Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ влияния теплофизических свойств жидкостей на рабочие процессы и кавитащонные явления в насосах ... 13
1.1. Современные представления о влиянии теплофизичес-ких свойств перекачиваемой среды на характеристики насосов 13
1.2. Анализ методов расчета и моделирования характе -ристик лопастных насосов при изменении тегаюфи -зических свойств перекачиваемой среды, конструктивных и режимных параметров насосов 24
1.3. Термогидродинамические особенности рабочего процесса в лопастных насосах на режимах недогрузки... 36
1.4. Термогидродинамический анализ влияния свойств криогенных жидкостей на характеристики поршневых насосов 40
1.5. Выводы и постановка задач исследования 47
2. Экспериментальная техника и методики исследований 50
2.1. Конструктивные и технологические особенности экспериментального замкнутого циркуляционного контура 50
2.2. Методика проведения параметрических и балансовых испытаний центробежного насоса 64
2.3. Экспериментальный стенд для энергетических и ка-витационных исследований серийного поршневого
насоса типа 22НСГ на жидкой двуокиси углерода 69
2.4. Методика параметрических испытаний поршневого насоса и снятия индикаторных диаграмм давления и температуры в цилиндре насоса 78
2.5. Погрешности измерений основных параметров насосов 86
3. Результаты экспериментальных исследований и их анализ... 95
3.1. Экспериментальное исследование рабочего процесса центробежной ступени на воде и жидкой СОр 95
3.2. Экспериментальное исследование всасывающей способности центробежного насоса на жидкой COg 108
3.3. Исследование автомодельности режимов центробежной ступени 118
3.4, Параметрические испытания серийного поршневого насоса типа 22 НСГ на жидкой С0 126
3.5. Термогидродинамический анализ рабочего процесса в поршневом насосе на основании индикаторных диаграмм давления и температуры в цилиндре наcoca 141
4. Термогидродинамические соотношения для моделирования характеристик и показателей центробежных и поршневых насосов для щцкой двуокиси углерода 149
4.1. Оценка всасывающей способности центробежных насосов нормальной быстроходности при перекачивании жидкой СОр в околокритической области параметров состояния 149
4.2. Термогидродинамическое моделирование характеристик центробежной ступени на режимах недогрузки 154
4.3. Термогидродинамические характеристики процессов сжатия жидкой COg в поршневом насосе и соотношения для оценки его кавитационных характеристик... 174
4.4. Выводы 182
Заключение 185
Литература 166
Приложение 206
- Анализ методов расчета и моделирования характе -ристик лопастных насосов при изменении тегаюфи -зических свойств перекачиваемой среды, конструктивных и режимных параметров насосов
- Методика проведения параметрических и балансовых испытаний центробежного насоса
- Экспериментальное исследование всасывающей способности центробежного насоса на жидкой COg
- Термогидродинамическое моделирование характеристик центробежной ступени на режимах недогрузки
Введение к работе
Основные направления экономического и социального развития СССР на I98I-I985 годы и на период до 1990 года" предусматривают повышение качества, надежности, экономичности и производительности энергомашинного оборудования, интенсификацию технологических процессов холодильной промышленности, а также расширение применения новых методов воздействия на нефтяные пласты с целью увеличения извлечения нефти из недр. Одним из перспективных направлений увеличения нефтеотдачи пластов является промышленное освоение технологии применения жидкой двуокиси углерода.
Поставленные задачи связаны с подбором, освоением и разработкой нового насосного оборудования для разнообразных по своим теплофизическим свойствам и термодинамическим параметрам жид -костей и сжиженных газов (двуокись углерода, криогенные жидкости, сжиженный природный газ, вода при различных температурах и др.), а также с разработкой надежных инженерных методов расчета эксплуатационных параметров насосно-трубопроводных систем в целом. Правильный расчет характеристик и энергетических показателей насосного оборудования с учетом свойств перекачиваемой среды позволит эффективно выбрать параметры насосно-трубопроводных систем и во многом предопределит технико-экономические показа -тели эксплуатации насосного оборудования как на основных рас -четных режимах, так и на кратковременных пусковых и переходных режимах.
