Боровский Овсянников Чебаевский Шапиро Лопастные насосы_150dpi (1047810), страница 33
Текст из файла (страница 33)
Поскольку для мало(иог1! иых насосов часто за допустимое рабочее давление на входе и насос принимается давление, близкое к срывиому [19, 40), !о и жио полагать, что при работе ~аких насосов в зэ! 2 чсжлопаточных каналах шнека всегда существует довольно !;!звнтая кавитация. В заключение следует отметить, что зависимость иа рис.
3.48 чожет бьиь использована только для оценочных расчетов х„к„ !. к. имеет место довольно большой разброс экспериментальных гочек относительно осредняюшей кривой. Это объясняется в первую очередь неучетом влияния иа величину )„„! изменения формы, толщины и клпнообразиостн входных кромок лопастей ! абочего колеса, а также, !ю-видимому, и друп!х параметров, погущпх влиять на х„»». 3.6.2. Параметры, определяющие возникновение первого критического режима !3.77) На рис.
3.49 приведены эксперимеитальпыс )аипсимостн ко»!рфициента кавитацип )! при д!— - 063=-»опь! !»! — -),'!) от параметров предвключеииого шнека т,„и Л~1 . Н ! графиков видно, что чем меньше густота решетки т,„п болыпс угол изогнутости профиля лопаток шнека 662, тем б!>.п,ии будет величина Х'! и Первый критический режим иа срывпой кавитационцой характеристике шнско-центробежного насоса соответствует физической модели неполного отрывного струйного течения потока с замыканием кавитациопиой каверны иа лопастях шнека.
Бпзуа»!изация теч!.ния потока в трехзаходном шнеке показала. !то при первом критическом режиме шнека кавптационная ка. верна на периферии распространяется вдоль нерабочей стороны лопасти шнека (при )>О) на длину Ь=! сов)4 [62). Однако оказалось, что первый критический режим шнеко-центробежного пасоса нс совпадает с соответствуюпц!и режимом шнека и смещен по сравнению с иим в сторо!)у меньших кавптационпых запасов, т.
е, бй)(ЛЬ„,!. Это происходит потому, что напор насоса ж) много раз болыпс напора шнека, и поэтому небольшое падение напора шпек!! и!)актнчсскп !ге з))метно на с))ывной харак теристике насоса. Эксперименты показали, что основными параметрами, влияющими иа коэффициент кавитации Х), соответствующий первому критическому режиму шнеко-центробежного пасоса, являются густота решетки предвключенпого шнека т,„, угол изогнутости профиля Лрз и рсжимный параметр д!. Для шнеков с большой густотой решетки (т,.и~!,5) форма профиля лопаток практически не оказывает влияния на кавитационные качества шнека, а следовательно, и всего насоса по первому критическому режиму.
Коэффициент кавптации»! будем условно относить к скорости потока на среднем диаметре шнека. Тогда э э !» г!»+и» ЛЬ! = — + Х! 2 2 тем худшкми актикавктадионными свойствами будет обладать насос по первому критическому режиму. Взаимное расположение экспериментальных точек на рис. 3.49 показывает, что непосредственного влияния числа лопаток шнека л на первый критический режим работы насоса ие наблюдается. Эксперн- л', дзг Рнс. ЗЛ9. Экспериментальные зависимости влнаина густоты ре. шетки и угла изогнутости лопаток прелвключенного шнека на антинавнтанноннме свойства шнеиоиентрооежного насоса по перво- !!! кратнческому режиму: и — а=!: Π— г-г: о — а-а; Π— р-е аи а ! 2 2 Е трр ментальные точки на рис.
ЗА9 обобщены кривыми, которые. выражаются следующей формулой: (а!г га.ш а!и !л.м) (3 73) тср ГДЕ РаЗНОСтЬ (5!и (!г сн,--з!П (!!,, „,) КаРантСР!ШУЕт ИЗОГНУтОСтЬ ;юпаток шнека Лйв. Приведем формулу (3.78) к другому виду. Для этого введем следующее обозначение: йр (а!и (3га,а — а!и р!а си) а!и ргл ю — а!и р!л и 5(п 2 2 ° Ьср 2 т, гл!" е — центральный угол раскрытия диффузора, эквивалентного мсжлопаточиому каналу плоской решетки (!) Х! = 0,02+ — '+ 25(п —, О,!2 , е (3.79) тср 2 !! ! формулы (3,79) видно, что величина ).'! определяется гусп гой решетки шнека тср и диффузориостью межлопаточкого капали пипка е.
