Содержание к диссертации
Введение
l. Cobpemehhoe состояние и совершенствование рабочего процесса многоступенчатых лопастных насосов - млн малой быстроходности 12
1.1 .Специфические особенности исполнения и функционирования МЛН для эксплуатации малодебитных скважин 13
1.2 Достигнутый уровень показателей работоспособности и энергетических качеств секционных ЭЦН 18
1.3.Инновационные подходы к повышению энергетической эффективности МЛН 19
1.4 Основные методы расчёта и оптимизационного проектирования ступеней МЛН 29
1.5. Математическая модель и алгоритм численного решения трёхмерных гидродинамических задач в используемом для реализации компьютерного эксперимента - КЭ программном продукте 36
Основные выводы 50
2. Гіринцип полирядности для малорасходных лопастных машин-sm и варианты их проектных представлений 52
2.1.Качественное обоснование идеи полирядности для лопастных машин — этап концептуального синтеза SM 54
2.2. Отдельные эскизно-проектные решения 65
2.3.Рабочий процесс SM 78
2.4.Предварительный прогноз ожидаемых энергетических показателей полирядных лопастных машин 85
Основные выводы 90
3. Проектно-исследовательский компьютерный эксперимент для трёхрядного млн на низкие подачи с уточнением пронозируемых уровней его удельной напорности и показателей качества 92
3.1. Постановка КЭ. Особенности реализации и предпочтительные проектные решения 96
3.2. Интегральные энергетические показатели ступеней и распределения гидродинамических функций при работе трёхрядного насоса - SH на номинальном режиме 102
3.3. Контролируемые показатели и функции в проточных частях ступеней SH на нерасчётных режимах работы 130
3.4. Влияние геометрических параметров решёток профилей на гидродинамические показатели рабочих органов ступеней SH 140
3.5 О применении решёток бипланов и их гидродинамических показателях 146
Основные выводы 155
4. Дальнейшая детализация свойств гидродинамических процессов в рабочих колёсах - рк и направляющих аппаратах-на полирядного млн 157
4.1. Задачи численного описания отрывных явлений в проточных частях — ПЧ осевых МЛН 159
4.2. Квазинеобходимые условия гладкого обтекания проточных частей и решеток профилей РК и НА каждого ряда SH 161
4.2.1. Квазинеобходимое условие отсутствия продольного отрыва... 161
4.2.2.Квазинеобходимое условие отсутствия поперечного отрыва... 169
4.3. Расчёты по условиям возможных отрывов потока и их анализ.. 181
Основные выводы 195
Заключение 196
Список литературы
- Достигнутый уровень показателей работоспособности и энергетических качеств секционных ЭЦН
- Отдельные эскизно-проектные решения
- Интегральные энергетические показатели ступеней и распределения гидродинамических функций при работе трёхрядного насоса - SH на номинальном режиме
- Квазинеобходимые условия гладкого обтекания проточных частей и решеток профилей РК и НА каждого ряда SH
Достигнутый уровень показателей работоспособности и энергетических качеств секционных ЭЦН
Основными конкурирующими поставщиками энергоустановок с бесштанговыми насосами для нужд нефтедобывающей промышленности и с акцентом на потребности РФ являются российские производители этой продукции: ОАО «Алнас», ООО «Борец», ЗАО «Новомет», АО «Лемаз». Среди ведущих зарубежных фирм отметим следующие: "REDA", "Centrilift", ESP, ODI - все США; Temtex - КНР (по лицензии REDA); ZTS - Словакия (по лицензионной документации REDA). При наличии конструкторско-технологических отличий в исполнении ступеней, модуль-секций и насоса в целом все указанные фирмы сохраняют один общий проектный принцип -однорядное по отношению к валу (продольному осевому направлению) расположение РО со ступенями центробежного, или диагонального типа с плавающими, частично жестко закреплёнными, либо полностью фиксированными на валу рабочими колёсами — по мере снижения номинального напора, развиваемого ступенью.
