超臨界二氧化碳(SCO

)是CO

工質(zhì)在超過臨界點(7.38 MPa,31 ℃)的物理狀態(tài)。在該狀態(tài)下,SCO

具有高密度、低黏度和低壓縮系數(shù)的特點,同時SCO

性質(zhì)穩(wěn)定、無毒、易獲取,因而SCO

布雷頓循環(huán)系統(tǒng)安全,經(jīng)濟性顯著

。相比于典型空氣介質(zhì)壓縮機,SCO

壓縮機具有耗功少、結(jié)構(gòu)緊湊的特點

。SCO

壓縮機氣動性能、軸向推力和葉輪強度研究是其設(shè)計研發(fā)的基礎(chǔ),具有優(yōu)良性能的SCO

壓縮機是保證SCO

布雷頓循環(huán)安全高效運行的關(guān)鍵

。

科研人員對于SCO

壓縮機設(shè)計和氣動性能分析方面開展了研究。Rinaldi等

采用數(shù)值方法研究了SANDIA實驗室的SCO

離心壓縮機的氣動性能,數(shù)值預(yù)測的等熵效率與試驗結(jié)果吻合較好,但是在低流量系數(shù)下,由于喘振而不能很好地預(yù)測。Ameli等

通過采用不同精度的物性表對于SANDIA實驗室的SCO

離心壓縮機的數(shù)值研究表明:高精度的物性表可以得到更準(zhǔn)確的性能預(yù)測,但是由于SCO

在臨界點附近物性的劇烈變化導(dǎo)致數(shù)值計算難以收斂,可以用低精度物性表計算得出的結(jié)論作為初場來提升高精度物性表計算的穩(wěn)定性。鄭寬寬等

數(shù)值分析SCO

壓縮機的變工況性能指出:在設(shè)計工況下由于流動加速,在離心葉輪的前緣和尾緣的壓力下降導(dǎo)致流體處于氣液兩相區(qū)。Lee等

指出CO

物性在臨界點附近的劇烈變化,以及低壓比壓縮機小的等熵焓升放大了效率計算的誤差是SCO

壓縮機性能不確定性的主要原因。Hosangadi等

通過CO

物性及采用當(dāng)?shù)貕毫εc飽和壓力插值的方法,研究了近臨界條件下凝結(jié)流動對SCO

離心壓縮機氣動性能的的影響。曹潤等

通過對其設(shè)計的150 kW的SCO

離心壓縮機氣動性能分析,指出SCO

的物性表精度對于計算的穩(wěn)定性和準(zhǔn)確性具有較大影響。離心葉輪葉頂間隙流動泄漏流降低了SCO

離心壓縮機的氣動性能影,造成了約14%的氣動性能下降。Ameli等

提出了結(jié)合焓損失模型和級效率修正方法的平均流線方法來設(shè)計SCO

離心壓縮機,并在一維設(shè)計中引入了摩擦損失方法,研究指出在近臨界點附近SCO

物性的準(zhǔn)確計算可以獲得更加可靠的離心壓縮機性能。Monge等

提出了可以采用AMC這一指標(biāo)來避免前緣凝結(jié)發(fā)生,但是可能會導(dǎo)致壓縮機效率下降。

葉輪輪轂側(cè)的盤腔內(nèi)的流動對整體的氣動性能和軸向推力都有重要影響。王晟旻等

通過對包含輪盤及輪蓋密封內(nèi)的流場分析,發(fā)現(xiàn)迷宮密封的溝槽與高低齒結(jié)構(gòu)可以有效地減少泄漏量。譚佳健等

通過試驗研究了小流量壓縮機的葉輪蓋側(cè)和盤側(cè)間隙的靜壓分布以及葉輪軸向推力,結(jié)果表明葉輪盤側(cè)間隙和蓋側(cè)間隙靜壓分布隨半徑增大呈線性分布,葉輪主推力隨著流量的減少而增大,但在近喘振點會有所減少。徐立群等

用數(shù)值模擬的方法研究了考慮迷宮密封后的葉輪性能,發(fā)現(xiàn)葉輪的等熵效率隨著密封泄漏損失系數(shù)的增大而減少,葉輪的等熵效率與密封的泄漏損失之間呈線性關(guān)系。Younsi等

研究了空氣介質(zhì)的離心壓縮機軸向推力影響特性,指出作用在輪轂前面和背面的軸向力是準(zhǔn)確評估離心壓縮機整體軸向推力的基礎(chǔ)。Sun等

數(shù)值研究了盤腔內(nèi)的流動對于壓縮機性能的影響,結(jié)果表明在盤腔中周向速度是主導(dǎo)速度,盤腔內(nèi)的泄漏會造成效率下降,以及壓比稍微小幅降低。Baldassarre等

