Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА I. Гидротранспортирование рыбы: современное состоя ние, задачи дальнейшего совершенствования 14
1. Установки для гидротранспортирования рыба 14
2. Обзор литературы 22
3. Выводы ' 50
ГЛАВА II. Исследования захвата и всасывания объектов лова 52
1. Поле вызванных скоростей у залавливающего устройства насосного орудия лова 52
2. Захват рыбы насосным орудием лова 58
3. Форда течения жидкости у всасывающего наконечника гидромеханизма 69
4. Расходная объемная концентрация смеси из воды и объектов лова при их свободном всасывании 71
5. Выводы 30
ГЛАВА III. Исследования гидравлических характеристик и режи мов работы центробежных рыбонасосов 82
А. Надводные рыбонасосы типа "РБ" 82
1. Метод пересчета гидравлических характеристик с условий работы на воде на условия работы на гидросмеси ( |т = 1) 82
2. Гидравлические характеристики 85
3. Выбор режимов работы 95 Б. Погружные рыбонасосы 104
4. Гидравлические характеристики 104
5. Выбор режимов работы 104
6. Выводы jj3
ГЛАВА IV. Исследование потерь напора на трение у гидро смеси с нулевой плавучестью твердых частиц 115
1. Формула гидравлического уклона 115
2. Результаты экспериментов 123
3. Выводы J29
ГЛАВА V. Горизонтальный гидротранспорт рыбы: особенности, метод расчета 132
1. Результаты экспериментов 132
2. Особенности*гидротранспорта рыбы 151
3. Расчетные графики Т ( V, k ) и примеры на их использование 161
4. Трение скольжения рыбы о стенку трубопровода 170
5. Метод расчета 187
а. Критическая скорость потока транспортирую щей жидкости 187
б. Гидравлический уклон водорыбной смеси 189
в. Скольжение фаз у водорыбных смесей 196
г. Выбор некоторых параметров гидротранспорти рования рыбы 209
6. Выводы 2Ц
ГЛАВА VІ. Вертикальный гидротранспорт рыбы и морепродук тов: особенности, характеристики, метод расчета 215
1. Результаты экспериментов 215
2. Особенности гидротранспорта рыбы 2^0 3« Метод расчета 220
а. Гидравлический уклон водорыбной смеси 220
б. Скольжение фаз у водорыбных смесей 221
4. Гидротранспорт филлофоры 231
5. Выводы 233
ГЛАВА VII. Метод расчета наклонного гидротранспорта рыбы 234
А. Напорное движение 234
1. Гидравлический уклон водорыбной смеси 234
2. Скольжение фаз у водорыбных смесей 235 Б. Безнапорное движение 239
3. Гидравлический уклон водорыбной смеси 239
4. Выводы 246
ГЛАВА VIII. Местные гидравлические сопротивления водорыных потоков: особенности, характеристики, методы расчета 247
1. Внезапное расширение потока гидросмеси 247
2. Внезапное сжатие потока гидросмеси 250
3. Результаты экспериментов 254
4. Расчет местных сопротивлений 263
5. Выводы 264 ГЛАВА К. Метод расчета насосных установок для добычи, выливки и транспортирования объектов лова 266
1. Метод расчета насосных установок для добычи рыбы 266
2. Пример расчета 267
3. Метод расчета гидротранспортных установок для выливки и транспортирования уловов 270
4. Примеры расчета 271
а. Пример I 271
б. Пример 2 274
5. Выводы 276
ГЛАВА. X. Экспериментальные установки, методика проведе ния опытов 278
1. Стенд для измерения поля вызванных скоростей 278
А. Описание стенда 278
Б. Методика проведения опытов 280
2. Стенды для гидравлических испытаний 283
A. Описание стендов для гидротранспорта рыбы 283
Б. Методика проведения опытов 287
а. Гидротранспорт объектов лова 287
б. Гидравлические испытания рыбонасосов 293
в. Местные гидравлические сопротивления 296
B. Описание стенда для гидротранспорта твердых частиц с нулевой плавучестью 800
Г. Методика проведения опытов 02
3. Машина для измерения силы трения скольжения рыбы о твердую стенку при гидротранспорте 305
А. Описание машины трения 305
Б. Методика проведения опытов 308
4. Выводы 315
Заключение 316
Литература
- Обзор литературы
- Захват рыбы насосным орудием лова
- Метод пересчета гидравлических характеристик с условий работы на воде на условия работы на гидросмеси ( |т = 1)
- Расчетные графики Т ( V, k ) и примеры на их использование
Обзор литературы
Рассмотрим основные работы по гидромеханизации процессов промышленного рыболовства.