Полученные за последние десятилетия в нашей стране и за рубежом результаты в области исследований влияния теплофизичес-ких свойств перекачиваемой среды на характеристики насосного оборудования охватывают лишь достаточно удаленную от критичес -кой область термодинамических параметров состояния жидкостей (X =0,5-0,8). Соответственно расчетные соотношения справедливы в узких интервалах свойств, конструктивных и режимных параметров насосов. Экстраполяция их в околокритическую область параметров СС 0,8), которой соответствуют номинальные режимы насосов для перекачивания жидкой двуокиси углерода, а также некоторых криогенных жидкостей (жидкие метан и водород), может привести к значительным погрешностям при количественной оценке характеристик насосов.
Режимы недогрузки (Qt=0-0,5), сопровождающиеся явлениями гидравлического торможения рабочего колеса, с точки зрения термодинамики развития кавитационных процессов на входе в рабочее колесо, изучены недостаточно.
В настоящее время отсутствуют данные по исследованию рабочих процессов и кавитационных явлений при перекачивании жидкой С0 в широком интервале изменения ее термодинамических параметров состояния (вплоть до критических) как центробежными, так и поршневыми насосами. Отсутствие универсальной теории термогидродинамического подобия характеристик насосов и экспериментальных данных непосредственно в околокритической (Ч 0,8) области параметров определяют актуальность исследования про -цессов перекачивания двуокиси углерода и некоторых криогенных жидкостей центробежными и поршневыми насосами.
В диссертационной работе обоснованы задачи исследования термогидродинамических особенностей рабочего процесса и кавитационных явлений в насосных установках для жидкой СОр систем обустройств нефтяных месторождений (характеристики приведены в таблице П.І), разрабатываемых в рамках комплексной рабочей программы Миннефтепрома по проблеме ХУ "Обоснование промышленной технологии применения двуокиси углерода при заводнении нефтяных пластов в различных геолого-физических условиях" (постановление СМ СССР №700 от 26.08.76г., приказ МНП №582 от 29.10.76г. и программа ГКНТ 0.Ц.004 от 12.12.80г. №474/250/132) и в соответствии с перспективным планом Союзкриогенмаша по созданию оте -чественного промышленного оборудования для двуокиси углерода.
Результаты работы описаны в четырех разделах.
В первом разделе проведен анализ существующих методов расчета и моделирования характеристик центробежных и поршневых насосов с учетом теплофизических свойств перекачиваемой среды, конструктивных и режимных параметров насосов. Приведены результаты обобщений лабораторных и натурных испытаний лопастных насосов, перекачивающих различные жидкости, включая криогенные, при температурных условиях Т 0,8.
Изложены вопросы термодинамического анализа характеристик процесса сжатия криогенных жидкостей в поршневых насосах и выполнен анализ всасывающей способности насосов с учетом этих характеристик. Обоснованы и сформулированы задачи и методики исследований.
Во втором разделе оаисана экспериментальная техника и методики проведения исследований. Изложены особенности техники проведения параметрических и балансовых испытаний центробежной ступени на жидкой двуокиси углерода при высоких давлениях насыщенных паров (вплоть до гір-7,4 МПа). Описаны нестандартные системы измерения основных параметров центробежных и поршневых насосов, а также система совместного индицирования давления и температуры в цилиндре поршневого насоса и неравномерности давления в его всасывающем и нагнетательном трубопроводах, вполне приемлемая и для промышленных условий. Приведены результаты градуировки и оценки погрешностей систем измерения параметров насосов.
Третий раздел посвящен анализу результатов экспериментальных исследований энергетических и кавитационных характеристик центробежной ступени на холодной деаэрированной воде и жидкой двуокиси углерода в околокритической области параметров состояния (Т=278-303 К). Кавитационные и энергетические исследования характеристик поршневого насоса при перекачивании двуокиси углерода проведены на серийном криогенном поршневом насосе типа 22НСГ почти во всей области существования двуокиси углерода в жидком состоянии (Т=0,7-1,0) и давления нагнетания Г415МПа.
