異なる軸長を接続した立型長軸消防ポンプのローター強度と臨界速度解析

Jul 10, 2023

Scientific Reports volume 12、記事番号: 9351 (2022) この記事を引用

1494 アクセス

1 引用

メトリクスの詳細

垂直長軸消防ポンプ（VLSFP）は、主に陸地から遠く離れた大量の水の供給が不足している消火現場で使用されます。 この論文は、VLSFPのXBC18-178-240LC3モデルを研究対象として選択しました。 最初に、単一 VLSFP の水理数値実験が実行され、次にマルチ VLSFP の水理性能が単一 VLSFP と同じ数値シミュレーション手法によって解析されました。 その後、同じ中間シャフト全長のもとでシャフト部の長さと本数を変えて接続した３つのローターモデル（Ｚ４モデル、Ｚ５モデルオリジナルモデル、Ｚ６モデル）をモデリングソフトにより設計した。 最後に、CFD シミュレーションと Workbench ソフトウェアを使用して、3 つのモデルのローターの強度と臨界速度を分析および確認しました。 この研究では主に次のことが判明しました。(1) インペラの強度検査を通じて、3 つのモデルの最大等価応力はローター材料の許容応力よりも小さく、これらのモデルの構造設計が安全要件を満たしていることが示されました。 (2) シャフトローターの臨界速度チェックにより、VLSFP の動作速度は 3 つのモデルの一次臨界速度の 0.8 倍未満であり、ローターが 3 つのモデルの共振と構造を回避できることが示されました。動的な設計要件を満たしました。 インペラの応力チェックとシャフトローターの臨界速度チェックにより、試験または運転の前後に VLSFP を何度も取り付け、分解した場合の時間と人件費を組み合わせて、論文は Z4 モデルを選定しました。最適なモデルは、その後の垂直長軸消防ポンプの構造設計の最適化に理論的な裏付けを提供する可能性があります。

垂直長軸消防ポンプ（VLSFP）は、主に陸上から遠く離れた海上プラットフォームや埠頭などの水の供給が少ない消火場所で使用され、海水を消火水源として作動します。 設置面積が小さく、流量が大きく、揚程が高く、起動が速いという利点があります。 VLSFPのシャフトは従来のポンプに比べて非常に長く、多くのシャフト部分で構成されています。 また、ドライブシャフトの長さは海面に応じて調整可能です。 海面がポンプ システムの設置場所よりも低い場合、VLSFP は水を反転して、吸い込み高さの高さによって引き起こされる水の分流やキャビテーションなどの問題を回避できます。 大型の垂直回転機械として、ローター システムの安定性がポンプ システムの安全性の鍵となります。 ポンプの動作速度が臨界速度を超えるか、臨界速度に近づくと、ローター システムが振動します1、2。

回転子の動力学解析手法には主に伝達行列法と有限要素法が存在します。 伝達行列法は Prohl3 によって提案され、その後 Horner と Pilkey4 によって改良されました。 それ以来、それに関する広範な研究が行われてきました5、6、7、8。 しかし、トランスファーマトリックス法によるローターの過度の単純化により、モデルの計算精度を確保することが困難になります。 それに比べて、有限要素法は複雑なモデルや計算を処理することができます9,10。 したがって、有限要素法はローターダイナミクス解析に推奨される方法となっています。 また、実際のプロジェクトでは、回転機械のブレードは長期間の運転中に亀裂が発生しやすくなります。 材料、構造、加工技術、温度、圧力、外部衝撃などを含む多くの要因がブレードの疲労故障に影響します11、12、13、14、15。

ローターダイナミクスでは、モーダル解析と臨界速度も研究の焦点です。 Chivens と Nelson 16、Heydari と Khorram 17、She ら 18、19 は、回転シャフトディスク システムの臨界速度と固有振動数に対するディスクの柔軟性の影響を研究しました。 Taplak と Parlak20 は、ガス タービン ローターのモデルを構築し、ローターの動的挙動を調査するためにキャンベル線図と回転システムの臨界速度を取得するために Dynrot プログラムを採用しました。 Castillo et al.21 は、衝撃試験が電動水中ポンプのモードパラメータを特定するのに有用な方法であることを確認しました。 Minette et al.22 は、最小二乗複素指数法を使用して固有振動数と減衰パラメータを特定することにより、試験井に設置された運転条件下での電動水中ポンプの動的挙動を調査しました。 Huang et al.23 は、ターボ分子ポンプのロータブレードモードのモデル化方法を研究し、単純化前後の質量と慣性モーメントの基本不変原理に基づいたブレード修正モデルの簡略化方法を提案しました。

