Análisis de la resistencia del rotor y la velocidad crítica de una bomba contra incendios de eje largo vertical conectada con diferentes longitudes de eje

Jun 01, 2023

Scientific Reports volumen 12, número de artículo: 9351 (2022) Citar este artículo

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La bomba contra incendios vertical de eje largo (VLSFP) se utiliza principalmente en lugares de extinción de incendios alejados de la tierra y que carecen de grandes cantidades de suministro de agua. El artículo seleccionó el modelo XBC18-178-240LC3 de VLSFP como objeto de investigación. Primero, se llevó a cabo el rendimiento hidráulico numérico experimental del VLSFP único y luego se analizó el rendimiento hidráulico del VLSFP múltiple mediante el mismo método de simulación numérica que el VLSFP único. Después de eso, se diseñaron tres modelos de rotor (modelo Z4, modelo Z5-modelo original y modelo Z6) mediante software de modelado, conectados por diferentes longitudes y números de secciones de eje bajo la misma longitud total de los ejes intermedios. Finalmente, se analizaron y comprobaron la resistencia del rotor y la velocidad crítica de tres modelos mediante la simulación CFD y el software Workbench. El estudio encontró principalmente: (1) A través de la verificación de resistencia del impulsor, la tensión máxima equivalente de los tres modelos fue menor que la tensión permitida del material del rotor, lo que indicó que el diseño estructural de ellos cumplía con el requisito de seguridad; (2) A través de la verificación de la velocidad crítica del rotor del eje, la velocidad de trabajo del VLSFP fue inferior a 0,8 veces la velocidad crítica de primer orden de los tres modelos, lo que indicó que el rotor podía evitar la resonancia y la estructura de los tres modelos. cumplió con el requisito de diseño dinámico. De acuerdo con la verificación de tensión del impulsor y la verificación de velocidad crítica del rotor del eje, combinando el tiempo y el costo de mano de obra cuando el VLSFP fue instalado y desmontado muchas veces antes y después de la prueba u operación, el documento seleccionó el modelo Z4 como el modelo óptimo, que podría proporcionar un soporte teórico para la posterior optimización del diseño de la estructura de la bomba contra incendios de eje largo vertical.

La bomba vertical contra incendios de eje largo (VLSFP), utilizada principalmente en lugares de extinción de incendios alejados de la tierra y que carecen de grandes cantidades de suministro de agua, como plataformas marinas y muelles, funciona tomando agua de mar como fuente de agua para combatir incendios. Tiene las ventajas de ocupa poco espacio, gran flujo, gran elevación y arranque rápido. En comparación con las bombas tradicionales, el eje de la VLSFP es extraordinariamente largo y se compone de muchas secciones de eje. Además, la longitud del eje de transmisión se puede ajustar según el nivel del mar. Cuando el nivel del mar es más bajo que la instalación del sistema de bomba, el VLSFP puede invertir el agua para evitar problemas como la desviación del agua y la cavitación causada por la mayor altura de succión. Como máquina giratoria vertical de gran tamaño, la estabilidad de su sistema de rotor es la clave para la seguridad del sistema de bomba. Si la velocidad de trabajo de la bomba cruza o se acerca a la velocidad crítica, el sistema del rotor vibrará1,2.

Los métodos de análisis de la dinámica del rotor se basan principalmente en el método de la matriz de transferencia y el método de elementos finitos. El método de la matriz de transferencia fue propuesto por Prohl3 y luego mejorado por Horner y Pilkey4. Desde entonces se han realizado extensas investigaciones al respecto5,6,7,8. Sin embargo, debido a la excesiva simplificación del rotor mediante el método de matriz de transferencia, es difícil garantizar la precisión computacional del modelo. En comparación, el método de elementos finitos puede procesar modelos y cálculos complicados9,10. Por lo tanto, el método de elementos finitos se ha convertido en el método preferido para el análisis de la dinámica del rotor. Además, en proyectos reales, las palas de la maquinaria rotativa son propensas a agrietarse durante el funcionamiento a largo plazo. Muchos factores afectarán las fallas por fatiga de la pala, incluido el material, la estructura, la tecnología de procesamiento, la temperatura, la presión, los golpes externos, etc.11,12,13,14,15.

