Investigación de las características hidrodinámicas de un sistema de bomba de flujo axial en condiciones especiales de utilización

Scientific Reports volumen 12, Número de artículo: 5159 (2022) Citar este artículo

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En la operación real, las estaciones de bombeo de flujo axial a menudo se usan para varios propósitos especiales para satisfacer necesidades cambiantes. Sin embargo, debido a que las características hidrodinámicas de los sistemas de bombas de flujo axial aún no están claras cuando se usan para propósitos especiales, existen muchos riesgos cuando los sistemas de bombas se usan para propósitos especiales. Para explorar las características hidrodinámicas de un sistema de bomba de flujo axial en condiciones de utilización especiales, en este documento se establece un banco de pruebas de alta precisión con todas las funciones para un sistema de bomba de flujo axial. Por primera vez, se lleva a cabo un experimento de características energéticas y una medición de fluctuación de presión para una bomba para un modelo de sistema de bomba de flujo axial grande en condiciones de altura cero, bomba inversa y generación de energía inversa. Luego, se utiliza el software ANSYS CFX para resolver la ecuación continua y la ecuación de Navier-Stokes promedio de Reynolds, combinada con el modelo de turbulencia SST k-ω, y se obtiene la curva característica y el campo de flujo interno del sistema de bombeo en condiciones especiales. Finalmente, los resultados de la simulación numérica se comparan con los resultados experimentales. Los resultados muestran que la distribución del gradiente de velocidad en la bomba es uniforme bajo la condición de carga casi nula (NZHC), y no hay un fenómeno obvio de colisión de flujo y reflujo en la bomba. En comparación con la condición de diseño (DC), el valor pico a pico (PPV) de la pulsación de presión en la entrada del impulsor disminuyó un 67,16 %, y el PPV a la salida del impulsor disminuyó un 8,14 % en H = 0 metro. El valor máximo de la amplitud de frecuencia principal (MFA) en el área del impulsor aparece en la entrada del impulsor. Bajo condiciones de bomba inversa (RPC), el fenómeno de flujo inestable en el sistema de bomba es obvio y aparece una gran variedad de zonas de recirculación en la cara que no funciona de la hoja. En comparación con la CC, el PPV de la entrada del impulsor en el punto óptimo de RPC aumentó un 122,61 % y el PPV de la salida del impulsor aumentó un 11,37 %. El valor máximo de MFA en el área del impulsor aparece en la entrada del impulsor. Bajo la condición de generación de energía inversa (RPGC), no se encontró una separación de flujo obvia en la cara que no funciona del impulsor. En comparación con la CC, el PPV de la entrada del impulsor en el punto óptimo del RPGC aumentó en un 65,34 % y el PPV de la salida del impulsor aumentó en un 206,40 %.

En los últimos años, se ha construido una gran cantidad de grandes estaciones de bombeo de flujo axial en todo el mundo, especialmente en China. Las estaciones de bombeo de flujo axial se caracterizan por alturas bajas y grandes caudales y suelen estar ubicadas a lo largo de ríos y zonas costeras. La fluctuación del nivel del agua en los tramos superior e inferior es muy grande, lo que significa que los sistemas de bombas de flujo axial deben hacer frente a las demandas cambiantes en la operación real. Por ejemplo, cuando la diferencia de nivel de agua aguas arriba y aguas abajo es muy pequeña, se debe usar un sistema de bomba de flujo axial para un drenaje de casi cero1,2. Cuando el nivel del agua aguas arriba es más alto que el nivel del agua aguas abajo, es posible que el sistema de bomba de flujo axial deba realizar un levantamiento de agua inverso3, y el sistema de bomba de flujo axial también se puede usar para generar electricidad a partir del agua residual aguas arriba4,5.

Aunque las condiciones de aplicación de las estaciones de bombeo de flujo axial se amplían continuamente, los principales resultados de la investigación hasta el momento se han concentrado en las características hidrodinámicas de las condiciones de bombeo convencionales6,7,8. Hay pocos estudios sobre las características hidrodinámicas de los sistemas de bombas de flujo axial en condiciones especiales de utilización. Las características hidrodinámicas de los sistemas de bombas de flujo axial en condiciones especiales de uso aún no están claras y puede haber muchos riesgos, como la vibración de la unidad y la fractura de las paletas, en la utilización especial del sistema de bombas.

El drenaje de elevación cero, el bombeo inverso y la generación de energía inversa son los usos especiales más comunes de los grandes sistemas de bombas de flujo axial. En los últimos años, los académicos han realizado estudios preliminares sobre las características hidrodinámicas de los sistemas de bombas de flujo axial bajo estas condiciones especiales de utilización. Wang et al.1 tomaron un sistema de bomba de flujo axial inclinado como objeto de investigación y realizaron cálculos numéricos y pruebas de campo por primera vez para un sistema de bomba de flujo axial en condiciones de altura casi nula. Se encontró que el patrón de flujo en la bomba no es particularmente caótico cuando el sistema de bomba de flujo axial inclinado funciona cerca de una cabeza cero, y la pérdida hidráulica de la paleta guía representa la principal pérdida hidráulica del sistema. Li et al.2 llevaron a cabo estudios numéricos y experimentales sobre la vibración de un sistema de bomba de flujo axial horizontal en condiciones de altura casi nula y compararon y analizaron los factores que influyen en la vibración del sistema de bomba en condiciones de altura de diseño y altura cero. Ma et al.3 estudiaron las características hidrodinámicas de una estación de bombeo de flujo axial en condiciones de bombeo inverso. Se encontró que el flujo correspondiente al punto de mayor eficiencia en condiciones de bombeo invertido se desplazó y la eficiencia hidráulica disminuyó significativamente. Bozorg et al.9 utilizaron métodos de dinámica de fluidos computacional y pruebas experimentales para obtener la curva característica de energía de una pequeña bomba de flujo axial en operación de generación de energía inversa y notaron que la bomba de flujo axial puede usarse como una turbina para generar energía inversa en un bajo -cabeza central hidroeléctrica Pico. Qian et al.10 estudiaron dos modos de bomba y turbina para una bomba de flujo axial pequeña y encontraron que el patrón de flujo en la bomba es mejor cuando la bomba de flujo axial pequeña genera energía inversa, y la condición de generación de energía inversa tiene una alta eficiencia más amplia. zona en comparación con la condición de la bomba de avance.

En los últimos años, un número creciente de investigadores ha notado que la pulsación de presión dentro de la maquinaria hidráulica es uno de los factores más importantes que afectan la operación segura y estable de los sistemas de maquinaria hidráulica11,12,13, y también debería ser el componente principal de cualquier análisis de características hidrodinámicas de maquinaria hidráulica14. Sin embargo, la investigación actual sobre las características hidrodinámicas de los sistemas de bombeo de flujo axial en condiciones especiales de uso todavía está dispersa y la investigación se centra principalmente en las características energéticas de los sistemas de bombeo en condiciones especiales de uso15,16,17. Hay una falta de comparación y discusión en profundidad sobre las características hidrodinámicas de los sistemas de bombeo, especialmente la fluctuación de presión en las bombas. Esto también conduce a un juicio ineficaz sobre la seguridad y la estabilidad del sistema de bombeo en condiciones de uso especiales.