В фундаментальных трудах А.В. Терентьева, Б.Н. Миллера, Н.ФЛернигина [120, 121] впервые систематизирован обширный материал по гидромеханизации в рыбной промышленности. Они содержат общие сведения и данные об особенностях применения гидромеханизации на предприятиях рыбной промышленности, описание водоструйных и центробежных рыбонасосов, рыбоцроводов, многоступенчатых рыбонасосных и гидропневмаяшческих установок, вспомогательных устройств, схем гидромеханизации при добыче и обработке рыбы, линий комплексной гидромеханизации рыбообрабатывающих предприятий.
В этих книгах приведены результаты первых исследований центробежных рыбонасосов по повреждаемости рыбы. Остановимся на них вкратце.
Визуальным путем и методом скоростной киносъемки Б.Н. Миллер изучал картину течения водорыбной смеси в центробежном рыбонасосе. Он установил, что часть потока гидросмеси циркулирует в проточной части отвода и что именно "язык" является тем местом, где рыба может повреждаться довольно значительно, вплоть до разрывов тела.
Из условий неповреждаемости рыбы А.В. Терентьев вывел формулы, связывающие геометрические и кинематические характеристики рыбы и центробежного насоса, а из условий разрушения рыбы определил режим работы гидромеханизма. Ниже приведены эти формулы: где X , Л - зоологическая длина и высота тела рыбы, и 2 У-2 абсолютная и окружная скорости движения гидросмеси на выходе из колеса центробежного рыбонасоса. 17 - скорость движения рыбы в проточной полости колеса, Юд - наружный диаметр колеса центробежного рыбонасоса, CL - величина зазора между колесом и отводом центробежного рыбонасоса, Iк/г - кинетическая энергия, разрушающая рыбу, /// - вес рыбы, ії іьїі критичбокая частота вращения колеса центробежного рыбонасоса. С помощью формул (І.І - 1.3) А.В. Терентьев установил, для каких видов рыб применимы различные типоразмеры центробежных рыбонасосов и их критический режим работы. Но так как технические средства гидромеханизации не должны даже повреждать рыбу, результаты расчета по формуле (1.3) значительно завышены. Первые энергетические и кавитационные испытания центробежных рыбонасосов типа РБ на воде проведены в МИСИ им. В.Б. Куйбышева [120, 121] . По результатам энергетических испытаний сделан вывод о том, что центробежные рыбонасосы не подчиняются законам подобия центробежных насосов по частоте вращения [120, 121 ] . Ошибочность этого вывода очевидна [151 ] . Кавитационные испытания подтвердили высокую всасывающую способность центробежных рыбонасосов ( Ж1 6 м) [120. 123]
Энергетические испытания на водорыбных смесях лаборатории механизации ВНЙРО показали, что при малых концентрациях ( гь 0,Г?) параметры центробежных рыбонасосов при работе на воде и на водорыбной смеси практически равны Г121] . Этот вывод подтверждается и более поздними энергетическими испытаниями центробежных рыбонасосов на водорыбной смеси [151] .
Более обширный материал по гидравлическим характеристикам центробежных рыбонасосов содержит атлас "Рабочие характеристики центробежных рыбонасосов и трубопроводов" [ 124 ] .
