Évaluation de la perte d'énergie des systèmes de pompes à flux axial dans les opérations de production d'énergie inverse basée sur la théorie de la production d'entropie

Oct 06, 2023

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 8667 (2022) Citer cet article

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L'utilisation de l'équipement existant de la grande station de pompage pour la production d'énergie inverse des eaux résiduelles en amont est un projet d'énergie renouvelable non réalisé mais précieux. À l'heure actuelle, certaines grandes stations de pompage à flux axial ont commencé à effectuer des opérations de génération d'énergie inversée ; cependant, la recherche connexe n'a pas encore commencé. Dans cet article, la théorie de la génération d'entropie est appliquée à un système de station de pompage à écoulement axial à grande échelle dans des opérations de génération d'énergie inverse, et la méthode de génération d'entropie est utilisée pour étudier la taille et la distribution précises de la dissipation d'énergie mécanique de chaque composant sous différents flux. conditions. Tout d'abord, les caractéristiques énergétiques et les fluctuations de pression dans la pompe du grand système de station de pompage à écoulement axial sont testées expérimentalement dans des conditions de production d'énergie inverses. La fiabilité du calcul numérique de génération d'entropie est vérifiée à la fois expérimentalement et théoriquement. Ensuite, la proportion de chaque composant dans la production totale d'entropie est comparée pour illustrer comment chaque composant contribue à la production totale d'entropie du système et comment cette contribution change lorsque les conditions de fonctionnement varient. Ensuite, le type de production d'entropie de chaque composant est déterminé avec précision dans différentes conditions d'écoulement, révélant les changements dans les proportions des différents types de production d'entropie de chaque composant. Enfin, les composants avec de grandes dissipations d'énergie mécanique sont sélectionnés, et les changements et les causes de la distribution de dissipation d'énergie des composants sont analysés en profondeur dans différentes conditions d'écoulement. Les résultats de la recherche peuvent aider à mieux comprendre le mécanisme de dissipation d'énergie des grands systèmes de pompe à écoulement axial dans les opérations de production d'énergie inversée.

Ces dernières années, l'inversion de pompe est devenue une méthode de plus en plus populaire pour remplacer les opérations de turbine dans l'ingénierie1,2,3,4,5,6, et de nombreuses micro- et petites centrales hydroélectriques dans des régions éloignées ont commencé à utiliser l'inversion de pompe à écoulement axial pour remplacer fonctionnement des turbines7,8,9,10,11. Certains administrateurs de systèmes de stations de pompage à flux axial à grande échelle en Chine ont découvert que la génération d'énergie inversée utilisant l'eau entrant en amont peut générer une grande quantité d'énergie propre tout en offrant des avantages économiques considérables. Par conséquent, certaines tentatives de génération d'énergie inverse à l'aide de stations de pompage à écoulement axial ont été utilisées dans des opérations réelles.

Le fonctionnement actuel de diverses grandes stations de pompage à flux axial pour la production d'énergie inverse12 a montré qu'il est techniquement faisable d'utiliser le fonctionnement inverse d'un grand système de pompage à flux axial pour générer de l'énergie. Cependant, pour l'utilisation généralisée des stations de pompage à flux axial pour la production d'énergie inverse, le taux d'utilisation de l'énergie de l'eau à faible hauteur et les avantages énergétiques offerts par la production d'énergie inverse des grands systèmes de pompes à flux axial doivent d'abord être étudiés. Cela nécessite une étude approfondie des mécanismes de perte de charge et de dissipation d'énergie des grands systèmes de pompes à flux axial dans les opérations de production d'énergie inversée.

Des chercheurs en Chine et à l'étranger ont étudié les caractéristiques de génération d'énergie inverse des pompes à flux axial, en se concentrant principalement sur l'optimisation de la roue des petites pompes à flux axial pour améliorer les performances hydrauliques des pompes à flux axial fonctionnant comme des turbines dans la centrale hydroélectrique de Pico13,14. À ce jour, les recherches sur les caractéristiques énergétiques et les mécanismes de dissipation d'énergie des grands systèmes de pompes à écoulement axial dans les opérations de production d'énergie inversée font encore défaut.

La méthode de perte de charge a été la méthode la plus largement utilisée pour étudier les pertes hydrauliques et la dissipation d'énergie dans les machines hydrauliques au cours des dernières décennies. Cependant, la méthode de chute de pression ne peut pas déterminer l'emplacement spécifique de la dissipation d'énergie ni quantifier la dissipation d'énergie. Ces dernières années, certains chercheurs ont proposé d'introduire la théorie de la production d'entropie dans les machines à fluides rotatifs pour évaluer les mécanismes de dissipation d'énergie dans les machines à fluides15,16,17,18,19,20,21. Gong et al.19 ont d'abord utilisé la théorie de la production d'entropie pour évaluer la perte de débit interne des turbines Francis et ont déterminé l'emplacement spécifique et l'intensité de la perte de la perte de débit interne dans les turbines. Chang et al.20 ont appliqué la théorie de la production d'entropie pour étudier les mécanismes internes de perte de débit et de dissipation d'énergie d'une pompe auto-amorçante et ont optimisé le profil des pales de la pompe auto-amorçante en fonction des résultats de l'analyse de la production d'entropie. Pei et al.22 ont conçu six groupes avec des distances différentes entre la roue et l'aube directrice dans une pompe à débit axial à faible hauteur. La théorie de la production d'entropie a été utilisée pour étudier la dissipation d'énergie dans la pompe à flux axial sous différents schémas. Il a été constaté que la dissipation turbulente dominait la consommation d'énergie mécanique de la pompe à flux axial. Mohammad et al.23 ont analysé le mécanisme de dissipation d'énergie d'une petite pompe centrifuge alimentée par une turbine inversée dans différentes conditions d'écoulement en utilisant la théorie de la production d'entropie. Le vortex à l'entrée de la roue et la séparation de l'écoulement à la sortie de la roue se sont avérés être les principales causes de génération d'entropie dans la petite pompe centrifuge actionnée par la turbine inverse. La perte de production d'entropie du tube de tirage était la plus apparente dans la perte de production d'entropie des composants PAT.

