Файл: Анализ технических решений повышения производительности землесосов.doc
ВУЗ: Не указан
Категория: Не указан
Дисциплина: Не указана
Добавлен: 05.12.2023
Просмотров: 72
Скачиваний: 1
ВНИМАНИЕ! Если данный файл нарушает Ваши авторские права, то обязательно сообщите нам.
= Рн – 148 = 170,1 кВт
Суммарная потребляемая мощность.
Рс = Ред × t,
Где,
t – количество одноимённых потребителей.
Рс = 170,1 × 1 = 170,1 кВт
Коэффициент одноимённой работы К2 = 1,0.
Потребляемая активная мощность.
Ра = Рс × К2 = 170,1 × 1 = 170,1 кВт
Потребляемая реактивная мощность.
Рр = Ра × t^y = 170,1× 0,51 = 86,75 кВар.
Общая потребляемая мощность равна сумме потребляемой активной и реактивной мощности соответственно 721 кВт, 346,75 кВар
Общая потребляемая мощность с учётом коэффициента К3 = 0,6 равна 455,8 кВт, 202,05 кВар.
Средневзвешенный Cos y.
Cos y = Роб/Sоб,
Где,
Роб – общая потребляемая активная мощность с учётом К3
Sсб – общая потребляемая мощность
Sсб = √Роб2 +Qоб2,
Где,
Qоб – общая потребляемая реактивная мощность с учётом К3
Sсб = √445,82 +202,052 = 489 кВа
Cos y = 445,8/489,0 = 0,91
Все выше приведённые расчёты сведены в таблицу.
На основании расчёта принимаем к установке:
а) Два дизель–генератора типа ДГР 2А 320/500. Номинальной мощностью 320 кВт, максимальной мощностью 362 кВт. (в течении одного часа работы), 500 мин-1. С генераторами типа ГСМ–13–41–12, мощностью 320/400 кВт/кВа, 400В, КПД = 92,5%, Cos y = 0,8. Предназначенные для использования в рабочем режиме (два) и в режиме электродвижения (два).
б) Один дизель–генератор типа ДГР 2А 100/150. Номинальной мощностью 100 кВт, максимальной мощностью 110 кВт. (в течении одного часа работы), 750 мин-1. С генератором типа ГСС–103–8м, мощностью 100/125 кВт/кВа, 400В, КПД = 90%, Cos y = 0,8. Предназначенные для использования в стояночном, ходовом и аварийном режимах.
В ходовом режиме предусмотрено автоматическое подключение одного из двух дизель–генераторов ДГР 2А 320/500 к шинам ГРЩ при исчезновении напряжения на дизель–генераторе ДГР 2А 100/150. При этом загрузка подключенного генератора Г2 не должна превышать 362 кВт.
5. Расчёт всасывающей способности грунтового насоса с улучшенными антикавитационными свойствами.
Диаметр горловины рабочего колеса с уменьшенной в ней скоростью:
D0 = К0×√Q/n,
Где,
К0 – коэффициент входного диаметра
К0 = 3,5-4,0
Q – подача, м3/с.
n – частота вращения, мин.
n = 375
D0 = 3,75×√2,2/375 = 0,68 м.
Для того, чтобы насос имел хорошие антикавитационные свойства, значение радиуса кривизны ведомого диска следует принимать равным радиусу горловины рабочего колеса.
Всасывающая способность грунтового насоса оценивается параметром Н.
Hвакдоп = (Ра – Рп)/gρв - ∆Hвдоп,
Где,
Ра – атмосферное давление, Па
Рп – давление насыщенных паров, Па
В качестве основного критерия для расчёта ∆Hвдоп используется второй критический кавитационный запас ∆НкрІІ
В свою очередь:
∆Hвдоп = А × ∆НкрІІ,
Где,
А – коэффициент кавитационных запасов
А = 1,1
Срывной кавитационный запас ∆НкрІІ определяется по выражению:
∆НкрІІ= КgV02/2g[0,7(1+2πgHтsinβ1/(ωzL+ +КgV0)+0,3D02sinβ1/4D2В2Кgsinβ2)]2,
Где,
z – число лопастей,
z = 4.