En dinámica de rotores, el análisis modal y la velocidad crítica también son foco de investigación. Chivens y Nelson16, Heydari y Khorram17 y She et al.18,19 estudiaron la influencia de la flexibilidad del disco sobre la velocidad crítica y la frecuencia natural de un sistema eje-disco giratorio. Taplak y Parlak20 construyeron el modelo de un rotor de turbina de gas y adoptaron el programa Dynrot para obtener el diagrama de Campbell y la velocidad crítica de los sistemas giratorios para investigar el comportamiento dinámico de los rotores. Castillo et al.21 confirmaron que la prueba de impacto fue un método útil para la identificación de parámetros modales de bombas eléctricas sumergibles. Minette et al.22 investigaron el comportamiento dinámico de una bomba eléctrica sumergible en condiciones operativas instalada en un pozo de prueba mediante la identificación de su frecuencia natural y parámetros de amortiguación, utilizando el método Exponencial Complejo de Mínimos Cuadrados. Huang et al.23 estudiaron el método de modelización de los modos de las palas del rotor de la bomba turbomolecular, proponiendo un método simplificado del modelo modificado de las palas basado en el principio básico de invariancia de la masa y el momento de inercia antes y después de la simplificación.

Sin embargo, hay muy poca literatura sobre el análisis de la velocidad modal y crítica del rotor del eje del VLSFP. Además, en un proyecto de ingeniería práctico, el VLSFP, que está conectado con más segmentos de eje, necesita más tiempo y costos de mano de obra cuando se instala y desmonta muchas veces antes y después de la prueba u operación. Por lo tanto, el artículo seleccionó el VLSFP XBC18-178-240LC3 como objeto de investigación. Primero, se llevó a cabo el rendimiento hidráulico numérico experimental del VLSFP único y luego se analizó el rendimiento hidráulico del VLSFP múltiple mediante el mismo método de simulación numérica que el VLSFP único. Después de eso, se diseñaron tres modelos de rotor (modelo Z4, modelo Z5 y modelo Z6) mediante software de modelado, conectados por diferentes longitudes y números de secciones de eje bajo la misma longitud total de los ejes intermedios. Finalmente, se analizó y comprobó la resistencia del rotor y la velocidad crítica de tres modelos mediante la simulación CFD y el software Workbench, y de entre los tres modelos se seleccionó la solución óptima, proporcionando un soporte teórico para la posterior optimización del diseño del fuego vertical de eje largo. bomba.

En la Tabla 1, se muestran los parámetros de diseño clave del XBC18-178-240LC3 VLSFP y en la Fig. 1, se muestra el dibujo de la bomba general. Para la pieza VLSFP, el eje de la bomba integral consta de 7 ejes individuales (1 sección del eje del impulsor, 5 secciones del eje intermedio y 1 sección del eje impulsor) conectados mediante acoplamientos de manguito. En términos de longitud, el eje del impulsor es de 2001 mm, el eje intermedio es de 1848 mm (5 secciones son iguales), el eje de transmisión es de 2232 mm y la separación entre secciones del eje es de 2 mm, lo que da como resultado un total de 13,485 mm para el eje de la bomba. El material del eje de la bomba y del impulsor es acero inoxidable dúplex (00Cr22Ni5Mo3N), que tiene las siguientes propiedades: densidad = 7850 kg/m3, módulo elástico = 2,0 × 1011 Pa, relación de Poisson = 0,3, resistencia a la tracción = 620 MPa, límite elástico = 450 MPa y tensión permitida = 250 MPa.

Estructura general del XBC18-178-240LC3 VLSFP. Anotación: 1 motor diésel; 2 Acoplamiento y eje de transmisión; 3 Tubería de agua de refrigeración; 4 Caja de cambios; 5 VLSFP.

