CC BY
44
электронное научно-техническое издание
НАУКА и ОБРАЗОВАНИЕ
Эл на ФС 77 - 30569. Государственная регистрация №0421100025. ISSN 1994-0406
77-30569/259403 Численное исследование вариантов компоновки основного резервуара стенда для натурных испытаний магистральных нефтяных насосов
#10,октябрь 2011
авторы: Ломакин В. О., Петров А. И.
В рамках работ по гранту «Разработка и производство отечественных насосных агрегатов нового класса для транспорта нефти (импортозаменяющие технологии)» по заказу Нефтекамского машиностроительного завода на заводе создается мощный испытательный комплекс для натурных испытаний магистральных нефтяных насосов.
Данный комплекс должен соответствовать всем требованиям к проведению сертификационных, приемо-сдаточных, виброакустических и прочих видов испытаний насосов [1].
Разработка испытательного комплекса ведется при активном участии кафедры Э-10 МГТУ им. Н.Э. Баумана. В процессе работы возник ряд проблем, одной из которых является расчет и выбор конфигурации основного резервуара стенда.
Поскольку стенд предназначен для испытаний насосов с подачами до
3 3
12000 м /час (а с учетом работы в режимах перегрузки до 14000 м /час), мощностью до 8 МВт, то согласно предварительным расчетам объем резервуара для обеспечения теплового баланса стенда в процессе испытаний должен быть не менее 3000 м3. Используется резервуар РВС-3000, применяемый обычно для хранения нефти.
В процессе работы стенда может возникнуть опасность разрушения стенок резервуара под действием скоростного напора жидкости на выходе из сливного трубопровода. Толщина стенок резервуара не превышает 8.. 10 мм, а вследствие относительно небольшого диаметра резервуара (18 м) кинетическая энергия струи на выходе из трубы не успевает полностью рассеяться до противоположной стенки, создавая на стенке область повышенного давления. В случае же разрушения стенки резервуара в процессе эксплуатации стенда последствия разлива такого количества жидкости по территории завода могут быть весьма серьезными.
Для обеспечения безаварийной работы стенда в МГТУ по просьбе заказчика была проведена серия численных экспериментов по расчету течения в резервуаре.
Расчет проводился в программном пакете STAR CCM+. Модель турбулентности - К-ю [2]. 3Б-модели резервуара и трубопроводов создавались в пакете SolidWorks. Для упрощения расчетной модели
поведение свободной поверхности жидкости не моделировалось, верхняя граница жидкого объема считалась как стенка резервуара с условиями проскальзывания.
В процессе проведения расчетов были поставлены следующие задачи:
1. Определение величин давления на противолежащей сливному трубопроводу стенке резервуара (с учетом рассеивания струи в жидкости и входа жидкости во всасывающий трубопровод).
2. Определение площади стенки, находящейся под нагрузкой, и вычисление суммарной величины дополнительной нагрузки на стенку резервуара
3. Расчет параметров диффузора, устанавливаемого в сливном трубопроводе для снижения скоростного напора на входе в резервуар.
4. Определение оптимального взаимного расположения сливного и всасывающего трубопроводов в резервуаре
5. Принятие решения о необходимости установки в резервуар рассекателей и/или отбойников потока для гашения скоростного напора.
Первоначальное моделирование течения жидкости в резервуаре проводилось без диффузора в сливном трубопроводе и с параллельным подключением обоих трубопроводов.
На рисунке 1 показано скалярное поле скоростей жидкости при входе в резервуар без диффузора.
Рисунок 1 Скалярное поле скоростей в резервуаре без диффузора
На рисунке 2 показано векторное поле скоростей в резервуаре в двух плоскостях сечения.
Рисунок 2 Векторное поле скоростей в резервуаре без диффузора
На рисунке 3 показано скалярное поле давлений в резервуаре. При этом нужно заметить, что на рисунке 3 нет гравитационной составляющей давления жидкости, а только его изменение вследствие рассеивания струи в резервуаре.
Рисунок 3 Поле давлений в резервуаре без диффузора
Из рисунков 1, 2 и 3 видно, что условия входа в резервуар из трубы диаметром 800 мм (без диффузора) неблагоприятны, рассеивание струи не происходит до противоположной стенки резервуара. Местное повышение давления на стенке резервуара при этом, как видно из рисунка 3, составляет около 0,2 бар, что дает дополнительную нагрузку на стенку резервуара 14000 Н.