L – длина лопасти в плане,
L = 1 м.
D2 – диаметр колеса на выходе,
D2 = 1,25 м.
В2 – ширина колеса на выходе,
В2 = 0,32 м.
β1 – литейный угол лопасти на входе,
β1 = 15°
β2 – угол установки лопасти на выходе,
β2 = 29°
Кg – геометрический коэффициент кавитации
ω – угловая скорость,
ω = πn/30 = 3,14×375/30 = 39 м/с2
V0 – средняя скорость в горловине насоса,
V0 = 4Q/π D02×3600,
В данном случае D0 можно принять равным 0,58 м тогда:
V0 = 4×8000/3,14×0,58×3600 = 8,42 м/с
Кg = Vmax/V0,
Где,
Vmax – максимальная меридиональная скорость поворота потока с осевого направления на радиальное у ведомого диска рабочего колеса насоса.
Геометрический коэффициент кавитации зависит от геометрии меридионального сечения проточной части насоса и в данном случае Кg = 1,1.
Нт – теоретически напор колеса,
Определяется по известному напору Н и гидравлическому напору КПД ηг.
ηг = 1 – 0,42/(1gD0 – 0,172) = 1 – 0,42/(1g0,58 – 0,172) = 0,94
тогда: Нт = Н/ηг = 25/0,94 = 26,6 м
∆НкрІІ=1,12×8,422/2×9,81×[0,7(1+2×3,14×9,81×26,6×0,258/39×4× ×1,1×8,42) + 0,3 × 0,582×0,258/4×1,25×0,32×1,1×0,48]2 = =4,4(0,9+0,03)2 = 3,8 м
∆Нвдоп = 1,1 × 3,8 = 4,2 м
Hвакдоп = (100000–2330)/9,81×1000 – 4,2 = 5,8 м
6. Пересчёт кавитационной характеристики с гидросмеси на воду при учёте бустерного насоса при подаче
Q = 6530 м3/ч и ρсм = 1,16 т/м3
Hвакдоп = Hваквдоп + (Ра – Рп)/gρв × (ρв/ρсм – 1) [3,4],
Где,
Ра – атмосферное давление, Па
Рп – давление насыщенных паров, Па
Hваквдоп = 6,62 м (см. график)
Hвакдоп = 6,62+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1160–1) = 7,99 м
При подаче Q = 5500 м3/ч
Hваквдоп = 6,92 м
Hвакдоп = 6,92+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1160–1) = 8,29 м
Учитывая предыдущий расчёт всасывающей способности, грунтового насоса с улучшенными антикавитационными свойствами мы имеем, при подаче Q = 6530 м3/ч и Q = 5500 м3/ч соответственно
Hваквдоп = 8,39 м и Hваквдоп = 8,69 м
а) при ρсм = 1,1 т/м3, Q = 5500 м3/ч и Q = 6530 м3/ч,
Hвакдоп = 8,69+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1100–1) = 7,8 м
Hвакдоп = 8,39+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1100–1) = 7,48 м
б) при ρсм = 1,2 т/м3, Q = 5500 м3/ч и Q = 6530 м3/ч,
Hвакдоп = 8,69+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1200–1) = 7,03 м
Hвакдоп = 8,39+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1200–1) = 6,7 м
в) при ρсм = 1,3 т/м3, Q = 5500 м3/ч и Q = 6530 м3/ч,
Hвакдоп = 8,69+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1200–1) = 6,4 м
Hвакдоп = 8,39+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1200–1) = 6,1 м
Пересчёт характеристики грунтового насоса с гидросмеси на воду:
H = Hв × ηсм/ηв,
Где,
ηсм/ηв = r + (1 – r) × ρв/ρсм,
Где,
ηсм и ηв – гидравлический КПД соответственно для гидросмеси и воды
r – степень реактивности насоса
ρв и ρсм – плотность воды и гидросмеси соответственно, кг/м3
Значение r для грунтовых насосов возрастает от 0,7 до 0,8 с увеличением nбот 80 до 200
nб = 3,65×n√Q/H¾,
Где,
nб – коэффициент быстроходности
n – частота вращения
Q – подача, м3/с.