通過試驗和數(shù)值模擬的方式開發(fā)了一維軟件用以求解離心壓縮機表面徑向壓力梯度以及作用于轉(zhuǎn)子的總軸向推力,結(jié)果表明一維預(yù)測與試驗和數(shù)值模擬結(jié)果具有一致性。Guidotti等

通過數(shù)值驗證和試驗表明,具有盤腔結(jié)構(gòu)的數(shù)值模擬可以更好地捕捉離心壓縮機的整體性能以及流場特征,SCO

離心壓縮機盤腔內(nèi)的流動會對其整體氣動性能以及軸向推力產(chǎn)生顯著影響。根據(jù)Fuller等

推薦在小型離心壓縮機中采用氣體箔軸承,以及Wright等

發(fā)現(xiàn)在SANDIA實驗臺上滾珠軸承的壽命比較短,因而必須采用氣體箔軸承或者電磁軸承等低承載能力的軸承。采用這類軸承需要對SCO

離心壓縮機的推力進(jìn)行良好地平衡,而SCO

離心壓縮機通常在高轉(zhuǎn)速、高負(fù)荷下運行,因此對具有盤腔和密封結(jié)構(gòu)的SCO

離心壓縮機性能分析對其設(shè)計具有重要意義。

相比于常規(guī)壓縮機,SCO

離心壓縮機由于其小體積及工質(zhì)的高密度,因而盤腔內(nèi)的泄漏損失和鼓風(fēng)損失較大。然而,目前SCO

離心壓縮機性能的分析和預(yù)測基本沒有考慮盤腔泄漏對其性能的影響。本文針對150 kW級的SCO

離心壓縮機進(jìn)行了盤腔和迷宮密封設(shè)計,迷宮密封采用了可磨損靜子件及階梯轉(zhuǎn)子件結(jié)構(gòu),并采用數(shù)值求解三維RANS方程和高精度的SCO

物性方法對具有盤腔和密封結(jié)構(gòu)的SCO

離心壓縮機進(jìn)行了氣動性能和軸向推力計算,結(jié)合氣動計算得到的離心葉輪的氣動力和離心力,完成了離心葉輪的應(yīng)力應(yīng)變分析,得到了設(shè)計的迷宮密封的應(yīng)變。研究工作可為SCO

離心壓縮機設(shè)計和分析提供參考。

1 計算模型介紹

圖1給出了不包含迷宮密封結(jié)構(gòu)的150 kW SCO

離心壓縮機葉輪的幾何模型及其子午流道圖

,盤腔出口處的直徑初步定為26 mm,傾斜段是密封安裝位置。表1列出了150 kW SCO

離心壓縮機主要幾何參數(shù)。

采用NUMECA數(shù)值求解三維RANS方程,動靜葉之間采用混合平面的交界面設(shè)置。進(jìn)口給定總溫305.15 K和總壓7.69 MPa,主流出口給定質(zhì)量流量3.6 kg/s,葉輪轉(zhuǎn)速為6×10

r/min?？紤]到計算的穩(wěn)定性,在盤腔出口處給定靜壓,通過靜壓的變化來調(diào)節(jié)盤腔的泄漏流量。離心葉輪兩側(cè)給定周期性邊界條件,固體壁面設(shè)置為絕熱無滑移邊界。計算采用

-

湍流模型,文獻(xiàn)[12]給出了數(shù)值方法驗證。當(dāng)殘差降低到10

以下或者進(jìn)出口的質(zhì)量流量差在1%以內(nèi)時,認(rèn)為計算達(dá)到收斂條件。

=

-

-

(1)

作用在葉輪前表面上的推力主要由輪轂面和葉片上的壓力在軸向面積分得到。

可由下式計算獲得

(2)

上文分析了在無密封結(jié)構(gòu)時,包含盤腔結(jié)構(gòu)的SCO

壓縮機性能。在真實運行條件下如果盤腔出口直接和電機腔室相連,會增加電機腔室內(nèi)的壓力,使電機腔室內(nèi)的鼓風(fēng)損失增加。在盤腔出口和電機腔室中間采用密封可以降低電機腔室內(nèi)的壓力,降低盤腔的泄漏量,提高效率。

(3)

(4)

在文獻(xiàn)[6,20]中均有關(guān)于壓縮機效率的定義。文獻(xiàn)[6]中等熵效率定義為

=(

-

)

(

-

)

(5)

