Расчет диффузионного насоса

 

 

Содержание


 Введение                                                                                                             

1 Устройство и принцип действия  пароводяного эжекторного вакуумного  насоса                                                                                                                      

2 Конструктивные элементы эжектора. Расчетная схема эжектора                 

3 Расчет эжектора                                                                                                  

3.1 Термодинамический расчет сопла                                                                 

3.2 Расчет основного геометрического  параметра ступеней откачки              

3.3 Определение действительного  коэффициента эжекции                              

3.4 Расчет геометрических параметров  проточной части                                  

3.5 Определение скорости выхода  паровоздушной смеси                                 

4 Конденсирование отработавшего  пара                                                             

   Заключение

   Список использованных источников

   Приложение

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

        Колаша

        Бабук 

Введение

       Вакуумная техника широко используется во многих технологических процессах, физико-технических экспериментах и испытаниях. Техническое применение вакуума используется в металлургии, машиностроении, химической, электротехнической, оптической,  пищевой промышленности и медицине.  Наиболее высокие требования к вакууму предъявляются при производстве электронно-лучевых трубок и сверхвысокочастотных приборов. Особенно широко вакуумная техника применяется в производстве микросхем, где процессы нанесения тонких пленок, ионного травления, электронолитографии обеспечивают получение элементов электронных схем субмикронных размеров.

В связи с расширением областей применения вакуумных технологий появляется необходимость и проектировки вакуумных насосов, которые должны обеспечивать определенные требования работы и учитывать специфику технологического процесса.

Пароводяные эжекторные насосы получили широкое распространение в различных отраслях промышленности. Они применяются для откачки различного рода дистилляционных установок, выпарных аппаратов, вакуум-кристаллизаторов, деаэраторов, конденсаторов паровых турбин, дегидраторов, различных вакуум-сушильных аппаратов, вакуум-фильтров, вакуум-пропиточных установок. Широко используются также в холодильных установках, в металлургии для откачки вакуумных дуговых и индукционных печей и внепечных установок обезгаживания жидкого металла.

Цель курсового проекта: спроектировать пароструйный эжекторный одноступенчатый воздушный насос в соответствии с исходными данными к проекту.

 

 

 

1 Устройство и принцип действия  пароводяного эжекторного вакуумного  насоса

Пароструйные эжекторы обычно применяют при необходимости достижения достаточно больших разрежении. Остаточное давление около 80 мм рт. ст, может быть создано одноступенчатым эжектором. Более глубокий вакуум получают с помощью последовательно установленных один за другим пароструйных эжекторов — пароэжекторных насосов. Основные преимущества пароэжекторных насосов перед другими типами вакуумных насосов заключаются в следующем:

  • большие объемные производительности (это обстоятельство ставит пароэжекторные насосы в совершенно исключительное положение при необходимости удаления значительного количества газа; уже при расходе газа 100 кг/ч и давления всасывания ниже 1 мм рт. ст. практически нецелесообразно применять другие типы вакуум-насосов и, в частности, механические);
  • возможность использования бросового пара, который в избытке имеется на большей части промышленных предприятий;
  • незначительные габаритные размеры, что позволяет размещать их в действующих цехах на весьма малых площадях;
  • простота изготовления, незначительный износ, возможность работы с запыленными и агрессивными средами; экономичность.

Действие пароструйных вакуумных насосов основано на использовании в качестве откачивающего элемента высокоскоростной паровой струи. В зависимости от области рабочих давлений и принципа действия различают три вида вакуумных пароструйных насосов:

    • эжекторные (760—10-2 мм рт. ст.);
    • бустерные (10-1—10 мм рт. ст.);
    • высоковакуумные (ниже 10-4 мм рт. ст.).

Несмотря на различие в диапазонах рабочих давлений, в конструктивном оформлении, в режимах работы и физическом механизме процесса откачки общая принципиальная схема работы насосов одинакова (рисунок 1.1).