しかし、VLSFP のシャフトのローターモーダルと臨界速度の解析に関する文献はほとんどありません。 さらに、実際のエンジニアリングプロジェクトでは、より多くのシャフトセグメントが接続されている VLSFP は、テストや運転の前後に何度も取り付けと分解を行うため、より多くの時間と人件費がかかります。 したがって、この論文はXBC18-178-240LC3 VLSFPを研究対象として選択しました。 最初に、単一 VLSFP の水理数値実験が実行され、次にマルチ VLSFP の水理性能が単一 VLSFP と同じ数値シミュレーション手法によって解析されました。 その後、同じ中間シャフト全長のもとでシャフト部の長さと本数を変えて接続した3つのローターモデル（Z4モデル、Z5モデル、Z6モデル）をモデリングソフトで設計した。 最後に、CFD シミュレーションと Workbench ソフトウェアを介して 3 つのモデルのローターの強度と臨界速度が分析および確認され、3 つのモデルから最適なソリューションが選択され、その後の垂直長軸火災の設計最適化の理論的サポートが提供されました。ポンプ。

表 1 に XBC18-178-240LC3 VLSFP の主要な設計パラメータを示し、図 1 にポンプ全体の図を示します。 VLSFP 部品の場合、その一体型ポンプ シャフトは、スリーブ カップリングで接続された 7 本の単軸 (インペラ シャフト 1 セクション、中間シャフト 5 セクション、ドライブ シャフト 1 セクション) で構成されています。 長さは、インペラシャフトが2001mm、中間シャフトが1848mm（5箇所同じ）、トランスミッションシャフトが2232mm、シャフト部の隙間が2mmとなり、合計13,485mmとなります。ポンプシャフト。 ポンプシャフトとインペラの材質は二相ステンレス鋼（00Cr22Ni5Mo3N）で、密度 = 7850 kg/m3、弾性率 = 2.0 × 1011 Pa、ポアソン比 = 0.3、引張強さ = 620 MPa、耐力= 450 MPa、許容応力 = 250 MPa。

XBC18-178-240LC3 VLSFP の全体構造。 注釈: 1 ディーゼル エンジン。 2 カップリングとドライブシャフト。 3 冷却水パイプ。 4 ギアボックス。 5VLSFP。

この論文では、Creo5.0 ソフトウェアを使用して、実際のサイズに基づいて VLSFP の初段および多段流体ドメインの 3 次元モデリングを実行しています。 流体領域とはポンプの各部を流れる水塊を指し、その形状がポンプの構造に似ているのはこのためです。 図 2 に示すように、初段流体領域には入口、初段羽根車、初段空間案内翼、出口を流れる水塊が含まれ、多段流体領域には入口、初段羽根車、初段空間案内翼、出口を流れる水塊が含まれます。入口、3 つのインペラ、3 つのスペース ガイド ベーン、および出口。

VLSFP の 3 次元流体ドメイン。

水モデルの幾何学的特性、計算リソース、精度を考慮して、ANSYS ICEM17.0 ソフトウェアを採用して VLSFP の単一チャネルとフルチャネルをメッシュ化し、境界層を処理してグリッドの数と品質要件を確保します。 図 3a はシングルチャネル グリッド モデル、図 3b はフルチャネル グリッド モデルです。 図 4 は、単一 VLSFP モデルの 5 つのグループのグリッド独立性解析結果を示しています。 図4に示すように、グリッド数が8,782,000を超えると、シングルVLSFPのヘッドと効率が安定する傾向があります。 したがって、計算精度と時間を考慮して、最終的に 4 番目のグリッド グループ (8,782,000) が選択されます。

計算ドメインのグリッド。

グリッド独立性テスト。

VLSFP 内部流れ場の定常数値シミュレーションは、ANSYS CFX17.0 ソフトウェアによって実行されます。 設定は次のとおりです。媒体として水が使用されます。 RNG k-ε 乱流モデルが採用されます。 動的インターフェイスと静的インターフェイスは Frozen Rotor モードに設定されます。 境界条件は圧力入口と質量流出口に設定されます。 基準圧力は標準大気圧を選択します。 自動壁機能は、滑らかな壁として設定された壁付近の領域を処理するために選択されます。 解の離散化は 2 次の風上スタイルに設定されます。 収束残差は 10–4 に設定されます。

