Совершенствование энергетических параметров центробежных насосов с полуоткрытым рабочим колесом

Центробежные высокооборотные насосы (ЦВН) при угловой скорости ротора ю до 1 000 рад/с широко используются в составе турбонасосных агрегатов жидкостных ракетных двигателей малой тяги и энергоустановок летательных аппаратов, что обусловливается широким диапазоном изменения их режимных параметров. Например, при угловой скорости от 3 000 до 10 000 рад/с значение V / ω достигает в еличин менее 10^–7 м³ при числе Re_m >  10 5 . Снижение подачи V в таких насосах, наряду с повышением угловой скорости ротора, приводит к уменьшению V / и обычно меньше значения (V / ю) = 1 - 10 " ⁶ м 3 , предельно допустимого для центробежных насосов с закрытым рабочим колесом (РК) [1], поэтому широко используются ЦВН с полуоткрытым и открытым рабочим колесом.

Для различных соотношений ширины b и высоты h канала % = 3;2;1;0б5 М. Ван-Дайком были представлены картины визуализации течений при обтекании прямоугольной впадины [2]. По мере уменьшения ширины впадины под первичным вихрем начинает расти вторичный. При стремлении к нулю отношения ширины к высоте образуется бесконечная последовательность вихрей, причем каждый из них слабее своего предшественника. С целью уточнения основных особенностей гидродинамики в каналах полуоткрытого РК проведен ряд экспериментов, в том числе и по визуализации течения в таких колесах. При испытании в широком диапазоне изменения расходных параметров насоса ( V = 0…1,5 V ^& _ном ) и изменении осевого зазора от 0,5 до 3 мм получено, что для различных радиусов РК соблюдается постоянство отношения радиальной составляющей скорости и R / U = ф R . Это дает основание выразить скорость радиального течения в осевом зазоре от периферии РК в окружном направлении в виде

^U R = ^U Ф R = ^UKR Ф л , ⁽¹⁾

где K_R - экспериментальная константа, K_R = 0,45.

На основании исследований по визуализации потока и измерению гидродинамических параметров потока в зазоре между вращающимся РК с открытыми торцами лопаток и гладким корпусом можно представить модель струйно-вихревого обтекания каналов РК (рис. 1). Поток жидкости в межлопаточном канале такого РК подвергается непосредственному силовому воздействию лопаток. Жидкость в осевом зазоре а ₁ закручивается за счет сил трения и проскальзывает относительно торцов лопаток

РК. Таким образом, на одном и том же радиусе частицы жидкости в канале и осевом зазоре движутся с различной окружной скоростью, что приводит к относительному их перемещению в радиальном и осевом направлениях.

границы зон смешения 2

y

Wu

Рис. 1. Схема взаимодействия набегающего потока осевого зазора и потока в каналах колеса насоса:

1 – зона циркуляционного течения в канале колеса;

2 – зона набегающего потока осевого зазора;

3 – границы зоны смешения

Следовательно, как на входном участке РК с полуоткрытыми лопатками, так и по его радиусу не вся проточная часть каналов колеса заполнена потоком.

В окружном направлении движение потока жидкости в зазоре а1 , относительно лопаток, приводит к образованию в каналах РК циркуляционной зоны, как следствие обтекания потоком впадин. Известно, что при течении жидкости в канале за плохо обтекаемым телом (в нашем случае лопатки ЦН) возникают отрывные течения, которые характеризуются образованием обратных токов и вихрей. Этот процесс в большей мере определяется отношением ширины лопатки b к расстоянию между ними d = t- 6Л, толщиной пограничного слоя на стенке перед каналом и относительной высотой канала. Взаимодействие между струей и жидкостью в канале РК приводит к появлению циркуляционного течения в канале за лопаткой. В сечении при у = 0 поток, за счет его поджатия в осевом зазоре а1 , равномерен и вследствие автомодельности турбулентных струй [3] параметры циркуляционной зоны не зависят от числа Re. Тогда для зоны смешения 2 значение относительной скорости потока выразится в виде

W u = (U - и ж ) = U (1 - Ю ж ). (2)

Используя основные закономерности для свободных плоских струй с учетом известных опытов о деформации любого неравномерного профиля в струйный на очень малом расстоянии от кромки лопатки, получим границы для различных зон течения при обтекании межлопаточного канала конечной длины.

