2.1 Požadavky investora, zadání

2.1 Požadavky investora, zadání 

ČOV pro malé aglomerace s produkcí splaškových odpadních vod 5 000 m3/den,



minimalizace investičních a provozních nákladů, minimalizace spotřeby el. energie,



jednoduchost technologických zařízení a strojů, co nejmenší potřeba údržby a obsluhy ČOV,



minimalizace záboru půdy,



požadavek na zařízení s minimální hlučností,



hodnoty parametrů odtoku (koncentrace znečištění na odtoku) v souladu s platnou legislativou. Problematika řeky Nil je legislativně ošetřena předpisem „The Executive Regulation Of Law No. 48/1982 – Regarding The Protection of the River Nile and Waterways Against Pollution“ Kvality vyčištěné odpadní vody se týká „Výnos No. 8/1983 a změny 140/1984, 43/1985, 9/1988, 106/1991 – článek 66 – maximum limits for the standard measures and specifications sanitary drainage water which is licensed to be discharged into non- potable water surfaces“. Hodnoty koncentrace znečištění na odtoku z ČOV jsou uvedeny v tabulce č.1.

Tab. 1 Požadované hodnoty ukazatelů znečištění na odtoku z ČOV ukazatel



hodnota

parametr

BSK5

60

mg/l

CHSKCr

80

mg/l

NL

50

mg/l

Zátěžové parametry Předpokládané hydraulické a látkové zatížení je uvedeno v tabulce č.2 a č.3. Hodnoty zátěžových parametrů mohou být mírně odlišné pro jednotlivé konkrétní aglomerace.

Tab. 2 Hydraulické zatížení ukazatel

hodnota

parametr

Průměrný denní bezdeštný přítok

Q24

5 000

m3/den

Maximální bezdeštný denní přítok

Qd

6 750

m3/den

Maximální bezdeštný hodinový přítok

Qh

506,3

m3/h

Tab. 3 Látkové zatížení ukazatel

hodnota

parametr

BSK5

2 500

kg/den

CHSKCr

5 000

kg/den

NL

3 000

kg/den

- 76 -

2.2 Návrh technologického a stavebního řešení ČOV Pro dosažení požadované koncentrace znečištění na odtoku a respektování požadavku na minimalizaci záboru půdy pro výstavbu ČOV byla navržena mechanicko-biologická ČOV s hygienizací odtoku v následujícím technologickém uspořádání: 

Mechanické předčištění (česle, lapák tuků, Imhoff tank)



Biologické čištění (skrápěné biologické filtry s plastovou náplní, dosazovací nádrže)



Hygienizace odtoku (chlorace)



Kalové hospodářství (Imhoff tank, kalová pole)

Technologické uspořádání je zřejmé z následujícího Obr. 1. Technologie čištění bude podrobněji popsána v další kapitole.

Obr. 1 Technologické schéma ČOV Začleněním Imhoff tanků jsme získali v jednom stavebním objektu prostor pro dva technologické procesy. Jednak zde dochází k separaci části suspendovaných látek přiváděných v odpadní vodě a to ve vrchní vrstvě nádrže a zároveň v Imhoff tancích dochází k zahušťování a vyhnívání kalu ve spodní části nádrže. S ohledem na požadavek minimalizace záboru půdy byl skrápěný biologický filtr a dosazovací nádrž sloučeny do jednoho stavebního objektu. Ze situačního schématu ČOV, viz Obr. 2 je zřejmé uspořádání stavebních objektů s minimalizací záboru půdy.

- 77 -

Obr. 2 Situační schéma ČOV

3 ČOV SAHRAGT ČOV Sahragt El Sughra byla navržena tak, aby zajistila čištění splaškových odpadních vod produkovaných obyvateli dvou aglomerací – města a příměstských oblastí - aglomerací SAHRAGT EL-SUGHRA a FESHA BENA.

3.1 Dopravování odpadní vody na ČOV Odpadní voda je dopravována gravitační stokovou sítí do sacích jímek čerpacích stanic odkud je na ČOV Sahragt čerpána dvěmi čerpacími stanicemi. Parametry čerpacích stanic uvádí následující tabulka č.4. Tab. 4 Parametry čerpacích stanic:

Name of village

Sahragt Elsughra

Fesha Bena

No. of sewage pumping station

Two

Two

No. of pumps

Q m3/hour

H.P.

Head m

240

75

2 electric

200

50

1 diesel

160

41

60

2 electric

Both 200

Both 50

60

1 diesel

160

41

60

60

Diameter of delivery pipe

10 “

10 “

Provoz čerpacích stanic by měl být nastaven tak, aby nebylo na ČOV čerpáno více než 506,3 m3/h, což je maximální přítok, na který je ČOV navržena. Čerpací stanice nejsou předmětem realizace tohoto projektu.

- 78 -

3.2 Kapacita ČOV, návrh technologie, projektované parametry ČOV 3.2.1 Hydraulické a látkové zatížení Dle zadávacích podkladů je výhledový počet obyvatel pro aglomeraci Sahragt El Sughra a Feshna Bena v roce 2030 – cca 50 000 EO. Pro výhledový počet EO je průměrná denní spotřeba vody resp. průměrný denní přítok na ČOV 5 000 m3/den. Hydraulické a látkové zatížení je tedy shodné s bodem 2.1.6. tohoto příspěvku. 3.2.2 Navrhovaná technologie ČOV je navržena jako mechanicko-biologická ČOV s hygienizací odtoku a uskladněním kalu na kalových polích v následujícím technologickém uspořádání: 

Mechanické předčištění (česle, lapák tuků, Imhoff tanks) Mechanické přečištění představuje dvoje hrubé česle mechanicky stírané, s průlinami 20 mm. Na tyto česle je přiváděná (čerpána z čerpacích stanic) surová odpadní voda, která následně gravitačně natéká na vertikální lapák písku o průměru 3,45 m a z něj do distribuční komory. Z distribuční komory je gravitačně dopravována potrubím DN 400 na 3 Imhoff tanky, kde probíhá ve vrchní části separace sedimentovatených částic obsažených v mechanicky předčištěné odpadní vodě a zároveň ve spodní části probíhá zahušťování a vyhnívání kalu. Vyhnilý kal je periodicky odtahován na kalová pole. Mechanicky předčištěná voda gravitačně natéká potrubím DN 400 na skrápěné biologické filtry.



Biologické čištění (skrápěné biologické filtry s plastovou náplní, dosazovací nádrže) Mechanicky předčištěná odpadní voda je rozstřikováná otáčivými skrápěči na na plastovou náplň biofiltru. Plastová náplň je nosičem biologického fitru díky němuž dochází k biologickému čistění odpadní vody. Odpadní voda stéká po náplní na dno filtru a zněj odtéká do dosazovací nádrže, která je umístěna pod skrápěným biologickým filtrem. V dosazovací nádrži dochází k separaci biologického kalu (strhávaného z náplně filtru) a biologicky vyčištěné vody, která gravitačně natéká do chlorační komory. Část vyčištěné vody odtékající z dosazovací nádrže je nutno recirkulovat, tak aby bylo zajištěno alespoň minimální povrchové hydraulické zatížení nutné pro skrápění povrchu náplně. Separovaný biologický kal je dopravován do čerpací stanice kalu a z ní je periodicky čerpán do distribuční komory Imhoff tanků.



Hygienizace odtoku (Chlorace) Biologicky vyčištěná odpadní voda je hygienicky zabezpečená (desinfikována) chlorací v chlorační komoře.



Kalové hospodářství (Imhoff tank, kalová pole) Ve spodní částí Imhoff tanků dochází k zahušťování a vyhnívání primárního kalu, který je produktem separace suspendovaných částic ve vrchní části Imhoff tanků a zároveň kalu biologického, který vzniká při biologickém čištění OV na skrápěných biologických filtrech. Tento směsný kal je stabilizován anaerobně a to ve spodní části Imhoff tanků a následně je odtahován na kalová pole.

3.3 Realizace výstavby a dodávky technologie Realizací této stavby byla pověřena společnost KAHA jako generální dodavatel a dodavatel části technologie. Sigmainvest spol. s r.o. zpracoval projekt této ČOV a dodal tu část technologie, kterou firma KAHA nebyla připravena vyrobit. Stavební část realizovala místní stavební firma EGYCO. Realizovaná ČOV – viz Obr. č. 3-4. Na Obr. 4 jsou zobrazeny skrápěné biologické filtry s plastovou náplní a dosazovací nádrže (jeden stavební objekt).

- 79 -

Obr. 3 ČOV Saghrat

Obr. 4 Skrápěné biologické filtry s plastovou náplní a dosazovací nádrže

3.4 PROVOZ ČOV, PRVNÍ PROVOZNÍ VÝSLEDKY ČOV Sahragt byla uvedena do provozu v prosinci 2012. Do dubna roku 2013 byla na ČOV napojena pouze část aglomerace Sahragt, kdy byla v provozu pouze jedna ze dvou čerpacích stanic. Od dubna 2013 je na ČOV připojena také aglomerace FESHA BENA. Z pohledu požadavku na minimalizaci záboru půdy, požadavku na zařízení s minimální hlučností, jednoduchosti technologických zařízení a strojů, co nejmenší potřeby obsluhy a údržby můžeme konstatovat, že jsme zadání investora splnili. Počáteční provozování provází řada skutečností, které mají vliv na vyhodnocení provozu. Jedná se zejména o významnou poruchovost starých čerpacích stanic, které dopravují splaškovou odpadní vodu na ČOV. Z tohoto důvodu nebyla ČOV prakticky zatěžována odpovídajícím zatížením, nelze tedy provést celkové technicko-ekonomické posouzení fungování ČOV.

- 80 -

Z výše uvedených důvodu je zde jako technologické vyhodnocení provozu uveden graf hydraulického zatížení ČOV v období 1.1. až 30.4. 2013 (Obr. 5), ze kterého lze vyčíst denní přítoky na ČOV Sahragt. Ve sledovaném období byla dosažena maximální hodnota denního přítoku 2271 m3. Hodnota aritmetického průměru z hodnot denních přítoků v období leden až 4. březen, je 629 m3/den, ve velmi krátkém období, kdy byla funkční také čerpací stanice Fesha bena (nebyla funkční ČS Sahragt 2) 1553 m3. Z hlediska hydraulického zatížení bylo dosaženo maximálně 45,4% v porovnání s projektovaným zatížením. Sahragt - total inflow (1.1.-. 4.4. 2013) - m3 / day 3000,00

2500,00

total inflow m 3/day

2000,00

1500,00

1000,00

500,00

01 3 .2

.2

01 3 30 .4

01 3 23 .4

.2

01 3

16 .4

4. 2

01 3 9.

4. 2

.2

01 3 2.

.2

01 3 26 .3

.2

01 3 19 .3

01 3

12 .3

3. 2

.2

01 3 5.

01 3 .2

26 .2

.2

01 3 19 .2

12 .2

01 3

01 3 .2

2. 2 5.

.2

01 3 29 .1

.2

01 3 22 .1

01 3

15 .1

1. 2 8.

1.

1. 2

01 3

0,00

čas

Obr. 5 Hydraulické zatížení ČOV Saghrat v období 1.1.-4.4.2013

4 ZÁVĚR V prosinci roku 2012 byla úspěšně dokončena výstavba pilotního projektu čistíren odpadních vod pro malé aglomerace o kapacitě cca 5 000 m3/den v oblasti severního Egypta – čistírna Sahragt. Od prosince 2012 jsou postupně na ČOV připojovány projektované aglomerace, resp. jsou postupně napojeny příslušné čerpací stanice, které však vykazují značnou poruchovost, proto se nyní řeší jejich problematika. Po zprovoznění a následném optimálním provozování čerpacích stanic lze předpokládat, že bude ČOV zatížena látkově a hydraulicky tak, aby bylo možné provést odborné technicko - ekonomické vyhodnocení provozu, u kterého předpokládáme dosažení všech hodnot projektovaných parametrů.

LITERATURA [1]

KOČÍ, V. Egyptské vodárenské provozy v Káhiře. In Ekotoxikologie. VŠCHT Praha.

[2]

Sigmainvest spol.s.r.o. Projekt – Wastewaer Treatment plant Sahragt El-Sughra, t, 2008.

[3]

Provozní deník Saghragt El- Sughra, 2012 -2013.

[4]

The Executive Regulation Of Law No. 48/1982 – Regarding The Protection of the River Nile and Waterways Against Pollution, 1982.

- 81 -

- 82 -

SOUČASNÉ TRENDY VÝVOJE ČERPACÍ TECHNIKY Vědecko-technická konference, Lutín 2013

MODERNIZACE HLAVNÍCH CIRKULAČNÍCH ČERPADEL JADERNÝCH ELEKTRÁREN Břetislav KLÍMA* Abstrakt Zvýšení úrovně jaderné a technické bezpečnosti při současném prodloužení provozuschopnosti a snížení provozních nákladů je současným trendem v oblastí modernizací hlavních cirkulačních čerpadel provozovaných v technologických systémech primárního okruhu jaderných elektráren typu VVER 440.

1 ÚVOD V jaderných elektrárnách typu VVER 440 (Dukovany, Jaslovské Bohunice, Mochovce) jsou provozována čerpadla typu GCN-317 (výrobce Rusko), která zajišťují cirkulaci teplonosného média v hlavním cirkulačním potrubí primárního okruhu. Jmenovité parametry čerpadla: Průtočné množství

7 250 mᵌ/hod

Tlak na sání

12,26 MPa

Měrná energie

533 J/kg

Dopravované médium

chladivo primárního okruhu

Teplota média

270º C

Otáčky

1 500 ot/min

Konstrukčně je čerpadlo řešeno jako vertikální, jednostupňové, které je poháněno asynchronním elektromotorem typu AVC-1600-1500 U5.V primárním okruhu je provozováno 6 ks čerpacích soustrojí instalovaných v cirkulačním potrubí reaktoru s centrálním olejovým systémem zajišťujícím mazání ložisek čerpadla a elektromotoru.

Obr. 1 Schéma rozmístění hlavních cirkulačních čerpadel *

Ing., SIGMA-ENERGO s.r.o., Na Nivkách 299, Třebíč, tel. (+420) 56 110 5497, e-mail [email protected]

- 83 -

Zvyšující se nároky na úroveň jaderné a technické bezpečnosti včetně dosažení přiměřených provozních nákladů jsou důvodem neustálého hodnocení stanovených provozních parametrů čerpacích zařízení a hodnocení stavu jednotlivých konstrukčních částí v období periodických revizí čerpacích zařízení v rámci plánovaných i neplánovaných odstávek jednotlivých bloků jaderných elektráren. Společnost SIGMA GROUP,a.s. , která se podílela na dodávkách a montážích čerpacích zařízení v jaderných elektrárnách zajišťuje komplexní servis uvedených čerpacích zařízení prostřednictvím své dceřiné společnosti SIGMA-ENERGO s.r.o.. Prioritním cílem této společnosti je zajišťovat komplexní servis čerpadel na vysoké úrovni včetně neustálého rozvoje modernizace konstrukčního uspořádání soustrojí ve spolupráci s výrobcem zařízení, provozovatelem zařízení a specializovaných firem v oblasti technického vývoje a výroby jednotlivých komponent čerpacích zařízení. Pozornost je zaměřena na několik základních oblastí pro modernizaci:  těsnost soustavy,  prodloužení životnosti,  vibrace.

Obr. 2 Hlavní cirkulační čerpadlo

- 84 -

Obr. 3 Řez čerpadlem

2 ROZSAH MODERNIZACE-TĚSNOST SOUSTAVY 2.1 Těsnění hlavní dělící roviny K utěsnění hlavní dělící roviny je používáno těsnění z austenitické oceli, které je umístěno v hlavním silovém toku. Vzhledem k nevhodně zvolenému materiálu těsnění a k vlastní konfiguraci přírubového spoje dochází v průběhu provozu čerpadla k deformaci těsnící plochy a nutnosti jejího opracování v rámci revizí zařízení. Současně z důvodu omezené pružnosti těsnění je zvýšená pravděpodobnost vzniku netěsnosti v průběhu přechodových jevů primárního okruhu. Realizována záměna těsnění za hřebenové s grafitovou oboustrannou folií včetně umístění nového těsnění do nového prostoru. Hřebenové těsnění svojí pružností výrazně snižuje pravděpodobnost vzniku netěsností v průběhu provozu. Konstrukce těsnění současně umožňuje snížení utahovací síly a tím zamezení následné deformace těsnící plochy a tím k prodloužení životnosti těsnící plochy.