El artículo utiliza el software Creo5.0 para llevar a cabo un modelado tridimensional de los dominios de fluidos de primera y múltiples etapas del VLSFP, en función de su tamaño real. El dominio del fluido se refiere al cuerpo de agua que fluye a través de cada parte de la bomba, razón por la cual su forma es similar a la estructura de la bomba. Como se muestra en la Fig. 2, el dominio de fluido de la primera etapa incluye los cuerpos de agua que fluyen a través de la entrada, el impulsor de la primera etapa, la paleta guía espacial de la primera etapa y la salida, y el dominio de fluido de múltiples etapas incluye los cuerpos de agua que fluyen a través de la entrada, tres impulsores, tres paletas guía espaciales y la salida.

Dominios de fluidos tridimensionales del VLSFP.

Teniendo en cuenta las características geométricas, los recursos informáticos y la precisión del modelo de agua, se adopta el software ANSYS ICEM17.0 para mallar el canal único y el canal completo del VLSFP, y la capa límite se procesa para garantizar el número y los requisitos de calidad de las redes. La Figura 3a es el modelo de cuadrícula de un solo canal y la Figura 3b es el modelo de cuadrícula de canal completo. La Figura 4 muestra los 5 grupos de resultados del análisis de independencia de la red del modelo VLSFP único. Como se muestra en la Fig. 4, cuando el número de redes superó las 8.782.000, la altura y la eficiencia del VLSFP único tienden a ser estables. Por lo tanto, considerando la precisión del cálculo y el tiempo, finalmente se selecciona el cuarto grupo de grillas (8.782.000).

Cuadrícula de dominios de cálculo.

Prueba de independencia de la red.

La simulación numérica constante del campo de flujo interno VLSFP se lleva a cabo mediante el software ANSYS CFX17.0. Los siguientes son los ajustes: se utiliza agua como medio; se adopta el modelo de turbulencia RNG k-ε; la interfaz dinámica y estática está configurada en modo Frozen Rotor; las condiciones límite se establecen para la entrada de presión y la salida de flujo másico; la presión de referencia selecciona una presión atmosférica estándar; la función de pared automática se selecciona para procesar el área cercana a la pared que está configurada como una pared lisa; la discretización de la solución se establece en el estilo de ceñida de segundo orden; y el residuo de convergencia se establece en 10–4.

La prueba de características externas del VLSFP único se lleva a cabo en el banco de pruebas abierto de Kunshan Pudong Fluid Equipment Co., Ltd., ciudad de Suzhou, provincia de Jiangsu. Se encuentra que el error de las mediciones de eficiencia y altura es inferior al 2%. En este artículo, se realiza el cálculo numérico del rendimiento hidráulico de un VLSFP único y se compara con los datos experimentales. Después de obtener el método de cálculo confiable para VLSFP único, se aplican las mismas configuraciones numéricas al VLSFP múltiple. El diagrama esquemático de la configuración experimental de VLSFP único se presenta en la Fig. 5.

Configuración experimental del VLSFP único. Anotación: 1 Piscina; 2 pantallas de filtro; 3 VLSFP; 4 Caja de cambios; 5 motores diésel; Base de 6 motores diésel; 7 manómetro; 8 Caudalímetro electromagnético; 9 Acelerador.