Dans ce travail, la théorie de la génération d'entropie est utilisée pour révéler le mécanisme de dissipation d'énergie d'un grand système de pompe à écoulement axial dans les opérations de génération d'énergie inverse. La taille exacte et la distribution de la dissipation d'énergie mécanique de chaque composant (canal d'entrée, corps d'ampoule, aube directrice, roue et canal de sortie) dans différentes conditions d'écoulement sont étudiées avec la méthode de génération d'entropie. Tout d'abord, un banc d'essai de haute précision pour machines hydrauliques complètes a été construit pour étudier les caractéristiques énergétiques et les fluctuations de pression dans la pompe d'un grand système de station de pompage à flux axial dans des conditions de production d'énergie inverse. La fiabilité du calcul numérique de la production d'entropie a été vérifiée par les résultats expérimentaux et théoriques. Ensuite, la proportion de production d'entropie de chaque composant dans la production d'entropie totale est comparée pour illustrer comment chaque composant contribue à la production d'entropie totale du système et comment cette contribution change lorsque les conditions de fonctionnement varient. Ensuite, les types de production d'entropie de chaque composant sont déterminés avec précision dans différentes conditions d'écoulement, et le changement de la proportion des différents types de production d'entropie de chaque composant dans la production d'entropie totale est révélé. Enfin, les composants avec de grandes dissipations d'énergie mécanique sont sélectionnés, et les changements et les causes de la distribution de dissipation d'énergie des composants sont analysés en profondeur dans différentes conditions d'écoulement.

Selon la deuxième loi de la thermodynamique, la perte d'énergie mécanique est convertie de manière irréversible en énergie interne, et ce processus thermodynamique conduit finalement à une augmentation de la production d'entropie. Dans un système mécanique hydraulique, la dissipation d'énergie se produit inévitablement lors d'un mouvement turbulent. Par conséquent, il convient d'utiliser la théorie de la production d'entropie pour étudier les mécanismes internes de perte hydraulique et de dissipation d'énergie des machines hydrauliques24.

Lors d'un mouvement turbulent dans un système mécanique hydraulique, la vitesse d'écoulement de l'eau comprend la vitesse moyenne et la vitesse fluctuante. La génération d'entropie pendant le mouvement turbulent peut également être divisée en deux composantes : l'entropie générée par le mouvement d'écoulement moyen dans le temps et l'entropie générée par la dissipation de l'énergie cinétique turbulente due à la vitesse. Par conséquent, le taux de production d'entropie locale lors d'un mouvement turbulent peut être calculé comme suit :

Le taux de production d'entropie causé par le mouvement moyen dans le temps de l'écoulement d'eau peut être calculé comme suit :

Le taux de production d'entropie causé par la dissipation d'énergie cinétique turbulente due à la vitesse de fluctuation turbulente peut être calculé comme suit :

où \(\mathop {S_{{\overline{D} }}^{\prime \prime \prime }}\limits^{ \cdot }\) est le taux moyen de production d'entropie, connu sous le nom de terme de dissipation directe ; \(\mathop {S_{{D^{^{\prime}} }}^{\prime \prime \prime }}\limits^{ \cdot }\) est le taux de production d'entropie de la fluctuation de vitesse, qui est connu sous le nom de terme de dissipation turbulente ; \(\mu_{eff}\) est la viscosité dynamique effective ; \(\mu\) est la viscosité turbulente ; et \(\mu_{t}\) est la viscosité dynamique turbulente.

\(\mathop {S_{{\overline{D} }}^{\prime \prime \prime }}\limits^{ \cdot }\) peut être obtenu directement par des calculs numériques, mais le taux de production d'entropie \(\ mathop {S_{{D^{^{\prime}} }}^{\prime \prime \prime }}\limits^{ \cdot }\) causé par la vitesse fluctuante turbulente ne peut pas être obtenu directement par des calculs numériques. Cependant, selon des travaux antérieurs sur la théorie de la génération d'entropie locale, la génération d'entropie causée par la vitesse fluctuante turbulente est étroitement liée au modèle de turbulence ε ou ω utilisé dans le calcul numérique. Par conséquent, dans le modèle de turbulence SST k – ω, la production d'entropie causée par la vitesse fluctuante turbulente peut être exprimée comme suit :

où α est une constante de valeur 0,09. ω est la fréquence du vortex turbulent, s−1. k est l'intensité de la turbulence, m2/s2.

Dans le calcul du taux de production d'entropie, étant donné que le taux de production d'entropie a un fort effet de mur, le taux de production d'entropie près du mur ne peut être ignoré. La formule de calcul du taux de production d'entropie près du mur est la suivante :

où \(\overrightarrow {\tau }\) est la contrainte de cisaillement du mur, Pa. \(\overrightarrow {v}\) est la vitesse près du mur, m/s.

Par conséquent, la somme de la production d'entropie dans l'ensemble du système mécanique hydraulique est l'intégration du taux de production d'entropie locale et du taux de production d'entropie de la paroi. Les formules de calcul sont les suivantes :

où \(S_{{pro,\overline{D} }}\) est la production d'entropie causée par la vitesse moyenne, à savoir la production d'entropie dissipative directe ; \(S_{{pro,D^{^{\prime}} }}\) est la production d'entropie causée par la vitesse fluctuante, à savoir la production d'entropie de dissipation turbulente ; \(S_{pro,W}\) est la production d'entropie au mur, c'est-à-dire la production d'entropie de dissipation au mur ; V est le volume du domaine fluide ; et A est la surface de paroi du domaine fluide.

Dans cet article, un modèle de station de pompage à flux axial horizontal en Chine est sélectionné comme objet de recherche. La tête de conception du modèle de station de pompage à flux axial est de 203 l/s ; la hauteur de conception est de 2,01 m et l'efficacité du point de fonctionnement de conception est de 68,39 %. Le tableau 1 montre les principaux paramètres géométriques du modèle hydraulique de pompe à écoulement axial équipé dans le système de station de pompage. La modélisation tridimensionnelle du système de pompe à flux axial à grande échelle est réalisée par le logiciel UG25. Le domaine de calcul comprend les sections d'extension d'entrée et de sortie, le canal d'entrée, le canal de sortie, la roue, l'aube directrice et le corps de l'ampoule. Lorsque le grand système de pompe à débit axial utilise l'eau d'entrée en amont pour la production d'énergie inverse, le sens d'écoulement et le sens de rotation de la turbine dans le système sont opposés à ceux des conditions de pompage conventionnelles. La figure 1 montre un modèle tridimensionnel du grand système de pompe à écoulement axial pour les opérations de production d'énergie inverse.

Modèle tridimensionnel d'un grand système de pompe à flux axial pour les opérations de production d'énergie inversée.