H – напор, м.
nб = 3,65×375×√2,2/25¾ = 175,8,
Откуда следует, что r = 0,755
Hв = H/ηсм/ηв = H/r + (1 – r) × ρв/ρсм
Где,
ρсм = 1,16 т/м3
При подаче Q = 6530 м3/ч с учётом бустерного насоса
H = 22,12 м (см. график)
Hв = 22,12/0,755+(1 – 0,755)×1000/1160 = 22,9 м
При подаче Q = 5500 м3/ч с учётом бустерного насоса
H = 27,72 м
Hв = 27,72/0,755+(1 – 0,755)×1000/1160 = 28,7 м
Учитывая предыдущий расчёт всасывающей способности, грунтового насоса с улучшенными антикавитационными свойствами мы имеем, при подаче Q = 6530 м3/ч и Q = 5500 м3/ч соответственно
Hв = 23,3 м и H
в = 29,1 м
Пересчёт характеристики грунтового насоса с воды на гидросмесь с учётом нового значения Hв:
а) при ρсм = 1100 кг/м3, Q = 5500 м3/ч,Q = 6530 м3/ч.
H = 29,1×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 28,5 м
H = 23,3×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 22,8 м
б) при ρсм = 1200 кг/м3, Q = 5500 м3/ч,Q = 6530 м3/ч.
H = 29,1×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 27,9 м
H = 23,3×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 22,4 м
в) при ρсм = 1300 кг/м3, Q = 5500 м3/ч,Q = 6530 м3/ч.
H = 29,1×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 27,5м
H = 23,3×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 21,9 м
В результате выше приведённых расчётов и пользуясь вновь полученными характеристиками, грунтонасосной установки мы получили, что предел по работе всасывающего грунтопровода землесоса пр. Р-161 производительностью 1000 м3/ч наступит при плотности гидросмеси ρсм = 1,2 т/м3. При этом производительность по грунту:
Qгр = 0,93×Qсм(ρсм/ρв – 1),
Qгр = 0,93×6732×(1,2/1 – 1) = 1252 м3/ч.
7. Расчёт переднего уплотнения грунтового насоса.
Созданию надёжной конструкции переднего уплотнения посвящено большое число исследований, как в России, так и за рубежом.
Неудачные попытки решить эту задачу посредством уплотнения пассивного типа, с применением различного рода манжет привели к тому, что учёные ВГАВТ пошли по другому пути - по пути создания уплотнения активного типа.
Оно представляет собой размещённую по внешней стороне переднего диска рабочего колеса грунтового насоса лопастную систему, которая, нагнетая чистую воду в отвод грунтового насоса, запирает зазор от проникновения в него гидросмеси в обратном направлении.
Была применена лопастная система центробежного типа. Её недостатком является необходимость в значительном увеличении диаметра переднего диска по отношению к диаметру выходного потока гидросмеси из рабочего колеса. Это вызывает усложнение конструкции грунтового насоса и, как правило, не позволяет модернизировать уже построенные насосы.
Указанные обстоятельства заставили продолжать поиск эффективного решения задачи, в частности, рассмотреть возможности применения лопастной системы насоса - трения.
Сама по себе вращающаяся наружная поверхность переднего диска является частью рабочего колеса дискового насоса трения. Из мировой практики известно, что в насосах специальной конструкции при очень малых зазорах между диском рабочего колеса и передней крышкой достигается надёжное их запирание от проникновения абразивных частиц.
Однако в насосах обычной конструкции, с реально достижимым зазором. Напор вызванный указанным эффектом оказывается значительно меньше, чем напор грунтового насоса. В результате, предотвратить объёмные утечки не удаётся. Однако в реально достижимом зазоре можно получить необходимое противодавление, если предусмотреть на нужной стороне переднего диска колеса систему каналов. Эти каналы совместно с неподвижной передней крышкой или бронедиском реализуют энергообмен происходящий в радиальном шнэковом насосе трения .
