Evaluación de pérdidas de energía de sistemas de bombas de flujo axial en operaciones de generación inversa de energía con base en la teoría de producción de entropía

Scientific Reports volumen 12, Número de artículo: 8667 (2022) Citar este artículo

892 Accesos

3 citas

Detalles de métricas

El uso de grandes equipos de estaciones de bombeo existentes para la generación de energía inversa de agua residual aguas arriba es un proyecto de energía renovable no realizado pero valioso. En la actualidad, algunas grandes estaciones de bombeo de flujo axial han comenzado a realizar operaciones de generación de energía inversa; sin embargo, la investigación relacionada aún no ha comenzado. En este documento, la teoría de generación de entropía se aplica a un sistema de estación de bombeo de flujo axial a gran escala en operaciones de generación de energía inversa, y el método de generación de entropía se utiliza para investigar el tamaño y la distribución precisos de la disipación de energía mecánica de cada componente bajo diferentes flujos. condiciones. Primero, las características de energía y las fluctuaciones de presión en la bomba del sistema de estación de bombeo de flujo axial grande se prueban experimentalmente en condiciones de generación de energía inversa. La fiabilidad del cálculo numérico de la generación de entropía se verifica tanto experimental como teóricamente. Luego, se compara la proporción de cada componente en la producción de entropía total para ilustrar cómo contribuye cada componente a la producción de entropía total del sistema y cómo cambia esta contribución a medida que varían las condiciones de operación. Luego, el tipo de producción de entropía de cada componente se determina con precisión bajo diferentes condiciones de flujo, revelando los cambios en las proporciones de los diferentes tipos de producción de entropía de cada componente. Finalmente, se seleccionan componentes con grandes disipaciones de energía mecánica y se analizan a fondo los cambios y las causas de la distribución de disipación de energía de los componentes bajo diferentes condiciones de flujo. Los resultados de la investigación pueden ayudar a comprender mejor el mecanismo de disipación de energía de los grandes sistemas de bombas de flujo axial en operaciones de generación de energía inversa.

En los últimos años, la inversión de la bomba se ha convertido en un método cada vez más popular para reemplazar las operaciones de turbinas en ingeniería1,2,3,4,5,6, y muchas centrales hidroeléctricas micro y pequeñas en áreas remotas han comenzado a utilizar la inversión de la bomba de flujo axial para reemplazar operaciones de turbinas7,8,9,10,11. Algunos administradores de sistemas de estaciones de bombeo de flujo axial a gran escala en China han descubierto que la generación de energía inversa utilizando agua de entrada aguas arriba puede generar una gran cantidad de energía limpia al mismo tiempo que proporciona beneficios económicos considerables. Por lo tanto, algunos intentos de generación de energía inversa utilizando estaciones de bombeo de flujo axial se han utilizado en operaciones reales.

La operación actual de varias estaciones de bombeo de flujo axial grande para la generación de energía inversa12 ha demostrado que es técnicamente factible usar la operación inversa de un sistema de bomba de flujo axial grande para generar energía. Sin embargo, para el uso generalizado de estaciones de bombeo de flujo axial para la generación de energía inversa, primero se debe investigar la tasa de utilización de la energía del agua de altura baja y los beneficios energéticos que ofrece la generación de energía inversa de los grandes sistemas de bombas de flujo axial. Esto requiere un estudio en profundidad de la pérdida de carga y los mecanismos de disipación de energía de los grandes sistemas de bombas de flujo axial en operaciones de generación de energía inversa.

Investigadores en China y en el extranjero han estudiado las características de generación de energía inversa de las bombas de flujo axial, centrándose principalmente en la optimización del impulsor de bombas de flujo axial pequeñas para mejorar el rendimiento hidráulico de las bombas de flujo axial que funcionan como turbinas en la central hidroeléctrica Pico13,14. Hasta la fecha, todavía falta investigación sobre las características energéticas y los mecanismos de disipación de energía de los grandes sistemas de bombas de flujo axial en operaciones de generación de energía inversa.

El método de caída de presión ha sido el método más utilizado para estudiar las pérdidas hidráulicas y la disipación de energía en maquinaria hidráulica en las últimas décadas. Sin embargo, el método de caída de presión no puede determinar la ubicación específica de la disipación de energía ni cuantificar la disipación de energía. En los últimos años, algunos académicos han propuesto introducir la teoría de la producción de entropía en la maquinaria de fluidos en rotación para evaluar los mecanismos de disipación de energía en la maquinaria de fluidos15,16,17,18,19,20,21. Gong et al.19 utilizaron por primera vez la teoría de producción de entropía para evaluar la pérdida de flujo interno de las turbinas Francis y determinaron la ubicación específica y la intensidad de la pérdida de flujo interno en las turbinas. Chang et al.20 aplicaron la teoría de producción de entropía para estudiar la pérdida de flujo interno y los mecanismos de disipación de energía de una bomba autocebante y optimizaron el perfil del álabe de la bomba autocebante en función de los resultados del análisis de producción de entropía. Pei et al.22 diseñaron seis grupos con diferentes distancias entre el impulsor y el álabe guía en una bomba de flujo axial de baja altura. Se utilizó la teoría de producción de entropía para estudiar la disipación de energía en la bomba de flujo axial bajo diferentes esquemas. Se encontró que la disipación turbulenta dominó el consumo de energía mecánica de la bomba de flujo axial. Mohammad et al.23 analizaron el mecanismo de disipación de energía de una pequeña bomba centrífuga accionada por una turbina inversa en diferentes condiciones de flujo utilizando la teoría de la producción de entropía. Se encontró que el vórtice en la entrada del impulsor y la separación del flujo en la salida del impulsor son las principales causas de generación de entropía en la pequeña bomba centrífuga operada por la turbina inversa. La pérdida de producción de entropía del tubo de aspiración fue más evidente en la pérdida de producción de entropía de los componentes PAT.

En este trabajo, la teoría de generación de entropía se usa para revelar el mecanismo de disipación de energía de un sistema de bomba de flujo axial grande en operaciones de generación de energía inversa. El tamaño exacto y la distribución de la disipación de energía mecánica de cada componente (canal de entrada, cuerpo del bulbo, paleta guía, impulsor y canal de salida) bajo diferentes condiciones de flujo se estudian con el método de generación de entropía. En primer lugar, se construyó un banco de pruebas de maquinaria hidráulica de alta precisión con todas las funciones para investigar las características energéticas y las fluctuaciones de presión en la bomba de un gran sistema de estación de bombeo de flujo axial en condiciones de generación de energía inversa. La confiabilidad del cálculo numérico de producción de entropía fue verificada por los resultados experimentales y teóricos. Luego, se compara la proporción de producción de entropía de cada componente en la producción de entropía total para ilustrar cómo contribuye cada componente a la producción de entropía total del sistema y cómo cambia esta contribución a medida que varían las condiciones de operación. Luego, los tipos de producción de entropía de cada componente se determinan con precisión bajo diferentes condiciones de flujo, y se revela el cambio en la proporción de los diferentes tipos de producción de entropía de cada componente en la producción de entropía total. Finalmente, se seleccionan componentes con grandes disipaciones de energía mecánica y se analizan a fondo los cambios y las causas de la distribución de disipación de energía de los componentes bajo diferentes condiciones de flujo.

De acuerdo con la segunda ley de la termodinámica, la pérdida de energía mecánica se convierte irreversiblemente en energía interna, y este proceso termodinámico eventualmente conduce a un aumento en la producción de entropía. Dentro de un sistema mecánico hidráulico, la disipación de energía ocurre inevitablemente durante el movimiento turbulento. Por lo tanto, es apropiado utilizar la teoría de la producción de entropía para estudiar los mecanismos internos de pérdida hidráulica y disipación de energía de la maquinaria hidráulica24.