 

Рисунок 1.1- Общая принципиальная схема работы насоса

1 – патрубок; 2 – сопло Лаваля; 3 – камера  смешения; 4 – входной патрубок; 5 – диффузор; 6 – выходной патрубок.

 

К патрубку 1 по паропроводящей магистрали из центральной котельной или ТЭЦ, пар поступает к соплу Лаваля 2, из которого с большой скоростью истекает в виде расходящейся струи в пространство рабочей камеры смешения насоса 3. Откачиваемый газ поступает в рабочую камеру через входной патрубок с фланцевым соединением 4, захватывается струей и увлекается ею к охлаждаемым стенкам рабочей камеры. Газ, увлекаемый струей к стенкам камеры, сжимается ею и, в результате перемешивания образуется паровоздушная смесь, которая выбрасывается через выходной фланец к конденсатору, в котором конденсируется. В диффузоре 3 динамический напор смеси преобразуется в статическое давление. Далее откачиваемый газ поступает к насосу предварительного разряжения. [5, с.107]

 

2 Конструктивные элементы  эжектора. Расчетная схема эжектора

 

Конструктивно пароструйный эжектор состоит из сопла, входного участка, диффузора, смесительного участка (рисунок 2.1).

Пароструйный эжектор состоит из сопла 1 для расширения рабочего пара до сверхзвуковых скоростей, камеры разрежения, а для подвода к эжектирующей струе откачиваемого газа, камеры смешения б, где подсасывается эжектируемый газ и перемешивается со струей рабочего пара, и диффузора 2 для сжатия парогазовой смеси до давления на выходе.

 


 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Рисунок 2.1 – Пароструйный эжектор

 

В камере смешения на границе эжектирующей струи происходит процесс ускорения движения медленных молекул и замедления быстрых. Это приводит к ускорению основной массы эжектируемого потока от входной скорости до скорости, превышающей скорость звука. В это же время вследствие передачи энергии эжектируемому потоку внешняя часть струи рабочего пара, соприкасающаяся с эжектируемым потоком, замедляется, оставаясь, сверхзвуковой. Границей раздела между камерой смешения и диффузором является скачок уплотнения в эжектируемом потоке, положение которого зависит от режима работы эжектора. После скачка уплотнения продолжается процесс увлечения медленного потока быстрым, но с этого момента начинается сжатие обеих сред до давления на выходе. Этот процесс состоит в преобразовании кинетической энергии потока в потенциальную энергию давления и не бывает изоэнтропическим из-за различных механических и тепловых потерь.

Механизм увлечения газа струей в пароструйном насосе зависит от режима течения откачиваемого газа и режима истечения паровой струи, т.е. при соответствующем выборе режима работы насоса можно заставить его удовлетворительно работать в любой из указанных выше областей давлений.

В сопле давление эжектирующей жидкости превращается в динамический напор h1 активной струи. Наиболее эффективная конструкция представляет собой коническое сопло с цилиндрическим участком на выходе, в этом случае расходный коэффициент возрастает до 0.97-0.98. Дальнейшее превращение работы расширения газа в кинетическую энергию происходит в присоединенном к сужающейся части сопла слегка расширяющейся части. Газ или пар, пройдя сужающуюся часть, приобретает критическую скорость ωкр; с этой скоростью он поступает в расширяющуюся часть, где продолжает расширяться, встречая при своем движении увеличивающиеся сечения. Угол раскрытия расширяющейся части принимают равным 6—11°.

Входной участок, или коллектор, является одним из рабочих элементов эжектора, в котором происходит ускорение эжектируемой среды за счет всасывающего действия эжектирующей струи. Коллектор обычно выполняется в виде усеченного конуса. В ходе экспериментальных исследований было установлено, что входной участок, даже если он выполнен по произвольной кривой, после работы приобретает обтекаемую форму лемнискаты. Следовательно, для увеличения срока службы (достижения равномерного износа стенок) форма коллектора должна соответствовать уравнению лемнискаты Бернулли при a≈2D.