Le modèle de calcul est maillé sur la base du logiciel ICEM. Le domaine de calcul utilise une grille hybride pour la division de grille26, dans laquelle le canal d'entrée, le canal de sortie, la roue et les aubes directrices sont des grilles structurées, et le corps de l'ampoule est une grille non structurée. Pendant le processus de maillage, pour contrôler l'influence de la topologie de la grille et du numéro de grille sur les résultats du calcul numérique, le rapport d'aspect de la grille est contrôlé pour garantir que les tailles des nœuds de grille adjacents sont similaires. Dans les calculs CFD, le rapport d'aspect de la grille doit être inférieur à 10 ~ 100, et la grille de cet article satisfait à cette exigence. Une fois le processus de maillage terminé, les parois latérales de la roue et d'autres positions clés sont cryptées pour garantir que les valeurs y + de la grille de la roue sont inférieures à 10. Lorsque la condition de production d'énergie inverse optimale est prise comme condition représentative dans la grille test d'indépendance, la tête expérimentale de la condition de production d'énergie inverse optimale est de 3,85 m et l'efficacité expérimentale est de 71,69%. Les résultats du test d'indépendance du réseau sont présentés dans le tableau 2. Le tableau 2 montre que lorsque le numéro de réseau est supérieur à 5,09 × 106, les fluctuations de charge du modèle de système de pompe à grand débit axial pour la production d'énergie inverse ont tendance à être stables. Compte tenu de la précision et du coût du calcul, un numéro de grille de 6,26 × 106 a été sélectionné pour le calcul numérique. La grille de calcul est représentée sur la Fig. 2.

Grilles de calcul.

Le modèle de turbulence SST k – ω est un modèle de viscosité turbulente à deux équations qui considère la force de cisaillement turbulente dans la viscosité turbulente et peut mieux prédire les caractéristiques d'écoulement instables telles que les tourbillons. De plus, la fonction de paroi du modèle de turbulence SST k – ω peut capturer avec précision les caractéristiques de viscosité d'un faible nombre de Reynolds près de la région de la paroi de la machinerie de la turbine, et les résultats des calculs sont plus précis dans les écoulements avec des gradients de pression. Par conséquent, le modèle de turbulence SST k – ω a été sélectionné pour les calculs numériques dans cet article. Les équations du modèle de turbulence SST k–ω sont les suivantes :

où \(k\) est l'énergie cinétique turbulente. \({\upomega }\) est la fréquence de turbulence. \(P_{k}\) est le taux de production de turbulence. \(\rho_{m}\) est la densité du mélange, kg/m3. \(u_{j}\) est la composante de vitesse dans la direction j. \(\mu_{t}\) est la viscosité de turbulence et \(\mu\) est la viscosité dynamique, Pa s. \(F_{1}\) et \(F_{2}\) sont des fonctions mixtes. \(\beta^{*}\), \({\upbeta }\), \({\upalpha }\), \(\alpha_{1}\), \(\alpha_{k}\), \ (\sigma_{\omega }\) et \(\sigma_{\omega 2}\) sont tous des coefficients empiriques. \(S\) est l'invariant du taux de déformation. \(D_{\omega }\) est le terme de dissipation dans l'équation \({\upomega }\) . \(Cd_{\omega }\) est le terme de diffusion croisée dans le modèle SST.

Le calcul numérique est effectué dans le logiciel de calcul de fluide ANSYS CFX17.0. Dans le processus de calcul instable, les résultats du calcul stable sont utilisés comme fichier initial, le rotor et le stator sont couplés par la méthode du rotor gelé, et l'interface de glissement du rotor gelé transitoire est utilisée pour la transmission d'informations entre les domaines rotatif et statique. La condition aux limites d'entrée du domaine de calcul est définie comme une entrée de débit massique et la condition aux limites de sortie est définie comme une sortie d'ouverture avec une pression relative de 0 Pa. Toutes les parois du domaine de calcul sont définies sur des conditions sans glissement. Le nombre maximal d'itérations pour chaque pas de temps du calcul instationnaire est fixé à 20, et la limite de convergence résiduelle est fixée à 1 × 10−5. Le pas de temps du calcul instationnaire est fixé à 5 × 10–4 s, et chaque cycle de rotation de la roue est échantillonné 120 fois. Ainsi, le temps de calcul total est de 0,96 s pour 16 cycles de rotation de la roue. Les huit premières périodes de rotation de la roue assurent la stabilité du calcul. Les huit périodes de rotation restantes de la turbine sont sélectionnées pour l'analyse des variables. Les variables utilisées dans cet article sont les variables moyennes des huit derniers cycles.

Dans cet article, un banc d'essai complet de machines hydrauliques de haute précision est construit. Les caractéristiques énergétiques et les fluctuations de pression dans la pompe du modèle de système de station de pompage à grand débit axial peuvent être mesurées dans des conditions de production d'énergie inverses sur le banc d'essai. Le diagramme schématique du système expérimental est illustré à la Fig. 3. Les paramètres spécifiques du système expérimental sont indiqués au Tableau 3. Le modèle expérimental du système de station de pompage à grand débit axial est illustré à la Fig. 4. Cette expérience a une bonne répétabilité, et l'erreur de tête maximale dans le test des caractéristiques énergétiques est inférieure à 0,5 %. Dans le processus d'essai réel, 16 conditions d'écoulement différentes pour le système de pompe à écoulement axial pour les opérations de production d'énergie inverse ont été testées conformément aux exigences de la « spécification d'essai d'acceptation pour le modèle de pompe et le modèle d'appareil (SL 140–2006) ». Au cours de l'expérience, les tests d'acquisition des pulsations de pression et des caractéristiques énergétiques ont été effectués simultanément. Le point de surveillance des pulsations de pression était situé sur la paroi extérieure de la pompe à eau et la position axiale était située au milieu de la roue.

Schémas physiques du banc d'essai. 1. Réservoir d'admission, 2. Groupe motopompe et moteur d'entraînement testés, 3. Réservoir de sortie de pression, 4. Réservoir de bifurcation, 5. Vanne de régulation d'état, 6. Redresseur de régulation de tension, 7. Débitmètre électromagnétique, 8. Système avant et vanne de commande à fonctionnement inversé, 9. Unité de pompe auxiliaire.

Modèle expérimental du grand système de station de pompage à flux axial. (a) Turbine, (b) Aubes directrices, (c) Schéma d'installation du modèle de station de pompage.

Pour vérifier la fiabilité du calcul numérique, le modèle de système de pompe à grand débit axial a été testé dans des conditions de génération d'énergie inverse à une vitesse expérimentale de 1000 tr/min. Les caractéristiques énergétiques et les caractéristiques de pulsation de pression interne du système de pompe à écoulement axial dans des conditions de production d'énergie inverse sont illustrées à la Fig. 5. Le coefficient de pulsation de pression Cp à la Fig. 5b est défini comme suit :

où p est la valeur de pression transitoire, \(\overline{p}\) est la valeur de pression moyenne et u2 est la vitesse circonférentielle de la sortie de la roue.

Comparaison entre résultats numériques et résultats expérimentaux.