- 85 -

Obr. 4 Řez hlavní dělící rovinou čerpadla Současně s konstrukční úpravou těsnění hlavní dělící roviny byla realizována modernizace a výroba hydraulického utahovacího přípravku, který plně zajišťuje dosažení předepsaných parametrů předpětí svorníků spojující přírubový spoj hlavní dělící roviny.

Obr. 5 Hydraulický utahovací přípravek

- 86 -

2.2 Těsnění přírubových spojů pomocných systémů Problematika těsnění přírubových spojů pomocných systémů hlavního cirkulačního čerpadla je obdobná jako u těsnění hlavní dělící roviny. Nevhodně zvolený základní materiál těsnění (v tomto případě Cu) a vlivem velkých utahovacích sil dochází k deformacím těsnících ploch a zvyšování nákladů na opracování ploch. Pro modernizované přírubové spoje je používáno také hřebenové těsnění s grafitovou oboustrannou folií. Konstrukční úprava umožňuje snížení utahovacích sil a zvýšená pružnost těsnění zajišťuje snížení pravděpodobnosti vzniku netěsností vlivem přechodových jevů v průběhu provozu soustrojí.

2.3 Těsnění 4-stupňové mechanické ucpávky K zamezení úniku čerpaného média primárního okruhu přes rotorovou část je v čerpadle použita 4 – stupňová mechanická ucpávka, u které jsou jednotlivé konstrukční prvky utěsněny pomocí sady gumových o-kroužků. Nevhodné tvarové a materiálové vlastnosti zvyšují pravděpodobnost snížení požadovaných těsnících parametrů mechanické ucpávky. Společnost vlastním vývojem a ve spolupráci se specializovanými výrobci o-kroužků realizuje vlastní výrobu nových typů těsnění, které svými vlastnostmi zajišťuje dodržení stanovených těsnících parametrů při současné požadované životnosti – tj. zabezpečení 6-ti letého cyklu revizí čerpacích zařízení.

2.4 Těsnění rozváděcího kola Ve spolupráci s výrobním závodem hlavních cirkulačních čerpadel je průběžně realizována úprava těsnící plochy a vlastní záměna těsnění rozváděcího kola. Původní konstrukční uspořádání používá Cu materiál, který svými vlastnostmi nedokáže reagovat na teplotní změny v tělese rozváděcího kola. Realizovanou modernizací je upravena těsnící plocha a provedena záměna vlastního těsnění za grafitové.

Obr. 6 Rozváděcí kolo

- 87 -

2.5 Povrchové úpravy žárovými nástřiky Těsnící plochy statorových dílů mechanické ucpávky jsou průběžně opotřebovány vlivem chemického působení čerpaného média a velkou frekvencí pohybu vlastního těsnícího kroužku. Na základě vlastního vývoje provedena konstrukční úprava s aplikací žárového nástřiku na těsnicí plochu. Provedenou úpravou (keramický povrch) bylo dosaženo prodloužení životnosti dílů ucpávky včetně snížení provozních nákladů.

Obr. 7 Statorový díl mechanické ucpávky

Obr. 8 Těsnící plocha s keramickým povrchem

2.6 Upevnění oběžného kola V rámci zvýšení technické bezpečnosti čerpadla (uvolnění oběžného kola) a snížení pravděpodobnosti poškození jednotlivých dílů upevnění oběžného kola v průběhu demontáže a montáže v rámci servisní činnosti provedena úprava ve spolupráci s výrobním závodem čerpadla.

Obr. 9 Upevnění oběžného kola

- 88 -

2.7 Tepelná ochrana povrchů Pro zvýšení životnosti náboje oběžného kola a související plochy rozváděcího kola čerpadla byla provedena úprava v rozsahu dodatečné montáže ochranných pouzder (tepelné ochrany). Tepelná ochrana snižuje riziko poškození dotčených částí vlivem teplotních změn v rámci přechodových jevů v průběhu provozu čerpadel.

Obr. 10 Řez oběžným kolem

2.8 Záměna spojky V rámci dosažení optimální úrovně vibrací a snížení provozních nákladů na údržbu původních zubových spojek provedena konstrukční úprava s realizací instalace pružných spojek John Crane.

Obr. 11 Řez pružnou spojkou

- 89 -

2.9 Ochranné kryty kluzných prvků stojanů těles čerpadel Nosnou konstrukci čerpacího soustrojí tvoří tzv. trojnoha , která pro zajištění posuvu vlivem teplotních dilatací primárního potrubí je uložena na kulových oporách. Tyto kluzné prvky jsou chráněny proti nečistotám pryžovými manžetami. Na základě vlastního vývoje jsou dle speciálních matricí vyráběny nové manžety tvarově a materiálově vyhovující pohybu kluzných částí včetně zvýšené odolnosti proti teplotě a radiačnímu zatížení.

Obr. 12 Schéma čerpacího soustrojí

3 ZÁVĚR Uvedený rozsah modernizace hlavních cirkulačních čerpadel je výsledkem neustálého hodnocení stanovených provozních parametrů s cílem dosažení efektivních hodnot jak po stránce technické a ekonomické. Sledováním technického rozvoje a realizací vhodné aplikace jeho výsledků v různých oblastech problematiky konstrukce, provozování a zajištění komplexního servisu čerpacích zařízení zabezpečuje společnost SIGMA-ENERGO s.r.o. vysokou úroveň svých činností, přenos zkušeností a realizovaných aplikací do nových návrhů výrobního programu SIGMY GROUP, a.s. a tím uspokojování potřeb zákazníků.

- 90 -

SOUČASNÉ TRENDY VÝVOJE ČERPACÍ TECHNIKY Vědecko-technická konference, Lutín 2013

VÝZKUM KAVITACE A JEHO APLIKACE NA ZLEPŠENÍ PARAMETRŮ HYDRODYNAMICKÝCH ČERPADEL Milan SEDLÁŘ*, Patrik ZIMA**, Martin KOMÁREK***, Jiří ŠOUKAL**** Abstrakt Tento přehledový článek shrnuje nejnovější výzkum hydrodynamické kavitace a jeho aplikace na zlepšení parametrů hydrodynamických čerpadel ve společnosti Sigma Group, a.s. Jsou ukázány některé výsledky experimentálního výzkumu prováděného v kavitačním tunelu a na modelových čerpadlech v uzavřeném zkušebním okruhu Sigma VVÚ, s.r.o., i výsledky numerických simulací kavitačního proudění a jejich využití pro predikci a potlačení negativních vlivů kavitace na hydrodynamická čerpadla.

1 ÚVOD Hydrodynamická kavitace je jev, při kterém vznikají v proudovém poli kavitační bubliny v místech poklesu statického tlaku pod tlak sytých par čerpané kapaliny. U vodních čerpadel tyto bubliny obsahují jak vodní páru, tak i určité množství vzduchu, který je v čerpané vodě rozpuštěn nebo obsažen v podobě tzv. stabilních kavitačních jader (obtížně rozpustných mikrobublin). Kavitace patří mezi fyzikální jevy, které výrazně ovlivňuji provoz hydrodynamických čerpadel. Důvodem je skutečnost, že u čerpadel jsou hodnoty NPSH3 i NPSHb (čistá sací výška, při které dochází k poklesu dopravní výšky o 3 %, resp. čistá sací výška, při které dochází k úplnému kavitačnímu stržení) zpravidla výrazně nižší, než hodnota NPSHi (čistá sací výška, při které se objevují první kavitační bubliny). Přesto, že je kavitace široce využívána v mnoha praktických aplikacích (v lékařství, biochemii, při opracování povrchů, v nanotechnologiích apod.), způsobuje v čerpadlech nežádoucí účinky. Nejběžněji sledovaným projevem kavitace je pokles parametrů (dopravní výšky a účinnosti) čerpadla v souvislosti se vznikem velkého množství kavitačních bublin v průtočných kanálech oběžného kola. Proto je pro provoz čerpadla požadována sací výška větší než udává hodnota NPSH3 (nebo jiné podobné kritérium). Neméně závažným projevem kavitace je mechanické a elektrochemické poškození vnitřních povrchů pracovních částí – tzv. kavitační eroze. Kavitační eroze se vyskytuje v místě prudkých implozí (kolapsů) kavitačních bublin na pevném povrchu nebo v jeho blízkosti, například na lopatce oběžného kola. Nebezpečí kavitační eroze spočívá v tom, že k ní může docházet při režimech, ve kterých je čerpadlo běžně používáno. Nejméně známými nežádoucími účinky kavitace jsou dynamické účinky kavitace, tzv. kavitační nestability. Vznikají jako nestacionarity vyvolané v základním kapalinovém proudění samotnou kavitací a mohou způsobit výrazné zvýšení hluku a nežádoucí vibrace. Výsledkem může být až destrukce hydrodynamického stroje. Typickým příkladem je destrukce čerpadel s inducerem pro kryogenní kapalné pohonné hmoty raketových motorů provozovaných při extrémně vysokých otáčkách. Aplikovaný i základní výzkum kavitace má v Sigmě dlouholetou tradici a společnosti Sigma Výzkumný a vývojový ústav, s.r.o., a Centrum hydraulického výzkumu, s.r.o., patří mezi nejvýznamnější centra kavitačního výzkumu v České republice. První práce v 70. a 80. letech *

RNDr., CSc., Centrum hydraulického výzkumu, Jana Sigmunda 190, Lutín, tel. (+420) 585 652 423, e-mail [email protected] ** Ing., Ph.D., Ústav termomechaniky AV ČR, Dolejškova 1402/5, tel. (+420) 266 053 392, e-mail [email protected] *** Ing., Centrum hydraulického výzkumu, Jana Sigmunda 190, Lutín, tel. (+420) 585 652 420, e-mail [email protected] **** Ing., CSc., Centrum hydraulického výzkumu, Jana Sigmunda 190, Lutín, tel. (+420) 585 652 401, e-mail [email protected]

- 91 -

minulého století se zabývaly aplikovaným výzkumem, zejména měřením odolnosti různých materiálů vůči kavitační erozi a experimentální vizualizací kavitačních oblastí v oběžných kolech radiálních čerpadel. V posledním desetiletí minulého století byla navázána úzká spolupráce s Ústavem termomechaniky AV ČR (ÚT AV ČR) a pracovníci Sigmy se začali podílet na základním výzkumu kavitace a homogenní nukleace jak teoretickými a numerickými studiemi, tak i experimentálními prostředky [1]–[3]. Spolupráce s ÚT AV ČR umožnila pracovníkům Sigmy kontakty s významnými osobnostmi kavitačního výzkumu ve světě (prof. Delale, prof. Brennen, prof. Frank, prof. Tsujimoto a další) i zapojení do práce Mezinárodní asociace pro vlastnosti vody a páry – IAPWS [4] a vyústila ve společný tříletý grantový projekt Grantové agentury ČR s názvem „Vliv fyzikálních vlastností vody na nukleaci bublin a kavitační poškození v čerpadlech“. V průběhu tohoto projektu byl v Lutíně postaven kavitační tunel, který byl využit pro tvorbu teoretického modelu kavitačního poškození materiálu na základě znalosti silových a energetických účinků provázejících kolaps kavitačních bublin a pro experimentální výzkum kavitační eroze na reálné lopatce. Současně byl vytvořen unikátní software umožňující modelování dynamiky kavitačních bublin uvnitř reálného hydraulického stroje a predikci místa a energie kolapsů vedoucích ke kavitační erozi [5]. Výsledky byly prezentovány na prestižních zahraničních kavitačních konferencích a publikovány v mezinárodních vědeckých časopisech (např. [5], [6]). I to je jeden z důvodů, proč byl v roce 2012 schválen a v roce 2013 zahájen nový tříletý grantový projekt Grantové agentury ČR s názvem „Experimentální výzkum a matematické modelování nestacionárních jevů při hydrodynamické kavitaci“, který je založen na využití výše uvedeného kavitačního tunelu. Na projektu spolupracují Univerzita Palackého v Olomouci, Centrum hydraulického výzkumu, ÚT AV ČR a Vysoké učení technické v Brně.

2 NĚKTERÉ VÝSLEDKY EXPERIMENTÁLNÍHO A TEORETICKÉHO VÝZKUMU V KAVITAČNÍM TUNELU Cílem experimentů v kavitačním tunelu v Lutíně (obr. 1) bylo změřit a vizualizovat proudění v různých režimech kavitace a připravit data pro modelování kavitační eroze na reálné lopatce při ustáleném kavitačním proudění s diskrétními bublinami (v tzv. režimu bublinkového proudění). Použitý hydrodynamický profil o délce tětivy 100 mm měl konstantní průřez NACA0020 a byl vložen mezi dva otáčivé disky umožňující dosáhnout libovolného úhlu náběhu. Nejprve byly provedeny testy pro úhel náběhu profilu  = 0°. Ukázalo se, že pro nízkou intenzitu kavitace (odpovídající kavitačnímu číslu σ ≥ 1,85) je kavitační oblast relativně stabilní a má tvar pruhu o konstantní šířce po celé délce profilu (obr. 2). (Kavitační číslo σ je definováno jako σ = 2(pref – pv)/ρU2, kde pv je tlak sytých par tekutiny a pref a U jsou referenční statický tlak a referenční rychlost na vstupu do kavitačního tunelu.) V tomto režimu probíhá kolaps v rovném úzkém proužku, kterému odpovídá rovný úzký proužek kavitačního poškození (důlků v pevném povrchu) na povrchu profilu (obr. 2). S klesajícím kavitačním číslem se kavitační oblast stává nestabilní a mění periodicky svoji délku i tvar (z útvaru podobnému písmenu U na tvar podobný

Obr. 1 Uzavřený experimentální okruh s kavitačním tunelem a detail natáčivého profilu

- 92 -

Obr. 2 Ustálené kavitační proudění kolem profilu a úzký proužek kavitačního poškození na povrchu na profilu. Experiment,  = 0°, σ = 1,93

Obr. 3 Neustálené kavitační proudění kolem profilu. Experiment,  = 0°, σ = 1,8 (vlevo) a σ = 1,7 (vpravo)

Obr. 4 Neustálené kavitační proudění kolem profilu. CFD analýza,  = 0°, σ = 1,8 písmenu W (obr. 3 - 4). Při poklesu kavitačního čísla pod hodnotu 1,7 začíná režim superkavitace, při kterém kavitační bubliny kolabují až za odtokovou hranou profilu (obr. 3). Tento režim je nestabilní až do kavitačního čísla cca 1,5, kdy se začíná vytvářet stabilní superkavitační oblast s ostrým rozhraním mezi vodou a úplavem vyplněným kavitačními bublinami (obr. 5). Aby bylo možné ověřit a kalibrovat software umožňující predikci místa a energie kolapsů vedoucích ke kavitační erozi, byly provedeny erozní testy (63 a 120 hodin) na profilech z šedé litiny. Úhel náběhu byl zvolen  = -1°, aby byly získány dvě kavitační oblasti různé délky. Kavitační číslo σ = 1,93 zajistilo plně stabilní kavitační proudění. Výsledky erozních testů byly porovnány s výsledky numerické simulace dynamiky bublin a vyhodnocením polohy kolapsů bublin. Obrázek 6 ukazuje kumulativní energii kolapsů všech bublin dané počáteční velikosti (pro deset zvolených velikostí v rozmezí 25 – 105 µm) podél horní a dolní proudnice kolem profilu v rovině symetrie. Proměnná x zde představuje délku tětivy; hodnota x = 0 odpovídá náběžné hraně

- 93 -

a x = 1 odpovídá odtokové hraně profilu. Erozní potenciál (tj. agresivita kavitačních bublin) je u prvních kolapsů o několik řádů větší než erozní potenciál dalších kolapsů. Na obrázku 6 je porovnána i poloha prvních kolapsů s polohou kavitačního poškození na sací i tlačné straně profilu. Větší šířka proužku kavitačního poškození je způsobena turbulencí proudu, která je už svojí podstatou nestacionární. V každém případě srovnání experimentu a numerické simulace ukazuje velmi dobrou shodu a schopnost softwaru predikovat polohu a míru rizika kavitační eroze při ustálené kavitaci na površích hydrodynamických čerpadel. Cílem nového grantu AV ČR, který byl zahájen v roce 2013, je rozšířit možnosti numerického modelování kavitační eroze i na režimy neustáleného kavitačního proudění.

