Овсянников Б.В., Боровский Б.И. - Теория и расчет агрегатов питания жидкостных ракетных двигателей (1049253), страница 42
Текст из файла (страница 42)
рис. 3.1) к схеме с диаметром шнека, большим, чем диаметр входа в колесо (Р >Р,), (рис. 3.60) — выставной шнек. Это целе- сообразно при Ко ~ 7,2, Для повышения напоризсти шнека иногда бывает необходимо увеличить днам тр втулка на выходе (ув лячение Рпр); тогда целе- 202 Рис. 3 60.
Схема пасоса с диаметром шпека, превышлюШим диаметр входа в центробежное колесо (выставной' шнек): т — корпус отвода, 2 — центробежное колесо: а — нмпеллер; а — пбнек; а — конус на входе в шнек; 6— корпус шнека; 7 — конус нв входе в центробежное колеса сообразно применять в шнеке коническую втулку (см. рис.
3.45). ь| 3.3.6.2. Повышение антикавнтационного «акества центробежных колес Необходимо обеспечить высокие антпкавитационные качества центробежного колеса, так как при этом треб)ется меныпее давление для его бессрывной работы, а это веде~ к уменьшению необходимого напора шнека при шнекоцентробежном насосе илн бустерного насоса прн центробежном осногном насосе. Меньший напор шнека получается е г ем тле атаки на его входе, что благоприятно сказывается на антнкавнтацнонных качествах.
шнека н рб ° ~-б у давления. Прн меньшем напоре бустернэго насоса затрата мощности на его прнв ад уменьшается. Антнкавнтацяонные качества центробежного насоса определяются давлением ыа.нерабочей стороне лопаток. Чем больше скорость потока, тем болыпе падение давления. Конструктивные элементы входа в центробежное колесо должны обеспечивать малые скоростн потока ц малое падение давления. Для э~ого целесообразно входную кромку лопатки располагать на ° рм лц.
р б ° - ° - т ° - «П» ° »' р' зулыате уменьшения окружной скорости снижается относительная скорость потока. Вынос кромки лопатки ко входу усложняет колесо, так как прн этом лопатку уже нецелесообразно выполнять цилиндрической, т. е. с поверхностью, образующая которой параллельна осн вращения. Цилиндрическая лопатка с вынесенной ко входу кромкой имеет значительное изменение угла вдоль кромки, что приводит к неоптимальным углам атаки н ухудшает антикавнтацнонпые качества колеса. Поверхность лопатки также образует с передним покрывным диском острый телесный угол.
В этой области возникает вихревая зона, ухудшающая работу колеса. Наиболее благопРиятна поверхность лопатки, нормальная к дискам колеса. 1'!рн этом лопатка получает форму двоякоизогнутой поверхности н называется лопаткой двоякой кривизны (рис. 3.61). Прн такой форме лопатки удается получить углы атаки, близкие к оптимальным. Колеса с лопатками двойной кривизны обладают более высокими .„.„. -. -.,„рл„,, о.р ... о.ргр, в' .«- ыЛГа бваатб ттбобп р х далее индексом ец» обозначены параметры центробежного колеса). Прн коэффициентах быстроходности п, =- 90, которым соответствует больший относительный диаметр колеса бы выполнение лопатки 203 Рнс. З.61, Центробежный насос с аонатканн двоякой крнвнааы с двойной кривизной позволяет увеличить ее поверхность.
Это повышает теоретический напор, уменьшает потери и пульсации (путем увеличения равномерности потока). Весьма эффективной мерой повышения антикавитационных качеств центробежного колеса является увеличение, как и для шнека, диаметра входа до значений, при которых Ко = 7 ... 8, см. фор- о. ц мулу (3.167). Однако при таких значениях Ко снижается КПД э. ц (см. рис. 3.27).
В связи с тем что антикавитационные качества шнекоцентробежного насоса определяются в основном шнеком, диаметр входа в колесо выбирают равным диаметру шнека (вставной шнек). При больших значениях Ко шнек делают выставным, а диаметр ж центробежного колеса выбирают, принимая Ко =.