La figure 5a montre qu'à mesure que le débit augmente, la tête du système de pompage pour la génération d'énergie inverse augmente progressivement. L'efficacité augmente d'abord puis diminue; cependant, il maintient toujours une efficacité de conversion hydraulique élevée dans des conditions de débit important. La hauteur de chute optimale obtenue par le calcul numérique est de 3,68 m, et le rendement correspondant est de 74,01 %. Une comparaison des résultats numériques et expérimentaux montre que la tendance de changement de la courbe caractéristique d'énergie calculée numériquement est essentiellement cohérente avec la courbe caractéristique d'énergie expérimentale, avec une erreur maximale d'environ 5 %. La figure 5b montre que la forme d'onde de la pulsation de pression dans la pompe obtenue par le calcul numérique est essentiellement cohérente avec celle obtenue dans l'expérience. La composante de fréquence de la pulsation de pression est très cohérente avec les résultats expérimentaux ; cependant, il y a une certaine erreur dans l'amplitude de la pulsation de pression. En général, les résultats des calculs numériques sont en bon accord avec les résultats expérimentaux ; ainsi, des prédictions de haute précision pour les caractéristiques énergétiques du système et le flux transitoire dans le système sont possibles, vérifiant l'exactitude des calculs et analyses ultérieurs.

La figure 6 montre la répartition des pertes d'énergie dans le système dans différentes conditions d'écoulement. La figure 6a montre la distribution de perte hydraulique de chaque région obtenue par le procédé de chute de pression, tandis que la figure 6b montre la distribution de production d'entropie totale de chaque région obtenue par le procédé de production d'entropie. Dans la Fig. 6a, \(\Delta h\) peut être calculé comme suit :

où \(\Delta h\) est la perte hydraulique, m. P2 et P1 sont la pression d'exportation totale et la pression d'importation totale des composants du flux, Pa. \(\rho\) est la densité de l'eau, kg/m3.

Répartition de la perte d'énergie dans le système dans différentes conditions de débit. (a) Distribution de la perte hydraulique dans chaque région (méthode de la chute de pression), (b) Distribution de la production totale d'entropie dans chaque région (méthode de la production d'entropie).

La figure 6 montre qu'à mesure que le débit augmente, la perte hydraulique et la production totale d'entropie dans chaque région augmentent progressivement ; cependant, la sensibilité de la perte d'énergie dans chaque région à l'augmentation du débit diffère. Les pertes d'énergie de l'entrée, du bulbe et de l'aube directrice sont moins sensibles à l'augmentation du débit, alors que la sortie est plus sensible à l'augmentation du débit. La perte d'énergie de la sortie augmente considérablement avec l'augmentation du débit. Pour un débit de 0,8 Qbep, la perte hydraulique de l'exutoire est de 0,076 m, et la valeur de production d'entropie totale est de 0,404 W/K. Pour un débit de 1,0 Qbep, la perte hydraulique de l'exutoire est de 0,199 m, et la valeur de production d'entropie totale est de 1,252 W/K. Pour un débit de 1,2 Qbep, la perte hydraulique de l'exutoire est de 0,706 m, et la valeur de production d'entropie totale est de 5,911 W/K. Les figures 6a et b montrent que la distribution de production d'entropie totale dans chaque région est essentiellement cohérente avec la tendance de variation de la distribution de perte hydraulique dans chaque région, montrant que la méthode de production d'entropie utilisée dans cet article peut également être utilisée pour évaluer la perte d'énergie de grands systèmes de pompe à flux axial dans des conditions de production d'énergie inverse.

La figure 7 montre la distribution du rapport de production d'entropie de chaque région du système dans différentes conditions d'écoulement. La figure 7 montre que le taux de production d'entropie de l'entrée est faible dans différentes conditions d'écoulement et que la sensibilité à l'augmentation du débit est très faible. Le taux de production d'entropie sous la condition de flux de 0,8 Qbep est de 1,72 %, le taux de production d'entropie sous la condition de flux de 1,0 Qbep est de 1,54 % et le taux de production d'entropie sous la condition de flux de 1,2 Qbep est de 1,14 %. Les résultats montrent que la perte hydraulique de l'entrée ne joue pas un rôle important dans les opérations de génération d'énergie inverse du système. Par conséquent, une analyse des composants est omise dans l'analyse détaillée du taux de production d'entropie locale dans la section suivante. Le bulbe et l'aube directrice deviennent les composants d'entrée d'eau lors des opérations de génération d'énergie inversée. La somme des taux de production d'entropie des deux composants dans différentes conditions d'écoulement fluctue d'environ 10 ~ 15 %. Les ratios de production d'entropie sont de 8,61 % et 8,27 % pour la condition de flux 0,8Qbep, 8,43% et 8,16% pour la condition de flux 1,0Qbep et 5,64% et 5,14% pour la condition de flux 1,2Qbep. Lorsqu'un grand système de pompe à flux axial pour la production d'énergie inverse est orienté vers des conditions de faible débit, la production d'entropie de la roue joue un rôle important dans la production d'entropie totale du système. La production d'entropie de la turbine est de 61,56 % dans des conditions de débit de 0,8 Qbep, de 55,29 % dans des conditions de débit de 0,9 Qbep et de 48,53 % dans des conditions de débit de 1,0 Qbep, ce qui indique que la turbine est la principale source de perte d'énergie dans le système pour la génération d'énergie inversée. à la fois dans des conditions de faible débit et dans des conditions optimales. Lorsque le système est orienté vers des conditions de débit élevé, le rapport de génération d'entropie de la roue diminue progressivement et la génération d'entropie du canal de sortie commence à jouer un rôle important dans la génération d'entropie totale du système. Le taux de génération d'entropie du canal de sortie est de 49,47 % dans des conditions d'écoulement de 1,1 Qbep et de 59,38 % dans des conditions d'écoulement de 1,2 Qbep. Les résultats ci-dessus montrent que si les performances hydrauliques d'un grand système de pompe à écoulement axial pour la production d'énergie inverse doivent être améliorées, le canal d'admission, le corps de bulbe et l'aube directrice n'ont pas besoin de mises à jour de conception importantes. La capacité de conversion d'énergie de la roue de pompe à écoulement axial est meilleure dans des conditions de débit élevé que dans des conditions de faible débit. L'aube de pompe à flux axial peut être repensée en fonction du mode turbine pour améliorer la capacité de conversion d'énergie de la roue à aubes dans des conditions de faible débit. La production d'entropie du canal de sortie joue un rôle important dans la production totale d'entropie du système. Pour des débits importants, l'impact et les pertes par diffusion de l'écoulement dans le canal de sortie augmentent significativement. Par conséquent, pour optimiser le canal de sortie, la forme géométrique du canal de sortie peut être repensée, ou un dispositif de dérivation peut être installé pour réduire considérablement la production d'entropie et la perte hydraulique totale du système.