Назначение диффузора состоит в преобразовании динамического напора потока в статическое давление. Угол раскрытия диффузора α2 и отношение площадей большего и меньшего сечений S = F4/F3 определяют величину коэффициента восстановления давления φ. С. А. Христианович отмечает значительное влияние диффузора на эффективность работы эжектора и рекомендует центральный угол раскрытия диффузора выбирать небольшим — примерно 6°. При малом значении S преобладают потери с выходной скоростью, а при S>4 — потери на расширение. При угле раскрытия более 14° поток внутри диффузора не заполняет равномерно все сечение. В связи с этим увеличивается интенсивность вихреобразования вдоль стенок, возникают обратные токи, а величина коэффициента φ резко падает. При расчете эжекторов величину φ предварительно принимают равной 0,8.

В смесительном участке происходит смешение потоков рабочей жидкости, газа или пара, и эжектируемого газа.

Эффективная работа эжектора во многом зависит от положения сопла относительно смесительного участка и его длины 12. При большой длине цилиндрического смесительного участка поле скоростей к началу диффузора выравнивается, что создает нормальные условия его работы. С увеличением h возрастают потери на трение. При коротком смесительном участке процесс выравнивания потока переносится в диффузор, что лишь до известного предела 12 не вызывает ухудшения работы эжектора.

Для дальнейших расчетов введем дополнительные индексы и обозначения (рисунок 2.2).

Индексы:

  • г – эжектируемый газ перед камерой разрежения;
  • п – эжектируемый газ перед камерой разрежения;
  • э – эжектируемая парогазовая смесь перед камерой разрежения.

Обозначения:

  • Т (t) –  температура;
  • а – скорость звука;
  • i – энтальпия;
  • s – энтропия;
  • R – газовая постоянная;
  • t – время;
  • N – скорость откачки;
  • ε=/ - степень сжатия эжектора;
  • =/ - степень сжатия эжектора без расширяющейся части диффузора;
  • =/ - степень сжатия расширяющейся части диффузора;
  • Е=/ - степень расширения пара в сопле;
  • =/ - коэффициент эжекции по газу;
  • =/ - коэффициент эжекции по пару;
  • =+ - суммарный коэффициент эжекции;
  • m=/F- отношение площади сечения цилиндрического участка диффузора к расчетной площади выходного сечения сопла( основной геометрический параметр эжектора);
  • =/F - степень расширения сопла;
  • А – тепловой эквивалент работы;
  • - скоростной коэффициент сопла;
  • - коэффициент восстановления давления в диффузоре;
  • - удельная теплоемкость при постоянном давлении;
  • - удельная теплоемкость при постоянном объеме.

 


 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Рисунок 2.2 – Расчетная схема пароструйного эжектора

 

 

 

 

 

3 Расчет эжектора

 

Несмотря на внешнюю простоту устройства пароструйного эжектора (см. рисунок 2.1), происходящие в нем термо-и газодинамические процессы сложны и до сих пор не выяснены полностью. Изучению особенностей этих процессов посвящено большое количество экспериментальных и теоретических работ как зарубежных, так и отечественных исследователей. Основная задача исследований — создание метода расчета и конструирования пароструйных эжекторов.

В настоящее время существуют три направления в расчете пароструйных эжекторов. Одно из них основано на раздельном рассмотрении процессов расширения, смешения и сжатия с детальной количественной оценкой потерь на каждом этапе. Для описания происходящих процессов используют обычные термодинамические зависимости истечения газов и паров. Такая теория впервые изложена Каула и Робинзоном применительно к эжекторам конденсационных установок паровых турбин. Ряд ценных дополнений к ней затем был сделан А. А. Радцигом и М. И. Яновским. В дальнейшем теория была развита и систематизирована для А. М. Казанским.

Детальное рассмотрение процессов в отдельных элементах проточной части эжектора (сопло, камера смешения, диффузор) является достоинством методов первого направления, вносящим, однако, большие усложнения. В то же время ряд допущений настолько снижает точность, что громоздкость этих методов становится неоправданной.