Durante el movimiento turbulento en un sistema mecánico hidráulico, la velocidad del flujo de agua incluye la velocidad promedio y la velocidad fluctuante. La generación de entropía durante el movimiento turbulento también se puede dividir en dos componentes: la entropía generada por el movimiento de flujo promediado en el tiempo y la entropía generada por la disipación de energía cinética turbulenta debida a la velocidad. Por lo tanto, la tasa de producción de entropía local durante el movimiento turbulento se puede calcular de la siguiente manera:

La tasa de producción de entropía causada por el movimiento promediado en el tiempo del flujo de agua se puede calcular de la siguiente manera:

La tasa de producción de entropía causada por la disipación de energía cinética turbulenta debido a la velocidad de fluctuación turbulenta se puede calcular de la siguiente manera:

donde \(\mathop {S_{{\overline{D} }}^{\prime \prime \prime }}\limits^{ \cdot }\) es la tasa de producción de entropía promedio, que se conoce como el término de disipación directa ; \(\mathop {S_{{D^{^{\prime}} }}^{\prime \prime \prime }}\limits^{ \cdot }\) es la tasa de producción de entropía de la fluctuación de velocidad, que es conocido como el término de disipación turbulenta; \(\mu_{eff}\) es la viscosidad dinámica efectiva; \(\mu\) es la viscosidad turbulenta; y \(\mu_{t}\) es la viscosidad dinámica turbulenta.

\(\mathop {S_{{\overline{D} }}^{\prime \prime \prime }}\limits^{ \cdot }\) se puede obtener directamente a través de cálculos numéricos, pero la tasa de producción de entropía \(\ mathop {S_{{D^{^{\prime}} }}^{\prime \prime \prime }}\limits^{ \cdot }\) causada por la velocidad fluctuante turbulenta no se puede obtener directamente a través de cálculos numéricos. Sin embargo, de acuerdo con trabajos previos sobre la teoría de generación de entropía local, la generación de entropía causada por la velocidad fluctuante turbulenta está estrechamente relacionada con el modelo de turbulencia ε o ω utilizado en el cálculo numérico. Por lo tanto, en el modelo de turbulencia SST k–ω, la producción de entropía causada por la velocidad fluctuante turbulenta se puede expresar de la siguiente manera:

donde α es una constante con un valor de 0.09. ω es la frecuencia del vórtice turbulento, s−1. k es la intensidad de la turbulencia, m2/s2.

En el cálculo de la tasa de producción de entropía, debido a que la tasa de producción de entropía tiene un fuerte efecto de pared, no se puede ignorar la tasa de producción de entropía cerca de la pared. La fórmula de cálculo de la tasa de producción de entropía cerca de la pared es la siguiente:

donde \(\overrightarrow {\tau }\) es el esfuerzo cortante de la pared, Pa. \(\overrightarrow {v}\) es la velocidad cerca de la pared, m/s.

Por lo tanto, la suma de la producción de entropía en todo el sistema mecánico hidráulico es la integración de la tasa de producción de entropía local y la tasa de producción de entropía de la pared. Las fórmulas de cálculo son las siguientes:

donde \(S_{{pro,\overline{D} }}\) es la producción de entropía causada por la velocidad media, es decir, la producción de entropía disipativa directa; \(S_{{pro,D^{^{\prime}} }}\) es la producción de entropía causada por la velocidad fluctuante, es decir, la producción de entropía por disipación turbulenta; \(S_{pro,W}\) es la producción de entropía en la pared, es decir, la producción de entropía de disipación en la pared; V es el volumen del dominio fluido; y A es el área de la pared del dominio fluido.

En este artículo, se selecciona como objeto de investigación un modelo de estación de bombeo de flujo axial horizontal en China. La altura de diseño del modelo de estación de bombeo de flujo axial es de 203 l/s; la altura de diseño es de 2,01 my la eficiencia del punto de funcionamiento de diseño es del 68,39%. La Tabla 1 muestra los principales parámetros geométricos del modelo hidráulico de bomba de flujo axial equipado en el sistema de estación de bombeo. El software UG25 lleva a cabo el modelado tridimensional del sistema de bomba de flujo axial a gran escala. El dominio de cálculo incluye las secciones de extensión de entrada y salida, el canal de entrada, el canal de salida, el impulsor, la paleta guía y el cuerpo del bulbo. Cuando el sistema de bomba de flujo axial grande utiliza agua de entrada aguas arriba para la generación de energía inversa, la dirección del flujo y la dirección de rotación del impulsor en el sistema son opuestas a las de las condiciones de bombeo convencionales. La figura 1 muestra un modelo tridimensional del sistema de bomba de flujo axial grande para operaciones de generación de energía inversa.

Modelo tridimensional de un gran sistema de bomba de flujo axial para operaciones de generación de energía inversa.

El modelo de cálculo es mallado basado en el software ICEM. El dominio computacional utiliza una cuadrícula híbrida para la división de la cuadrícula26, en la que el canal de entrada, el canal de salida, el impulsor y las paletas guía son cuadrículas estructuradas y el cuerpo del bulbo es una cuadrícula no estructurada. Durante el proceso de mallado, para controlar la influencia de la topología de la cuadrícula y el número de la cuadrícula en los resultados del cálculo numérico, se controla la relación de aspecto de la cuadrícula para garantizar que los tamaños de los nodos de la cuadrícula adyacentes sean similares. En los cálculos CFD, la relación de aspecto de la cuadrícula debe ser inferior a 10 ~ 100, y la cuadrícula de este documento cumple con este requisito. Una vez que se completa el proceso de mallado, las paredes del borde del impulsor y otras posiciones clave se cifran para garantizar que los valores y + de la cuadrícula del impulsor estén dentro de 10. Cuando la condición óptima de generación de energía inversa se toma como la condición representativa en la red Prueba de independencia, el cabezal experimental de la condición de generación de potencia inversa óptima es de 3,85 my la eficiencia experimental es del 71,69%. Los resultados de la prueba de independencia de la red se muestran en la Tabla 2. La Tabla 2 muestra que cuando el número de red es superior a 5,09 × 106, las fluctuaciones de carga del modelo de sistema de bomba de flujo axial grande para la generación de energía inversa tienden a ser estables. Teniendo en cuenta la precisión del cálculo y el costo del cálculo, se seleccionó un número de cuadrícula de 6,26 × 106 para el cálculo numérico. La cuadrícula de cálculo se muestra en la Fig. 2.

Cuadrículas de cálculo.

El modelo de turbulencia SST k–ω es un modelo de viscosidad de remolino de dos ecuaciones que considera la fuerza de corte turbulenta en la viscosidad turbulenta y puede predecir mejor las características de flujo inestable, como los vórtices. Además, la función de pared del modelo de turbulencia k–ω de SST puede capturar con precisión las características de viscosidad de un número de Reynolds bajo cerca de la región de la pared de la maquinaria del impulsor, y los resultados del cálculo son más precisos en flujos con gradientes de presión. Por lo tanto, se seleccionó el modelo de turbulencia SST k–ω para los cálculos numéricos de este documento. Las ecuaciones del modelo de turbulencia SST k–ω son las siguientes:

donde \(k\) es la energía cinética turbulenta. \({\upomega }\) es la frecuencia de turbulencia. \(P_{k}\) es la tasa de producción de turbulencia. \(\rho_{m}\) es la densidad de la mezcla, kg/m3. \(u_{j}\) es la componente de velocidad en la dirección j. \(\mu_{t}\) es la viscosidad de turbulencia, y \(\mu\) es la viscosidad dinámica, Pa s. \(F_{1}\) y \(F_{2}\) son funciones mixtas. \(\beta^{*}\), \({\upbeta }\), \({\upalpha }\), \(\alpha_{1}\), \(\alpha_{k}\), \ (\sigma_{\omega }\) y \(\sigma_{\omega 2}\) son todos coeficientes empíricos. \(S\) es el invariante de la velocidad de deformación. \(D_{\omega }\) es el término de disipación en la ecuación \({\upomega }\). \(Cd_{\omega }\) es el término de difusión cruzada en el modelo SST.