Distribution du taux de production d'entropie dans chaque région du système dans différentes conditions d'écoulement.

Selon la théorie de la production d'entropie, les composants de la production d'entropie totale comprennent la production d'entropie locale et la production d'entropie de paroi. La production d'entropie locale est divisée en production d'entropie directe et production d'entropie de dissipation turbulente. Parmi eux, la production d'entropie de dissipation turbulente est principalement liée aux flux indésirables dans le système, tels que la séparation des flux et le reflux. La production d'entropie de dissipation de la paroi est causée par la perte par frottement dans la région proche de la paroi. La figure 8 montre les caractéristiques de distribution des trois types de production d'entropie dans différentes conditions d'écoulement. La figure 8a montre que dans différentes conditions d'écoulement, la proportion de la production d'entropie de dissipation directe dans la production d'entropie totale est faible dans chaque région, et la production d'entropie totale est dominée par la production d'entropie de dissipation turbulente et la production d'entropie de dissipation de paroi. La génération d'entropie totale dans le passage d'entrée est dominée par la génération d'entropie de dissipation turbulente dans diverses conditions d'écoulement. La proportion de génération d'entropie de dissipation turbulente augmente d'abord puis diminue avec l'augmentation du débit. Dans les conditions d'écoulement optimales de 1,0 Qbep, la proportion de la production d'entropie de dissipation turbulente est d'environ 70 %, tandis que la proportion de la production d'entropie de dissipation de la paroi est d'environ 20 %. La production totale d'entropie de l'ampoule est dominée par la production d'entropie de paroi dans différentes conditions d'écoulement, et la proportion de la production d'entropie de paroi est relativement stable, tandis que la production d'entropie locale est relativement faible. Ce résultat se produit parce que le corps de l'ampoule est équipé de plusieurs grandes lames de support, et la perte de friction entre le débit d'eau et les grandes lames provoque plus de production d'entropie dans la zone du mur que dans la zone principale. Dans les conditions d'écoulement optimales de 1,0 Qbep, la proportion de la production d'entropie de dissipation de la paroi est d'environ 74 %, tandis que la proportion de la production d'entropie de dissipation turbulente est d'environ 22 %. La production d'entropie de dissipation turbulente et la production d'entropie de paroi dans la zone des aubes directrices sont relativement similaires dans des conditions d'écoulement différentes. Dans les conditions d'écoulement optimales de 1,0 Qbep, la proportion de la production d'entropie de dissipation de la paroi est d'environ 38 %, tandis que la proportion de la production d'entropie de dissipation turbulente est d'environ 49 %. La génération d'entropie totale dans la région de la roue est dominée par l'entropie de dissipation de la paroi à de faibles débits. Lorsque le débit augmente, la proportion de génération d'entropie de dissipation turbulente augmente progressivement, et la génération d'entropie totale dans la région de la roue commence à être dominée par la génération d'entropie de dissipation turbulente. Dans les conditions d'écoulement optimales de 1,0 Qbep, la proportion de la production d'entropie de dissipation des parois est d'environ 42 %, tandis que la proportion de la production d'entropie de dissipation turbulente est d'environ 49 %. La production totale d'entropie dans le canal de sortie est clairement dominée par la production d'entropie turbulente. Ce résultat se produit parce que lorsque des opérations inverses sont effectuées, le flux est évacué à travers la roue sans rectification des aubes directrices, impactant considérablement l'intensité de diffusion du flux dans le canal de sortie. Dans les conditions d'écoulement optimales de 1,0 Qbep, la proportion de la production d'entropie de dissipation de la paroi est d'environ 8 %, tandis que la proportion de la production d'entropie de dissipation turbulente est d'environ 92 %. La figure 8b montre que la proportion de la production d'entropie dissipative directe dans la production totale d'entropie du système est inférieure à 10% et que la proportion diminue avec l'augmentation du débit. La production d'entropie de dissipation turbulente domine la production totale d'entropie du système. Au fur et à mesure que le débit augmente, la séparation du flux, le reflux dans la roue et la diffusion du flux dans le canal de sortie provoquent l'augmentation de la structure de turbulence du système, et la proportion de production d'entropie de dissipation turbulente augmente progressivement avec l'augmentation du débit. Dans les conditions d'écoulement optimales de 1,0 Qbep, la proportion de production d'entropie de dissipation turbulente dans le système est de 61 %. La proportion de la production d'entropie de dissipation de paroi dans la production d'entropie totale du système diminue progressivement avec l'augmentation du débit, et la proportion de la production d'entropie de dissipation de paroi du système est de 33 % dans la condition de débit optimale de 1,0 Qbep.

Caractéristiques de distribution de trois types de génération d'entropie dans différentes conditions d'écoulement.

Selon l'analyse de la section précédente, la production d'entropie locale joue un rôle dominant dans la production totale d'entropie du système. Au fur et à mesure que le débit augmente, la séparation du flux, le reflux et la diffusion du flux dans le canal de sortie provoquent l'augmentation de la structure de turbulence du système, et la proportion de la production d'entropie locale augmente progressivement avec l'augmentation du débit. Dans ce chapitre et les sections "Répartition détaillée du taux de production d'entropie locale de la roue" et "Répartition détaillée du taux de production d'entropie locale dans le canal de sortie", la méthode du taux de production d'entropie locale est utilisée pour déterminer l'emplacement précis de la perte d'énergie dans chaque région, et le mécanisme de dissipation d'énergie dans chaque région est analysé.

Le corps de l'ampoule et l'aube directrice deviennent les composants d'entrée lorsque le système est en mode de génération d'énergie inverse, et la somme des taux de production d'entropie des deux composants dans différentes conditions d'écoulement est d'environ 10 ~ 15 %. Pour étudier le mécanisme de génération de la production d'entropie locale dans le corps de l'ampoule et l'aube directrice, la section longitudinale médiane et six sections transversales du corps de l'ampoule et de l'aube directrice ont été sélectionnées comme sections typiques pour analyser la distribution de la production d'entropie locale dans le corps de l'ampoule et le guide. palette dans le sens de l'écoulement. La figure 9 montre un diagramme schématique des sections typiques du corps de bulbe et de l'aube directrice.

Sections typiques du corps du bulbe et de l'aube directrice.