В таблице 1.1 представлены располагаемые автором данные по основным показателям ЭНН отмеченных зарубежных фирм для оптимальных режимов, близких к рассматриваемому в настоящей работе номинальному режиму Q t = 60 м3/сут., а также рекомендуемый диапазон рабочих подач.
В таблице 1.2 приведены дополнительные данные по этим насосам, а также их параметры для группы ЭЦН с номинальными подачами 50, 60 и 80 м3/Сут, выпускаемых ООО «Борец». Из рассмотрения таблиц можно констатировать следующее: - напор ступени Нс, являющийся одним из основных интегральных показателей работоспособности (назначения) насоса, заключён в диапазоне 3,6V5,4M; - полный кпд ступени r/c, дающий оценку её энергетической эффективности (э.э.) и фактически определяющий э.э. всего ЭЦН, имеет значения, не выходящие из интервала 43-н52 %; - коэффициент быстроходности ступени ns (при Q «60м3/сут., частоте вращения вала п « 2900 об/мин и соответствующих Нс ) изменяется в пределах величин 80-130, т.е. в условно «переходной» зоне значений, характерных для насосов низкой и средней быстроходности; в частности, в связи с этим для рассматриваемого в данной работе SH и НС используется термин-насос малой быстроходности; - рекомендуемый диапазон подач по преимуществу укладывается в интервал 0,7 1,3 от оптимального значения (несколько больший интервал изменения Q указан лишь для насоса FC 450 фирмы Centrilift).
Известно значительное число предложений по повышению Нс И Г]с , получивших в отдельных случаях экспериментальную проверку степени экономической целесообразности их практического применения. Изложим существо некоторых новых решений последнего десятилетия, имевших, по нашему мнению, существенное научно-прикладное значение.
В работе [59] путём реализации КЭ на базе ГШ [55-57] изучались возможность и уровень повышения кпд центробежной ступени ЭЦН за счёт введения между РК и радиальным НА дополнительного НА осевого типа. Понятно, что в периферийном переводном канале 8 (см. рис. 1.2, 1.3) на всём участке выхода из РК 1 до входа в НА 2 поток характеризуется высокими значениями модуля абсолютной скорости и с гидравлически неблагоприятными условиями изменения направления меридианной скорости на линиях тока в окрестностях кромок ЛС большой кривизны. Такому течению свойственны повышенные гидравлические потери [69]. Установка промежуточного НА в рассматриваемой зоне ПЧ позволяет (в принципе) понизить эти потери и преобразовать значительную часть кинетической энергии потока на выходе из РК в энергию давления. Известно также, что негативным фактором подобного решения при фиксированном диаметре Dk (см. рис. 1.1) является уменьшение радиального габарита РК, т.е. диаметра Д, с некоторым снижением напора ступени Нс даже при назначении угла рг выходной кромки лопастей РК из правой части рекомендуемого диапазона [/?2inf - sup] 15"4"500] (см., напр., [69], стр. 157).
На рис. 1.4а в соответствующем масштабе представлена меридианная проекция центробежной ступени (для Оор1 «60м3/сут.) традиционного исполнения (1 - РК, 2 - НА), а на рис.1.46 - с дополнительным НА 3 . В таблице 1.3 для оптимизированных по энергетическому показателю качества геометрических форм ЛС РК и направляющих аппаратов приведены полученные в результате реализации КЭ контролируемые интегральные параметры сопоставляемых ступеней
Отдельные эскизно-проектные решения
Приведём варианты схемно-проектных решений сформулированной задачи на основе SM, имеющих S-образную проточную часть с двумя, либо тремя рядами РО ступеней и применимых для работы в качестве насосов, или турбин. Существо этих решений поясняется на рис 2.5-2.13.