El cálculo numérico se realiza en el software de cálculo de fluidos ANSYS CFX17.0. En el proceso de cálculo inestable, los resultados del cálculo constante se utilizan como archivo inicial, el rotor y el estator se acoplan mediante el método de rotor congelado, y la interfaz de deslizamiento del rotor congelado transitorio se utiliza para la transmisión de información entre los dominios giratorio y estático. La condición límite de entrada del dominio de cálculo se establece como una entrada de flujo másico y la condición límite de salida se establece como una salida abierta con una presión relativa de 0 Pa. Todas las paredes en el dominio de cálculo se establecen en condiciones sin deslizamiento. El número máximo de iteraciones para cada paso de tiempo del cálculo inestable se establece en 20 y el límite de convergencia residual se establece en 1 × 10−5. El paso de tiempo del cálculo no estacionario se establece en 5 × 10–4 s, y cada ciclo de rotación del impulsor se muestrea 120 veces. Así, el tiempo total de cálculo es de 0,96 s para 16 ciclos de rotación del impulsor. Los primeros ocho períodos de rotación del impulsor aseguran la estabilidad del cálculo. Los ocho períodos de rotación del impulsor restantes se seleccionan para el análisis de variables. Las variables utilizadas en este trabajo son las variables promedio de los últimos ocho ciclos.

En este documento, se construye un banco de pruebas de características completas de maquinaria hidráulica de alta precisión. Las características de energía y las fluctuaciones de presión en la bomba del modelo de sistema de estación de bombeo de flujo axial grande se pueden medir en condiciones de generación de energía inversa en el banco de pruebas. El diagrama esquemático del sistema experimental se muestra en la Fig. 3. Los parámetros específicos del sistema experimental se muestran en la Tabla 3. El modelo experimental del sistema de estación de bombeo de flujo axial grande se muestra en la Fig. 4. Este experimento tiene buena repetibilidad, y el error de cabeza máximo en la prueba de características de energía es inferior al 0,5%. En el proceso de prueba real, se probaron 16 condiciones de flujo diferentes para el sistema de bomba de flujo axial para operaciones de generación de energía inversa de acuerdo con los requisitos de la 'especificación de prueba de aceptación para el modelo de bomba y modelo de dispositivo (SL 140–2006)'. Durante el experimento, las pruebas de adquisición de pulsaciones de presión y características de energía se llevaron a cabo simultáneamente. El punto de monitoreo de pulsaciones de presión estaba ubicado en la pared exterior de la bomba de agua, y la posición axial estaba ubicada en el medio del impulsor.

Esquemas físicos del banco de pruebas. 1. Tanque de entrada, 2. Unidad de bomba y motor de accionamiento probados, 3. Tanque de salida de presión, 4. Tanque de bifurcación, 5. Válvula de compuerta de regulación de condición, 6. Rectificador de regulación de voltaje, 7. Caudalímetro electromagnético, 8. Sistema de avance y válvula de compuerta de control de operación inversa, 9. Unidad de bomba auxiliar.

Modelo experimental del sistema de estación de bombeo de flujo axial grande. (a) Impulsor, (b) Paleta guía, (c) Diagrama de instalación del modelo de estación de bombeo.

Para verificar la confiabilidad del cálculo numérico, el modelo de sistema de bomba de flujo axial grande se probó en condiciones de generación de energía inversa a una velocidad experimental de 1000 r/min. Las características de energía y las características de pulsación de presión interna del sistema de bomba de flujo axial en condiciones de generación de energía inversa se muestran en la Fig. 5. El coeficiente de pulsación de presión Cp en la Fig. 5b se define de la siguiente manera:

donde p es el valor de la presión transitoria, \(\overline{p}\) es el valor de la presión promedio y u2 es la velocidad circunferencial de la salida del impulsor.

Comparación entre resultados numéricos y resultados experimentales.

La figura 5a muestra que a medida que aumenta el caudal, la cabeza del sistema de bomba para la generación de energía inversa aumenta gradualmente. La eficiencia primero aumenta y luego disminuye; sin embargo, aún mantiene una alta eficiencia de conversión hidráulica en condiciones de gran caudal. La altura óptima obtenida por el cálculo numérico es de 3,68 my la eficiencia correspondiente es del 74,01%. Una comparación de los resultados numéricos y experimentales muestra que la tendencia de cambio de la curva característica de energía calculada numéricamente es esencialmente consistente con la curva característica de energía experimental, con un error máximo de aproximadamente 5%. La Figura 5b muestra que la forma de onda de la pulsación de presión en la bomba obtenida por el cálculo numérico es esencialmente consistente con la obtenida en el experimento. El componente de frecuencia de la pulsación de presión es muy consistente con los resultados experimentales; sin embargo, hay algún error en la amplitud de la pulsación de presión. En general, los resultados de los cálculos numéricos concuerdan bien con los resultados experimentales; por lo tanto, las predicciones de alta precisión para las características energéticas del sistema y el flujo transitorio en el sistema posiblemente verifiquen la precisión de los cálculos y análisis posteriores.

La Figura 6 muestra la distribución de la pérdida de energía en el sistema bajo diferentes condiciones de flujo. La figura 6a muestra la distribución de pérdidas hidráulicas de cada región obtenida por el método de caída de presión, mientras que la figura 6b muestra la distribución de producción de entropía total de cada región obtenida por el método de producción de entropía. En la Fig. 6a, \(\Delta h\) se puede calcular de la siguiente manera:

donde \(\Delta h\) es la pérdida hidráulica, m. P2 y P1 son la presión de exportación total y la presión de importación total de los componentes del flujo, Pa. \(\rho\) es la densidad del agua, kg/m3.

Distribución de la pérdida de energía en el sistema bajo diferentes condiciones de flujo. (a) Distribución de la pérdida hidráulica en cada región (método de caída de presión), (b) Distribución de la producción total de entropía en cada región (método de producción de entropía).

La Figura 6 muestra que a medida que aumenta el caudal, la pérdida hidráulica y la producción de entropía total en cada región aumentan gradualmente; sin embargo, la sensibilidad de la pérdida de energía en cada región al aumento del caudal es diferente. Las pérdidas de energía de la entrada, el bulbo y la paleta guía son menos sensibles al aumento de caudal, mientras que la salida es más sensible al aumento de caudal. La pérdida de energía de la salida aumenta significativamente al aumentar el caudal. Para un caudal de 0,8 Qbep, la pérdida hidráulica de la salida es de 0,076 m y el valor total de producción de entropía es de 0,404 W/K. Para un caudal de 1,0 Qbep, la pérdida hidráulica de la salida es de 0,199 m y el valor total de producción de entropía es de 1,252 W/K. Para un caudal de 1,2 Qbep, la pérdida hidráulica de la salida es de 0,706 m y el valor total de producción de entropía es de 5,911 W/K. Las Figuras 6a y b muestran que la distribución de producción de entropía total en cada región es esencialmente consistente con la tendencia de variación de la distribución de pérdidas hidráulicas en cada región, mostrando que el método de producción de entropía utilizado en este documento también se puede utilizar para evaluar la pérdida de energía de grandes sistemas de bombas de flujo axial en condiciones de generación de potencia inversa.