シングル VLSFP の外部特性テストは、江蘇省蘇州市の昆山浦東流体設備有限公司のオープンテストベンチで実施されます。 効率とヘッドの測定値の誤差は 2% 未満であることがわかります。 本論文では,単一VLSFPの水力学的性能の数値計算を実行し,実験データと比較した。 シングル VLSFP の信頼できる計算方法を取得した後、同じ数値設定がマルチ VLSFP に適用されます。 単一 VLSFP 実験セットアップの概略図を図 5 に示します。

単一 VLSFP の実験用セットアップ。 注釈: 1 プール。 2 フィルター画面。 3 VLSFP。 4 ギアボックス; 5 ディーゼルエンジン。 6 ディーゼルエンジンベース。 7 圧力計。 8 電磁流量計。 9 スロットル。

ポンプの油圧パラメータは主に流量、揚程、効率などを指し、ポンプの油圧性能を反映できます。 0.65Qd、1.0Qd、1.4Qd、1.5Qd の 4 つの動作条件下でのシングル VLSFP の油圧性能パラメータ (実験および数値) を表 2 に示します。ここで、Qd は定格動作条件での流量を指します。 彼、Hs、\({\varepsilon }_{H}\)、\({\eta }_{E}\)、\({\eta }_{S}\)、\({\varepsilon }_表 2 の {\eta }\) は、それぞれ実験時のヘッド、シミュレーション時のヘッド、ヘッドの相対誤差、実験時の効率、シミュレーション時の効率、効率の相対誤差です。 表 2 に示すように、定格動作点でのヘッドの相対誤差と効率はそれぞれ 1.27% と 2.78% です。 定格動作点から離れると、ヘッドと効率の相対誤差が増加しますが、最大値はわずか約 5% であり、通常の誤差範囲内です。 図 6 は、単一 VLSFP の実験とシミュレーションによって得られた水力性能曲線の比較を示しています。 データの一致が完璧であることが示されました。 上記の結果は、数値シミュレーション手法が信頼性があり、単一 VLSFP の内部および外部特性を予測するために使用できることを検証します。

単一 VLSFP のパフォーマンス特性。

マルチ VLSFP の油圧性能は、プレストレス下でのローターの構造剛性と強度をチェックするために分析されます。 6つの動作条件,すなわち0.2Qd,0.65Qd,1.0Qd,1.2Qd,1.4Qdおよび1.5Qdを,シングルVLSFPと同じ数値シミュレーション法によって計算した。 表 3 にシミュレーションされた油圧性能を示します。 表 2 を参照すると、マルチ VLSFP のシミュレートされたヘッドは、同じ動作条件下での単一 VLSFP のヘッドよりもはるかに大きく (約 2.3 ～ 2.8 倍)、これは実際の状況と一致しています。 図 7 に示すように、マルチ VLSFP のシミュレートされた効率は単一 VLSFP の効率よりわずかに低く、これもプロジェクトの実際の状況と一致しています。

マルチ VLSFP の油圧性能曲線。

この研究では、モデリング ソフトウェアを使用して、シャフト長の異なる 3 つの接続スキームを設計しました。 シャフトロータの基本構造に影響を与えないことを基本として、キー溝、スリーブカップリングなどの部品を簡略化しています。 このような方法では、より高いグリッド品質を確保して計算時間を短縮することを前提として、シャフトローターのグリッドの数を減らすことができます。 XBC18-178-240LC3 モデルのオリジナルのシャフト設計とポンプ工場の実際の処理能力を組み合わせた、Z4、Z5、および Z6 シャフトとして示される 3 つのシングルセグメント中間シャフトを図 8 に示します。 3 つの中間シャフトの各部中央部分の長さを除けば同じです。