Выполнен анализ механизма изменения всасывающей способности насосов, перекачивающих жидкую двуокись углерода при Т- -1,0 в результате вредного влияния явления гидравличесоого торможения на входе рабочего колеса на режимах недогрузки центробежной ступени и процесса обратного расширения перекачиваемой среды в мертвом объеме цилиндра поршневого насоса в цикле всасывания.
В четвертом разделе проведено обобщение экспериментальных данных в виде критериальных зависимостей. Показано, что полученные термогидродинамические расчетные соотношения для оценки характеристик центробежных насосов нормальной быстроходности при перекачивании жидкостей в околокритической области параметров согласуются с известными положениями термодинамической теории подобия развития кавитационных явлений и теории подобия в гидромашинах.
Изучен механизм развития кавитационных явлений в поршне -вом насосе при перекачивании двуокиси углерода и определены термогидродинамические характеристики рабочего процесса. Раз -работала методика расчета кавитационных параметров поршневых насосов с учетом теплофизических свойств перекачиваемой двуокиси углерода, конструктивных и режимных параметров насоса.
Научная новизна работы заключается в следующем. Впервые проведено систематическое опытно-аналитическое исследование кавитационных характеристик и энергетических показателей центробежного насоса нормальной быстроходности и поршневого криогенного насоса типа НСГ на жидкой СОр в околокритической области параметров состояния; исследован механизм развития кавитационных явлений в центробежной ступени при частичных ее нагрузках (0 СО,5) и обоснованы условия наступления критических срывных по напору режимов, соответствующих предельному повышению температуры перекачиваемой среды на входном участке рабочего колеса.
Для режимов недогрузки разработана термогидродинамическая модель развития кавитации в насосе, учитывающая известный тер -модинамический эффект ослабления кавитации и термодинамические особенности гидравлического торможения на входе рабочего колеса; получено обобщающее соотношение, рекомендованное для инже -нерных расчетов кавитационных параметров насосов практически во всей области режимных нагрузок.
Разработана методика расчета кавитационных параметров поршневых насосов типа НСГ с учетом теплофизических свойств перекачиваемой эидкой СОр (которая для некоторых криогенных жидкостей может рассматриваться как модельная) и параметров насоса.
Выполненные исследования позволили сформулировать следую -щие научные положения, защищаемые в работе.
1. В центробежных насосах на режимах их недогрузки при перекачивании жидкой двуокиси углерода и некоторых криогенных жидкостей в околокритической области параметров состояния тер -модинамические эффекты ослабления кавитационных явлений в значительной мере нивелируются в связи с существенными термодинамическими особенностями гидравлического торможения на входе рабочего колеса.
2. В поршневых насосах при перекачивании жидкой двуокиси углерода и некоторых криогенных жидкостей в околокритической
- 12 области параметров состояния усиление кавитационных явлений из-за повышения сжимаемости перекачиваемой среды оказывает превалирующее влияние на всасывающую способность насосов по сравнению с известным термодинамическим эффектом ослабления кавитации.
Реализация работы в промышленности и практическая цен ность.
1. Результаты исследований внедрены в БашНИПИнефть при разработке ТЗ на проектирование центробежного и поршневого насосного оборудования для ( и решении технологических задач обустройств нефтяных месторождений при их доразработке с целью увеличения нефтеотдачи.
2. На основе рекомендаций по выбору и расчету конструктивных элементов гидравлической части поршневых насосов для двуокиси углерода ВНИИгидромашем (г.Москва) выполнено проектное решение реконструкции гидравлической части промышленных насосов типа ПТ-2 для С02.