La Figura 7 muestra la distribución de la relación de producción de entropía de cada región del sistema bajo diferentes condiciones de flujo. La figura 7 muestra que la relación de producción de entropía de la entrada es pequeña bajo diferentes condiciones de flujo y que la sensibilidad al aumento de la tasa de flujo es muy débil. El índice de producción de entropía en la condición de flujo de 0,8 Qbep es del 1,72 %, el índice de producción de entropía en la condición de flujo de 1,0 Qbep es del 1,54 % y el índice de producción de entropía en la condición de flujo de 1,2 Qbep es del 1,14 %. Los resultados muestran que la pérdida hidráulica de la entrada no juega un papel importante en las operaciones de generación de energía inversa del sistema. Por lo tanto, se omite un análisis de los componentes en el análisis detallado de la tasa de producción de entropía local en la siguiente sección. El bulbo y la paleta guía se convierten en los componentes de entrada de agua durante las operaciones de generación de energía inversa. La suma de los índices de producción de entropía de los dos componentes en diferentes condiciones de flujo fluctúa aproximadamente entre el 10 y el 15 %. Los índices de producción de entropía son 8,61 % y 8,27 % para la condición de flujo de 0,8 Qbep, 8,43 % y 8,16 % para la condición de flujo de 1,0 Qbep y 5,64 % y 5,14 % para la condición de flujo de 1,2 Qbep. Cuando un sistema de bomba de flujo axial grande para la generación de energía inversa está sesgado hacia condiciones de caudal bajo, la producción de entropía del impulsor juega un papel importante en la producción de entropía total del sistema. La producción de entropía del impulsor es del 61,56 % en condiciones de flujo de 0,8 Qbep, del 55,29 % en condiciones de flujo de 0,9 Qbep y del 48,53 % en condiciones de flujo de 1,0 Qbep, lo que indica que el impulsor es la principal fuente de pérdida de energía en el sistema para la generación de energía inversa. tanto en condiciones de flujo pequeño como en condiciones óptimas. Cuando el sistema está sesgado hacia condiciones de alto caudal, la relación de generación de entropía del impulsor disminuye gradualmente y la generación de entropía del canal de salida comienza a desempeñar un papel importante en la generación de entropía total del sistema. El índice de generación de entropía del canal de salida es del 49,47 % en condiciones de flujo de 1,1 Qbep y del 59,38 % en condiciones de flujo de 1,2 Qbep. Los resultados anteriores muestran que si se debe mejorar el rendimiento hidráulico de un sistema de bomba de flujo axial grande para la generación de energía inversa, el canal de entrada, el cuerpo del bulbo y la paleta guía no necesitan actualizaciones de diseño significativas. La capacidad de conversión de energía del impulsor de la bomba de flujo axial es mejor en condiciones de caudal alto que en condiciones de caudal bajo. El álabe de la bomba de flujo axial se puede rediseñar en función del modo de turbina para mejorar la capacidad de conversión de energía del impulsor en condiciones de un caudal pequeño. La producción de entropía del canal de salida juega un papel importante en la producción de entropía total del sistema. Para grandes caudales, las pérdidas por impacto y difusión del caudal en el canal de salida aumentan significativamente. Por lo tanto, para optimizar el canal de salida, se puede rediseñar la forma geométrica del canal de salida, o se puede instalar un dispositivo de desviación para reducir significativamente la producción de entropía y la pérdida hidráulica total del sistema.

Distribución de la relación de producción de entropía en cada región del sistema bajo diferentes condiciones de flujo.

Según la teoría de la producción de entropía, los componentes de la producción de entropía total incluyen la producción de entropía local y la producción de entropía de pared. La producción de entropía local se divide en producción de entropía directa y producción de entropía por disipación turbulenta. Entre ellos, la producción de entropía de disipación turbulenta está relacionada principalmente con flujos adversos en el sistema, como la separación del flujo y el reflujo. La producción de entropía por disipación de la pared es causada por la pérdida por fricción en la región cercana a la pared. La Figura 8 muestra las características de distribución de los tres tipos de producción de entropía bajo diferentes condiciones de flujo. La Figura 8a muestra que bajo diferentes condiciones de flujo, la proporción de la producción de entropía de disipación directa en la producción de entropía total es pequeña en cada región, y la producción de entropía total está dominada por la producción de entropía de disipación turbulenta y la producción de entropía de disipación de pared. La generación de entropía total en el paso de entrada está dominada por la generación de entropía de disipación turbulenta bajo varias condiciones de flujo. La proporción de generación de entropía de disipación turbulenta primero aumenta y luego disminuye con el aumento del caudal. Bajo la condición de flujo óptimo de 1.0Qbep, la proporción de producción de entropía de disipación turbulenta es de aproximadamente 70%, mientras que la proporción de producción de entropía de disipación de pared es de aproximadamente 20%. La producción de entropía total del bulbo está dominada por la producción de entropía de la pared en diferentes condiciones de flujo, y la proporción de la producción de entropía de la pared es relativamente estable, mientras que la producción de entropía local es relativamente pequeña. Este resultado se debe a que el cuerpo de la bombilla está equipado con múltiples aspas grandes de soporte, y la pérdida por fricción entre el flujo de agua y las aspas grandes provoca una mayor producción de entropía en el área de la pared que en el área principal. Bajo la condición de flujo óptimo de 1.0Qbep, la proporción de producción de entropía de disipación de pared es de aproximadamente 74%, mientras que la proporción de producción de entropía de disipación turbulenta es de aproximadamente 22%. La producción de entropía de disipación turbulenta y la producción de entropía de pared en el área de la paleta guía son relativamente similares bajo diferentes condiciones de flujo. Bajo la condición de flujo óptimo de 1.0Qbep, la proporción de producción de entropía de disipación de pared es de aproximadamente 38%, mientras que la proporción de producción de entropía de disipación turbulenta es de aproximadamente 49%. La generación de entropía total en la región del impulsor está dominada por la entropía de disipación de la pared a caudales pequeños. A medida que aumenta el caudal, la proporción de generación de entropía de disipación turbulenta aumenta gradualmente y la generación de entropía total en la región del impulsor comienza a estar dominada por la generación de entropía de disipación turbulenta. Bajo la condición de flujo óptimo de 1.0Qbep, la proporción de producción de entropía de disipación de pared es de aproximadamente 42%, mientras que la proporción de producción de entropía de disipación turbulenta es de aproximadamente 49%. La producción de entropía total en el canal de salida está claramente dominada por la producción de entropía turbulenta. Este resultado ocurre porque cuando se realizan las operaciones inversas, el flujo se descarga a través del impulsor sin rectificación de la paleta guía, impactando considerablemente la intensidad de difusión del flujo en el canal de salida. Bajo la condición de flujo óptimo de 1.0Qbep, la proporción de producción de entropía de disipación de pared es de aproximadamente 8%, mientras que la proporción de producción de entropía de disipación turbulenta es de aproximadamente 92%. La figura 8b muestra que la proporción de la producción de entropía disipativa directa en la producción de entropía total del sistema es inferior al 10 % y que la proporción disminuye al aumentar el caudal. La producción de entropía por disipación turbulenta domina la producción total de entropía del sistema. A medida que aumenta el caudal, la separación del flujo, el reflujo en el impulsor y la difusión del flujo en el canal de salida hacen que aumente la estructura de turbulencia del sistema, y ​​la proporción de producción de entropía de disipación turbulenta aumenta gradualmente con el aumento del caudal. Bajo la condición de flujo óptimo de 1.0Qbep, la proporción de producción de entropía de disipación turbulenta en el sistema es del 61%. La proporción de la producción de entropía por disipación de la pared en la producción de entropía total del sistema disminuye gradualmente con el aumento del caudal, y la proporción de la producción de entropía por disipación de la pared del sistema es del 33 % en condiciones de flujo óptimas de 1,0 Qbep.