Для симметричной (относительно оси Х ) границы зоны смешения 2 , разделяющей течение в канале от потока в зазоре а ₁ , положение ее можно определить по выражению [3]

у = ± 0,8829 х. (3)

Сравнение полученных распределения давления с учетом визуализации течений в неподвижной впадине и во вращающихся каналах полуоткрытого РК дает основание полагать, что в каналах имеет место интенсивное вихревое течение с осью вихря, направленной по радиусу РК и со смещением вихря к напорной стороне лопатки. Циркуляционную зону в канале полуоткрытого РК (см. рис. 1) условно разделим на две области: интенсивного вращательного движения по окружности с радиусом r_b и циркуляционного по траекториям эллиптического характера. Величина радиуса вихревой зоны с учетом выражения (3) будет равна:

г в = 0,519( b - 0,08829 d ).             (4)

Одной из характеристик вихревой зоны является соотношение окружной скорости и скорости набегающего потока W_u на внешней границе зоны вихря:

W = W = f f b).

в

^Wu    I a )

Анализ специальных опытов работ [3; 4; 5] по опреде- лению расчетного значения Wa дает основание принять его для наших исследований равным 0,3. Такое же значение Wa приведено в ряде работ для неподвижного канала. Тогда выражение для угловой скорости вращения вихря в каналах РК на радиусе R с учетом принятого значения Wa = 0,3 и зависимости (2) запишется в виде

W b (1 - Ю ж ) ю R = W b (1 - Ю ж )ю R г в 0,519( b - 0,08829 d )"

Экспериментальные данные в целом подтверждают принятую модель расчета каналов полуоткрытого РК в виде струйно-вихревого трехзонного течения, что позво- ляет провести расчет его геометрических параметров.

На размеры канала РК определяющее влияние оказывают параметры зоны смешения и вихревого течения. На основании опытов работ [2; 3; 4] следует отметить, что при обтекании квадратного канала b/d = 1 имеется один устойчивый вихрь, вращающийся почти как твердое тело.

При дальнейшем увеличении глубины канала до b/d = 2 наблюдаются две вихревые ячейки, расположенные одна над другой и имеющие противоположное направление вращения. С целью минимизации гидравлических потерь в каналах РК МН недопустимо многовихревое течение как по глубине, так и ширине канала.

Известно, что неравномерно набегающий поток, проходя через препятствие, распределенное по сечению канала, выравнивает свою скорость [6]. В сопротивлении, расположенном по фронту набегающего потока, жид- кость растекается по препятствию и одновременно пересекает его через проходное сечение, создавая эффект односторонней проницаемости. Это положение было принято за основу для улучшения характеристик насосов. В качестве основного конструктивного материала выравнивающего элемента (ВЭ) использовали сетку из металлической проволоки, имеющей высокие механические свойства. Степень выравнивающего действия плоской тонкостенной решетки зависит от ее коэффициента сопротивления

2 ^ Р

ρ W ^{2 .}

С ростом ^ увеличивается степень растекания среды по фронту. Поток с неравномерным полем скоростей до решетки становится более равномерным после нее при ^ = 1,5...2,5. С дальнейшим возрастанием коэффициента сопротивления профиль скорости за ВЭ становится «об- ратным» и минимум скорости расположен там, где перед решеткой скорость максимальна. Для ВЭ в виде металлической с етки с диаметром проволоки δ при Re = Wo^ > 103 коэффициент сопротивления выражает-v ся зависимостью [6], получим следующее:

^ = 1,3(1 - f ) +

F где f = ^^

F

коэффициент проходного сечения сетки.

Для потока при числе Rе = 100…103 коэффициент со- противления оценивается по выражению (7) с поправкой KRe = 0,95 [6].