Obr. 5 Plně ustálené superkavitační proudění kolem profilu. Experiment a CFD analýza,  = 0°, σ = 1,5

Obr. 6 Vypočtená kumulativní energie kolapsů kavitačních bublin a porovnání polohy prvních kolapsů s polohou kavitačního poškození na sací a tlačné straně lopatky.  = -1°, σ = 1,93

- 94 -

3 UPLATNĚNÍ KAVITAČNÍ ANALÝZY PRO VÝVOJ DIAGONÁLNÍCH ČERPADEL SE ZLEPŠENÝMI KAVITAČNÍMI VLASTNOSTMI Kromě výzkumu kavitační eroze se pracovníci Sigmy zabývají i experimentálním výzkumem a numerickým modelováním poklesu parametrů (dopravní výšky a účinnosti) čerpadel a kavitačních nestabilit, které mohou způsobit výrazné zvýšení hluku a nežádoucí vibrace. V roce 2012 byl ukončen grantový projekt Ministerstva průmyslu a obchodu s názvem „Výzkum a vývoj rychloběžných čerpadel s potlačenou kavitací”, který se zabýval kavitačními vlastnostmi čerpadel se specifickými otáčkami ns v rozmezí cca 300 – 350. Na grantu spolupracovali i odborníci z Vysokého učení technického v Brně a Slovenské technické univerzity v Bratislavě. V první fázi projektu byly analyzovány všechny experimentální výsledky dostupné pro původní hydrauliku ns 330 z produkce společnosti Sigma Group, a.s., a byla provedena podrobná CFD analýza nekavitačního i kavitačního proudění v interiéru spirální varianty čerpadla i varianty s axiálním rozváděčem. Porovnání výsledků CFD analýzy s výsledky měření prokázalo velmi dobrou shodou u nekavitačních i kavitačních parametrů (obr. 7). Důležité je, že CFD analýza poskytla velmi detailní pohled na proudové jevy uvnitř čerpadla (obr. 8) včetně dynamických kavitačních dějů pro velký rozsah provozních parametrů (Q a NPSH), neboť vizualizace a experimentální výzkum těchto jevů jsou velmi nákladné a časově náročné.

Obr. 7 Vypočtené kavitační charakteristiky čerpadla se spirálou a jejich porovnání s experimentem. Qopt = 270 l/s

Q = 0,5 Qopt

Q = 0,93 Qopt

Q = 1,3Qopt

Obr. 8 Kavitační mraky (oblasti, kde objemový podíl páry dosahuje alespoň 10 %). Čerpadlo se spirálou. NPSH = NPSH3 (horní řada) a NPSH = NPSHb (dolní řada)

- 95 -

CFD analýza odhalila kavitační nestabilitu ve vstupní recirkulaci před oběžným kolem [7] pro průtoky v blízkosti 70 % optimálního průtoku a hodnoty NPSH menší než 10 m, což odpovídá dobře provozním parametrům, při kterých čerpadlo vykazuje nejvyšší úroveň hluku a vibrací. V důsledku této nestability dochází k periodickému odtrhávání kavitačních mraků ve zpětném proudění před oběžným kolem čerpadla (obr. 9). Obrázek 10 ukazuje frekvenční analýzu výstupního tlaku z čerpadla pro Q = 0,7 Qopt a NPSH = NPSH3. V tomto režimu se dominantními stávají frekvence 0,44fot a 3fot, kde fot je otáčková frekvence. Další výrazná frekvence 4fot je lopatkovou frekvencí a souvisí s tlakovými pulzacemi při průchodu lopatek oběžného kola kolem nosu spirály. Je zajímavé, že frekvence 0,44fot a 3fot jsou opět potlačeny při hodnotě NPSH odpovídající úplnému kavitačnímu stržení. Důvodem je skutečnost, že při NPSH = NPSHb dochází k ucpání mezilopatkových kanálů v oběžném kole a vstupní recirkulace před oběžným kolem prakticky zmizí. Je nutné poznamenat, že kavitační nestability v diagonálních čerpadlech jsou jevem, se kterým se setkávají všichni výrobci čerpadel. Tyto nestability je možné vhodnou optimalizací čerpadla potlačit, nikoli však zcela odstranit.

Obr. 9 Kavitační nestabilita ve vstupní recirkulaci před oběžným kolem. Čerpadlo se spirálou. Q = 0,7 Qopt, NPSH = NPSH3

Obr. 10 Frekvenční analýza výstupního tlaku ze spirálního čerpadla. Původní geometrie, Q = 0,7 Qopt, NPSH = NPSH3

- 96 -

Na základě rozboru výsledků experimentů i CFD analýzy byla navržena nová čerpadla s podobnými specifickými otáčkami, a to v provedení se spirálou (ve spolupráci s Vysokým učením technickým v Brně) a s axiálním rozváděčem (ve spolupráci se Slovenskou technickou univerzitou v Bratislavě). Obě čerpadla vykazují nižší amplitudy u frekvencí, které odpovídají kavitační nestabilitě, a lze předpokládat, že budou vykazovat nižší hladiny hluku a vibrací. Tento předpoklad byl již částečně ověřen u nového spirálního čerpadla. Obrázek 11 ukazuje frekvenční analýzu nově navrženého spirálního čerpadla získanou pomocí CFD, na obr. 12 jsou porovnána měření hluku původního a nově navrženého spirálního čerpadla při podobných režimech. Amplituda u dominantní frekvence 0,44fot se snížila na cca 55 % vůči původnímu čerpadlu. Tomu odpovídá dobře i pokles hluku o 5,3 dB. Ke změně došlo u lopatkové frekvence; výraznou se stává frekvence 5fot, neboť nové oběžné kolo má 5 lopatek.

Obr. 11 Frekvenční analýza výstupního tlaku ze spirálního čerpadla. Nový hydraulický návrh, Q = 0,7 Qopt, NPSH = NPSH3

Obr. 12 Porovnání naměřené hladiny hluku pro původní a nové hydraulické řešení spirálního čerpadla. Q = 0,7 Qopt, NPSH = NPSH3

4 ZÁVĚR Tento příspěvek ukazuje některé typické aplikace experimentálního, především však numerického modelování kavitačních jevů v hydrodynamických strojích, a jejich možné využití při hydraulickém návrhu a optimalizaci pracovních částí čerpadel. Numerické modelování umožňuje predikci kavitačních vlastností stroje, který existuje pouze jako virtuální prototyp, a poskytuje jak

- 97 -

integrální charakteristiky (např. kavitační křivky), tak detaily proudového pole, jejichž získání experimentální cestou by stálo extrémní finanční prostředky. Prostředky klasické CFD analýzy s využitím komerčního softwaru (např. ANSYS CFX, který je využíván v podniku Sigma Group, a.s.), stejně jako specializovaný software vyvíjený ve spolupráci s akademickými pracovišti, se stále více využívají jako mocný nástroj při návrhu vysoce účinných moderních průmyslových čerpadel schopných mezinárodní konkurence. Příkladem je grantový projekt Ministerstva průmyslu a obchodu s názvem „Výzkum a vývoj čerpací techniky pro energetické bloky III. generace”, ukončený v roce 2012, jehož cílem bylo vyvinout horizontální článkové čerpadlo barelového typu vybavené inducerem. Na grantu spolupracovali i odborníci z Vysokého učení technického v Brně a při vývoji tohoto čerpadla byly použity všechny druhy kavitační analýzy nastíněné v tomto příspěvku – od výpočtu strhávacích a kavitačních křivek přes analýzu kavitačních nestabilit až po predikci nebezpečí kavitační eroze [8]. Schválení a zahájení tříletého grantového projektu Grantové agentury ČR s názvem „Experimentální výzkum a matematické modelování nestacionárních jevů při hydrodynamické kavitaci“ zmíněného v úvodu článku dává dobrý předpoklad k tomu, aby Lutín zůstal v centru kavitačního výzkumu i v dalších letech a Sigma pokračovala v úzké spolupráci s Ústavem termomechaniky AV ČR, Vysokým učením technickým v Brně i Univerzitou Palackého v Olomouci. Tuto šanci bychom neměli promarnit.

PODĚKOVÁNÍ Autoři článku by rádi poděkovali prof. Maršíkovi z ÚT AV ČR za to, že byl duchovním otcem a garantem teoretického výzkumu nukleace a kavitace prováděného ve spolupráci s pracovníky Sigmy i kolegy z prestižních zahraničních pracovišť.

LITERATURA [1]

SEDLÁŘ, M., MARŠÍK, F. & ŠAFAŘÍK, P. Modelling of Viscous Cavitating Flows in Hydraulic Machinery, In Proc. Fluid Dynamics, Prague, 1998, s.53-54.

[2]

MARŠÍK, F., DELALE, C.F. & SEDLÁŘ, M. Condensation and Cavitation in the Water and Water Mixtures. In Proc. Heat 2002, Transfer and Transport Phenomena in Multiphase Systems, Baranów Sandomierski, 2002, s. 61–68.

[3]

ZIMA, P., SEDLÁŘ, M. & MARŠÍK, F. Bubble Creation in Water with Dissolved Gas: Prediction of Regions Endangered by Cavitation Erosion, In Water, Steam, and Aqueous Solutions for Electric Power, Advances in Science and Technology, Kyoto: Maruzen Co., 2005, s. 232-235.

[4]

SEDLÁŘ M., ZIMA P., NĚMEC T. & MARŠÍK F. Analysis of Cavitation Phenomena in Water and its Application to Prediction of Cavitation Erosion in Hydraulic Machinery, In Proc. 15th Int. Conf. ICPWS, Berlin, 2008.

[5]

ZIMA, P., SEDLÁŘ, M. & MÜLLER, M. Modelling Collapse Aggressiveness of Cavitation Bubbles in Hydromachinery, In Proc. 7th Int. Symposium on Cavitation, CAV 2009, Ann Arbor, 2009.

[6]

SEDLÁŘ, M., KOMÁREK, M., VYROUBAL, M. & MÜLLER, M. Experimental and Numerical Analysis of Cavitation Flow around a Hydrofoil. EPJ Web of Conferences, 2012, 25, 01084, DOI: 10.1051/epjconf/20122501084.

[7]

SEDLÁŘ, M., ŠPUTA, O. & KOMÁREK, M. CFD Analysis of Cavitation Phenomena in Mixed-Flow Pump. Int. Journ. Fluid Machinery and Systems, 2012, Vol. 5, No. 1, s. 18-29.

[8]

SEDLÁŘ, M., ZIMA, P., BAJOREK, M. & KRÁTKÝ, T. CFD Analysis of Unsteady Cavitation Phenomena in Multistage Pump with Inducer. IOP Conf. Series: Earth and Environmental Science, 2012, 15, 062024, DOI:10.1088/1755-1315/15/6/062024.

- 98 -

SOUČASNÉ TRENDY VÝVOJE ČERPACÍ TECHNIKY Vědecko-technická konference, Lutín 2013

VÝZKUM MODELOVÝCH ČERPADEL PRO VELKÉ ČERPACÍ STANICE V INDII Vít DOUBRAVA*, Martin KOMÁREK**, Milan SEDLÁŘ***

Abstrakt Příspěvek je zaměřen na vývoj dvou modelových jednostupňových spirálních čerpadel s rozváděčem pro velké čerpací stanice v Indii. Popisuje jejich konstrukci, výrobu oběžných kol a rozváděčů, CFD analýzu proudění a modelové zkoušky.

1 ÚVOD V roce 2011 společnost SIGMA GROUP a.s. v návaznosti na úspěšnou spolupráci se společností JYOTI Ltd. uzavřela kontrakt na další pokračování závlahového projektu Chokka Rao Deavadula Lift Irrigation Scheme, Phase III, Package IV ve státě Andra Pradesh v Indii. Jedná se o dodávku osmi vertikálních čerpadel pro čtyři čerpací stanice. Každá čerpací stanice je osazena dvěma stejnými čerpadly, která pracují v paralelním provozu. Pro pokrytí požadovaných parametrů čerpacích stanic (průtok 2,81 až 7,65 m3/s a dopravní výška 44 až 148 m) byla navržena dvě modelová jednostupňová čerpadla ns108 a ns222. Třetí modelové čerpadlo bylo využito z předcházejícího projektu Chokka Rao Phase II. Hydraulický vývoj modelových čerpadel a ověření parametrů na hydraulické zkušebně realizoval SIGMA Výzkumný a vývojový ústav.

2 KONSTRUKCE MODELOVÝCH ČERPADEL Modelová čerpadla byla vyrobena jako horizontální a sestávají z hydraulické a mechanické části. Hydraulickou část tvoří sací uklidňovací nádrž, sací koleno, radiální oběžné kolo, rozváděč a výtlačná spirála. Sací koleno s obdélníkovým vstupním průřezem přechází v kruhový výstupní průřez. Oběžné kolo je uzavřené konstrukce s oboustrannými těsnícími kruhy pro snížení axiální síly. Před oběžným kolem je konfuzorové sací víko. Spirální těleso je provedeno s tangenciálním výtlačným hrdlem. Mechanickou část tvoří ložiskový kozlík s mechanickou ucpávkou a hřídel s dvojicí valivých ložisek. Radiální ložisko na straně oběžného kola je válečkové, ložisko na straně spojky je dvouřadé kuličkové s kosoúhlým stykem a zachycuje zbytkovou axiální sílu. Obě ložiska jsou mazána olejem. Ložiskový kozlík je spojen se spirálovým tělesem přes mezistěnu pomocí šroubů. K uchycení hydraulické části čerpadla k frémě jsou ke spirálovému tělesu přišroubovány opěrné patky. Při zkouškách na hydraulické zkušebně je mezi spojky modelového čerpadla a elektromotoru vložen torzní dynamometr pro měření krouticího momentu. Sestava modelového čerpadla je na obr. 1.

*

Ing., SIGMA VVÚ,s.r.o., Jana Sigmunda 79, Lutín, (+420) 585 652 424, [email protected] Ing., SIGMA VVÚ,s.r.o., Jana Sigmunda 79, Lutín, (+420) 585 652 420, [email protected] *** RNDr. CSc., SIGMA VVÚ,s.r.o., Jana Sigmunda 79, Lutín, (+420) 585 652 423, [email protected] **

- 99 -

Obr. 1 Sestava modelového čerpadla

3 TECHOLOGIE VÝROBY OBĚŽNÉHO KOLA A ROZVÁDĚČE Výroba hydraulických dílců modelových čerpadel klade vysoké nároky na dodržení geometrie obtékaných ploch a kvalitu povrchu. Technologie výroby oběžných kol a rozváděčů se postupně vyvíjela od ručního dobrušování jednotlivých lopatek podle šablon a jejich skládání do celku letováním a šroubováním k nosnému disku až po frézování lopatek z bloku na frézkách s různým stupněm volnosti a rychlostí otáček vřetene a jejích fixací k disku prostřednictvím zámku a drážky opět letováním a přišroubováním. Materiál byl ve většině případů bronz pro snazší obrobení a antikorozní vlastnosti. Cílem vývoje nové technologie výroby lopatkových ploch je nasazení 5D obráběcích center, které umožní vyfrézování průtočných kanálů z jednoho celku. Zároveň umožní použití tuhých materiálů jako je nerezová ocel. Na základě posouzení technických parametrů celé řady nabídek bylo na SIGMA Výzkumný a vývojový ústav pořízeno 5D obráběcí centrum B-300 CNC HERMLE (obr. 2).