Características de distribución de tres tipos de generación de entropía bajo diferentes condiciones de flujo.

De acuerdo con el análisis de la sección anterior, la producción de entropía local juega un papel dominante en la producción de entropía total del sistema. A medida que aumenta el caudal, la separación del flujo, el reflujo y la difusión del flujo en el canal de salida hacen que aumente la estructura de turbulencia del sistema, y ​​la proporción de la producción de entropía local aumenta gradualmente al aumentar el caudal. En este capítulo y en las secciones "Distribución detallada de la tasa de producción de entropía local del impulsor" y "Distribución detallada de la tasa de producción de entropía local en el canal de salida", se utiliza el método de la tasa de producción de entropía local para determinar la ubicación precisa de la pérdida de energía en cada región, y se analiza el mecanismo de disipación de energía en cada región.

El cuerpo del bulbo y la paleta guía se convierten en los componentes de entrada cuando el sistema está en modo de generación de energía inversa, y la suma de las relaciones de producción de entropía de los dos componentes en diferentes condiciones de flujo es de aproximadamente 10 ~ 15%. Para estudiar el mecanismo de generación de la producción de entropía local en el cuerpo del foco y el álabe guía, se seleccionaron la sección longitudinal media y seis secciones transversales del cuerpo del foco y el álabe guía como secciones típicas para analizar la distribución de la producción de entropía local en el cuerpo del foco y la guía. paleta a lo largo de la dirección del flujo. La figura 9 muestra un diagrama esquemático de las secciones típicas en el cuerpo de la bombilla y la paleta guía.

Secciones típicas del cuerpo del bulbo y la paleta guía.

La figura 10 muestra la distribución de la tasa de producción de entropía local en las secciones longitudinales medias del bulbo y la paleta guía. La figura 11 muestra que el agua que fluye hacia el bulbo se difunde uniformemente en el extremo frontal del bulbo y que la pérdida de energía es pequeña. Posteriormente, el agua choca con la cabeza del cono del bulbo y aparece una pequeña región de alta producción de entropía en la cabeza del cono del bulbo. Cuando el flujo se mueve hacia el centro del bulbo, el flujo es comprimido y dividido por la cuchilla de soporte del bulbo, y aparecen varias áreas de producción de alta entropía en el medio del bulbo. Luego, el agua sale del cuerpo del bulbo y se produce la difusión en la paleta guía. De manera similar, como resultado del efecto de corte de la hoja del álabe guía, existe cierta producción de entropía en el álabe guía.

Distribución de la tasa de producción de entropía local en la sección longitudinal media del bulbo y la paleta guía.

Distribución de la tasa de producción de entropía local de las secciones transversales típicas del bulbo y la paleta guía.

La figura 11 muestra la distribución de la tasa de producción de entropía local en las seis secciones transversales del bulbo y la paleta guía. Las siguientes conclusiones se pueden sacar de la Fig. 11. Primero, seis paletas que soportan el bulbo dividen el canal de flujo en seis pasajes separados. Bajo las condiciones de flujo de 0.8Qbep y 1.2Qbep, la distribución de la tasa de producción de entropía de las secciones II ~ VI generalmente presenta seis regiones en forma de abanico con leyes de distribución aproximadas y distribuciones igualmente espaciadas entre el área de producción de alta entropía y el área de producción de baja entropía. Esto se debe a que cuando dos hilos de agua se encuentran en un solo canal, se produce un flujo de corte. Debido a la compresión del canal y al flujo de corte, las dos corrientes de agua generan un área de producción de alta entropía en la confluencia, y después de que el flujo se encuentra en el canal, el patrón de flujo es bueno y la producción de entropía es pequeña. En segundo lugar, la tasa de producción de entropía disminuye desde las paredes laterales de las capas interior y exterior hacia el centro del paso de agua. Esto ocurre porque hay un gradiente de velocidad significativo cerca de la cubierta interna y la colisión y extrusión entre la pared lateral y la pala, lo que da como resultado una mayor tasa de producción de entropía. Cerca del centro del paso de agua, la colisión y la extrusión entre la pared del borde y la hoja son pequeñas, el patrón de flujo es bueno y la tasa de producción de entropía es baja. En tercer lugar, en diferentes condiciones de flujo, la tasa de producción de entropía local aumenta cerca de la pared lateral del bulbo y la paleta guía, y con el aumento de la tasa de flujo, la tasa de producción de entropía local cerca de la pared lateral aumenta claramente. Este fenómeno puede ser explicado por un aumento en el estrés viscoso en la capa límite y el esfuerzo cortante cerca de la pared, lo cual ha sido reportado en estudios previos sobre la voluta de la turbina Francis19.

Para analizar más a fondo el mecanismo de generación de producción de entropía local en el bulbo y el álabe guía, la Fig. 12 muestra la distribución de la tasa de producción de entropía en diferentes tramos del bulbo y el álabe guía en diversas condiciones de flujo. Las siguientes conclusiones se pueden obtener de la Fig. 12. Primero, bajo diferentes condiciones de flujo, el rango del área de producción de alta entropía en la sección de 0,5 tramos es claramente pequeño, especialmente en la paleta guía. Esto muestra que el patrón de flujo en la sección media del canal es bueno y que la pérdida de energía es pequeña, lo cual es consistente con las conclusiones obtenidas del análisis de la Fig. 11. En segundo lugar, con el aumento del caudal, el impacto de la alta la velocidad de los flujos de agua en la cabeza de la hoja de soporte del bulbo aumenta gradualmente, y aparecen áreas de producción de alta entropía en bandas en la cabeza de la hoja de soporte del bulbo en diferentes secciones de luz. En tercer lugar, bajo la condición de un caudal de 1,0 Qbep, el ángulo de entrada de agua y el ángulo de la paleta guía tienen un alto grado de convergencia, los efectos de corte y extrusión de la paleta guía son débiles y el rango de producción de alta entropía en diferentes secciones de tramo de la paleta guía es claramente pequeña. En cuarto lugar, bajo la condición de un caudal de 1,2 Qbep, la velocidad del flujo en el canal aumenta y el flujo choca violentamente con la cuchilla de soporte y la cuchilla guía en el cuerpo del bulbo. La pérdida de producción de entropía aumenta y el rango del área de producción de alta entropía es significativamente mayor que en otras condiciones. Además, bajo la condición de un gran flujo, la colisión y el flujo de corte del agua cerca de la coraza en el canal se vuelven cada vez más intensos, y el rango del área de producción de alta entropía en la sección de 0,9 tramos del bulbo aumenta claramente.

Distribución de la tasa de producción de entropía local de la sección de extensión de hojas del cuerpo del bulbo y la paleta guía.

