en équation KWOK-KAI SO, BENT PHILLIPSEN, MAGNUS FISCHER La mécanique des fluides numérique CFD (Computational Fluid Dynamics) est aujourd hui un outil abouti de conception

Plus en détail

CSMA 2013 11e Colloque National en Calcul des Structures 13-17 Mai 2013

CSMA 2013 11e Colloque National en Calcul des Structures 13-17 Mai 2013 CSMA 213 11e Colloque National en Calcul des Structures 13-17 Mai 213 Méthode d immersion de pièces mobiles dans des fours industriels Jean-François ZARAGOCI 1 *, Elie HACHEM 2, Ghina JANNOUN 3, Jérémy

Plus en détail

Fiche de lecture du projet de fin d étude

Fiche de lecture du projet de fin d étude GENIE CLIMATIQUE ET ENERGETIQUE Fiche de lecture du projet de fin d étude Analyse du phénomène de condensation sur l aluminium Par Marine SIRE Tuteurs : J.C. SICK Manager du Kawneer Innovation Center &

Plus en détail

Sujet proposé par Yves M. LEROY. Cet examen se compose d un exercice et de deux problèmes. Ces trois parties sont indépendantes.

Sujet proposé par Yves M. LEROY. Cet examen se compose d un exercice et de deux problèmes. Ces trois parties sont indépendantes. Promotion X 004 COURS D ANALYSE DES STRUCTURES MÉCANIQUES PAR LA MÉTHODE DES ELEMENTS FINIS (MEC 568) contrôle non classant (7 mars 007, heures) Documents autorisés : polycopié ; documents et notes de

Plus en détail

Chapitre 7: Dynamique des fluides

Chapitre 7: Dynamique des fluides Chapitre 7: Dynamique des fluides But du chapitre: comprendre les principes qui permettent de décrire la circulation sanguine. Ceci revient à étudier la manière dont les fluides circulent dans les tuyaux.

Plus en détail

Détermination des fréquences propres d une structure avec paramètres incertains

Détermination des fréquences propres d une structure avec paramètres incertains Détermination des fréquences propres d une structure avec paramètres incertains Etienne ARNOULT Abdelhamid TOUACHE Pascal LARDEUR Université de Technologie de Compiègne Laboratoire Roberval BP 20 529 60

Plus en détail

Fascicule de Travaux Pratiques

Fascicule de Travaux Pratiques Ministère de l'enseignement Supérieur, de la Recherche Scientifique et de la Technologie Université de Sousse Institut Supérieur des Sciences Appliquées et de Technologie de Sousse Fascicule de Travaux

Plus en détail

Influence de la géométrie du conducteur sur la température dans un poste sous enveloppe métallique

Influence de la géométrie du conducteur sur la température dans un poste sous enveloppe métallique SYMPOSIUM DE GENIE ELECTRIQUE (SGE 14) : EF-EPF-MGE 2014, 8-10 JUILLET 2014, ENS CACHAN, FRANCE Influence de la géométrie du conducteur sur la dans un poste sous enveloppe métallique Nesrine REBZANI 1,2,3,

Plus en détail

GEFDYN - Tests de consolidation 1D d un sol bi-phasique saturé 1

GEFDYN - Tests de consolidation 1D d un sol bi-phasique saturé 1 GEFDYN - Tests de consolidation D d un sol bi-phasique saturé Tests de consolidation D d un sol bi-phasique saturé 6 juin 26 Fernando Lopez-Caballero & Arezou Modaressi Version de Gefdyn : Dyn7229-PC Tests

Plus en détail

Rappels et compléments :

Rappels et compléments : CHAPITRE 6 MECANIQUE DES FLUIDES VISQUEUX Pr. M. ABD-LEFDIL Université Mohammed V- Agdal Département de Physique Année universitaire 05-06 SVI-STU Rappels et compléments : Un fluide est un milieu matériel

Plus en détail

à froid en moteur Diesel

à froid en moteur Diesel Le démarrage d à froid en moteur Diesel Directrice de thèse : Christine Mounaim-Rousselle LME) Encadrants : Fabrice Foucher (LME) Bertrand Barbeau (PSA) Benoit Jeanne (PSA) Célia vergnes Journées François