Los parámetros hidráulicos de la bomba se refieren principalmente al caudal, la altura, la eficiencia, etc., lo que puede reflejar el rendimiento hidráulico de la bomba. Los parámetros de rendimiento hidráulico (experimentales y numéricos) del VLSFP único en cuatro condiciones de trabajo de 0,65 Qd, 1,0 Qd, 1,4 Qd y 1,5 Qd se muestran en la Tabla 2. Aquí, Qd se refiere al caudal en condiciones de funcionamiento nominal; HE, Hs, \({\varepsilon }_{H}\), \({\eta }_{E}\), \({\eta }_{S}\) y \({\varepsilon }_ {\eta }\) en la Tabla 2 son respectivamente cabeza bajo experimento, cabeza bajo simulación, error relativo de la cabeza, eficiencia bajo experimento, eficiencia bajo simulación y error relativo de la eficiencia. Como se muestra en la Tabla 2, el error relativo de la cabeza y la eficiencia en el punto de funcionamiento nominal son 1,27% y 2,78% respectivamente. Más lejos del punto de funcionamiento nominal, los errores relativos del cabezal y la eficiencia aumentan, pero los máximos son sólo alrededor del 5%, lo que está dentro del rango de error normal. La Figura 6 proporciona una comparación de la curva de rendimiento hidráulico obtenida mediante experimento y simulación para el VLSFP único. Demostró que el acuerdo de datos es perfecto. Los resultados anteriores verifican que el método de simulación numérica es confiable y puede usarse para predecir las características internas y externas del VLSFP único.

Características de rendimiento del VLSFP único.

Se analiza el rendimiento hidráulico del multi-VLSFP para comprobar la rigidez estructural y la resistencia del rotor bajo pretensado. Seis condiciones de trabajo, es decir, 0,2Qd, 0,65Qd, 1,0Qd, 1,2Qd, 1,4Qd y 1,5Qd, se calculan mediante el mismo método de simulación numérica que el VLSFP único. La Tabla 3 muestra el rendimiento hidráulico simulado. Con referencia a la Tabla 2, la altura simulada del VLSFP múltiple es mucho mayor que (entre 2,3 y 2,8 veces) la del VLSFP único en las mismas condiciones de trabajo, lo que corresponde a la situación real. Como se muestra en la Fig. 7, la eficiencia simulada del VLSFP múltiple es ligeramente menor que la del VLSFP único, lo que también está en línea con la situación real del proyecto.

Curva de rendimiento hidráulico del multi-VLSFP.

Este estudio diseña tres esquemas de conexión de diferentes longitudes de eje mediante software de modelado. El chavetero, los acoplamientos de manguito y otras piezas se simplifican en consecuencia para no afectar la estructura básica del rotor del eje. De esta manera se puede reducir el número de rejillas del rotor del eje bajo la premisa de garantizar una mayor calidad de la rejilla para acortar el tiempo de cálculo. Combinando el diseño de eje original del modelo XBC18-178-240LC3 y la capacidad de procesamiento real de la fábrica de bombas, en la Fig. 8 se muestran tres ejes intermedios de un solo segmento denominados ejes Z4, Z5 y Z6. Cada parte de los tres ejes intermedios es el mismo, excepto el largo de la parte media.

Tres ejes intermedios de un solo segmento: Z4, Z5 y Z6.

La Figura 9b es el modelo original del rotor de eje VLSFP, que consta de 7 ejes simples (1 eje impulsor, 5 ejes intermedios y 1 eje impulsor) a través de los acoplamientos de manguito, y los parámetros de diseño de cada parte se presentan en detalle en “Modelo sección introducción”. Este modelo se denomina modelo Z5, ya que dispone de 5 ejes intermedios. De manera similar, las Fig. 9a,c muestran los modelos con 4 y 6 ejes intermedios, denominados Z4 y Z6, respectivamente. Todas las partes del rotor del eje son las mismas en los tres modelos, excepto la longitud y el número del eje intermedio único, y la longitud total del rotor del eje permanece sin cambios.

Tres modelos del rotor de eje VLSFP.

ANSYS Workbench18.0 se utiliza para realizar análisis estático del rotor. Es necesario establecer las condiciones límite del rotor de acuerdo con las condiciones reales. Las condiciones de contorno se refieren a las cargas y apoyos. Para el VLSFP de este artículo se consideran tres tipos de cargas: la fuerza del fluido, la fuerza gravitacional y la fuerza centrífuga. La fuerza del fluido se carga para realizar una interacción unidireccional fluido-estructura. Aquí, la interacción fluido-estructura se refiere a un acoplamiento de campos multifísicos entre las leyes que describen la dinámica de fluidos y la mecánica estructural. Cuando un fluido que fluye entra en contacto con una estructura sólida, la estructura está sujeta a tensiones y deformaciones, y estas fuerzas deforman la estructura. Además, la fuerza gravitacional se carga agregando una aceleración gravitacional vertical hacia abajo, y la fuerza centrífuga se carga agregando la velocidad de rotación. Para la elección de las restricciones, dado que el rotor del eje es cilíndrico, los “Soportes Cilíndricos” se cargan en las ubicaciones de los rodamientos para limitar el desplazamiento axial y radial del rotor. Además, el "desplazamiento remoto" se carga en la superficie superior del eje impulsor para restringir la rotación del rotor, excepto la rotación axial.