El impulsor es uno de los componentes más importantes de los grandes sistemas de bombas de flujo axial para la generación de energía inversa. Cuando un sistema de bomba de flujo axial grande se desvía hacia un caudal pequeño, la tasa de producción de entropía del impulsor juega un papel importante en la tasa de producción de entropía total del sistema. La tasa de producción de entropía del impulsor es del 61,56 % con un caudal de 0,8 Qbep, del 55,29 % con un caudal de 0,9 Qbep y del 48,53 % con un caudal de 1,0 Qbep. Para estudiar el mecanismo de generación de la producción de entropía local en el impulsor, se seleccionaron diferentes tramos del impulsor para analizar los cambios en la distribución de la producción de entropía local en el impulsor. La Figura 13 muestra la distribución de la tasa de producción de entropía y la amplificación del vector de velocidad local en diferentes tramos del impulsor bajo diversas condiciones de flujo. La Figura 13 muestra que bajo diferentes condiciones de flujo, las áreas de producción de alta entropía de la sección de 0,5 vanos son pequeñas, mientras que las áreas de producción de alta entropía de la sección de 0,1 vanos son grandes. Bajo las condiciones de flujo de 0.8Qbep y 1.0Qbep, las áreas de producción de alta entropía se concentran principalmente en el borde posterior de la superficie de succión del álabe y el borde posterior del álabe. Esta área de producción de alta entropía está estrechamente relacionada con la separación del flujo y la estela de los álabes. En condiciones de un caudal de 1,0 Qbep, la aparición de esta zona de producción de alta entropía está relacionada principalmente con la estela del álabe porque la velocidad de la estela en el borde de salida del álabe es mayor que la velocidad principal. Por lo tanto, en el canal del álabe cerca de la salida del impulsor, existe una zona de transición entre la velocidad de la corriente principal y la velocidad de la estela del álabe, lo que resulta en un cierto grado de producción de entropía. Bajo la condición de una tasa de flujo de 0.8Qbep, la separación del flujo se convierte en una causa dominante de esta área de producción de alta entropía. El diagrama A de amplificación del vector de velocidad local muestra que hay un cierto rango de separación de flujo en el borde de salida de la superficie de succión de la pala. Esta separación de flujo provoca una zona de baja velocidad y un vórtice de separación correspondiente en el borde de salida de la pala. La zona de baja velocidad y el vórtice de separación provocan pérdida de energía y producción de entropía.

Distribución de la tasa de producción de entropía de diferentes tramos de impulsor y diagramas de amplificación del vector de velocidad local.

Bajo la condición de una tasa de flujo de 1.2Qbep, la tasa de flujo en la bomba continúa aumentando y el impacto de entrada y la desviación de salida de la hoja también aumentan. La amplificación del vector de velocidad local en la Fig. 13C muestra que bajo la condición de un caudal de 1,2 Qbep, se forma un área de vórtice clara en el borde frontal de la succión en la entrada de la hoja, y este área de vórtice perturba el fluido circundante. Además, el diagrama B de amplificación del vector de velocidad local muestra que en el borde posterior de la superficie de succión de un álabe con una sección de 0,1 de luz, los flujos de agua a alta velocidad convergen en el borde posterior del álabe, lo que provoca una clara separación del flujo. La perturbación del vórtice en la entrada del impulsor y la separación del flujo en la salida del impulsor agravan la disipación de energía del flujo en condiciones de gran caudal. El impacto del flujo de alta velocidad en flujos adversos expande el rango del área de producción de alta entropía en el impulsor más bajo la condición de flujo de 1.2Qbep que bajo las condiciones de flujo de 0.8Qbep y 1.0Qbep.

De acuerdo con los resultados numéricos que se muestran en la Fig. 8, el valor de producción de entropía del canal de salida es muy sensible a los aumentos en el caudal. Cuando el sistema está sesgado hacia un caudal más alto, el valor de producción de entropía de la salida domina la producción de entropía total del sistema. Con un caudal de 1,1 Qbep, el valor total de producción de entropía de la salida es de 2,827 W/K, lo que representa el 49,47 % de la producción total de entropía del sistema. Con un caudal de 1,2 Qbep, el valor de producción de entropía total de la salida es de 5,911 W/K, lo que representa el 59,38 % de la producción de entropía total del sistema. Para explorar en detalle el mecanismo de disipación de energía en el canal de salida, se seleccionaron seis secciones del canal de salida como secciones típicas, como se muestra en la Fig. 14.

Diagrama esquemático de una sección transversal típica seleccionada para el canal de salida.

La figura 15 muestra diagramas de vectores de velocidad tridimensionales de la salida en diferentes condiciones de flujo. La Figura 16 muestra las distribuciones de la tasa de producción de entropía local y los diagramas aerodinámicos de las secciones típicas del canal de salida. Las siguientes conclusiones se pueden obtener de acuerdo con las Figs. 15 y 16. Primero, en comparación con las condiciones de flujo de 1.0Qbep y 1.2Qbep, la tasa de producción de entropía local en el canal de salida es menor bajo la condición de flujo de 0.8Qbep, y el rango del área de producción de alta entropía de cada sección típica también es más pequeño. De acuerdo con los diagramas de vectores de velocidad tridimensionales y los diagramas de líneas de corriente de secciones típicas, existen algunos flujos adversos, como vórtices y flujos cruzados, en el canal de salida; sin embargo, no hay remolinos obvios en la salida del impulsor y la fuerza de rotación del flujo en el canal es baja. Por lo tanto, el flujo adverso, como vórtices y flujos cruzados, es la principal fuente de producción de entropía en el canal de salida en condiciones de flujo pequeño. En segundo lugar, vale la pena señalar que no hay vórtices claros, flujos cruzados u otros flujos adversos en el canal de salida bajo la condición de flujo de alta eficiencia de 1.0Qbep; sin embargo, en comparación con la condición de flujo pequeño, la producción de entropía en el canal de salida aumenta. La razón principal de este fenómeno es que con el aumento de la velocidad del flujo, la salida del impulsor forma un cierto grado de remolino, y la mejora de la rotación del flujo en el canal de salida y el aumento de la estructura de turbulencia provocan un área de producción de alta entropía en la salida. canal para expandirse en condiciones puntuales de alta eficiencia. Tercero, cuando la velocidad del flujo en el sistema excede la velocidad del punto eficiente, la tasa de generación de entropía en el canal de salida aumenta bruscamente debido a la corriente de Foucault cerca de la mitad del canal de salida. Bajo la condición de flujo grande de 1.2Qbep, el rango del área de producción de alta entropía de una sección típica del canal de salida aumenta significativamente, y el área de producción de alta entropía se distribuye principalmente cerca de la mitad del canal de salida, es decir, cerca de las secciones II , III, IV y V. De acuerdo con los diagramas de vectores de velocidad tridimensionales y los diagramas de líneas de corriente de las secciones típicas, la velocidad de remolino en la salida del impulsor aumenta significativamente en condiciones de flujo grande, y el flujo de remolino de alta velocidad causado por la rotación del impulsor gira en espiral hacia adelante en el canal de salida. La corriente de Foucault de alta frecuencia generada por la rotación del corredor PAT impacta y se disipa en la vecindad del medio del canal de salida, lo que resulta en un aumento significativo en la estructura de turbulencia en el medio del canal de salida, lo que conduce directamente a un aumento en la tasa de generación de entropía total del canal de salida en condiciones de gran flujo. Este resultado es consistente con el análisis de flujo en el tubo de aspiración de una turbina de flujo axial de cabeza muy baja en la Ref.27.

Diagramas tridimensionales de vectores de velocidad del canal de salida bajo diferentes condiciones de flujo.

Distribución de la tasa de producción de entropía local y diagramas aerodinámicos de las secciones transversales típicas del canal de salida.