На рис.2.5 показан продольный разрез (меридианная проекция) двухрядной SM с одной ступенью РО в каждом ряде для частного случая подвода и отвода рабочего тела из ПЧ этой SM в одном направлении, т.е. «в линию». На рис. 2.6 изображены поясняющие рис. 2.5 сечения 1-І по входу и выходу РТ из осесимметричного участка ПЧ, II-II по лопастям РК и лопаткам НА ступени первого ряда для общего случая бипланового исполнения этих ЛС с частичным прохождением данного сечения по торцевым зазорам между ними и соответствующими осесимметричными границами ПЧ, Ш-Ш по потокообразующей корпусной детали подвода и отвода РТ из осесимметричного участка ПЧ. Рис. 2.6. Продолжение - вынесен на отдельную страницу и демонстрирует возможные варианты исполнения пилотного двухрядного SH, соответствующего эскизу на рис. 2.5 и выполненного с использованием компьютерной графики. На рис. 2.7, 2.8 представлены продольные разрезы трёхрядных SM (на рис. 2.8 и на последующих рисунках изображение продольного разреза машины ограничено её верхней, симметричной нижней, половиной) с одной ступенью в каждом ряде, но отличающихся последовательностью расположения рабочих органов этой ступени. На рис 2.7 подвод РТ для режима нагнетания осуществляется к первому (внешнему) ряду РО, а на рис. 2.8 - к третьему (внутреннему) их ряду (см. сплошные стрелки на этих рисунках).
На рис. 2.5, 2.7, 2.8 в меридианных проекциях периодических круговых систем лопастей и лопаток, при выполнении этих систем в виде биплановых, положения входных кромок дополнительных лопастей и лопаток представлены штриховыми линиями.
На рис. 2.9 показаны продольный разрез двухрядной многоступенчатой в каждом ряде SM и сечения IV-IV, V-V по концевым участкам ее ПЧ. На рис. 2.10 изображен продольный разрез трехрядной многоступенчатой в каждом ряде SM в одновальном ее исполнении, а на рис. 2.11 показаны: - место L конструктивной схемы правого торцевого участка этой машины, предусматривающего дополнительно её автономный от вала SM привод по двухвальной схеме работы; - вид по стрелке К и сечение VI-VI, поясняющие возможный способ соединения внешней роторной части правого торцевого участка SM с приводной деталью (изображено соединение шлицевого типа). - схема двухвального привода SM.
Ступени машин, представленных на рис. 2.9, 2.10 в каждом ряде идентичны. подвода рабочего тела и его отвода от SM, станину 6 с обечайкой 7, проставок 8, крышку 9, наружную корпусную гильзу 10, опорную корпусную гильзу 11, промежуточный корпусный замыкатель 12, выходной корпусный замыкатель 13, кожух 14; - рабочие органы каждого их ряда и каждой ступени из этих рядов, а именно, лопасти 15, 16, 17 рабочих колёс ступеней первого, второго и третьего рядов соответственно с деталями их сопряжения с валом SM 18 посредством втулки 19, силового кольца 20, ступицы 21 и ступиц 22, а также их сопряжения с вращающейся гильзой 23 посредством втулок 24, 25, лопатки 26, 27, 28 направляющих аппаратов ступеней первого, второго и третьего рядов соответственно с деталями 29-31 (для вариантов исполнения машины, представленных на рис. 2.8-2.10, 2.12, 2.13) их неподвижного разъёмного закрепления соответственно на наружной корпусной гильзе 10 посредством внешних кольцевых ободьев 29 и на опорной корпусной гильзе 11 посредством внутренних кольцевых ободьев 30 и ободьев 31; - П-образное колено инверсии 32 с границами 33, 34, и П-образное колено обращения 35 с границами 36, 37; несущий диск 38; - радиальные пояски уплотнения и скольжения 39, 40, опорно уплотнительные узлы вращения 41-47 восприятия осерадиальных нагрузок, в основном гидродинамической природы, статорные решетки 48-55, узлы крепления 56 ступицы 21 к валу машины 18, несущего диска 38 к вращающейся гильзе 23, а также выходного корпусного замыкателя 13 с П образным коленом обращения 35 к опорной корпусной гильзе 11, узлы передачи 57 приводных крутящих моментов от вала машины 18 и вращающейся гильзы 23 лопастям 15, 16, 17 и несущему диску 38, а также узлы передачи 58 реактивных крутящих моментов от лопаток 26, 27, 28 к наружной 10 и опорной 11 корпусным гильзам; - дополнительные лопасти 59, 60, 61 и лопатки 62, 63, 64 в их периодических круговых биплановых системах для ступеней первого, второго, третьего рядов соответственно (показаны в качестве примеров для вариантов SM, эскизы которых представлены на рис. 2.5-2.8); - шлицевое соединение 65 вращающейся гильзы 23 с приводной деталью 66 при двухвальной схеме работы машины; торцевые зазоры 67, 68 между соответственно лопастями, а также лопатками каждой ступени каждого ряда и подвижно сопряженными с ними осесимметричными границами проточной части.
