Разработка методов математического моделирования и повышения энергоэффективности нефтяных магистральных насосов путем модернизации поверхности элементов проточной части тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.04.13, кандидат наук Акимов Станислав Викторович

• Акимов Станислав Викторович
• кандидат наук
• 2022

Оглавление диссертации кандидат наук Акимов Станислав Викторович

ВВЕДЕНИЕ

1. Модификация поверхностей проточных частей центробежных насосов. Состояние вопроса

1.1 Применение покрытий проточных частей для улучшения экономичности и эксплуатационных качеств центробежных насосов

1.2 Обзор промышленных покрытий, широко применяемых в РФ и за рубежом

1.3 Обзор исследований, связанных с повышением КПД центробежных насосов за счет снижения величины шероховатости элементов проточной части

1.4 Влияние шероховатости на различные виды потерь в центробежныхнасосах

1.5 Соотношение между техническими параметрами шероховатости и значениями эквивалентной (песочной) шероховатости

1.6 Применение программных продуктов вычислительной гидродинамики для расчетов напорных и энергетических характеристик центробежных насосов с учетом шероховатости стенок проточной части

1.7 Выводы по 1 главе

2. Экспериментальные исследования насосов типа НМ с модернизированными поверхностями проточной части

2.1 Конструктивные особенности и технические характеристики насосов

типа НМ

2.2 Описание экспериментальной установки

2.3 Результаты экспериментальных исследований

2.4 Выводы по главе

3. Разработка аналитической методики оценки величины гидравлических

потерь в отводе насоса и эффективности модификации поверхностей отвода

3.1 Общие сведения

3.2 Эффективность покрытий однозавиткового и двухзавиткового спирального

отвода

3.3 Эффективность покрытий спирального отвода с предустановленным двухканальным лопаточным отводом

3.4 Эффективность покрытий спирального отвода с предустановленным многоканальным лопаточным отводом

3.5 Результаты аналитических расчетов прироста КПД насосов НМ за счет модернизации поверхностей отвода

3.6 Выводы по главе

4. Разработка CFD-метода оценки эффективности модернизации поверхностей проточных частей насосов типа НМ

4.1 Анализ погрешностей CFD-метода расчета вязкого течения

4.2 Особенности конечно-элементного анализа течения в ПО FloEFD

4.3 Начальные и граничные условия

4.4 Влияние размеров конечно-элементной сетки на точность результатов расчета

4.5 Влияние стационарной, нестационарной постановки задачи и величины шага по времени на результаты расчета

4.6 Сравнение расчетных напорных и энергетических характеристик с экспериментальными данными

4.7 Анализ и выводы по главе

5. Оценка эффективности модернизации поверхностей и разработка оптимальной конструкции отводов насосов типа НМ

5.1 Оценка эффективности модернизации поверхностей отводов насосов

типа НМ

5.2 Оценка эффективности нанесения покрытий на поверхности дисков РК насосов типа НМ

5.3 Разработка оптимальной конструкции отводов насосов типа НМ

5.4 Анализ и выводы по главе

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ И СОКРАЩЕНИЙ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

Приложение

Листинг программы расчета эффективности обработки поверхностей отвода ... 198 Приложение

Счет на оплату состава LOCTITE 7227 Nordbak Brushable Ceramic

Приложение

Патент на полезную модель насоса со сменным спиральным отводом

Приложение

Технические характеристики покрытия BELZONA

Приложение

Технические характеристики покрытия LOCTITE

Приложение

Таблица преобразования твердости

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Разработка методов математического моделирования и повышения энергоэффективности нефтяных магистральных насосов путем модернизации поверхности элементов проточной части»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность. Энергосбережение является одной из наиболее актуальных проблем как в Российской Федерации, так и за рубежом. В соответствии с федеральным законом от 23.11.2009 N 261-ФЗ «Об энергосбережении и о повышении энергетической эффективности и о внесении изменений в отдельные законодательные акты российской федерации» организации с участием государства должны утверждать и реализовывать программы в области энергосбережения и повышения энергетической эффективности.

При этом, по данным российской ассоциации производителей насосов (РАПН) более 20% всей вырабатываемой в мире электроэнергии расходуется на привод насосов. В некоторых отраслях этот показатель достигает 50% и более. К таким отраслям относятся нефтедобывающая, нефтеперерабатывающая, химическая, целлюлозно-бумажная промышленность, отрасль водоснабжения и водоотведения [51].

В соответствии с анализом производства насосного оборудования в мире и в России за 2018 год [1], выполненном РАПН, существенная доля рынка насосов в РФ приходится на нефтяные насосы, а именно - на насосы для транспорта нефти и нефтепродуктов (см. рис. 1, 2).

В соответствии с [2] в организациях системы «Транснефть» в настоящее время эксплуатируются 2121 магистральных и подпорных насосных агрегатов. При этом среднее суммарное годовое потребление электроэнергии магистральными и подпорными агрегатами составляет порядка 14 млрд. кВтч на сумму почти 42 млрд. руб., что составляет 89% потребления энергии ПАО «Транснефть».

Химия

2%

ГОК 4%

Прочие 8%

Энерге ппа 11%

Нефть

45%

Вода

30%

Рисунок 1 - Отраслевая структура насосного рынка РФ в 2017 г. без учета насосов

для добычи нефти - 52 721 млн. руб.

Рисунок 2 - Отраслевая структура рынка насосов РФ для нефти в 2017 г. без учета

насосов типа УЭЦН - 23 569 млн. руб.

Из приведенных данных следует, что в случае повышения КПД указанных насосов всего лишь на 1% годовая экономия электроэнергии составит 140 млн. кВтч на сумму 420 млн. руб.

На со см для нефтепереработки

23«

Насосы для Бурения 23«

Мультифазные В насосы

Насосы для транспорта нефти 45«

Повышение КПД насосов может быть достигнуто путем снижения потерь энергии, которые для ЦН в соответствии с [3] разделяются на механические (включая потери дискового трения), объемные и гидравлические.

Первые два типа потерь хорошо изучены и поддаются достаточно точному прогнозированию, например, с помощью методики [4], поскольку гидравлические тракты, в которых образуются указанные потери, имеют относительно простую геометрию, а течение в этих трактах - относительно простую структуру.

Расчет гидравлических потерь является более сложной задачей, так как геометрия каналов и структура течения в проточной части ЦН является весьма сложным явлением. При этом, гидравлические потери зависят как от формы, так и от качества поверхностей проточной части. Соответственно, гидравлические потери можно разделить на две категории [5]: потери на трение и вихревые потери.

Несмотря на то, что в настоящее время проведено относительно большое количество исследований, посвященных оптимизации проточных частей ЦН [6], [7], [8], [9], в том числе с целью минимизации гидравлических потерь, влияние качества поверхностей на экономичность ЦН не изучено в полной мере. Как следствие, отсутствуют рекомендации по применению экономически обоснованных методов повышения КПД нефтяных магистральных насосов за счет улучшения качества поверхностей проточной части, как на стадии производства, так и на стадии эксплуатации на объектах заказчика.

Не исследованным в полной мере является также вопрос взаимосвязи между техническими единицами измерения шероховатости и величиной эквивалентной песочной шероховатости, которая используется при задании граничных условий типа «стенка» в СББ-пакетах.

Таким образом, разработка методов математического моделирования и повышения энергоэфективности нефтяных магистральных насосов путем модернизации поверхности элементов проточной части является актуальной темой, требующей проведения углубленных исследований.

Целью диссертационной работы является разработка методов математического моделирования и повышения энергоэфективности нефтяных магистральных насосов путем модернизации поверхности элементов проточной части.

Далее в тексте для краткости довольно длинное определение производимых над поверхностью действий «модификация проточных частей путем механической обработки или нанесения гладких негидрофобных покрытий» будет заменено более коротким термином «модернизация поверхности».

Для достижения поставленной цели были сформулированы следующие задачи:

1. Разработка аналитической методики оценки величины гидравлических потерь в отводящих элементах насоса двухстороннего входа (спиральный отвод однозавиткового или двухзавиткового типа, направляющий аппарат, конический диффузор).

2. Разработка методики оценки эффективности модернизации поверхностей проточных частей нефтяных магистральных насосов с применением методов вычислительной гидродинамики.

3. Проведение экспериментальных и расчетных исследований по определению влияния модернизации поверхностей проточных частей нефтяных магистральных насосов на их гидравлические и энергетические характеристики.

4. Расчетно-экспериментальное определение зависимости величины эквивалентной песочной шероховатости от среднеарифметического отклонения профиля ^а).

5. Разработка алгоритма и программы для оценки влияния качества поверхностей проточных частей на энергоэффективность нефтяных магистральных насосов на основе разработанной аналитической методики.

Научная новизна.

1. Методика оценки эффективности модернизации поверхностей проточных частей нефтяных магистральных насосов с применением методов вычислительной гидродинамики.

2. Аналитическая методика оценки эффективности модернизации внутренних поверхностей элементов отвода.

3. Зависимость величины эквивалентной песочной шероховатости от среднеарифметического отклонения профиля ^а).

4. Результаты экспериментальных исследований влияния модернизации поверхностей проточных частей на напорные и энергетические характеристики магистральных насосов.

Практическая значимость работы.

1. Разработанный метод используется для повышения КПД нефтяных магистральных насосов, поставляемых на нефтеперекачивающие станции системы «Транснефть».

2. Изготовлен и находится в опытной эксплуатации нефтяной магистральный насос НМ 1250-260 с увеличенным КПД, содержащий спиральный отвод, на поверхности которого нанесено специальное покрытие. Подтверждена стойкость покрытия при длительном перекачивании нефти и нефтепродуктов.