Tomando como ejemplo el modelo original (Z5). Las Figuras 10a a d muestran la fuerza del fluido y la Figura 10e muestra la fuerza gravitacional y la fuerza centrífuga, donde "A" representa la fuerza centrífuga y "B" representa la fuerza gravitacional. La Figura 10f muestra la configuración de soporte del modelo de rotor, en el que los “Soportes Cilíndricos” están representados por las letras “AI” y el Desplazamiento Remoto está representado por la letra “J”.

Establecimiento de las condiciones de contorno.

Los ajustes de las cargas y soportes anteriores garantizan eficazmente la coherencia entre el cálculo estático y el estado operativo real del rotor. Además, factores como el par giroscópico y los cambios repentinos de carga tienen poco efecto sobre los resultados de la estática del rotor, los cuales no se consideran en este artículo.

Las Figuras 11a-c muestran las distribuciones de deformación de los modelos Z4, Z5 y Z6 bajo las cuatro condiciones de trabajo de 0.2Qd, 0.65Qd, 1.0Qd y 1.2Qd. Los tres impulsores en las figuras se denominan impulsor de primera, segunda y tercera etapa de derecha a izquierda, respectivamente (lo mismo a continuación). Según la teoría de la interacción fluido-estructura, debido a la acción de la carga del fluido sobre el impulsor, la deformación del rotor se produce principalmente en el impulsor. Como se muestra en la figura, la deformación del impulsor aumenta a medida que aumenta el número de etapas del impulsor y la deformación máxima se produce en el borde superior de la corona del impulsor de la tercera etapa. La razón es que el fluido gana energía debido a la rotación del impulsor y, por lo tanto, cuantas más etapas pasa el fluido a través del impulsor, más energía obtiene. Por lo tanto, la presión del fluido en el impulsor de la primera etapa es la más pequeña y, a medida que aumenta el número de etapas del impulsor, la presión del fluido en el impulsor aumenta gradualmente. Además, a medida que aumenta el caudal, la distribución general de presión de los impulsores se vuelve más uniforme, porque la presión de salida del impulsor en condiciones de alto flujo es menor que en condiciones de bajo flujo. Con el aumento del caudal, la deformación del impulsor se redujo continuamente y se vuelve relativamente más uniforme. Esta tendencia es básicamente consistente con la de la presión del fluido dentro del impulsor.

Distribución de deformaciones de los tres modelos bajo cuatro condiciones de trabajo.

Las Figuras 12a-c muestran la distribución de tensiones equivalente de los modelos Z4, Z5 y Z6 en las cuatro condiciones de trabajo de 0,2Qd, 0,65Qd, 1,0Qd y 1,2Qd. Debido a que el impulsor está sujeto a la interacción fluido-estructura, la tensión equivalente del rotor se refleja principalmente en el impulsor, cuya tendencia de variación es la misma que la de la deformación. Puede verse en la Fig. 12a que la tensión equivalente máxima de los impulsores del modelo Z4 en las cuatro condiciones de trabajo de 0,2Qd, 0,65Qd, 1,0Qd y 1,2Qd es 126,98 MPa, 111,44 MPa, 100,02 MPa y 92,186 MPa, respectivamente. . El valor máximo de 126,98 MPa se encuentra para la condición de flujo más pequeña 0,2Qd, que aún es menor que su tensión permitida (que es 250 MPa como se muestra en la sección "Introducción del modelo"), lo que implica que el material del rotor cumple con los requisitos de resistencia. Por lo tanto, la resistencia estructural del modelo Z4 cumple con los requisitos de diseño. De manera similar, como se muestra en la Fig. 12b,c, la tensión equivalente máxima para el modelo Z5 y el modelo Z6 es 116,5 MPa y 134,6 MPa, respectivamente, ambos en condiciones de 0,2 Qd, que es menor que la tensión permitida.