Систему каналов необходимо нарезать в виде спиралей Архимеда.
Испытания показали, что при колесе с 6-ю каналами напор насоса трения превышает напор грунтовых насосов при одинаковом наружном диаметре.
Уравнение спирали Архимеда в полярных координатах имеет вид:
R = R1 + a1 × Ч,
Где,
R - текущий полярный радиус спирали, м.
R1 - полярный радиус начальной точки спирали, м.
Ч - текущее значение центрального угла, рад.
a1 - постоянная спираль, м.
7.1. Расчёт прямого потока.
Qпр = πωab(R2 - πa),
где,
ω – угловая скорость, м/с
2πa – расстояние между двумя соседними лопастями, м
b – высота лопасти, м.
Qпр = 3,14×39,2×0,006×0,028(0,625-3,14×0,006) = 0,013 м3/ч
7.2. Расчёт обратного потока.
Q0=2πab√8P0ab(2πa+t)/ρ(2πa+b)(R2-R1)×0,11[∆(2πa+b)/4πab]¼
Где,
2πa – расстояние между двумя соседними лопастями, м
b – высота лопасти, м;
P0 – давление обратного потока, Па;
t – толщина лопасти, м;
ρ – плотность воды, кг/м3;
R2 – радиус уплотнения насоса, м;
R1 – радиус начальной точки спирали, м;
∆ - шероховатость поверхности, м;
Q0 = 0,00112 √0,00005 P0 = 0,0000079 √P0,
При P0 = 153000 Па, Q0 = 0,003 м3/ч.
7.3. Расчёт потока утечек.
Qy= 2πδ(R2+R1)√8Pyδ(2πa+t)/( R2+R1)ρ(0,077t+6δ),
Где,
2δ – зазор между диском и уплотнением.
Qy = 0,0007×√0,00048 Py = 0,000154√ Py,
При Py = 153000 Па Qy =0,06 м3/ч.
Q = 6Qпр - 6Q0 - Qy,
Q = 0,078 - 0,018 - 0,06 = 0
Таким образом мы получили, что давление в зазоре между уплотнением и бронедиском равно нулю и равно давлению в рабочем колесе, т.е. при таких показателях мы перекрыли проникновение грунтосмеси в зазор, путём его запирания.
Суммарная потребляемая мощность.
Рс = Ред × t,
Где,
t – количество одноимённых потребителей.
Рс = 170,1 × 1 = 170,1 кВт
Коэффициент одноимённой работы К2 = 1,0.
Потребляемая активная мощность.
Ра = Рс × К2 = 170,1 × 1 = 170,1 кВт
Потребляемая реактивная мощность.
Рр = Ра × t^y = 170,1× 0,51 = 86,75 кВар.
Общая потребляемая мощность равна сумме потребляемой активной и реактивной мощности соответственно 721 кВт, 346,75 кВар
Общая потребляемая мощность с учётом коэффициента К3 = 0,6 равна 455,8 кВт, 202,05 кВар.
Средневзвешенный Cos y.
Cos y = Роб/Sоб,
Где,
Роб – общая потребляемая активная мощность с учётом К3
Sсб – общая потребляемая мощность
Sсб = √Роб2 +Qоб2,
Где,
Qоб – общая потребляемая реактивная мощность с учётом К3
Sсб = √445,82 +202,052 = 489 кВа
Cos y = 445,8/489,0 = 0,91
Все выше приведённые расчёты сведены в таблицу.
На основании расчёта принимаем к установке:
а) Два дизель–генератора типа ДГР 2А 320/500. Номинальной мощностью 320 кВт, максимальной мощностью 362 кВт. (в течении одного часа работы), 500 мин-1. С генераторами типа ГСМ–13–41–12, мощностью 320/400 кВт/кВа, 400В, КПД = 92,5%, Cos y = 0,8. Предназначенные для использования в рабочем режиме (два) и в режиме электродвижения (два).