3 つのシングルセグメント中間シャフト: Z4、Z5、Z6。

図9bは、スリーブカップリングを介して7本の単軸（インペラシャフト1本、中間シャフト5本、ドライブシャフト1本）で構成されるVLSFPシャフトローターのオリジナルモデルであり、各部品の設計パラメータは「モデル」で詳しく紹介されています。 「はじめに」セクション。 このモデルは中間シャフトが5本あるためZ5モデルと呼ばれます。 同様に、図 9a、c は、それぞれ Z4 および Z6 と呼ばれる 4 つおよび 6 つの中間シャフトを備えたモデルを示しています。 シャフトローターのすべての部品は、単一中間シャフトの長さと数を除いて 3 つのモデルで同じであり、シャフトローターの全長は変わりません。

VLSFP シャフトローターの 3 つのモデル。

ローターの静的解析にはANSYS Workbench18.0を使用します。 ロータの境界条件は実際の条件に合わせて設定する必要があります。 境界条件は荷重とサポートを指します。 この論文の VLSFP では、流体力、重力、遠心力の 3 種類の荷重が考慮されます。 流体力は、一方向の流体と構造の相互作用を実現するために負荷されます。 ここで、流体と構造の相互作用とは、流体力学を記述する法則と構造力学を記述する複数の物理場が結合することを指します。 流れる流体が固体構造物と接触すると、構造物は応力と歪みを受け、これらの力によって構造物が変形します。 また、重力は鉛直下向きの重力加速度を加算することにより負荷され、遠心力は回転速度を加算することにより負荷される。 拘束の選択については、シャフトローターが円筒形であるため、「円筒形サポート」がベアリングの位置に荷重されて、ローターの軸方向および半径方向の変位を制限します。 また、ドライブシャフト上面に「リモートディスプレースメント」を搭載し、ローターの軸回転以外の回転を制限します。

オリジナルモデル（Z5）を例に挙げます。 図 10a ～ d は流体力を示し、図 10e は重力と遠心力を示します。「A」は遠心力を表し、「B」は重力を表します。 図 10f は、ローター モデルのサポート設定を示しています。「円筒サポート」は文字「AI」で表され、遠隔変位は文字「J」で表されます。

境界条件の設定。

上記の荷重とサポートの設定により、ローターの静的計算と実際の動作状態の一貫性が効果的に確保されます。 さらに、ジャイロ トルクや急激な負荷の変化などの要因は、ローター静力の結果にほとんど影響を与えませんが、この論文では考慮されていません。

図 11a ～ 図 11c は、0.2Qd、0.65Qd、1.0Qd、1.2Qd の 4 つの作業条件下での Z4、Z5、Z6 モデルの変形分布を示しています。 図中の３つの羽根車を右から順に１段目羽根車、２段目羽根車、３段目羽根車と呼びます（以下同様）。 流体構造連成理論によれば、羽根車に対する流体荷重の作用により、ロータの変形は主に羽根車で発生します。 図に示すように、インペラの段数が増加するにつれてインペラの変形は増加し、最大の変形は 3 段目のインペラの上部クラウンエッジで発生します。 その理由は、羽根車の回転によって流体がエネルギーを得るためであり、流体が羽根車を通過する段数が増えるほど、より多くのエネルギーを得ることができるからです。 したがって、初段の羽根車にかかる流体圧力は最も小さく、羽根車の段数が増えるにつれて、羽根車にかかる流体圧力は徐々に増加していきます。 さらに、流量が増加すると、高流量条件下でのインペラの出口圧力が低流量条件下での圧力よりも低くなるため、インペラの全体的な圧力分布はより均一になります。 流量の増加に伴い、インペラの変形は継続的に減少し、比較的均一になりました。 このような傾向は、インペラ内の流体圧力の傾向と基本的に一致しています。

4 つの作業条件における 3 つのモデルの変形分布。

図 12a ～ 図 12c は、0.2Qd、0.65Qd、1.0Qd、および 1.2Qd の 4 つの動作条件下での Z4、Z5、および Z6 モデルの等価応力分布を示しています。 インペラは流体と構造の相互作用を受けるため、ロータの等価応力は主にインペラに反映され、その変動傾向は変形の傾向と同じです。 図12aから、0.2Qd、0.65Qd、1.0Qd、1.2Qdの4つの作動条件下でのZ4モデルの羽根車の最大等価応力は、それぞれ126.98MPa、111.44MPa、100.02MPa、92.186MPaであることがわかります。 。 最小流量条件 0.2Qd では最大値 126.98 MPa が得られますが、これは許容応力 (「モデルの紹介」セクションに示すように 250 MPa) よりもまだ小さく、ローターの材料が強度要件を満たしていることを意味します。 したがって、Z4 モデルの構造強度は設計要件を満たしています。 同様に、図 12b、c に示すように、Z5 モデルと Z6 モデルの最大等価応力は、それぞれ 0.2Qd 条件下で 116.5 MPa と 134.6 MPa であり、許容応力を下回っています。