El resto de este documento está organizado de la siguiente manera: el modelo hidráulico del sistema de bomba de flujo axial utilizado en el experimento se presenta en la sección "Objeto de investigación". En la sección "Sistema experimental", se introducen los parámetros específicos del sistema experimental y el método de prueba experimental. En la sección "Resultados y análisis del experimento", este artículo analiza la ley de propagación de la pulsación de presión en la bomba del sistema de bomba de flujo axial en condiciones especiales de funcionamiento desde los dos aspectos del dominio del tiempo y el dominio de la frecuencia, y la pulsación de presión. Se comparan en detalle las características del sistema de bombeo en condiciones de bombeo convencionales y en condiciones especiales de funcionamiento. En la sección "Simulación numérica", se presenta el método numérico y el esquema de solución para la bomba de flujo axial en condiciones especiales de utilización. En "Análisis y resultados de simulación numérica", combinado con el campo de flujo en la bomba obtenido mediante simulación numérica, este documento analiza y explica las características hidrodinámicas del sistema de bombeo en condiciones especiales de trabajo, especialmente las características de pulsación de presión en la bomba. La sección "Conclusión" resume todo el trabajo y brinda los posibles problemas de investigación para el enfoque de investigación futura.

El modelo hidráulico de la bomba de flujo axial seleccionada para este experimento se muestra en la Fig. 1. En la Fig. 2 se muestra un diagrama esquemático de la estructura tridimensional del sistema de bomba modelo. Para expresar de manera clara y concisa, la condición de diseño de el sistema de bomba se define como CC, la condición de carga casi nula se define como NZHC, la condición de bomba inversa se define como RPC y la condición de generación de energía inversa se define como RPGC. La dirección de rotación del impulsor bajo tres condiciones especiales de uso se muestra en la Fig. 3. Además, la Tabla 1 muestra los principales parámetros geométricos del sistema de bomba modelo. Además, la Tabla 1 muestra los principales parámetros del sistema de bombeo. La "Velocidad específica" en la Tabla 1 se refiere a la velocidad del impulsor de la bomba cuando la altura es de 1 m, la potencia efectiva es de 1 HP (0,7355 kW) y el caudal es de 0,075 m3/s. La fórmula de cálculo de la velocidad específica de la Tabla 1 es la siguiente:

donde n es la velocidad nominal de la bomba, r/min. Q es el caudal nominal de la bomba, m3/s. H es la cabeza de la bomba, m.

Modelo hidráulico de la bomba de flujo axial.

Diagrama esquemático tridimensional de la estructura del sistema de bomba modelo.

Sentido de rotación del impulsor bajo tres condiciones especiales de utilización.

El experimento se llevó a cabo en un banco de pruebas de maquinaria hidráulica de alta precisión en el Laboratorio Provincial Clave de Ingeniería de Energía Hidráulica de Jiangsu, Universidad de Yangzhou. El banco de pruebas es un sistema de circulación cerrado vertical. Un diagrama esquemático del sistema experimental se muestra en la Fig. 4.

Diagrama esquemático del sistema experimental.

Los principales instrumentos del sistema de medición de prueba incluyen un transmisor de presión diferencial, un caudalímetro electromagnético, un sensor de par de velocidad y un transmisor de presión absoluta. Los parámetros básicos del instrumento se muestran en la Tabla 2. El error integral del sistema de prueba es de ± 0,39%. El proceso de prueba cumple estrictamente con los requisitos del procedimiento de prueba de aceptación para el modelo de bomba y modelo de dispositivo (SL 140-2006). En este experimento, se dispusieron ocho puntos de medición de pulsaciones de presión en la sección de entrada (punto de control P1), entrada del impulsor (punto de control P2), medio del impulsor (punto de control P3), salida del impulsor (punto de control P4), salida del álabe guía (punto de control). punto P5, P6, P7) y tramo de salida (punto de control P8). La Figura 5 muestra el diagrama de medición de la fluctuación de presión en el experimento. La Figura 6 muestra las ubicaciones específicas de los puntos de monitoreo en el experimento. En la prueba de pulsación de presión se utilizó un microsensor dinámico de alta frecuencia CY200. La frecuencia de muestreo de los sensores en los puntos de monitoreo P2, P3 y P4 en el área del impulsor fue de 3 kHz, y la frecuencia de muestreo de los sensores en los otros puntos de monitoreo fue de 1 kHz. La salida de voltaje fue de 0 ~ 5 V y el nivel de precisión fue del 0,1%. Se utilizó un concentrador 485-20 emparejado con el sensor para el instrumento de adquisición. La incertidumbre del sistema de prueba tiene una influencia importante en los resultados de la prueba. La incertidumbre del sistema de la prueba de rendimiento de la bomba es el cuadrado y la raíz de cada incertidumbre del sistema individual. La fórmula de cálculo es la siguiente19:

donde EQ es la incertidumbre del sistema de la medición del caudal y el resultado de la calibración es ± 0,2 %. EH es la incertidumbre del sistema de medición de carga estática, y los resultados de la calibración están en el rango completo de ± 0,10 %. EM es la incertidumbre del sistema de la medición del par, y la incertidumbre del sensor de velocidad del par es de ± 0,15 %. En es la incertidumbre del sistema de la medida de la velocidad. Cuando el período de muestreo es de 2 s y la velocidad no es inferior a 1000 r/min, la incertidumbre es de ± 0,05 %.

Medición de la fluctuación de presión en el experimento.

Diagrama esquemático de las ubicaciones específicas de los puntos de monitoreo dispuestos en el experimento.

La prueba de condición de operación especial del sistema de bomba de flujo axial incluye rotación positiva cerca de la condición de cabeza cero, condición de bomba inversa y condición de generación de energía inversa. La velocidad del impulsor bajo tres condiciones especiales de utilización es de 1000 r/min. Para mostrar la posición específica de la condición de trabajo especial del sistema de bomba de flujo axial en la curva de condición de trabajo completo del sistema de bomba de flujo axial, la Fig. 7 muestra la curva de rendimiento de cuatro cuadrantes obtenida por el experimento del sistema de bomba de flujo axial. La figura 8 muestra una vista parcialmente ampliada de las curvas características energéticas del sistema de bomba de flujo axial bajo tres condiciones especiales de utilización. El flujo Q en la Fig. 8 se procesa adimensionalmente de la siguiente manera19:

donde Qi es el caudal del sistema de bombeo en las condiciones de trabajo i y Qd es el caudal del sistema de bombeo en las condiciones de diseño.

Curvas de rendimiento de cuatro cuadrantes obtenidas del experimento del sistema de bomba de flujo axial.