б) Один дизель–генератор типа ДГР 2А 100/150. Номинальной мощностью 100 кВт, максимальной мощностью 110 кВт. (в течении одного часа работы), 750 мин-1. С генератором типа ГСС–103–8м, мощностью 100/125 кВт/кВа, 400В, КПД = 90%, Cos y = 0,8. Предназначенные для использования в стояночном, ходовом и аварийном режимах.
В ходовом режиме предусмотрено автоматическое подключение одного из двух дизель–генераторов ДГР 2А 320/500 к шинам ГРЩ при исчезновении напряжения на дизель–генераторе ДГР 2А 100/150. При этом загрузка подключенного генератора Г2 не должна превышать 362 кВт.
5. Расчёт всасывающей способности грунтового насоса с улучшенными антикавитационными свойствами.
Диаметр горловины рабочего колеса с уменьшенной в ней скоростью:
D0 = К0×√Q/n,
Где,
К0 – коэффициент входного диаметра
К0 = 3,5-4,0
Q – подача, м3/с.
n – частота вращения, мин.
n = 375
D0 = 3,75×√2,2/375 = 0,68 м.
Для того, чтобы насос имел хорошие антикавитационные свойства, значение радиуса кривизны ведомого диска следует принимать равным радиусу горловины рабочего колеса.
Всасывающая способность грунтового насоса оценивается параметром Н.
Hвакдоп = (Ра – Рп)/gρв - ∆Hвдоп,
Где,
Ра – атмосферное давление, Па
Рп – давление насыщенных паров, Па
В качестве основного критерия для расчёта ∆Hвдоп используется второй критический кавитационный запас ∆НкрІІ
В свою очередь:
∆Hвдоп = А × ∆НкрІІ,
Где,
А – коэффициент кавитационных запасов
А = 1,1
Срывной кавитационный запас ∆НкрІІ определяется по выражению:
∆НкрІІ= КgV02/2g[0,7(1+2πgHтsinβ1/(ωzL+ +КgV0)+0,3D02sinβ1/4D2В2Кgsinβ2)]2,
Где,
z – число лопастей,
z = 4.
L – длина лопасти в плане,
L = 1 м.
D2 – диаметр колеса на выходе,
D2 = 1,25 м.
В2 – ширина колеса на выходе,
В2 = 0,32 м.
β1 – литейный угол лопасти на входе,
β1 = 15°
β2 – угол установки лопасти на выходе,
β2 = 29°
Кg – геометрический коэффициент кавитации
ω – угловая скорость,
ω = πn/30 = 3,14×375/30 = 39 м/с2
V0 – средняя скорость в горловине насоса,
V0 = 4Q/π D02×3600,
В данном случае D0 можно принять равным 0,58 м тогда:
V0 = 4×8000/3,14×0,58×3600 = 8,42 м/с
Кg = Vmax/V0,
Где,
Vmax – максимальная меридиональная скорость поворота потока с осевого направления на радиальное у ведомого диска рабочего колеса насоса.
Геометрический коэффициент кавитации зависит от геометрии меридионального сечения проточной части насоса и в данном случае Кg = 1,1.
Нт – теоретически напор колеса,
Определяется по известному напору Н и гидравлическому напору КПД ηг.