Отличительная черта другого направления - отказ от детальной оценки процессов в отдельных частях проточной части эжектора и применение в расчете газодинамических функций. Расчетные уравнения выводят для установления зависимости между геометрическими и газодинамические параметрами в двух основных сечениях эжектора: I-I и III-III. Исследователи, придерживающиеся второго направления, не только выводят расчетные уравнения, но и, используя современные достижения газовой динамики, объясняют на этой основе физическую сущность процессов в пароструйном эжекторе (предельные режимы); исследуют переменный режим (характеристику) как одноступенчатого эжектора, так и многоступенчатого насоса, определяя наиболее экономичный (предельный) режим. Кроме этого, второе направление базируется на определенном экспериментальном материале, что коренным образом отличает его от первого направления. Для установления геометрических параметров проточной части эжектора используют опытные соотношения, а в теоретические зависимости вводят ряд эмпирических коэффициентов. По этой причине методы второго направления пригодны лишь для расчета тех режимов и конструкций эжекторов, для которых известны необходимые эмпирические величины.

Учитывая сложность газодинамических процессов в сверхзвуковом эжекторе, авторы третьего направления — эмпирического — отказываются от выводов громоздких расчетных уравнений. Эмпирическая методика расчета, основанная на результатах исследования большого количества пароструйных эжекторов, наиболее полно разработана Вигандом. Он установил, что расход пара в эжекторе зависит от трех величин: р0, р1 и р4. Достоинством эмпирических методов является простота расчета и надежность, а недостатком — ограниченность их применения в диапазонах исследованных конструкций и режимов эжекторов.

Процессы, происходящие при смешении эжектируемого и эжектирующего потоков, описываются с достаточной для прикладных целей точностью уравнениями сохранения энергии, импульсов сил и сохранения массы.

В пароструйных эжекторах, откачивающих газ или парогазовую смесь, сжатие смеси сопровождается изменением агрегатного состояния пара (льдистый или влажный — сухой насыщенный — перегретый) и показателя адиабаты. Это приводит к необходимости принимать известные допущения при расчете пароструйного эжектора и отражается на точности получаемых результатов. Уравнение сохранения энергии, записанное в виде уравнения теплового баланса для двух основных сечений эжектора I-I и III—III                   ( рисунок 2.2), дает возможность построить расчет без использования сложных термодинамических выражений в степенной зависимости от показателя адиабаты k и тем самым значительно упростить расчет.

Исходными данными для проектировочного расчета пароструйного эжектора вакуумного насоса являются:

    1. количество ступеней z=1;
    2. давление всасывания насоса pэ=160 мм.рт.ст;
    3. производительность по сухому воздуху Gг=95 кг/час;
    4. температура эжектируемого газа tэ=25 °С;
    5. противодавление p4=1,1 кгс/см2;
    6. давление рабочего пара p0=10 кгс/см2;
    7. температура рабочего пара t0=210 °С;
    8. температура охлаждающей воды tв=25 °С;
    9. рабочая жидкость – вода;
    10. эжектируемый газ – воздух.

 

Согласно таблицам теплофизических свойств воды и водяного пара [4, табл. 1] определим термодинамические свойства водяного пара в состоянии насыщения при t0=210 °С и p0=10 кгс/см2: энтальпия i0=685,734 ккал/кг; энтропия s0=1.578 ккал/(кг*°С); удельный объем V0=0.2025 м3/кг. 

Согласно таблице «Давление и плотность насыщенного водяного пара в зависимости от температуры» [Приложение] при давлении всасывания насоса pэ= 160 мм рт. ст. определим параметры рабочего пара: энтропия воды s1’=0.218 ккал/(кг*°С); энтропия пара s1’’=1.756 ккал/(кг*°С); энтальпия воды i1’=62.0766 ккал/кг; энтальпия пара i’’=478,5641 ккал/кг; скрытая теплота фазового перехода r1=555,628 ккал/кг. ; давление p1=22,8 кг/см2; температура пара при этом давлении t1=60 °С.