Plus en détail

Écoulements internes et calcule de h et de température

Écoulements internes et calcule de h et de température Objectifs Écoulements internes et calcule de h et de température Objectifs Mettre en évidence les différences entre écoulements externes et internes Calcul de h local et moyen Calcul de température locale

Plus en détail

Ecoulements 2D décollés autour d un mât et d une voile. B. Haddad, B. Lepine (Ecole Navale) Contact: chapin@ensica.fr

Ecoulements 2D décollés autour d un mât et d une voile. B. Haddad, B. Lepine (Ecole Navale) Contact: chapin@ensica.fr Ecoulements 2D décollés autour d un mât et d une voile V.G. Chapin,, S. Jamme (ENSICA) B. Haddad, B. Lepine (Ecole Navale) Contact: chapin@ensica.fr Aérodynamique du voilier Analyser & optimiser les performances

Plus en détail

Modélisation d un système de chauffage passif dans la région de Béchar

Modélisation d un système de chauffage passif dans la région de Béchar Revue des Energies Renouvelables Vol. 13 N 2 (2010) 355 368 Modélisation d un système de chauffage passif dans la région de Béchar K. Hami *, B. Draoui et O. Hami Faculté des Science et Technologie, Université

Plus en détail

Mécanique des Fluides

Mécanique des Fluides Mécanique des Fluides Franck Nicoud I3M franck.nicoud@univ-montp2.fr MKFLU - MI4 1 Plan général 1. Rappels 2. Quelques solutions analytiques 3. Notion de turbulence 4. Aérothermique 5. Interaction fluide-structure

Plus en détail

Influence de la répartition de la charge sur les performances d une turbomachine axiale contrarotative

Influence de la répartition de la charge sur les performances d une turbomachine axiale contrarotative Influence de la répartition de la charge sur les performances d une turbomachine axiale contrarotative J. Wang a, F. Ravelet a, F. Bakir a, C. Sarraf a a. DynFluid Lab., Arts et Metiers ParisTech, 151

Plus en détail

Variations des sous-pressions dans les fissures sismiques des barrages en béton

Variations des sous-pressions dans les fissures sismiques des barrages en béton Variations des sous-pressions dans les fissures sismiques des barrages en béton Modélisation numérique Pierre Léger* Farrokh Javanmardi* René Tinawi * * Département des génies civil, géologique et des

Plus en détail

Étude aérothermique du refroidissement d un rotor de machines électriques à pôles saillants.

Étude aérothermique du refroidissement d un rotor de machines électriques à pôles saillants. Étude aérothermique du refroidissement d un rotor de machines électriques à pôles saillants. Aurélie FASQUELLE 1* 1 JEUMONT Electric 367, rue de l Industrie BP 219 59572 Jeumont Cedex * (auteur correspondant

Plus en détail

Modèle réduit pour la DSC : Application aux solutions binaires

Modèle réduit pour la DSC : Application aux solutions binaires Modèle réduit pour la DSC : Application aux solutions binaires Stéphane GIBOUT 1, Erwin FRANQUET 1, William MARÉCHAL 1, Jean-Pierre BÉDÉCARRATS 1, Jean-Pierre DUMAS 1 1 Univ. Pau & Pays Adour, LaTEP-EA

Plus en détail

La mécanique des fluides numérique appliquée à l optimisation du transfert d oxygène dans les bassins

La mécanique des fluides numérique appliquée à l optimisation du transfert d oxygène dans les bassins La mécanique des fluides numérique appliquée à l optimisation du transfert d oxygène dans les bassins d aération Y. Fayolle, A. Héduit, S. Gillot, A. Cockx To cite this version: Y. Fayolle, A. Héduit,

Plus en détail

Etude expérimentale des modes d onde de surface piégés

Etude expérimentale des modes d onde de surface piégés Etude expérimentale des modes d onde de surface piégés P. J. COBELLI a, P. PETITJEANS a, A. MAUREL b, V. PAGNEUX b,c a. Laboratoire de Physique et Mécanique des Milieux Hétérogènes, UMR CNRS 7636 Ecole