Distribución de tensiones equivalente de los tres modelos en cuatro condiciones de trabajo.

Para reflejar intuitivamente las tendencias de cambio de los parámetros estáticos de los tres modelos, la Fig. 13 muestra la deformación máxima del rotor en las cuatro condiciones de trabajo de 0,2Qd, 0,65Qd, 1,0Qd y 1,2Qd para los tres modelos de Z4. Z5 y Z6. Se puede ver en la figura que las tendencias de cambio de los tres modelos son básicamente las mismas, y la deformación es mayor bajo la condición de flujo pequeño de 0.2Qd, lo cual se debe a que el flujo interno del impulsor no es uniforme y entonces algunas áreas del impulsor estarían sujetas a una fuerza mayor en condiciones de flujo pequeño. Además, en comparación con los modelos Z4 y Z6, el valor de deformación del modelo Z5 (modelo original) representado por la línea roja tiene una mayor tendencia a la baja con el aumento del caudal. En condiciones nominales y superiores, la deformación máxima del modelo Z5 es siempre menor que la del modelo Z4 o Z6, lo que indica que el diseño estructural del modelo Z5 es más razonable. Sin embargo, la deformación máxima de los modelos Z4 y Z6 está dentro de un rango razonable (el grado de deformación del rotor es generalmente: 10–2–10−1 mm), lo que también cumple con los requisitos del diseño de la estructura del rotor.

Variación de la deformación máxima de tres modelos bajo cuatro condiciones de trabajo.

La Figura 14 muestra la tensión equivalente máxima de Z4, Z5 y Z6 bajo las cuatro condiciones de trabajo de 0,2Qd, 0,65Qd, 1,0Qd y 1,2Qd. Se puede ver en la figura que las tendencias de variación de los tres modelos son básicamente las mismas, y el valor máximo siempre ocurre bajo la condición de flujo pequeño de 0,2Qd. La razón de este fenómeno es también que el flujo interno del impulsor no es uniforme, y entonces algunas áreas del impulsor estarían sujetas a una fuerza mayor en condiciones de flujo pequeño. Además, en comparación con los modelos Z4 y Z6, el valor de tensión equivalente del modelo Z5 (modelo original) es el más pequeño, lo que indica que el diseño estructural del modelo Z5 es más razonable. Aunque la tensión equivalente máxima de los modelos Z4 y Z6 es mayor que la del modelo Z5, sigue siendo menor que la tensión permitida del material del rotor, lo que también está en línea con los requisitos de seguridad del diseño estructural.

Distribución máxima de tensiones equivalentes de tres modelos en cuatro condiciones de trabajo.

La Figura 15 muestra las primeras 12 frecuencias naturales de los tres modelos de Z4, Z5 y Z6 en modo seco. El modo seco se refiere al modo inherente de la estructura en el aire, independientemente de la influencia del fluido circundante en el modo de la estructura. Dado que la masa de agua del impulsor podría despreciarse, en comparación con la masa de todo el rotor del eje, y la pretensión tiene poca influencia en el modo del rotor, el artículo opta por analizar las características inherentes del rotor del eje en el modo seco. Como se muestra en la Fig. 15, con el aumento del orden, la frecuencia natural del rotor generalmente presenta una tendencia creciente. Además, la frecuencia natural del modelo Z6 es la más grande y la frecuencia natural del modelo Z4 es la más pequeña en el mismo orden. La razón de este fenómeno es que cuanto mayor es la longitud del eje intermedio de un solo segmento, menor es el número de ejes intermedios y se necesitan menos acoplamientos y soportes de cojinetes. De este modo, se reduce el acoplamiento y la rigidez de soporte de todo el rotor del eje, lo que reduce directamente la frecuencia natural de todo el rotor del eje.