Интегральные энергетические показатели ступеней и распределения гидродинамических функций при работе трёхрядного насоса - SH на номинальном режиме
В представленном далее иллюстративном материале введены обозначения (нижние индексы i,j опущены): Г7 - циркуляция потока на входе в соответствующую ЛС; Т0 - циркуляция, развиваемая ЛС; Гоч - частичная циркуляция ЛС в текущем, поперечном меридианному потоку, осесимметричном сечении на интервале между входными и выходными кромками лопастей (лопаток); Тп - профильная циркуляция в текущих сечениях ЛС продольными по отношению к меридианному потоку осесимметричными поверхностями, отнесенная к ее среднему значению на каждой ширине (/ = 0 4-3);// - «теоретический» напор ступени; 70 -коэффициент кавитации РК; hkk = т0//Гс-коэффициентТома ;/2А.,/гл и h0 коэффициенты потерь концевых, от трения о лопасти (лопатки) и обводы ПЧ ступени; hd,h - коэффициенты дисковых (для НС) и щелевых (для SH) потерь в РО ступени; h - коэффициент экспертной оценки неучтённых расчётами дополнительных гидравлических потерь в ступени, имеющих место при «ударном» натекании, в зонах локальных отрывов потока и др. ; 77Гс - ожидаемый гидравлический кпд ступени; Р+ - внешний ряд винтовых нарезок ЛВН с торцевым диаметром 0,1м и Р_ - внутренний ряд с торцевым диаметром нарезок 0,08м Н1С,Н1 и Н - удельная напорность ступени, насоса в целом и отношение Hj для SH к Н[ для ЛВН, а также к Hj для НС соответственно, при со = о\; rjr иг/ - гидравлический и полный кпд насоса в целом (для SH и НС - прогнозные значения); д77 - ожидаемое превышение rj SH над rj ЛВН и НС; L ,w,/?,rw- модули абсолютной и относительной скорости, коэффициент давления, равный с обратным знаком локальному коэффициенту кавитации [57], напряжение трения на контуре среднего профиля с рабочей (+) и тыльной (-) его сторон, т.е. в сечениях соответствующих ЛС РК и ЛС НА продольными осесимметричными поверхностями на полуширине Ь;/2; 7иЬ - нормированные на единицу текущие длина меридианных проекций профилей и вылет лопасти (лопатки) в направлении Ъ (см. рис. 3.2).
Заметим, что под Г0,ГОЧ,Г„ следует понимать, аналогично Нт, «теоретические» циркуляции, т.е. величины и переменные, определяемые согласно принятой математической модели описания течения идеального РТ и алгоритму численной реализации гидродинамической задачи в настоящем ГШ.
Кроме того, в процессе выполнения КЭ из многообразия РО ступеней дальнейшему анализу подлежали лишь те из альтернативных вариантов в каждом ряде і (/ = 0-гЗ), для которых разность модулей циркуляции, развиваемых ЛС РК Г0 /,- и снимаемых ЛС НА Г02і, будучи отнесенной к их полусумме Г0у/5 не превосходила 5 %. При этом HTci определялись по Г0 jj. В данном пункте восстановлены индексы j и / , а 7 = [(У=1) + С/ = 2)]/2.