3. Разработан алгоритм и программа для оценки влияния качества поверхностей проточных частей отводов на энергоэффективность нефтяных магистральных насосов на основе разработанной аналитической методики.

4. На основе результатов экспериментальных и расчетных исследований получен прирост КПД для типоразмерного ряда нефтяных магистральных насосов с номинальными подачами от 1250 до 10000 м3/ч.

Методы исследования.

Поставленные в диссертационной работе задачи решены с помощью численного моделирования и анализа экспериментальных данных, полученных

путем сравнительных стендовых испытаний натурных образцов магистральных насосов.

Положения, выносимые на защиту.

1. Методика оценки эффективности нанесения покрытий при модернизации поверхностей проточных частей нефтяных насосов с применением методов вычислительной гидродинамики.

2. Аналитическая методика проведения оценки эффективности модернизации внутренних поверхностей элементов отвода.

3. Зависимость между величиной эквивалентной песочной шероховатости и среднеарифметическим отклонением профиля ^а).

4. Результаты экспериментальных исследований влияния модернизации поверхностей проточных частей на напорные и энергетические характеристики магистральных насосов.

5. Полезная модель одноступенчатого центробежного насоса двухстороннего входа.

Степень достоверности и апробация работы.

Достоверность полученных результатов обеспечена экспериментальными исследованиями полноразмерных образцов нефтяных магистральных насосов на аттестованном стенде с применением высокоточных средств измерений, соблюдением требований нормативной документации, в части требований к испытательным стендам, методам, средствам и условиям проведения испытаний, к обработке результатов испытаний.

Основные положения диссертационной работы докладывались и обсуждались на следующих научно-технических конференциях: 1Х-я Международная научно-техническая конференция «Разработка, производство и эксплуатация турбо-, электронасосных агрегатов и систем на их основе» -«СИНТ'17», г. Воронеж, 2017 г.; Х-я Международная научно-техническая конференция «Разработка, производство и эксплуатация турбо-, электронасосных агрегатов и систем на их основе» - «СИНТ'19», г. Воронеж, 2019 г.; Х1-я

международная научно-техническая конференция «Гидравлические машины, гидропневмоприводы и гидропневмоавтоматика. Современное состояние и перспективы развития», г. Санкт-Петербург, 2020 г.; Международная научно-техническая конференция «ECOPUMP-RUS'2020. Энергоэффективность и инновации в насосостроении» г. Москва, 2020 г.; XI-я Международная научно-техническая конференция «Разработка, производство и эксплуатация турбо-, электронасосных агрегатов и систем на их основе» - «СИНТ'21», г. Воронеж, 2021 г.; Международная научно-техническая конференция «EC0PUMP-RUS'2021. Энергоэффективность и инновации в насосостроении» г. Москва, 2021.

Публикации

Основные научные результаты по теме диссертационной работы изложены в 9 печатных научных работах, опубликованных в журналах и сборниках научных трудов, в том числе 2 - в статьях, входящих в список научных изданий, рекомендованных ВАК, 1 - в изданиях, индексируемых Scopus, а также в 1 патенте на полезную модель.

Структура и объем диссертационной работы

Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав основного текста и заключения. Общий объем диссертационной работы составляет 216 страниц машинописного текста. Работа содержит 12 таблиц, 119 рисунков, 6 приложений и библиографический список из 74 наименований.

Во введении показывается, что повышение энергоэффективности нефтяных магистральных насосов позволяет получить существенную экономию денежных средств за счет снижения энергопотребления, рассматриваются основные пути повышения КПД указанных насосов. Выявляются основные направления исследования, обосновывается их актуальность, формулируется цель работы, научная новизна, теоретическая и практическая ценность работы, методы исследования и достоверность результатов.

В главе 1 рассматривается состояние исследуемого направления, проводится анализ ранее выполненных работ, в том числе работ по применению покрытий и

механическому улучшению качества поверхностей проточных частей центробежных насосов, моделированию шероховатости поверхностей, применение программных продуктов вычислительной гидродинамики для расчетов напорных и энергетических характеристик центробежных насосов с учетом шероховатости стенок проточной части. Предложена зависимость между величиной эквивалентной песочной шероховатости и среднеарифметическим отклонением профиля (Яа).

В главе 2 представлены результаты экспериментальных исследований нефтяных магистральных насосов типа НМ, включающие сравнительные испытания насосов в исходном и модернизированном состоянии. Кроме этого, исследована стойкость покрытий к перекачиваемой среде, при их нанесении на различные элементы проточных частей. Исследовано влияние коррозии поверхностей рабочего колеса насоса НМ 3600-230 на его характеристики.

В главе 3 представлена разработка аналитической методики определения эффективности модернизации поверхностей проточных частей отводов насосов типа НМ. На примере насосов НМ 1250-260 и НМ 10000-210 показано, что результаты расчетов по указанной методике имеют хорошую сходимость с результатами экспериментальных исследований.

В главе 4 представлена разработка методики определения эффективности модернизации поверхностей проточных частей отводов насосов типа НМ с применением средств вычислительной гидродинамики. На примере насосов НМ 1250-260 и НМ 10000-210 показано, что результаты расчетов по указанной методике имеют хорошую сходимость с результатами экспериментальных исследований.

В главе 5 приведены результаты анализа эффективности модернизации насосов НМ на основе аналитической методики. Представлена оптимальная конструкция насоса НМ со сменным отводом, обеспечивающая наилучший доступ к поверхностям проточной части отвода для проведения модернизации.

В заключении представлены основные результаты работы.

1. Модификация поверхностей проточных частей центробежных насосов. Состояние вопроса.

1.1 Применение покрытий проточных частей для улучшения экономичности и эксплуатационных качеств центробежных насосов

В статье [73] расчетным и экспериментальным методом исследовано влияние нанесения полиуретанового покрытия на поверхности проточной части насоса ТКБ 80-250 с параметрами Q=100 м3/ч, Н=18 м, п=1480 об/мин. При этом шероховатость поверхностей до нанесения покрытия составляла 0,3 мм. После нанесения покрытия напор насоса увеличился с 17,6 м до 20,2 м, а КПД насоса - с 54,4% до 64,3%. Сравнение кривых гидравлического КПД, полученных экспериментальным методом приведено на рисунке 1.1

Рисунок 1.1 - сравнение кривых гидравлического КПД для проточной части насоса без покрытия (MP) и с покрытием (CMP)

Кроме этого, в [73] с помощью CFD-расчетов в пакете Fluent для вышеуказанного насоса получены зависимости теоретического напора и гидравлического КПД от величины шероховатости проточной части (рисунок 1.2).

Рисунок 1.2 - зависимость гидравлического КПД и теоретического напора от величины шероховатости проточной части

Достоверность полученной зависимости подтверждается хорошей сходимостью между расчетными и экспериментальными характеристиками П1!==^) (рисунок 1.3).

Рисунок 1.3 - сравнение расчетных (CFD) и экспериментальных (Experimental) зависимостей теоретического напора и гидравлического КПД от подачи

Отклонение результатов гидродинамических расчетов напора и гидравлического КПД на номинальной подаче от экспериментальных значений составляет 2,79% и 2,82% соответственно, что считается хорошей сходимостью.

В целом в [73] отмечена сильная зависимость эффективности насоса от величины шероховатости поверхностей проточной части.

В патенте ЗАО «Петро-Механика» [11] предлагается методом катодного электроосаждения наносить покрытие на корпуса, НА и РК погружных ЦН для добычи нефти или воды из нефтяных и водяных скважин. В качестве покрытия предлагается использовать эпоксидный грунт, например, типа GV 35-9575, причем эпоксидный грунт должен быть модифицирован фторэтиленом. Процесс нанесения покрытия подразумевает помещение покрываемой детали в ванну электроосаждения, заполненную рабочим раствором. Достигаемый технический результат состоит в повышении гидрофобности, устойчивости к солеотложению снабженных предлагаемым покрытием частей насоса, что позволяет повысить коррозионную стойкость его элементов, и, следовательно, увеличить срок службы насоса.

В патенте ООО «ИПТЭР» [12] предлагается производить гидрофобизацию рабочих органов ЦН, предназначенных для перекачки обводненной нефти, путем прокачки через насос безводной нефти с целью формирования на рабочих поверхностях асфальто-смоло-парафиновых отложений толщиной не менее 50 мкм.

В патенте ЗАО "ОПТИМА" [13] описана установка для нанесения гидрофобного покрытия на РК ЦН, которое достигается путем адсорбции на покрываемых поверхностях алифатического амина с образованием покрытия в виде моно- или полимолекулярной пленки, обладающей свойством гидрофобности. Процесс гидрофобизации поверхностей осуществляется в специальной камере, в которой организовывают циркуляцию водной эмульсии алифатического амина.

В патенте ЗАО "ОПТИМА" [14] предлагается наносить на внешнюю поверхность ведомого диска РК покрытие из гидрофобного материала. В качестве гидрофобного материала может быть использован фторопласт или поверхностно-активное вещество, например, октадециламин. Нанесение покрытия - аналогично [13].

В работе С.А. Чернышева [15] исследовано влияние покрытий на основе поверхностно-активных ингибиторов коррозии (ПАИК) и фторопласта на характеристики ЦН, перекачивающих воду.

При этом покрытие на основе ПАИК состоит из наноструктурированных молекулярных слоев, при создании покрытия обеспечивается сохранение исходной геометрии поверхности.