Gráficos de frecuencia natural de tres modelos en modo seco.

Las formas de vibración del rotor pueden reflejar las amplitudes de vibración y torsión de cada parte del mismo, lo que es beneficioso para encontrar la parte más débil del diseño de la estructura. Las primeras formas de vibración de 12 órdenes de tres modelos de Z4, Z5 y Z6 se muestran en la Fig. 16. Aquí, se reúne el mismo orden de formas de vibración de los tres modelos para su análisis y los tres modelos de arriba a abajo son Z4. , Z5 y Z6 respectivamente. El sistema de coordenadas en la esquina inferior derecha refleja la orientación real del rotor y el aumento de desplazamiento es 100. Se puede ver en la figura que para tres modelos, las formas de vibración de primer y segundo orden son la deformación por flexión y la mayor deformación aparece en la mitad del primer rodamiento y del primer eje intermedio. Sin embargo, cuanto mayor sea el orden, más compleja será la forma de vibración. Para formas de vibración de tercer orden y superiores, las deformaciones del rotor consisten en vibraciones transversales y torsionales, y las posiciones de mezcla ocurren básicamente en los ejes intermedios, lo que se debe al aumento de la frecuencia natural y la velocidad crítica de todo el rotor del eje. sistema.

Formas de vibración de los tres modelos.

La Tabla 4 muestra las velocidades críticas de los tres modelos. En la tabla, "WD" representa la dirección del giro, "CS" representa la velocidad crítica, "BW" representa el giro hacia atrás y "FW" representa el giro hacia adelante. Según la base teórica de la dinámica del rotor, las velocidades críticas correspondientes al "FW" son las velocidades críticas reales del rotor. Se puede ver en la tabla que las primeras seis velocidades críticas del modelo Z4 son 1952,4 r/min, 2711,5 r/min, 3296,4 r/min, 4054,9 r/min, 5858,0 r/min y 7375,9 r/min, respectivamente. Cuando la velocidad de trabajo del rotor es inferior a 0,8 veces su velocidad crítica de primer orden, el rotor puede evitar la resonancia24. Dado que la velocidad de trabajo del VSLFP es 1485 r/min y 1485 es inferior a 0,8 \(\times \) 1952,4, la estructura del modelo Z4 cumple con el requisito de diseño dinámico. De manera similar, las primeras cinco velocidades críticas del modelo Z5 son 2719,6 r/min, 4555,7 r/min, 5368,5 r/min, 6311,4 r/min y 8513,8 r/min, respectivamente. Tenga en cuenta que 1485 es menor que 0,8 \(\times \) 2719,6, lo que indica que la estructura del modelo Z5 cumple con el requisito de diseño dinámico. De manera similar, para el modelo Z6, la velocidad crítica de primer orden, 3488,9 r/min, es aún mayor, lo que indica que la estructura del modelo Z6 cumple con el requisito de diseño dinámico.

La Figura 17 muestra las velocidades críticas de los modelos Z4, Z5 y Z6 en los primeros 12 modos. En la figura, los 6 círculos verdes en la curva negra representan las primeras velocidades críticas de 6 órdenes del modelo Z4, los 5 círculos morados en la curva roja representan las primeras velocidades críticas de 5 órdenes del modelo Z5 y los 6 círculos marrones en la curva azul representa las primeras velocidades críticas de sexto orden del modelo Z6. Además, las velocidades críticas de primer orden de tres modelos aparecen en el modo de segundo orden. Sin embargo, la velocidad crítica de segundo orden del modelo Z4 aparece en el modo de cuarto orden, mientras que la del modelo Z6 aparece en el modo de quinto orden y la del modelo Z5 aparece en el modo de sexto orden. Esto indica que la resonancia de segundo orden del modelo Z5 (modelo original) está retrasada en comparación con los modelos Z4 y Z6. Además, en la figura se puede ver que la velocidad crítica del modelo Z6 es la más grande y la velocidad crítica del modelo Z4 es la más pequeña. La razón de este fenómeno es la misma que en la sección "Análisis de frecuencia natural del rotor".