Diagrama de amplificación local de la curva característica de energía del sistema de bomba de flujo axial bajo tres condiciones especiales de utilización.

La Tabla 3 muestra los parámetros característicos externos de los puntos clave de funcionamiento en condiciones especiales de utilización. De acuerdo con la Tabla 3, en comparación con la CC, el caudal en el punto de cabeza cero aumentó en un 42,00 % y el par fue de 22,97 N·m, que disminuyó en un 58,21 %. El caudal del punto óptimo de RPC disminuyó en un 15,00 %, la cabeza fue de 0,76 m, disminuyó en un 61,22 % y el par fue de 37,07 N m, una disminución del 32,56 %. El caudal del punto óptimo de RPGC aumentó un 62,01 %, la cabeza fue de 3,85 m, aumentó un 96,00 % y el par fue de 85,12 N m, un aumento de 55,00 %.

Para eliminar interferencias como la presión estática, la presión instantánea recogida en la prueba (4 ciclos de rotación del impulsor) es adimensional y el coeficiente de presión Cp se utiliza para caracterizar la amplitud de fluctuación de la presión. La fórmula es la siguiente20:

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.

Al mismo tiempo, para capturar las características detalladas de la señal de pulsación de presión, se utiliza una transformada rápida de Fourier (FFT) para transformar la señal de pulsación de presión. En el espectro de pulsaciones de presión, el eje X es el múltiplo de frecuencia, el eje Y es el punto de monitoreo y el eje Z es la amplitud de pulsaciones de presión adimensional. La fórmula para el múltiplo de conversión de frecuencia es la siguiente20:

donde F es la frecuencia después de la transformada de Fourier y n es la velocidad del impulsor.

En esta sección, los datos experimentales de H = 0,3 m, H = 0 m y H = − 0,3 m se seleccionan para analizar las características de pulsación de presión del NZHC. La Figura 9 muestra el diagrama de dominio de tiempo de fluctuación de presión de cada punto de monitoreo. La Figura 9 muestra que cuando el sistema de bomba funciona cerca de la altura cero, la regularidad de pulsación de presión de cada punto de monitoreo sigue siendo buena. Al observar las formas de onda de pulsación de presión en diferentes condiciones de trabajo, se encuentra que en un ciclo de rotación del impulsor, se pueden observar tres picos principales y tres valles principales en cada punto de monitoreo en el área del impulsor, lo que indica que la pulsación de presión en el área del impulsor es todavía dominado por el número de álabes cuando el sistema de bomba opera cerca de la cabeza cero. Esto también es consistente con el fenómeno encontrado por Wang et al.1 en las mediciones in situ de las fluctuaciones de presión de una estación de bombeo de flujo axial bajo un NZHC1. Cuando la cabeza del sistema de bombeo tiende gradualmente a cambiar de negativa a positiva, la forma del pico y el valle se vuelve gradualmente nítida. En un período de rotación del impulsor, aumenta el número de picos secundarios transportados por la onda principal única del punto de control P4 a la salida del impulsor, la diferencia entre el pico principal y el pico secundario disminuye gradualmente, y la aparición del secundario pico no tiene una regularidad obvia. En comparación con el punto de medición de la salida del impulsor, el número de picos secundarios llevados por cada pico principal del punto de medición de la entrada del impulsor P2 y el punto de medición del medio del impulsor P3 no tiene un aumento evidente.

Diagrama en el dominio del tiempo de la fluctuación de la presión bajo el NZHC.

La Figura 10 muestra el diagrama de dominio de frecuencia de la fluctuación de presión en cada punto de monitoreo bajo el NZHC. Las siguientes conclusiones se pueden obtener de la Fig. 9. Primero, la frecuencia principal de fluctuación de presión en el punto de monitoreo de entrada del impulsor P2 y el punto de monitoreo medio del impulsor P3 es la frecuencia de rotación de la hoja (BPF), y la frecuencia principal de fluctuación de presión en la salida del impulsor el punto de monitoreo P4 es el doble de la frecuencia de la hoja (2BPF). En segundo lugar, al observar la forma de onda de fluctuación de presión de P6 en la salida de la paleta guía, se encuentra que la frecuencia principal de fluctuación de presión en H = 0,3 m y H = 0 m es la frecuencia de rotación del impulsor, lo que indica que la salida de la paleta guía se ve muy afectada por la rotación del impulsor bajo el NZHC. En tercer lugar, la fluctuación de presión en H = − 0,3 m está dominada por una señal de baja frecuencia, y la principal frecuencia de fluctuación de presión es la frecuencia de rotación axial (SF). Esto muestra que bajo la condición de cabeza negativa, la influencia de la rotación del impulsor en la salida de la paleta guía es débil y la frecuencia de rotación axial ha ocupado el papel principal.

Diagrama de dominio de frecuencia de fluctuación de presión bajo el NZHC.

Cuando el sistema de bomba está bajo el RPC, el sistema de bomba entra en el estado de funcionamiento inverso y la dirección del flujo de agua en el sistema de bomba es opuesta a la condición de bomba directa. En este momento, la entrada del impulsor se transforma en la salida del impulsor en operación inversa, y la salida del impulsor se transforma en la entrada del impulsor en operación inversa. La paleta guía se transforma del componente de agua de salida después de la salida del impulsor al componente de agua de entrada antes de la entrada del impulsor. A través del experimento RPC, se encuentra que la condición óptima de flujo RPC es 0.82Qd. Por lo tanto, esta sección selecciona tres condiciones de flujo típicas de 0,8 veces (0,66Qd), 1,0 veces (0,82Qd) y 1,2 veces (0,98Qd) el punto de flujo óptimo para el análisis. La Figura 11 muestra el diagrama en el dominio del tiempo de la fluctuación de presión de cada punto de monitoreo. La figura 11 muestra que, dado que el impulsor está diseñado para un funcionamiento positivo, cuando el sistema de la bomba está bajo el RPC, se producen graves reflujos, vórtices y otros fenómenos de flujo inestable en la bomba, y la señal de pulsación de presión de cada punto de control es relativamente compleja. En un ciclo de rotación del impulsor, se pueden observar tres picos obvios y tres valles en el punto de monitoreo de entrada del impulsor P4 bajo diferentes condiciones de flujo. La diferencia entre el pico de la onda principal y el pico de la onda secundaria del punto de monitoreo P2 en la salida del impulsor y el punto de monitoreo P3 en el medio del impulsor en operación inversa es pequeña. El punto de monitoreo P6 tiene múltiples picos y valles principales en un ciclo de rotación del impulsor. Comparando la pulsación de presión de cada punto de monitoreo bajo diferentes condiciones de flujo, se puede encontrar que bajo diferentes condiciones de flujo, cada pico de onda principal de los puntos de monitoreo P2 y P3 tiene múltiples picos secundarios, y la ocurrencia de picos secundarios no tiene una regularidad obvia. En comparación con los puntos de monitoreo P2 y P3, la ley periódica de fluctuación de presión en P4 es mejor y el componente de la señal de fluctuación de presión es relativamente simple.