Тогда

^ = K r=

Re

Один из реальных путей повышения удельной мощности насоса состоит в совершенствовании процессов передачи энергии потоку жидкости в проточной части насоса, что реализуется установкой в его полостях выравнивающих элементов (ВЭ) в виде перфорированных решеток и сеток. Следует отметить широкое применение ВЭ при стабилизации потоков в неподвижных каналах и подробное исследование их взаимодействия на поток в части выравнивания поля скоростей, давлений и устранения колебаний в трубопроводах.

Для насосов с удельной подачей V / ю = (1...5)-10-7 м3 по приведенной методике рассчитаны оптимальные параметры сетки с коэффициентом проходного сечения f = 0,4...0,56. Результаты сравнительных испытаний насосов с РК без сетки и с сеткой (f = 0,5) на выходе представлены на рис. 2. За счет выравнивания структуры потока напор насоса увеличивается на 15…20 %. У высокооборотных насосов неравномерность потока выше и такая конструкция обеспечивает увеличение напора до 30 %. Наличие сетки в области на входе в РК приводит к улучшению кавитационных характеристик насосов. Установка ВЭ уменьшает неравномерность поля скоростей жидкости за колесом, снижает отклонения потока жидкости от направления лопаток на выходе из РК и пульсаций давления.

Рис. 2. Энергетические х а рактеристики насоса: 1 – колесо с сеткой на выходе ( f = 0,5 ); 2 — колесо без сетки

Анализ структуры течения в каналах РК и боковой пазухе полуоткрытых и открытых РК центробежных МН, с учетом расчетных зависимостей (2)–(5) по оценке параметров вихревых зон и обратных течений позволяют рассчитать необходимые геометрические размеры ВЭ для постановки их вместо покрывного диска. Для оценки эффективности покрывных дисков различной проницае- мости f = 0...1 (рис. 3, а и б) испытан ряд насосов (ns = 40) с РК одинакового наружного диаметра D2= 41 мм. В процессе исследований меняли покрывные диски, изготовленные из металлических сеток с различным коэффициентом проходного сечения и оценивали изменение параметров насоса по напору и КПД.

При постановке ВЭ на наружном или промежуточном диаметре РК максимум КПД смещается в сторону меньших расходов, что позволяет настраивать характеристику насоса. Сравнение энергетических характеристик насосов позволяет выбрать конструкцию РК с учетом требований к системе подачи. С целью улучшения энергетических характеристик насосов путем выравнивания поля скоростей потока на выходе из РК, ВЭ выполнялись с переменным коэффициентом живого сечения по шагу канала РК, увеличивающимся от тыльной к напорной стороне соседней лопатки (рис. 3, в ). Результаты испытаний модельных МН показали повышение напора насоса до 20 % при смещении в область меньшего расхода точки наибольшего КПД без изменения его величины.

Зависимость прироста создаваемого колесом напора и КПД от коэффициента живого сечения проницаемого д и ска по сравнению с колесом без покрывного диска f = 1 изображена на рис. 4. Наибольший прирост отмечен у колеса со сплошным диском f = 0. Колесо без диска f = 1 имеет и максимальный прирост по КПД, который составил 4 % на режиме V = 1 и 2 % при V = 0,5 (рис. 4).

Наиб о льший КПД и напор, создаваемый колесом с диском f = 0, объясняются полным разделением потоков в полости колеса и боковой пазухе и ликвидацией пе-ретечек, а та к же взаимодействия между потоками. Колесо с диском f = 0,2 несколько уступает по КПД и создаваемому напору колеса с диском f = 0, но имеет на 30…40 % меньше осевую силу.

Распределение давления и величина коэффициента закрутки жидкости Ф в пазухе насоса зависит от коэффициента сопротивления и коэффициента живого сечения проницаемого диска и изменяется от ф = 0,5 - для сплош-

Вид А

б

Рис. 3. Типы испытанных рабочих колес

ного покрывного диска, до ф = 0,9 - при отсутствии покрывного диска.

Рис. 4. Влияние проницаемости диска на характеристики насоса

Постановка проницаемых дисков на открытое рабочее колесо центробежного насоса приводит к повышению напорной и энергетической характеристик насоса. При этом колесо с проницаемыми покрывными дисками разгружено в осевом направлении.