3. Рекомендации по расчету кавитационных параметров и выбору схем обвязки насосного оборудования для заправщиков СОр внедрены на НПО "Кислородмаш" (г.Одесса) в технических и рабочих проектах при создании промышленного оборудования для СОр. Технико-экономическая эффективность внедрения рекомендаций на стадии проектирования составляет 47,9 тыс.руб.
4. Методики расчета кавитационных параметров центробежных и поршневых насосов для жидкой СО могут быть использованы для приближенного моделирования характеристик насосов, работающих на некоторых криогенных жидкостях (жидкие Н» СН и т.п.) в околокритической области параметров состояния.
Анализ методов расчета и моделирования характе -ристик лопастных насосов при изменении тегаюфи -зических свойств перекачиваемой среды, конструктивных и режимных параметров насосов
Известно, что определяющими масштабный эффект возникнове ния кавитации являются факторы, связанные со временем начальной стадии динамики каверны и определяющие кавитационную прочность жидкости на разрыв. Момент возникновения кавитации для реальных, неочищенных жидкостей соответствует практически условию дости жения на входе в насос давления насыщенных паров жидкости [2, 58,60] . В условиях частично развитой кавитации, как было рассмот рено выше, скорость испарения и степень самоохлаждения жидкое ти, определяющиеся теплофизическими свойствами, оказывают основополагающее влияние на развитие определенной фазы (степени) кавитации.
Поэтому для частично развитых кавитационных режимов в насосах теплофизические свойства перекачиваемой жидкости выступают основными факторами, определяющими масштабный эффект и условиями моделирования [60] . Кинематическое и термодинамическое подобие кавитационных режимов в лопастных насосах в автомодель -ной для основного потока области (Кен І0 ) при перекачивании жидкостей, обладающих заметным ТЭК, в соответствии с [І38] рекомендуется выполнять при условиях Данные требования следует признать недостаточно обоснованными. По данным [59,88,127] и результатам исследований настоящей работы (раздел 3) кинематическое подобие по (I.I8) не выполняется. Как отмечено в предыдущем разделе, для контролируемой степени кавитации критерий В может быть определен лишь эксперимен -тально, и условие D=ldeiTl для всего многообразия форм кавита -ционных течений в насосах при изменении их режимных и конструк -тивных параметров в широком интервале изменения свойств перекачиваемой среды не выполняется. Поэтому в качестве термодинамических критериев развития кавитации, качественно характеризующих влияние теплофизических свойств жидкостей при прочих равных ус -ловиях, в исследовательской практике наиболее надежно себя зарекомендовали Вр и К-коэффициенты, расчет которых является ответ -ственным этапом применения метода. С целью определения границ проявления ТЭК в изменении ка -витационных характеристик насосов и областей моделирования ав тором проведен расчетный анализ Bg и К-коэффициентов для самых разнообразных жидкостей (вода, двуокись углерода, криогенные жидкости и углеводороды). Численный анализ Bg и К-коэффициентов в широком интервале приведенных температур % =0,5-1,0 пред -ставлен на рис.1.2 и 1.3 и позволил отметить следующее. I. Непрерывное уменьшение критерия Во и увеличение крите рия К по мере приближения параметров состояния жидкости к кри тическим ( С- -1,0) характеризует увеличивающуюся тенденцию всех исследованных жидкостей к снижению интенсивности развития кавитационных процессов. Наибольшее изменение критериев Во и К в зависимости от X наблюдается в области X =0,65-0,85. Именно этой области соответствует наиболее существенная зависи мость термодинамической поправки от критерия Bg [59].
