Analyse de la résistance du rotor et de la vitesse critique d'une pompe à incendie verticale à arbre long connectée à différentes longueurs d'arbre

Jul 10, 2023

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 9351 (2022) Citer cet article

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La pompe à incendie verticale à arbre long (VLSFP) est principalement utilisée dans les lieux de lutte contre l'incendie éloignés de la terre et manquant de grandes quantités d'approvisionnement en eau. L'article a sélectionné le modèle XBC18-178-240LC3 de VLSFP comme objet de recherche. Tout d'abord, les performances hydrauliques expérimentales numériques du VLSFP simple ont été réalisées, puis les performances hydrauliques du VLSFP multiple ont été analysées par la même méthode de simulation numérique que le VLSFP simple. Après cela, trois modèles de rotor (modèle Z4, modèle Z5-modèle original et modèle Z6) ont été conçus par un logiciel de modélisation, reliés par une longueur et un nombre différents de section d'arbre sous la même longueur totale des arbres intermédiaires. Enfin, la force du rotor et la vitesse critique de trois modèles ont été analysées et vérifiées via la simulation CFD et le logiciel Workbench. L'étude a principalement révélé : (1) Grâce à la vérification de la résistance de la roue, la contrainte équivalente maximale des trois modèles était inférieure à la contrainte admissible du matériau du rotor, ce qui indiquait que leur conception structurelle répondait aux exigences de sécurité ; (2) Grâce à la vérification de la vitesse critique du rotor d'arbre, la vitesse de travail du VLSFP était inférieure à 0,8 fois la vitesse critique de premier ordre des trois modèles, ce qui indiquait que le rotor pouvait éviter la résonance et la structure des trois modèles satisfait aux exigences de conception dynamique. Selon la vérification des contraintes de la roue et la vérification de la vitesse critique du rotor d'arbre, combinant le temps et le coût de la main-d'œuvre lorsque le VLSFP a été installé et démonté plusieurs fois avant et après le test ou l'opération, le document a sélectionné le modèle Z4 pour être le modèle optimal, qui pourrait fournir un support théorique pour l'optimisation ultérieure de la conception de la structure de la pompe à incendie verticale à long arbre.

La pompe à incendie verticale à arbre long (VLSFP), principalement utilisée dans les lieux de lutte contre l'incendie éloignés de la terre et manquant de grandes quantités d'approvisionnement en eau, comme les plates-formes offshore et les quais, fonctionne en prenant l'eau de mer comme source d'eau de lutte contre l'incendie. Il présente les avantages d'un faible encombrement, d'un grand débit, d'une grande portance et d'un démarrage rapide. Comparé aux pompes traditionnelles, l'arbre du VLSFP est extraordinairement long et se compose de plusieurs sections d'arbre. De plus, la longueur de l'arbre d'entraînement peut être réglable en fonction du niveau de la mer. Lorsque le niveau de la mer est inférieur à l'installation du système de pompage, le VLSFP peut inverser l'eau pour éviter des problèmes tels que le détournement d'eau et la cavitation causés par la hauteur d'aspiration plus élevée. En tant que grande machine rotative verticale, la stabilité de son système de rotor est la clé de la sécurité du système de pompe. Si la vitesse de travail de la pompe dépasse ou s'approche de la vitesse critique, le système de rotor vibrera1,2.

Les méthodes d'analyse de la dynamique rotorique sont principalement basées sur la méthode des matrices de transfert et la méthode des éléments finis. La méthode de la matrice de transfert a été proposée par Prohl3, puis améliorée par Horner et Pilkey4. Depuis lors, des recherches approfondies ont été menées à son sujet5,6,7,8. Cependant, en raison d'une simplification excessive du rotor par la méthode de la matrice de transfert, il est difficile d'assurer la précision de calcul du modèle. En comparaison, la méthode des éléments finis peut traiter le modèle et le calcul compliqués9,10. Par conséquent, la méthode des éléments finis est devenue la méthode préférée pour l'analyse de la dynamique du rotor. De plus, dans les projets réels, les pales des machines tournantes sont sujettes aux fissures lors d'un fonctionnement à long terme. De nombreux facteurs affecteront les défaillances de fatigue des pales, notamment le matériau, la structure, la technologie de traitement, la température, la pression, les chocs externes, etc.11,12,13,14,15.