Obr. 2 Obráběcí centrum HERMLE

Obr. 3 Obrábění lopatky oběžného kola

- 100 -

Geometrie obráběného dílce se zpracovává v programu SolidWorks, kde se vytvoří 3D model. Ten následně slouží jednak pro technologický modul, ve kterém se pomocí simulace obrábění určí dráhy nástroje a rozměry nástrojů, jednak pro CFD analýzu proudění.

Obr. 4 Pohled na obrobené oběžné kolo

Obr. 5 Pohled na obrobený rozváděč

4 CFD ANALÝZA PROUDĚNÍ K analýze hydraulického návrhu, bezkavitačního i kavitačního režimu a dynamických vlastností modelových čerpadel byl aplikován software ANSYS CFX. Výpočet byl proveden jako plně nestacionární, s využitím modelování interakce rotoru a statorových částí. 3D geometrie oběžného kola, rozváděče a spirály je na obr. 6.

Obr. 6 3D geometrie oběžného kola, rozváděče a spirály CFD analýza pro bezkavitační režim byla provedena pro sestavu sací koleno, oběžné kolo, rozváděč a spirála (obr. 7). Výpočtová síť sacího kolena a oběžného kola byla vytvořena v systému ANSYS ICEM jako strukturovaná vícebloková . Výpočtová síť rozváděče a spirály byla vytvořena jako hybridní v systému ANSYS ICEM TETRA/PRISM. Při výpočtu bylo sledováno rozložení rychlostí, statického a celkového tlaku, odtržení a sekundární proudění v oběžném kole, rozváděči a spirále a integrální hodnoty dopravní výšky, příkonu, radiální síly a hydraulické účinnosti.

- 101 -

Obr. 7 Model pro bezkavitační analýzu

Obr. 8 Model pro kavitační analýzu

Následující obrázky dokumentují proudění v modelových čerpadlech při návrhových průtocích. Na obrázcích 9 a 10 jsou znázorněny proudnice relativní rychlosti a meridiální rychlosti v oběžném kole, rozváděči a spirále.

Obr. 9 Proudnice relativní rychlosti a průběh meridiální rychlosti u modelu ns108

Obr. 10 Proudnice relativní rychlosti a průběh meridiální rychlosti u modelu ns222

- 102 -

Na obrázku 11 jsou červenou barvou znázorněny oblasti zpětného proudění v oběžném kole, rozváděči a spirále pro návrhový bod modelu ns222.

Obr. 11 Zpětné proudění u modelu ns222 Součástí analýzy modelových čerpadel kolo bylo určení kavitačních vlastností. CFD analýza pro kavitační režim byla provedena pro sestavu sací koleno, oběžné kolo a rozváděč (obr. 8). Rozsah výpočtů zahrnuje stanovení strhávacích křivek a určení hodnot NPSH3, NPSHi (počátek kavitace) a NPSHb (úplné kavitační stržení). V praxi se používá řada kritérií na určení počátku kavitace, ať již založených na vizualizaci, nebo na vyhodnocení tlaku. Kritériem bývá zpravidla požadavek, aby se objevily kavitační bubliny dostatečné (pozorovatelné) velikosti (zpravidla o průměru cca 1 - 2 mm), nebo aby bubliny dosáhly lokálně určité objemové koncentrace. Volba kriteria vždy výrazně ovlivní výsledky a platí pravidlo, že porovnávat počátek kavitace u různých hydrodynamických strojů lze jen při použití stejného kriteria. V našem případě bylo k vyhodnocení počátku kavitace použito kriterium dosažení lokální objemové koncentrace parní frakce 10%. Pro názornost to představuje zhruba 191 kavitačních bublin o průměru 1mm (resp. 24 kavitačních bublin o průměru 2mm) v jednom krychlovém centimetru. Rozsah kavitace v blízkosti hodnot NPSH3 pro návrhový průtok u modelu ns222 je uveden na obr. 12 a 13. Obrázek 12 ukazuje oblasti, kde lokální objemová koncentrace parní frakce dosáhla 10%, tzn. kam až sahá mrak viditelných kavitačních bublin. Na obrázku 13 jsou znázorněny oblasti, kde lokální objemová koncentrace parní frakce dosáhla 90%. Jinými slovy tyto oblasti ukazují kavitační kaverny, tj. místa, kde je voda de facto úplně vytlačena parní frakcí. Tyto kaverny výrazně ovlivňují proudové pole, neboť se chovají jako překážka, kterou musí kapalina obtékat.

Obr. 12 Oblasti, kde lokální koncentrace parní frakce přesáhne 10% (model ns222) NPSH ≈ NPSHi, NPSH3 a NPSHb.

- 103 -

Obr. 13 Oblasti, kde lokální koncentrace parní frakce přesáhne 90% (model ns222) NPSH ≈ NPSH3 a NPSHb.

5 MODELOVÉ ZKOUŠKY Modelová čerpadla byla zkoušena na uzavřeném zkušebním okruhu hydraulické zkušebny SIGMA VVÚ (obr. 14). Okruh je vybaven tlakovou nádobou s kompresorem a vývěvou a potrubním okruhem se škrtícími orgány. Uzavřený okruh umožňuje změnou tlaku vzduchového polštáře v tlakové nádrži realizovat jednak nátok v sací větvi (zvýšení tlaku kompresorem) a jednak postupné snižování tlaku v sací části čerpadla (pomocí vývěvy) při kavitačních zkouškách. Pro měření průtočného množství byly použity magneto-indukční průtokoměry v třídě přesnosti 0,2, pro měření tlaků elektronické snímače tlaku firmy Rosemount v třídě přesnosti 0,1. Krouticí moment a otáčky byly stanoveny pomocí přírubového tenzometrického snímače krouticího momentu T10F s pracovním rozsahem 0 – 2000 Nm v třídě přesnosti 0,1. Zabudovaný frekvenční měnič o výkonu 400kW umožňuje plynulou změnu otáček asynchronního motoru pomocí změny frekvence napájecího napětí. Výstupní signály z jednotlivých snímačů byly zpracovány měřící ústřednou DEWE-800 s využitím vyhodnocovacího software DEWESoft 6.5.

Obr. 14 Schéma zkušebního okruhu pro výkonové a kavitační zkoušky

- 104 -

V rámci modelových zkoušek bylo, vedle výkonových a kavitačních zkoušek, provedeno měření průběžných otáček (obr. 15), měření axiální síly pomocí dvou měřících kroužků s tenzometry (obr. 16), měření tlakových pulzací na sání a výtlaku čerpadla a pomocí průzorů v sacím koleně pozorována kavitace (obr. 17).

Obr. 15 Okruh pro měření průběžných otáček

Obr. 17 Průzory pro pozorování kavitace

Obr. 16 Měření axiální síly

Obr. 18 Modelové čerpadlo s motorem

6 ZÁVĚR Po dokončení modelových zkoušek na zkušebně SIGMA VVÚ bylo možné porovnat naměřené parametry modelových čerpadel s výsledky provedené CFD analýzy. Porovnání ukázalo velmi dobrou shodu výpočtu s experimentem. Modelové zkoušky byly završeny úspěšně provedenými přejímacími zkouškami se zahraničním zákazníkem.

- 105 -

- 106 -

SOUČASNÉ TRENDY VÝVOJE ČERPACÍ TECHNIKY Vědecko-technická konference, Lutín 2013

NÁVRH A KONSTRUKCE VYSOKOOTÁČKOVÉHO NAPÁJECÍHO ČERPADLA NOVÉ GENERACE KNE 5.1 Rudolf HANSGUT*, Miroslav LAPÍN** Abstrakt Popis vývoje návrhu vysokootáčkového napájecího čerpadla KNE 5.1 určeného pro napájení kotle nového energetického bloku 660 MW s nadkritickými parametry páry v Ledvicích. Požadovaná dopravní výška v provozním bodě je pro toto čerpadlo H = 4000 m, v závěrném bodě (při nulovém průtoku) je to potom 5000 m. Ve výrobním programu Sigmy, v celé její historii, nikdy nefigurovala napájecí čerpadla na tak velkou dopravní výšku.

1 ÚVOD Požadavek na vývoj čerpadel pro blok s nadkritickými parametry o výkonu 660 MW vyplynul ze strategie společnosti ČEZ a.s. na obnovu energetických zdrojů a plánované výstavby nového elektrárenského bloku 660 MW v Ledvicích s předpokladem uvedení do provozu v roce 2012. Stěžejní problematikou byl vývoj napájecího čerpadla. Výzkum a vývoj tohoto nového napájecího čerpadla, označeného KNE 5.1, navazoval na úspěšná řešení inovací čerpadel pro elektrárenské provozy „nižších parametrů“ – pro napájecí stanice bloků až 500 MW. Vlastní konstrukční řešení čerpadla probíhalo v několika etapách.

2 VÝVOJ HYDRAULICKÉHO NÁVRHU KNE 5.1 Na základě jednání mezi Sigmou a Energoprojektem Praha byla upřesněna koncepce osazení bloku 3x50% s pohonem soustrojí elektromotorem s převodovkou dorychla pro napájecí čerpadlo. Následovalo rozhodnutí, že napájecí stanice bude osazená novým podávacím čerpadlem 300 – QHD – 620 a novou napáječkou KNE 5.1. Hydraulický návrh napájecího čerpadla byl zpracovaný na následující parametry. Q = 295 l/s H = 4 000 m n = 5025 min-1  = 81 % při 20°C NPSH3 = 30 m První fáze hydraulického návrhu zahrnovala analýzu a výběr vhodného modelového představitele. Pro prvotní návrh hydrauliky napájecího čerpadla bylo s výhodou využito hydraulické podobnosti se zvoleným modelovým představitelem, jehož průtočné části byly modelově zvětšeny přibližně 1,17 krát a následně upraveny na průměr náboje podle požadavků konstrukčního oddělení.

* **

Ing., SIGMA GROUP a.s., Jana Sigmunda 79, Lutín, tel. (+420) 58 565 2107, e-mail [email protected] Ing., SIGMA GROUP a.s., Jana Sigmunda 79, Lutín, tel. (+420) 58 565 2115, e-mail [email protected]

- 107 -

Dalším krokem bylo zpracování 2D výkresů a 3D dat hydraulických průtočných části a to sacího tělesa, oběžného kola 1. stupně, rozvaděče, převaděče a oběžného kola dalšího stupně. 3D data byly předány na Výzkumný a vývojový ústav Sigmy pro výpočty proudění sacího a středního stupně za pomocí CFD analýzy systémem ANSYS CFX. Celý výpočtový model byl tvořený válcovým přívodem k savce, savkou, sacím oběžným kolem, rozvaděčem, převaděčem, oběžným kolem dalšího stupně, rozvaděčem a převaděčem. Pro zajištění výstupní okrajové podmínky bylo za statorový díl druhého stupně vloženo ještě další oběžné kolo s výstupem do bezlopatkové mezery.

Obr. 2 Konfigurace výpočtového modelu Při výpočtu bylo sledováno rozložení rychlosti a statického tlaku, odtržení a sekundární proudění v oběžných kolech i statorech 1. a dalšího stupně a výkonové parametry (dopravní výška a hydraulická účinnost) jednotlivých stupňů. Výpočet byl realizovaný pro dvě teploty dopravovaného media a to pro teplotu 20°C a 189°C. Výsledek výpočtu je obsažený v příslušném technickém protokolu. Pro potřeby článku vybíráme následující údaje. Z obrázků 3,4,5 je vidět, že při průtoku Q = 293 l·s-1 dochází ke globálnímu odtržení v oběžném kole jenom ve velmi malé zóně za náběžnou hranou. V sacím tělese je odtržení zanedbatelné. Ve statoru se objevuje poměrně velké globální odtržení na sací straně lopatek převáděcí částí. Tohle zjištění vedlo k rozhodnutí o nutnosti dalších úprav hydrauliky a jejich nového prošetření.

- 108 -

Obr. 3 Oblasti zpětného proudění v oběžném kole prvního a dalšího stupně. Q = 293 l·s-1, teplota čerpané kapaliny 20°C

Obr. 4 Povrchové proudnice a zóny zpětného proudění v sacím tělese. Q = 293 l·s-1, teplota čerpané kapaliny 20°C

- 109 -

Obr. 5 Oblasti zpětného proudění ve statoru prvního a dalšího stupně. Q = 293 l·s-1, teplota čerpané kapaliny 20°C V základní hydraulice byly proto upraveny tvary kanálů rozvaděče a zaobleny hrany převáděcích oblastí na obvodu článku. Tato úprava byla označená jako modifikace M1. U modifikace M2 byl odstraněn bezlopatkový prostor nad rozvaděčem a modifikace M3 se lišila od M1 pouze zešikmením vstupních hran lopatek převaděče. Teoretický výpočet byl proveden ve stejném rozsahu jako u předcházejícího hydraulického návrhu – plně nestacionární analýza ve výpočtové oblasti. Výsledek byl podrobně popsán v technickém protokolu. Na obrázku 6 je vynesená závislost dopravní výšky a hydraulické účinnosti dalšího stupně od průtoku pro teplotu vody 189°C. Na obrázku jsou vyneseny hodnoty pro původní hydraulický návrh a pro modifikaci M1 a M2. Hodnoty modifikace M3, se od hodnot modifikace M2 lišily jen nepatrně, a proto se upustilo od jejich vizualizace.

- 110 -

Obr. 6 Dopravní výška a hydraulická účinnost dalšího stupně (t = 189°C)

- 111 -

Obr. 7 Oblasti zpětného proudění ve statoru prvního a druhého stupně. Q = 333 l·s-1, teplota čerpané kapaliny 20°C. Modifikace M1

Obr. 8 Oblasti zpětného proudění ve statoru prvního a druhého stupně. Q = 333 l·s-1, teplota čerpané kapaliny 20°C. Modifikace M2 Obrázky 7, 8 ukazují zóny zpětného proudění ve statoru prvního a druhého stupně pro stejné parametry a pro stejné varianty geometrie rotoru. Jako je z uvedených obrázku patrné modifikace M1 až M3 přinesly výrazné potlačení odtržení ve statoru prvního a druhého stupně čerpadla. Zmenšení rozsahu odtržení vůči původnímu hydraulickému návrhu statoru potvrzují i teoretické výkonové charakteristiky, v kterých je patrný nárůst jak dopravní výšky, tak i hydraulické účinnosti. Na základě provedených teoretických výpočtů proudění bylo rozhodnuto použít pro konečný konstrukční návrh modifikaci M2.

3 KONSTRUKCE ČERPADLA Napájecí čerpadlo KNE5.1 je řešeno jako článkové, odstředivé, horizontální, barelového typu. Vnitřní stator s rotorem vytvářejí samostatný montážní blok, dodávaný rovněž jako samostatný náhradní díl, umožňující v případě opravy čerpadla jeho rychlou výměnu. Samostatný montážní blok je ve vysokotlakém plášti čerpadla upevněn pomocí vnějšího víka a šroubového spoje mezi pláštěm a víkem. Požadované vyšší parametry čerpadla KNE 5.1 znamenaly změnu koncepce upevnění celého vnitřního statoru s rotorem v plášti čerpadla v porovnání s konstrukčním řešením čerpadel řady KNE menších velikostí.

- 112 -

Rotor čerpadla je tzv. „volný – nestažený“, hřídel má odstupňované průměry pro uložení oběžných kol s přesahem. Rotor je uložen ve dvou kluzných radiálních ložiskách mazaných tlakovým olejem. Vzhledem k vysokým provozním otáčkám, velikosti čerpadla a jeho aplikaci byla zvolena varianta dělených kluzných segmentových ložisek, která jsou určená pro nejnáročnější aplikace.