Уменьшение наклона кривых в области Т — 0,80-0,95 в реальных условиях соответствует повышению термодинамической равновесности процесса парообразования, что должно выразиться в менее существенной зависимости термодинамической поправки от критериев Вр или К, которая также подтверждается опытными данными [88]. 2.Для всех жидкостей в областях X — 0,95 по критерию Bg и ТГ-0,91 по критерию К наблюдается аномальное их поведение, вы -ражающееся в некотором уменьшении ТЭК при дальнейшем росте X для большинства исследованных жидкостей. Рассматриваемая об -ласть параметров представляет практический интерес в настоящее время только для жидкой двуокиси углерода. 3. Полученные зависимости для рассматриваемых жидкостей отражают характер соотношений, входящих в критерии Во и К тепло-физических параметров. Для удобства анализа отмеченного фактора термодинамический критерий кавитации В э можно представить в виде Расчетно-графический анализ зависимости по урав -нению (I.I9) для воды показывает, что экстремальные значения критериев Вр и К совпадают с началом резкого возрастания соот -ношения Ср/г и уменьшения угла наклона кривой насыщения. Превалирующее влияние роста Ср/Г по сравнению с уменьшением соотношений V и dT/dR определяет характер зависимостей ВаМ и К(Х) в непосредственной близости к критическому состоянию (Т=0,9-1,0). 4.По представленным зависимостям несложно определить области моделирования ТЭК различных жидкостей, которые показывают воз -можности проведения испытаний при замене натурных жидкостей модельными. В частности, испытания насосного оборудования для жидких водорода и метана могут быть заменены испытаниями на жидкой двуокиси углерода, которая по своим физико-химическим свойствам и эксплуатационно-технологическим параметрам является более приемлемым для лабораторных и заводских условий рабочим телом.
В практически применяемых областях температур водород (Т=0,60-0,63) и метан (Т«0,75-0,80) по критерию К (рис.1.3) будут подобны жидкой двуокиси углерода в области V =0,80-0,90. К настоящему времени известно значительное количество ис -следований, в которых на основе обобщения опытных данных приводятся расчетные соотношения для определения термодинамической поправки ОПт на кавитационный запас лопастных насосов [39,58, 59,88,94,104,114,115,145,148,149,160]. Все корреляции опытных данных для удобства сравнительного анализа отнормированы в си -стеме СИ и приведены в таблице I.I, в которой также указаны основные параметры исследованных систем "насос-жидкость". Анализ представленных данных можно сформулировать в следующих положе -ниях.
Методика проведения параметрических и балансовых испытаний центробежного насоса
С целью проверки соответствия показателей замкнутого цир -куляционного контура расчетным техническим условиям произведены типовые испытания на холодной (Т4г303 К) деаэрированной воде, в состав которых входили обкаточные, нормальные и кавитационные испытания [138]. Деаэрация воды осуществлялась путем вакууммиро-вания контура через паровое пространство ресивера и сепаратора -успокоителя (рис.2.І) в условиях длительной (несколько десятков часов) принудительной циркуляции воды с периодическим ее подо -гревом до Т=303-313 К. В процессе обкаточных испытаний была выявлена надежная работоспособность узлов и деталей эксперимен -тального насоса и его привода в диапазоне частот вращения П = =15-150 с"1.
Комплексы условий при параметрических и балансовых испытаниях центробежной ступени на холодной воде и жидкой двуокиси углерода разрабатывались в соответствии с требованиями [ЗЗ] и Ре комендациями [138 I и приведены в табл.2.3.
При нормальных испытаниях насоса устанавливалась зависи -мость напора Н, потребляемой мощности IN и к.п.д. П от подачи. Основные правила проведения гидравлических испытаний по определению напорных, энергетических и кавитационных характеристик насоса соответствовали требованиям [_І38_].
С целью определения полных гидравлических характеристик контура, оптимальных режимов насоса и уточнения области автомодельных режимов насоса для основного потока через рабочее колесо напорные и энергетические характеристики на холодной воде и жидкой COg снимались для рабочих колес №1 и 2 при различных угловых скоростях путем изменения гидравлического сопротивления системы (00= idem; Сс VOP ). Для холодной воды энергетичес -кие характеристики снимались в области подач Q. =0-1,1 и получена полная универсальная характеристика насоса, а для жидкой СОр - в области устойчивых по расходу режимов (Q-0,4-1,1), но
при r var.