Графики, приведенные н» рис, 3.49, получены при д!- 0,63 сопз!. Экспериментальные исследования показали„ что с умгш,!нсипем величины !7, (при д!с.0,75) имеется тенден- ппп к возрастанию !л (рнс. 3.50). С учетом зависимости ля= ((д~) на рнс. 3.50 окончательное выражение для расчета коэффициента кавитации Х! будет тер Обработка статистических данных для шести различных высокооборотных шнеко-центробежных насосов с 37 вариантами предвключеииых шнеков показала, что формула (3.80) дает удовлетворительную сходпмость расчетных и эксперименталь- л л' Рнс, З.ос.
График вляякяя кз- ар яенеяия режимиото параметра П на аитикавптапионпые свойтва пасоса по первому крюп- яескому режиму. :вч сп ги О; х; +; Ф' ч- рав. венке вврнанты врепвввюеенннж щневвв др 42 43 ОО 65 ОЗ 67 г7т пых величии ти прп с,тслую1пих параметрах насосов: коэффици: пт быстроходности насоса п„=70 —:200; !)ея.
р=12' —:25'; Гор= -5' —;!2"; цв 0,2 —:0,75; тор=09 —:5,7; Лйх <!5'. Среднее квадрапческос отклонение расчетных величин Лйт от экспернмеитальпы х составляло 7'$, Экспериментальные данные показали также, что для пред- нлюченных шнеков с Л!)х>15' увеличение Лрх приводит к сильнейшему увеличению дь правда, меньшему, чем значение, которое получается по формуле (3.80). (Шнеки с углом изогну- ~ гти лопаток Л(!з>!5', как правило, ие применяются в высо.
, юборотных насосах с высокимп антикавитациоииыми свойства ми). 3,6.3. Наклонный участок иа срывной характеристике насоса Прп переходе с первого на второй критический режим мо« г произойти падение напора шнеко-цгпгробсжного насоса. обстоятельство в ряде случаев может ограничить возможп пь использования насоса в системс, посмотря на высокие п~пкавптационные свойства этого насоса по срывному режиму. Поэтому важно знать, какими конструктнвнымп средствами можно изменять характер протекания наклонного участка иа срывпой характеристике насоса и как правильно спрофнлировать проточную часть насоса лля того, чтобы наклонного участка па срывиой характеристике либо нс было совсем, либо т<- дсипе напора насоса было в допустимых прелслах.
Для практики наиболее аажпь<м показателем, характеризующим наклонный участок, является величина относительно<о падения напора насоса прп переходе с первого па второй критический режим 6, .- ' " ° 100",. П --!! "Р ° Провед<м анз.шз пан<шип изменения параметров предан«ючепного шнека и центробежного <.олеса на величину бн. Ваннпне параметров предана<оченного <анена Основными параметрами шнека, влияющими на бн, являются густота решетки шнека т,„, угол изогнутости Ь(тз н режимный параметр д<. С увеличением т, и д< н уменьшением Л()а происходит изменение падения статического напора шнека на наклонном участке его срывной характеристики, что в свою очередь вызывает уменьшение наклонного участка на срывной характеристике всего насоса.
При этом для насосов с большой густотой решетки пентробежного колеса падение статического напора шнека по абсолютной величине оказалось примерно равным падению напора всего насоса. Это позволило по известным экспериментальным зависимостям бе=<(топ; Л()х)), приведенным в работе 162), получить зависимости вида 6,,„, ""'- <тп. - "— )'(тп; 4)а). ~п <<и Указанные зависимости, изображенные на рис. 3.51, имеют следующее аналитическое выражение бтт нн — ! ~ <з д ) ' (тер ) ( ) 1(саяпина Нттеп рассчитывалась по формул <ч (1.(«5) н (1.66,'. 11 р<к. 3.51 следует, что прн переходе с первого па второй крн<пч кпй режим насоса происходит весьма существенное падспп ««и <еского напора шнека, особенно оно значительное для нп< к п и< ременного шага.