4 つの動作条件における 3 つのモデルの等価応力分布。

3 つのモデルの静的パラメータの変化傾向を直感的に反映するために、図 13 に Z4 の 3 つのモデルの 0.2Qd、0.65Qd、1.0Qd、1.2Qd の 4 つの使用条件下でのローターの最大変形量を示します。 Z5とZ6。 図から、3 つのモデルの変化傾向は基本的に同じであり、0.2Qd の小流量条件で変形が最も大きくなることがわかります。これは、羽根車の内部流れが均一ではないためです。その場合、小流量条件下ではインペラの一部の領域に大きな力がかかります。 また、Z5モデル（オリジナルモデル）の赤線で示す変形量は、Z4、Z6モデルと比較して、流量の増加に伴う下降傾向が大きくなっています。 定格条件以降では、Z5 モデルの最大変形は常に Z4 または Z6 モデルよりも小さく、これは Z5 モデルの構造設計がより合理的であることを示しています。 ただし、Z4 および Z6 モデルの最大変形は妥当な範囲内にあり（ローターの変形程度は一般的に 10–2 ～ 10–1 mm）、ローター構造設計の要件も満たしています。

4 つの作業条件における 3 つのモデルの最大変形量の変化。

図 14 は、0.2Qd、0.65Qd、1.0Qd、1.2Qd の 4 つの使用条件下での Z4、Z5、Z6 の最大等価応力を示しています。 図から、3 つのモデルの変動傾向は基本的に同じであり、0.2Qd という小流量条件で常に最大値が発生することがわかります。 この現象の原因は、羽根車の内部の流れが均一ではないため、小流量条件下では羽根車の一部の領域に大きな力がかかることも考えられます。 また、Z4 モデルと Z6 モデルと比較して、Z5 モデル（オリジナルモデル）の等価応力値が最も小さく、Z5 モデルの構造設計がより合理的であることがわかります。 Z4 および Z6 モデルの最大等価応力は Z5 モデルよりも大きくなっていますが、それでもローター材料の許容応力よりも小さく、構造設計の安全要件にも適合しています。

4 つの使用条件における 3 つのモデルの等価応力の最大分布。

図 15 は、ドライ モードでの Z4、Z5、および Z6 の 3 つのモデルの最初の 12 個の固有振動数を示しています。 ドライモードとは、構造モードに対する周囲の流体の影響に関係なく、空気中での構造固有のモードを指します。 インペラの水の質量は、シャフトローター全体の質量に比べて無視でき、予応力はローターのモードにほとんど影響を与えないため、この論文では、シャフトローターの固有の特性を分析することを選択しました。ドライモード。 図１５に示すように、次数が増加するにつれて、回転子の固有振動数は一般に増加傾向を示す。 また、同次数ではZ6モデルの固有振動数が最も大きく、Z4モデルの固有振動数が最も小さくなります。 この現象の理由は、シングルセグメント中間シャフトの長さが長くなると、中間シャフトの数が減り、必要なカップリングやベアリングサポートの数も少なくなるからです。 これにより、シャフトロータ全体の結合および支持剛性が低下し、シャフトロータ全体の固有振動数が直接的に低下する。

3 モデルのドライモードでの固有振動数グラフ。

ローターの振動形状は、ローターの各部分の振動とねじれの振幅を反映することができるため、構造設計の弱い部分を見つけるのに役立ちます。 Z4、Z5、Z6の3モデルの1次12次振動形状を図16に示します。ここでは3モデルの同じ次数の振動形状をまとめて解析しており、上から3モデルがZ4となります。 、Z5、Z6 をそれぞれ指定します。 右下の座標系は実際のローターの向きを反映しており、変位倍率は 100 です。図から、3 つのモデルの 1 次および 2 次の振動形状が曲げ変形と 2 次の振動形状であることがわかります。最大の変形は、最初のベアリングと最初の中間シャフトの中央に現れます。 ただし、次数が高くなるほど振動形状は複雑になります。 3次以上の振動形状では、ロータの変形は横振動とねじり振動で構成され、混合位置は基本的に中間シャフト上で発生します。これは、シャフトロータ全体の固有振動数と臨界速度の増加によるものです。システム。