Obr. 9 3D model napájecího čerpadla KNE 5.1 Pro vyrovnání axiálního tahu rotoru čerpadla KNE 5.1 slouží vyrovnávací píst v kombinaci s oboustranným kluzným axiálním ložiskem s naklápěcími segmenty. Tento typ vyrovnávacího zařízení umožňuje provoz čerpadla v širokém rozsahu otáček a také krátkodobý provoz stroje v různých nestandardních režimech bez nutnosti okamžitého odstavení čerpadla. Volba vyrovnávacího zařízení typu vyrovnávací píst vedla na další hydraulické výpočty. Pro ověření správnosti výpočtů byly realizovány zkoušky čerpadel menších velikostí variantně upravené na tento typ vyrovnávacího zařízení. Výsledky zkoušek pak byly následně promítnuty do optimalizace tohoto uzlu čerpadla KNE 5.1. Utěsnění rotoru v místech jeho vyústění do venkovního prostoru je provedeno mechanickými ucpávkami. Způsob chlazení mechanických ucpávek je dle API Planu 23, který je, zejména pro životnost ucpávek, nejpříznivější. Nedílnou součástí čerpadla je pak i příslušenství zahrnující zapojení kontrolních měřících přístrojů, trubkování chladící vody, zapojení chlazení mechanických ucpávek, trubkování mazacího oleje a výkres základového rámů čerpadla.

- 113 -

Obr. 10 3D model čerpadla KNE 5.1 včetně příslušenství Kromě zaměření výzkumu směrem k bezpečnosti zařízení a dosažení požadovaných parametrů byla velká pozornost také věnována maximální spolehlivosti stroje vzhledem k jeho aplikaci. Dále bylo nutné brát v úvahu požadovanou životnost čerpadla a jednotlivých komponentů v souladu s prodlouženou dobou provozu elektráren a intervalem plánovaných oprav zařízení elektrárny. Nově vyvinutá čerpadla jsou plně srovnatelná s výrobky ostatních světových výrobců. Výroba prototypu čerpadla probíhala v úzké součinnosti s technickým úsekem. Byla provedena rozsáhlá kontrolní měření jak hydraulických částí čerpadla, tak všech dalších dílců majících vliv na funkci čerpadla. Možnost odzkoušet čerpadlo na plné parametry znamenalo zajištění zkušební tratě na odpovídající parametry, což vedlo na celkovou modifikaci zkušebního stanoviště, včetně rekonstrukce hydraulické spojky, nový projekt a stavbu vysokotlaké soustavy. Po hydrostatické zkoušce (hodnota zkušebního tlaku je 75MPa!) se první informativní výkonová zkouška uskutečnila na snížené parametry při otáčkách n = 2980 min-1 s elektromotorem napřímo. Bezproblémový provoz na tomto stanovišti nám umožnil přímo pokračovat ve zkoušení čerpadla na plné parametry na zkušební trati s elektromotorem o výkonu 10MW. Mezi elektromotorem a napáječkou byla vložena upravená hydraulická spojka. Pro kontrolu dynamického chování čerpadla byla realizována i zkouška na zvýšené otáčky (n  6000 min-1 ), se zaslepeným jedním pracovním stupněm čerpadla.

4 ZÁVĚR Bylo konstrukčně zpracováno, vyrobeno a odzkoušeno unikátní zařízení – napájecí čerpadlo, vzhledem k jeho parametrům (zejména dopravní výšce). Jednalo se o dlouhodobě plánovaný krok v oblasti vývoje čerpadel pro energetiku v Sigmě, aby firma byla schopna zajistit kompletní dodávku i napájecích stanic bloků elektráren nad 500MW. Vyvinout čerpadlo na takové parametry znamenalo několikaleté úsilí zaměřené nejen na teoretickou část řešení, ale i mnoho experimentálních zkoušek na ověření a případnou korekci výpočtových metod. LITERATURA [1]

RNDr. Milan Sedlář, CSc. CFD analýza sacího a středního stupně článkového čerpadla KNE 5.1.

[2]

RNDr. Milan Sedlář, CSc. Analýza tlakového stupně pomocí systému ANSYS CFX v upraveném interiéru čerpadla KNE 5.1/6 ve třech variantách.

- 114 -

SOUČASNÉ TRENDY VÝVOJE ČERPACÍ TECHNIKY Vědecko-technická konference, Lutín 2013

PEVNOSTNÍ ANALÝZA A OPTIMALIZACE VYSOKOOTÁČKOVÉHO NAPÁJECÍHO ČERPADLA NOVÉ GENERACE KNE 5.1 Petr JORDA* Abstrakt Následující příspěvek je pouze ukázkou části kontrolního výpočtu čerpadla KNE 5.1. Byly vybrány ty části, které byly důležité pro stanovení rozměrů čerpadla a ty které jsou specifické pro tento typ výpočtu. Jedná se zejména o stanovení tloušťky kotle, typu těsnění, velikosti statorových šroubů atd. Následně byla provedena optimalizace zápichu na hřídeli za HD pístem a byl doladěn tvar ložiskových konzol z hlediska dosažení potřebných dynamických vlastností včetně kontroly dynamiky rotoru.

1 ÚVOD Hodnocení bylo provedeno metodou konečných prvků (FEM) programem ANSYS. Normální provozní režim byl modelován tlakem na sání ps=3 MPa, na výtlaku pv=50MPa (viz Obr. 1), provozní teplotou t= 200 °C a 4násobkem vnějších sil a momentů na sacím a výtlačném hrdle dle ISO 9905. Tlaková zkouška byla rozdělena do dvou částí, na sací straně a v prostoru ucpávky byla tlakována na p1=4.5 MPa a ve výtlačné větvi tlakem p2=75MPa. Tlakovací přípravky byly detailně hodnoceny v samostatné analýze.

Obr. 1 Rozložení tlaku při normálních provozních podmínkách

2 PŘÍPRAVA MODELU Před výpočtem je potřeba 3D model odpovídající výkresové dokumentaci zjednodušit, odstranit nepotřebné detaily typu sražení hran, malých děr, závitů atd. Abychom dosáhli potřebné přesnosti výsledku při zachování přijatelné velikosti sítě, bylo nutno také zjednodušit tvar šroubů a matic. Síťovaný model obsahoval cca. 1 500 000 uzlů viz Obr. 2.

*

Ing., SIGMA GROUP a.s., Jana Sigmunda 79, Lutín, tel. (+420) 585 652 104, e-mail [email protected]

- 115 -

Obr. 2 Generovaná síť modelu

3 STANOVENÍ TLOUŠŤKY KOTLE Bylo provedeno několik výpočtů pro různé velikosti vnějšího průměru kotle. Byly vyhodnoceny napětí (membránové, ohybové) v kritickém řezu A-A v místě výtlačného hrdla. Potřebná tloušťka kotle byla navržena na průměr D= 1130mm, tak aby splnila limity napětí dle normy EN 13445 pro klasickou energetiku.

Obr. 3 Rozložení redukovaného napětí SINT- linearizovaný rozklad v řezu A-A

- 116 -

4

NÁVRH TĚSNÍCÍHO O - KROUŽKU

Výtlačný prostor, který je uzavřen víkem pláště čerpadla a je těsněn obvodovým O-kroužkem. Bylo nutno určit rozevření obvodové drážky a velikost přítlačného tlaku na těsnění. Tyto parametry byly předány výrobci těsnění, který následně zvolil vhodnou velikost grafitového těsnění tak, aby byla zaručena těsnost tohoto spoje. Velikost rozevření pro jednotlivé režimy provozu je znázorněna v Tab. 1. Tab. 1 Velikost rozevření obvodové drážky Montážní stav FQ= 2000 kN

Provozní stav p= 50 MPa

0

Tlaková zkouška p= 75 MPa

0

,177128

0

,171354

,155025

0

0

,260629

0

,251411

,229219

-

0,062695

0,072791 0

0

,263292

,177508 -

0,046105

0,037576

-

0,090369

0,078631

Radiální vůle = 0.022 mm

Radiální vůle = 0.206 mm

Radiální vůle = 0.349 mm

Axiální vůle= 0.043 mm

Axiální vůle= 0.189 mm

Axiální vůle= 0.22 mm

5 STATOROVÉ ŠROUBY Pro požadované montážní předpětí ve šroubech k zajištění těsnosti (FQ =2 000 kN ) bylo nutno stanovit velikost tahové síly pro natažení šroubu pomocí matice hydraulického přípravku. Po provedení série výpočtů jsme dospěli k potřebné tahové síle pomocí přípravku FP =2 450 kN. Po lehkém dotažení matice šroubu a následném uvolnění tahové síly v přípravku dojde ke snížení síly ve šroubu (vlivem dosednutí v závitech a otlačení pod plochou matice) z hodnoty 2 450 kN na požadovaných 2 000 k N.

Obr. 4 Předpětí přípravku FP = 2 450 kN, hodnoty SINT [MPa]

Obr. 5 Montážní předpětí šroubu FQ = 2 000 kN, hodnoty SINT [MPa]

- 117 -

6 PEVNOSTNÍ KONTROLA HŘÍDELE 6.1 Zápich za HD pístem Z předchozích výpočtů hřídele vyplynulo, že kritickým místem hřídele z hlediska špičky redukovaného napětí je zápich za HD-pístem. Tento zápich přenáší prostřednictvím děleného kroužku veškerý axiální tah rotoru přes zadní dosedací plochu. Aby bylo možné garantovat neomezenou životnost hřídele bylo nutné provést změny tvaru zápichu s cílem snížení hodnoty špičky redukovaného napětí v oblasti zaoblení vnitřní hrany zápichu. Vliv tvaru zápichu byl kontrolován v několika variantách. Z původně navrženého tvaru zápichu došlo po úpravách geometrie (zvětšení dosedací plochy a poloměru zápichu) ke snížení napětí o cca 70 MPa.

Obr. 6 Rozložení napjatosti v zápichu za HD pístem při finální úpravě Dále byly určeny špičky napětí v ostatních místech osazení hřídele tak, abychom mohli určit přesnou hodnotu tvarového součinitele koncentrace napětí pro dané osazení a stanovit únavovou životnost hřídele.

6.2 Kontrola pera na konci hřídele Na základě kontroly pera na otlačení lze konstatovat, že kontrola zvolené varianty (dvou per) ukázala, že pera by byla bez vlivu nalisování z hlediska otlačení lehce přetížena. Aby nedocházelo k trvalé deformaci v oblasti drážky pro pero, je třeba využít k přenosu svěrného kuželového spoje na konci hřídele s nábojem spojky.

Obr. 7 Průběh rozložení ekvivalentního napětí SEQV na drážce pro pero

- 118 -

7 DYNAMIKA ČERPADLA 7.1 Dynamika ložiskových konzol Dynamické chování ložiskových konzol bylo nutno prověřit zejména z důvodů nebezpečí vybuzení lopatkových frekvencí. Uvažovali jsme jak 6 násobnou (1.kolo), tak 7 násobnou budící lopatkovou frekvenci. Z výpočtů vyplynulo, že vlastní frekvence původní varianty se nachází v oblasti lopatkové frekvence a je tudíž nutné konzolu přeladit. Bylo vyzkoušeno několik variant. Měnila se poloha výztužných žeber, včetně zesílení tuhosti kolem sacího hrdla výztužným plechem. Jako optimální řešení z výpočtu vyšla (na obr.8 je to varianta č.4) kombinace výztužného plechu o tloušťce 10 mm a žeber umístěných v horní polovině sací konzoly. Touto úpravou jsme docílili posunutí 3. a 4. vlastní frekvence nad pásmo tolerance 25% od provozního pásma a u 1.a 2. vlastní frekvence na hranici pásma tolerance. Původní varianta + výztužný plech

Původně navržená varianta

žebro -20° - otočení žebra o -20° vzhledem k horizontálná rovině

žebro -20° + plech 10mm - otočení žebra +výztužný plech 10 mm plech tl. 10mm

Obr. 8 Volba varianty úprav sacího tělesa s ložiskovou konzolou Z průběhu Campbellova diagramu na Obr. 9 je patrné, že se podařilo sací konzolu naladit mimo toleranční pásmo. V Tab. 2 je zobrazeno prvních šest vlastních tvarů. První a druhý vlastní tvar je tvarem ohybovým, tudíž má podstatný vliv na vibrace čerpadla. V případě nutnosti lze sací konzolu dodatečně doladit přímo na pracovišti naříznutím výztužného plechu nebo instalací přídavné hmoty ke konci konzoly. Výtlačná konzola se tvarově podstatně liší od konzoly sací. V dané konstrukční variantě je vyhovující bez dalších dodatečných úprav.

- 119 -

Obr. 9 Campbellův diagram sací konzoly f1 = 313 Hz (vertikální)

f2 = 328 Hz (horizontální)

f3 = 760 Hz (torzní)

f4 = 761 Hz (axiální)

f5 = 935 Hz (horizontální)

f6 = 1052 Hz (vertikální)

Tab. 2 Vlastní tvary a frekvence ložiskové konzoly

- 120 -

7.2 Dynamická analýza rotoru Protože modální analýza "mokrého" rotoru naznačila možné problémy v oblasti otáček (2500÷3500) RPM, musela být také provedena harmonická analýza rotoru, kde byl rotor se 100%-ně opotřebenými spárami (2 násobkem výrobní vůle) buzen čtyřnásobkem hodnoty dovolených nevývažků dle normy API 610. Statická nevývaha byla modelována nevývažky na druhém a třetím kole o stejné fázi. Pro dynamickou nevývahu byly nevývažky umístěny na první a poslední kolo o vzájemném fázovém posunu 180°.

Obr. 10 Výpočtový model rotoru Výpočet byl proveden pro různé hodnoty poměrného průtoku. Průběh amplitudy výchylky ve vybraných uzlech rotoru (10, 133, 140) a poměrný průtok q=1 je znázorněn na Obr. 11. Z průběhu amplitudy vyplývá, že na prvním ložisku v uzlu 10 došlo k utlumení prvního buzeného tvaru rotoru a max. hodnota amplitudy je a10 = 0.02 mm. Na konci rotoru (v uzlu 140) je v tolerančním pásmu maximální velikost amplitudy a140 = 0.04 mm. Maximální výchylka rotoru buzeného nevývažky splňuje podmínky provozu dle normy API 610.

Obr. 11 Harmonická analýza rotoru

- 121 -

8 ZÁVĚR Analýza rozložení napjatosti v tělese kotle byla rozhodující pro stanovení tloušťky kotle. Výpočet rozevření obvodové drážky mezi víkem a tělesem kotle čerpadla posloužil jako podklad výrobci těsnění ke stanovení vhodného typu a rozměru "O" kroužku. Analýza statorových šroubů sloužila k určení potřebné tahové síly vyvozené hydraulickým přípravkem pro dosažení daného montážního předpětí. Tvar zápichu na hřídeli za HD pístem byl modifikován. Výsledným tvarem jsme docílili snížení špičky napětí v zaoblení o cca. 70MPa. Tuhost sací ložiskové konzoly bylo nutno optimalizovat. Konzolu se podařilo přeladit tak, aby se vlastní frekvence nacházely mimo provozní oblast. Na základě analýzy dynamiky rotoru lze konstatovat, že charakteristiky tuhosti a tlumení u ložisek i těsnících kruhů jsou pro daný provoz optimální a rotor je dynamicky stabilní.

LITERATURA [1]

ČSN EN13 445-3 Netopené tlakové nádoby, část3: konstrukce a výpočty, 2003

[2]

ČSN EN 12162 Kapalinová čerpadla – Postup při provádění hydrostatické tlakové zkoušky, 2001

[3]

ČSN ISO 9905 Technické požadavky pro odstředivá čerpadla - Třída I, 1995

[4]

VLK, M. Dynamická pevnost a životnost, Brno, VUT Brno, 1992

[5]

BOHÁČEK, F. Části a mechanismy strojů I – spoje, VUT Brno, 1981

[6]

GASCH, R. & PFÜTZNER H. Dynamika rotorů, Praha : SNTL, 1980

[7]

ČERNOCH, S. Strojně technická příručka, Praha : SNTL, 1977

- 122 -

SOUČASNÉ TRENDY VÝVOJE ČERPACÍ TECHNIKY Vědecko-technická konference, Lutín 2013

DŮLNÍ HYDRAULICKÝ AGREGÁT HA-KOMPLEX Miroslav DUCHOŇ* Abstrakt Nové trendy v oblasti řízení a provozu důlních hydraulických agregátů. Vytváření komplexů čerpacích stanic, nádrží, automatické filtrace a řídicího systému. Způsoby řízení hydraulických agregátů, vizualizace dat a přenos informací.