Diagrama en el dominio del tiempo de la fluctuación de presión bajo RPC.

La Figura 12 muestra el diagrama de dominio de frecuencia de la fluctuación de presión de cada punto de monitoreo bajo el RPC. La Figura 12 muestra que la frecuencia principal de la pulsación de presión de cada punto de monitoreo en el área del impulsor bajo diferentes condiciones de flujo aún está dominada por los armónicos de alto orden de la frecuencia de los álabes y la frecuencia de los álabes. La frecuencia principal de la fluctuación de la presión del punto de control P2 en la salida del impulsor es la frecuencia de los álabes. La frecuencia principal de fluctuación de presión en el punto de monitoreo de entrada del impulsor P4 es el doble de la frecuencia de la hoja. En el espectro de pulsaciones de presión del punto de monitoreo P6, el componente de la señal es relativamente simple, pero el componente obvio de la frecuencia del álabe todavía se puede ver en diferentes condiciones de flujo, lo que indica que el impulsor como fuente de excitación de pulsaciones tiene una gran influencia en el campo de flujo aguas arriba. bajo el RPC.

Diagrama de dominio de frecuencia de fluctuación de presión bajo el RPC.

Cuando el sistema de bombeo está bajo el RPC, la banda de frecuencia de cada punto de monitoreo es amplia y hay una gran pulsación en la región de alta frecuencia. Todavía se puede observar una cierta cantidad de pulsación en los puntos de monitoreo en el área del impulsor de 3 a 7BPF. La razón puede ser que el sistema de bomba está en la condición de bomba inversa, y el reflujo de entrada del impulsor y otros flujos adversos se intensifican, lo que da como resultado un flujo de agua en la hoja y la pared del canal causado por diferentes grados de impacto y la formación de diferentes frecuencias de presión. ondas. Bajo diferentes condiciones de flujo, la amplitud de la pulsación de presión del punto de monitoreo P6 es pequeña. Con el aumento del caudal, el componente de señal de pulsación de presión del punto de control P6 se vuelve más simple y las pulsaciones en la región de baja y alta frecuencia desaparecen, lo que indica que el patrón de flujo de entrada del impulsor bajo RPC mejora gradualmente con el aumento del caudal. .

Cuando el sistema de bomba está bajo el RPGC, el sistema de bomba entra en el estado de funcionamiento inverso y la dirección del flujo en el sistema de bomba es la misma que en la condición de bomba inversa. A través del experimento RPGC, se encuentra que el punto óptimo de la condición de generación de potencia inversa es la condición de flujo 1.62Qd. Por lo tanto, esta sección selecciona tres condiciones de flujo típicas de 0,8 veces (1,30 Qd), 1,0 veces (1,62 Qd) y 1,2 veces (1,94 Qd) el punto de flujo óptimo para el análisis. La Figura 13 muestra el diagrama de dominio de tiempo de la fluctuación de presión en cada punto de monitoreo bajo el RPGC. Comparado con el RPC, el coeficiente de fluctuación de presión de cada punto de monitoreo aumenta, pero la composición de la señal de fluctuación de presión es obviamente simple. Desaparece el fenómeno de que cada pico de onda principal del punto de control en el área del impulsor tiene múltiples picos de onda secundarios. Bajo la condición de generación de energía inversa, la ocurrencia del pico de onda secundaria del punto de monitoreo comienza a mostrar una regularidad y periodicidad obvias, y cada pico de onda principal tiene un pico secundario fijo.

Diagrama de dominio de tiempo de fluctuación de presión bajo el RPGC.

La Figura 14 muestra el diagrama de dominio de frecuencia de la fluctuación de presión de cada punto de monitoreo bajo el RPGC. La Figura 14 muestra que la frecuencia principal de pulsación de presión en los puntos de control en el área del impulsor bajo diferentes caudales es la frecuencia de rotación del impulsor, y la frecuencia principal secundaria es básicamente el doble de la frecuencia de rotación del impulsor. Esto muestra que la pulsación de presión en el área del impulsor aún está dominada por el número de álabes debajo del RPGC. El punto de monitoreo P6 está lejos del impulsor y la amplitud de la pulsación de presión es significativamente menor debido a la influencia relativamente pequeña de la rotación de la bomba. Sin embargo, el componente de frecuencia del álabe aún se puede observar en las dos condiciones de flujo de 1,62 Qd y 1,94 Qd.

Diagrama de dominio de frecuencia de fluctuación de presión bajo RPGC.

Al comparar el diagrama de dominio de la frecuencia de la pulsación de presión de cada punto de monitoreo bajo tres condiciones de flujo, se encuentra que la pulsación de presión del punto de monitoreo en el área del impulsor es relativamente grande en la región de alta frecuencia bajo las condiciones de flujo de 1.30Qd y 1.94 Qd, y la pulsación en la región de alta frecuencia es relativamente pequeña bajo la condición de flujo de 1,62 Qd. La composición de la señal de pulsación de presión también es simple, principalmente concentrada en la frecuencia armónica de alto orden de la frecuencia de la pala. Esto puede deberse a que la condición de flujo de 1,62 Qd es el punto óptimo del sistema de bombeo bajo el RPGC, el flujo adverso en la bomba se reduce y la conversión de energía de la bomba bajo la condición de turbina es relativamente estable. Al comparar la fluctuación de presión de diferentes puntos de monitoreo, se encuentra que la ocurrencia de armónicos de alto orden de frecuencia de pala tiene cierta regularidad. Por ejemplo, bajo la misma condición de flujo, especialmente en la condición de flujo de 1,62 Qd, el componente armónico aparece cerca de la entrada del impulsor y el componente armónico también aparece en el medio y la salida del impulsor.

En esta sección, se mide la amplitud de la frecuencia principal de las señales de fluctuación de presión en cada punto de monitoreo en condiciones de trabajo especiales, como se muestra en la Fig. 15. Para simplificar la expresión, la amplitud de la frecuencia principal se denomina MFA. Cabe señalar que los MFA de los puntos de seguimiento P2, P3 y P4 medidos por experimentos bajo el DC son 0,136, 0,099 y 0,049, respectivamente.

Principales amplitudes de frecuencia de los puntos de control en condiciones especiales de utilización.

La Figura 15a muestra que cuando el sistema de bomba está funcionando cerca de una cabeza cero, el fluido fluye desde la entrada del impulsor, fluye a través de la salida del impulsor y finalmente sale de la salida de la paleta guía. El MFA de cada punto de monitoreo disminuye gradualmente a lo largo del camino, y el valor máximo del MFA en el área del impulsor siempre aparece en el punto de monitoreo de entrada del impulsor P2. Cuando H = 0,30 m, H = 0 m y H = − 0,30 m, los MFA máximos son 0,056, 0,050 y 0,055, respectivamente. El valor mínimo de MFA en el área del impulsor siempre aparece en P4 del punto de monitoreo de salida del impulsor. Los MFA mínimos de H = 0,30 m, H = 0 m y H = − 0,30 m son 0,018, 0,016 y 0,025, respectivamente. En comparación con el DC, el MFA de los puntos de monitoreo P2, P3 y P4 disminuyó en un 62,99 %, 63,00 % y 66,86 %, respectivamente, cuando H = 0 m.