Далее отметим, что приведенные в табл. 3.2 значения коэффициентов кк,кл,к0 определялись в ПП. Коэффициенты hd и / вычислялись по известным полуэмпирическим зависимостям [44-46, 69, 70, 79]. При оценке значений Ріщ величины торцевых (щелевых) зазоров назначались, исходя из общей рекомендации о/«2.10 3г, [69]. Значения коэффициента h и кпд rj , т]с ступеней, как уже указывалось ранее, оценены, исходя из опытных данных для насосов соответствующего типа и быстроходности с учётом фактора «масштабного эффекта» и при условии жёсткой осевой фиксации пакетов РО ступеней каждого ряда Рг-(/ = 1-=-3) в SH. Заметим также, что величины кпд 77 и 77 НС и SH е целом оценены с приближенным понижающим учётом их значения дополнительных механических, объёмных и гидравлических потерь вне активной части данных насосов.
Рассмотрение данных, приведенных в табл. 3.2, 3.3 позволяет высказать следующие суждения. Циркуляция Г0 и соответственно НТс ступени ряда Р} близка к значениям этих параметров для НС, превосходя их примерно на 10%. Однако результирующая величина параметра работоспособности НС, т.е. ожидаемого полезного напора ступени Нс, несколько превышает данный показатель для ступени Р1 (на 5%) в связи с более высоким расчетным значением п (см. табл. 3.2). Тем не менее, из-за значительных дисковых ГС потерь hd учитывающих, как отмечалось в предыдущем разделе, дополнительные внутриступенные механические потери в ОУУ с плавающим РК полный кпд ступени НС 7]с существенно снижается и для данного варианта его РО имеет уровень, несколько меньший 50 %.
Параметры Г0 и НТс ступеней Р2,Рз и з составляют 68%, 27,5% и 94,5% соответственно от их значений для ступени ряда Р}. Данный результат вполне согласуется с прогнозными оценками, содержащимися в [62] и в разделе 2 настоящей работы. Коэффициент кавитации сг0 в РК НС имеет меньшее значение в сравнении с а0 в РК рядов РД/ = 1,2,3). Однако, если всасывание РТ в SH происходит через внутренний ряд Р3 (при со = со\), то полирядный насос будет иметь преимущество перед НС по антикавитационному качеству (сравни столбцы а0, hKK в табл. 3.2).
Квазинеобходимые условия гладкого обтекания проточных частей и решеток профилей РК и НА каждого ряда SH
Как отмечалось ранее, отрывные явления в SH, помимо рассмотренного случая, возможны на определённых участках внешних S и особенно внутренних S+ частей осесимметричных обводов в решетках РО рядов Р,. Далее, по преимуществу, ограничимся гидродинамическим анализом условий формирования возвратно-поперечных токов, т.е. поперечного отрыва на наиболее опасных в этом отношении фрагментах поверхностей г-+,(/ = 1,3) на выходных участках ЛС РК рядов Pi и Р3, поскольку для РК ряда Р2 обод S+j=2 жёстко соединён с соответствующим НА и, следовательно, неподвижен. Положение о повышенной вероятности возникновения отрывных в поперечном направлении (по отношению к основному потоку — to main stream) явлений на выходных привтулочных (вблизи внутренних обводов S+ ) участках межлопастных каналов РК связано с тем, что как будет показано далее аналитически и результатами вычислений, одна из важнейших составляющих в общем балансе сил, а именно - сила от кориолисова ускорения, препятствующая отрыву, т.е. центростремительная, имеет малое (по модулю) значение в связи с существенным снижением (также по модулю) проекции wv (являющейся отрицательной при /?2г(90)) вектора w на окружное направление в этой зоне ЛС.
Из выводимого ниже балансового соотношения между проекциями полной совокупности гидродинамических сил на радиальное направление в ЛС рабочих колёс, на основе которого формулируется квазинеобходимое условие гладкого обтекания вращающихся обводов Sf РК, будет следовать аналогичное условие отсутствия поперечного отрыва и на обводах НА как частный случай при подстановке й) = 0.