Так как сжатие двуокиси углерода в насосе сопровождалось повышением температуры на 2-3 К, экспериментально измеренный напор насоса относился к параметрам на входе и выходе из насоса и определялся по выражению а 2
Подача насоса при работе на двуокиси углерода определялась по осредненным параметрам состояния в расходомерных устройствах. Действительный расход СОр через насос был несколько выше, так как часть потока ( 0,0I (JonT) отводилась по циркуляционной линии (рис.2.2) на охлаждение переднего торцового уплотнения.
В программу кавитационных испытаний на холодной деаэриро -ванной воде и жидкой двуокиси углерода входили опыты по определению частных кавитационных характеристик насоса. Испытания [l38] соответствовали условиям ЕС4= VCT, Т = idem, 0/11== idem и осуществлялись двумя путями для холодной воды: дросселирова -нием потока на всасывании и путем создания разрежения в контуре; для жидкой СОг) испытания осуществлялись регулированием сопротивления на всасывающем трубопроводе. Для предотвращения развития кавитации в дроссельном органе и соответствующего искажения результатов измерения служит сепаратор-успокоитель, соединенный с экспериментальным насосом (рис.2.1) прямым (\. іЬД ) участком трубопровода. Режим Cj Const поддерживался задвижками на вса -сывающем и напорном трубопроводах.
Кавитационный параметр Л П «Р при испытаниях на воде и СОр определялся по первому критическому режиму [33,58,88 ] в соответствии с универсальным уравнением для некипящих и кипящих жидкостей \&\, учитывающим теплофизические свойства перекачиваемой среды в неявном виде где ДПат- статическая составляющая критического кавитационного запаса; г "- давление насыщенных паров перекачиваемой среды в исходном состоянии [88J (например, в сепараторе-успокоителе).
Таким образом, предполагается, что жидкость на входе в насос находится в метастабильном состоянии, т.е. имеет место перегрев жидкости. При расчете параметра АПКР ПО уравнению (2.2) термодинамические параметры потока непосредственно на входе в насос приводятся как бы к исходным параметрам потока, когда он еще не вскипает; тем самым исключается при измерении ДПкр влияние самоохлаждения жидкости при ее вскипании в кавитационной зоне на входном участке рабочего колеса.
Изложенная методика предопределила экспериментальный способ измерения ДЬ[88], изложенный выше (рис.2.6). Приведенные методические и инструментальные особенности в равной степени относятся к косвенному и прямому дифференциальному методу определения параметра Л П .
Для достоверной оценки гидравлического к.п.д. и энергети -ческих характеристик проточной части центробежного насоса при переходе его на жидкую двуокись углерода в условиях проведения модельных стендовых испытаний особое значение прибретают специальные опыты по составлению полного баланса энергии в насосе. Методика проведения балансовых испытаний разработана С.С.Рудневым и подробно рассмотрена в работах [65,I02J. Особенности техники эксперимента и составления баланса энергии центробежного насоса в составе замкнутого циркуляционного контура заключаются в том, что экспериментальная оценка механической составляющей мощности насоса N м производилась в специальном опыте с "глу -хим" фалып-колесом, выполненным из дюралюминия. Наружный про -филь фалып-колеса по геометрическим параметрам идентичен соот -ветствующему рабочему колесу. Одновременно с замером мощности производилось определение утечки через переднее щелевое уплот -нение О УТ. С целью выделения из общих механических потерь внутренних и определения внутреннего механического к.п.д. насоса HLM проводились опыты по определению мощности трения в сальниковом (торцовом) уплотнении и подшипниках Nn+C.
Экспериментальное исследование всасывающей способности центробежного насоса на жидкой COg
В программу модельных кавитационных испытаний входило определение частичных кавитационных характеристик центробежной ступени на холодной газонасыщенной (при нормальном насыщении воздухом) и деаэрированной воде. Результаты испытаний, приведенные на рис.3.8 и 3.II, свидетельствуют о вполне удовлетворительных кавитационных качествах основного (в задачах исследований настоя -щей работы) рабочего колеса №1, имеющего цилиндрическую форму лопастей.
