Модернизация землесоса. Анализ технических решений повышения производительности землесосов

• Название: Анализ технических решений повышения производительности землесосов
• Анкор: Модернизация землесоса
• Дата: 07.05.2023
• Размер: 0.7 Mb.
• Имя файла: 766589.doc
• Тип: Анализ; #1113225
• страница: 5 из 10

3. Рамоподъемное устройство.
Нагрузки воспринимаемые рамоподъёмным устройством:

Масса всасывающего наконечника (щелевидного) g = 5 т

Масса сосуновой рамы с трубами гидроразрыхлителя g₁ = 7 т

Масса всасывающей трубы g₂ = 1,5 т L = 9 м D = 0.7 м

Масса пульпы в трубе всасывающего грунтопровода погруженном в воду
g₃ = V(ρ_см – ρ_в),

где,

V – объём трубы диаметром D = 700 мм и диной L = 9 м

ρ_см = 1,2 т/м³ плотность гидросмеси

ρ_в = 1,0 т/м³ плотность воды
V = πD²/4×L = 3,14×0,7²/4×9 = 3,5 м³
g₃ = 3,5(1,2 – 1) = 0,7 т
Масса пульпы в наконечнике погруженном в воду, принимая его объём V = 4 м³ составляет
g₄ = 4(1,2 – 1) = 0,8 т
Масса грунтового эжектора g₅ = 4 т
Для выявления максимального натяжения рамоподъёмного полиспаста рассмотрим три случая положения сосуновой рамы:
1. Рама погруженная на максимальную глубину 8 м

2. Рама погруженная на промежуточную глубину 4 м

3. Рама в походном положении.

1-й случай
Натяжения полиспаста, с учётом потери веса в воде определяется из уравнения моментов относительно точки подвеса рамы.
(0,87g₁ + 0,87g₅ + g₄) L + 0,87g₁L₁ + (0,87g₂ + g₃) L₂ – T_nL₃ = 0
Откуда:
T_n = ((0,87g₁ + 0,87g₅ + g₄) L + 0,87g₁L₁ + (0,87g₂ + g₃) L₂)/L₃
T_n = ((0,87×5+0,87×4 +0,8)×7+0,87×7×3,2+(0,87×1,5+0,7)×3)/5,4 = = 15,9 т.с.
2-й случай

Натяжения полиспаста,
T_n = ((0,87g + 0,87g₅ + g₄) L₄ + 0,87g₁L₅ + (0,87g₂ + g₃) L₆)/L₇
T_n = ((0,87×5+0,87×4 +0,8)×9,7+0,87×7×4,6+(0,87×1,5+0,7)×3,7)/6 = 19,9 т.с.
3-й случай

Натяжения полиспаста,
T_n = ((g + g₅) L₈ + g₁L₉ + g₂L₁₀)/L₁₁
T_n = ((5 + 4)×10,5 + 7×5+1,53,8)/6,2 = 21,8 т.с.




Схема рамоподъёмного устройства
4. Расчёт мощности электростанции.
Установленная мощность: Р_у = 148 кВт

Необходимая мощность: Р_н = 148 кВт

Коэффициент загрузки КПД: η = 1,0

Cos y = 0,87

Cos y = 0,87
Единичная потребляемая мощность.
Р_ед = Р_н – 148 = 170,1 кВт
Суммарная потребляемая мощность.
Р_с = Р_ед × t,

Где,

t – количество одноимённых потребителей.
Р_с = 170,1 × 1 = 170,1 кВт
Коэффициент одноимённой работы К2 = 1,0.
Потребляемая активная мощность.
Р_а = Р_с × К2 = 170,1 × 1 = 170,1 кВт
Потребляемая реактивная мощность.
Р_р = Р_а × t^y = 170,1× 0,51 = 86,75 кВар.
Общая потребляемая мощность равна сумме потребляемой активной и реактивной мощности соответственно 721 кВт, 346,75 кВар
Общая потребляемая мощность с учётом коэффициента К3 = 0,6 равна 455,8 кВт, 202,05 кВар.
Средневзвешенный Cos y.
Cos y = Р_об/S_об,