На входе из резервуара в трубу имеется местное сужение потока и отрыв потока, что не увеличивает существенно гидравлическое сопротивление трубопроводов, но может негативно сказываться на работе задвижки, установленной после резервуара (вибрации, срыв потока).
Из вышеизложенного можно сделать вывод, что прямой вход жидкости в резервуар (бездиффузорный) нежелателен, т.к. рассеивание энергии струи в резервуаре происходит недостаточно быстро.
На рисунке 4 показано векторное поле скоростей в резервуаре (в двух плоскостях) при наличии на выходе в резервуар диффузора. Видно, что при наличии диффузора скоростной напор жидкости на входе в резервуар существенно меньше, а рассеивание струи происходит быстрее (это показывает сравнение рисунка 2 и рисунка 4).
Также наличие конфузора на входе в трубопровод позволяет практически полностью убрать отрыв потока на входной кромке и обеспечить равномерное распределение скоростей по сечению трубопровода.
Рисунок 4 Векторное поле скоростей в резервуаре с диффузором
На рисунке 5 показано скалярное поле давлений (без учета гравитационной составляющей) в резервуаре с диффузором. Из рисунка видно, что применение выходного диффузора позволяет вдвое (до 0,1 бара) снизить местное повышение давления на стенке, противоположной входу, по сравнению с резервуаром предыдущего типа.
Небольшое местное повышение давления в верхней точке резервуара -следствие применения граничных условий без свободной поверхности жидкости, в реальности на этом месте будет вихрь на поверхности жидкости.
Рисунок 5 Поле давлений в резервуаре с диффузором
На рисунке 6 показано полное поле давлений (с учетом гравитационной составляющей) в резервуаре. Из него видно, что составляющая давления от скоростного напора на выходе из трубопровода на порядок меньше гравитационной составляющей давления, и что предельное избыточное давление на стенке (у дна резервуара напротив выходной трубы) составляет 1,175 бара.
Данные рисунки взяты по пробным сечениям в резервуаре. При необходимости можно без повторного расчета получить распределение скоростей и давлений в любых других сечениях.
Рисунок 6 Поле давлений в резервуаре
На рисунке 7 показано скалярное поле скоростей в поперечном (перпендикулярном к оси трубопроводов) сечении резервуара. Видно, что в резервуар будет два поперечных вихря, однако скорость движения жидкости в нем невелика (менее 1 м/с).
Рисунок 7 Скалярное поле скоростей в поперечном сечении резервуара
Как стало ясно из предыдущих расчетов, на выходе из трубы в резервуар необходим диффузор для снижения скоростного напора потока. Моделировались два варианта диффузора - с углом раскрытия 20° (короткий диффузор) и углом раскрытия 10° (длинный диффузор), причем рассматривались варианты диффузоров с выходным диаметром 1200 и 1400 мм, т.е. всего рассматривалось 4 варианта входа в резервуар.
Диффузоры с большим углом раскрытия были выбраны как более удобные в монтаже, с малым углом раскрытия - как дающие лучшее распределение скоростей на входе в резервуар.
Взаимное расположение трубопроводов было основании уточнения схемы обвязки резервуара.
скорректировано на
На рисунках 8-11 показаны скалярные поля скоростей в поперечном сечении резервуара для четырех вариантов диффузоров с углом раскрытия 20° и диаметром выхода 1200 мм (вариант 1), углом раскрытия 20° и диаметром выхода 1400 мм (вариант 2), углом раскрытия 10° и диаметром выхода 1200 мм (вариант 3) и углом раскрытия 10° и диаметром выхода 1400 мм (вариант 4).
Рис 8. Поле скоростей для варианта 1
Рис. 9 Поле скоростей для варианта 2
Рис. 10 Поле скоростей для варианта 3
Из расчета видно, что первые два варианта не являются оптимальными, т.к. при большом угле раскрытия при таком расходе в диффузоре имеет место отрыв потока, что приводит к неэффективности увеличения диаметра диффузора. Так, на рис. 12 показано распределение давления на стенке диффузора для варианта 1, а на рисунке 13 - для варианта 2, распределения практически идентичны.