5 ... 6. э. ц Уширение проходного сечения колеса перед входными кромками оказалось наиболее успешным мероприятием, повышающим анти- кавитационные качества центробежных колес. Допустимо введение значительной диффузорности входного участка колеса без серьезного уменьшения его КПД. Отношение )( = — '', характерн- 'а 11 зующее диффузорность входного участка колеса, для повышения антикавитационных качеств без существенного снижения КГ1Д следует выбирать в пределах 0,6 ... 0,8. Опыты показали, что на бескавитационных режимах при уширенном входе у переднего диска возникает зона обратных токов.
По мере снижения давления при кавитационных режимах эта зона уменьшается, чем обеспечивается запас по сечению, уменыпающий скорость потока и затягивающий по давлению срыв центробежного колеса. Эффективной мерой, улучшающей антикавитационные качества центробежных колес, является заострение лопаток, Из соображений прочности, технологичности ограничивают- минимальную толщину входных кромок бьн Обычно ЬьцауР, = О,1 ...
0,2 (г — число лопаток центробежного колеса), Коэффициент кавитации центробежного колеса можно определить по формуле А. С. Шапиро: 1 — ааиц'исц Коэффициент кавитации центробежного колеса так же, как и коэффициент кавитации шнека (см.
формулу (3.133) ], линейно зависит от соотношения скоростей на входе. Увеличение закрутки потока на входе в колесо ведет к повышению нар, ц. 204 3.3.6.3. Определение шага шнека Антикавитационные качества шнекоцентробежного насоса определяются шнеком, если при всех входных давлениях, больших давления кавитационного срыва, создаваемый гпнеком напор достаточен для бессрывной работы центробежного колеса. Условие одновременного срыва определяется как равенство полного давления на выходе из шнека на срывном режиме полному давлению срыва центробежного колеса, Принимая, что струйка, покидающая шнек на . диаметре Р,, поступает в колесо на диаметре Р, (см, рис.
3.4), запишем (пренебрегаем потерями на участке между шнеком и колесом) Рш —: ргз/гсрв+ РНш — РАНш = рпгц+ Р~гйерв.ц (3.171) где Н вЂ” напор шнека при отсутствии влияния кавитации; рш и рцгц — соответственно давление насыщенных паров жидкости на входе в шнек и на входе в центробежное колесо; Лй,р„, Лйер,, ц— срывной кавитационный запас шнека и центробежного колеса; ЛН вЂ” уменьшение напора шнека из-за кавитации. В общем случае давления р„и ршц не равны, так как температура на входе в центробежное колесо выше, чем на входе в шнек, ' из-за подогрева жидкости утечками, поступающими на вход в колесо. При работе насоса на расчетном режиме различием давлений паров можно пренебречь.
В этом случае уравнение (3.!71) запишется так; Лй р + Н ЛН Лй р ц (3.! 72) Разделим уравнение (3!?2) на и';р, в результате получим Л/гвр,/и';р + Н /иер — ЕН /и',, = Лйцр, ц/и',р, (3.173) где Лй„р,, „—— Х,р, цгс', /2+ пгсц /2; шгц и с,н — скорости на диаметре Р,; )г,р, „— коэффициент кавитации центробежного колеса на срывном режиме; гп — коэффициент неравномерности скоростей (пг >!). При расчетах принимают гп =- 1, а влияние неравномерности скоростей учитывают увеличением ЬН В.
И. Петров и В. Ф. Чебаевский рекомендуют принимать ЛН /и,'р —— = — 0,10 ... 0,15. Уравнение (3,173) является уравнением совместной работы шнека и центробежного колеса. Из треугольника скоростей на входе в центробежное колесо (см. рис. 3.4) можно записать грац = (иш— в 2 2 2 сгцц) 1 спал; сгц = с!вгц + сгиц, Где ищ — исрР1/Рср. При допущении, что потери в пространстве между шнеком и колесом отсутствуют, течение подчиняется закону с„г = сопя!. Тогда (3.174) где с,„,р — окружная скорость (закрутка) потока на выходе из шнека, на среднем диаметре, Используя средние значения осевой скорости на выходе из шнека св. (са, = с„) и меридиональной скорости на входе в центробежное колесо с, „, получим с,шц = Хсг„ (3.175) 205 дларяергшси Лиш -~-~Лсрд ч(~/-си) +~~~~-сй~ Рис. 3.62. Графики для определения необхо- димой окружной составляющей абсолютной скорости потока после шнека где 1( = Р1/(4Р,Ь,) — отношение площади сечения на выходе из шнека к площади сечения на вход на лопатки центробежного колеса.