En dynamique rotorique, l'analyse modale et la vitesse critique sont également des axes de recherche. Chivens et Nelson16, Heydari et Khorram17, et She et al.18,19 ont étudié l'influence de la flexibilité du disque sur la vitesse critique et la fréquence naturelle d'un système arbre-disque en rotation. Taplak et Parlak20 ont construit le modèle d'un rotor de turbine à gaz et adopté le programme Dynrot pour obtenir le diagramme de Campbell et la vitesse critique des systèmes rotatifs pour étudier les comportements dynamiques des rotors. Castillo et al.21 ont confirmé que le test d'impact était une méthode utile pour l'identification des paramètres modaux d'une pompe submersible électrique. Minette et al.22 ont étudié le comportement dynamique d'une pompe submersible électrique dans des conditions opérationnelles installées dans un puits d'essai en identifiant sa fréquence propre et ses paramètres d'amortissement, en utilisant la méthode des moindres carrés complexes exponentiels. Huang et al.23 ont étudié la méthode de modélisation des modes de pale de rotor de la pompe turbo-moléculaire, proposant une méthode simplifiée du modèle de pale modifiée basée sur le principe de base d'invariance de la masse et du moment d'inertie avant et après simplification.

Cependant, il existe très peu de littérature sur l'analyse de la vitesse modale et critique du rotor de l'arbre du VLSFP. De plus, dans un projet d'ingénierie pratique, le VLSFP, qui est connecté à plus de segments d'arbre, doit prendre plus de temps et de coût de main-d'œuvre lorsqu'il est installé et démonté plusieurs fois avant et après le test ou l'opération. Par conséquent, l'article a sélectionné le VLSFP XBC18-178-240LC3 comme objet de recherche. Tout d'abord, les performances hydrauliques expérimentales numériques du VLSFP simple ont été réalisées, puis les performances hydrauliques du VLSFP multiple ont été analysées par la même méthode de simulation numérique que le VLSFP simple. Après cela, trois modèles de rotor (modèle Z4, modèle Z5 et modèle Z6) ont été conçus par un logiciel de modélisation, reliés par une longueur et un nombre différents de section d'arbre sous la même longueur totale des arbres intermédiaires. Enfin, la force du rotor et la vitesse critique de trois modèles ont été analysées et vérifiées via la simulation CFD et le logiciel Workbench, et la solution optimale a été sélectionnée parmi les trois modèles, fournissant un support théorique pour l'optimisation ultérieure de la conception du feu vertical à long arbre pompe.

Dans le tableau 1, les paramètres de conception clés du XBC18-178-240LC3 VLSFP sont indiqués et dans la Fig. 1, le dessin de la pompe globale est illustré. Pour la partie VLSFP, son arbre de pompe intégré se compose de 7 arbres simples (1 section d'arbre de roue, 5 sections d'arbre intermédiaire et 1 section d'arbre d'entraînement) reliés par des accouplements à manchon. En termes de longueur, l'arbre de la roue est de 2001 mm, l'arbre intermédiaire est de 1848 mm (5 sections sont identiques), l'arbre de transmission est de 2232 mm et l'écart de section d'arbre est de 2 mm, ce qui donne un total de 13 485 mm pour l'arbre de la pompe. Le matériau de l'arbre de la pompe et de la roue est en acier inoxydable duplex (00Cr22Ni5Mo3N), qui a les propriétés suivantes : densité = 7850 kg/m3, module d'élasticité = 2,0 × 1011 Pa, coefficient de Poisson = 0,3, résistance à la traction = 620 MPa, limite d'élasticité = 450 MPa, et contrainte admissible = 250 MPa.

Structure générale du XBC18-178-240LC3 VLSFP. Annotation : 1 moteur diesel ; 2 Accouplement et arbre d'entraînement ; 3 Conduite d'eau de refroidissement ; 4 boîte de vitesses ; 5 VLSFP.