文獻(xiàn)[20]中等熵效率的定義式為

4.稅務(wù)局的信息化建設(shè)應(yīng)繼續(xù)加強。稅務(wù)局應(yīng)加強信息化建設(shè)，盡快普及個人通過微信、支付寶、網(wǎng)上電子稅務(wù)局等途徑代開發(fā)票，這樣可以省去必須到稅務(wù)局代開發(fā)票的麻煩，支付方憑借打印的電子發(fā)票即可進(jìn)行稅前扣除。

(6)

由于整體的泄漏量較低,可以近似忽略克服流動損失所需要的壓力梯度。此時,盤腔內(nèi)由于存在周向速度,在徑向上產(chǎn)生了壓力梯度,當(dāng)盤腔泄漏量小時,周向速度小,壓力梯度小,壓力下降速度慢,盤腔側(cè)推力大;盤腔泄漏量大時,周向速度大,壓力梯度大,壓力下降速度快,盤腔側(cè)推力小。這也與圖7中壓力分布規(guī)律保持一致。

=(

-

)

(7)

式中:

為假定等熵狀態(tài)下的出口總焓;

為進(jìn)口總焓;

為主流出口的質(zhì)量流量;

為離心壓縮機的扭矩;

為葉輪的轉(zhuǎn)速。

本組25例患者根據(jù)AHA標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行冠狀動脈分段，共分為339段，可用于MSCT評估的為321段，占比94.69%。經(jīng)CAG顯示，本組25例患者冠狀動脈無狹窄率71.98%，狹窄度≥70%者占比15.04%，狹窄度50%～70%者占比5.01%，狹窄度＜50%占比7.96%。見表1。

圖6給出了不考慮傾斜段密封時,SCO

離心壓縮機軸向推力隨盤腔出口無量綱泄漏量變化規(guī)律。由圖6可知,不考慮傾斜段密封時,在較大的盤腔無量綱泄漏量變化范圍內(nèi),軸向推力均小于2 kN,說明盤腔出口處的直徑定為26.0 mm可以滿足壓縮機的軸向推力需求。

本文定義SCO

離心壓縮機的流量系數(shù)和總壓比為

在這樣的發(fā)展背景下，多機分布式系統(tǒng)應(yīng)運而生，其主要特點是功能分布性、地域分散性。在多機分布式系統(tǒng)中，各機組狀態(tài)量和各系統(tǒng)智能處理單元都可以獨立進(jìn)行數(shù)據(jù)的采集、計算和處理，減輕了中央計算機的負(fù)擔(dān)。同時各子系統(tǒng)和智能單元往往可以通過網(wǎng)絡(luò)與上位機系統(tǒng)通信，使得該系統(tǒng)具有諸多優(yōu)點，如共享性強、監(jiān)測容量大、覆蓋面廣、抗故障能力強、便于集中管理等。水輪發(fā)電機組多機分布結(jié)構(gòu)主要由監(jiān)測系統(tǒng)現(xiàn)地單元、狀態(tài)監(jiān)測歷史站、狀態(tài)監(jiān)測系統(tǒng)局域網(wǎng)、狀態(tài)監(jiān)測操作人員、專家系統(tǒng)分析站以及遠(yuǎn)方專家系統(tǒng)分析站等組成，能更加準(zhǔn)確、更加及時地完成各工況下機組的監(jiān)測和故障診斷與定位，彌補了傳統(tǒng)單機式集中控制監(jiān)測系統(tǒng)的不足。

(8)

=

(9)

式中:

為壓縮機進(jìn)口的質(zhì)量流量;

為進(jìn)口的工質(zhì)密度;

為葉輪出口的輪緣速度;

為離心壓縮機出口總壓;

為離心壓縮機進(jìn)口總壓。

2 數(shù)值方法和驗證

離心壓縮機葉輪軸向推力由作用在葉輪輪轂面及葉片上的推力(

)、作用在盤腔面的推力(

)以及作用在密封面的推力(

)組成。定義沿壓縮機氣流進(jìn)氣方向為正,離心壓縮機的軸向推力為

圖2給出了包含盤腔結(jié)構(gòu)的SCO

離心壓縮機計算網(wǎng)格。圖3給出了盤腔出口靜壓為11 MPa,網(wǎng)格數(shù)分別為212.81萬、271.36萬和363.89萬時得到的SCO

離心壓縮機的軸向推力。由圖3可知,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為271.36萬時,軸向推力的計算具有網(wǎng)格無關(guān)性,因此本文的計算網(wǎng)格數(shù)采用271.36萬,其中葉輪部分的網(wǎng)格數(shù)為190.96萬,擴壓器部分的網(wǎng)格數(shù)為36.43萬,盤腔的網(wǎng)格數(shù)為43.97萬。SCO