Экспериментальные исследования проводились на консольном одноступенчатом насосе КМ 65-50-160 в соответствии с ГОСТ 6134-2007 [37]. Покрытие на основе ПАИК создавалось на штатном РК, изначально установленном в насосе, а фторопластовое - на дополнительном РК, устанавливаемом при проведении соответствующих исследований, что позволило обеспечить независимость результатов. Краевой угол исходной поверхности обоих РК составил 55°, краевой угол поверхности после создания как гидрофобного покрытия на основе ПАИК, так и фторопластового покрытия составил 130°. Проводились измерения шероховатости необработанных поверхностей дисков каждого РК в исходом состоянии (75 мкм) и после создания гидрофобных покрытий на основе ПАИК (величина шероховатости не изменилась) и на основе фторопласта (шероховатость снизилась до 55 мкм).

Повышение КПД в оптимальном режиме составило 1,7 % после создания гидрофобного покрытия на основе ПАИК, и 1,8 % после создания фторопластового гидрофобного покрытия. Отмечается, что, несмотря на снижение шероховатости поверхности при создании фторопластового покрытия, величины прироста КПД приблизительно равны, что позволяет предположить определяющее значение гидрофобности поверхности при снижении гидравлических потерь.

■ исходная характеристика м3/ч ■ исходная характеристика р, м3/ч

♦ после обработки ПАИК ♦ с фторопластовым покрытием

Рисунок 1.4 - КПД насоса КМ 65-50-160 до и после создания гидрофобного покрытия на основе ПАИК (слева) и фторопласта (справа)

В работе Г.П. Хованова [16] проводились исследования при дискретном нанесении гидрофобного покрытия на функциональные поверхности проточной части центробежного насоса КМ 65-50-160. С этой целью для всех РК, выбранных для последующей модификации, были получены исходные характеристики. Три РК подвергались дискретной модификации с покрытием на основе поверхностно-активных веществ (ПАВ), а еще два - на основе фторопласта. Установлено, что величина прибавки КПД в зависимости от области и комбинации поверхностей, модифицированных структурированным покрытием, варьируется в диапазоне от 1,5 до 6%.

О 5 10 15 20 25 30 35 40

0 5 10 15 20 25 30,. „35 _ ,

О, м'/час О. м3Л

Рисунок 1.5 - КПД насоса КМ 65-50-160 до и после создания гидрофобного покрытия на основе ПАВ (слева) и фторопласта (справа)

Для определения влияния гидрофобности поверхностей проточной части ЦН на прибавку к КПД в зависимости от ш были проведены исследования двух типов насосов - «КМ» и «СМ» (рисунок 1.6), при этом диапазон изменения п составил для первого - от 40 до 130, а для второго от 50 до 100, соответственно.

Рисунок 1.6 - Прирост КПД для насосов типа «КМ» (слева) и СМ (справа) в

зависимости от п5

В статье [17] приводятся результаты экспериментальных исследований влияния свойств поверхности РК на повышение энергоэффективности ЦН типа «Д». Объект испытаний - насос типа «Д» D150-380В-б. Паспортные характеристики: мощность P=40 кВт, напор Н=32 м, подача Q=380 м3/ч. Исследования осуществлялись в 2 этапа: с исходным РК и с модернизированным

РК (после модернизации его поверхностей путем их гидрофобизации в соответствии с патентом №RU2450167 [14].

Полученные результаты исследований показывают, что после гидрофобизации поверхности проточной части РК отмечен относительный прирост напора насоса на 2,5...3,7% (в среднем на 1 метр водяного столба) во всем исследованном диапазоне расходов при практически неизменной (изменение ±0,1%) потребляемой мощности электропривода. Такое изменение параметров насоса обеспечило увеличение его КПД на 1,5.2,1% в диапазоне расходов от 200 до 470 м3/ч.

В статье [18] описан процесс восстановления проточной части насоса 200Д90 с помощью двухкомпонентной металлополимерной системы покрытий LOCTITE (®Fixmaster ®Superior Metal). На восстановленные поверхности было также нанесено покрытие с повышенными гидравлическими качествами. Материал покрытия - LOCTITE 7227 Nordbak Brushable Ceramic - представляет собой эпоксидную смолу с керамическим заполнением, при нанесении позволяющую создать очень гладкую глянцевую поверхность, обеспечивая покрытие с низким коэффициентом трения. Температурный диапазон работы покрытия от -300 до +90 0С.

По окончании опытно-промышленного испытания насоса 200Д90 на месторождении ОАО «Самотлорнефтегаз», длившегося 3 месяца, насос был выведен из эксплуатации, разобран и обследован на работоспособность и состояние защитного покрытия. Установлено, что проточная часть насоса находится в работоспособном пригодном к дальнейшей эксплуатации состоянии.

Способ нанесения указанных покрытий аналогичен нанесению защитных лакокрасочных покрытий, например, с помощью кисти.

Рисунок 1.7 - Проточная часть насоса 200Д90 после наработки 9000 ч (слева) и после нанесения защитного покрытия (справа) (сколько часов?)

В статье [19] в качестве покрытия предлагается использовать сверхвысокомолекулярный полиэтилен, который обладает высокой стойкостью к истиранию и низким коэффициентом трения. Данный материал также обладает высокой ударной стойкостью (рисунок 1.8).

160

полипропилен ПТФЭ СВМПЭ

Рисунок 1.8 - Сравнительная ударная стойкость различных материалов

Наилучшей технологией нанесения данного покрытия является метод горячей напрессовки или напыления.

1.2 Обзор промышленных покрытий, широко применяемых в РФ и за рубежом

Из обзора, представленного в п. 1.1 видно, что все покрытия, за исключением Loctite, имеют один очевидный недостаток с точки зрения применения в нефтяных магистральных насосах - сложная технология нанесения покрытия, предполагающая в том числе необходимость использования массивных стационарных установок (ванн электроосаждения, специальных камер для обеспечения циркуляции реагентов и т.д). Учитывая также сравнительно большие габариты РК и корпусных деталей нефтяных магистральных насосов, а также тот факт, что существующие насосы рассредоточены по большей части территории РФ - от Санкт-Петербурга до Владивостока, данный недостаток приводит как минимум к значительном финансовым и временным затратам при применении указанных покрытий. Проведение оперативного ремонта таких покрытий на месте эксплуатации невозможно.

Другой проблемой, относящейся к покрытиям с гидрофобными свойствами, является отсутствие информации о поведении данных покрытий при перекачивании нефти и нефтепродуктов. Как известно, в отличие от воды, которая является полярной жидкостью, нефть представляет собой смесь полярных и неполярных жидких углеводородов с краевыми углами смачивания, лежащими в диапазоне от 10° до 130° [20]. В связи с этим отсутствуют основания считать, что величина прироста КПД насосов за счет свойств гидрофобности на воде будет аналогичной и при перекачивании нефти и нефтепродуктов.

В соответствии с вышеприведенными аргументами и исследованием [10] в качестве наиболее перспективных покрытий для применения в нефтяных магистральных насосах выбраны покрытия:

- Loctite 7227 Nordbak Brushable Ceramic производства компании Henkel (Германия);

- Belzona 1341 Supermetalglide производства компании Belzona Polymerics Limited (Великобритания).

Подробные технические характеристики покрытий Belzona 1341 и Loctite 7227 приведены в приложениях 4, 5.

Для исследования физико-механических свойств указанных покрытий в рамках научно-исследовательской работы «Апробация гидрофобных покрытий проточных частей насосов с целью улучшения эффективности нефтяных магистральных насосов» [21], проведенной в Транснефти были проведены лабораторные испытания включающие испытания характеристик: степень гидрофобности, твердость, деформационная способность, пластичность, прочность при растяжении, адгезия, пористость, шероховатость, толщина, трибологические свойства, абразивная стойкость, эрозионная стойкость, равномерность износа, стойкость к статическому воздействию жидкости, стойкость к воздействию нефтепродуктов.

По результатам испытаний, покрытие Loctite 7227 является более предпочтительным в связи с меньшей стоимостью и более высокой стойкостью к абразивному износу.

Шероховатость покрытий по результатам испытаний составила Ra 0,48 для Belzona 1341 и Ra 0,59 для Loctite 7227.

Результаты исследования степени гидрофобности покрытий приведены в таблице 1.1.

Таблица 1.1 - Результаты исследования гидрофобности покрытий

№ п/п Тип покрытия Среднее значение краевого угла смачивания

1 Belzona 1341 64,6°

2 Loctite 7227 74°

3 Отсутствует (сталь 20ГЛ) 62,8°

Данные результаты свидетельствуют об отсутствии свойств гидрофобности у покрытий, так как краевой угол смачивания в обоих случаях <90°.

Учитывая, что полученные значения краевого угла смачивания покрытий близки к соответствующему углу для стали 20ГЛ, можно сделать вывод о том, что повышение КПД насосов при нанесении покрытий будет достигаться только за

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Акимов Станислав Викторович, 2022 год

/ >

/

г

1

V- \

Рисунок 4.3 - пример адаптации расчетной сетки FloEFD вблизи твердого тела

При этом расстояние от стенки у и объем расчетных ячеек, попадающих на границу раздела жидкость-твердое тело, изменяются в широких пределах (см. рисунок 4.4).

В практике CFD-расчетов для оценки применимости различных моделей турбулентности принято использовать расстояние до стенки в безразмерном виде:

■ = уР^У (4.19)

Для стандартной к-£ модели турбулентности рекомендуемый диапазон значений составляет у+=30.. .300.

• Ху

•' уу

0%

щ '

•■•'К _ V/.

Рисунок 4.4 - расчетные ячейки на границе жидкости и твердого тела

Из вышеизложенного следует, что в расчетной модели с прямоугольной сеткой всегда будут присутствовать, ячейки, не удовлетворяющие условию у+=30...300.

Необходимо отметить, что в других CFD-программах, таких как ANSYS CFX, STAR-CD данная проблема решается путем применения специальных способов построения расчетной сетки, гарантирующих получение приемлемых значений у+ (см. рисунок 4.5). Однако, при данном подходе одна и та же сетка может по-разному влиять на результаты расчетов течения в ЦН, если необходимо провести моделирование нескольких режимов работы с различными расходами, а следовательно - различными числами Рейнольдса.