Para revelar el mecanismo de pérdida de energía de un gran sistema de bomba de flujo axial en operaciones de generación de energía inversa y proporcionar orientación teórica para la aplicación y promoción de tales proyectos de energía renovable, en este documento, se utiliza el método de generación de entropía para investigar el tamaño exacto y distribución de la disipación de energía mecánica de los componentes de un sistema de bomba de flujo axial grande (canal de entrada, cuerpo del bulbo, paleta guía, impulsor y canal de salida) para la generación de energía inversa, y los cambios y causas de la distribución de disipación de energía de cada componente son analizados en profundidad bajo diferentes condiciones de flujo. Las conclusiones principales son las siguientes:

La proporción de generación de entropía disipativa directa en la generación de entropía total del sistema es inferior al 10%, y esta proporción disminuye al aumentar el caudal. La generación de entropía de disipación turbulenta siempre domina la generación de entropía total del sistema, y ​​con el aumento de la tasa de flujo, la separación del flujo, el reflujo en el impulsor y la difusión del flujo de agua en el canal de salida conducen a un aumento en la estructura de turbulencia del sistema, así como un aumento en la proporción de generación de entropía de disipación turbulenta. Con un caudal óptimo de 1,0 Qbep, la proporción de producción de entropía de disipación turbulenta en el sistema es del 61 % y la proporción de producción de entropía de disipación en la pared del sistema es del 33 %.

El bulbo y la paleta guía se convierten en los componentes de entrada cuando el sistema está en modo de generación de energía inversa. En diferentes condiciones de flujo, la suma de la relación de producción de entropía de los dos componentes es aproximadamente del 10 al 15%. Las tasas de producción de entropía del bulbo y la paleta guía disminuyen gradualmente desde la pared lateral de la carcasa interior y la carcasa exterior hasta el centro del paso de agua. La tasa de generación de entropía local es mayor en la pared lateral del bulbo y la paleta guía, y con el aumento de la tasa de flujo, la tasa de generación de entropía local en la pared lateral aumenta claramente.

Cuando el sistema de bomba de flujo axial grande funciona con un caudal pequeño, la tasa de producción de entropía del impulsor domina la tasa de producción de entropía total del sistema. La tasa de producción de entropía del impulsor es del 61,56 % con un caudal de 0,8 Qbep, del 55,29 % con un caudal de 0,9 Qbep y del 48,53 % con un caudal de 1,0 Qbep. Bajo las condiciones de un caudal bajo y un caudal puntual de alta eficiencia, el área de generación de alta entropía se concentra principalmente en el borde posterior de la superficie de succión del álabe y el borde posterior del álabe, y está relacionado principalmente con la separación del flujo. del borde de salida de la superficie de succión de la pala y la estela de la pala. Bajo la condición de un caudal alto, la disipación de energía del flujo de agua se intensifica debido a la perturbación del vórtice en la entrada y la separación del flujo en la salida del impulsor, y el rango del área de producción de alta entropía en el impulsor. aumenta

El valor de producción de entropía del canal de salida es más sensible a los aumentos en el caudal que otros componentes del sistema. Cuando el sistema está sesgado hacia un caudal más alto, el valor de producción de entropía del canal de salida domina la producción de entropía total del sistema, representando el 49,47 % de la producción de entropía total del sistema bajo la condición de un caudal de 1,1 Qbep y 59.38% de la producción total de entropía del sistema bajo la condición de un caudal de 1.2Qbep. Bajo la condición de un caudal bajo, la tasa de producción de entropía local en el canal de salida es baja y el rango del área de producción de alta entropía en cada sección típica es pequeño. Los flujos adversos, como vórtices y flujos cruzados, son la principal fuente de producción de entropía en el canal de salida en condiciones de caudal bajo. Cuando la velocidad del flujo en el sistema excede la velocidad del flujo en el punto de mayor eficiencia, la tasa de generación de entropía en el canal de salida aumenta bruscamente debido al vórtice giratorio de alta velocidad cerca de la mitad del canal de salida.

Cuando un sistema de estación de bombeo de flujo axial grande realiza operaciones de generación de energía inversa, no es necesario rediseñar significativamente el canal de entrada, el cuerpo del bulbo y la paleta guía. La capacidad de conversión de energía del impulsor de la bomba de flujo axial es pobre en condiciones de flujo pequeño. El álabe de la bomba de flujo axial se puede modificar según el modo de turbina para mejorar la capacidad de conversión de energía del impulsor en condiciones de flujo pequeño. La producción de entropía del canal de salida juega un papel importante en la producción de entropía total del sistema. Por lo tanto, rediseñar la forma geométrica del canal de salida o instalar un dispositivo de desviación en el canal de salida para optimizar el canal de salida puede reducir significativamente la producción de entropía y la pérdida hidráulica total del sistema.

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

Coeficiente de pulsación de presión

Frecuencia (s−1)

Frecuencia después de la transformada de Fourier (s−1)

Aceleración local de la gravedad (m/s2)

Altura experimental (m)

Energía cinética turbulenta

Par impulsor (N·m)

múltiplo de la frecuencia de rotación

Presión transitoria (Pa)

Caudal del sistema de bomba modelo (m3/s)

Caudal de diseño de la bomba en condiciones de bombeo

Caudal correspondiente al punto de máxima eficiencia en condiciones de generación inversa

El invariante de la velocidad de deformación

Tiempo (s)

Temperatura (K)

Ángulo de colocación de la hoja

La densidad del flujo (kg/m3)

Frecuencia de turbulencia

Eficiencia (%)

Eficiencia experimental (%)

La densidad mixta (kg/m3)

Componente de velocidad en la dirección j (m/s)

La viscosidad turbulenta (Pa·s)

Funciones mixtas

Término de disipación en la ecuación \({\upomega }\)

Esfuerzo cortante de la pared (Pa)

Velocidad cerca de la pared (m/s)

Tasa de producción de entropía promedio de velocidad (W m−3 K−3)

La tasa de producción de entropía de las fluctuaciones de velocidad (W m−3 K−3)

Tasa de producción de entropía cerca de la pared (W m−3 K−3)

Dinámica de fluidos computacional

Transporte de esfuerzo cortante

Nautiyal, H. & Varun, KA Estudio analítico, experimental y computacional de bombas de funcionamiento inverso: una revisión. Renovar. Sostener. Energía Rev. 14(7), 2059–2067 (2010).

Artículo Google Académico

Derakhshan, S. & Nourbakhsh, A. Estudio experimental de curvas características de bombas centrífugas trabajando como turbinas en diferentes velocidades específicas. Exp. Ciencia de fluidos térmicos. 32(3), 800–807 (2008).

Artículo Google Académico

Delgado, J., Ferreira, JP, Covas, DIC & Avellan, F. Operación de velocidad variable de bombas centrífugas funcionando como turbinas. Exp. investigando Energía renovable 142, 437–450 (2019).

Artículo Google Académico

Binama, M. et al. Investigación sobre los aspectos técnicos de la bomba como turbina (PAT) para esquemas de microhidroelectricidad: una revisión del estado del arte. Renovar. Sostener. Energía Rev. 79, 148–179 (2017).

Artículo Google Académico

Subbarao, R. & Govardhan, M. Estudios de espacio axial sobre el comportamiento del flujo y el rendimiento de una turbina contrarrotante. Aplicación J. Mecánica de fluidos 13, 5 (2020).

Google Académico

Jain, SV & Patel, RN Investigaciones sobre el funcionamiento de bombas en modo turbina: una revisión del estado del arte. Renovar. Sostener. Energy Rev. 30, 841–868 (2014).