Н.Ф. Чернигин [ 203 ] получил технические характеристики гидротранспорта рыбы: соотношение между диаметром рыбопровода и высотой тела транспортируемой рыбы, оптимальные технологические значения средних скоростей и расходной объемной концентрации водорыбной смеси. Ниже приводятся эти данные: где Ю -диаметр трубопровода, 1?опгГІ -оптимальная средняя скорость водорыбной смеси, kmni -оптимальная величина расходной объемной концентрации водорыбной смеси. Первые опыты по определению потерь напора на трение при гидротранспорте рыбы проведены в полупромышленных условиях И.И. Теслиным [127].
Объекты опытов: новые стальные чистые полированные внутри трубы и водорыбные смеси с хамсой или тюлькой (0,1 2) 0,155) м, лещом и судаком ( JJ = 0,255 м).
В работе [ 127] её автор указывает, что "... опыты ставили при обычном режиме рыбонасосной линии, когда неизбежно происходят колебания в расходах рыбы. В результате этих колебаний концентрации рыбы в составе транспортирующей смеси изменились сопротивление рыбонасосной линии, поэтому трудно определить точную производительность рыбонасоса .
Естественно, что воспользоваться результатами этих опытов нельзя. Из-за методического несовершенства они содержат принципиальные (количественные и качественные) ошибки.
Дервые большие по объему и значимости исследования насосных орудий лова проведены И.В. Никоноровым [ 73-77 ] . Им изучено поведение некоторых видов рыб (каспийской кильки, тихоокеанской сайры) у истоника света насосного орудия лова, разработана тактика их гидромеханизированной добычи, определена оптимальная по уловистости форма залавливающего устройства, измерено поле вызванных скоростей у всасывающего отверстия диаметром 30 и 40 мм, получены формулы для вычисления критического радиуса поля вызванных скоростей и аппелентного поля, сформулированы принципы, способствующие увеличению уловистости насосных орудий лова.
Захват рыбы насосным орудием лова
Из рассмотрения формулы (П.10) видно, что величина вызванной скорости потока воды, захватывающего рыбу, зависит от его вязкости ( V ), геометрических ( if , S t V , т ) и физиологических ( пг ) свойств рыбы. Все эти величины влияют на Vc нелинейно. Если геометрические размеры рыбы и ее физиологические свойства существенно влияют на величину этой скорости, то влияние коэффициента кинематической вязкости воды на 1 менее существенно. Благодаря этощ при увеличении V- /S , и /? величина вызванной скорости, при которой происходит захват рыбы, возрастает на столько, что для больших и сильных рыб создать ее средствами гидромеханизации практически нельзя. Чтобы привлечь рыбу в активную зону всасывания гидромеханизма и тем самым уменьшить необходимую для ее захвата среднюю скорость воды в залавливающем устройстве, насосное орудие промышленного рыболовства -органическое соединение двух средств: гидромеханизации (насосной установки) и управления поведением рыб (например, свет).
В качестве примера рассмотрим расчетные кинематические и геометрические характеристики активной зоны всасывания Ш , f , в , при добыче каспийской кильки и атлантической сельди. Каспийская килька: X = ОД м, 5 = 16,9 юЛл2, 1Г= Ю""5 м3. Атлантическая сельдь: = 0,3 м, S = 23 ТО м2, V = 0,3 Ю "3м3. Остальные данные для расчета: V = ЗХГЧУГ/С, = 6 POl] . CL =0,5. При относительном удлинении тела рыбы равном 7-- = SI.3DCI5].
Мы видим, что для захвата каспийской кильки скорость воды внутри активной зоны всасывания значительно превышает ее критическую скорость [73] . Для более крупной и сильной рыбы - атлантической сельди - скорость воды, необходимая для ее захвата, возрастает примерно в два раза. Естественно, что столь высокие скорости насосным орудием промышленного рыболовства обеспечить затруднительно. В силу этого при одинаковых значениях средней скорости воды в приемном отверстии залавливающего устройства геометрические размеры активной части области всасывания насосного орудия лова для крупных и сильных рыб значительно меньше, чем для рыб мелких и слабых.
Ниже приведены сферические координаты точек активной части области всасывания насосного орудия лова для добычи каспийской кильки ( Vb = 3,7 м/с): ft = 180, fi = 1,3; ft = 160 Д = = 1,36; в3 = 140, /д= 1,44; ft = 120, Д = 1,6.
