Боровский Овсянников Чебаевский Шапиро Лопастные насосы_150dpi (1047810), страница 38
Текст из файла (страница 38)
Процесс расширения принимаем изотермическим, посколь(,у тепловое состояние системы определяется жидкой фазой, нннекнцей значительно большую массу, чем выделившийся газ. При этих условиях первоначальное содержание растворенно; о в жидкости газа было л~.н Мн Ж' н.н М (4.27) !)оскольку нЗ н г Н н( 1 и> Мж М.н. Гогда формула (4.27) запишется (4.29) н.н (к При давлении р массовая доля растворенного в жидкости (за составит л„° М„ (4.З0) М,„М„, 'пачит, из раствора выделится относительный оным газа б — Ч вЂ” ( ) - . ' (Рн Р), (4.З)) Яа Р( М„, и; 245 гае гл„'„— массовая доля растворенного в жидкости газа при давлении р„; М, М,— молекулярная масса раствора н газа, соответственно, М =-д„'М,+и' М„.
(4.28) С учетом уравнения состояния для газовой фазы формула (4.3!) после несложных преобразований может быть приведена к окончательному виду .р, г 1~~=1, ~~ 1, 14.32) Мг Р т Р Р„ гиж Ргь 2 7З 'Х р, Р где рог — плотность газа прн нормальных условиях 1ра = = 7б0 мм. рт, ст., Т= 273К); р, =- 1,01 1О' Па — нормальное давление; ~,— удельный объем растворенного газа, равный отношению объема, который бы занял этот газ в нераствореином состоянии при текущих значениях давления р и температуры Т, к объему жидкости "*г Рж г' — к — . — р, —, Мж Рго 27З Прп неизменной температуре значение )е равно постоянной величине н не зависит от давления, Значит прц т=сопз1, в жидкости независимо от давления (в оговоренных пределах) растворяется одно и тоже объемное количество газа.
4,5.2. Влияние растворенного в жидкости газа на кавитационные характеристики насоса Рассмотрим такое течение газоиасышенной жидкости, когда критическое срывиое давление на входе в насос больше илп равно давлению насыщения жпдкостц газом, т. с, р„,ка р„„. В указанном слу чае поток па входе и насос является однофазцым, так как отсутствуют условия для выделения растворенного газа в свободное состояние. Визуальные наблюдения течения такого потока в межлопаточных каналах шнека показали, что в области минимальных давлений, как и для деаэрироваяной жидкости, при уменьшении р„.
образуется у всасывающей стороны лопасти шнека каверна, граница которой является границей раздела газообразчой и жидкой фаз. Срывпой режим работы насоса определяется отрывом каверны от лопасти с замыканием ее за решеткой шпека. 11оскольку давление в кавнтациониой каверне ниже давле. ипя и потоке жидкости, то последняя является пересышенным раствором, в силу чего газ, находящийся в ней, диффундпрует внутрь к мерны через ее границу с жидкостью. В этом случае давление в каверне является суммой парцпальиых давлений пара н газа, т.
е. р„=р„+р„. Увеличение давления в кавитационной каверне на величину Лг приведет к увеличению критического давления на входе в насос р„к,;и на эту же величину. Танич образом, определение потребного давления на входе прп наличии в жидкости растворенных газов сводится, по сути дела, к нахождению парциального давления газа в кавптационной каверне.
Применительно к лопастным насосам указанная задача а настоящее время не нашла полного разрешения пз-за трудности теоретического н экспериментального определения давления в кавнтационной ка- рг'т~ ° лл верне. Экспериментально-теоретические исследования кавитацнонного обтекания неподвижных моделей типа сферы, цилиндра, профиля н других о потоков газонасыщенной жид- е кости (50, 76) показали, что парциальное давление газа в каверне определяется балансом подвода газа в каверну ос вследствие диффузии его из близлежащих слоев жидкости р и уноса газа пз каверны в след. Оказалось, что для М .кндкостей с малой кон- центрацией растворенного Рнс.
4.7. График зависимости лар. газа п1тоцессы диффузии газа анального лавлеиня газа в каверйе в ьаве иу значительно менее от относительной мольной лоан в к ери з растворенного возлуха интенсивны, чем процессы уноса. Например, на рис. 4.7 дана экспериментальная зависимость парциального давления газа в кавитацнонной каверне от степени насыщения воды воздухом, полученная при испытаниях тела со сферической головкой диаметром 75 мм со следующими основными парамстрамн потока (76(; скорость иатекання с=13,7 м/с, коэффициент навигации Х=0,11!.
Из графика на рис. 4.7 видно, что для и,'/гн„'= =12.4 1О-' (/с=0,015) увеличение давления в каверне из-за лиффузин туда газа составляет всего 6,1-10е Па, что чаще всего находится в иоле погрешностей измерении давления на всасывании при обычных кавитационных нгиытщнгих лопастных насосов. С увеличением скорости потока плрппильпое давление аза в каверне было еще меньше [76(. Исходя из полученных на простых ьннп лих результатов, можно полагать, что и для лопастных и носов, перекачивающих .ьидкостн с малой концентрацией растворенных тазов (иг'/и„,'< 247 <10-а), ухудшение кавитациониых характеристик насоса из-за наличия в жидкости растворенного газа будет несушествеиным и аааа можно пренебрегать.