Где,

Р_об – общая потребляемая активная мощность с учётом К3

S_сб – общая потребляемая мощность
S_сб = √Р_об² +Q_об²,

Где,

Q_об – общая потребляемая реактивная мощность с учётом К3
S_сб = √445,8² +202,05² = 489 кВа
Cos y = 445,8/489,0 = 0,91
Все выше приведённые расчёты сведены в таблицу.
На основании расчёта принимаем к установке:
а) Два дизель–генератора типа ДГР 2А 320/500. Номинальной мощностью 320 кВт, максимальной мощностью 362 кВт. (в течении одного часа работы), 500 мин^-1. С генераторами типа ГСМ–13–41–12, мощностью 320/400 кВт/кВа, 400В, КПД = 92,5%, Cos y = 0,8. Предназначенные для использования в рабочем режиме (два) и в режиме электродвижения (два).
б) Один дизель–генератор типа ДГР 2А 100/150. Номинальной мощностью 100 кВт, максимальной мощностью 110 кВт. (в течении одного часа работы), 750 мин^-1. С генератором типа ГСС–103–8м, мощностью 100/125 кВт/кВа, 400В, КПД = 90%, Cos y = 0,8. Предназначенные для использования в стояночном, ходовом и аварийном режимах.
В ходовом режиме предусмотрено автоматическое подключение одного из двух дизель–генераторов ДГР 2А 320/500 к шинам ГРЩ при исчезновении напряжения на дизель–генераторе ДГР 2А 100/150. При этом загрузка подключенного генератора Г2 не должна превышать 362 кВт.
5. Расчёт всасывающей способности грунтового насоса с улучшенными антикавитационными свойствами.
Диаметр горловины рабочего колеса с уменьшенной в ней скоростью:
D₀ = К₀×√Q/n,

Где,

К₀ – коэффициент входного диаметра

К₀ = 3,5-4,0

Q – подача, м³/с.

n – частота вращения, мин.

n = 375
D₀ = 3,75×√2,2/375 = 0,68 м.
Для того, чтобы насос имел хорошие антикавитационные свойства, значение радиуса кривизны ведомого диска следует принимать равным радиусу горловины рабочего колеса.
Всасывающая способность грунтового насоса оценивается параметром Н.
H^вак_доп = (Р_а – Р_п)/gρ_в - ∆H^в_доп,

Где,

Р_а – атмосферное давление, Па

Р_п – давление насыщенных паров, Па
В качестве основного критерия для расчёта ∆H^в_доп используется второй критический кавитационный запас ∆Н_кр^ІІ

В свою очередь:

∆H^в_доп = А × ∆Н_кр^ІІ,

Где,

А – коэффициент кавитационных запасов

А = 1,1

Срывной кавитационный запас ∆Н_кр^ІІ определяется по выражению:

∆Н_кр^ІІ= К_gV₀²/2g[0,7(1+2πgH_тsinβ₁/(ωzL+ +К_gV₀)+0,3D₀²sinβ₁/4D₂В₂К_gsinβ₂)]²,

Где,

z – число лопастей,

z = 4.

L – длина лопасти в плане,

L = 1 м.

D₂ – диаметр колеса на выходе,

D₂ = 1,25 м.

В₂ – ширина колеса на выходе,

В₂ = 0,32 м.

β₁ – литейный угол лопасти на входе,

β₁ = 15°

β₂ – угол установки лопасти на выходе,

β₂ = 29°

К_g – геометрический коэффициент кавитации

ω – угловая скорость,
ω = πn/30 = 3,14×375/30 = 39 м/с²
V₀ – средняя скорость в горловине насоса,
V₀ = 4Q/π D₀²×3600,
В данном случае D₀ можно принять равным 0,58 м тогда:
V₀ = 4×8000/3,14×0,58×3600 = 8,42 м/с
К_g = V_max/V₀,

Где,

V_max – максимальная меридиональная скорость поворота потока с осевого направления на радиальное у ведомого диска рабочего колеса насоса.

Геометрический коэффициент кавитации зависит от геометрии меридионального сечения проточной части насоса и в данном случае К_g = 1,1.

Н_т – теоретически напор колеса,

Определяется по известному напору Н и гидравлическому напору КПД η_г.
η_г = 1 – 0,42/(1_gD₀ – 0,172) = 1 – 0,42/(1_g0,58 – 0,172) = 0,94
тогда: Н_т = Н/η_г = 25/0,94 = 26,6 м
∆Н_кр^ІІ=1,1²×8,42²/2×9,81×[0,7(1+2×3,14×9,81×26,6×0,258/39×4× ×1,1×8,42) + 0,3 × 0,58²×0,258/4×1,25×0,32×1,1×0,48]² = =4,4(0,9+0,03)² = 3,8 м
∆Н_в^доп = 1,1 × 3,8 = 4,2 м
H^вак_доп = (100000–2330)/9,81×1000 – 4,2 = 5,8 м
6. Пересчёт кавитационной характеристики с гидросмеси на воду при учёте бустерного насоса при подаче Q = 6530 м³/ч и ρ_см = 1,16 т/м³
H^вак_доп = H^вакв_доп + (Р_а – Р_п)/gρ_в × (ρ_в/ρ_см – 1) [3,4],