Рисунок 4.5 - форма расчетной сетки в пристеночном слое (ANSYS CFX)

В качестве решения указанной проблемы в ПО FloEFD применяется метод двухуровневых пристеночных функций (Two-Scale Wall Function - 2SWF) [31], который включает два отдельных подхода для сопряжения расчетов пограничного слоя с расчетом основного потока:

1) Расчет «тонкого пограничного слоя», который используется, когда количество ячеек по толщине пограничного слоя недостаточно для прямого или упрощенного моделирования потока

2) Расчет «утолщенного пограничного слоя», который используется, когда количество ячеек по толщине пограничного слоя превышает значение, достаточное для точного разрешения течения.

Кроме этого, в промежуточных случаях используется комбинация двух указанных подходов, что позволяет обеспечить плавный переход между двумя моделями при постепенном изменении толщины пограничного слоя (см. рисунок 4.6).

Рисунок 4.6 - поле значений числа Маха при обтекании профиля с указанием типа пограничного слоя («thin» - тонкий, «intermediate» - промежуточный, «thick» -

утолщенный пограничный слой)

В случае «утолщенного пограничного слоя», когда количество расчетных ячеек по толщине пограничного слоя довольно велико (более 10), моделирование ламинарного пограничного слоя производится с помощью уравнений Навье-Стокса как часть основного потока. Для турбулентного пограничного слоя используется модификация известных пристеночных функций. Однако, взамен классического подхода, подразумевающего использование логарифмического профиля, во FloEFD применяется «полный профиль», предложенный Ван Дристом (Van Driest) [58]:

и

+

j

-I

2 • dij

- v - 2 ' (4.20)

1 + 1 + 4 •к2 •ц2 • 1-е ^v

Л

где к =0,4054 - постоянная Кармана, Av =26 - коэффициент Ван Дриста.

Функция u+ представляет собой безразмерную скорость потока в пограничном слое:

+ и и+ =

' (4.21)

Р

где касательное напряжение в пристеночной расчетной ячейке определяется по формуле:

р • и

тш=--К, (4.22)

У

где К=К(у+) - коэффициент коррекции, определяемый из уравнения (4.10).

Учет шероховатости поверхности к производится путем добавления функции и+е^(к+) к уравнению (4.8):

и+ = и+е/ +

У+

I

2 • ёг!

г V 1 2 ' (4.23)

1 + 1 + 4 •к2 •ц2 • 1- е Ау

ч

где - безразмерная функция безразмерной шероховатости к+ =

№

определяемая из экспериментальных данных, полученных для обтекания плоских пластин, а также из условия и+е^(к3 = 0) = 0.

Для случая «тонкого пограничного слоя» применяются пристеночные функции:

- для ламинарного пограничного слоя - экспериментальные функции Швеца (Shvetz) [59];

- для турбулентного или переходного пограничного слоя - обобщение метода Швеца с помощью гипотезы Ван Дриста о длине смешивания в турбулентных пограничных слоях.

Эквивалентная песочная шероховатость учитывается с помощью полуэмпирических коэффициентов, применяемых для коррекции касательных пристеночных напряжений.

Из приведенного выше материала можно сделать вывод, что подходы к моделированию потока жидкости, применяемые в ПО FloEFD, а именно -построение расчетной сетки и моделирование турбулентных потерь энергии, существенно отличаются от подходов в программных комплексах, широко применяемых для проведения CFD-расчетов насосного оборудования -ANSYS CFX, STAR-CD.

В связи с этим возможность использования ПО FloEFD для расчетов течения в насосах является интересным и полезным вопросом, требующим исследования.

4.3 Начальные и граничные условия

Расчетная область представлена непосредственно проточной частью насоса и проточной частью прямолинейных участков всасывающего и напорного трубопровода длиной 6Dy.

В качестве граничных условий заданы:

- на входе в расчетную область - объемный расход;

- на выходе из расчетной области - статическое давление;

В качестве рабочей среды задана вода с температурой 20 0С без учета сжимаемости.

Вращение рабочего колеса задается путем указания области вращения с применением метода скользящих решеток (sliding) для описания взаимодействия ротор-статор.

Величина шага по времени выбрана равной 1 • 10-4 с, что соответствует повороту рабочего колеса на угол 1,80 за одну итерацию. Для рабочих колес магистральных насосов с семью лопастями (одной половины рабочего колеса двухстороннего входа), указанный шаг по времени соответствует перемещению лопасти на величину шага лопасти (51,40) за 28 итераций.

Величина шероховатости элементов проточной части задана следующим образом: каналы рабочего колеса - kS=32 (Ra12,5), механически обработанные поверхности ротора - kS=4 (Ra1,6), поверхности направляющего аппарата - kS=8 (Ra3,2), поверхности отвода и конического диффузора до нанесения покрытия -

kS=92 (Ra40 - при определении по образцам шероховатости выбрано стандартное значение, находящееся между Ra25 и Ra50), поверхности отвода и конического диффузора после покрытия - kS=0 (Ra0).

Величина утечек через щелевые уплотнения рабочего колеса рассчитана по методике [4]. Учет утечек в расчетной модели выполнен путем задания «источников» и «стоков» с соответствующим объемным расходом в местах расположения щелевых уплотнений.

4.4 Влияние размеров конечно-элементной сетки на точность результатов расчета

4.4.1 В соответствии с ГОСТ Р 57700.14 [63] в процессе получения решения должна быть использована последовательность сеток, состоящая не менее чем из трех сеток с уменьшающимися шагами. При этом, должна быть предварительно определена требуемая точность решения задачи и на этой основе оценена допустимая погрешность решения задачи.

Требуемая точность решения может быть определена из следующих соображений:

- допускаемые отклонения напора и КПД насоса, соответствующие первому классу точности испытаний по ГОСТ 6134 [37], составляют 3%;

- погрешности определения напора и КПД испытательного стенда, на котором проводились испытания насосов (см. п. 2.2), составляют 0,72% и 0,75% соответственно.

Учитывая изложенное, для вновь изготавливаемых насосов погрешность CFD-расчетов должна составлять не более 2,25% (3%-0,75%=2,25%). Для дальнейших расчетов округлим данное значение до 2%.

Также необходимо отметить, что погрешность определения КПД является более критичной величиной по сравнению с погрешностью определения напора, поскольку при проектировании новых насосов наружный диаметр рабочих колес как правило выполняются с запасом, а после испытаний подрезают до получения требуемого значения напора. Вследствие этого небольшое превышение порогового

значения 2% в части напора насоса допустимо, при условии, что расчетный КПД находится в пределах данного допуска.

4.4.2 Определение оптимальной конфигурации расчетной сетки насоса НМ 1250-260-1.

Форма элементов расчетной сетки выбрана близкой к кубической (длины граней ячеек различаются не более чем на 10%).

Расчетная сетка получается путем дробления базовой расчетной сетки в локальных областях (см. рисунок 4.7):

- в подводе насоса и на начальном участке напорного трубопровода (~Шу) -дробление 1-го уровня;

- в рабочем колесе, отводе и коническом диффузоре - дробление 2-го уровня. Для проведения расчетов сеточной сходимости использован ряд расчетных

сеток. При этом, отличие вариантов расчетных сеток между собой заключается только в размерах ячеек (размера базовой сетки). Описание вариантов расчетной сетки приведено в таблице 4.1.

Таблица 4.1 - Параметры вариантов расчетной сетки

№ п/п Параметр Значение

1 Условный № расчетной сетки №1 №2 №3 №4 №5 №6

Размер базовой сетки (Ххух2)

2 18x180x27 30x300x45 36x360x54 40x400x60 46x460x69 50x500x75

3 Количество ячеек, Ыяч, млн. шт. 0,54 1,52 2,28 3,03 4,24 5,18

Расчетная сетка, построенная на основе базовой сетки №1 (18*180x27), показана на рисунке 4.7.

Рисунок 4.7 - расчетная сетка №1 (вариант 18*180*27; 0,54 млн. ячеек)

Расчеты на сеточную сходимость проведены для двух режимов работы с коэффициентами подачи ф=0,063 и ф=0,043 при условии к$=0 для поверхностей спирального отвода и конического диффузора (вариант насоса НМ 1250-260-1 с гладким покрытием). Результаты расчетов приведены на рисунке 4.8 в безразмерном виде (указаны относительные расчетные величины напора и КПД, полученные делением абсолютных расчетных величин на экспериментальные значения).

0 1 2 3 4 5 6

Количество конечных элементов, 106 шт.

—•—Н_0,063 —•— КПД_0,063 ••■• •• Н_0,043 ••■• •• КПД_0,043

Рисунок 4.8 - Результаты расчетов сеточной сходимости

Анализ вышеприведенных графиков, показывает, что на наилучшей расчетной сетке расчетные параметры превышают экспериментальные, что, по-видимому, связано с влиянием неучтенных механических и объемных потерь на охлаждение торцовых уплотнений насосов.

Расчет механических потерь в подшипниковых опорах по методике [65] показал, что величина данных потерь для двух опорных и одного упорного подшипника типа «Митчел» составляет 1,7 кВт (0,2% гидравлической мощности насоса на номинальной подаче).

Механические потери в щелевых уплотнениях рабочего колеса рассчитываются в соответствии с [4] и [66] по формулам:

где йу, 1у, ду - диаметр, длина и радиальный зазор щелевого уплотнения рабочего колеса, к - коэффициент гидравлического сопротивления, Су - коэффициент трения.