И.Б. Никоноров наблюдал за поведением каспийской кильки в зоне всасывающего отверстия насосного орудия лова. Об этом в работе [73] он в частности пишет: "Килька, подошедшая в критическую зону, боком делает усилия, чтобы развернуться против течения и выйти из зоны всасывания. Такая килька, попавшая в зону между слабыми и сильными струями воды долгое время сопротивляется течению и, наконец, засасывается или уходит в зависимости от того, в какую сторону она сделает движение".
В этой связи допустим, что вблизи залавливающего устройства насосного орудия лова рыба движется параллельно плоскости всасывающего отверстия (параллельно оси ц , рис. 4). В этом случае захват и всасывание рыбы возможны, если где \Х\ - координата центра тяжести рыбы, Т$, Vuc - продольная и поперечная составляющие вызванной скорости точки пространства, с которой совпадает центр тяжести рыбы ( 1%сс = с- If о Wu=o ) , Vm - скорость движения рыбы относительно неподвижной системы координат, С - коэффициент, (С I). Поперечная составляющая вызванной скорости в точке пространства, с которой совпадает центр тяжести рыбы, равна Vp = 1% Slit в- Ve-cos в . Воспользуемся формулой (П.І) и преобразует правую часть неравества (П.II). Так как при 0 \Х\ Щ— = \Х\ , (П.І2) выражение (П.II) приводится к виду \X\max = -— ——ш (П. 13) где Vm,- относительная скорость движения рыбы Ctt,= Vm, : VQ). Следовательно, ширина активной зоны всасывания бессетевого орудия лова является степенной функцией ЇХп, и ПрИ увеличении относительной скорости движения рыбы уменьшается.
Как и -следовало ожидать, при движении рыбы в поперечном направлении размеры области всасывания насосного орудия лова возрастают в несколько раз. Например, у каспийской кильки при в = 180, % = 0,755 : ПО формуле (1.10) \Х\таа = 0,258, а по формуле (П.12) - примерно I. - 69 Так как при удалении от залавливающего устройства вызванные скорости очень сильно убывают ( р I, V { р ) ), активная зона всасывания насосного орудия лова мала.
У затопленной осесимметричной турбулентной струи при удалении от отверстия скорости частиц жидкости убывают значительно слабее: W ( Х ).
Поэтому, если затопленные осесимметричные струи направить в зону всасывания насосного орудия лова, его активная зона всасывания увеличится.
Изложенный выше способ увеличения активной зоны всасывания насосного орудия лова - гидромеханический. А так как объектом гидромеханизации является рыба, его эффективность следует проверить в промысловых условиях.
Метод пересчета гидравлических характеристик с условий работы на воде на условия работы на гидросмеси ( |т = 1)
Рассморим известную гидравлическую задачу и на этом примере установим влияние местного сопротивления на параметры движущегося потока жидкости (JE67, 173] .
Из открытого резервуара при постоянном напоре через внешний цилиндрический насадок вытекает жидкость с малой вязкостью. Чтобы регулировать ее расход, установим на конце насадка запорный вентиль. Пренебрегая гидравлическими потерями на вход, как следствие из уравнения Бернулли, напишем -2к--%- -»L , (ш.і) i+t г r где dto - геометрический напор вытекающей струи жидкости, Л - ее действительный напор, Z - коэффициент местного сопротивления запорного вентиля, V - скорость истечения струи жидкости.
Запишем выражение коэффициента влияния в виде отношения параметров вытекающей струи реальной и идеальной жидкостей Ьі- . (Ш.2) А vfco где / - коэффициент влияния, ut,Jt0 - параметры вытекающей струи реальной и идеальной жидкостей. - 83 Из выражения (Ш.І) следует, что коэффициенты расхода и напора вытекающей струи жидкости равны Но Vo Jto Кж jjr - О + її , Ш.4) где &&, &ж - коэффициенты расхода и напора, Vo - скорость истечения идеальной жидкости. При равных расходах напоры у вытекающей струи реальной и идеальной жидкостей разные, поэтому формула коэффициента мощности имеет вид где Kjf - коэффициент мощности, Л/, Л/о - затраченная мощность вытекающей струи реальной и идеальной жидкостей. Так как КПД вытекающей идеальной жидкости равен I ( т0 = = I), коэффициент влияния КПД запишется так где /Сп - коэффициент влияния КПД.