L'article utilise le logiciel Creo5.0 pour effectuer une modélisation tridimensionnelle des domaines fluides de premier et de plusieurs étages du VLSFP, en fonction de sa taille réelle. Le domaine fluide fait référence à la masse d'eau qui traverse chaque partie de la pompe, raison pour laquelle sa forme est similaire à la structure de la pompe. Comme le montre la figure 2, le domaine fluide du premier étage comprend les masses d'eau circulant à travers l'entrée, la roue du premier étage, l'aube directrice spatiale du premier étage et la sortie, et le domaine fluide à plusieurs étages comprend les masses d'eau traversant le entrée, trois roues à aubes, trois aubes directrices spatiales et la sortie.

Domaines fluides tridimensionnels du VLSFP.

Compte tenu des caractéristiques géométriques, des ressources informatiques et de la précision du modèle d'eau, le logiciel ANSYS ICEM17.0 est adopté pour mailler le canal unique et le canal complet du VLSFP, et la couche limite est traitée pour garantir le nombre et les exigences de qualité des grilles. La figure 3a est le modèle de grille à canal unique et la figure 3b est le modèle de grille à canal complet. La figure 4 montre les 5 groupes de résultats d'analyse d'indépendance de grille du modèle VLSFP unique. Comme le montre la Fig. 4, lorsque le nombre de grilles dépasse 8 782 000, la tête et l'efficacité du VLSFP unique ont tendance à être stables. Par conséquent, compte tenu de la précision et du temps de calcul, le quatrième groupe de grilles (8 782 000) est finalement sélectionné.

Grille des domaines de calcul.

Test d'indépendance du réseau.

La simulation numérique stationnaire du champ d'écoulement interne VLSFP est réalisée par le logiciel ANSYS CFX17.0. Les réglages sont les suivants : l'eau est utilisée comme fluide ; le modèle de turbulence RNG k-ε est adopté ; l'interface dynamique et statique est réglée sur le mode Frozen Rotor ; les conditions aux limites sont fixées à l'entrée de pression et à la sortie de débit massique ; la pression de référence sélectionne une pression atmosphérique standard ; la fonction de mur automatique est sélectionnée pour traiter la zone proche du mur qui est définie comme un mur lisse ; la discrétisation de la solution est définie sur le style au vent du second ordre ; et le résidu de convergence est fixé à 10–4.

Le test des caractéristiques externes du VLSFP unique est effectué sur le banc d'essai ouvert de Kunshan Pudong Fluid Equipment Co., Ltd., ville de Suzhou, province du Jiangsu. On constate que l'erreur des mesures d'efficacité et de hauteur est inférieure à 2 %. Dans cet article, le calcul numérique des performances hydrauliques d'un seul VLSFP est effectué et comparé aux données expérimentales. Après avoir obtenu la méthode de calcul fiable pour un seul VLSFP, les mêmes paramètres numériques sont appliqués au multi-VLSFP. Le schéma de principe de la configuration expérimentale à VLSFP unique est présenté à la Fig. 5.

Configuration expérimentale du VLSFP unique. Annotation : 1 piscine ; 2 écran de filtre ; 3 VLSFP ; 4 boîte de vitesses ; 5 Moteur diesel ; 6 Socle moteur diesel; 7 Manomètre ; 8 Débitmètre électromagnétique ; 9 Accélérateur.