Суммарная мощность механических потерь в щелевых уплотнениях составляет 4,5 кВт (0,5% гидравлической мощности насоса на номинальной подаче).

Кроме этого, на объемный КПД насоса существенное влияние оказывает наличие в конструкции двух гидроциклонных сепараторов, предназначенных для очистки от механических примесей перекачиваемой жидкости, которая отбирается от спирального отвода насоса и подается к торцовым уплотнениям.

Для определения величины утечки проведен гидродинамический расчет гидроциклонных сепараторов. По результатам расчетов расход жидкости через два гидроциклона составляет 7,8 м3/ч (0,62% от Оном).

(4.24)

2

(4.25)

Рисунок 4.9 - Визуализация течения гидроциклонном сепараторе

КПД насоса с учетом перечисленных потерь можно определить по формуле:

где Цсеб - величина КПД по результатам СББ-расчета, дгц - величина утечки на гидроциклонные сепараторы, МП - потери мощности на трение в подшипниках, МП - потери мощности на трение в щелевых уплотнениях рабочего колеса.

Величина коррекции КПД для номинальной подачи (ф=0,063) составила -1,1% (на сетке максимальной густоты - №6), а для подачи 70% номинальной (ф=0,043) - ориентировочно -1,5%.

Результаты пересчета КПД с учетом коррекции представлены на рисунке 4.10.

и т

и го

а ^

с

и

т

х

т и га о.

X

Количество конечных элементов, 106 шт.

—•—Н_0,063 —•—КПД_0,063 ...... Н_0,043 КПД_0,043

Рисунок 4.10 - Результаты расчетов сеточной сходимости, скорректированные с

учетом механических и объемных потерь

Рисунок 4.10 показывает, что учет механических потерь и потерь на гидроциклонных сепараторах позволяет получить сходимость на густых сетках с погрешностью <1% по КПД для номинальной подачи и <2% по КПД для подачи 70% номинальной.

Учитывая полученный результат, для вновь разрабатываемых насосов, близких по размерности и быстроходности, при проведении гидродинамических расчетов следует учитывать все виды потерь.

Сравнение течения в зависимости от густоты сетки проведено с помощью сравнения визуализаций распределения модуля абсолютной скорости и статического давления для случаев сетки минимальной и максимальной густоты -№1 и №6 (рисунки 4.11, 4.12, 4.13, 4.14).

1,05 1,04 1,03

0 1 2 3 4 5 6

Скорость (гт«)

V» • и гтуз Мл. '9' ибтг! Игцмции = 1ХИЭ вре«« » ОЙ341В а

Рисунок 4.11 - Визуализация распределения модуля абсолютной скорости в проточной части насоса НМ 1250-260-1 на сетке №1 ^=1250 м3/ч)

мш-оям ■*»•«»юмтч итерацч» • мл йремп i 114131

Рисунок 4.12 - Визуализация распределения модуля абсолютной скорости в проточной части насоса НМ 1250-260-1 на сетке №6 ^=1250 м3/ч)

Из рисунков 4.11 и 4.12 видно, что поля абсолютной скорости имеют качественные различия как в области спиральных каналов, так и в области конического диффузора. Особенно заметно различие в форме течения в коническом диффузоре - отрыв потока от стенок происходит ближе к начальному сечению диффузора (ближе ко входу в диффузор), что должно приводить к

заметной разнице в результатах вычисления соответствующих гидравлических потерь.

При сравнении распределений статического давления было обнаружено, что в расчетном случае с сеткой №1 это распределение оказалось весьма нестабильным. На рисунке 4.13, поле давлений для одной конкретной итерации показано для справки, так как при всех других ближайших итерациях картина значительно отличалась от приведенной.

При этом, для расчетного случая с сеткой №6 максимальной густоты подобных колебаний выявлено не было.

Также необходимо обратить внимание на наличие областей с «нефизичным поведением» - это области локального понижения давления в области конического диффузора.

м». и моем мет • »1 ытг «о* е»

игцицм • '3104 эреыо 06552!

Рисунок 4.13 - Визуализация распределения статического в проточной части насоса НМ 1250-260-1 на сетке №1 (0=1250 м3/ч)

Рисунок 4.14 - Визуализация распределения статического в проточной части насоса НМ 1250-260-1 на сетке №6 (0=1250 м3/ч)

На графике, демонстрирующем колебания величины напора насоса в процессе расчета (рисунок 4.15), видно, что амплитуда колебаний для расчетного случая с сеткой №1 достигает значений ~1100 м.

Рисунок 4.15 - Колебания напора в процессе расчета течения в насосе НМ 1250-260-1 на сетке №1 (0=1250 м3/ч)

На аналогичном графике напора насоса для расчетного случая с сеткой №6 максимальной густоты (рисунок 4.16) подобные колебания отсутствуют.

4823235348235348532348484802020200024802010102534853480001534853482301022323535348535353484853000248532323532301234800

Рисунок 4.16 - Колебания напора в процессе расчета течения в насосе НМ 1250-260-1 на сетке №6 (0=1250 м3/ч)

Дополнительно было изучено поведение напора в процессе расчета на сетке №2, количество элементов которой составляет 1,52106 шт. (рисунок 4.17).

Рисунок 4.17 - Колебания напора в процессе расчета течения в насосе НМ 1250-260-1 на сетке №2 (0=1250 м3/ч)

Как видно из рисунка 4.17 колебания напора не существенны, расчет стабилен.

Из приведенных результатов исследования сеточной сходимости при расчете насоса НМ 1250-260-1 очевидно, что с увеличением густоты расчетной сетки точность результатов повышается. Однако пропорционально возрастают и затраты времени на проведение расчетов.

Как видно из рисунка 4.10, сеткой с наименьшим количеством конечных элементов, которая обеспечивает точность расчетов в пределах 2% от результатов эксперимента, является сетка №4 (3,03 106 ячеек).

Сетка наименьшей густоты, для которой обеспечивается стабильность расчетов, является сетка №2 (1,52-106 ячеек).

Поскольку в данной работе главными критериями оценки результатов расчетов являются не абсолютные значения напора и КПД, а их приращение, получаемое в результате модификации поверхностей проточной части соответствующего насоса, то для сокращения времени расчетов целесообразно использовать менее густые сетки чем сетка №4 - сетки №2 и №3.

Учитывая изложенное, для дальнейших расчетов выбрана сетка №3 (2,28-106 ячеек), которая, с одной стороны, практически соответствует 2%-критерию (за исключением КПД на номинальной подаче с отклонением 2,7%), а с другой стороны имеет некоторый запас по количеству конечных элементов относительно сетки №2, минимально допустимой с точки зрения обеспечения стабильности расчетов.

4.4.3 Определение оптимальной конфигурации расчетной сетки насоса НМ 10000-210.

По сравнению с насосом НМ 1250-260-1 (п8=70) насос НМ 10000-210 имеет относительно высокий коэффициент быстроходности п8=234, вследствие чего объем областей отвода, подвода и трубопроводов значительно превышает объем области рабочего колеса. Поэтому, в целях рационального построения расчетной сетки и экономии ресурсов вычислительного оборудования в дополнение к дроблению 1 -го уровня применено дробление 2-го уровня в области рабочего

колеса. Кроме этого, методом проб и ошибок было определено, что более быстрая сеточная сходимость достигается при хорошем разрешении сеткой зазоров между рабочим колесом и областью отвода.

По аналогии с насосом НМ 1250-260-1 форма элементов расчетной сетки выбрана близкой к кубической, а расчетная сетка получается путем дробления базовой расчетной сетки в локальных областях с учетом вышеприведенных уточнений (см. рисунок 4.18):

- в подводе насоса, на начальном участке напорного трубопровода (~Шу), в отводе и коническом диффузоре - дробление 1 -го уровня;

- в рабочем колесе - дробление 2-го уровня;

- в зазорах между рабочим колесом и отводом - дробление 2-го и 3-го уровня по условию достижения не менее 10 ячеек в зазоре.

Как видно из рисунка 4.18 добавление условия дробления в зазорах приводит также к дроблению ячеек по границе интерфейса между вращающейся областью рабочего колеса и стационарной областью отвода.

Для проведения расчетов сеточной сходимости использован ряд расчетных сеток. При этом, отличие вариантов расчетных сеток между собой заключается только в размерах ячеек (размера базовой сетки). Описание вариантов расчетной сетки приведено в таблице 4.2.

Таблица 4.2 - Параметры вариантов расчетной сетки

№ п/п Параметр Значение

1 Условный № расчетной сетки №1 №2 №3 №4 №5 №6 №7

2 Размер базовой сетки (Ххух2) 36х192х24 48х256х32 60х320х40 75х400х50 90х480х60 105х560х70 120х640х80

3 Количество ячеек, Ыяч, млн. шт. 0,45 0,87 1,41 2,51 4,09 6,02 8,95

Расчетная сетка, построенная на основе базовой сетки №1 (36*192x24), показана на рисунке 4.18.

Рисунок 4.18 - расчетная сетка №1 (вариант 36*192*24)

Расчеты на сеточную сходимость проведены для номинального режима работы с коэффициентами подачи ф=0,14 при условии к$=0 для поверхностей лопаток рабочего колеса.

Ввиду большой гидравлической мощности и, следовательно, незначительному влиянию потерь в подшипниках и гидроциклонах на полный КПД насоса, целесообразность исследования сходимости напора и КПД на подачах, менее номинальной (по аналогии с насосом НМ 1250-260), отсутствует.

Результаты расчетов приведены на рисунке 4.19 в безразмерном виде (указаны относительные расчетные величины напора и КПД, полученные делением абсолютных расчетных величин на экспериментальные значения).