Мы видим, что коэффициент мощности (Ш.5) является линейной функцией, коэффициент напора (Ш.4) - дробно-линейная, а коэффициенты расхода (Ш.З) и полезного действия (Ш.6) - степенные функции от коэффициента местного сопротивления. Поэтому при увеличении Z коэффициент мощности возрастает, а остальные коэффициенты влияния уменьшаются. Наиболее сильное влияние оказывает Z на коэффициенты напора и полезного действия.
Из рассмотрения формул (Ш.З), (Ш.4), (Ш.6) также следует, что кривые li b ( t ) гиперболического вида.
Так как коэффициент местного сопротивления зависит от числа Рейнольдса, в квадратичной области сопротивления влияние физических, геометрических и кинематических параметров потока жидкости на lib отсутствует.
Для построения формул пересчета гидравлических характеристик центробежного рыбонасоса снятых на воде на условия работы на водорыбной смеси воспользуемся результатами решения гидравлической задачи. С качественной стороны расходная объемная концентрация рыбы в воде при работе центробежного насоса на водорыбной смеси и безразмерный коэффициент дополнительного гидравлического сопротивления проточных полостей при работе центробежного насоса на однофазной жидкости влияют на его параметры одинаково.
Гидравлические характеристики рыбонасосов [150, 151, 160, 161, I73J при работе на воде сняты при различной частоте вращения (рис. 9, рис. 1-9 приложения). У рыбонасоса РБ-ЮО она изменялась (400 И 800), а у РБ-І50 - (250 П 650) об/мин. В. качестве примера на рис. 9 изображены гидравлические характеристики рыбонасоса РБ-ЮО при П = 600 об/мин. 1 напорной гидравлической характеристики Же( Qc ) рыбонасоса при подачах близких к нулю ( Q 2-Ю""3 м3/с) наблюдается излом. Он вызван резким возрастанием напора рыбонасоса.
Так как жидкость проходит через проточную полость колеса рыбонасоса несколько раз, из-за обратных токов воды она обога - 86 ІІмДйві
Рабочие характеристики РБ-ЮО на воде при W = 600 об/мин. щается дополнительной энергией. В проточной полости отвода за счет турбулентного обмена эта энергия передается основному потоку жидкости, вызывая у него тем самым повышение напора.
Как и у других центробежных насосов с малым числом лопаток [89] , напорная характеристика рыбонасоса имеет крутой и устойчивый вид.
У гидравлической характеристики rjo( Q ) рыбонасоса отсутствует точечный максимум, поэтому режим наивысшего КОД распространяется на сравнительно большой диапазон подач.
Указанные особенности гидравлических характеристик Жо( Qo) и rjQ{ Ц0) рыбонасосов имеют место и у других центробежных насосов с ненормальным числом лопаток ( % 4) [94] и в частности особенность w ( Q0) наблюдается у некоторых грунтовых ж фекальных центробежных насосов [14] .
Ранее существовало мнение CI2IJ о том, что центробежные рыбонасосы типа "РБ", несмотря на их геометрическое подобие, не подчиняются законам механического подобия лопастных насосов. Из материалов испытания РБ-ІОО и РБ-І50 следует, что рыбонасосы подчиняются законам механического подобия лопастных насосов как по частоте вращения колеса, так и по геометрическим размерам [161, 173] .
Расчетные графики Т ( V, k ) и примеры на их использование
Предположим, что у сопоставляемых потоков жидкости потери напора на трение равны только тогда, когда равны их кинематические и геометрические характеристики.
А так как по условию задачи равны их граничные условия, то для определения потерь напора на трение потока транспортирующей жидкости, воспользуемся формулами гидравлики однофазной жидкости.
В качестве диаметра введем в эти формулы некоторую условную величину - диаметр круга эквивалентный по площади поперечному сечению потока транспортирующей жидкости.