1 ÚVOD Důlní hydraulické agregáty HA slouží jako zdroj tlakové emulze pro důlní hydraulické výztuže. Jedná se o zařízení, které je určeno do prostředí hlubinných uhelných dolů s výskytem metanu I M2. Bývá určitým paradoxem, že zařízení, které bezproblémově funguje na povrchu, tak v důlních podmínkách v některých případech selhává. Týká se to jak prvků hydraulických tak i elektrických. Dále je třeba si uvědomit, že se jedná o zařízení, které je umístěno v hloubce 600 až 1200 m pod zemí. Současným trendem v oblasti důlních hydraulických agregátů je plně automatizovaný provoz celého komplexu HA a přenos řízení celého komplexu na povrch. Současné hydraulické agregáty jsou konstruovány pro dva typy přesunů v důlním prostředí: a to zavěšeny na drážce, nebo jsou opatřeny kolejovým podvozkem. V obou případech jsou propojeny vzájemně do vlakové soupravy. Stavebnicový systém umožňuje velké množství variant a výkonů těchto souprav.

Obr. 1 Sestava HA-komplex

*

SIGMA PUMPY HRANICE, s.r.o., Tovární 605, Hranice I – Město, e-mail [email protected]

- 123 -

2 ČERPACÍ STANICE Čerpací stanice je tvořena horizontálním, tříplunžrovým, jednočinným čerpadlem v provedení HA, spojeným přes pružnou spojku s nevýbušným, trojfázovým, asynchronním elektromotorem v provedení ExdI. Vše je umístěno na společném svařovaném rámu, který může být v provedení na kolejovém podvozku, pro zavěšení na drážku nebo pro přemisťování smykem po zemi. Při automatickém provozu je čerpací stanice neustále diagnostikována a pod kontrolou automatického řídícího systému. Standardně jsou diagnostikovány tyto veličiny: tlak mazacího oleje, teplota mazacího oleje, teplota jednotlivých ucpávek, tlak na výstupu z čerpací stanice, tlak emulze na vstupu do plunžrového čerpadla, teplota čerpané kapaliny na výstupu z podávacího čerpadla. Hodnoty těchto veličin je možné si zobrazit na display řídicího systému nebo na operačním panelu operátora na povrchu. Součástí výtlaku každé čerpací stanice je tlakové čidlo, které při poklesu tlaku pod 160 bar vypne celý agregát. Jedná se o bezpečnostní prvek, který při prasklé tlakové hadici na výtlaku zabrání úplnému vyčerpání emulze z nádrže.

Obr. 2 Čerpací stanice v provedení pro zavěšení na drážku

- 124 -

Obr. 3 Čerpací stanice na kolejovém podvozku Elektricky ovládaný řídící ventil VVH-E je srdcem celé stanice, slouží k automatickému přerušení dodávky emulze při dosažení max. provozního tlaku 320 bar a k obnovení dodávky při poklesu na min. tlak 260 bar. Díky řízení ventilem VVH-E je možné sledovat provozní hodiny čerpadla v plném tlaku a provozní hodiny čerpadla v beztlakém provozu. Při sestavě dvou a více stanic je možné zajistit stejný náběh motohodin u všech čerpadel, možnost servisních odstávek čerpadel dle programu. Jeho speciální konstrukce umožňuje okamžité a přitom klidné přepnutí i bez tlumícího akumulátoru. Čerpací stanice je vybavena řídícím ventilem VVH-E nové generace.

Obr. 4 VVH-E vybaven kontrolními a bezpečnostními prvky

- 125 -

Obr. 5 Řez řídícím ventilem VVH-E

3 ZÁSOBNÍ NÁDRŽ EMULZE S AUTOMATICKÝM SMĚŠOVÁNÍM EMULZE Zásobní nádrž je nerezová, válcová, ležatá a tvoří zásobník emulze o objemu 1000 až 3000. Je vybavena automatickým směšováním emulze, které bylo vyvinuto v naší konstrukci a splňuje přísná kritéria na toto zařízení. Celý proces je plně automatizován s tím, že provozovatel si nastaví pouze požadovanou koncentraci emulze. Hlídač hladiny v nádrži emulzního přípravku a hlídač hladiny v zásobní nádrži emulze pouze hlídají a signalizují úrovně hladin a spouštějí nebo ukončují celý míchací proces, včetně automatického napouštění vody. Vstupní voda je dvojitým filtrem vyčištěna na požadovanou jakost. V případě silně agresivní důlní vody je nutno tuto vodu chemicky upravit speciálním zařízením na úpravu vody.

- 126 -

Obr. 6 Zásobní nádrž uzpůsobená pro přepravu na drážce

Obr. 7 Zásobní nádrž s automatickým směšováním emulze s přečerpávacím čerpadlem na kolejovém podvozku

- 127 -

4 AUTOMATICKÁ FILTRAČNÍ STANICE Stanice je umístěna na samostatném rámu spolu s automatickým řídicím systémem celého zařízení. Používáme plně automatický vysokotlaký filtr EEP/SEETECH s automatickým proplachem, se dvěma filtračními prvky s automatickým přepínáním, filtrace 25 um. Součástí filtru jsou další hydraulické a elektrické prvky, napájení 230V AC. Tento automatický vysokotlaký filtr má vlastní nezávislé řízení, které je propojeno s automatickým řídícím systémem a předává do něj informace o počtu proplachů jednotlivých filtračních patron, o úrovni jejich zanesení, o tlaku na výstupu z filtrační stace a poruchových stavech.

Obr. 8 Obrázek filtrační stanice a jejího elektrického ovládání

4.1 Filtrační stanice vratné emulze Dvojitý filtr vratné kapaliny SEETECH slouží k filtraci emulze, která se vrací od hydraulických výztuží. Jedná se o filtr s ručním přepínáním a ručním proplachem filtračních vložek, filtrace 25um, vč. pojistného regulátoru by-passu, otevírací tlak 11 BAR. Vratná větev od hydraulických výztuží musí být dostatečně dimenzována, aby v ní nedošlo k nárůstu tlaku.

Obr. 9 Obrázek filtrační stanice vratné emulze

- 128 -

Obr. 10 Obrázek stanice s ovládáním HA a filtrací

5 AUTOMATICKÝ ŘÍDICÍ SYSTÉM Pro řízení hydraulického agregátu je použit JB programovatelný automat (PLC), který celý agregát řídí tak, aby pro daný rozsah požadovaného průtoku kapaliny, byl tlak ve výtlaku v požadovaném rozsahu (260 až 320 bar). Z každé stanice, filtru a nádrže jsou veškeré signály z čidel svedeny do tzv. koncentrátorů a z nich jsou kabelem přenášeny do řídicího systému, kde jsou dekódovány a vyhodnocovány. Na display řídicího systému jsou kromě zobrazovaných dat indikovány i poruchy s identifikací, který senzor hlásí poruchu nebo způsobil případné vypnutí čerpadla. Pomocí optoelektrického kabelu mohou být veškeré informace z řídicího systému přenášeny na povrch na operátorský panel (PC).

Obr. 11 Obrázek automatického řídicího systému s umístěním filtrační stanice

- 129 -

Obr. 12 Obrázek – pohledy na rozmístění jednotlivých řídicích prvků HA Součástí stanice s ovládáním a filtrací je i zásobní nádrž emulzního přípravku pro automatické směšování.

- 130 -

Obr. 12 Foto z realizace HA 135-komplex na dole Pavlogradskaja Ukrajina

Obr. 13 Foto z realizace HA 135-komplex na dole Pavlogradskaja Ukrajina

- 131 -

Tab. 1 Velikosti HA Název

Průtok (l/min)

Zapínací/Vypínací tlak (bar)

HA-135/320-komplex

3 x 137

260 - 320

HA-200/320-komplex

3 x 199

260 - 320

HA-240/320-komplex

3 x 238

260 - 320

HA-300/320-komplex

3 x 304

260 - 320

6 ZÁVĚR Konkurence: Hauhinco, Vichary, Tiefenbach, DBT, Kamat Jedná se o společnosti, jejichž hlavní výrobním programem je výroba důlních hydraulických agregátů.

LITERATURA –normy, certifikáty a další požadavky na HA Důlní hydraulické agregáty musí splňovat požadavky na instalaci v hlubinných dolech s nebezpečím výbuchu metanu SNM2 dle ČSN 34 1410. Jsou konstruovány jako zařízení skupiny I, kategorie M2. Každá země, kde tato zařízení dodáváme má své specifické požadavky, kterým je nutno vyhovět. V zemích EU vystavujeme prohlášení o shodě, která dokládáme Atexy od jednotlivých el. zařízení. V RF je nezbytné Razrešenie, na Ukrajině Dozvil, atd.

- 132 -

SOUČASNÉ TRENDY VÝVOJE ČERPACÍ TECHNIKY Vědecko-technická konference, Lutín 2013

TECHNICKÝ ROZVOJ V SIGMĚ ZA POSLEDNÍCH 5 LET Jan NEVĚŘIL* Abstrakt V příspěvku jsou zmíněny rozhodující úkoly technického rozvoje SIGMY GROUP a.s. za posledních 5 let, které mají zásadní vliv na komerční úspěšnost firmy.

1 KLASICKÁ ENERGETIKA Obrovský význam pro budoucnost má úspěšné dokončení několikaletého vývoje vysokotlakých napájecích čerpadel KNE 5.1 pro energetické bloky 660 MW s nadkritickými parametry páry (výkon pohonu 16 MW). Trend v budování nových elektráren je směrem k těmto a vyšším výkonům a toto je nezbytná reference, bez níž bychom se v zahraničí ani nekvalifikovali do výběrových řízení. 3 čerpadla byla vyrobena, odzkoušena a úspěšně předána zákazníkovi během r. 2010.

Obr. 1 Napájecí čerpadlo KNE 5.1 na zkušebně Podobný význam má v segmentu chladících čerpadel vývoj a dodávka 2000-BQDV-2275-36 (průtok 11,2 m3 /s) v r.2008 pro firmu Alstom a jimi budovaný blok 860 MW s nadkritickými parametry páry v polském Belchatově. Ceněno je nejen technické řešení s regulací parametrů za provozu, ale i kvalitní výroba a možnost zkoušení a přejímka u výrobce (firem, která jsou schopna zkoušet tak velká chladící i výše uvedená napájecí čerpadla je v Evropě jen několik). Jsem přesvědčen, že tato reference se stala i základem obchodního úspěchu chladicích čerpadel na ruském trhu, pro který byly vyvinuty další 4 velikosti BQDV a dodáno celkem 22 ks během 5 let. *

Ing., SIGMA GROUP a.s., SIGMA Výzkumný a vývojový ústav s.r.o., Jana Sigmunda 79, Lutín, tel (+420) 606 775 536, (+420) 58 565 2100, e mail [email protected]

- 133 -

Obr. 2 Dynamické vyvažování rotoru 2000-BQDV-2275-36 Obr. 3 Zkoušení čerpadla 1000-BQDV-1240-36 pro Mosenergo, Rusko V kondenzátních čerpadlech byla vyvinuta a zavedena do výroby řada velkých vertikálních čerpadel CJTV s výbornou sací schopností a vysokou účinností až do průtoku 450 l/s.

Obr. 4 Balení vertikálních kondenzátních čerpadel CJTV pro el. Počerady

Výrazně se rozšířil počet vyvinutých a úspěšně provozovaných horkovodních jednostupňových spirálních čerpadel řady NQD, NTD, NED a to až do extrémních parametrů, např. pro kotlovou vodu o teplotě 271°C a tím tlak PN 100 pro el.Korangi v Pakistánu.

Obr. 5 Horkovodní oběhové čerpadlo A250–NED-350, el. Korangi, Pakistán

- 134 -

V segmentu horizontálních chladících čerpadel QVD jsme vyvinuli a dodali čerpadla s podstatně většími průtoky a to až do velikosti výtlačného hrdla DN 700. V současné době jsou ve výrobě 4 ks ještě větších čerpadel - s výtlačným hrdlem DN 9OO a průtokem 3 500 l/s.

Obr. 6 Horizontální chladící čerpadla 700-QVD-720

2 JADERNÁ ENERGETIKA Jaderná energetika je nevýznamnějším obchodním segmentem hodnoceného období a samozřejmě i objem výzkumných a vývojových prací byl nejobsáhlejší. Důvodem je nejen kvantita dodávek, ale mnohonásobně vyšší dnešní požadavky na technickou úroveň, jakost a hlavně její prokazování a dokladování. Kromě up-grade na dnešní technické a legislativní požadavky čerpadel dodávaných v 90.letech na 3.+4. blok jaderné elektrárny VVER 440 MW v Mochovcích, Slovensko (kondenzátní, chladicí, oběhová, podávací, technické vody důležité, požární, havarijní, superhavarijní napájecí,…) to byl vývoj čerpadel pro bezpečnostní systémy primárního okruhu: - vysokotlaké havarijní doplňování roztoku kyseliny borité - plnění bazénu vyhořelého paliva - čerpadla odvodu zbytkového tepla - hlavní čerpací systém na minimalizaci následků vážných havárií - atd.

- 135 -

Obr. 5 Jednostupňové spirální čerpadlo 50- NQD-250 pro bezpečnostní systémy JE Mochovce při vibrační zkoušce Obr. 6 Čerpadlo KNX 3 pro vysokotlakové doplňování roztoku kyseliny borité při přejímací zkoušce Další vývoj čerpadel byl dělán pro náročnější a hlavně významnější pozice bezpečnostních systémů primárních okruhů nových bloků BN 800 a VVER 1200 v Rusku, mj.: - čerpadla pro havarijní chlazení parogenerátoru - čerpadla na proplachování parogenerátoru - požární čerpadla - atd.

Obr. 7 Čerpadlo 125-NED-265 pro havarijní chlazení parogenerátoru VVER 1200MW, Rusko Obr. 8 Pomocné napájecí čerpadlo KNX 4 pro bloky VVER 1200 MW, Rusko Celkem bylo vyvinuto v rámci Plánu RVT během 4 let 15 nových velikostí v 6 typových řadách, několik dalších velikostí bylo řešeno přímo v rámci obchodní zakázky. Výsledkem jsou nejen splněné současné dodávky pro jaderné elektrárny na Slovensku a v Rusku, ale i podstatně rozsáhlejší připravenost pro nabídky dalších nových bloků v Rusku (Baltická JE), Bělorusku a pro připravovanou dostavbu jaderné elektrárny Temelín 3+4.

- 136 -

3 VODNÍ HOSPODÁŘSTVÍ Nejvýznamnějším výzkumným a vývojovým krokem je vyřešení extrémní účinnosti u 4 modelových čerpadel včetně rozsáhlých, detailních a na přesnost velice náročných přejímacích zkoušek dle japonské i evropské normy. Požadovaná účinnost na díle 90,5÷92% vyžadovala i vývoj speciální konstrukce a technologie pro opracování a svařování oběžných kol. Celkem bylo vyvinuto 7 nových velkých velikostí HVBW. Hledisko technického pokroku je zřejmé i ze skutečnosti, že zatímco v roce 2006 měl řešitelský tým zkušenost s čerpadly HVBW do výkonu 1 MW, v současné době byly uvedeny do provozu 3 čerpací stanice s jednotkovým výkonem čerpadel 3÷4 MW, ve výrobě jsou další 4 velikosti s výkony až do 7 MW a probíhají jednání o novém kontraktu na čerpadla 12 MW.