La figure 10 montre la distribution du taux de production d'entropie locale dans les sections longitudinales médianes du bulbe et de l'aube directrice. La figure 11 montre que l'eau s'écoulant dans l'ampoule diffuse uniformément à l'extrémité avant de l'ampoule et que la perte d'énergie est faible. Par la suite, l'eau entre en collision avec la tête du cône du bulbe et une petite région de production d'entropie élevée apparaît à la tête du cône du bulbe. Lorsque le flux se déplace vers le milieu du bulbe, le flux est comprimé et divisé par la pale de support du bulbe, et plusieurs zones de production à haute entropie apparaissent au milieu du bulbe. Ensuite, l'eau s'écoule hors du corps de bulbe et la diffusion se produit dans l'aube directrice. De même, du fait de l'effet de coupe des aubes directrices, il y a une certaine production d'entropie dans l'aube directrice.

Répartition du taux de production d'entropie locale dans la section longitudinale médiane du bulbe et de l'aube directrice.

Répartition du taux de production d'entropie locale des sections transversales typiques du bulbe et de l'aube directrice.

La figure 11 montre la distribution du taux de production d'entropie locale dans les six sections transversales du bulbe et de l'aube directrice. Les conclusions suivantes peuvent être tirées de la figure 11. Tout d'abord, six pales supportant l'ampoule divisent le canal d'écoulement en six passages séparés. Dans les conditions d'écoulement de 0,8 Qbep et 1,2 Qbep, la distribution du taux de production d'entropie des sections II ~ VI présente généralement six régions en forme d'éventail avec des lois de distribution approximatives et des distributions également espacées entre la zone de production à haute entropie et la zone de production à faible entropie. En effet, lorsque deux brins d'eau se rencontrent dans un seul canal, un écoulement de cisaillement se produit. En raison de la compression du canal et du flux de cisaillement, les deux brins d'eau génèrent une zone de production d'entropie élevée au confluent, et après que le flux se rencontre dans le canal, le schéma d'écoulement est bon et la production d'entropie est faible. Deuxièmement, le taux de production d'entropie diminue des parois latérales des coques intérieure et extérieure vers le centre du passage de l'eau. Cela se produit parce qu'il y a un gradient de vitesse important près de la coque intérieure et une collision et une extrusion entre la paroi latérale et la pale, ce qui entraîne un taux de production d'entropie plus élevé. Près du centre du passage d'eau, la collision et l'extrusion entre la paroi de bord et la lame sont faibles, le modèle d'écoulement est bon et le taux de production d'entropie est faible. Troisièmement, dans différentes conditions d'écoulement, le taux de production d'entropie locale est augmenté près de la paroi latérale du bulbe et de l'aube directrice, et avec l'augmentation du débit, le taux de production d'entropie locale près de la paroi latérale augmente clairement. Ce phénomène peut s'expliquer par une augmentation de la contrainte visqueuse dans la couche limite et de la contrainte de cisaillement près de la paroi, qui a été rapportée dans des études antérieures sur la volute de la turbine Francis19.

Pour analyser plus en détail le mécanisme de génération de la production d'entropie locale dans le bulbe et l'aube directrice, la figure 12 montre la distribution du taux de production d'entropie dans différentes portées du bulbe et de l'aube directrice dans diverses conditions d'écoulement. Les conclusions suivantes peuvent être obtenues à partir de la Fig. 12. Premièrement, dans différentes conditions d'écoulement, la plage de la zone de production à haute entropie dans la section de 0,5 portée est clairement petite, en particulier dans l'aube directrice. Cela montre que le modèle d'écoulement dans la section médiane du canal est bon et que la perte d'énergie est faible, ce qui est cohérent avec les conclusions obtenues à partir de l'analyse de la Fig. 11. Deuxièmement, avec l'augmentation du débit, l'impact de la haute- la vitesse d'écoulement de l'eau sur la tête de la lame de support de bulbe augmente progressivement et des zones de production de haute entropie en bandes apparaissent à la tête de la lame de support de bulbe dans différentes sections de portée. Troisièmement, sous la condition d'un débit de 1,0 Qbep, l'angle d'entrée d'eau et l'angle de l'aube directrice ont un degré élevé de convergence, les effets de cisaillement et d'extrusion de l'aube directrice sont faibles et la gamme de production d'entropie élevée dans différentes sections de portée de l'aube directrice est clairement petite. Quatrièmement, sous la condition d'un débit de 1,2 Qbep, la vitesse d'écoulement dans le canal augmente et l'écoulement entre violemment en collision avec la lame de support et la lame de guidage dans le corps de l'ampoule. La perte de production d'entropie augmente et la plage de la zone de production d'entropie élevée est nettement plus grande que celle dans d'autres conditions. De plus, dans des conditions d'écoulement important, la collision et l'écoulement de cisaillement de l'eau près de la coque dans le canal deviennent de plus en plus intenses, et la plage de la zone de production à haute entropie dans la section de 0,9 portée du bulbe augmente clairement.

Répartition du taux de production d'entropie locale de la section d'étalement des feuilles du corps de l'ampoule et de l'aube directrice.

La roue est l'un des composants les plus importants des grands systèmes de pompe à flux axial pour la production d'énergie inverse. Lorsqu'un grand système de pompe à écoulement axial est biaisé vers un petit débit, le taux de production d'entropie de la roue joue un rôle important dans le taux de production d'entropie total du système. Le taux de production d'entropie de l'impulseur est de 61,56 % à un débit de 0,8 Qbep, de 55,29 % à un débit de 0,9 Qbep et de 48,53 % à un débit de 1,0 Qbep. Pour étudier le mécanisme de génération de la production d'entropie locale dans la roue, différentes sections de portée de la roue ont été sélectionnées pour analyser les changements dans la distribution de la production d'entropie locale dans la roue. La figure 13 montre la distribution du taux de production d'entropie et l'amplification du vecteur de vitesse locale dans différentes portées de la roue dans diverses conditions d'écoulement. La figure 13 montre que dans différentes conditions d'écoulement, les zones de production à haute entropie de la section de 0,5 portée sont petites, tandis que les zones de production à haute entropie de la section de 0,1 portée sont grandes. Dans les conditions d'écoulement de 0.8Qbep et 1.0Qbep, les zones de production à haute entropie sont principalement concentrées dans le bord de fuite de la surface d'aspiration de l'aube et le bord de fuite de l'aube. Cette zone de production à haute entropie est étroitement liée à la séparation des flux et au sillage des pales. Sous la condition d'un débit de 1.0Qbep, l'émergence de cette zone de production à haute entropie est principalement liée au sillage de la pale car la vitesse de sillage au bord de fuite de la pale est supérieure à la vitesse principale. Par conséquent, dans le canal de la pale près de la sortie de la roue, il existe une zone de transition entre la vitesse du courant principal et la vitesse de sillage de la pale, ce qui entraîne un certain degré de production d'entropie. Sous la condition d'un débit de 0,8 Qbep, la séparation des flux devient une cause dominante de cette zone de production à haute entropie. Le diagramme A d'amplification du vecteur vitesse local montre qu'il existe une certaine plage de séparation de flux au niveau du bord de fuite de l'extrados de l'aube. Cette séparation d'écoulement provoque une zone à faible vitesse et un tourbillon de séparation correspondant au bord de fuite de l'aube. La zone à faible vitesse et le vortex de séparation entraînent une perte d'énergie et une production d'entropie.