Les paramètres hydrauliques de la pompe se réfèrent principalement au débit, à la tête, à l'efficacité, etc., qui peuvent refléter les performances hydrauliques de la pompe. Les paramètres de performance hydraulique (expérimentaux et numériques) du VLSFP unique dans quatre conditions de travail de 0,65Qd, 1,0Qd, 1,4Qd et 1,5Qd sont présentés dans le tableau 2. Ici, Qd fait référence au débit dans les conditions de fonctionnement nominales ; HE, Hs, \({\varepsilon }_{H}\), \({\eta }_{E}\), \({\eta }_{S}\) et \({\varepsilon }_ {\eta }\) dans le tableau 2 sont respectivement la tête sous expérience, la tête sous simulation, l'erreur relative de la tête, l'efficacité sous expérience, l'efficacité sous simulation et l'erreur relative de l'efficacité. Comme le montre le tableau 2, l'erreur relative de la tête et le rendement au point de fonctionnement nominal sont respectivement de 1,27 % et 2,78 %. Plus loin du point de fonctionnement nominal, les erreurs relatives de la tête et de l'efficacité augmentent, mais les maxima ne sont que d'environ 5 %, ce qui se situe dans la plage d'erreur normale. La figure 6 présente une comparaison de la courbe de performance hydraulique obtenue par expérimentation et simulation pour le VLSFP simple. Cela a montré que la concordance des données est parfaite. Les résultats ci-dessus vérifient que la méthode de simulation numérique est fiable et peut être utilisée pour prédire les caractéristiques internes et externes du VLSFP unique.

Caractéristiques de performance du VLSFP unique.

Les performances hydrauliques du multi-VLSFP sont analysées pour vérifier la rigidité structurelle et la résistance du rotor sous précontrainte. Six conditions de travail, à savoir 0,2Qd, 0,65Qd, 1,0Qd, 1,2Qd, 1,4Qd et 1,5Qd, sont calculées par la même méthode de simulation numérique que le VLSFP simple. Le tableau 3 montre les performances hydrauliques simulées. En référence au tableau 2, la tête simulée du multi-VLSFP est bien supérieure (environ 2,3 à 2,8 fois) à celle du mono-VLSFP dans les mêmes conditions de travail, ce qui correspond à la situation réelle. Comme le montre la Fig. 7, l'efficacité simulée du multi-VLSFP est légèrement inférieure à celle du mono-VLSFP, ce qui est également conforme à la situation réelle du projet.

Courbe de performance hydraulique du multi-VLSFP.

Cette étude conçoit trois schémas de connexion de différentes longueurs d'arbre par un logiciel de modélisation. La rainure de clavette, les accouplements à manchon et d'autres pièces sont simplifiés en conséquence sur la base de ne pas affecter la structure de base du rotor d'arbre. Une telle manière peut réduire le nombre de grilles du rotor d'entraînement sous le principe d'assurer une meilleure qualité de grille pour raccourcir le temps de calcul. Combinant la conception d'arbre d'origine du modèle XBC18-178-240LC3 et la capacité de traitement réelle de l'usine de pompes, trois arbres intermédiaires à segment unique désignés par les arbres Z4, Z5 et Z6 sont illustrés à la Fig. 8. Chaque partie de trois arbres intermédiaires est le même, à l'exception de la longueur de la partie médiane.

Trois arbres intermédiaires mono-segments : Z4, Z5 et Z6.

La figure 9b est le modèle original du rotor d'arbre VLSFP, qui se compose de 7 arbres simples (1 arbre de roue, 5 arbres intermédiaires et 1 arbre d'entraînement) à travers les accouplements à manchon, et les paramètres de conception de chaque pièce sont présentés en détail dans "Modèle rubrique "Introduction". Ce modèle est appelé modèle Z5, car il dispose de 5 arbres intermédiaires. De même, les Fig. 9a,c montrent les modèles avec 4 et 6 arbres intermédiaires, appelés respectivement Z4 et Z6. Toutes les pièces du rotor d'arbre sont les mêmes dans les trois modèles, à l'exception de la longueur et du nombre de l'arbre intermédiaire unique, et la longueur totale du rotor d'arbre reste inchangée.

Trois modèles de rotor d'arbre VLSFP.