Схематичное представление радиальных усилий для участков возможных возвратных течений на обводах Sf Л С РК рядов7),(/ = 1,3), направления биортогональной системы координат (s, п) с направлением s вдоль линии тока на границе ПС, подачи Q, относительной w и переносной и скоростей для средней по периоду ЛС линии тока s невязкого ядра потока вблизи Sf показаны на рис. 4.5а,б. Рис. 4.56 изображает вид по А на рис. 4.4а развертки периода решетки профилей РК первого ряда Pj-i, расположенной на радиусе 7\+ внутреннего обвода S\+. Указаны: интервал [ _,5+] рассмотрения силовых взаимодействий; средняя координата s$ =(s+ +s_)/2, принятая за виртуальную точку возможного поперечного отрыва и одновременно за точку приложения гидродинамических сил, геометрический угол /?2 наклона выходной кромки профиля к окружному направлению; соответствующий гидродинамический угол for Pi непосредственно за ЛС и угол р в контрольной точке (s = s,n = 3) на условной границе 5 ПС.
Полагая течение вдоль 5 (/= 1лЗ, далее индекс / опустим) РК безотрывным и происходящим вне двумерного ПС по осесимметричным цилиндрическим поверхностям тока, а также пренебрегая объёмными силами тяжести, для внешней части ПС ns п 8 (см. далее) на интервале 5є[5_,5+], характеризующимся наименьшими по модулю скоростями w в ядре потока (течение диффузорное), запишем условие силового равновесия в проекции на направление «г, вытекающее из общего уравнения для количества движения во вращающейся системе координат (см. рис. 4.5а), в виде F{+F2+ Fa,K =b,Fl=FK+Fp+ FT 6 + FMfi , F2=F„ e, + F 5, (4.14) r, ( dVn д пЛ Г 1 Г П sgnFl=-sgnF2 , FaK=- Dn— + Ws—Z- , un=wn,se[s_,s+],ne[n„S], v on os J где un «10_IwJ- поперечная скорость, a ws - проекции w на направление s во внешний части принятого двумерным ПС; FhF2- суммы сил (отнесенных к единице массы), предотвращающих отрыв и способствующих ему соответственно; s- след средней линии тока для межлопастного канала на обводе 5+(см. рис.4.5б , где s = ss -виртуальная точка начала поперечного 1 др р дп отрыва); FK =-2anvscos j3- сила от кориолисова ускорения; Fp = ( \ Т7 д2ип сила от положительного (см. ниже) градиента давления по п; FT в = vT — дп д2 и F46-v — - силы от турбулентной (по Буссинеску) и молекулярной дп2 вязкости во внешней части [ns,S] ПС ( дп2 ne[ns,S] 0, ns=nsnp виртуальная правая граница пристенного слоя ПрС, - см. далее) при s = sg и dw„ v„ зависящего от кривизны - центробежные силы + (r+) r+ ds _w2cos2/1s 2 + без учёта малого слагаемого {v/\vT) поверхностей S+; ГЦ0) = a г и F„$ инерции от вращения РК с угловой скоростью со и движения частиц РТ по линии тока s, аппроксимируемой на отрезке [ _,5+] винтовой линией с радиусом кривизны r+ I cos Ду ; Fa к - проекция на радиальное направление (здесь совпадающее с направлением п) силы от конвективного ускорения частицы РТ в относительном движении. Для определенности выполнение равенства (4.14) на интервале ne[ns,S] будем контролировать в сечении возможного отрыва двумерного ПС s = sg. В (4.14) слагаемое Flfa) вычисляется непосредственно, силы/ , , g определяются по результатам расчётов на базе используемого ПП. При этом отрицательное значения силы Fk определено тем, что —ws cos fig = wS(p 0, ws(p проекция ws = w(s,n = S) на окружное направление.