Distribution du taux de production d'entropie de différentes portées de roue et diagrammes d'amplification du vecteur de vitesse locale.

Sous la condition d'un débit de 1,2 Qbep, le débit dans la pompe continue d'augmenter, et l'impact d'entrée et la déviation de sortie de la lame augmentent également. L'amplification du vecteur de vitesse locale sur la figure 13C montre que sous la condition d'un débit de 1,2 Qbep, une zone de vortex claire se forme au bord avant de l'aspiration à l'entrée de la pale, et cette zone de vortex perturbe le fluide environnant. De plus, le diagramme d'amplification du vecteur vitesse local B montre qu'au bord de fuite de la surface d'aspiration d'une aube de section d'envergure 0,1, les écoulements d'eau à grande vitesse convergent au bord de fuite de l'aube, provoquant une nette séparation des écoulements. La perturbation du vortex à l'entrée de la roue et la séparation de l'écoulement à la sortie de la roue aggravent la dissipation d'énergie de l'écoulement dans des conditions de grand débit. L'impact de l'écoulement à grande vitesse sur les écoulements défavorables élargit davantage la plage de la zone de production à haute entropie dans la turbine sous la condition d'écoulement de 1,2 Qbep que sous les conditions d'écoulement de 0,8 Qbep et 1,0 Qbep.

Selon les résultats numériques présentés sur la figure 8, la valeur de production d'entropie du canal de sortie est très sensible aux augmentations du débit. Lorsque le système est orienté vers un débit plus élevé, la valeur de production d'entropie de la sortie domine la production totale d'entropie du système. Sous un débit de 1,1 Qbep, la valeur totale de production d'entropie de la sortie est de 2,827 W/K, ce qui représente 49,47 % de la production totale d'entropie du système. Sous un débit de 1,2 Qbep, la valeur totale de production d'entropie de la sortie est de 5,911 W/K, ce qui représente 59,38 % de la production totale d'entropie du système. Pour explorer en détail le mécanisme de dissipation d'énergie dans le canal de sortie, six sections du canal de sortie ont été sélectionnées comme sections typiques, comme illustré à la Fig. 14.

Schéma de principe d'une section type retenue pour le canal de sortie.

La figure 15 montre des diagrammes vectoriels de vitesse tridimensionnels de la sortie dans différentes conditions d'écoulement. La figure 16 montre les distributions de taux de production d'entropie locale et des diagrammes simplifiés de sections typiques du canal de sortie. Les conclusions suivantes peuvent être obtenues selon les Fig. 15 et 16. Tout d'abord, par rapport aux conditions d'écoulement de 1.0Qbep et 1.2Qbep, le taux de production d'entropie locale dans le canal de sortie est plus petit dans les conditions d'écoulement de 0.8Qbep, et la plage de la zone de production d'entropie élevée de chaque section typique est aussi plus petit. D'après les diagrammes vectoriels de vitesse tridimensionnels et les diagrammes de lignes de courant des sections typiques, il existe des écoulements défavorables, tels que des tourbillons et des écoulements transversaux, dans le canal de sortie ; cependant, il n'y a pas de tourbillons évidents à la sortie de la roue et la force de rotation de l'écoulement dans le canal est faible. Ainsi, un écoulement défavorable, tel que des tourbillons et des écoulements croisés, est la principale source de production d'entropie dans le canal de sortie dans des conditions d'écoulement faible. Deuxièmement, il convient de noter qu'il n'y a pas de tourbillons clairs, de flux croisés ou d'autres flux indésirables dans le canal de sortie dans la condition de flux à haut rendement de 1,0 Qbep ; cependant, par rapport à la condition de faible débit, la production d'entropie dans le canal de sortie est augmentée. La raison principale de ce phénomène est qu'avec l'augmentation de la vitesse d'écoulement, la sortie de la turbine forme un certain degré de tourbillon, et l'amélioration de la rotation de l'écoulement dans le canal de sortie et l'augmentation de la structure de turbulence provoquent la zone de production d'entropie élevée dans la sortie canal pour se développer dans des conditions de point de rendement élevé. Troisièmement, lorsque la vitesse d'écoulement dans le système dépasse la vitesse ponctuelle efficace, le taux de génération d'entropie dans le canal de sortie augmente fortement en raison du courant de Foucault près du milieu du canal de sortie. Dans la condition de grand débit de 1,2 Qbep, la plage de la zone de production à haute entropie d'une section typique du canal de sortie augmente considérablement, et la zone de production à haute entropie est principalement distribuée près du milieu du canal de sortie, à savoir près des sections II , III, IV et V. Selon les diagrammes vectoriels de vitesse tridimensionnels et les diagrammes de ligne de courant des sections typiques, la vitesse de tourbillonnement à la sortie de la roue augmente de manière significative dans des conditions de grand débit, et le flux tourbillonnant à grande vitesse causé par la rotation de la roue à aubes tourne en avant dans le canal de sortie. Le courant de Foucault à haute fréquence généré par la rotation de la roue PAT impacte et se dissipe au voisinage du milieu du canal de sortie, ce qui entraîne une augmentation significative de la structure de turbulence au milieu du canal de sortie, ce qui conduit directement à un augmentation du taux de génération d'entropie totale du canal de sortie dans des conditions de grand débit. Ce résultat est cohérent avec l'analyse de l'écoulement dans le tube d'aspiration d'une turbine à écoulement axial à très faible chute dans la Réf.27.

Diagrammes vectoriels de vitesse tridimensionnels du canal de sortie dans différentes conditions d'écoulement.

Distribution du taux de production d'entropie locale et diagrammes simplifiés des sections transversales typiques du canal de sortie.

Pour révéler le mécanisme de perte d'énergie d'un grand système de pompe à écoulement axial dans les opérations de production d'énergie inverse et pour fournir des conseils théoriques pour l'application et la promotion de tels projets d'énergie renouvelable, dans cet article, la méthode de génération d'entropie est utilisée pour étudier la taille précise et distribution de la dissipation d'énergie mécanique des composants d'un grand système de pompe à écoulement axial (canal d'entrée, corps de bulbe, aube directrice, roue et canal de sortie) pour la génération d'énergie inverse, et les changements et les causes de la distribution de dissipation d'énergie de chaque composant sont analysés en profondeur dans différentes conditions d'écoulement. Les principales conclusions sont les suivantes:

La proportion de génération d'entropie dissipative directe dans la génération d'entropie totale du système est inférieure à 10 %, et cette proportion diminue avec l'augmentation du débit. La génération d'entropie de dissipation turbulente domine toujours la génération d'entropie totale du système, et avec l'augmentation du débit, la séparation du flux, le reflux dans la roue et la diffusion du flux d'eau dans le canal de sortie conduisent à une augmentation de la structure de turbulence du système, ainsi qu'une augmentation de la proportion de génération d'entropie de dissipation turbulente. Sous le débit optimal de 1,0 Qbep, la proportion de production d'entropie de dissipation turbulente dans le système est de 61 %, et la proportion de production d'entropie dissipative sur la paroi du système est de 33 %.