La Figura 15b muestra que cuando el sistema de bombeo está bajo el RPC, excepto por el punto de monitoreo P2, el MFA del punto de monitoreo disminuye al aumentar el caudal. El valor máximo de MFA en la región del impulsor siempre aparece en el punto de monitoreo de entrada del impulsor P4, lo cual es consistente con la conclusión extraída por Ma et al.3 después de estudiar la fluctuación de presión de una bomba bidireccional durante la operación inversa. A un caudal de 0,66 Qd, el valor mínimo de MFA en la región del impulsor aparece en P2 del punto de control de salida del impulsor, y el MFA es 0,023. Con caudales de 0,82 Qd y 0,98 Qd, el valor mínimo de MFA aparece en P3 en el medio del impulsor, y el MFA es 0,031 y 0,0704, respectivamente. En comparación con el DC, en el punto óptimo de la RPC, el MFA de los puntos de monitoreo P2 y P3 disminuyó en un 76,58 % y un 68,33 %, respectivamente, y el MFA del punto de monitoreo P4 aumentó en un 43,84 %.

La Figura 15c muestra que cuando el sistema de bombeo está bajo el RPGC, excepto por el punto de monitoreo P2, el MFA del punto de monitoreo aumenta con el aumento del caudal. Sin embargo, la ubicación del valor máximo de la MFA en cada punto de monitoreo tiene cierta aleatoriedad. Bajo la condición de flujo de 1.30Qd, el valor máximo de MFA aparece en el punto de monitoreo de salida del impulsor P2 en operación inversa, y el MFA es 0.092. Bajo las condiciones de flujo de 1.62Qd y 1.94Qd, el MFA máximo aparece en el punto de monitoreo P3 en el medio del impulsor, y el MFA es 0.176 y 0.38, respectivamente. El valor mínimo de MFA siempre aparece en el punto de control de entrada del impulsor P4 en funcionamiento inverso, y los valores mínimos de MFA son 0,252, 0,118 y 0,019 con caudales de 1,30 Qd, 1,62 Qd y 1,94 Qd, respectivamente. Comparado con el DC, el MFA de los puntos de monitoreo P2, P3 y P4 aumentó 24,16%, 77,71% y 139,92%, respectivamente, en el punto óptimo del RPGC.

La Figura 16 muestra la amplitud del SF y los componentes armónicos más altos del BPF en cada punto de monitoreo bajo condiciones especiales de utilización. La Figura 16 muestra que la pulsación de presión de cada punto de monitoreo en el área del impulsor se compone principalmente de componentes de frecuencia 2BPF y 3BPF excepto la frecuencia principal, y hay una cierta pulsación en el componente de frecuencia SF. La aparición del componente de frecuencia SF está relacionada principalmente con defectos mecánicos, como el desequilibrio axial del sistema de bombeo.

Fluctuación de presión de los componentes de frecuencia en los puntos de monitoreo del impulsor bajo condiciones especiales de utilización.

La Figura 16a muestra que cuando H = 0 m, las amplitudes Cp de la frecuencia SF, la frecuencia 2BPF y la frecuencia 3BPF en el punto de monitoreo de entrada del impulsor P2 son 0.0038, 0.0028 y 0.018, respectivamente, que son 7.60%, 5.60% y 36.00% de la AMF, respectivamente. Las amplitudes Cp de la frecuencia SF, la frecuencia 2BPF y la frecuencia 3BPF en el punto de monitoreo de salida del impulsor P4 son 0,004, 0,016 y 0,012, respectivamente, que son 25,00 %, 100,00 % y 75,00 % del MFA, respectivamente.

La Figura 16b muestra que en el punto óptimo del RPC, las amplitudes Cp de la frecuencia SF, la frecuencia 2BPF y la frecuencia 3BPF en el punto de control de entrada del impulsor P4 son 0,005, 0,070 y 0,043, respectivamente, que son 7,14 %, 100 % y 61,43 %. del MFA, respectivamente. Las amplitudes Cp de la frecuencia SF, la frecuencia 2BPF y la frecuencia 3BPF en el punto de monitoreo de salida del impulsor P2 son 0.006, 0.021 y 0.005, respectivamente, que son 18.84%, 65.93% y 15.70% del MFA, respectivamente.

La figura 16c muestra que en el punto óptimo del RPGC, las amplitudes Cp de la frecuencia SF, la frecuencia 2BPF y la frecuencia 3BPF en el punto de control de entrada del impulsor P4 son 0,012, 0,090 y 0,071, respectivamente, que son 10,21 %, 76,56 % y 60,39 %. del MFA, respectivamente. Las amplitudes Cp de la frecuencia SF, la frecuencia 2BPF y la frecuencia 3BPF en el punto de monitoreo de salida del impulsor P2 son 0,009, 0,056 y 0,056, respectivamente, que son 5,33 %, 33,16 % y 33,16 % del MFA, respectivamente.

Para monitorear la estabilidad operativa del sistema de bombeo de manera más intuitiva, se introduce el concepto del valor máximo de la fluctuación de presión. El valor pico a pico de la pulsación de presión representa el rango de variación de la señal de pulsación en un período, es decir, la diferencia entre el valor máximo y el valor mínimo de la señal en un período. Basado en la estimación del intervalo de la señal de pulsación de presión con un intervalo de confianza del 97%, en este documento se obtiene el valor pico a pico de la pulsación de presión en cada punto de monitoreo bajo condiciones especiales de trabajo. La figura 14 muestra el valor máximo de la fluctuación de la presión en cada punto de control en condiciones especiales de uso. Para simplificar la expresión, el valor pico a pico de la pulsación de presión se denomina PPV.

La Figura 17a muestra que bajo el NZHC, con el cambio de cabeza, la tendencia de variación del PPV en cada punto de monitoreo no tiene una regularidad obvia, y el PPV en cada punto de monitoreo en el área del impulsor es relativamente cercano. En comparación con la condición H = 0 m, el PPV en la entrada del impulsor aumentó un 5,93 % y el PPV en la salida del impulsor disminuyó un 16,66 % en la condición H = 0,30 m. El PPV en la entrada del impulsor disminuyó en un 18,12 % y en la salida del impulsor aumentó en un 1,34 % en la condición H = − 0,30 m.

Valor pico a pico de la pulsación de presión en condiciones especiales de uso.