ANSYS Workbench18.0 est utilisé pour effectuer une analyse statique du rotor. Il est nécessaire de définir les conditions aux limites du rotor en fonction des conditions réelles. Les conditions aux limites font référence aux charges et aux appuis. Pour le VLSFP de cet article, trois types de charges sont considérées : la force fluide, la force gravitationnelle et la force centrifuge. La force du fluide est chargée pour réaliser une interaction fluide-structure unidirectionnelle. Ici, l'interaction fluide-structure fait référence à un couplage de champs multi-physiques entre les lois décrivant la dynamique des fluides et la mécanique des structures. Lorsqu'un fluide en écoulement entre en contact avec une structure solide, la structure est soumise aux contraintes et aux déformations, et ces forces déforment la structure. De plus, la force gravitationnelle est chargée en ajoutant une accélération gravitationnelle verticale vers le bas, et la force centrifuge est chargée en ajoutant la vitesse de rotation. Pour le choix des contraintes, le rotor d'arbrement étant cylindrique, des "Supports Cylindriques" sont chargés sur les emplacements du roulement pour limiter le déplacement axial et radial du rotor. En outre, le "déplacement à distance" est chargé sur la surface supérieure de l'arbre d'entraînement pour limiter la rotation du rotor, à l'exception de la rotation axiale.

En prenant le modèle original (Z5) comme exemple. Les figures 10a à d montrent la force du fluide et la figure 10e montre la force gravitationnelle et la force centrifuge, où "A" représente la force centrifuge et "B" représente la force gravitationnelle. La figure 10f montre le réglage du support du modèle de rotor, dans lequel les "supports cylindriques" sont représentés par les lettres "AI" et le déplacement à distance est représenté par la lettre "J".

Définition des conditions aux limites.

Les réglages des charges et appuis ci-dessus assurent efficacement la cohérence entre le calcul statique et l'état réel de fonctionnement du rotor. De plus, des facteurs tels que le couple gyroscopique et les changements de charge soudains ont peu d'effet sur les résultats de la statique du rotor, qui ne sont pas pris en compte dans cet article.

Les figures 11a à c montrent les distributions de déformation des modèles Z4, Z5 et Z6 dans les quatre conditions de travail de 0,2Qd, 0,65Qd, 1,0Qd et 1,2Qd. Les trois roues sur les figures sont appelées roue de premier, deuxième et troisième étage de droite à gauche, respectivement (idem ci-dessous). Selon la théorie de l'interaction fluide-structure, en raison de l'action de la charge du fluide sur la roue, la déformation du rotor se produit principalement sur la roue. Comme le montre la figure, la déformation de la roue augmente à mesure que le nombre d'étages de roue augmente, et la déformation maximale se produit au niveau du bord supérieur de la couronne de la roue du troisième étage. La raison en est que le fluide a gagné de l'énergie en raison de la rotation de la roue, et donc plus le fluide passe d'étapes à travers la roue, plus il obtient d'énergie. Par conséquent, la pression de fluide sur la roue à aubes du premier étage est la plus petite, et à mesure que le nombre d'étages de roue augmente, la pression de fluide sur la roue à aubes augmente progressivement. De plus, à mesure que le débit augmente, la répartition globale de la pression des roues devient plus uniforme, car la pression de sortie de la roue dans des conditions de débit élevé est inférieure à celle dans des conditions de faible débit. Avec l'augmentation du débit, la déformation de l'impulseur a été continuellement réduite et devient relativement plus uniforme. Une telle tendance est fondamentalement cohérente avec celle de la pression du fluide à l'intérieur de la roue.

Répartition des déformations des trois modèles sous quatre conditions de travail.

Les figures 12a à c montrent la distribution des contraintes équivalentes des modèles Z4, Z5 et Z6 dans les quatre conditions de travail de 0,2Qd, 0,65Qd, 1,0Qd et 1,2Qd. Du fait que la roue est soumise à une interaction fluide-structure, la contrainte équivalente du rotor se répercute principalement sur la roue, dont la tendance de variation est la même que celle de la déformation. On peut voir sur la Fig. 12a que la contrainte équivalente maximale des roues du modèle Z4 dans les quatre conditions de travail de 0,2Qd, 0,65Qd, 1,0Qd et 1,2Qd est de 126,98 MPa, 111,44 MPa, 100,02 MPa et 92,186 MPa, respectivement. . La valeur maximale de 126,98 MPa est trouvée pour la plus petite condition d'écoulement 0,2Qd, qui est toujours inférieure à sa contrainte admissible (qui est de 250 MPa comme indiqué dans la section "Introduction du modèle"), ce qui implique que le matériau du rotor répond aux exigences de résistance. Par conséquent, la résistance structurelle du modèle Z4 répond aux exigences de conception. De même, comme le montrent les Fig. 12b, c, la contrainte équivalente maximale pour le modèle Z5 et le modèle Z6 est de 116,5 MPa et 134,6 MPa, respectivement, tous deux sous une condition de 0,2Qd, qui est inférieure à la contrainte admissible.