Для турбулентного режима движения однофазной жидкости в гладких трубах коэффициент гидравлического трения определяется по различным эмпирическим формулам. До чисел Рейнольдса 2-Ю (Лб 2-ГО ) хорошо согласуется с экспериментом расчет по формулам П.К. Конакова [49] , Г.К. Филоненко [136] и Германа [88] . Если Лене превышает 4-Ю ($е 4-Ю ) - справедлива формула Лиса [88] . И, наконец, при числах Рейнольдса меньше или равных I05 (Ш Ю5) вступает в силу степенной закон Блазиуса Г39, 87, 88, 230] .
Принципиально, поставленная задача может быть решена на основании любого закона сопротивления, как логарифмического, так и степенного. Но так как числа Рейнольдса жидкой фазы водорыб-ной смеси не превышают с учетом стеснения потока 10 , воспользуемся для этой цели формулой Блазиуса.
Гидравлический уклон жидкой составляющей гидросмеси с условным диаметром Юс в этом случае равен - тім где i0 - гидравлический уклон гидросмеси с нулевой плавучестью твердых частиц, Vo — коэффициент кинематической вязкости транспортирующей жидкости, V - средняя скорость жидкой фазы гидросмеси, Юо - условный диаметр потока транспортирующей жидкости. Определим условный диаметр жидкой составляющей гидросмеси Юо . Для этого представим площадь поперечного сечения потока гидросмеси в виде суммы площадей, занятых ее компонентами W = Ж + UJnv , (U.2) где УУ - площадь поперечного сечения гидросмеси, трубопровода, Wb- площадь поперечного сечения транспортирующей шздкости, Щ - площадь поперечного сечения, занятая твердым компонентом. Действительная объемная концентрация гидросмеси равна к - УУга поэтому (ІУ.2) приобретает вид или w-w(l-k) где к действительная объемная концентрация гидросмеси. Заменяя поперечное сечение транспортирующей жидкости эквивалентным по площади кругом, находим его условный диаметр - 119 J/2 Я1-Ю-(1-к). (ду.5)
Из анализа формулы (ІУ.5) следует, что из-за стеснения потока транспортирующей жидкости твердым компонентом его условный диаметр Ю0 зависит от диаметра трубопровода и действительной объемной концентрации гидросмеси. Так как у рассматриваемой гидросмеси твердый компонент равномерно распределен по длине, подставляя (ІУ.5) в Ш,1), получаем Гидравлический уклон однофазной жидкости при параметрах ( V , Ю , % ) гидросмеси равен ii-o,m-j -v , ш.е) поэтому в окончательном виде Ьо — h (1-h) 5/ Если перейти к иной форме, то ,-5/а ї. -0-к)Л (2У.7) где 10 - относительный гидравлический уклон гидросмеси V Ь0 10 ) » - 120 i0 - гидравлический уклон однофазной жидкости при параметрах ( SD , V , V0 ) гидросмеси.
Из (ІУ.7) следует: при сопоставимых условиях (жидкая фаза гидросмеси и однофазная жидкость имеют одинаковые физические свойства у = у , % - V и равные по величине средние скорости Я% = V ) гидравлический уклон гидросмеси всегда больше гидравлического уклона однофазной жидкости. Так как величина стеснения потока транспортирующей жидкости твердым компонентом зависит только от действительной объемной концентрации гидросме-си, то при ее увеличении всегда возрастает Lo .
Для ламинарного режима движения транспортирующей жидкости в плоской трубе можно написать S (1Ж0Г (1У-8) где сЖ0- условный диаметр жидкой составляющей гидросмеси. Но так как гж0-(1-к), ay. » относительный гидравлический уклон гидросмеси принимает вид К ef " М -. (ІУ.І0) Покажем, что полученный результат (ІУ.І0) согласуется с теоретическим решением Л.А. Эпштейна [212] . По Л.А. Эпштейну удельная потеря давления плоского ламинарного потока двухфазной жидкости с симметричным расположением второй фазы при /г— = равна (I.2I)