Obr. 9 Čerpadla HVBW pro velké zavlažovací čerpací stanice v Indii Obr. 10 Svařování oběžného kola čerpadla 900-HVBW-1300-130

Obr. 9 Montáž čerpadla 900-HVBW pro velké zavlažovací čerpací stanice v Indii Obr. 10 Mezihřídel z uhlíkových vláken u čerpadla s příkonem 4 MW

- 137 -

Významného zákaznického ocenění se dostalo mobilním čerpacím stanicím z produkce Sigma VVÚ. Největší z nich MČS 20-1500 s průtokem až 1500 l/s se stala velmi důležitou součástí francouzských záchranářů a olomoučtí hasiči byli s našimi MČS zařazeni do modulu „vysokokapacitního čerpání“ evropského systému civilní obrany. Jsou vybaveni, vycvičeni a připraveni k nasazení během 24 hodin při záplavách apod. v jakékoliv členské zemi EU.

Obr. 11 Francouzští záchranáři s MČS 20-1500 při podpoře chlazení jaderné elektrárny Chinon, Francie Obr. 12 Plovoucí MČS 20-1500 při povodni 2010 v Polsku Z hlediska zavedení nových konstrukčních prvků považuji za nejužitečnější krok vpřed dořešení počátečních problémů a běžné používání dlouhých mezihřídelí z uhlíkových vláken pro spojení velkých vertikálních čerpadel s el. motory. Podstatně to snížilo nároky na manipulaci a zjednodušilo montáž soustrojí.

Obr. 13 Ukázka manipulace s mezihřídelí z uhlíkových vláken

4 ZÁVĚR Nezbytnou podmínkou pro získání významných zakázek je mít výrobek s vysokou technickou úrovní a spolehlivostí. Podmínkou dlouhodobé prosperity je kontinuální technický rozvoj, který vystihne měnící se požadavky trhu a drží krok s trendy vývoje konkurence. Proto Sigma investuje do technického rozvoje každý rok desítky mil. Kč. Řada úkolů byla řešena za finanční podpory z grantů Ministerstva průmyslu a obchodu ČR.

- 138 -

SOUČASNÉ TRENDY VÝVOJE ČERPACÍ TECHNIKY Vědecko-technická konference, Lutín 2013

ŘEŠENÍ ZVÝŠENÝCH VIBRACÍ MOTORŮ KONDENZÁTNÍCH ČERPADEL Lukáš VAŠÍČEK* Abstrakt Cílem prací byla analýza zvýšených vibrací elektromotorů kondenzátních čerpadel a návrh řešení pro jejich snížení. Pro analýzu byla využita naměřená data: trendy efektivní rychlosti kmitání, FFT spektra, výsledky doběhů elektromotorů, výsledky rázových zkoušek a provozní tvary kmitání. Na základě dostupné dokumentace byl sestaven MKP výpočtový model, jehož vypočtené dynamické vlastnosti byly porovnány s naměřenými údaji. Na tomto modelu pak byly výpočtově hledány a ověřovány možné úpravy vedoucí ke snížení vibrační odezvy.

1 ÚVOD Od počátku provozování kondenzátních čerpadel docházelo k zvýšenému kmitání motorů čerpadel. Vibrace překračovaly povolené hodnoty pro dlouhodobý provoz a vedly především ke zvýšenému opotřebení ložisek. Vlastní čerpadla pracovala bez zvýšených vibrací. Prováděné práce na jejich odstranění a stabilizaci byly neúspěšné, resp. neposkytovaly záruku dlouhodobého účinku (podpírání panenkami apod.). Úroveň vibrací se přitom náhodně měnila, především s montážními zásahy. Navíc byly vibrace přenášeny stropem na sousední stroje – ve strojovně jsou umístěna 4 soustrojí vedle sebe. Soustrojí je tvořeno čerpadlem SIGMA 300-CJRV-550, ukotveným na betonových patkách a motorem ČKD 4V 206-04V, 2MW, 1490 ot/min umístěným na ocelové desce, která je připevněna k ocelovému rámu mezistropu – viz obrázek 1. Čerpadlo a motor jsou spojeny mezihřídelí s dvojicí spojek, horní je pružná lamelová.

Obr. 1 Schéma soustrojí

*

Ing., DYSTIFF s.r.o., Železniční 4B, Olomouc, (+420) 585 315 012, [email protected]

- 139 -

2 ANALÝZA VIBRAČNÍHO CHOVÁNÍ MOTORŮ Byla provedena analýza dostupných dat naměřených v průběhu provozování soustrojí (ve spolupráci s provozovatelem) a dat získaných měřením při realizaci úkolu. Jako charakteristické jsou v následujícím textu uváděny pouze hodnoty naměřené na horním ložisku motorů v horizontálních směrech X a Y (orientace os viz obrázek 2).

2.1 Trendy efektivních hodnot rychlosti kmitání Na základě dostupných naměřených sumárních efektivních hodnot rychlosti kmitání byly sestaveny přibližné trendy ve vývoji vibrací jednotlivých soustrojí. Z trendů bylo zřejmé, že je obtížné nalézt závislost úrovně vibrací na nějakém jevu, zásahu či čase. Hodnoty se skokově mění i při malém zásahu do systému, což ukazuje na nestabilitu systému, resp. na blízkost vlastních frekvencí kmitání soustavy vzhledem k budícím účinkům.

2.2 FFT spektra rychlosti kmitání Charakter kmitání byl na všech motorech velmi podobný. Rozhodující část energie kmitání je v okolí otáčkové frekvence 25 Hz a to především ve směru X. Dále se objevuje malý podíl v okolí 21 až 23 Hz (což, jak dále bude uvedeno, odpovídá membránovému kmitání celého mezistropu) a potom v oblasti 15 až 17 Hz ve směru Y.

2.3 Charakter doběhu samostatných motorů Na jednom z motorů bylo provedeno měření vibrací při doběhu samostatného motoru před a po jeho výměně na stejné pozici. Z uvedených zkoušek byly sestaveny závislosti rychlosti vibrací na frekvenci otáčení rotoru. Z výsledků zkoušek byly zřejmé následující skutečnosti:  Doběh motoru před výměnou a po výměně se lišil. Tato změna je tak podstatná, že nemohla být způsobena jen tolerancemi či odlišnostmi samotných "typově shodných" motorů. Například naměřená změna vlastní frekvence ve směru Y z 21,7 Hz na 16 Hz, by znamenala, že by se musela změnit hmotnost či tuhost o 84%.  Uvedená rozdílnost může být způsobena pouze změnou "okrajových podmínek" tj. v tomto případě v připojení desky motoru k rámu mezistropu: vyrovnání podložek, dosednutí, utažení apod.  V obou případech je zřejmá neměnná (utlumená) vlastní frekvence kmitání vlastního mezistropu v oblasti 22,5 až 24 Hz – viz výpočty dále.  Naměřené charakteristiky představují zřejmě "mezní" hodnoty vlastních frekvencí, dle ostatních měření je spíše obecně platné tvrzení z kapitoly 2.2.

2.4 Výsledky rázových zkoušek V minulosti bylo provedeno měření odezvy motorů na buzení rázem. Výsledky měření odezvy na buzení rázem potvrzují konstatování ohledně přítomnosti vlastních frekvencí dle kapitoly 2.2.

2.5 Provozní tvary kmitání Bylo provedeno též měření provozních tvarů kmitů motoru. Zjištěné tvary kmitání jsou charakteristické pro všechny motory, což potvrzují i naměřené hodnoty rychlostí vibrací ve svislém směru na desce ostatních motorů. Je patrné výrazné spolupůsobení poddajného mezistropu především na straně u turbosoustrojí. To je i příčinou malého vlivu rozepření ok motoru vzhledem k podlaze pomocí panenek.

- 140 -

3 VÝPOČET DYNAMICKÝCH VLASTNOSTÍ Výpočet dynamických vlastností soustrojí s příslušnou částí stavby byl proveden metodou konečných prvků programem ANSYS. V prvém kroku byl dle dostupné dokumentace sestaven výpočtový model, který byl z hlediska dynamických vlastností porovnán s naměřenými hodnotami. Na tomto modelu pak byly prováděny úpravy s cílem nalézt odpovídající řešení vedoucí ke snížení vibrací.

3.1 Výpočtový model Výpočtový model soustavy se sestává z modelů jednotlivých motorů a modelu navazující stavební (betonové) části. V modelech motorů jsou zahrnuty jejich základní nosné díly a je respektováno rozložení hmotnosti. Motory jsou přes základovou desku a šroubový spoj spojeny se základovým rámem mezistropu. Model stavební části zahrnuje navazující části nesoucí motory: mezistrop, sloupy a základovou desku. Na spodní ploše základové desky a na bočních plochách stavební části jsou omezeny posuvy. Pro zjednodušení modelu není, vzhledem k uložení většiny potrubí k mezistropu přes pružné závěsy nebo dlouhé tyčové závěsy, uvažováno s příspěvkem těchto hmot (tj. předpokládá se dynamicky nezávislé chování potrubí a stropu). Současně vzhledem ke způsobu spojení motoru s čerpadlem a uložení motorů na základové desce nebyla v modelu uvažována vlastní čerpadla. Toto zjednodušení je podpořeno i výsledky měření, kdy dynamické chování čerpadel je nezávislé na chování motorů. Jediným ovlivňujícím prvkem je horní hřídelová spojka pod motorem, a to z hlediska generování budící síly na motor.

3.2 Vypočtené hodnoty vlastních frekvencí Bylo možné konstatovat shodu výsledků výpočtu s naměřenými hodnotami s tím, že ve skutečnosti jsou na rozdíl od numerického modelu jednotlivé frekvence ve skupinách "dále od sebe", což je pravděpodobně způsobeno větší "přesností" numerického modelu, který nezahrnuje nepřesnosti například v uložení desky na rám. Hodnoty byly rozděleny do skupin podle charakteristického tvaru kmitání a vlivu na výslednou dynamickou odezvu. Tvary kmitání charakteristické pro jednotlivé skupiny jsou uvedeny na obrázcích 2 až 4. Tab. 1 Shrnutí vypočtených vlastních frekvencí kmitání soustavy 1. skupina (směr Y) 2. skupina (směr Z) 3. skupina (směr X) 17,5 – 17,6 Hz

21,4 – 24,0 Hz

25,2 – 25,7 Hz

Z vypočtených vlastních tvarů kmitání je zřejmé, že pro celkovou odezvu při buzení na otáčkové frekvenci je rozhodující skupina 3 s frekvencemi těsně nad 25 Hz. Pro přenos vibraci z běžícího na stojící stroj potom skupina 2 s frekvencemi pod 25 Hz.

- 141 -

Obr. 2 Vypočtený 1. vlastní tvar kmitání ve směru Y

Obr. 3 Vypočtený 5. vlastní tvar kmitání ve směru Z, řez rovinou YZ

Obr. 4 Vypočtený 9. vlastní tvar kmitání ve směru X, řez rovinou XZ

- 142 -

3.3 Výsledky výpočtu harmonické analýzy Pro posouzení vlivu možných úprav na výslednou dynamickou odezvu soustavy byla provedena harmonická analýza. V místě kotvy elektromotorů byla zadána budící krouživá odstředivá síla. Její hodnota byla stanovena na základě maximální hodnoty dovolené nevývahy (vyvážení motoru dle ČSN ISO 1940 – 1, ve stupni 2,5). Uvažováno bylo konstantní tlumení na úrovni 2% poměrného modálního útlumu. Vypočtené harmonické odezvy po přepočtu na efektivní hodnoty rychlosti jsou na obrázku 5. 30

RM 51 smer X RM 52 smer X RM 53 smer X RM 54 smer X RM 51 smer Y RM 52 smer Y RM 53 smer Y RM 54 smer Y RM 51 smer Z RM 52 smer Z RM 53 smer Z RM 54 smer Z

25

v [mm/s]

20

15

10

5

0 10

15

20

25

30

35

40

45

50

f [Hz]

Obr. 5 Vypočtená odezva na harmonické buzení (efektivní hodnota rychlosti) Vypočtené hodnoty rychlosti při buzení maximální nevývahou na 25 Hz ve směru X jsou tedy 7,7 až 10,4 mm/s, což přibližně odpovídá naměřeným hodnotám. Vypočtené hodnoty ve směru Y jsou přibližně 1,5 mm/s a jsou nižší než běžně měřené hodnoty, což může souviset s dříve zmíněným rozptylem vlastních frekvencí v 1. skupině.

4 NÁVRH ÚPRAV Pro možné návrhy úprav je třeba si na základě zjištěných skutečností uvědomit:  Existují tři skupiny vlastních frekvencí s možným vlivem na výslednou odezvu při buzení na otáčkové frekvenci, a to dvě blízko pod otáčkovou frekvencí a jedna velmi blízko nad.  Pro přeladění lze měnit velikost kmitající hmoty nebo tuhosti podílející se na kritických tvarech kmitání. Cílem by mělo být vzdálení vlastních frekvencí od budící frekvence alespoň ±20 %, tedy mimo pásmo 20 až 30 Hz (což nyní splňuje pouze 1. skupina).  Při vyztužování hrozí riziko, že se současně zvýší frekvence z 1. skupiny do nebezpečného pásma. Pro posouzení vlivu testovaných úprav jsou v dalším pouze zobrazovány grafy efektivních hodnot rychlostí při odezvě na harmonické buzení tak, aby byly porovnatelné s obrázkem 5. Vzhledem ke spojení motoru s čerpadlem, kotveným samostatně, mezihřídelí, nebyla ve variantách uvažována možnost umístění motoru na diskrétní vibroizolační prvky.

4.1 Zeslabení / zesílení desky motoru Tloušťka základové desky byla snížena o 25 mm, tj. na 25 mm v okrajové části, resp. zvýšena o 50 mm tj. na 100 mm v okrajové části.

- 143 -

30

RM 51 smer X RM 52 smer X RM 53 smer X RM 54 smer X RM 51 smer Y RM 52 smer Y RM 53 smer Y RM 54 smer Y RM 51 smer Z RM 52 smer Z RM 53 smer Z RM 54 smer Z

25

v [mm/s]

20

15

10

5

0 10

15

20

25

30

35

40

45

50

f [Hz]

Obr. 6 Vypočtená odezva na harmonické buzení (efektivní hodnota rychlosti), deska 25 mm 30

RM 51 smer X RM 52 smer X RM 53 smer X RM 54 smer X RM 51 smer Y RM 52 smer Y RM 53 smer Y RM 54 smer Y RM 51 smer Z RM 52 smer Z RM 53 smer Z RM 54 smer Z

25

v [mm/s]

20

15

10

5

0 10

15

20

25

30

35

40

45

50

f [Hz]

Obr. 7 Vypočtená odezva na harmonické buzení (efektivní hodnota rychlosti), deska 100 mm

4.2 Vyztužení desky žebry Stávající základová deska byla v rámci volného místa v otvorech mezistropu a k přírubě motoru vyztužena žebry o tloušťce 25 mm a výšce 150 mm. Žebra byla ze spodní strany umístěna radiálně a svázána kruhovou výztuhou. Z horní strany byla žebra umístěna po obvodu desky (tj. ve tvaru obdélníku).