La Figura 17b muestra que cuando el sistema de bombeo está bajo el RPC, la tendencia de cambio del PPV con el caudal en cada punto de monitoreo es básicamente la misma. En comparación con la condición de flujo de punto óptimo de 0,82 Qd, el PPV en la entrada del impulsor aumentó en un 19,48 % y el PPV en la salida del impulsor aumentó en un 42,86 % en una condición de flujo de 0,66 Qd. El PPV en la entrada del impulsor disminuyó en un 32,68 % y en la salida del impulsor aumentó en un 7,14 % a un caudal de 0,98 Qd.

La Figura 17c muestra que cuando el sistema de bombeo está bajo el RPGC, el PPV de cada punto de monitoreo aumenta significativamente con el aumento del caudal. En comparación con el punto óptimo de la condición de flujo de 1,62 Qd, el PPV en la entrada del impulsor disminuyó en un 70,97 % y el PPV en la salida del impulsor disminuyó en un 34,34 % en la condición de flujo de 1,30 Qd. Con un caudal de 1,94 Qd, el PPV en la entrada del impulsor aumentó un 125,81 % y el PPV en la salida del impulsor aumentó un 105,87 %.

La figura 18 muestra la comparación del valor de pico a pico de la pulsación de presión entre las condiciones de uso de CC y especiales. La Figura 18 muestra que, en comparación con DC, el PPV bajo NZHC y RPC es relativamente pequeño, y el PPV bajo RPGC es relativamente grande. En comparación con la CC, el PPV de la entrada del impulsor disminuyó un 67,16 % y el PPV de la salida del impulsor disminuyó un 8,14 % en la condición H = 0 m. En el punto RPC óptimo, el PPV en la entrada del impulsor aumentó en un 122,61 % y el PPV en la salida del impulsor aumentó en un 11,37 %. En el punto óptimo del RPGC, el PPV a la entrada del impulsor aumentó un 65,34 % y el PPV a la salida del impulsor aumentó un 206,40 %.

Comparación del valor pico a pico de la pulsación de presión entre la CC y las condiciones especiales de utilización.

En la simulación numérica, la calidad y cantidad de la malla tienen una gran influencia en la precisión de los resultados de la simulación numérica8,21. Teniendo en cuenta la buena adaptabilidad y la alta calidad de malla de la malla de estructura hexaédrica tridimensional, el dominio computacional, excepto el cuerpo del bulbo, utiliza el software de mallado ANSYS-ICEM para la disección de la malla estructurada. Se utiliza una cuadrícula en O para dividir los canales de entrada y salida para aumentar la densidad de malla de la capa límite. Además, la cuadrícula cerca de la pared está encriptada para capturar con precisión los datos cerca de la pared. Dado que la ecuación del modelo de turbulencia k–ω de SST utilizada en este documento contiene expresiones analíticas, la ecuación ω en sí misma se puede usar directamente para integrar sobre la capa inferior viscosa mezclando la ecuación de la capa inferior viscosa con la ecuación de la capa logarítmica para generar ay + -insensible modelo de tratamiento22. Este modo de procesamiento puede realizar el cambio automático de la función de pared al modelo de bajo número de Reynolds; es decir, cuando la malla del área cercana a la pared es relativamente fina, cambia automáticamente al modelo de número de Reynolds bajo, y cuando la malla del área cercana a la pared es relativamente gruesa, llama automáticamente a la función de pared. En CFX, esto se denomina modelo de tratamiento automático de paredes. En comparación con el método de función de pared, el modelo de tratamiento de pared automático del modelo de turbulencia k–ω de SST en CFX reduce en gran medida la sensibilidad a la malla en las paredes laterales, y el espesor de la capa límite de la pared del impulsor y + se controla dentro de 10 para garantizar un buen cálculo exactitud. La gran mayoría de las cuadrículas en el dominio computacional de este documento tienen valores de y + dentro de 10, lo que puede cumplir con los requisitos computacionales del modelo de turbulencia. Antes del cálculo numérico, se eligieron cinco números de cuadrícula para evaluar la independencia de la cuadrícula. Los resultados de la prueba de independencia de la red se muestran en la Tabla 4. Cuando el número de la red es superior a 5,09 × 106, las fluctuaciones en el caudal, la cabeza y el par del sistema de bomba bajo CC tienden a ser estables. Después de integrar los recursos computacionales y la precisión de la cuadrícula, se seleccionó el número de cuadrícula final de 6,26 × 106 millones para este cálculo numérico. La Tabla 5 muestra los parámetros de red detallados del esquema de red final. El diagrama de cuadrícula del esquema de cuadrícula final se muestra en la Fig. 19.

Diagrama de cuadrícula del esquema de cuadrícula final.

Las simulaciones numéricas se realizaron con base en el software comercial de cálculo de fluidos ANSYS CFX 17.0. La simulación numérica utiliza la ecuación de continuidad y la ecuación de Navier-Stokes como ecuaciones rectoras del flujo. La ecuación gobernante del flujo es la siguiente23:

donde \(i\) = 1, 2, 3 es el índice mudo, es decir, el índice repetido. \(u_{i}\) es el componente de velocidad del fluido en la dirección de las coordenadas. \(\rho\) es la densidad del fluido. \(t\) es el tiempo.

donde \(p\) es la resistencia a la presión estática. \(S_{mi}\) es el término fuente generalizado de la ecuación de cantidad de movimiento, que incluye la gravedad y la fuerza de interfase de flujo multifásico.

donde \({\varvec{u}}\) es el vector de velocidad del fluido. \(\nabla {\varvec{u}}\) es el gradiente del vector velocidad \({\varvec{u}}\). \({\varvec{uu}}\) es el tensor de segundo orden formado por la integración de dos vectores, que representa el flujo de cantidad de movimiento. \(\nabla \cdot \, (\rho {\varvec{uu}})\) es el tensor de primer orden, que indica la divergencia del flujo de cantidad de movimiento. \(S_{m}\) es el término fuente generalizado del vector de fuerza del cuerpo.

Para cerrar las ecuaciones gobernantes, se necesita el modelo de turbulencia. Esta simulación numérica selecciona el modelo de turbulencia k–ω de transporte de esfuerzo cortante (SST), y las ecuaciones del modelo de turbulencia k–ω de SST son las siguientes23:

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 }\), \(\sigma_{\omega 2}\) 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 k–ω.

Se agregan extensiones en la entrada y salida del sistema de bomba de flujo axial. Se adopta la suposición de deslizamiento nulo para cada componente de flujo continuo. La condición de contorno de la entrada selecciona el flujo másico, la condición de contorno de la salida selecciona la apertura y la presión relativa se establece en 0 Pa. La simulación numérica no constante utiliza los resultados de la simulación numérica constante como condición inicial. El método del rotor de congelación se usa para abordar el impulsor giratorio y las partes estacionarias en una simulación numérica no estacionaria. El término de convección se resuelve mediante un esquema de alta resolución, y el término transitorio se resuelve mediante Euler de segundo orden hacia atrás. El paso de tiempo se establece en 0,0005 s y el tiempo de cálculo total es de 0,48 s (8 ciclos de rotación del impulsor).