Рис. 12 Поле давлений на стенке резервуара для варианта 1
Рис. 13 Поле давлений на стенке резервуара для варианта 2
Для всех вариантов оценивался диаметр «пятна» увеличенного давления на противоположной от входного трубопровода стенке резервуара 3 м. Превышение давления на стенке для варианта 1 - около 1100 Па, что дает дополнительную нагрузку на стенке около 7700 Н, а для варианта 2 1000 Па и 7000 Н соответственно.
Для вариантов 3 и 4 распределение давлений показано на рис. 14 и 15 соответственно.
Рис. 14 Поле давлений на стенке резервуара для варианта 3
Рис. 15 Поле давлений на стенке резервуара для варианта 4
Видно, что уменьшение угла раскрытия диффузора повысило эффективность его работы (но увеличило его длину). Превышение давления на стенке в центре пятна - около 600 Па, что дает дополнительную нагрузку на стенке около 4200 Н. Для варианта 4 ситуация более благоприятная, превышение давления на стенке - около 400 Па, что дает дополнительную нагрузку на стенке около 2800 Н. Следует заметить, что описанная картина течения в резервуаре будет иметь место не постоянно, а только для максимально возможного расхода. Для расхода 10000 м /час картина распределения давлений приведена на рис. 16 (для варианта 3).
3
Рис. 16 Поле давлений для варианта 3 при расходе 10000 м /час
Для расхода 10000 м /час получены величины давления 170 Па и дополнительная нагрузка на стенку 1200 Н.
В целом можно заметить, что переход к диффузорам с выходным диаметром 1400 мм и малым углом раскрытия позволил снизить давление на стенку резервуара до 400 Па и дополнительную силу на стенке до 2800 Н.
Был рассмотрен также вариант взаимного расположения трубопроводов, при котором сливной и всасывающий трубопроводы находились бы в резервуаре друг напротив друга, что позволило бы снизить нагрузку на стенку.
Однако изучение литературы [3] показало, что при таком расположении трубопроводов резервуар перестает играть роль демпфера колебаний расхода в системе, так как возможные пульсации скоростного напора передаются от нагнетания на всасывание напрямую, что препятствует точному снятию характеристик насосов.
Решение о необходимости использования рассекателя потока и/или отбойника будет принято по результатам прочностных расчетом резервуара на основе приведенных выше данных.
Выводы по результатам исследований:
1. Местное повышение давления на стенке, противоположной входному трубопроводу, сильно зависит от диаметра выхода из трубы в резервуар
2. Желательно на выходе из сливного трубопровода в резервуар делать диффузор с углом раскрытия не более 10° для снижения этого повышения давления
3. Наличие конфузора на входе в трубопровод всасывания существенно улучшает структуру потока в трубопроводе
4. Сложное вихревое движение в резервуаре не влияет существенно на распределение давления на его стенках
5. Величина давления от скоростного напора существенно меньше, чем гравитационная составляющая давления.
6. Использование диффузора с углом раскрытия 10° и выходным диаметром 1400 мм позволяет снизить нагрузку на стенку резервуара до 2800 Н.
Список литературы:
1. ГОСТ 6134-2007 Насосы динамические. Методы испытаний.
2. STAR CCM+ User Guide 6_02.
3. Яременко О.В. Испытания насосов. М., Машиностроение, 1984 - стр.
electronic scientific and technical periodical
SCIENCE and EDUCATION
EL № FS 77 - 30569. №0421100025. ISSN 1994-0406
77-30569/259403 Verification of modeling results in a simulation package STAR CCM + of wet part of centrifugal pump AH 50-32-200 # 10, October 2011
authors: Lomakin V., O., Petrov A., I.
The article describes the experience of the verification of CFD modeling of fluid flow in the wet part of centrifugal pump type AH. Verification was carried out by comparing the characteristics of the pump, obtained by physical experiment (normal trials) and by numerical simulation software package STAR CCM + in the entire range of capacities. A comparative analysis of theoretical and experimental data allowed to draw conclusions about the adequacy of mathematical models of flow used in numerical simulation. The discrepancy between the experimental data and calculations for the curve H-Q is not exceeded 6% (theoretically calculated head is somewhat higher), which can be attributed to some deviation of the real form of the wet part of the 3D-model, in particular, due to defects in the impeller and the volute.
Spisok literatury:
1. GOST 6134-2007 Nasosy dinamicheskie. Metodyispytanii.
2. STAR CCM+ User Guide 6_02.
3. Yaremenko O.V. Ispytaniya nasosov. M., Mashinostroenie, 1984 - str.