 

 

3.1 Термодинамический расчет  сопла

 

Количество энергии, вносимой в ступень пароэжекторной установки, определяют из расчета сопла. Обычно сопло рассчитывают по диаграмме i—s или термодинамическим таблицам свойств водяного пара. Адиабатический процесс (линия 0 – 1ад, рисунок 3.1) характеризуется постоянством энтропии s0=sад1, поэтому при известных параметрах пара перед соплом р0, t0, i0, s0 можно определить значение sад1.

Рисунок 3.1.1- Графическое изображение процесса в сопле в диаграмме i-s

 

Так как sад1=s0=1.578 ккал/(кг*°С) меньше энтропии s1’’=1.756 ккал/(кг*°С) на верхней пограничной кривой (см. рисунок 3.1, точка 1’’), то пар в конце сопла будет льдистый. 

Определим параметры газа в конце сопла при адиабатическом расширении:

степень льдистости пара в выходном сечении сопла x1ад: [1, 80]

x1ад=(s1ад – s1’)/(s1’ ’— s’1)                                     (3.1.1)

x1ад =(1.578 – 0.2107)/(1.756 – 0.2107)=0.88

энтальпия расширившегося в сопле пара i1ад: [1, 79]

i1ад=i1’+ r1x1ад (3.1.2)

i1ад =62.0766+555,628 *0.88=551,029  (ккал/кг)               

располагаемый перепад при адиабатическом расширении пара с давления p0 до давления р1, h1ад: [1, с.46]

h1ад=i0 – i1ад  (3.1.3)

h1ад=685,734 – 551,029  =134,705  (ккал/кг)                  

Действительная скорость истечения пара из сопла ω1 определяем через скоростной коэффициент φ1 с учетом адиабатического перепада: [1, 78]

                                               =91,5-                                       (3.1.4)

ω1=91.5*0.95*(134,705  )0.5=1008,873  (м/с)        

Действительный процесс истечения (линия 0 – 1, рисунок 3.1.1) сопровождается потерей скорости на трение и вследствие этого возрастанием энтропии.

Потери энергии в сопле hc найдем через скоростной коэффициент φ1: [1, 81]

hc=(1 – φ12)h1ад (3.1.5)

hc=(1 – 0.952)* 134,705  =13,134  (ккал/кг)          

Рассчитаем энтальпию пара в конце сопла i1 с учетом потерь: [1, 82]

i1=i1ад + hc  (3.1.6)

i1=551,029  + 13,134  = 564,163  (ккал/кг)                   

Степень льдистости в конце действительного расширения x1: [1, 83]

                                                      (3.1.7)

x1=(564,163  – 62.0766)/ 555,628 =0.903                    

Удельный объем насыщенного пара найдем по формуле:

                                   =                                                     (3.1.8)

где  =47 кгс*м/(кг*)- газовая постоянная водяного пара;

 =273+.

=686,447 .

Удельный объем льдистого пара на выходе из сопла определим по уравнению:

                =                                                   (3.1.9)

=0.903*686,447=619,886

 

Динамический напор эжектирующей струи равен:

                =.                                                 (3.1.10)

==75,573

 

3.2 Расчет основного геометрического  параметра ступеней откачки

 

Основной геометрический параметр m определяют в следующем порядке. Задаются несколькими значениями коэффициента эжекции qэ, для которых по расчетным формулам определяют соответственно показатель адиабаты к3, давление смеси р3 в конце цилиндрического участка диффузора и парциальное давление пара р3-п в этом сечении. Параметры состояния смеси в сечении III—III рассчитывают по уравнениям, находя по термодинамическим таблицам свойств водяного пара такие значения i, и s при давлении р3-п. По известным параметрам состояния смеси определяют соответственно газовую постоянную Rсм, местную скорость звука а3, скорость смеси и удельный объем v3. Зная параметры состояния пара и смеси в сечениях I-I и III-III для принятых коэффициентов эжекции, из уравнения расчетного находят величину m. По формуле [104, 1]) определяют несколько значений (по числу заданных коэффициентов эжекции qэ) давления р3, которое отличается от давления смеси в конце цилиндрического участка, определенного по уравнению [99, 1]. Такое расхождение объясняется тем, что задаются произвольными значениями коэффиицентов эжекции qэ.