Plus en détail

Simulation 3D de l écoulement et de l échange de chaleur dans un canal de refroidissement

Simulation 3D de l écoulement et de l échange de chaleur dans un canal de refroidissement Revue des Energies Renouvelables CISM 08 Oum El Bouaghi (2008) 153 164 Simulation 3D de l écoulement et de l échange de chaleur dans un canal de refroidissement A. Harizi 1*, E. Mahfoudi 1 et A. Gahmousse

Plus en détail

Modeling of the silicone injection

Modeling of the silicone injection Modeling of the silicone injection Presented by Dr. LUYE Jean François (PROMOLD) Sylvain Châtel (1), Dr. Jean François LUYE (2), Dr. Gilles Régnier (3) (1) EADS- CRC-F, 12 rue Pasteur BP76, 92152 Suresnes

Plus en détail

Mesure des paramètres de contact à une interface de contact électrothermique imparfait

Mesure des paramètres de contact à une interface de contact électrothermique imparfait Mesure des paramètres de contact à une interface de contact électrothermique imparfait Hacène MOKRANI, Brahim BOUROUGA Laboratoire de Thermocinétique, UMR CNRS 6607, E.P.U.N., rue Christian Pauc, La Chantrerie,

Plus en détail

Méthodes de test des systèmes de chauffe eau solaires Etude comparative

Méthodes de test des systèmes de chauffe eau solaires Etude comparative Revue des Energies RenouvelablesCICME 08 ousse (2008) 11-17 Méthodes de test des systèmes de chauffe eau solaires Etude comparative N. Abid 1, C. Kerkeni 1 et C. Bouden 2 1 Laboratoire d Énergétique et

Plus en détail

RAPPORT SUR LA MODÉLISATION DU SYSTÈME DE ZONES AIRZONE ET COMPARAISON AVEC UN SYSTÈME INVERTER SANS SYSTÈME DE ZONES

RAPPORT SUR LA MODÉLISATION DU SYSTÈME DE ZONES AIRZONE ET COMPARAISON AVEC UN SYSTÈME INVERTER SANS SYSTÈME DE ZONES RAPPORT SUR LA MODÉLISATION DU SYSTÈME DE ZONES AIRZONE ET COMPARAISON AVEC UN SYSTÈME INVERTER SANS SYSTÈME DE ZONES 2011 SOMMAIRE 1. INTRODUCTION : ANTÉCÉDENTS ET OBJECTIFS... 4 2. MÉTHODOLOGIE... 5

Plus en détail

26e congrès de l AQME

26e congrès de l AQME 26e congrès de l AQME Récupération d énergie offrant un COP élevé avec les systèmes à débit de réfrigérant variable DRV Étude de cas: édifice Promutuel (Place de l Escarpement) Le 3 mai 2012 Agenda de

Plus en détail

Décomposition de domaine et préconditionnement pour un modèle 3D en milieu poreux fracturé

Décomposition de domaine et préconditionnement pour un modèle 3D en milieu poreux fracturé Décomposition de domaine et préconditionnement pour un modèle 3D en milieu poreux fracturé Laila AMIR 1, Michel KERN 2, Vincent MARTIN 3, Jean E ROBERTS 4 Résumé : Dans cet article, nous nous intéressons

Plus en détail

Initiation à la Mécanique des Fluides. Mr. Zoubir HAMIDI

Initiation à la Mécanique des Fluides. Mr. Zoubir HAMIDI Initiation à la Mécanique des Fluides Mr. Zoubir HAMIDI Chapitre I : Introduction à la mécanique des fluides 1 Introduction La mécanique des fluides(mdf) a pour objet l étude du comportement des fluides

Plus en détail

Transition de phase et métastabilité

Transition de phase et métastabilité Transition de phase et métastabilité F. James, H. Mathis Laboratoire de Mathématiques Jean Leray, Université de Nantes 8-9 septembre 2014 MODTERCOM Hélène Mathis (LMJL, Université de Nantes) Transition

Plus en détail

Projection plasma de précurseurs liquides:

Projection plasma de précurseurs liquides: Projection plasma de précurseurs liquides: Une introduction à la modélisation du traitement du matériau liquide Cécile Marchand, Gilles Mariaux, Christophe Chazelas Michel Vardelle, Armelle Vardelle Plan