Répartition des contraintes équivalentes des trois modèles dans quatre conditions de travail.

Afin de refléter intuitivement les tendances de changement des paramètres statiques de trois modèles, la Fig. 13 montre le maximum de déformation du rotor dans les quatre conditions de travail de 0,2Qd, 0,65Qd, 1,0Qd et 1,2Qd pour les trois modèles de Z4, Z5 et Z6. On peut voir sur la figure que les tendances de changement des trois modèles sont fondamentalement les mêmes, et la déformation est la plus grande sous la condition de petit débit de 0,2Qd, car le débit interne de la roue n'est pas uniforme, et alors certaines zones de la roue seraient soumises à une force plus importante dans des conditions de faible débit. De plus, par rapport aux modèles Z4 et Z6, la valeur de déformation du modèle Z5 (modèle original) représentée par la ligne rouge a une tendance à la baisse plus importante avec l'augmentation du débit. Dans les conditions nominales et au-delà, la déformation maximale du modèle Z5 est toujours inférieure à celle du modèle Z4 ou Z6, ce qui indique que la conception structurelle du modèle Z5 est plus raisonnable. Cependant, la déformation maximale des modèles Z4 et Z6 se situe dans une plage raisonnable (le degré de déformation du rotor est généralement : 10–2–10−1 mm), ce qui répond également aux exigences de conception de la structure du rotor.

Variation de la déformation maximale de trois modèles sous quatre conditions de travail.

La figure 14 montre la contrainte équivalente maximale de Z4, Z5 et Z6 dans les quatre conditions de travail de 0,2Qd, 0,65Qd, 1,0Qd et 1,2Qd. On peut voir sur la figure que les tendances de variation des trois modèles sont fondamentalement les mêmes, la valeur maximale se produisant toujours sous la condition de petit débit de 0,2Qd. La raison de ce phénomène est également que le flux interne de la roue n'est pas uniforme, et certaines zones de la roue seraient alors soumises à une force plus importante dans des conditions de faible débit. De plus, par rapport aux modèles Z4 et Z6, la valeur de contrainte équivalente du modèle Z5 (modèle original) est la plus petite, ce qui indique que la conception structurelle du modèle Z5 est plus raisonnable. Bien que la contrainte équivalente maximale des modèles Z4 et Z6 soit supérieure à celle du modèle Z5, elle reste inférieure à la contrainte admissible du matériau du rotor, ce qui est également conforme aux exigences de sécurité de conception structurelle.

Distribution maximale des contraintes équivalentes de trois modèles dans quatre conditions de travail.

La figure 15 montre les 12 premières fréquences propres des trois modèles de Z4, Z5 et Z6 en mode sec. Le mode sec fait référence au mode inhérent de la structure dans l'air, quelle que soit l'influence du fluide environnant sur le mode de la structure. Étant donné que la masse d'eau de la roue à aubes pourrait être négligée, par rapport à la masse de l'ensemble du rotor d'arbre, et que la précontrainte a peu d'influence sur le mode du rotor, l'article choisit d'analyser les caractéristiques inhérentes du rotor d'arbre dans le mode sec. Comme le montre la figure 15, avec l'augmentation de l'ordre, la fréquence propre du rotor présente généralement une tendance à la hausse. De plus, la fréquence naturelle du modèle Z6 est la plus grande et la fréquence naturelle du modèle Z4 est la plus petite sous le même ordre. La raison de ce phénomène est que plus la longueur de l'arbre intermédiaire monosegment est longue, moins il y a d'arbres intermédiaires et moins il faut d'accouplements et de supports de palier. Ainsi, l'accouplement et la rigidité de support de l'ensemble du rotor d'arbre sont réduits, ce qui réduit directement la fréquence naturelle de l'ensemble du rotor d'arbre.