Artículo Google Académico

Zhao, Z., Guo, Z., Qian, Z. y Cheng, Q. Mejora del rendimiento de una bomba de flujo axial con álabes guía de entrada en el modo de turbina. proc. Inst. mecánico Ing. A 234(3), 323–331 (2020).

Artículo Google Académico

Qian, Z., Wang, F., Guo, Z. y Lu, J. Evaluación del rendimiento de una bomba de flujo axial con álabes guía ajustables en modo turbina. Energía renovable 99, 1146–1152 (2016).

Artículo Google Académico

Nishi, Y., Kobori, T., Mori, N., Inagaki, T. y Kikuchi, N. Estudio de la estructura de flujo interno de una turbina hidráulica de flujo axial ultrapequeña. Energía renovable 139, 1000–1011 (2019).

Artículo Google Académico

Nishi, Y., Kobayashi, Y., Inagaki, T. & Kikuchi, N. El método de diseño de corredores de flujo axial que se centra en la uniformización de la velocidad del flujo axial y su aplicación a una turbina hidráulica de flujo axial ultrapequeña. En t. J. Máquina giratoria. 2016, 1–13 (2016).

Artículo CAS Google Académico

Derakhshan, S. & Kasaeian, N. Optimización, estudio numérico y experimental de una bomba de hélice como turbina. J. Energía Res. Tecnología 136, 1 (2014).

Artículo Google Académico

Zhou, Y. et al. Estudio de las características hidráulicas de una gran bomba de flujo axial vertical utilizada como generador de energía de frecuencia constante. proc. Inst. mecánico Ing. https://doi.org/10.1177/0957650920912089 (2020).

Artículo Google Académico

Bozorgi, A., Javidpour, E., Riasi, A. & Nourbakhsh, A. Estudio numérico y experimental del uso de bombas axiales como turbinas en centrales hidroeléctricas Pico. Energía renovable 53, 258–264 (2013).

Artículo Google Académico

Zhao, Z. et al. Mejora del rendimiento de una bomba de flujo axial con álabes guía de entrada en el modo de turbina. proc. Inst. mecánico Ing. A 234(3), 9576 (2019).

Google Académico

Li, D.-Y. et al. Análisis de producción de entropía de la característica de histéresis de un modelo de bomba-turbina. Convertidores de energía. Administrar. 149, 175–191 (2017).

Artículo Google Académico

Qian, B. et al. Investigación sobre la evaluación de la calidad del flujo interno de una bomba centrífuga basada en la cabeza de Euler y el análisis de producción de entropía. Conferencia de la OIO. Ser. Entorno terrestre. ciencia 240(9), 92001 (2019).

Artículo Google Académico

Li, D.-Y. et al. Análisis de producción de entropía para las características de joroba de un modelo de bomba de turbina. Mentón. J. Mec. Ing. 29(4), 803–812 (2016).

Artículo CAS Google Académico

Gong, R.-Z., Qi, N.-M., Wang, H.-J., Chen, A.-L. y Qin, D.-Q. Análisis de producción de entropía para características de joroba de un modelo de turbina de bomba. Mentón. J. Mec. Ing. 10(6), 1657–1668 (2017).

Google Académico

Gong, R.-Z. et al. Aplicación de la teoría de la producción de entropía al análisis hidráulico de turbinas hidráulicas. ciencia Tecnología China. ciencia 56(7), 1636–1643 (2013).

Artículo ADS CAS Google Académico

Chang, H., Shi, W.-D., Li, W. y Liu, J.-R. Análisis de pérdida de energía de una nueva bomba autocebante basada en la teoría de la producción de entropía. J. Therm. ciencia 28(2), 306–318 (2019).

Artículo ANUNCIOS Google Académico

Chang, H., Li, W., Shi, W.-D. y Liu, J.-R. Efecto del perfil del álabe con diferente distribución de espesores sobre las características de presión de una nueva bomba autocebante. J. Brasil. Soc. mecánico ciencia Ing. 40(11), 518 (2018).

Artículo Google Académico

Pei, J., Meng, F., Li, Y.-J., Yuan, S.-Q. & Chen, J. Efectos de la distancia entre el impulsor y el álabe guía sobre las pérdidas en una bomba de baja altura mediante análisis de producción de entropía. Adv. mecánico Ing. 8(11), 1–11 (2016).

Artículo CAS Google Académico

Ghorani, MM, Hadi, M., Haghighi, S., Maleki, A. & Riasi, A. Un estudio numérico sobre los mecanismos de disipación de energía en una bomba de asturbina (PAT) utilizando la teoría de generación de entropía. Energía renovable 162, 1036–1053 (2020).

Artículo Google Académico

Kock, F. & Herwig, H. Producción de entropía local en flujos de cizalla turbulentos: un modelo de número de Reynolds alto con funciones de pared. En t. J. Transferencia de masa de calor. 47 (10/11), 2205–2215 (2004).

Artículo Google Académico

Shi, L. et al. Simulación numérica y estudio experimental sobre la comparación de las características hidráulicas de una bomba de flujo axial y una bomba tubular completa. Energía renovable 153, 1455–1464 (2020).

Artículo Google Académico

Shi, L., Zhu, J., Tang, F. y Wang, C. Diseño de optimización multidisciplinario de impulsores de bombas de flujo axial basado en el modelo de aproximación. Energías 13, 779 (2020).

Artículo Google Académico

Haghighi, MHS, Mirghavami, SM, Ghorani, MM, Riasi, A. & Chini, SF Un estudio numérico sobre el rendimiento de una turbina hidráulica axial con revestimiento superhidrofóbico (VLH) utilizando el método de generación de entropía. Energía renovable 147, 409–422 (2020).

Artículo Google Académico

Descargar referencias

Un proyecto financiado por el Desarrollo de Programas Académicos Prioritarios (PAPD) de las Instituciones de Educación Superior de Jiangsu El apoyo para la construcción y montaje de la instalación fue apoyado por el Laboratorio de Ingeniería Hidrodinámica de la provincia de Jiangsu.

Este trabajo de investigación fue apoyado por la Fundación Nacional de Ciencias Naturales de China (Subvención No. 51376155).

Facultad de Ciencias e Ingeniería Hidráulica, Universidad de Yangzhou, Yangzhou, 225009, China

Xiaowen Zhang y colmillo Tang

También puede buscar este autor en PubMed Google Scholar

También puede buscar este autor en PubMed Google Scholar

XZ contribuyó a la curación de datos, análisis formal y preparación del borrador original; FT contribuyó a la visualización y escribió, revisó y editó el documento.

Correspondencia a Fangping Tang.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

Springer Nature se mantiene neutral con respecto a los reclamos jurisdiccionales en mapas publicados y afiliaciones institucionales.

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

Reimpresiones y permisos

Zhang, X., Tang, F. Evaluación de pérdida de energía de sistemas de bombas de flujo axial en operaciones de generación de energía inversa basadas en la teoría de producción de entropía. Informe científico 12, 8667 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-12667-7

Descargar cita

Recibido: 21 enero 2022

Aceptado: 10 de mayo de 2022

Publicado: 23 mayo 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-12667-7

Cualquier persona con la que compartas el siguiente enlace podrá leer este contenido:

Lo sentimos, un enlace para compartir no está disponible actualmente para este artículo.

Proporcionado por la iniciativa de intercambio de contenido Springer Nature SharedIt

Al enviar un comentario, acepta cumplir con nuestros Términos y Pautas de la comunidad. Si encuentra algo abusivo o que no cumple con nuestros términos o pautas, márquelo como inapropiado.