Plus en détail

Solutions globales pour les équations décrivant des écoulements insaturés en milieux poreux, avec une pression capillaire dynamique

Solutions globales pour les équations décrivant des écoulements insaturés en milieux poreux, avec une pression capillaire dynamique Solutions globales pour les équations décrivant des écoulements insaturés en milieux poreux, avec une pression capillaire dynamique J. Bodin 12, T. Clopeau 2, A. Mikelić 2 1 Agence Nationale pour la gestion

Plus en détail

$SSOLFDWLRQGXNULJHDJHSRXUOD FDOLEUDWLRQPRWHXU

$SSOLFDWLRQGXNULJHDJHSRXUOD FDOLEUDWLRQPRWHXU $SSOLFDWLRQGXNULJHDJHSRXUOD FDOLEUDWLRQPRWHXU Fabien FIGUERES fabien.figueres@mpsa.com 0RWVFOpV : Krigeage, plans d expériences space-filling, points de validations, calibration moteur. 5pVXPp Dans le

Plus en détail

Simulations aux grandes échelles de panaches

Simulations aux grandes échelles de panaches 21ème Congrès Français de Mécanique Bordeaux, 26 au 3 août 213 Simulations aux grandes échelles de panaches D. Lamalle a,b, P. Carlotti a, P. Salizzoni b, R.J. Perkins b a. Centre Scientifique et Technique

Plus en détail

ECOULEMENT LAMINAIRE TRANSITOIRE AUTOUR D UN CYLINDRE

ECOULEMENT LAMINAIRE TRANSITOIRE AUTOUR D UN CYLINDRE ECOULEMENT LAMINAIRE TRANSITOIRE AUTOUR D UN CYLINDRE Introduction L écoulement d un fluide autour d un cylindre fait partie des problèmes les plus étudiés en mécanique des fluides ou en aérodynamique,

Plus en détail

CONTRIBUTION À L ÉTUDE DE L ÉCOULEMENT TRIDIMENSIONNEL TURBULENT AUTOUR D UN PROFIL ET À TRAVERS UNE SÉRIE D AUBES FIXES

CONTRIBUTION À L ÉTUDE DE L ÉCOULEMENT TRIDIMENSIONNEL TURBULENT AUTOUR D UN PROFIL ET À TRAVERS UNE SÉRIE D AUBES FIXES CONTRIBUTION À L ÉTUDE DE L ÉCOULEMENT TRIDIMENSIONNEL TURBULENT AUTOUR D UN PROFIL ET À TRAVERS UNE SÉRIE D AUBES FIXES Karima HEGUEHOUG ep BENKARA-MOSTEFA, Zoubir NEMOUCHI, Farid GACI ) LABORATOIRE D

Plus en détail

Étude des échanges thermiques convectifs en paroi d un ballon scientifique stratosphérique de type Montgolfière Infrarouge

Étude des échanges thermiques convectifs en paroi d un ballon scientifique stratosphérique de type Montgolfière Infrarouge Étude des échanges thermiques convectifs en paroi d un ballon scientifique stratosphérique de type Montgolfière Infrarouge Romain BRUCE 1, Philippe REULET 2, Pierre MILLAN 2 1 ONERA/CNES 2, avenue Edouard

Plus en détail

UNIVERSITÉE KASDI MERBAH OUARGLA

UNIVERSITÉE KASDI MERBAH OUARGLA UNIVERSITÉE KASDI MERBAH OUARGLA FACULTE DES SCIENCES APPLIQUÉES Département de Génie des Procédés Phénomènes de transferts Travaux pratiques de mécanique des fluides CHAOUCH Noura et SAIFI Nadia 2013

Plus en détail

Etude d un système de captation-stockage de l énergie solaire thermique

Etude d un système de captation-stockage de l énergie solaire thermique Etude d un système de captation-stockage de l énergie solaire thermique Si chaib amel #1, Aliane Khaled *2, Sari Hassoun Zakaria #3 # Laboratoire MECACOMP, Université d Aboubekr Bekaid Tlemcen Université