En este artículo, se calculan numéricamente los sistemas de bombas de flujo axial bajo tres condiciones especiales de utilización. Para comparar los resultados numéricos para diferentes condiciones operativas especiales de forma más independiente con los resultados experimentales, los caudales del sistema de bomba de flujo axial bajo tres condiciones operativas especiales se tratan de forma independiente y son adimensionales. Las Figuras 20, 21 y 22 muestran la comparación entre los resultados de la simulación numérica y los resultados experimentales bajo tres condiciones especiales de utilización. Qbep1 en la Fig. 21 es el caudal correspondiente al punto óptimo de la RPC, y Qbep2 en la Fig. 22 es el caudal correspondiente al punto óptimo de la RPGC. Las curvas características externas de la simulación numérica y el experimento tienen una tendencia muy consistente bajo NZHC y RPGC. Las tendencias de las curvas características externas de la simulación numérica y los experimentos bajo el RPC son más o menos consistentes, pero el acuerdo en los detalles es pobre. A partir del análisis de errores de los resultados de la simulación numérica y los resultados experimentales, se puede encontrar que el error de la simulación numérica fluctúa alrededor de aproximadamente el 5 % en la mayoría de los casos, y el error máximo está dentro del 13 %.

Comparación de resultados de simulación numérica y resultados experimentales del NZHC.

Comparación de resultados de simulación numérica y resultados experimentales del RPC.

Comparación de los resultados de la simulación numérica y los resultados experimentales del RPGC.

Para explicar y analizar más a fondo la pulsación de presión en la bomba en condiciones especiales de uso combinadas con el campo de flujo en la bomba, en este documento se lleva a cabo la simulación numérica no estacionaria del sistema de bomba en tres condiciones especiales de uso. La Figura 23 muestra la comparación entre la fluctuación de presión en la bomba obtenida por simulación numérica no estacionaria y la fluctuación de presión en la bomba medida por experimento. La Figura 23 muestra que bajo NZHC y RPGC, los componentes de frecuencia de la señal de pulsación de presión obtenida por la simulación numérica y el experimento son básicamente los mismos, y la diferencia de amplitud es pequeña. Bajo el RPC, el componente de frecuencia de la señal de fluctuación de presión obtenida por simulación numérica y experimento tiene un cierto error, y la amplitud también tiene una cierta diferencia. La razón es que hay un flujo inestable serio en la bomba bajo la condición de bomba inversa, lo que conduce a una disminución en la confiabilidad de la simulación numérica. En general, la pulsación de presión obtenida por el cálculo numérico no estacionario puede reflejar la ley de la pulsación de presión medida por el experimento, y el campo de flujo interno obtenido por el cálculo numérico no estacionario puede usarse para explicar y analizar más la pulsación de presión en la bomba. .

Comparación del valor de simulación numérica y el valor experimental de la pulsación de presión.

La figura 24 es la línea de corriente interna del sistema de bombeo en condiciones especiales de uso24,25,26,27. La Figura 24 muestra que bajo el RPC, el patrón de flujo en el sistema de bomba está desordenado y ocurre un fenómeno de separación de flujo grave después de que el flujo pasa a través del impulsor. Bajo la condición de flujo de 0.66Qd y la condición de flujo de 0.82Qd, el flujo en espiral está lleno de canales. Esto también es coherente con el hecho de que hay una gran cantidad de pulsaciones en las áreas de baja y alta frecuencia del espectro de pulsaciones de presión del RPC en la prueba de pulsaciones de presión. Bajo NZHC y RPGC, el patrón de flujo dentro del sistema de bomba es relativamente bueno, la distribución de la línea de flujo detrás del impulsor es relativamente suave y regular, y el flujo en el canal de flujo muestra cierta simetría. Esto también es consistente con la forma de onda de pulsación de presión regular y los componentes de señal de pulsación de presión relativamente simples de cada punto de monitoreo bajo NZHC y RPGC en la prueba de pulsación de presión.

Línea de flujo interna del sistema de bombeo en condiciones especiales de utilización.

La figura 25 es 0,99 veces la altura del álabe (cerca de la pared del sistema de bombeo) del vector de velocidad y distribución de presión de la bomba. La Figura 25 muestra que bajo el NZHC, la tasa de flujo del sistema de bomba es grande, el ángulo entre la velocidad relativa del flujo de líquido y la dirección circunferencial aumenta, y el ángulo de la hoja no cambia, lo que resulta en una disminución en la hoja ángulo de perfil aerodinámico. No hay una zona evidente de vórtice o reflujo en la cara que no funciona de la hoja. La distribución de la velocidad y la presión son uniformes, y la colisión y la difusión del flujo en la bomba no son demasiado graves. Este resultado está cerca del campo de flujo interno obtenido por la simulación numérica de Wang de un sistema de bomba de flujo axial bajo un NZHC1. Esto también es consistente con el PPV más pequeño de cada punto de monitoreo en el área del impulsor debajo del NZHC en la prueba de pulsación de presión. Debajo del RPC, hay un gran gradiente de presión en el borde de ataque del álabe y aparece una gran variedad de áreas de reflujo en la cara que no funciona del álabe. El fluido en la bomba muestra la tendencia de movimiento opuesta con el flujo de entrada. El flujo adverso, como el reflujo y el flujo secundario en la bomba, conduce a la señal de pulsación de presión compleja en la bomba. En la prueba de pulsación de presión, los complejos componentes de la señal de pulsación de presión de cada punto de monitoreo debajo del RPC también verifican esto. Con el aumento del caudal bajo RPC, el rango de la zona de recirculación disminuye gradualmente y el patrón de flujo en la entrada del impulsor mejora gradualmente. Esto también es consistente con la situación en la que el componente de la señal de pulsación de presión tiende a ser simple, y las pulsaciones en la región de baja frecuencia y la región de alta frecuencia desaparecen en el punto de monitoreo P6 en la prueba de pulsación de presión bajo un RPC de gran caudal. . Bajo el RPGC, cuando el sistema de la bomba funciona en condiciones de flujo de 1,30 Qd y 1,62 Qd, el estado del flujo en la bomba es bueno y no se encuentra separación de flujo en la cara que no funciona del impulsor. Cuando el caudal aumenta a 1,94 Qd, aparece un gran gradiente de presión en el borde delantero del impulsor y se produce una separación del flujo local en la cara que no funciona del impulsor. En general, el patrón de flujo interno del sistema de bomba de flujo axial es mejor cuando se invierte la generación de energía, lo cual es coherente con la conclusión de la investigación de Qian sobre la inversión de la generación de energía de una pequeña bomba de flujo axial11.

Diagrama vectorial de distribución de presión y velocidad de 0,99 veces la altura del álabe en la sección de la bomba (span = 0,99).