3モデルの振動形状。

表 4 に 3 つのモデルの臨界速度を示します。 表中、「WD」は旋回方向、「CS」は臨界速度、「BW」は後進旋回、「FW」は前進旋回を表します。 ローターダイナミクスの理論的基礎によれば、「FW」に対応する臨界速度はローターの実際の臨界速度です。 表から、Z4 モデルの最初の 6 つの臨界速度は、それぞれ 1952.4 r/min、2711.5 r/min、3296.4 r/min、4054.9 r/min、5858.0 r/min、および 7375.9 r/min であることがわかります。 ロータの作動速度がその一次臨界速度の 0.8 倍未満である場合、ロータは共振を回避できます24。 VSLFP の動作速度は 1485 r/min で、1485 は 0.8 \(\times \) 1952.4 未満であるため、Z4 モデル構造は動的設計要件を満たしています。 同様に、Z5 モデルの最初の 5 つの危険速度は、それぞれ 2719.6 r/min、4555.7 r/min、5368.5 r/min、6311.4 r/min、および 8513.8 r/min です。 1485 は 0.8 \(\times \) 2719.6 より小さいことに注意してください。これは、Z5 モデルの構造が動的設計の要件を満たしていることを示しています。 同様に、Z6 モデルの場合、一次臨界速度 3488.9 r/min はさらに大きく、これは Z6 モデルの構造が動的設計要件を満たしていることを示しています。

図 17 は、最初の 12 モードにおける Z4、Z5、および Z6 モデルの臨界速度を示しています。 図中、黒い曲線上の6つの緑の丸はZ4モデルの最初の6次臨界速度を表し、赤い曲線上の5つの紫の丸はZ5モデルの最初の5次臨界速度を表し、Z5モデルの6つの茶色の丸はZ5モデルの最初の5次臨界速度を表します。青い曲線は、Z6 モデルの最初の 6 次臨界速度を表します。 さらに、3 つのモデルの 1 次臨界速度はすべて 2 次モードに現れます。 ただし、Z4 モデルの 2 次臨界速度は 4 次モードに現れますが、Z6 モデルは 5 次モードに、Z5 モデルは 6 次モードに現れます。 これは、Z5モデル（オリジナルモデル）の2次共振がZ4やZ6モデルに比べて遅れていることを示しています。 さらに、図から、Z6 モデルの臨界速度が最も大きく、Z4 モデルの臨界速度が最も小さいことがわかります。 この現象が発生する理由は「ローターの固有振動数解析」の項と同様です。

3 つのモデルの臨界速度の比較。

インペラの応力チェック、シャフトローターの臨界速度チェックなどにより、3 つのモデル (Z4 モデル、Z5 モデル、Z6 モデル) のすべてがローター構造設計と動的設計の要件を満たしています。 しかし、実際のエンジニアリングプロジェクトでは、より多くのシャフトセグメントが接続されている VLSFP は、試験や運転の前後に何度も取り付けと分解を行うため、より多くの時間と人件費がかかります。 要約すると、この論文は Z4 モデルを最適なモデルとして選択し、その後の垂直長軸消防ポンプの設計最適化に対する理論的サポートを提供します。

この論文は、XBC18-178-240LC3 VLSFPを研究対象として選択し、モデリングソフトウェアを使用して、同じ中間シャフト全長の下で異なる長さとシャフトセクションの数で接続された3つのモデル（Z4モデル、Z5モデル、Z6モデル）を設計しました。次に、3 つのモデルのローターの強度と臨界速度が、CFD シミュレーションとワークベンチ ソフトウェアによって分析および確認されました。 主な結論は次のとおりです。

流量の増加に伴い、インペラの変形と相当応力は継続的に減少し、より均一になりました。

インペラの強度確認の結果、3機種とも最大等価応力がロータ材質の許容応力を下回っており、構造設計が安全性要件を満たしていることがわかりました。

シャフトローターの臨界速度チェックを通じて、VLSFP の動作速度は 3 つのモデルの一次臨界速度の 0.8 倍未満でした。これは、ローターが共振を回避でき、3 つのモデルの構造が動的要求を満たすことを示しています。設計要件。