Plus en détail

1 Objectif : étudier l écoulement autour d un véhicule type Camion, Pickup ou Truck, et calculer la traînée

1 Objectif : étudier l écoulement autour d un véhicule type Camion, Pickup ou Truck, et calculer la traînée Projet: initiation à Gambit et Fluent - Master 1 Le projet peut être réalisé soit individuellement ou en binôme. 1 Objectif : étudier l écoulement autour d un véhicule type Camion, Pickup ou Truck, et

Plus en détail

«Détermination des Pertes de Charge d un Diaphragme de Cheminée d équilibre par Simulations Numériques»

«Détermination des Pertes de Charge d un Diaphragme de Cheminée d équilibre par Simulations Numériques» EPFL Lausanne ANSYS Conference & 9 ème Forum CADFEM 1 septembre 01 «Détermination des Pertes de Charge d un Diaphragme de Cheminée d équilibre par Simulations Numériques» Christophe NICOLET 1 Sébastien

Plus en détail

Optimisation de la performance. d un processus d usinage à commande numérique

Optimisation de la performance. d un processus d usinage à commande numérique Jacques ALEXIS 20 Novembre 2001 Optimisation de la performance d un processus d usinage à commande numérique 1 Exposé du problème à résoudre L exemple utilisé pour cette présentation a été présenté par

Plus en détail

Introduction aux pompes à chaleur géothermique

Introduction aux pompes à chaleur géothermique Introduction aux pompes à chaleur géothermique Article proposé par Neil Packer, Staffordshire University, Royaume-Uni, avril 2011 Vue d ensemble Qu est-ce qu une pompe à chaleur? Ressemble-t-elle en aucune

Plus en détail

Modélisation du panneau solaire hybride «solaire2g»

Modélisation du panneau solaire hybride «solaire2g» Modélisation du panneau solaire hybride «solaire2g» Lucien BLANC 1 1 Institut Universitaire des Systèmes Thermiques Industriels, CNRS/université de Provence Technopôle de Château-Gombert, Marseille Résumé

Plus en détail

Modélisation de l exposition : approche CFD

Modélisation de l exposition : approche CFD Modélisation de l exposition : approche CFD Ali BAHLOUL Chercheur en ventilation, Service de la recherche INTRODUCTION CFD : Computational Fluid Dynamics (simulation numérique). But : la prédiction de

Plus en détail

THÈME : INTERACTION DES STRUCTURES TOURBILLONNAIRES AVEC LA COUCHE LIMITE DANS UNE CAVITÉ DIFFÉRENTIELLEMENT CHAUFFÉE

THÈME : INTERACTION DES STRUCTURES TOURBILLONNAIRES AVEC LA COUCHE LIMITE DANS UNE CAVITÉ DIFFÉRENTIELLEMENT CHAUFFÉE RÉPUBLIQUE ALGÉRIENNE DÉMOCRATIQUE ET POPULAIRE MINISTÈRE DE L ENSEIGNEMENT SUPÉRIEUR ET DE LA RECHERCHE SCIENTIFIQUE UNIVERSITÉ MENTOURI - CONSTANTINE FACULTÉ DES SCIENCES DE L'INGÉNIEUR DÉPARTEMENT DE

Plus en détail

F I C H E. V e n t i l a t i o n d e s h a b i t a t i o n s P a r t i e 3

F I C H E. V e n t i l a t i o n d e s h a b i t a t i o n s P a r t i e 3 N U M É R O 1 7 - J U I N 2 0 1 3 V e n t i l a t i o n d e s h a b i t a t i o n s P a r t i e 3 Climatiseur ou thermopompe air/air combiné(e) à un réseau de distribution d air Un appareil de climatisation

Plus en détail

Tutoriel première utilisation ICEM-CFD. Couche limite et modification du maillage en 2D

Tutoriel première utilisation ICEM-CFD. Couche limite et modification du maillage en 2D Tutoriel première utilisation ICEM-CFD Couche limite et modification du maillage en 2D Création de points, lignes, surfaces, ajout d un trou à la surface pour simuler le comportement de l écoulement autour

Plus en détail

Étude de la transition entre convection naturelle et convection forcée dans une cavité traversante