Универсальная кавитационная характеристика ступени на воде (рис.3.II) свидетельствует, что опытный кавитационный коэффици ент быстроходности в оптимальном режиме насоса Соп =970 хорошо согласуется с расчетным (С=Ю00). Опытное значение показателя антикавитационного совершенства модельной ступени Э . = = ЦАП/ \Л 2 Q)2 =0,21 соответствует нормативным данным [138] для центробежных насосов с односторонним осевым входом, обладающих хорошими антикавитационными свойствами без специальных конструктивных устройств на входе (ЭС6у, 0,25).
Из графика на рис.3.8а видно некоторое увеличение напора насоса перед началом срывной кавитации, что вполне характерно для местной кавитации в случае газонасыщенной воды и связано с натеканием потока на лопасти без вихревого отрыва и соответствующего снижения гидравлических потерь в р.к. [V2]. С дальнейшим развитием кавитации в насосе наступает срывной критический ре -жим, характерный для паровой ее формы и который для холодной газонасыщенной и деаэрированной воды является одинаковым. На по -добных режимах Q/n =COnst критические параметры местной, газовой А иКР и срывной, паровой ЛПКР форм кавитации соответствен -но пропорциональны П и П2 .
Полученные данные кавитационных испытаний модельной центробежной ступени на холодной деаэрированной воде служат сравнительной базой для оценки влияния свойств двуокиси углерода на всасывающую способность центробежных насосов нормальной быстроходности и разработки соответствующих термогидродинамических соотношений для моделирования.
Программа кавитационных испытаний центробежной ступени на двуокиси углерода отражена в табл.2.3.Характеристики насоса, представленные на рис.3. 9 - 3.II, получены в основном в результате проведения частных кавитационных испытаний "! Var и n=VCir параметрическим методом (рис.3.9). В связи со значительной сложностью технологии проведения энергетических и кавитационных ис следований характеристик насоса на жидкой COg при больших статических давлениях в циркуляционном контуре (из-за высокой упру -гости насыщенных паров СОр в околокритической области температур) при проведении кавитационных испытаний были допущены отклонения методического характера: не соблюдались интервалы между подачами, равномерность распределения опытных точек по надкавитационному напору и необходимое их количество в области срыва напора; не обеспечивались развитые кавитационные режимы с полным срывом напора (ниже 3%-ного падения).
Некоторые данные о всасывающей способности насоса на СОр получены путем обработки серии срывных напорных характеристик насоса при различном надкавитационном напоре на входе в насос для условий 1 = var и n=Var. Данный способ носит характер "прогона" [114], распространен, например, в США [Ї38] и при от -сутствии на первый взгляд четкой информации об антикавитационных качествах системы "насос-жидкость" тем не менее позволяет на -глядно представить и имитировать работу насоса в натурных условиях эксплуатации.
Термогидродинамическое моделирование характеристик центробежной ступени на режимах недогрузки
Качественный анализ опытных данных кавитационных испытаний центробежной ступени на жидкой С0 в режимах недогрузки насоса (разд.З) свидетельствует о наличии существенной дополнительной термодинамической поправки ОПт1 к кавитационному запасу (уравнение 3.4), разнонаправленной по отношению к известной термодинамической поправке для расчетных режимов нагрузки насоса. На режимах Q —0,35 поправка 0 ПТ1 уже полностью нивелирует поправку 0Пто , а при Q 0,25 заметно превосходит значения кавитационного запаса А П„ для холодной воды (рис.3.14), что свидетельствует о значительном влиянии на всасывающую способность насосов ТЭТ и "горячих перетечек" в рабочем колесе,увеличивающимся,как и ТЭК,с ростом"критерия К, Обработка экспериментального материала по полученным соотношениям (1.24) и (1.25) не дала положительных результатов, что и следовало ожидать, так как указанные соотношения недостаточно достоверно учитывают роль "горячих перетечек" и термогидроди -намику на входе рабочего колеса.