Для определения основного геометрического параметра первой ступени зададимся тремя значениями (верхние индексы) коэффициентов эжекции: qэ1=0.2, qэ2=0.4,  qэ3=0.6.

Для принятых значений коэффициента эжекции к3 находим показатель адиабаты паровоздушной смеси в конце цилиндрического участка диффузора: [1, 95]

 

 

где =0,24 ккал//(кг*) – удельная теплоемкость воздуха при постоянном давлении;

      =0,45 ккал//(кг*) – удельная теплоемкость водяного пара при постоянном давлении;

             А=1/427 ккал/(кгс*м) – тепловой эквивалент работы.

Подставив в полученное выражение значения коэффициентов эжекции для трех ступеней, получим:

 

Для других коэффициентов эжекции получим: k32=1.336, k33=1.341.

Согласно литературе [1, табл.1] принимаем коэффициент восстановления давления φ=0.8, число Маха M3=0.9 [1, табл.6]. При этом давление в конце цилиндрического участка равняется: [1, 99]

                                                     

Подставляя найденные ранее величины коэффициентов к3 для трех ступеней в формулу (3.12), получаем давления р3:

p31 (кгс/м2)

Для остальных коэффициентов эжекции рассчитали:

р32=76.81 кгс/м2, р33=76.7 кгс/м2.

Парциальное давление пара в конце цилиндрического участка диффузора находим при qп=0: [1, 101]

                                       (3.3)

Подставляя в формулу (3.13) найденные значения давления р3 и принятые коэффициенты эжекции qэ, определим парциальное давления:

(кгс/м2), р3-п2=61.54 кгс/м2, р3-п3=55.86 кгс/м2                                     

Необходимо определить температуру парогазовой смеси в конце цилиндрического участка диффузора. Предположим, что в конце цилиндрического участка пар находиться в перегретом состоянии, при этом qп=0. Следовательно, температура из уравнения теплового баланса определиться из уравнения (3.14): [1, 103]

         (3.4)

При парциальном давлении р33-п=55.86 (кгс/м)2 по таблицам термодинамических свойств пара [4] находим величину энтальпии пара  i3’’=632.88  (ккал/кг) и температуру t3нас=83.6  (°С).

Так как пар находиться в перегретом состоянии, то обязательным условием для этого является неравенство: [1, 105]

В0>В3нас

В0=i0+qэСрtэ (3.5)

B0=685,734 +0.6*0.24*25=689,334 (ккал/кг)

       (3.6)

По формуле (3.2.6) определим значение В3нас: В3нас=0.6*0.24*83.6+632.88+(1.331*0.92/2*427)(47+29.27*0.6)(273+83.6)=

=674.2  (ккал/кг)

             Так как В0>В3нас, то пар в сечении III-III при любом из заданных коэффициентов эжекции будет находиться в перегретом состоянии.

Далее подставим значения коэффициентов эжекции в уравнение, и получим:

при qэ=0.2 по уравнению (3.16) определим t3 и i3’’:

681.603+0.2*0.24*25 – 0.2*0.24*t3 – i3 – (1.331*0.92/2*427)*(47+29.27*0.2)*(273+t3)=0

Произведя преобразования, получим:  

664.349 – 0.114t3 – i3=0                                    (3.7)

Это уравнение решается методом последовательного приближения, т.е. подбирается такое значение температуры t3 и энтальпии i3’’, при которых уравнение превращается в тождество. Таким образом, решая данное уравнение получим, что при коэффициенте эжекции qэ=0.2 удовлетворяет температура t3=129.3 (°С) и энтальпия i3=649.55 (ккал/кг).