Étude de la transition entre convection naturelle et convection forcée dans une cavité traversante Étude de la transition entre convection naturelle et convection forcée dans une cavité traversante S. Wullens 1,*, M. Pons, E. Wurtz 3, Y. Fraigneau 1 LOCIE, U. Savoie - CNRS, UMR571, Savoie Technolac,

Plus en détail

ANNEXE H. Modélisation de la conversion du NO en NO 2

ANNEXE H. Modélisation de la conversion du NO en NO 2 ANNEXE H Modélisation de la conversion du NO en NO 2 Annexe H Modélisation de la conversion du NO en NO 2 Les oxydes d azote (NOx=NO+NO 2 ) émis par les vaporisateurs de GNL et les méthaniers subissent

Plus en détail

CSMA 2013 11e Colloque National en Calcul des Structures 13-17 Mai 2013

CSMA 2013 11e Colloque National en Calcul des Structures 13-17 Mai 2013 CSMA 2013 11e Colloque National en Calcul des Structures 13-17 Mai 2013 La méthode CGSM pour l analyse statique des plaques avec variabilité Mahyunirsyah MAHJUDIN 1,2 *, Frédéric DRUESNE 1, Irwan KATILI

Plus en détail

ETUDE COMPARATIVE DES MODELISATIONS NUMERIQUE ET PHYSIQUE DE DIFFERENTS OUVRAGES D EVACUATION DES CRUES

ETUDE COMPARATIVE DES MODELISATIONS NUMERIQUE ET PHYSIQUE DE DIFFERENTS OUVRAGES D EVACUATION DES CRUES ETUDE COMPARATIVE DES MODELISATIONS NUMERIQUE ET PHYSIQUE DE DIFFERENTS OUVRAGES D EVACUATION DES CRUES P.E. LOISEL, J. SCHAGUENE, O. BERTRAND, C. GUILBAUD ARTELIA EAU ET ENVIRONNEMENT Symposium du CFBR

Plus en détail

1. OBJET 3 2. PERIMETRE DES PRESTATIONS 3 3. EXEMPLES TYPES DE PRESTATIONS 4 4. EXEMPLES TYPES DE REALISATIONS 5

1. OBJET 3 2. PERIMETRE DES PRESTATIONS 3 3. EXEMPLES TYPES DE PRESTATIONS 4 4. EXEMPLES TYPES DE REALISATIONS 5 SOMMAIRE 1. OBJET 3 2. PERIMETRE DES PRESTATIONS 3 3. EXEMPLES TYPES DE PRESTATIONS 4 4. EXEMPLES TYPES DE REALISATIONS 5 5. TYPES DE LIVRABLES A REMETTRE PAR LE TITULAIRE 6 6. SAVOIR-FAIRE REQUIS 6 2

Plus en détail

Cours SGE «Modélisation de la pollution atmosphérique» Dispersion atmosphérique

Cours SGE «Modélisation de la pollution atmosphérique» Dispersion atmosphérique Cours SGE «Modélisation de la pollution atmosphérique» Dispersion atmosphérique Christian Seigneur Cerea Plan Dispersions lagrangienne et eulérienne Modèles gaussiens Modèles lagrangiens Modèles eulériens

Plus en détail

LES COMPOSANTS DE LA HAUTEUR DE CHARGE TOTALE

LES COMPOSANTS DE LA HAUTEUR DE CHARGE TOTALE LES COMPOSANTS DE LA HAUTEUR DE CHARGE TOTALE 3.0 LES COMPOSANTS DE LA HAUTEUR DE CHARGE TOTALE La hauteur de charge totale est la mesure de l habilité d une pompe de créer de la pression. Celle-ci augmente

Plus en détail

Concours CASTing 2011

Concours CASTing 2011 Concours CASTing 2011 Épreuve de mécanique Durée 1h30 Sans calculatrice Le candidat traitera deux exercices parmi les trois proposés dans le sujet. Dans le cas où les trois exercices seraient traités partiellement,

Plus en détail

Qualification et prise en compte du risque de liquéfaction sur les OA

Qualification et prise en compte du risque de liquéfaction sur les OA Journées Techniques organisées avec l appui du Sétra et sous l égide de la CoTITA PRISE EN COMPTE DU RISQUE SISMIQUE Qualification et prise en compte du risque de liquéfaction sur les OA JF Serratrice