Le bulbe et l'aube directrice deviennent les composants d'admission lorsque le système est en mode de génération d'énergie inversée. Dans différentes conditions d'écoulement, la somme du rapport de production d'entropie des deux composants est d'environ 10 à 15 %. Les taux de production d'entropie du bulbe et de l'aube directrice diminuent progressivement depuis la paroi latérale de la coque intérieure et de la coque extérieure jusqu'au centre du passage d'eau. Le taux de génération d'entropie locale est plus élevé au niveau de la paroi latérale du bulbe et de l'aube directrice, et avec l'augmentation du débit, le taux de génération d'entropie locale au niveau de la paroi latérale augmente nettement.

Lorsque le grand système de pompe à écoulement axial fonctionne à un petit débit, le taux de production d'entropie de la roue domine le taux de production d'entropie total du système. Le taux de production d'entropie de la turbine est de 61,56 % à un débit de 0,8 Qbep, de 55,29 % à un débit de 0,9 Qbep et de 48,53 % à un débit de 1,0 Qbep. Dans les conditions d'un faible débit et d'un débit ponctuel à haut rendement, la zone de génération d'entropie élevée est principalement concentrée au bord de fuite de la surface d'aspiration de la pale et au bord de fuite de la pale, et elle est principalement liée à la séparation du flux du bord de fuite de la surface d'aspiration de la pale et du sillage de la pale. Dans des conditions de débit élevé, la dissipation d'énergie du flux d'eau s'intensifie en raison de la perturbation du vortex à l'entrée et de la séparation du flux à la sortie de la roue, et de la plage de la zone de production à haute entropie dans la roue augmente.

La valeur de production d'entropie du canal de sortie est plus sensible aux augmentations de débit que les autres composants du système. Lorsque le système est biaisé vers un débit plus élevé, la valeur de production d'entropie du canal de sortie domine la production totale d'entropie du système, représentant 49,47 % de la production totale d'entropie du système sous la condition d'un débit de 1,1 Qbep et 59,38 % de la production totale d'entropie du système sous la condition d'un débit de 1,2 Qbep. Dans des conditions de faible débit, le taux de production d'entropie locale dans le canal de sortie est faible et la plage de la zone de production d'entropie élevée dans chaque section typique est petite. Les flux indésirables, tels que les tourbillons et les flux croisés, sont la principale source de production d'entropie dans le canal de sortie dans des conditions de faible débit. Lorsque la vitesse d'écoulement dans le système dépasse la vitesse d'écoulement au point d'efficacité le plus élevé, le taux de génération d'entropie dans le canal de sortie augmente fortement en raison du vortex tournant à grande vitesse près du milieu du canal de sortie.

Lorsqu'un grand système de station de pompage à flux axial effectue des opérations de génération d'énergie inverse, le canal d'admission, le corps de l'ampoule et l'aube directrice n'ont pas besoin d'être repensés de manière significative. La capacité de conversion d'énergie de la roue de la pompe à écoulement axial est médiocre dans des conditions de faible écoulement. L'aube de pompe à flux axial peut être modifiée en fonction du mode turbine pour améliorer la capacité de conversion d'énergie de la roue dans des conditions de faible débit. La production d'entropie du canal de sortie joue un rôle important dans la production totale d'entropie du système. Par conséquent, la reconception de la forme géométrique du canal de sortie ou l'installation d'un dispositif de dérivation dans le canal de sortie pour optimiser le canal de sortie peut réduire considérablement la production d'entropie et la perte hydraulique totale du système.

Les ensembles de données utilisés et/ou analysés au cours de l'étude en cours sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande raisonnable.

Coefficient de pulsation de pression

Fréquence (s−1)

Fréquence après transformée de Fourier (s−1)

Accélération locale de la pesanteur (m/s2)

Tête expérimentale (m)

Énergie cinétique turbulente

Couple de la roue (N·m)

Multiple de la fréquence de rotation

Pression transitoire (Pa)

Débit du système de pompe modèle (m3/s)

Débit de conception de la pompe dans des conditions de pompage

Débit correspondant au point d'efficacité le plus élevé dans des conditions de production d'énergie inversée

L'invariant de la vitesse de déformation

Temps (s)

Température (K)

Angle de placement de la lame

La densité du flux (kg/m3)

Fréquence des turbulences

Efficacité (%)

Efficacité expérimentale (%)

La masse volumique mixte (kg/m3)

Composante de vitesse dans la direction j (m/s)

La viscosité turbulente (Pa·s)

Fonctions mixtes

Terme de dissipation dans l'équation \({\upomega }\)

Contrainte de cisaillement de paroi (Pa)

Vitesse près du mur (m/s)

Taux moyen de production d'entropie en vitesse (W m−3 K−3)

Le taux de production d'entropie des fluctuations de vitesse (W m−3 K−3)

Taux de production d'entropie près du mur (W m−3 K−3)

Dynamique des fluides computationnelle

Transport de cisaillement

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Un projet financé par le développement du programme académique prioritaire (PAPD) des établissements d'enseignement supérieur du Jiangsu L'appui à la construction et au montage de l'installation a été soutenu par le laboratoire d'ingénierie hydrodynamique de la province du Jiangsu.

Ce travail de recherche a été soutenu par la National Natural Science Foundation of China (Grant No. 51376155).

Collège des sciences et de l'ingénierie hydrauliques, Université de Yangzhou, Yangzhou, 225009, Chine

Xiaowen Zhang et Fangping Tang

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XZ a contribué à la conservation des données, à l'analyse formelle et à la préparation du projet original ; FT a contribué à la visualisation et a écrit, révisé et édité l'article.

Correspondance avec Fangping Tang.

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Réimpressions et autorisations

Zhang, X., Tang, F. Évaluation de la perte d'énergie des systèmes de pompe à écoulement axial dans les opérations de production d'énergie inverse basée sur la théorie de la production d'entropie. Sci Rep 12, 8667 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-12667-7

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Reçu : 21 janvier 2022

Accepté : 10 mai 2022

Publié: 23 mai 2022

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

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