Результаты зкспериментов, проведенных на насосах, перекачиваюшпх воду с различной концентрацией растворенного в ней воздуха. подтверждают это предположение (рис. 4.8), Таким кр Ряс. 4.8. График влияния растворенного в воде воэкуха ка срнвяне кавятаоиоякне характерастикя оавеяо-нектрооежного насоса: О=-~хоа л,'с; е-иао оэс5с; О-га-ооаие а — 5„-оло Образом, можно полагать, что в большинстве случаев растворенные в жидкости газы оказывают несущественное влиянье на кавитационные характеристики лопастных насосов. Влияние растворенного газа на антикавитлцпоипыс свойства пасоса проявляется, по-видимому, только ирп пер качнионпи жпдкосгсй с большой коппеаатргацией р;н"пнарспныо аонш ( шнрпмер.
воды, иясьпцснкой уг, .кислым газ;.".). 4.5.3. Влияние свободных газовых включений в жидкости на кавитационные характеристики насосов по срывному режиму С помо!цыо Визуальных паОлюденнй тсчгипя двухфазногО но|ока в межлопаточных капа.шх рабочего колеса трудно выявить наличие илп отсутствие кавнтацнониой кэверяы на всасыоааа аияй сторона. лопастей, кзк зго имеет место гари течении Одпофи:шой жидкости. Однако, большое количество косвенных фактои ш.аволяет предполагать, что картины обтекания решетки шш коапго колеса для однофазпого и двухфазного потоков прима рно Одинаковые. Напрнваер. было обнаружено, что одному и тги у же падению напора насоса соответствует прн- мерно одно и тоже уменьшение его мощности независимо от фазпостн потока.
Это говорит об одинаковой картине взаимодействия лопастей рабочего колеса с потоком прн развитии кааитацнонных явлений. При допугценни об идентичности механизма возникновения срывного кавитационного режима у насоса, перекачиппкписго однофазное и двухфазное рабочее тело, влияние свободной газовой фазы в потоке иа аитпкавитациоииые свойства насоса сводится, по сути дела, к простому увеличению объемного расхода потока (при условии сохранения постоянным расхода жидкой фазы 9 и рвжр„). Поэтому можно полагать, что критический кавитацнониый запас насоса при работе на двухфазной смеси будет такой же, как и прп работе на жидкости при увеличении ее расхода до величины 9»,()+6,), где 6~ — газо- содержание в потоке для сечения непосредственно перел входом в межлопаточпыс «анапы шнека Указа«ный расход 'южет быть определен как Рвх (4.34) Давление в потоке при входе его в межлопаточные каналы шнека можно найти из уравнения Бернулли для сжимаемой среды (62) Р»: х Р»; З Р»х Рв» где Лйхвх — потери удельной энергии потока иа участке от сечения замера р„„до сечения непосредственно перед входом в межлопаточиые каналы шпека.
При малых значениях 6„(6„<0,3) можно пренебречь третьим членом правой части уравнения (4.36), принимая во вничание его незначительную величину по сравнению с остальными членами. Учитываем только потери газожидкостного потока па трение. Тогда пз уравнения (4.35) получим Р -Р— Р в~ двх) вх Здесь $ — коэффициент сопротивления я= л„— ' (4.37) Пвх дг 1, — осевое расстояние между рассматриваемыми гх к пнями; Х,р — коэффициент сопротивления трения пгзожпдкостпого потока, На основании проведенных исследовании «оэффнциент трепа Ххр, отнесенный к истинной скорости вовка в данном се, пии, не зависит от величины газосодхрж;пшя и равен коэф- фициенту сопротивления трения одиофазной жидкости ).,„, .
Если же относить Атв к скорости потока на входе в участок трубопровода, то величина Х,р может быть подсчитана по формуле Х„=Х„,, (!.! 6„). (4.33) В расчетах принималось значение Х,р,к-0,045; ЦР„=4 —:Ь, Тогда 5ж0,2. Обработка статистического материала показала, что без больших ошибок можно приближенно принять ( 1+6 хз (4.39) ох С учетом этого з рг = Рь.. — рлс — . (! + б,з) — 0.8) (4 40) (4.4 !) 2. Рассчитывается приближенное значение давления р, по формуле (4.40). :К Рассчитывается по формуле (4.34) значение расхода 9 и по зависимости ЛЬ,.~ )Яч,) определяется величина Лй„э= =Лй„г.
при расходе Ф. 4. Определяется по формуле (4.4!) критическое парциальное давление па входе в насос р,х как перекачивающий однофазную жидкость, при расходе !э. Результаты обработки экспериментальных данных по величине Лй„р для )3 шнека-центробежных насосов показали, что эксиернментальные точки, полчченные прп испытании насоса на газожидкостной смеси, хорошо осредняются экспериментальной зависимостью, полученной при испытаниях того же насоса на однофазной жидкости (рис. 4.9), Таким образом, кавитационные характеристики насоса при работе на газожидкостной смеси могут быть определены по результатам испытаний насоса на жидкости.
Для этого должны быть известны следующие данные: объемный расход жидкой фазы 9, газосодержание потока на входе в насос 6,„кавитационные характеристики насоса при работе на жидкости Лй„р=)(Я,„) при ы=сопз(, гсометрн и гкш рази ргя всасывающего трубопровода и шпека — 0„„0„„г(„,, (.. Расчет критического даштешш па входе в насос при работе его на двухфазной смеси по данным его испытаний на воде производится в следующем порядке. !. Рассчитывается критическое парциальное давление на входе в насос, перекачивающий жидкость, при расходе Я г~~ лк рвх.кг1 = рл; ' гайяр~ Р,к ' „° — + грг1Ь ггеаг ~О« Р,О РО Х«7 ДХ О,гг 0,507«' !02 с/с а7 Р х г — ° гг7хг7«т сг/иг « 7 го гб 777 гб с/ы юг г7г 07' рис. ОО.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