Plus en détail

CAP CAMION A ASSISTANCE PNEUMATIQUE

CAP CAMION A ASSISTANCE PNEUMATIQUE Séminaire mi parcours Stock-e 2010 CAP CAMION A ASSISTANCE PNEUMATIQUE Iyad Balloul Renault Trucks - iyad.balloul@volvo.com Eric Bideaux INSA Lyon - eric.bideaux@insa-lyon.fr Marc Michard LMFA - Marc.Michard@ec-lyon.fr

Plus en détail

Analyse des erreurs de mesure lors d une opération de soudage ; Définition d une instrumentation optimale.

Analyse des erreurs de mesure lors d une opération de soudage ; Définition d une instrumentation optimale. Analyse des erreurs de mesure lors d une opération de soudage ; Définition d une instrumentation optimale. Morgan DAL 1, Philippe LE MASSON 1, Michel DUMONS 1, Didier LAWRJANIEC 2 1 LIMATB, Université

Plus en détail

Débitmètres électromagnétiques

Débitmètres électromagnétiques KROHNE 10/99 C 31 0000 01 E GR Débitmètres électromagnétiques Conseils d installation Conseils de sélection Guide de commande Débitmètres à flotteur Débitmètres Vortex Contrôleurs de débit Débitmètres

Plus en détail

POLY-PREPAS Centre de Préparation aux Concours Paramédicaux

POLY-PREPAS Centre de Préparation aux Concours Paramédicaux POLY-PREPAS Centre de Préparation aux Concours Paramédicaux - Sections : L1 Santé - 1 Olivier CAUDRELIER oc.polyprepas@orange.fr Chapitre 1 : Equations aux dimensions 1. Equation aux dimensions a) Dimension

Plus en détail

Calcul des pertes de pression et dimensionnement des conduits de ventilation

Calcul des pertes de pression et dimensionnement des conduits de ventilation Calcul des pertes de pression et dimensionnement des conduits de ventilation Applications résidentielles Christophe Delmotte, ir Laboratoire Qualité de l Air et Ventilation CSTC - Centre Scientifique et

Plus en détail

FLUIDES EN ÉCOULEMENT Méthodes et modèles

FLUIDES EN ÉCOULEMENT Méthodes et modèles FLUIDES EN ÉCOULEMENT Méthodes et modèles Jacques PADET Professeur Émérite à l Université de Reims Seconde édition revue et augmentée TABLE DES MATIÈRES PRÉSENTATION Préface de la 1 ère édition Prologue

Plus en détail

STRATEGIES DE CONTROLE LOCAL DE LA VENTILATION DEVELOPPEMENT D UNE PLATEFORME NUMERIQUE ET EXPERIMENTALE

STRATEGIES DE CONTROLE LOCAL DE LA VENTILATION DEVELOPPEMENT D UNE PLATEFORME NUMERIQUE ET EXPERIMENTALE STRATEGIES DE CONTROLE LOCAL DE LA VENTILATION DEVELOPPEMENT D UNE PLATEFORME NUMERIQUE ET EXPERIMENTALE Nicolas CORDIER cordier_n@enpte.fr Pierre MICHEL michel@entpe.fr Ecole Nationale des Travaux Publics

Plus en détail

ESTIMATION DE LA HAUTEUR D UN LIT DE STOCKAGE DE L ENERGIE THERMIQUE UTILISANT UN MATERIAU A CHANGEMENT DE PHASE

ESTIMATION DE LA HAUTEUR D UN LIT DE STOCKAGE DE L ENERGIE THERMIQUE UTILISANT UN MATERIAU A CHANGEMENT DE PHASE 0-06 Novembre, 00, Sousse,Tunisie ESTIMATION DE LA HAUTEUR D UN LIT DE STOCKAGE DE L ENERGIE THERMIQUE UTILISANT UN MATERIAU A CHANGEMENT DE PHASE A. Benmansour A. Benzerdjeb Laboratoire de mécanique appliquée,

Plus en détail