Судя по графикам, влияние изменения пил«<пни<ток шнека г проявляется не пепосрелсгвенно, а чер< з н <и <и ппс густоты решетки шнека: при тт<,=сонэ( и 66х= =сон.'1 '<по!к< лопаток шнека практически «е влияет на Вели чину б,т Графики на рис. 3,51 получены для одного значения режимного параметра «),=0,53. С уменьшением 1, происходит увели- 4тали гау .г А Гсл Пис З.Гз«. График влияния изменения гумогм пеша~ли шнека т,г и Угла ~ югпутостп профилей лопагок Лра па относительное изменение ста~пческ ~го шпора списка б,, „, при переходе с первого яа второй «грктпческик режим (тк «,4; д1 0,53) йа)гм ей З.52 График влияния изменения режимного параметра Ч, пл аслпвпу (по результатам испытаний ряда г«рсдвключьппьм ппп ь к) ппе надеина статического напора шпека (риг.
'«.'2), иыражаи диапазоне изменения «Г« =-0,4 —;0 8 зишп пап и «о Ьйст и —.- 8ст ш — 8ст.ш« ==- 107 . («~,28 «!,'), (3.82) ~ ти, с учетом формуч (3.81), (3,82), пгп««сч ш«ражсние для «га относительного падения статич виго напора шпека и'« бст. =- 87 — ( „— 10) (те — 1) + 107 (0.28 — д') 66е 18.88) При б„,,„е. 0 следует принимать 8„= О. Величина падения налора всего насоса может быть рассчитана по формуле + 107 (0,28 — г)г)1, ~8,86) При б„< 0 следует принимать ба = О. Влинние параметров центробежного колеса Экспериментальньгс исследования показали, что основным параметром центробежного колеса, окааываюшим влияние па Рнс, 3.53.
График аананнн изменении густотм ренмткн центробежного колеса на величину Ь„ величину бн, является густота решетки центробежного колеса та га Фг-Ог) 18,85) . ръ..+рла ' и, 11)е+ Ог) з!и При тгг 1,! умспьшекие густоты решетки центробежного колеса п)ппигдк~ к гушественному увеличению величины падения напора насоса при переходе с первого на второй критический режим. Прн т„>1,4 изменение величины тп практически не сказывается на величине бн (рнс.
3.53). Зависимость Ьби=)(тп) имеет следующее аналитическое выражение Ьб, =. — ' — 3,8. ти Характер протекания зависимости Лба=('(т() на рис. 3.53 объясняется тем, что для центробежных колес с цилиндрическими ат Ппс, З34. Срызные характеристики центробежного насоса при различных значениях наружного диаметра колеса: р-т(5 л/с; с н(5 рза(с; Π— хч — (21.5 мм (т !,Зп Π— и =-ио мм (т =(О); и =' Л вЂ” 0~ 56 мм (г О.Я) Ц п)натками при тм.. 1,4 условии иа выходе из рабочего колеса (гпчинают оказывать влияние на апд срывной характеристики (»соса (рис.
3.54). Кроме того, при малых густотах решетки и итробежного насоса с развитием кав(гтации происходит суше- (пенное падение потребляемой мощности, т. е. уменьшается иретнческнй напор насоса. Таким образом, общее выражение для расчета параметра б„ ( лет иметь следующий вид: 6 = — 'л.- ) 87 — ( — ! О ) (т — 1) + +1()7. ((),28 д"-()~ -(- —" — 3,8, (3 87) та ((( и тп>1,4 условия иа выходе из центробежного пологи ие ока- гп(от влияния на вид срывной характеристики (пи(робежного ~ ~ ((гп. Понтону для шне«о-центробежных ип((»<и(, у которых «га решетки центробежного колеса ти>1,1, расист бп следу- ч низводить по формуле (3.84), (1:(огда при проведении приск(иых р;и.
и гоп определение венцы бч ио формуле (3.87) затрудиюю и (-зп незнания стати- ческого ишюра шнека. В этом случае для приближенных оценочных расчетов б„может быть использована зависимость, предложенная в работе ,'621 6„.= 12., '26,1 1г — — 0,53) '; 12,5(0,5 — Ц,)— 'х тц 263 1З. 661 37. Влияние иеРАсчетных РежимОВ ПО РАсхОду нА идъитйциоиные сВОистВА нАсОсОВ В гл. 1! было показано, что понятие расчетной подачи на. соса связано с работой спиральной камеры. На расчетном расходе давление иа периферии колеса одинаково и жидкость поступает в спиральную камеру из колеса равномерно.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