Comparación de las velocidades críticas en tres modelos.

Según la verificación de tensión del impulsor, la verificación de velocidad crítica del rotor del eje, etc., los tres modelos (modelo Z4, modelo Z5 y modelo Z6) cumplen con los requisitos del diseño de la estructura del rotor y del diseño dinámico. Sin embargo, en un proyecto de ingeniería real, el VLSFP, que está conectado con más segmentos de eje, necesita más tiempo y costos de mano de obra cuando se instala y desmonta muchas veces antes y después de la prueba u operación. En resumen, el artículo selecciona el modelo Z4 como el modelo óptimo y proporciona un soporte teórico para la posterior optimización del diseño de la bomba contra incendios de eje largo vertical.

El artículo seleccionó XBC18-178-240LC3 VLSFP como objeto de investigación, utilizando software de modelado para diseñar tres modelos (modelo Z4, modelo Z5 y modelo Z6) conectados por diferentes longitudes y números de secciones de eje bajo la misma longitud total de los ejes intermedios. , y luego se analizaron y verificaron la resistencia del rotor y la velocidad crítica de tres modelos mediante simulación CFD y el software Workbench. Las principales conclusiones fueron las siguientes:

Con el aumento del caudal, la deformación y la tensión equivalente del impulsor se redujeron continuamente y se volvieron más uniformes.

A través de la verificación de resistencia del impulsor, la tensión equivalente máxima de los tres modelos fue menor que la tensión permitida del material del rotor, lo que indicó que el diseño estructural de ellos cumplía con el requisito de seguridad.

A través de la verificación de la velocidad crítica del rotor del eje, la velocidad de trabajo del VLSFP fue inferior a 0,8 veces la velocidad crítica de primer orden de los tres modelos, lo que indicó que el rotor puede evitar la resonancia y la estructura de los tres modelos cumplió con los requisitos dinámicos. requisito de diseño.

De acuerdo con la verificación de tensión del impulsor y la verificación de velocidad crítica del rotor del eje, combinando el tiempo y el costo de mano de obra cuando el VLSFP fue instalado y desmontado muchas veces antes y después de la prueba u operación, el documento seleccionó el modelo Z4 como el modelo óptimo, que puede proporcionar un soporte teórico para la posterior optimización del diseño de la bomba contra incendios de eje largo vertical.

El artículo carecía de la verificación experimental de la dinámica. Debido a la compleja estructura y al gran volumen del VLSFP, por el momento no existía ningún lugar de pruebas correspondiente. Por lo tanto, en la investigación posterior, se consideraría reducir el modelo VLSFP y luego se llevaría a cabo la prueba de dinámica del rotor.

Los conjuntos de datos generados o analizados durante el presente estudio están disponibles del autor correspondiente previa solicitud razonable.

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Este trabajo fue apoyado por los Proyectos de Tecnología Central Clave y Previsión de la Industria de la Provincia de Jiangsu [números de subvención: BE2019009-01].

Centro Nacional de Investigación de Bombas, Universidad de Jiangsu, Zhenjiang, 212013, China

Haiqin Song, Jinfeng Zhang y Fan Zhang

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HS: Conceptualización, Simulación numérica, Análisis formal, Investigación, Redacción de borrador original. JZ: Metodología, Supervisión, Investigación, Revisión y edición. FZ: Revisión y pulido.

Correspondencia a Haiqin Song.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Song, H., Zhang, J. & Zhang, F. Análisis de la resistencia del rotor y la velocidad crítica de una bomba contra incendios de eje largo vertical conectada con diferentes longitudes de eje. Informe científico 12, 9351 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-13320-z

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Recibido: 24 de enero de 2022

Aceptado: 23 de mayo de 2022

Publicado: 07 de junio de 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-13320-z

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