インペラの応力チェックとシャフトローターの臨界速度チェックにより、試験または運転の前後に VLSFP を何度も取り付け、分解した場合の時間と人件費を組み合わせて、論文は Z4 モデルを選定しました。これは、その後の垂直長軸消防ポンプの設計最適化に対する理論的サポートを提供できる最適なモデルです。

この論文にはダイナミクスの実験的検証が欠けていました。 VLSFP は構造が複雑で体積が大きいため、現時点では対応するテストサイトがありませんでした。 したがって、その後の研究では、VLSFP モデルのスケールダウンを検討し、回転子動力学試験を実施することになります。

現在の研究中に生成または分析されたデータセットは、合理的な要求に応じて責任著者から入手できます。

Huang, ZY & Fang, JC マルチフィジックスは、送風機用途向けの高速永久磁石電気機械の設計と最適化を担当しています。 IEEEトランス。 インド電子。 63、2766–2774 (2016)。

記事 Google Scholar

Huang, Z.、Han, B.、Mao, K.、Peng, C. & Fang, J. ターボ分子ポンプのローター アセンブリの機械的応力と熱的側面。 真空 129、55–62 (2016)。

記事 ADS CAS Google Scholar

マサチューセッツ州プロール フレキシブルローターの臨界速度を計算する一般的な方法。 Ｊ．Ａｐｐｌ． メカ。 12、142–148 (1945)。

記事 Google Scholar

Horner, G. & Pilkey, WD Riccati 伝達行列法。 J. Mech. デス。 100、297–302 (1978)。

Google スカラー

Gach, R. 弾性基盤上の流体膜ベアリング内の大型ターボローターの振動。 J.サウンドバイブ。 47、53–73 (1796)。

記事 Google Scholar

Lund, JW & Wang, Z. 柔軟な基礎上の長いシャフトのローター動的解析への Riccati 法の適用。 Ｊ．Ｖｉｂ． アコースティック。 108、177–181 (1986)。

記事 Google Scholar

ミシガン州フリスウェル、SD ガーベイ、ペニー、JET および MG スマート 速度依存の軸受特性を使用して回転機械の臨界速度を計算します。 J.サウンドバイブ。 213、139–158 (1998)。

記事 ADS Google Scholar

Hsieha, SC、Chenb, JH & Leea, AC 対称ローターベアリングシステムの横振動とねじり振動を結合するための修正伝達マトリックス法。 J.サウンドバイブ。 289、294–333 (2008)。

記事 ADS Google Scholar

スー、C.-N. ターボ分子ポンプローターシステムの実験および性能解析。 J.真空。 121、260–273 (2015)。

記事 ADS CAS Google Scholar

ソング、HQ 他ポンプモードにおけるスプリッターブレードを備えたポンプタービンのローターとステーターの相互作用の解析。 数学 8、1465–1465 (2020)。

記事 Google Scholar

Zhang, B. & Li, YC 蒸気タービンのカーチス段と最後から 2 番目の段におけるブレードの故障解析の概要。 Ｊ．タービンテクノロジー。 2、44–47 (1990)。

Google スカラー

Wang, JH、Qi, Y.、Su, H.、Li, JS タービンブレードの疲労破壊の概要。 Ｊ．タービンテクノロジー。 6、330–333 (1999)。

Google スカラー

Vardar, N. & Ekerim, A. 火力発電所のガス タービン ブレードの故障解析。 工学失敗。 アナル。 14、743–749 (2007)。

記事 CAS Google Scholar

Xu、Z.-L.、Park、J.-P. & リュウ、S.-J. 蒸気タービンの低圧第 1 段ブレードの故障解析と改修設計。 工学失敗。 アナル。 14、694–701 (2007)。

記事 CAS Google Scholar

Poursaeidi, E.、Aieneravaie, M.、Mohammadi, MR ガス タービン エンジンの第 2 段ブレードの故障解析。 工学失敗。 アナル。 15、1111–1129 (2008)。

記事 CAS Google Scholar

DR Chivens、HD およびネルソン、HD 回転するフレキシブル シャフト ディスク システムの固有振動数と臨界速度。 J.Eng. Ind. 97、881–886 (1975)。