Graphiques de fréquence propre de trois modèles en mode sec.

Les formes de vibration du rotor peuvent refléter les amplitudes de vibration et de torsion de chaque partie de celui-ci, ce qui est bénéfique pour trouver une partie plus faible de la conception de la structure. Les premières formes de vibration d'ordre 12 de trois modèles de Z4, Z5 et Z6 sont illustrées à la Fig. 16. Ici, le même ordre de formes de vibration des trois modèles est rassemblé pour analyse et les trois modèles de haut en bas sont Z4 , Z5 et Z6 respectivement. Le système de coordonnées dans le coin inférieur droit reflète l'orientation réelle du rotor et le grossissement du déplacement est de 100. On peut voir sur la figure que pour trois modèles, les formes de vibration de premier et de second ordre sont la déformation en flexion et la plus grande déformation apparaît au milieu du premier roulement et du premier arbre intermédiaire. Cependant, plus l'ordre est élevé, plus la forme de vibration est complexe. Pour les formes de vibration de troisième ordre et au-dessus, les déformations du rotor consistent en des vibrations transversales et de torsion, et les positions de mélange se produisent essentiellement sur les arbres intermédiaires, ce qui est dû à l'augmentation de la fréquence propre et de la vitesse critique de l'ensemble du rotor d'arbre. système.

Formes de vibration des trois modèles.

Le tableau 4 montre les vitesses critiques des trois modèles. Dans le tableau, "WD" représente la direction du tourbillon, "CS" représente la vitesse critique, "BW" représente le tourbillon arrière et "FW" représente le tourbillon avant. Selon la base théorique de la dynamique du rotor, les vitesses critiques correspondant au "FW" sont les vitesses critiques réelles du rotor. On peut voir dans le tableau que les six premières vitesses critiques du modèle Z4 sont 1952,4 r/min, 2711,5 r/min, 3296,4 r/min, 4054,9 r/min, 5858,0 r/min et 7375,9 r/min, respectivement. Lorsque la vitesse de travail du rotor est inférieure à 0,8 fois sa vitesse critique de premier ordre, le rotor peut éviter la résonance24. Étant donné que la vitesse de travail du VSLFP est de 1485 tr/min et que 1485 est inférieur à 0,8 \(\times \) 1952,4, la structure du modèle Z4 répond aux exigences de conception dynamique. De même, les cinq premières vitesses critiques du modèle Z5 sont respectivement de 2 719,6 tr/min, 4 555,7 tr/min, 5 368,5 tr/min, 6 311,4 tr/min et 8 513,8 tr/min. Notez que 1485 est inférieur à 0,8 \(\times \) 2719,6, indiquant que la structure du modèle Z5 répond aux exigences de conception dynamique. De même, pour le modèle Z6, la vitesse critique de premier ordre, 3488,9 tr/min, est encore plus élevée, ce qui indique que la structure du modèle Z6 répond aux exigences de conception dynamique.

La figure 17 montre les vitesses critiques des modèles Z4, Z5 et Z6 dans les 12 premiers modes. Dans la figure, les 6 cercles verts sur la courbe noire représentent les premières vitesses critiques d'ordre 6 du modèle Z4, les 5 cercles violets sur la courbe rouge représentent les premières vitesses critiques d'ordre 5 du modèle Z5, et les 6 cercles marrons sur la courbe bleue représente les premières vitesses critiques d'ordre 6 du modèle Z6. De plus, les vitesses critiques de premier ordre de trois modèles apparaissent toutes dans le mode de second ordre. Cependant, la vitesse critique de second ordre du modèle Z4 apparaît dans le mode de quatrième ordre, alors que celle du modèle Z6 apparaît dans le mode de cinquième ordre, et celle du modèle Z5 apparaît dans le mode de sixième ordre. Cela indique que la résonance de second ordre du modèle Z5 (modèle original) est retardée, par rapport aux modèles Z4 et Z6. De plus, on peut voir sur la figure que la vitesse critique du modèle Z6 est la plus grande et que la vitesse critique du modèle Z4 est la plus petite. La raison de ce phénomène est la même que dans la section "Analyse de la fréquence naturelle du rotor".