Где,

Р_а – атмосферное давление, Па

Р_п – давление насыщенных паров, Па

H^вакв_доп = 6,62 м (см. график)
H^вак_доп = 6,62+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1160–1) = 7,99 м
При подаче Q = 5500 м³/ч
H^вакв_доп = 6,92 м
H^вак_доп = 6,92+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1160–1) = 8,29 м
Учитывая предыдущий расчёт всасывающей способности, грунтового насоса с улучшенными антикавитационными свойствами мы имеем, при подаче Q = 6530 м³/ч и Q = 5500 м³/ч соответственно
H^вакв_доп = 8,39 м и H^вакв_доп = 8,69 м

а) при ρ_см = 1,1 т/м³, Q = 5500 м³/ч и Q = 6530 м³/ч,

H^вак_доп = 8,69+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1100–1) = 7,8 м
H^вак_доп = 8,39+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1100–1) = 7,48 м

б) при ρ_см = 1,2 т/м³, Q = 5500 м³/ч и Q = 6530 м³/ч,

H^вак_доп = 8,69+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1200–1) = 7,03 м
H^вак_доп = 8,39+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1200–1) = 6,7 м
в) при ρ_см = 1,3 т/м³, Q = 5500 м³/ч и Q = 6530 м³/ч,

H^вак_доп = 8,69+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1200–1) = 6,4 м
H^вак_доп = 8,39+(100000–2330)/9,81×1000×(1000/1200–1) = 6,1 м

Пересчёт характеристики грунтового насоса с гидросмеси на воду:

H = H_в × η_см/η_в,

Где,

η_см/η_в = r + (1 – r) × ρ_в/ρ_см,

Где,

η_см и η_в – гидравлический КПД соответственно для гидросмеси и воды

r – степень реактивности насоса

ρ_в и ρ_см – плотность воды и гидросмеси соответственно, кг/м³

Значение r для грунтовых насосов возрастает от 0,7 до 0,8 с увеличением n_бот 80 до 200
n_б = 3,65×n√Q/H^¾,

Где,

n_б – коэффициент быстроходности

n – частота вращения

Q – подача, м³/с.

H – напор, м.
n_б = 3,65×375×√2,2/25^¾ = 175,8,
Откуда следует, что r = 0,755
H_в = H/η_см/η_в = H/r + (1 – r) × ρ_в/ρ_см

Где,

ρ_см = 1,16 т/м³
При подаче Q = 6530 м³/ч с учётом бустерного насоса

H = 22,12 м (см. график)

H_в = 22,12/0,755+(1 – 0,755)×1000/1160 = 22,9 м
При подаче Q = 5500 м³/ч с учётом бустерного насоса

H = 27,72 м
H_в = 27,72/0,755+(1 – 0,755)×1000/1160 = 28,7 м

Учитывая предыдущий расчёт всасывающей способности, грунтового насоса с улучшенными антикавитационными свойствами мы имеем, при подаче Q = 6530 м³/ч и Q = 5500 м³/ч соответственно
H_в = 23,3 м и H_в = 29,1 м
Пересчёт характеристики грунтового насоса с воды на гидросмесь с учётом нового значения H_в:


а) при ρ_см = 1100 кг/м³, Q = 5500 м³/ч,Q = 6530 м³/ч.
H = 29,1×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 28,5 м
H = 23,3×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 22,8 м


б) при ρ_см = 1200 кг/м³, Q = 5500 м³/ч,Q = 6530 м³/ч.
H = 29,1×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 27,9 м
H = 23,3×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 22,4 м

в) при ρ_см = 1300 кг/м³, Q = 5500 м³/ч,Q = 6530 м³/ч.
H = 29,1×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 27,5м
H = 23,3×(0,755 + (1 – 0,755)×1000/1100) = 21,9 м

В результате выше приведённых расчётов и пользуясь вновь полученными характеристиками, грунтонасосной установки мы получили, что предел по работе всасывающего грунтопровода землесоса пр. Р-161 производительностью 1000 м³/ч наступит при плотности гидросмеси ρ_см = 1,2 т/м³. При этом производительность по грунту:
Q_гр = 0,93×Q_см(ρ_см/ρ_в – 1),
Q_гр = 0,93×6732×(1,2/1 – 1) = 1252 м³/ч.

7. Расчёт переднего уплотнения грунтового насоса.
Созданию надёжной конструкции переднего уплотнения посвящено большое число исследований, как в России, так и за рубежом.