記事 Google Scholar

Heydari, H. & Khorram, A. 回転シャフトディスク システムの固有振動数と臨界速度に対するフレキシブル ディスクの位置とアスペクト比の影響。 内部。 J. Mech. 科学。 152、596–612 (2019)。

記事 Google Scholar

She、HX、Li、CF、Tang、QS、Wen、BC シャフト、ディスク、ブレード ユニットの固有振動数と臨界速度に対するディスクの位置と柔軟性のメカニズムに影響を与えます。 J.サウンドバイブ。 469、115156 (2020)。

記事 Google Scholar

She、HX、Li、CF、Tang、QS、Wen、BC シャフト-ディスク-ブレード システムのモーダル特性に対するブレードの相互接続の影響。 メカ。 システム。 信号プロセス。 146、106955 (2021)。

記事 Google Scholar

Taplak, H. & Parlak, M. 有限要素法を使用したガス タービン ローターの動的解析の評価。 測定 45、1089–1097 (2012)。

記事 ADS Google Scholar

マサチューセッツ州カスティージョ、RHR グティエレス、UA モンテイロ、RS 州ミネット、ルイジアナ州ヴァズ 数値解析および実験解析を使用した、試験井に設置された電動水中ポンプのモーダル パラメータ推定。 J.海洋工学 176、1–7 (2019)。

記事 Google Scholar

Minette, RS、SilvaNeto, SF、Vaz、LA、Monteiro、UA 電動水中ポンプの実験モーダル解析。 J.海洋工学 124、168–179 (2016)。

記事 Google Scholar

Huang, ZY, Han, BC & Le, Y. ターボ分子ポンプ ローター ブレードのモーダル解析のモデリング方法。 真空 144、145–151 (2017)。

記事 ADS CAS Google Scholar

Guan、XF 現代ポンプの理論と設計 (中国航空宇宙出版、北京、2011)。

Google スカラー

リファレンスをダウンロードする

この研究は、江蘇省の産業予測および主要コア技術プロジェクト [助成番号: BE2019009-01] によって支援されました。

国立ポンプ研究センター、江蘇大学、鎮江市、212013、中国

ハイチン・ソング、ジンフェン・チャン、ファン・チャン

PubMed Google Scholar でこの著者を検索することもできます

PubMed Google Scholar でこの著者を検索することもできます

PubMed Google Scholar でこの著者を検索することもできます

HS: 概念化、数値シミュレーション、形式解析、調査、原案作成。 JZ: 方法論、監督、調査、レビュー、編集。 FZ: 修正と磨きをかけます。

宋海琴への対応。

著者らは競合する利害関係を宣言していません。

シュプリンガー ネイチャーは、発行された地図および所属機関における管轄権の主張に関して中立を保ちます。

オープン アクセス この記事はクリエイティブ コモンズ表示 4.0 国際ライセンスに基づいてライセンスされており、元の著者と情報源に適切なクレジットを表示する限り、あらゆる媒体または形式での使用、共有、翻案、配布、複製が許可されます。クリエイティブ コモンズ ライセンスへのリンクを提供し、変更が加えられたかどうかを示します。 この記事内の画像またはその他のサードパーティ素材は、素材のクレジットラインに別段の記載がない限り、記事のクリエイティブ コモンズ ライセンスに含まれています。 素材が記事のクリエイティブ コモンズ ライセンスに含まれておらず、意図した使用が法的規制で許可されていない場合、または許可されている使用を超えている場合は、著作権所有者から直接許可を得る必要があります。 このライセンスのコピーを表示するには、http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/ にアクセスしてください。

転載と許可

Song, H.、Zhang, J. & Zhang, F. 異なるシャフト長で接続された垂直長シャフト消防ポンプのローター強度と臨界速度の解析。 Sci Rep 12、9351 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-13320-z

引用をダウンロード

受信日: 2022 年 1 月 24 日

受理日: 2022 年 5 月 23 日

公開日: 2022 年 6 月 7 日

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

次のリンクを共有すると、誰でもこのコンテンツを読むことができます。

申し訳ございませんが、現在この記事の共有リンクは利用できません。

Springer Nature SharedIt コンテンツ共有イニシアチブによって提供

コメントを送信すると、利用規約とコミュニティ ガイドラインに従うことに同意したことになります。 虐待的なもの、または当社の規約やガイドラインに準拠していないものを見つけた場合は、不適切としてフラグを立ててください。