ηг = 1 – 0,42/(1gD0 – 0,172) = 1 – 0,42/(1g0,58 – 0,172) = 0,94
тогда: Нт = Н/ηг = 25/0,94 = 26,6 м
∆НкрІІ=1,12×8,422/2×9,81×[0,7(1+2×3,14×9,81×26,6×0,258/39×4× ×1,1×8,42) + 0,3 × 0,582×0,258/4×1,25×0,32×1,1×0,48]2 = =4,4(0,9+0,03)2 = 3,8 м
∆Нвдоп = 1,1 × 3,8 = 4,2 м
Hвакдоп = (100000–2330)/9,81×1000 – 4,2 = 5,8 м
6. Пересчёт кавитационной характеристики с гидросмеси на воду при учёте бустерного насоса при подаче
Q = 6530 м3/ч и ρсм = 1,16 т/м3
Hвакдоп = Hваквдоп + (Ра – Рп)/gρв × (ρв/ρсм – 1) [3,4],
Где,
Ра – атмосферное давление, Па
Рп – давление насыщенных паров, Па
Hваквдоп = 6,62 м (см. график)
Hвакдоп = 6,62+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1160–1) = 7,99 м
При подаче Q = 5500 м3/ч
Hваквдоп = 6,92 м
Hвакдоп = 6,92+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1160–1) = 8,29 м
Учитывая предыдущий расчёт всасывающей способности, грунтового насоса с улучшенными антикавитационными свойствами мы имеем, при подаче Q = 6530 м3/ч и Q = 5500 м3/ч соответственно
Hваквдоп = 8,39 м и Hваквдоп = 8,69 м
а) при ρсм = 1,1 т/м3, Q = 5500 м3/ч и Q = 6530 м3/ч,
Hвакдоп = 8,69+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1100–1) = 7,8 м
Hвакдоп = 8,39+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1100–1) = 7,48 м
б) при ρсм = 1,2 т/м3, Q = 5500 м3/ч и Q = 6530 м3/ч,
Hвакдоп = 8,69+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1200–1) = 7,03 м
Hвакдоп = 8,39+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1200–1) = 6,7 м
в) при ρсм = 1,3 т/м3, Q = 5500 м3/ч и Q = 6530 м3/ч,
Hвакдоп = 8,69+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1200–1) = 6,4 м
Hвакдоп = 8,39+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1200–1) = 6,1 м
Пересчёт характеристики грунтового насоса с гидросмеси на воду:
H = Hв × ηсм/ηв,
Где,
ηсм/ηв = r + (1 – r) × ρв/ρсм,
Где,
ηсм и ηв – гидравлический КПД соответственно для гидросмеси и воды
r – степень реактивности насоса
ρв и ρсм – плотность воды и гидросмеси соответственно, кг/м3
Значение r для грунтовых насосов возрастает от 0,7 до 0,8 с увеличением nбот 80 до 200
nб = 3,65×n√Q/H¾,
Где,
nб – коэффициент быстроходности
n – частота вращения
Q – подача, м3/с.
H – напор, м.
nб = 3,65×375×√2,2/25¾ = 175,8,
Откуда следует, что r = 0,755
Hв = H/ηсм/ηв = H/r + (1 – r) × ρв/ρсм
Где,
ρсм = 1,16 т/м3
При подаче Q = 6530 м3/ч с учётом бустерного насоса
H = 22,12 м (см. график)
Hв = 22,12/0,755+(1 – 0,755)×1000/1160 = 22,9 м
При подаче Q = 5500 м3/ч с учётом бустерного насоса
H = 27,72 м
Hв = 27,72/0,755+(1 – 0,755)×1000/1160 = 28,7 м
Учитывая предыдущий расчёт всасывающей способности, грунтового насоса с улучшенными антикавитационными свойствами мы имеем, при подаче Q = 6530 м3/ч и Q = 5500 м3/ч соответственно
Hв = 23,3 м и H
в = 29,1 м
Пересчёт характеристики грунтового насоса с воды на гидросмесь с учётом нового значения Hв:
а) при ρсм = 1100 кг/м3, Q = 5500 м3/ч,Q = 6530 м3/ч.
H = 29,1×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 28,5 м
H = 23,3×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 22,8 м
б) при ρсм = 1200 кг/м3, Q = 5500 м3/ч,Q = 6530 м3/ч.
H = 29,1×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 27,9 м
H = 23,3×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 22,4 м
в) при ρсм = 1300 кг/м3, Q = 5500 м3/ч,Q = 6530 м3/ч.
H = 29,1×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 27,5м
H = 23,3×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 21,9 м
В результате выше приведённых расчётов и пользуясь вновь полученными характеристиками, грунтонасосной установки мы получили, что предел по работе всасывающего грунтопровода землесоса пр. Р-161 производительностью 1000 м3/ч наступит при плотности гидросмеси ρсм = 1,2 т/м3. При этом производительность по грунту:
Qгр = 0,93×Qсм(ρсм/ρв – 1),
Qгр = 0,93×6732×(1,2/1 – 1) = 1252 м3/ч.
7. Расчёт переднего уплотнения грунтового насоса.