Рисунок 4.19 - Результаты расчета сеточной сходимости НМ 10000-210

Как видно из рисунка 4.19, сеточная сходимость не достигается даже на сетке с количеством элементов 8,95 млн. шт. Проведение расчетов на более крупных сетках не проводилось ввиду ограничения по объему оперативной памяти компьютера, а также ввиду значительных временных затрат на проведение расчетов.

Анализ данного явления, включающий проведение расчетов на различных вариантах расчетных сеток, показал, что причиной является погрешность определения потерь энергии в пограничном слое лопаток рабочего колеса. Снизить величину указанной погрешности можно путем задания дополнительного дробления ячеек в пристеночной области лопаток.

Учитывая изложенное, проведены дополнительные расчеты сеточной сходимости с учетом дробления ячеек в пристеночной области лопаток рабочего колеса. Характеристики вариантов расчетной сетки приведено в таблице 4.3.

Таблица 4.3 - Параметры вариантов расчетной сетки

№ п/п Параметр Значение

1 Условный № расчетной сетки №1 №2 №3 №4 №5

2 Размер базовой сетки (ХхУх2) 36x192x24 48x256x32 60x320x40 69x368x46 75x400x50

3 Количество ячеек, Ыяч, млн. шт. 1,11 2,09 3,61 5,16 7,84

Участок расчетной сетки в области рабочего колеса для варианта базовой сетки 75^400x50 показан на рисунке 4.20.

Результаты расчета сеточной сходимости приведены на рисунке 4.21. При этом основными линиями обозначены графики сходимости для вариантов расчетной сетки без адаптации сетки в пристеночной области РК (аналогично рисунку 4.19), а пунктирными линиями - варианты с адаптацией.

Рисунок 4.20 - расчетная сетка (вариант 36x192x24)

Рисунок 4.21 - Результаты расчета сеточной сходимости НМ 10000-210 (основные линии - без адаптации сетки, пунктирные линии - с адаптацией)

Для адаптированной сетки сходимость достигается на сетке с количеством элементов 5,16 млн. шт.

Таким образом можно сделать вывод, что для крупных насосов с высоким коэффициентом быстроходности целесообразно проводить адаптацию (дробление) ячеек в пристеночной области лопаток. В случае насоса НМ 10000-210 положительные результаты были достигнуты при задании уровня дробления пристеночных ячеек на 2 уровня выше по сравнению с уровнем дробления ячеек в каналах РК (то есть при уменьшении линейных размеров элементов в четыре раза).

Дополнительно следует отметить, что превышение расчетного значения напора на 6% относительно экспериментального значения связано с отклонениями размеров проточной части РК (ширины канала на выходе, угол наклона лопастей на выходе РК), поскольку экспериментальный насос НМ 10000-210 являлся первым образцом в серии (головным образцом). При этом, данные отклонения, по-

видимому, не оказывают значительного влияния на величину КПД. Для аналогичного по геометрии насоса (с идентичным наружным диаметром РК), выпущенного через месяц после исследуемого насоса, отклонение напора от расчетного значения составило менее 3%.

Анализ геометрических размеров РК насоса НМ 10000-210 по формуле (4.27), приведенной в [4], показывает, что увеличение напора на 6% происходит при соответствующем увеличении значения угла наклона лопасти на выходе РК (в2л) на величину всего лишь 10. Увеличение ширины канала половины РК всего на 2 мм (или 4 мм для полной ширины РК на выходе) увеличивает напор насоса

Из вышеизложенного следует, что точное определение напора (или, в нашем случае, коэффициента напора) для подобных насосов высокой быстроходности весьма затруднительно. Однако на практике нестабильность значений напора, получаемых при испытаниях насосов, как правило не является проблемой, так как допуск по напору в соответствии с требованиями нормативной документации [62] составляет от минус 3% до плюс 5%, а в случае превышения верхней границы указанного допуска в соответствии с ГОСТ 32601-2013 [60] допускается подрезка РК по наружному диаметру на величину до 5% без проведения повторных испытаний насоса.

4.5 Влияние стационарной, нестационарной постановки задачи и величины шага по времени на результаты расчета

Многие исследователи отмечают, что проведение CFD-расчетов динамических насосов в стационарной постановке задачи может приводить к существенным погрешностям результатов.

Например, в работе В.О. Ломакина [9] и работе [67] указано, что окончательный численный эксперимент при исследовании течения в отводе насоса следует проводить только в нестационарной постановке, т.к. все

НМ 10000-210 на 3,5%.

(4.27)

квазистационарные методы приводят к существенной погрешности при моделировании плохообтекаемых тел. При работе насоса в неоптимальном режиме лопатки рабочего колеса и элементы проточной части отвода обтекаются с большими углами атаки, что приводит к нестационарности течения.

Тем не менее, применение стационарной постановки позволяет значительно сократить длительность вычислений, что в некоторых случаях может служить решающим фактором при выборе параметров расчета.

В качестве примера можно привести относительно новую работу [70], в которой приведены результаты расчетов магистрального насоса типа «Д» в стационарной постановке задачи. При этом параметры насоса определялись как средние арифметические соответствующих параметров, полученных в результате проведения серии расчетов насоса при различном положении лопаток рабочего колеса относительно «языка» спирального отвода (положение лопаток изменялось с шагом 100). Результаты расчетов на номинальном режиме имеют хорошее совпадение с экспериментальными данными - 0,5% для КПД и 1% для напора. Однако для режима 0=0,50ном (режим недогрузки) данные отклонения составили 2% и 6% соответственно.

Учитывая изложенное, необходимо провести исследование влияния стационарной, нестационарной постановки задачи и величины шага по времени на результаты расчета.

Для определения влияния шага по времени выполнена серия расчетов насоса НМ 1250-260-1 со следующими параметрами:

- вариант расчетной сетки - 36*360*54 (2,28 млн. ячеек);

- шаги по времени - (500, 400, 300, 200, 100) 10-6 с;

- подача насоса - ф=0,063 (номинальный режим), ф=0,043.

Остальные параметры расчета соответствовали параметрам, принятым для расчета сеточной сходимости.

Результаты расчетов на режиме ф=0,063 представлены на рисунке 4.22.

Результаты расчетов на режиме ф=0,043 представлены на рисунке 4.23.

Рисунок 4.22 - Зависимость относительного КПД и коэффициента напора от шага

по времени (ф=0,063)

Рисунок 4.23 - Зависимость относительного КПД и коэффициента напора от шага

по времени (ф=0,043)

Анализ вышеприведенных графиков показывает, что сходимость на всех режимах (ф=0,043, ф=0,063) обеспечивается при Д1 < 200-10-6 с. При этом величина шага по времени оказывает более существенное влияние на результаты расчета напора чем на КПД.

Необходимо отметить, что процессорное время, затрачиваемое на проведение одного расчета, не является обратно пропорциональным величине шага по времени, так как при увеличении шага возрастает длительность итераций, а также количество итераций, требуемое для сходимости результатов расчета. Таким образом, оценка реального снижения времени расчетов при переходе от Д1=0,0001 к Д1=0,0003 составляет около 30%.

Таким образом рациональным шагом по времени является Д1 = 100^10-6 с или Д1 = 200-10-6 с, что соответствует 28,6 или 14,3 итерации для перемещения лопасти из начального положения в положение соседней лопасти (для 7-лопастного РК при частоте вращения 3000 об/мин). Для насосов с частотой вращения меньше 3000 об/мин, шаг по времени, очевидно, может быть пропорционально увеличен.

Влияние нестационарной постановки задачи на результаты расчетов исследовано для различных вариантов расчетной сетки, принятых аналогично расчетам сеточной сходимости (см. таблицу 4.1). Результаты расчетов для номинальной подачи (ф=0,063) приведены на рисунке 4.24.

Рисунок 4.24 - Зависимость относительного КПД и коэффициента напора от густоты расчетной сетки для стационарного режима расчета

Результаты расчетов, приведенные на рисунке 4.24, являются нестабильными (отсутствует сеточная сходимость) и имеют периодический характер, в связи с чем использование стационарной постановки задачи не рекомендуется.

4.6 Сравнение расчетных напорных и энергетических характеристик с экспериментальными данными

4.6.1 Сравнение расчетных и экспериментальных характеристик насоса НМ 1250-260-1.

Для получения более детальной информации о точности рассматриваемого СББ-метода, сравнение расчетных и экспериментальных значений на двух подачах насоса, выполненное в рамках расчетов на сеточную сходимость, является недостаточным.

В связи с этим проведено сравнение расчетных и экспериментальных зависимостей коэффициента напора, относительного КПД от коэффициента подачи в диапазоне подач насоса НМ 1250-260-1.

Результаты расчетов насоса с нанесенным покрытием приведены на рисунке 4.25. Результаты расчетов насоса без покрытия приведены на рисунке 4.26. Пунктирными линиями на рисунках 4.25, 4.26 обозначены расчетные характеристики, основными линиями - экспериментальные характеристики.

Из рисунков 4.25, 4.26 видно, что результаты расчетов достаточно хорошо согласуются с экспериментальными данными. Отклонение в среднем составляет не более 3%, что, учитывая небольшой размер расчетной сетки (2,28 млн. ячеек), является хорошим результатом.

1,5 1,4 1,3 V 1,1 1

0,03 0,035 0,04 0,045 0,05 0,055 0,06 0,065 0,07

Ф

Рисунок 4.25 - Сравнение расчетных и экспериментальных характеристик для

насоса НМ 1250-260-1 с покрытием

Рисунок 4.26 - Сравнение расчетных и экспериментальных характеристик для

насоса НМ 1250-260-1 без покрытия

С целью детального анализа расчетных и экспериментальных данных на одном поле (рисунок 4.27) построены расчетные кривые относительного КПД насоса до и после нанесения покрытия. На этом же графике приведены экспериментальная и расчетная кривая прироста КПД (Дп).