Comparaison des vitesses critiques sur trois modèles.

Selon le contrôle de contrainte de la roue, le contrôle de vitesse critique du rotor d'arbre, etc., les trois modèles (modèle Z4, modèle Z5 et modèle Z6) répondent aux exigences de la conception de la structure du rotor et de la conception dynamique. Cependant, dans le projet d'ingénierie réel, le VLSFP, qui est connecté à plus de segments d'arbre, doit prendre plus de temps et de coût de main-d'œuvre lorsqu'il est installé et démonté plusieurs fois avant et après le test ou l'opération. Pour résumer, l'article sélectionne le modèle Z4 comme étant le modèle optimal et fournit un support théorique pour l'optimisation ultérieure de la conception de la pompe à incendie à arbre long vertical.

L'article a sélectionné XBC18-178-240LC3 VLSFP comme objet de recherche, en utilisant un logiciel de modélisation pour concevoir trois modèles (modèle Z4, modèle Z5 et modèle Z6) reliés par une longueur et un nombre différents de section d'arbre sous la même longueur totale des arbres intermédiaires. , puis la force du rotor et la vitesse critique de trois modèles ont été analysées et vérifiées via la simulation CFD et le logiciel Workbench. Les principales conclusions étaient les suivantes :

Avec l'augmentation du débit, la déformation et la contrainte équivalente de la roue ont été continuellement réduites et sont devenues plus uniformes.

Grâce à la vérification de la résistance de la roue, la contrainte équivalente maximale des trois modèles était inférieure à la contrainte admissible du matériau du rotor, ce qui indiquait que leur conception structurelle répondait aux exigences de sécurité.

Grâce à la vérification de la vitesse critique du rotor d'arbre, la vitesse de travail du VLSFP était inférieure à 0,8 fois la vitesse critique de premier ordre des trois modèles, ce qui indique que le rotor peut éviter la résonance et que la structure des trois modèles a rencontré la dynamique exigence de conception.

Selon la vérification des contraintes de la roue et la vérification de la vitesse critique du rotor d'arbre, combinant le temps et le coût de la main-d'œuvre lorsque le VLSFP a été installé et démonté plusieurs fois avant et après le test ou l'opération, le document a sélectionné le modèle Z4 pour être le modèle optimal, qui peut fournir un support théorique pour l'optimisation ultérieure de la conception de la pompe à incendie verticale à arbre long.

L'article manquait de vérification expérimentale de la dynamique. En raison de la structure complexe et du grand volume du VLSFP, il n'y avait pas de site de test correspondant à l'heure actuelle. Par conséquent, dans les recherches ultérieures, la réduction d'échelle du modèle VLSFP serait envisagée, puis le test de dynamique du rotor serait effectué.

Les ensembles de données générés ou analysés au cours de l'étude en cours sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande raisonnable.

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Ce travail a été soutenu par les projets Industry Foresight et Key Core Technology de la province du Jiangsu [numéros de subvention : BE2019009-01].

Centre national de recherche sur les pompes, Université du Jiangsu, Zhenjiang, 212013, Chine

Haiqin Song, Jinfeng Zhang et Fan Zhang

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HS : Conceptualisation, Simulation numérique, Analyse formelle, Investigation, Rédaction de l'ébauche originale. JZ : Méthodologie, supervision, enquête, révision et édition. FZ : Réviser et peaufiner.

Correspondance à Haiqin Song.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Song, H., Zhang, J. & Zhang, F. Analyse de la force du rotor et de la vitesse critique d'une pompe à incendie verticale à arbre long connectée à différentes longueurs d'arbre. Sci Rep 12, 9351 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-13320-z

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Reçu : 24 janvier 2022

Accepté : 23 mai 2022

Publié: 07 juin 2022

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

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