Для коэффициента эжекции qэ=0.4 получаем:

663.51 – 0.169t3 – i3=0   =>   t3=113.9 (°С) и  i3=644.32 (ккал/кг)

Для коэффициента эжекции qэ=0.6 получаем:

662.519 – 0.225t3 – i3=0   =>   t3=101.4 (°С) и  i3=639.75 (ккал/кг)

Определим газовую постоянную смеси Rсм с учетом предварительно принятых коэффициентов эжекции при qп=0: [1, 91]

                                                (3.8)

Подставляя полученные ранее значения,  по формуле (3.2.8) определим Rсм:

(кгсм/кгºС);

Rсм2=41.93 (кгсм/кгºС); Rсм3=40.35 (кгсм/кгºС)

По уравнению (3.19) определим местную скорость звука при параметрах состояния смеси в сечении III-III, принимая ранее найденные величины температур, газовых постоянных смеси и показателей адиабаты: [1, 92]

а3=                                       (3.9)

 

а13=(9.81*1.331*44.04*(273+129.3))0.5=480.97  (м/с);  

а23=461,25 (м/с); а33=445.79  (м/с)

Скорость парогазовой смеси ω3 в конце цилиндрического участка диффузора определим через число Маха М3 и местную скорость а3 по уравнению (3.2.10): [1, 68]

ω3=М3а3                                                 (3.10)

ω13=0.9*480.97=432.87  (м/с);   ω23=415  (м/с);  ω33=401.21  (м/с)

По уравнению (3.21) определим удельный объем смеси в сечении III-III: [1, 90]

v3=                  (3.11)

v13=44.04*(273+129.3)/68,38=260.51(м3/кг); v23=263,6  (м3/кг); v33=270,4 (м3/кг)

Зная параметры состояния смеси в сечении III-III, и принимая во внимание ранее полученные данные, по формуле (3.2.12) определим величину m1: [1, 89]

m1= (1+)                                        (3.12)

m1; m11=1,351; m111=1,751.

Рассчитаем давление смеси по формуле (3.23) где-то там в глубине диффузора, при этом принимаем коэффициент δ3=0.72 (для высоковакуумных ступеней): [1, 104]

                              (3.13)

р31=       p23=59,13 (кг/м2);  p33=43,93  (кг/м2).

 

3.3 Определение действительного коэффициента  эжекции

 

Для определения коэффициента эжекции, удовлетворяющего всем расчетным уравнениям, строят зависимость давления р3 от коэффициента эжекции q3. Далее  на полученной кривой находят точку А, ордината которой соответствует действительному значению давления р3 в сечении III-III, полученному из уравнения (3.22). Абсцисса этой точки дает искомый коэффициент эжекции, для которого и определяют окончательно основной геометрический параметр по описанной выше методике.

Строим график зависимости давления р3 в конце цилиндрического участка диффузора от коэффициента эжекции qэ (рисунок 3.3.1).

 

 

 

Рисунок. 3.3.1 – График зависимости давления от коэффициента эжекции

 

По графику определили, что действительный коэффициент эжекции qг=0.38.

Соответственно, для определенного коэффициента эжекции по формулам (3.1), (3.2) и (3.3) пересчитываем к3, р3 и р3-п соответственно.

          Коэффициент  адиабаты:

 

Давление в конце цилиндрического участка диффузора:

          р3 (кгс/м2)

Парциальное давление пара в конце цилиндрического участка диффузора:      (кгс/м2)

Газовую постоянную смеси Rсм, удельный объем v3, местную скорость звука a3 и скорость смеси 3 рассчитываем по формулам соответственно (3.8), (3.9), (3.10) и (3.11):

Rсм=41.8 кгс*м/(кг*), v3=263.5 м3/кг, а3=431.23 м/с, 3=414.8 м/с.

Величина m=F3/F1p :

m=                     

Из уравнения импульсов сил находим давление смеси в сечении III-III:

                                        

Расчет диффузионного насоса