Более строгое решение задачи по расчету кавитационных параметров лопастных насосов, перекачивающих жидкости со значи -тельными ТЭК на режимах недогрузки насоса, получим на основа -нии известного термодинамического подхода с применением метода D -коэффициента и опытно-аналитического определения энергетических потерь на входе рабочего колеса. Сущность такого термогидродинамического подхода заключается в расчете повышения (в противоположность понижению в случае расчета влияния ТЭК) эффективного значения давления насыщенных паров перед кавитаци -онной зоной на входе рабочего колеса в результате местного нагрева (перегрева) потока при диссипации его полной удельной энергии с учетом термодинамических характеристик сжимаемости и теплофизических свойств жидкости.
На основании результатов последовательного изучения структуры потока и кинематических соотношений на входе в рабочее колесо лопастных насосов [52,74,88,90,91] на рис.4.2 представлена схема основного и вторичных потоков жидкой СОр в рабочем колесе исследованной центробежной ступени на режимах ее недо -грузки. Здесь же приведены эпюры меридианной Vim и окружной Vlu скоростей в кольцевом вихре и активном потоке. Как видно из рисунка, вихревой тор делит поток на основной активный, транзитно проходящий через рабочее колесо и прилегающий к его ведущему диску, и вихревой с обратными течениями вблизи покрывающего диска. С уменьшением подачи ( Q. -» 0) область вихревого тора увеличивается, занимая в пределе (Q=0) все входное сечение.
Качественный механизм развития кавитационного процесса в насосе на режимах недогрузок можно представить физической моделью со следующими достаточно достоверными для практических целей допущениями, основанными на всестороннем изучении основных определяющих факторов процесса. 1. Рабочий процесс и кавитационные явления в рабочем колесе характеризуются совместным влиянием ТЭТ и ТЭК. 2. Повышение удельного теплосодержания активного потока на входе рабочего колеса до кавитационной зоны происходит в результате диссипации следующих составляющих полной удельной энергии основного и вторичных потоков: мощности объемных утечек через щелевое уплотнение покрывающего диска ("горячие перетечки") с учетом приращения полной удельной энергии (механической и внутренней) только в рабочем колесе, т.е. с учетом термодинамических характеристик сжимаемости жидкости; части мощности трения покрывающего диска, расходуемой на нагрев расхода утечки; основная доля внутренней механической мощности диссипирует в активный поток за рабочим колесом путем его энергообмена со сходящим потоком с покрывающего диска; мощности гидравлического торможения на входе рабочего колеса, диссипирующеи в тепловую энергию активного потока путем трения и перемешивания обратных вихревых течений. 3. Режим течения на входе рабочего колеса считается уста новившимся, с соблюдением внешнеадиабатных условий; вскипание активного потока при входе на лопатки соответствует началу из менения общей структуры потока (первому критическому режиму) без существенного вытеснения вихревых обратных течений к периферии J88). Удельное теплосодержание потока в вихревом торе на задан ном режиме нагрузки считается установившимся, т.е. абсорбция тепловой энергии в вихревой зоне отсутствует. 4. "Горячие перетечки" на входе рабочего колеса поступают в зону торможения обратных вихревых течений и перемешивания с активным потоком (рис.4.2); ввиду значительной турбулентности и интенсивного перемешивания обмен тепловой энергией осуществляется конвективным переносом, и температурное поле в сечении активного потока при входе на лопатки принимается равномерным.
На основании изложенных представлений об энергообмене между рабочим колесом и потоками на входном участке уравнение энергетического баланса для установившегося режима насоса представляется следующим образом или для внешнеадиабатных условий работы где ДІ І " 14 - повышение температуры жидкости активного по -тока на входном участке; vJ6H- тепло, отводимое (подводимое) к деталям входного участка и в окружающую среду. Величины, входящие в уравнение (4.7) определяем следующим образом.