Напор шнека Н можно выразить следующим образом; О = т)„с„„„иер, (3,176) скв ! 'о О С,а (3.178) 1 — саи ср,'иср Ы)ср Из соотношения (3.178) определим эквивалентный шаг шнека з, = — пР, 1йф,, (3.179) На необходимую окружную скорость с,„,р и, следовательно, на з, и напор шнека влияет отношение площадей выхода из шнека н входа на лопатки центробежного колеса у и отношение диаметров шнека и входа в колесо Рор!Р,.
Уменьшение у (увеличение площади входа на лопатки колеса) и РеруР, снижает ст1тср, „вследствие уменьшения Х,р,,ц и с,ц (см, формулу (3.173)1, и, следовательно, снижает потребный напор шнека, угол р„р и шаг з,. 206 где т)„-- гидравлический КПД шнека (т)„=- 0,4 ... 0,5). В первом приближении положим Р, —- = Рср, Х вЂ” 1, Тогда получим и,ц---- Сиа Си ие =' и; Стив Сап ср Си с1 ц — — ст, —— с,. Преобразуем с помощью этих соотношений уравнение (3.171): Лйсрв + т1г.шси ЛЙ~и = (Лсрв.
ц [(1 си), са1 1 си+от) (3 177) где Ьгт,р, — — Азери/ив, с =- С1и, На рис. 3.62 для графического 'решения уравнения (3.177) приведены зависимости от с, левой и правой частей этого уравнения. В точках А и Б выполняется равенство (3.!77), поэтому эти точки определяют диапазон изменения необходимой окружной составляющей скорости на выходе рз шнека с, = с,„,р. Следует выбирать меньшее значение с„, так как при этом шнек будет менее напорным и будет обладать большим КПД и лучшими антикавитационными качествами. Обычно с„— 0,2 ... 0,5.
Для более точного определения необходимой окружной скорости на выходе из шнека с„,,р графическое решение уравнения (3.173) проводится при использовании соотношений (3.174), , (3.175). По значению с,„,р находится угол потока на выходе шнека на среднем диаметре При этом, когда шнек имеет постоянный шаг (з, = зе = з, =- 3), удается выдержать угол атаки в заданных пределах ((,р — — 4 ... 1О'), что благоприятно сказывается на антикавитационных качествах шнека и всего шнекоцентробежного насоса, Таким образом, при проектировании центробежного колеса надо стремиться обеспечить его высокие антикавитационные качества.
Обычно принимают == 0 6 ... 0 8; РсруР, == 0 9 ... 1,1. Для шнека постоянного шага з = эш причем в этом случае з, подсчитываем по формуле (3.179). Угол лопаток на входе равен углу лопаток на выходе 8гл ср — — — ()ел,р †- ()„р. Тогда угол атаки на среднем диаметре на входе гср = ()гл. ср ()т ср (3. 180) где ()„р — угол потока на входе шнека, определяемый по формуле ()т, р — — агой (с„/илр). (3.181) Отношение сте!иер определяется по формуле (3.166).
Угол атаки г,„не должен превышать 10'. Большее его значение приводит к апач~тельному ухудшению антикавитационных качеств шнекоцентробежного насоса и увеличивает пульсации. Если угол атаки 1,р, подсчитанный по формуле (3.180) при ~)гл..р-— — ре„ер, окажется менее 10', то можно остановиться на шнеке постоянного шага. Если же ~ср будет больше 10', то следует принять угол атаки равным 3 ... 4' и применить шнек переменного шага с зг ( зе.
Тогда шаг шнека на входе 3, найдем из соотношения зт = ОРср 18 ()тл, ср. (3.182) Угол ()ыс ср определяем с помощью соотношений (3.180) и (3.181). Шаг шнека на выходе эе найдем по эквивалентному шагу 3, !см. (3.179) ) и шагу з„используя выражение з,=2з,— з,. Напомним, что иапо и саздаетгся благодаря наличию угла атаки: поток в решетке шнека поворачивается на угол, равный углу атакц.. При нулевом угле атаки шнек постоянного шага не будет создавать йапора. В шнеке переменного шага напор создается как благодаря наличию угла атаки, так и из-за изогнутости профиля. В принципе при нулевом угле атаки шнек переменного шага будет создавать напор.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