Рисунок 4.27 - Характеристики КПД насоса НМ 1250-260-1

Рисунок 4.27 показывает качественное совпадение формы зависимостей Дп=^ф). При этом расхождение абсолютных величин Дп в диапазоне значений ф от 0,04 до 0,068 составляет не более 0,3%, что является очень хорошим результатом.

4.6.2 Сравнение расчетных и экспериментальных характеристик насоса НМ 10000-210.

Аналогично насосу НМ 1250-260-1 проведен анализ расчетных и экспериментальных зависимостей коэффициента напора, относительного КПД от коэффициента подачи в диапазоне подач насоса НМ 10000-210.

На рисунке 4.28 приведены сравнительные характеристики насоса НМ 10000-210 (коэффициент напора, относительный КПД) с обработкой поверхностей проточной части РК (шероховатость поверхностей к$~0). Основными

линиями указаны экспериментальные характеристики, а пунктирными характеристики, полученные расчетным путем.

Рисунок 4.28 - Сравнение расчетных и экспериментальных характеристик для насоса НМ 10000-210 с обработкой поверхностей

На рисунке 4.29 приведены сравнительные характеристики насоса НМ 10000-210 (коэффициент напора, относительный КПД) без обработки поверхностей проточной части РК (шероховатость поверхностей кз=92). Основными линиями указаны экспериментальные характеристики, а пунктирными - характеристики, полученные расчетным путем.

Рисунок 4.29 - Сравнение расчетных и экспериментальных характеристик для насоса НМ 10000-210 без обработки поверхностей

Заметное расхождение расчетных и экспериментальных характеристик напора, как было указано выше в п. 4.4.3 связано со значительным влиянием отклонений размеров проточной части РК (ширины канала на выходе, угол наклона лопастей на выходе РК).

Рост отклонения коэффициента напора до 15% на правой границе рабочего диапазона (ф=0,168) обусловлено, очевидно, снижением напора насоса по отношению к номинальному режиму на 30,6%, в результате чего отклонение коэффициента напора в процентном отношении возрастает.

С целью детального анализа расчетных и экспериментальных данных на одном поле (рисунок 4.30) построены расчетные кривые относительного КПД

насоса до и после обработки проточной части РК. На этом же графике приведены экспериментальная и расчетная кривая прироста КПД (Дп).

Ф

г;ге1

1,2

1.1

0,9

0,8

0,7

0,6

0,5

0,4

0,3

0,2

0,1

0,09

1 1 1

г 1 1

♦- ж---- 1

1 1 1

1 1 1

+

1 1 1 / * / г

1 1 1 / * ✓ - ✓ ** £

_ _+- - — у 1 Лу*" / ^ ___

■ к-'" - --Г " 1 1

1 1 I.

1 1 ^

12

11

10

0,1

0,11

0,12

0,13

0,14

0,15

0,16

0,17

0,18

Ф

ДГ). %

• фр

О фр* • Пге1_Р* X пге1_р + ДП_р

А ДГ|

Рисунок 4.30 - Сравнение расчетных и экспериментальных характеристик для насоса НМ 10000-210 без обработки поверхностей

По результатам моделирования разница между расчетным и экспериментальным значением прироста КПД вследствие обработки межлопаточных каналов РК на номинальной подаче (ф=0,14) составляет 0,4%, а на подачах ниже номинальной вплоть до нижней границы рабочего диапазона (ф=0,1) расхождение не превышает 1%.

На подачах более 1Д0ном (ф=0,155) отклонение расчетного значения прироста КПД от экспериментального превышает значение 1% и на правой границе рабочего диапазона насоса (ф=0,168) достигает 2,8%. Однако, учитывая, что насосы типа НМ, как правило, работают небольшое количество времени на режиме

максимальной подачи, сниженная точность расчетов на данном режиме не является критичной.

В целом, точность расчетов повышения КПД насосов типа НМ с помощью предложенной методики в программе ИоЕББ можно признать пригодной для практического применения.

4.7 Анализ и выводы по главе 4

В главе 4 выполнена разработка и апробация CFD-метода оценки эффективности модернизации поверхностей проточных частей насосов типа НМ с использованием СББ-пакета FloEFD. По результатам апробации сделаны следующие выводы:

1. Определены основные факторы, влияющие на точность совпадения результатов СББ-расчетов с экспериментальными данными:

- погрешность измерения шероховатости;

- погрешность перевода величин шероховатости, выраженных в технических единицах (Яа, Яг), в величину эквивалентной песочной шероховатости (к^);

- погрешность CFD-метода;

- погрешность экспериментальной установки (стенда).

Влияние первых двух видов погрешностей на результаты расчетов до настоящего времени были недостаточно хорошо исследованы.

2. Возможности ПО ИоЕББ позволяют производить расчеты с достаточной степенью точности (расхождение расчетных и экспериментальных значений КПД на номинальной подаче находятся в пределах 0,4%);

3. Приемлемое расхождение расчетных и экспериментальных значений КПД нефтяных магистральных насосов подтверждает достоверность принятого соотношения кз=2,3Яа по формуле (1.7) для перевода значений среднего арифметического отклонения профиля микронеровностей (Яа) в значения эквивалентной песочной шероховатости к^. При этом определение параметра Яа необходимо выполнять с помощью образцов шероховатости отливок, подвергнутых дробеструйной обработке.

4. На совпадение расчетных и экспериментальных значений напора существенное влияние оказывают отклонения в геометрии РК реальных насосов, связанные с несовершенством технологии изготовления. Данные отклонения в большей степени влияют на характеристики насоса НМ 10000-210, имеющего высокий коэффициент быстроходности (расхождение значений напора двух разных экземпляров насоса НМ 10000-210 доходит до 3%). Погрешности определения напора являются менее критичными по сравнению с КПД, что обусловлено наличием больших производственных допусков (от -3% до +5%) и возможностью приведения напора к нормативным значениям при помощи подрезки РК;

5. Для насосов НМ 1250-260-1 и НМ 10000-210 проведены исследования сеточной сходимости, влияния шага по времени, совпадения расчетных и экспериментальных характеристик. По результатам исследований выявлено:

- при построении расчетной сетки рациональным подходом является локальное измельчение расчетной сетки в РК и отводе насоса. Для насосов с высоким коэффициентом быстроходности, таких как НМ 10000-210, при не достижении сеточной сходимости рекомендуется производить дополнительное измельчение расчетной сетки в пристеночных областях проточной части РК;

- для достижения удовлетворительной точности расчетов достаточной является расчетная сетка с количеством элементов (2,5...3,5)-106 ед. Увеличение количества элементов свыше 5-106 ед. практически не влияет на точность результатов;

- для насосов с относительно низкими значениями расхода (НМ 1250-260) рекомендуется при определении КПД учитывать утечки через гидроциклоны путем проведения отдельных расчетов течения жидкости в гидроциклонах;

- оптимальное значение шага по времени Дt находится в диапазоне (100...200У10-6 c для насосов с частотой вращения 3000 об/мин;

- проведение CFD-расчетов в стационарном режиме не рекомендуется, так как это приводит к увеличению отклонений напора и КПД, а также к невозможности достижения сеточной сходимости.

5. Оценка эффективности модернизации поверхностей и разработка оптимальной конструкции отводов насосов типа НМ

5.1 Оценка эффективности модернизации поверхностей отводов насосов типа НМ

Учитывая хорошее совпадение с экспериментальными значениями результатов аналитических расчетов прироста КПД насосов НМ за счет модернизации поверхностей отвода, приведенного в п. 3.5, можно применить аналитическую методику, разработанную в разделе 3, для расчета прогнозных значений увеличения КПД для всех типоразмеров насосов НМ на номинальном режиме работы.

Вследствие того, что все насосы НМ, за исключением НМ 1250-260-1, имеют разделительное ребро в спиральном отводе, а направляющие аппараты для номинальных подач не применяются, повышение КПД рассчитано только для случая обработки спиральных каналов отвода.

Эффект от обработки поверхности конического диффузора не учитывается в связи с тем, что соединение патрубков насосов типа НМ с трубопроводами выполняется методом сварки. Соответственно, на месте эксплуатации отсутствие доступа к коническому диффузору не позволит производить осмотр и восстановление покрытия в коническом диффузоре в процессе его износа при работе насосов.

Покрытие конических диффузоров целесообразно проводить для насосов с фланцевыми присоединениями.

Результаты расчетов приведены на рисунках 5.1, 5.2.

Дп, %

2,5 2 1,5 1

0,5 0

2,4

1,7

0,8

0,4

0,3

НМ 1250-260 НМ 2500-230 НМ 3600-230 НМ 7000-210 НМ 10000-210

Рисунок 5.1 - прирост КПД насосов типа НМ, рассчитанный с помощью аналитического метода для номинальной подачи

НМ 1250-260 НМ 2500-230 НМ 3600-230 НМ 7000-210 НМ 10000-210

Рисунок 5.2 - Снижение потребляемой мощности насосов типа НМ, рассчитанное с помощью аналитической методики для номинальной подачи

Учитывая, полученные значения снижения потребляемой мощности, можно оценить годовую денежную экономию. Для этого примем стоимость одного киловатт-часа электроэнергии 4 рубля, а среднегодовой коэффициент загрузки насоса (коэффициент, показывающий какую часть времени в течение года насос находится в работе) кз равным 0,5.

Среднегодовая экономия денежных средств определяется по формуле:

Эг = 8760 -кз •кр • АР -Цээ , (5.1)

где Цээ - стоимость одного киловатт-часа электроэнергии, кр - коэффициент, учитывающий плотность перекачиваемого продукта (отношение плотности продукта к плотности воды, для нефти кр=0,86), 8760 - количество часов в году.