Созданию надёжной конструкции переднего уплотнения посвящено большое число исследований, как в России, так и за рубежом.
Неудачные попытки решить эту задачу посредством уплотнения пассивного типа, с применением различного рода манжет привели к тому, что учёные ВГАВТ пошли по другому пути - по пути создания уплотнения активного типа.
Оно представляет собой размещённую по внешней стороне переднего диска рабочего колеса грунтового насоса лопастную систему, которая, нагнетая чистую воду в отвод грунтового насоса, запирает зазор от проникновения в него гидросмеси в обратном направлении.
Была применена лопастная система центробежного типа. Её недостатком является необходимость в значительном увеличении диаметра переднего диска по отношению к диаметру выходного потока гидросмеси из рабочего колеса. Это вызывает усложнение конструкции грунтового насоса и, как правило, не позволяет модернизировать уже построенные насосы.
Указанные обстоятельства заставили продолжать поиск эффективного решения задачи, в частности, рассмотреть возможности применения лопастной системы насоса - трения.
Сама по себе вращающаяся наружная поверхность переднего диска является частью рабочего колеса дискового насоса трения. Из мировой практики известно, что в насосах специальной конструкции при очень малых зазорах между диском рабочего колеса и передней крышкой достигается надёжное их запирание от проникновения абразивных частиц.
Однако в насосах обычной конструкции, с реально достижимым зазором. Напор вызванный указанным эффектом оказывается значительно меньше, чем напор грунтового насоса. В результате, предотвратить объёмные утечки не удаётся. Однако в реально достижимом зазоре можно получить необходимое противодавление, если предусмотреть на нужной стороне переднего диска колеса систему каналов. Эти каналы совместно с неподвижной передней крышкой или бронедиском реализуют энергообмен происходящий в радиальном шнэковом насосе трения .
Систему каналов необходимо нарезать в виде спиралей Архимеда.
Испытания показали, что при колесе с 6-ю каналами напор насоса трения превышает напор грунтовых насосов при одинаковом наружном диаметре.
Уравнение спирали Архимеда в полярных координатах имеет вид:
R = R1 + a1 × Ч,
Где,
R - текущий полярный радиус спирали, м.
R1 - полярный радиус начальной точки спирали, м.
Ч - текущее значение центрального угла, рад.
a1 - постоянная спираль, м.
7.1. Расчёт прямого потока.
Qпр = πωab(R2 - πa),
где,
ω – угловая скорость, м/с
2πa – расстояние между двумя соседними лопастями, м
b – высота лопасти, м.
Qпр = 3,14×39,2×0,006×0,028(0,625-3,14×0,006) = 0,013 м3/ч
7.2. Расчёт обратного потока.
Q0=2πab√8P0ab(2πa+t)/ρ(2πa+b)(R2-R1)×0,11[∆(2πa+b)/4πab]¼
Где,
2πa – расстояние между двумя соседними лопастями, м
b – высота лопасти, м;
P0 – давление обратного потока, Па;
t – толщина лопасти, м;
ρ – плотность воды, кг/м3;
R2 – радиус уплотнения насоса, м;
R1 – радиус начальной точки спирали, м;
∆ - шероховатость поверхности, м;
Q0 = 0,00112 √0,00005 P0 = 0,0000079 √P0,
При P0 = 153000 Па, Q0 = 0,003 м3/ч.
7.3. Расчёт потока утечек.
Qy= 2πδ(R2+R1)√8Pyδ(2πa+t)/( R2+R1)ρ(0,077t+6δ),
Где,
2δ – зазор между диском и уплотнением.
Qy = 0,0007×√0,00048 Py = 0,000154√ Py,
При Py = 153000 Па Qy =0,06 м3/ч.
Q = 6Qпр - 6Q0 - Qy,
Q = 0,078 - 0,018 - 0,06 = 0
Таким образом мы получили, что давление в зазоре между уплотнением и бронедиском равно нулю и равно давлению в рабочем колесе, т.е. при таких показателях мы перекрыли проникновение грунтосмеси в зазор, путём его запирания.