Para explorar las características hidrodinámicas de un sistema de bomba de flujo axial en condiciones de utilización especiales, en este documento se establece un banco de pruebas de alta precisión con todas las funciones para el sistema de bomba de flujo axial. Por primera vez, se lleva a cabo un experimento de características energéticas y una medición de fluctuación de presión en la bomba para un modelo de sistema de bomba de flujo axial grande bajo NZHC, RPC y RPGC. Luego, se utiliza el software ANSYS CFX para resolver la ecuación continua y la ecuación de Navier-Stokes promedio de Reynolds, combinada con el modelo de turbulencia SST k-ω, y se obtiene la curva característica y el campo de flujo interno del sistema de bombeo en condiciones especiales. Finalmente, los resultados de la simulación numérica se comparan con los resultados experimentales. Las conclusiones principales son las siguientes:

La amplitud de pulsación de presión del NZHC es pequeña y el valor máximo de MFA en el área del impulsor siempre aparece en la entrada del impulsor. Comparado con el DC, el MFA de los puntos de monitoreo P2, P3 y P4 en H = 0 m disminuyó en un 62,99 %, 63,00 % y 66,86 %, respectivamente. El PPV en la entrada del impulsor disminuyó en un 67,16 % y el PPV en la salida del impulsor disminuyó en un 8,14 %. La distribución de la velocidad y la presión en la bomba son uniformes, y la colisión de flujo, el reflujo y la difusión en la bomba no son demasiado graves.

La composición de la señal de fluctuación de presión del RP es compleja, y los componentes armónicos de alto orden de la frecuencia del álabe son más evidentes. El MFA máximo en el área del impulsor siempre aparece en la entrada del impulsor. Comparado con el DC, bajo el punto óptimo del RPC, el MFA de los puntos de monitoreo P2 y P3 disminuyó en un 76,58 % y 68,33 %, el MFA del punto de monitoreo P4 aumentó en un 43,84 %, el PPV de la entrada del impulsor aumentó en un 122,61 % , y el VPP de la salida del impulsor aumentó un 11,37%. El fenómeno de flujo inestable en la bomba es obvio. Hay un gran gradiente de presión en el borde de ataque del álabe y aparece una gran variedad de zonas de reflujo en la cara del álabe que no funciona.

La forma de onda de pulsación de presión del RPGC tiene buena regularidad y periodicidad, y el valor mínimo de MFA siempre aparece en la entrada del impulsor. En comparación con el DC, el MFA de los puntos de control P2, P3 y P4 aumentó un 24,16 %, un 77,71 % y un 139,92 % bajo el punto óptimo del RPGC, el PPV en la entrada del impulsor aumentó un 65,34 % y el PPV en el impulsor punto de venta aumentó en un 206,40%. El estado de flujo en la bomba es bueno y no se encuentra ningún fenómeno de separación de flujo evidente en la cara que no funciona del impulsor.

La pulsación de presión del sistema de bomba que funciona cerca de la cabeza cero no afectará la operación segura y estable del sistema de bomba. Este resultado también es consistente con los hallazgos obtenidos de las pruebas de campo realizadas por Wang et al.1 en un sistema de bomba de flujo axial inclinado bajo un NZHC. Cuando el sistema de bomba invierte el bombeo, hay una gran cantidad de pulsaciones en las regiones de baja y alta frecuencia de la señal de pulsación de presión, lo que es muy probable que afecte el funcionamiento seguro y estable de la unidad. Esto es diferente a la conclusión obtenida por Ma et al.3 luego de estudiar las características hidrodinámicas de una bomba bidireccional bajo el RPC. Esto se debe a que el objeto de Ma es una bomba de flujo axial diseñada para operación bidireccional, y el objeto de este trabajo es una bomba de flujo axial diseñada para operación unidireccional. La composición de la señal de fluctuación de presión del sistema de bomba de flujo axial en la generación de energía inversa es simple y tiene poca influencia en la operación segura del sistema de bomba. Esto también es consistente con la conclusión de una excelente eficiencia hidráulica y un mejor régimen de flujo interno para las bombas de flujo axial que operan para la generación de energía inversa, como lo indican Qian et al.11.

El trabajo actual utiliza principalmente métodos experimentales para revelar las características hidrodinámicas del sistema de bombeo, especialmente las características de pulsación de presión en condiciones especiales de utilización. Al mismo tiempo, la posibilidad de uso multifuncional y la estabilidad de seguridad del sistema de bomba de flujo axial se evalúan comparando las condiciones especiales de trabajo con las condiciones de diseño. Los resultados de la investigación pueden proporcionar una referencia importante para el funcionamiento seguro y estable de un sistema de estación de bombeo de flujo axial de baja elevación en condiciones de uso especiales. Sin embargo, no se ha resuelto bien cómo eliminar o mejorar la pulsación de presión en la bomba en condiciones especiales. En futuras investigaciones, se debe considerar un análisis más físico del sistema de bombeo en condiciones especiales basado en el método CFD para revelar el mecanismo de daño de la pulsación de presión en el sistema de bombeo en condiciones especiales.

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)

El par impulsor (N·m)

Velocidad nominal (r/min)

Múltiplo de frecuencia de rotación

Presión transitoria (Pa)

Presión media (Pa)

Caudal del sistema de bomba modelo (m3/s)

Flujo diseñado

Tiempo (s)

Velocidad circunferencial de la salida del impulsor (m/s)

La densidad de flujo (kg/m3)

Velocidad angular del impulsor (rad/s)

Eficiencia (%)

Eficiencia experimental (%)

Error

Dinámica de fluidos computacional

Frecuencia del eje

Transporte de esfuerzo cortante

Frecuencia de rotación del impulsor

Condición de diseño del sistema de bombeo

Condiciones de trabajo de cabeza casi nula

Condición de bomba inversa

Condición de generación de potencia inversa

Amplitud de frecuencia principal

Valor pico a pico de pulsación de presión

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

Este trabajo de investigación fue apoyado por la Fundación Nacional de Ciencias Naturales de China (Subvención No. 51376155), la Fundación de Ciencias Naturales de la Provincia de Jiangsu (Subvención No. BK20190914), la Fundación de Ciencias Postdoctorales de China (Subvención No. 2019M661946) y la Universidad de Ciencias Proyecto de Investigación de la Provincia de Jiangsu (Subvención No. 19KJB570002).

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

Xiaowen Zhang y colmillo Tang

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XZ contribuyó a la curación de datos, el análisis formal y la redacción de la preparación del borrador original; FT contribuyó a la visualización y redacción, revisión y edición del artículo. Todos los autores han leído y aceptado la versión publicada del manuscrito.

Correspondencia a Fangping Tang.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Zhang, X., Tang, F. Investigación de las características hidrodinámicas de un sistema de bomba de flujo axial en condiciones especiales de utilización. Informe científico 12, 5159 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-09157-1

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Recibido: 29 de octubre de 2021

Aceptado: 18 de marzo de 2022

Publicado: 25 de marzo de 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-09157-1

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Revista de la Sociedad Brasileña de Ciencias Mecánicas e Ingeniería (2023)

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