ЭГ, тыс. руб 700

600

500

400

300

200

100

0

Рисунок 5.3 - Среднегодовая экономия денежных средств

Значения среднегодовой экономии денежных средств, приведенные на рисунке 5.3, указаны для работы насосов на номинальной подаче. Фактически, подача магистральных насосов в процессе работы меняется в пределах рабочего диапазона подач и, как правило, большую часть рабочего времени меньше номинальной подачи. В связи с этим, реальная экономия денежных средств будет несколько ниже расчетной. Следовательно, определение экономического эффекта в общем виде невозможно и должно проводиться для конкретного насоса.

Тем не менее, учитывая, что стоимость 1 кг покрытия LOCTITE 7227 Nordbak Brushable Ceramic по состоянию на 2019 г. составляет 8250 руб. (см. приложение 2), и что 1 кг данного покрытия достаточно для нанесения на 100% площади спиральных каналов отвода насоса НМ 10000-210, очевидно, что экономический эффект в любом случае будет значительным.

Принимая во внимание, что в системе «Транснефть» эксплуатируется более 1000 насосов типа НМ, при средней годовой экономии около 300 тыс. руб. на один насос, суммарный годовой экономический эффект превысит 300 млн. руб.

601

НМ 1250-260 НМ 2500-230 НМ 3600-230 НМ 7000-210 НМ 10000-210

5.2 Оценка эффективности нанесения покрытий на поверхности дисков РК насосов типа НМ

Как было отмечено выше в патенте [14] и работе [15] существенное повышение КПД насосов может быть достигнуто путем нанесения покрытий на наружные поверхности дисков РК. При этом в работе [15] экспериментальные исследования проводились на насосе КМ 65-50-160, имеющем относительно небольшие габариты (БРК=160 мм) и показатели назначения (0=25 м3/ч, Н=32 м, Рэд=5,5 кВт). Коэффициент быстроходности п8=66, что позволяет отнести насос КМ 65-50-160 к насосам с низкой быстроходностью и определяет высокую долю дисковых потерь в энергетическом балансе этого насоса.

Для насосов типа НМ ситуация кардинально противоположная - диаметр РК превышает 400 мм, мощность приводных ЭД лежит в диапазоне 1,6...8 МВт, а коэффициент быстроходности, за исключением НМ 1250-260, находится в зоне средних и высоких значений (см. таблицу 2.1).

Указанные особенности насосов НМ теоретически должны приводить к незначительному влиянию шероховатости дисков на КПД, тем более что сами диски в исходном состоянии имеют качественную механическую обработку с шероховатостью Яа1,6 в соответствии с конструкторской документацией, а фактически - ниже Яа1,0.

Тем не менее, качество поверхностей дисков РК может значительно ухудшаться в процессе эксплуатации насосов за счет коррозионных и эрозионных процессов. Как было определено экспериментально (п. 2.3.4) - до значений к^=90 мкм.

Результаты оценки снижения КПД - Ац, полученные по формулам 2.12, 2.13, 2.15-2.18 (п. 2.3.4) для насосов НМ, приведены на рисунке 5.4.

лп,% 3'5

з

2,5 2 1,5 1 0,5 0

Рисунок 5.4

Из приведенных вычислений следует, что целесообразно предусматривать защиту поверхностей дисков РК от коррозии. В качестве защитной меры может применяться нанесение покрытий. Однако, учитывая, что к падению КПД приводит также коррозия межлопаточных каналов РК, возможно более продуктивным подходом будет изготовление РК из коррозионностойких материалов, например, нержавеющих сталей типа 12Х18Н9ТЛ или неметаллических материалов.

Также необходимо отметить, что, хотя нефть и нефтепродукты не являются коррозинноактивными средами по отношению к углеродистым и низколегированным сталям, коррозия, аналогичная полученной в п. 2.3.4, может появиться в процессе проведения гидравлических испытаний насосов после монтажа на НПС.

5.3 Разработка оптимальной конструкции отводов насосов типа НМ

В предыдущих главах показано, что качество поверхностей основных элементов проточной части отвода насоса типа НМ - спиральных каналов, переводного канала и конического диффузора, вносят существенный вклад в величину гидравлических потерь энергии в насосе. Гидравлические потери трения

НМ 1250-260 НМ 2500-230 НМ 3600-230 НМ 7000-210 НМ 10000-210

- Снижение КПД насосов НМ вследствие коррозии дисков РК

(&з=90 мкм)

в подводе незначительны, вследствие относительно низкой скорости течения перекачиваемой среды.

Следовательно, наибольший эффект в части повышения КПД насосов будет достигнут в случае обработки или нанесения покрытия на все вышеперечисленные элементы проточной части. Однако, в этом случае имеются следующие проблемы, требующие решения:

- покрытие конического диффузора не поддается ремонту в случае износа в процессе эксплуатации, так как доступ к коническому диффузору на НПС ограничен вследствие соединения нагнетательного патрубка насоса с соответствующим трубопроводом методом сварки;

- для классической конструкции двухзавиткового спирального отвода переводной канал недоступен для обработки или нанесения покрытия (см. рисунок 2.9). Установка направляющего аппарата (рисунок 3.8, п. 3.3), аналогично конструкции насоса НМ 1250-260-1, хотя и позволяет обеспечить доступ к переводному каналу, но приводит к тому, что сами каналы имеют неоптимальную форму (переход от каналов направляющего аппарата к каналам в отливке корпуса происходит ступенчато, сами спиральные каналы в направляющем аппарате могут иметь только прямоугольное сечение).

Для решения перечисленных проблем разработана конструкция насоса двухстороннего входа со сменной проточной частью, изображенная схематично на рисунке 5.5.

Рисунок 5.5 - Конструкция сменной проточной части насоса типа НМ

Предлагаемая конструкция содержит корпус насоса 1, с крышкой 4, входным 2 и выходным 3 патрубками, ротором 5, смонтированным в подшипниковых опорах, установленное на роторе рабочее колесо 6 и установленный в корпусе спиральный отвод.

Спиральный отвод выполнен в виде двух отдельных самостоятельных симметричных деталей (7, 8). Эти детали механически соединены между собой и выполнены таким образом, что внешние поверхности этих частей соответствуют форме внутренних поверхностей корпуса и крышки корпуса.

Конструкция обеспечивает доступ ко всем поверхностям отвода для нанесения покрытий или выполнения механической обработки, а также имеет дополнительные преимущества перед классической конструкцией:

- в случае применения сменных роторов с параметрами (подача, напор), отличными от номинальных, могут применяться сменные спиральные отводы с геометрией каналов, соответствующей параметрам сменного ротора, что повышает КПД насоса;

- сменные спиральные отводы могут изготавливаться из материалов, у которых механические свойства и стойкость к коррозионно-эрозионному износу выше по сравнению с материалами корпусных деталей 1, 4.

Необходимо отметить, что в случае необходимости применения сложной технологии нанесения покрытия, в том числе в лабораторных или заводских условиях, сменный спиральный отвод может быть с легкостью демонтирован и доставлен на место проведения работ.

Для приведенной конструкции получен патент на полезную модель №193781. Полное описание полезной модели приведено в приложении 3.

По состоянию на октябрь 2021г. в АО «Транснефть Нефтяные Насосы» проводится эскизное проектирование насоса НМ 10000-210 в соответствии с предложенной схемой. Визуализация 3Б-моделей насоса приведена на рисунках 5.6, 5.7.

Рисунок 5.7 - Визуализация 3Б-модели насоса по патенту (разрез)

Эффективность предлагаемого технического решения можно оценить на примере насоса НМ 1250-260-2. Как показано в п. 3.5.2, в соответствии с расчетами снижение шероховатости только спиральных каналов приводит к уменьшению потребляемой мощности на величину 35,3 кВт и соответствующему увеличению КПД насоса на 2,73%.

Результаты расчет насоса НМ 1250-260-2 с учетом снижения шероховатости всех элементов спирального отвода приведены в таблице 5.1 и на рисунке 5.8.

Таблица 5.1 - поэлементный анализ влияния шероховатости для НМ 1250-260-2

№ п/п Наименование величины Обозначение Элемент отвода

Спиральные каналы Переводной канал Конический диффузор

1 Снижение потерь мощности за счет обработки поверхностей элемента отвода, кВт Ротв 35,3 10,8 1,0

2 Прирост КПД насоса, % АП 2,73 0,8 0,07

3 Суммарное снижение потерь мощности, кВт ХРотв 47,1

4 Суммарный прирост КПД, % ХАп 3,6

Рисунок 5.8 - Влияние обработки отдельных элементов отвода на суммарное снижение потерь мощности насоса НМ 1250-260-2

Из соотношений, приведенных в таблице 5.1 и на рисунке 5.8 видно, что суммарный прирост КПД увеличился практически на 1%, влияние переводного канала и конического диффузора ограничивается величиной 25%.

Слабое влияние переводного канала и конического диффузора на прирост КПД насоса НМ 1250-260-2 объясняется тем, что их размеры были увеличены при проектировании сверх рекомендуемых значений для того, чтобы обеспечить требования нормативного документа [62] в части диаметра Бу350 напорного патрубка.

В связи с этим представляет интерес оценка влияния элементов отвода на повышение КПД для насоса НМ 1250-260, имеющего каналы отвода с размерами, близкими к рекомендуемым (например, по методике [54]). Диаметр напорного патрубка, при этом получается Бу200, как у насоса НМ 1250-260-1.

Результаты расчета приведены в таблице 5.2 и на рисунке 5.9.

Таблица 5.2 - поэлементный анализ влияния шероховатости для НМ 1250-260-1

№ п/п Наименование величины Обозначение Элемент отвода