Неудачные попытки решить эту задачу посредством уплотнения пассивного типа, с применением различного рода манжет привели к тому, что учёные ВГАВТ пошли по другому пути - по пути создания уплотнения активного типа.

Оно представляет собой размещённую по внешней стороне переднего диска рабочего колеса грунтового насоса лопастную систему, которая, нагнетая чистую воду в отвод грунтового насоса, запирает зазор от проникновения в него гидросмеси в обратном направлении.

Была применена лопастная система центробежного типа. Её недостатком является необходимость в значительном увеличении диаметра переднего диска по отношению к диаметру выходного потока гидросмеси из рабочего колеса. Это вызывает усложнение конструкции грунтового насоса и, как правило, не позволяет модернизировать уже построенные насосы.

Указанные обстоятельства заставили продолжать поиск эффективного решения задачи, в частности, рассмотреть возможности применения лопастной системы насоса - трения.

Сама по себе вращающаяся наружная поверхность переднего диска является частью рабочего колеса дискового насоса трения. Из мировой практики известно, что в насосах специальной конструкции при очень малых зазорах между диском рабочего колеса и передней крышкой достигается надёжное их запирание от проникновения абразивных частиц. Однако в насосах обычной конструкции, с реально достижимым зазором. Напор вызванный указанным эффектом оказывается значительно меньше, чем напор грунтового насоса. В результате, предотвратить объёмные утечки не удаётся. Однако в реально достижимом зазоре можно получить необходимое противодавление, если предусмотреть на нужной стороне переднего диска колеса систему каналов. Эти каналы совместно с неподвижной передней крышкой или бронедиском реализуют энергообмен происходящий в радиальном шнэковом насосе трения .

Систему каналов необходимо нарезать в виде спиралей Архимеда.

Испытания показали, что при колесе с 6-ю каналами напор насоса трения превышает напор грунтовых насосов при одинаковом наружном диаметре.
Уравнение спирали Архимеда в полярных координатах имеет вид:
R = R1 + a1 × Ч,

Где,

R - текущий полярный радиус спирали, м.

R1 - полярный радиус начальной точки спирали, м.

Ч - текущее значение центрального угла, рад.

a1 - постоянная спираль, м.
7.1. Расчёт прямого потока.
Q_пр = πωab(R₂ - πa),

где,

ω – угловая скорость, м/с

2πa – расстояние между двумя соседними лопастями, м

b – высота лопасти, м.
Q_пр = 3,14×39,2×0,006×0,028(0,625-3,14×0,006) = 0,013 м³/ч
7.2. Расчёт обратного потока.

Q₀=2πab√8P₀ab(2πa+t)/ρ(2πa+b)(R₂-R₁)×0,11[∆(2πa+b)/4πab]^¼
Где,

2πa – расстояние между двумя соседними лопастями, м

b – высота лопасти, м;

P₀ – давление обратного потока, Па;

t – толщина лопасти, м;

ρ – плотность воды, кг/м³;

R₂ – радиус уплотнения насоса, м;

R₁ – радиус начальной точки спирали, м;

∆ - шероховатость поверхности, м;
Q₀ = 0,00112 √0,00005 P₀ = 0,0000079 √P₀,
При P₀ = 153000 Па, Q₀ = 0,003 м³/ч.

7.3. Расчёт потока утечек.
Q_y= 2πδ(R₂+R₁)√8P_yδ(2πa+t)/( R₂+R₁)ρ(0,077t+6δ),
Где,

2δ – зазор между диском и уплотнением.
Q_y = 0,0007×√0,00048 P_y = 0,000154√ P_y,
При P_y = 153000 Па Q_y =0,06 м³/ч.
Q = 6Q_пр - 6Q₀ - Q_y,
Q = 0,078 - 0,018 - 0,06 = 0
Таким образом мы получили, что давление в зазоре между уплотнением и бронедиском равно нулю и равно давлению в рабочем колесе, т.е. при таких показателях мы перекрыли проникновение грунтосмеси в зазор, путём его запирания.
8. Охрана труда.

8.1. Основные положения.
Целью дипломного проекта является повышение производительности землесоса путём модернизации специального оборудования. В связи с модернизацией судна связанной с монтажными и демонтажными работами необходимо предусмотреть ряд факторов по обеспечению безопасности труда.

Технологический процесс усовершенствования включает в себя следующие операции: монтажные и демонтажные. Все правила безопасности связанные, с выполнением данных операций, представлены в следующем пункте дипломного проекта.

Для проведения монтажных и демонтажных работ в машинном помещении, связанных с модернизацией системы гидрорыхления необходимо получить разрешение у следующих организаций: Речного Регистра РФ, и Ростехнадзор.