- 144 -

30

RM 51 smer X RM 52 smer X RM 53 smer X RM 54 smer X RM 51 smer Y RM 52 smer Y RM 53 smer Y RM 54 smer Y RM 51 smer Z RM 52 smer Z RM 53 smer Z RM 54 smer Z

25

v [mm/s]

20

15

10

5

0 10

15

20

25

30

35

40

45

50

f [Hz]

Obr. 8 Vypočtená odezva na harmonické buzení (efektivní hodnota rychlosti), deska se žebry

4.3 Vyztužení mezistropu Vyztužení mezistropu bylo zjednodušeně modelováno jako připojení podélných profilů HEB300 ve směru Y po celé délce všech čtyř motorů u okrajů desky. Druhou variantou bylo zvětšení tloušťky mezistropu o 150 mm v celé ploše (tj. proarmováním a dolitím vrstvy betonu). Varianty zvyšování tuhosti mezistropu by s sebou přinášely podstatné komplikace při realizaci. Zde uvažovaná řešení slouží především ke posouzení vlivu těchto úprav na výslednou odezvu. 30

RM 51 smer X RM 52 smer X RM 53 smer X RM 54 smer X RM 51 smer Y RM 52 smer Y RM 53 smer Y RM 54 smer Y RM 51 smer Z RM 52 smer Z RM 53 smer Z RM 54 smer Z

25

v [mm/s]

20

15

10

5

0 10

15

20

25

30

35

40

45

50

f [Hz]

Obr. 9 Vypočtená odezva na harmonické buzení (efektivní hodnota rychlosti), podélné profily

4.4 Změna upevnění desky Změna upevnění desky k rámu tak, aby dosednutí desky a připevnění šrouby k rámu bylo pouze v rozích desky, a to čtyřmi šrouby. Mezi rám a desku musí být, vzhledem k statickému průhybu, buď vloženy 4 distanční podložky o výšce 2 mm, nebo musí být střední opěrné plochy včetně ploch pro kolíky o tuto hodnotu odfrézovány.

- 145 -

30

RM 51 smer X RM 52 smer X RM 53 smer X RM 54 smer X RM 51 smer Y RM 52 smer Y RM 53 smer Y RM 54 smer Y RM 51 smer Z RM 52 smer Z RM 53 smer Z RM 54 smer Z

25

v [mm/s]

20

15

10

5

0 10

15

20

25

30

35

40

45

50

f [Hz]

Obr. 10 Vypočtená odezva na harmonické buzení (efektivní hodnota rychlosti), změna upevnění

4.5 Doporučená varianta Pro snížení vibrací se jeví jako vhodnější změkčování soustavy. Z hlediska realizace potom varianta podepření desky k rámu pouze v rozích a připevnění 4 šrouby v rozích. V tomto případě dojde k výraznému poklesu všech skupin vlastních frekvencí. Vypočtená odezva na 25 Hz ve směru X představuje přibližně 7 násobné snížení.

4.6 Kontrola desky a jejího kotvení při změně upevnění Pro ověření únosnosti desky při podepření a uchycení pouze v rozích byl následně proveden kontrolní výpočet – porovnání statických průhybů a napětí v desce pro původní a změněné upevnění. Dále byla provedena kontrola únosnosti šroubového spoje mezi základovou deskou a rámem z hlediska přenesení maximálního kroutícího momentu motoru.

5 ZÁVĚR Cílem prací byla analýza vibrací elektromotorů kondenzátních čerpadel a návrh řešení pro snížení vibrací motorů. Výsledky výpočtu modálních vlastností soustavy (motory čerpadel – mezistrop strojovny) potvrdily výsledky měření. Potvrdila se existence tří skupin vlastních frekvencí s možným vlivem na výslednou odezvu při buzení na otáčkové frekvenci. První skupina představuje kmitání ve směru Y a je vzdálena od otáčkové frekvence více než 20 %. Druhá je blízko pod otáčkovou frekvencí a třetí velmi blízko nad. Pro přelaďování je tedy možné vyztužování s cílem posunout 2 a 3 skupinu frekvencí nad 30 Hz. Nebo je možné celou soustavu podladit (nebyly nalezeny žádné blízké vyšší frekvence, které by se mohly dostat do pásma buzení ±20 % frekvence otáčení). Pro snížení vibrací se jeví jako vhodnější změkčování soustavy. Z hlediska realizace potom varianta podepření desky k rámu pouze v rozích a připevnění 4 šrouby v rozích. V tomto případě bylo výpočtově ověřeno, že dojde k výraznému poklesu všech skupin vlastních frekvencí. Vypočtená odezva na 25 Hz ve směru X představuje přibližně 7 násobné snížení. Navržená úprava byla dosud realizována na jednom soustrojí. Pokles celkové efektivní hodnoty rychlosti kmitání byl asi osminásobný, tedy ve shodě s výsledky výpočtu.

- 146 -

SOUČASNÉ TRENDY VÝVOJE ČERPACÍ TECHNIKY Vědecko-technická konference, Lutín 2013

ÚPRAVA SPIRÁLOVÉHO ČERPADLA 125-NED-265 PRO EXTRÉMNÍ PROVOZNÍ PODMÍNKY Petr ABRAHÁMEK* Abstrakt Článek popisuje realizaci úprav na čerpadle pro jadernou energetiku 125-NED-265, na kterém byly požadovány skokové změny teplot (tepelné šoky) směrem nahoru i dolů. Zatížení na hrdla čerpadla několikanásobně překročilo normy ČSN i API. Je zde popsána konstrukce vlastního čerpadla před úpravami, průřez provedenými úpravami a kontrolním výpočtem čerpadla s grafickými přílohami.

1 ÚVOD Cílem zakázky bylo navrhnout a uzpůsobit čerpadlo pro havarijní chlazení parogenerátoru 1. a 2. energobloku na právě dokončované jaderné elektrárně Novovoroněž 2 v centrálním Rusku. Podle požadovaných parametrů tlaku a průtoku bylo zvoleno čerpadlo A125-NED-265.

Obr. 1 Čerpadlo 125-NED-265 pro havarijní chlazení parogenerátoru *

Ing, Oddělení pevnostních a dynamických výpočtů, SIGMA GROUP a.s., Jana Sigmunda 79, Lutín, tel. (+420) 585 65 2116, e-mail [email protected]

- 147 -

2 POPIS KONSTRUKCE ČERPADLA Havarijní čerpadlo A125-NED-265-22 je jednostupňové, spirální s jednostranným vstupem kapaliny do oběžného kola. Sací hrdlo je provedeno v ose a výtlačné hrdlo je umístěno tangenciálně, kolmo nahoru. Sání i výtlak jsou v tomto případě opatřeny hrdly DN125 PN100 Vlastní čerpadlo se sestává ze statoru, rotoru a kozlíku čerpadla. 

Stator čerpadla – Stator čerpadla se skládá ze spirály, vyměnitelných předních a zadních těsnících kruhů, mezistěny a ucpávky. Stator čerpadla je podroben hydrostatické zkoušce vodou.



Rotor - Rotor čerpadla se skládá z hřídele, oběžného kola s výměnnými těsnícími kruhy. Je uložen ve valivých ložiskách.



Ložiskový kozlík – Rotor je uložen v odnímatelném ložiskovém kozlíku. Ložiska jsou zvolena od fy SKF a jsou mazaná „olejovou mlhou“, která vzniká rozstřikem oleje pomocí rozstřikovacího kroužku. Utěsnění ložiskového prostoru je provedeno speciálním labyrintovým bezdotykovým těsněním z materiálu PTFE, které dokonale zabrání úniku oleje z tělesa ložisek a vstupu nečistot.

STATOR

ROTOR

LOŽISKOVÝ KOZLÍK

Obr. 2 Čerpadlo 125-NED-265 pro havarijní chlazení parogenerátoru

- 148 -

3 POŽADOVANÉ ZATÍŽENÍ ČERPADLA Z technických podmínek čerpadla vyplynulo, že čerpadlo je zařazeno do 1. kategorie seizmické odolnosti a krom projektovaného a maximálního výpočtového zemětřesení byla požadována i odolnost agregátu vůči tlakovým vlnám a pádu letadla. Zatížení hrdel bylo dle ruské normy NP-068-05 požadováno v průměru 7 – 9x vyšší než požaduje norma ČSN EN ISO 5199. Provozní parametry čerpadla Čerpané médium - chladící voda - teplota média - hustota

130 935

°C kg/m3

Přetlak na sání čerpadla Max. přetlak na výtlaku čerpadla v pracovní oblasti Maximální příkon čerpadla Jmenovité otáčky čerpadla

9 9,83 39,6 2 967

MPa MPa kW min-1

Výkon elektromotoru Jmenovité otáčky elektromotoru Jmenovité napětí elektromotoru

55 kW 2 967 min-1 380 V

Teplota okolního prostředí (krytá místnost): - teplota okolí - vlhkost okolí

5 ÷ 40 °C 20 - 80 %

Po prozkoumání tepelného zatížení se ukázalo, že čerpadlo pracuje mimo jiné i v těchto režimech, hlavně režim APP(T) (abnormální provoz) a HP(T) (havarijní provoz) se ukázali být jako hlavní zdroj problémů: 1)

NPP(T)

– studený start čerpadla (nárůst teploty média z 20°C na 70°C za 0,1s, ustálený stav při 70°C, náhlý pokles teploty média ze 70°C na 20°C za 0,1s a ustálený stav při 20°C ) – 2000 cyklů

2)

APP(T)

– studený start čerpadla (nárůst teploty média z 13°C na 90°C za 0,1s, ustálený stav při 90°C, náhlý pokles teploty média z 90°C na 20°C za 0,1s a ustálený stav při 20°C ) – 100 cyklů

3)

HP(T)

– studený start čerpadla (nárůst teploty média z 13°C na 130°C za 0,1s, ustálený stav při 130°C, náhlý pokles teploty média ze 130°C na 13°C za 0,1s a ustálený stav při 13°C ) – 60 cyklů

- 149 -

4 ÚPRAVY ČERPADLA 4.1 Hrdla V průběhu návrhového výpočtu proběhla také kontrola sacího a výtlačného hrdla. Z důvodu rozebíratelnosti byla původně navržena hrdla se spojovacími šrouby, výpočet však ukázal, že s takovým zatížením a skokovými změnami teplot nelze spoj spolehlivě zatěsnit a to hlavně při náhlém ochlazení. V případě nahrazení šroubů kvalitnějšími, které by dokázali ve spoji vyvinout větší předpětí byly přetížené listy přírub při náhlém oteplení a nesplňovali pevnostní požadavky určené normami PNAE-G-7-002-86 a NTD A.S.I. sekce III.

Obr. 3 Linearizovaný rozklad napětí v sací (nalevo) a výtlačné (napravo) přírubě při režimu NPP(0) – provoz čerpadla na studenou kapalinu

Obr. 4 Linearizovaný rozklad napětí v sací (nalevo) a výtlačné (napravo) přírubě při režimu APP(T) – čerpadlo několik sekund po přivedení horké kapaliny do tělesa spirály Skokové změny teplot jsou zapříčiněny aktivním přepínáním nádrží na elektrárně, ze kterých agregát čerpá kapalinu. Navíc díky změnám teploty se dle ruské normy značně navyšují zatížení hrdel oproti studenému stavu. Po domluvě s Ruskou stranou se tedy přistoupilo ke konstrukci čerpadla s přivařovacími hrdly. Zde byl limitem pouze krk příruby, který jak se později ukázalo, limity pevnosti splnil jak na sacím tak na výtlačném hrdle.

- 150 -

4.2 Těsnění mezistěny Jako další věc bylo potřeba vyřešit těsnivost mezi tělesem spirály a mezistěny, situace byla takřka shodná s přírubami s rozdílem, že zde nepůsobí síly z hrdel. I když byl použit maximální možný počet šroubů M20, nebylo možné zatěsnit čerpadlo pomocí klasického plochého těsnění z důvodu skokových změn teplot. V případě rozehřátého čerpadla a následného vniknutí chladné kapaliny d tělesa spirály se mezistěna ochladí dříve než šrouby a došlo by k roztěsnění tlakové obálky, naopak při vyvinutí dostatečné síly na zatěsnění při režimu ochlazení by při vniknutí horké kapaliny do studené spirály docházelo k přetížení závitů spirály při tepelném roztažení mezistěny Pro těsnění mezistěny bylo tedy použito těsnění pomocí O-kroužku a upravili se i prostory spirály a mezistěny. Nebylo třeba vyvíjet tak velkou sílu, jelikož těsnící prvek je suvný.

Obr. 5 Náčrtek upraveného šroubového spoje M20/M24, spirála - mezistěna I přes tato opatření byly závity ve spirále nadále lehce přetěžovány (austenitická ocel s nízkou mezí kluzu Re < 200MPa). Místo pro navýšení počtu stávajících šroubů nezbývalo, pro vyřezání hlubších závitů také ne. Zvětšením šroubů by spoj přišel o část své pružnosti, a proto se přistoupilo k vyrobení atypického svorníku M20/M24, kde závitová část ve spirále byla zvětšena na velikost M24.

Obr. 6 Vývoj redukovaného napětí v čase v havarijním režimu HP(+T)

- 151 -

4.3 Úprava spirály Po začátku kontrolního výpočtu čerpadla se ukázalo, že těleso spirály nedokáže bez úprav vyhovět limitům únavy v několika místech a to hlavně při režimu prudkého ochlazení čerpadla HP(-T). V tomto režimu se měla celá spirála tendenci smrštit a to vyvolalo extrémy napětí v přechodu z jednoho stavu do druhého.

Obr. 7 Kritická místa

Obr. 8 Pevnostní analýza spirály s částečnými úpravami

Místo „B“ bylo nejvíce problematickým uzlem a řešení spočívalo ve vykrojení oblouku u normálně rovného nosu spirály, spoj je pružnějším. Toto samotné nestačilo a bylo nutné ještě vyhloubit odlehčovací kapsu nad nosem spirály. Teprve potom bylo místo „B“ schopno splnit únavové limity napětí stanovené normou. Obdobně, vyjma kapes se vyřešila místa „A“ a „C“

Odlehčovací kapsa

Oblouk

Obr. 9 Úprava místa „B“ – nos spirály

- 152 -

Na Obr. 10 je vidět úprava přechodů v místě těsnících kruhů a místech přechodu průměrů spirály. Tato místa byla opět výrazně přetížená v důsledku tepelných skoků a to hlavně náhlým ochlazením. Opětovnými pokusy se dosáhlo úspěchu a výsledné napětí je nyní schopno spolehlivě splnit limity při časované únavě a vyhovět požadovanému počtu cyklů.

Upravené poloměry a zápichy Obr. 10 Úprava tvaru spirály v přechodech

Obr. 11 Upravená spirála – horní pohled Na Obr. 11 je vidět pohled shora do spirály, všechny průměry plynule navazují na stěnu. Vlivem úprav došlo v místě „A“ ke snížení napětí o 64%, v místě „B“ o 44% a v místě „C“ o 36%. V místě zápichu těsnícího kruhу došlo ke snížení napětí o 54% а v místě přechodu „šneku“ spirály o 45%.

- 153 -

4.4 Kotvení Jelikož byla požadována odolnost agregátu i vůči tlakové vlně a pádu letadla, bylo tomu potřeba přizpůsobit i kotvení. Běžně používané kotvy s hákem, ani kotvy rozpěrné nebyly schopné takové zatížení přenést, chemické byly kvůli radiaci vyřazeny. Použili se proto kotvy M30 x 500 se závlačemi, které byly zabetonované předem. Tento kotevní systém má velmi vysokou únosnost při relativně malé kotvící hloubce (v tomto případě 300mm).

8 x Kotva s hákem a závlačí M30 x 500 Obr. 12 Základový rám agregátu

5 ZÁVĚR Kontrolní výpočet s průběžnými konzultacemi a úpravami čerpadla zabrali asi 5 měsíců práce. Po provedení úprav, vyhověl agregát všem požadavků na statickou i únavovou pevnost, zatížení stavby a i ostatním prověřovaným parametrům. Agregáty byly odvedeny, bez problému schváleny a přejaty zákazníkem. LITERATURA [1]

ABRAHÁMEK, P. Návrhový výpočet: Čerpadlo A125–NED–265–22–A8–FE, 1. vydání. Lutín, 2010. 105 s. č. zprávy: 16-09/2010-DPČ, Revize 0.

[2]

IVÁN, L, & VEVERKA, O, & KUBÁČEK, K. Kontrolní výpočet: Čerpadlo A125-NED265-22-A8-FE, 1. vydání. Lutín. 2011, 278 s, č. zprávy: 02–01/2011–DPČ, Revize 0.

- 154 -

SIGMA GROUP a.s. Jana Sigmunda č. 79 783 50 Lutín Tel.: +420 585 651 111 Fax: +420 585 652 400 e-mail: [email protected]

www.sigma.cz