的物性在臨界點附近變化劇烈,為了增加計算的穩(wěn)定性,需生成物性表對臨界點附近的物性進(jìn)行插值計算,物性表精度會影響到計算的準(zhǔn)確性。

頂空氣相色譜法同時測定硫酸沃拉帕沙原料藥中7種有機溶劑的殘留量 ………………………………… 劉 英等（16）：2224

圖4給出了離心葉輪的軸向推力隨物性表精度的變化規(guī)律,可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)物性表精度為200×200時,推力已經(jīng)實現(xiàn)了物性表無關(guān)性,考慮到文獻(xiàn)[12]中效率的物性表無關(guān)性驗證的結(jié)果,采用400×400精度的物性表可以得到較為準(zhǔn)確的結(jié)果。

3 無密封結(jié)構(gòu)SCO2離心壓縮機性能

3.1 氣動性能

定義盤腔出口的無量綱泄漏量為盤腔出口泄漏量占主流流量的百分比。圖5給出了SCO

離心壓縮機的等熵效率和壓比隨盤腔出口無量綱泄漏量的變化曲線,無量綱泄漏量為0時是不考慮盤腔泄漏流時壓縮機的性能。由圖5可知:隨著盤腔出口無量綱泄漏量的增大,SCO

離心壓縮機的等熵效率近似線性下降;不考慮密封結(jié)構(gòu)時,1%的盤腔泄漏量的增加會導(dǎo)致約0.73%等熵效率的下降;盤腔出口無量綱泄漏量增加時也會導(dǎo)致壓縮機的總壓比降低,控制盤腔泄漏量是保證SCO

離心壓縮機高氣動效率的關(guān)鍵。

3.2 軸向推力

后文的等熵效率計算均采用式(7)進(jìn)行。

一是操作程序的沖突問題。《民事訴訟法》《人民調(diào)解法》《最高人民法院關(guān)于人民調(diào)解協(xié)議司法確認(rèn)程序的若干規(guī)定》和《最高人民法院關(guān)于適用〈中華人民共和國民事訴訟法〉的解釋》相關(guān)條款的規(guī)定，申請人民調(diào)解協(xié)議司法確認(rèn)，雙方當(dāng)事人應(yīng)當(dāng)在達(dá)成調(diào)解協(xié)議后30天內(nèi)，共同向人民法院提出申請；法院收到當(dāng)事人的申請后，進(jìn)行立案審查，在3日內(nèi)決定是否受理；法院受理當(dāng)事人的申請后，應(yīng)當(dāng)指定一名審判人員對調(diào)解協(xié)議進(jìn)行審查。根據(jù)上述規(guī)定，司法確認(rèn)程序的啟動，是調(diào)解程序完成之后，審查確認(rèn)工作也在法院受理后進(jìn)行。“一站式”司法確認(rèn)機制，在當(dāng)事人申請司法確認(rèn)之間即提前介入調(diào)解程序，與現(xiàn)行法律和司法解釋的規(guī)定產(chǎn)生了沖突。

由式(1)～(4)可知,離心壓縮機的軸向推力與盤腔面和輪轂面的壓力分布有關(guān)。圖7給出了在無量綱泄漏量為8.1%和1.5%工況下,盤腔面和輪轂面的周向平均靜壓沿?zé)o量綱半徑方向的分布規(guī)律。從圖7中可知,在設(shè)計工況下,不同的盤腔泄漏量對輪轂面的壓力分布規(guī)律幾乎沒有影響。在擴壓器出口質(zhì)量流量不變時,高的盤腔泄漏量會增加進(jìn)入葉輪的流量,增加葉輪的負(fù)荷,導(dǎo)致離心葉輪出口壓力略有下降,但是下降不明顯。從圖7中還可以看出,高的盤腔泄漏量會增加盤腔面的壓力下降速度,從而引起盤腔面的推力下降,整體的正向推力增加。

3.3 盤腔流場

圖8給出了3種不同盤腔泄漏量時SCO

離心壓縮機盤腔流場型態(tài)。圖8(a)為

-

平面為觀察位置。由于盤腔的徑向延伸段較窄,為了方便觀察盤腔徑向延伸段內(nèi)的流動規(guī)律,圖8(b)、8(c)、8(d)的左下角將盤腔徑向延伸段沿軸向延伸10倍來觀察盤腔內(nèi)的流動規(guī)律。

由圖8可知,盤腔進(jìn)口段的流動型態(tài)主要由受到主流影響而在進(jìn)口處產(chǎn)生的回流渦、受到轉(zhuǎn)角的影響產(chǎn)生的回流渦、轉(zhuǎn)靜盤腔內(nèi)的固有的結(jié)構(gòu)渦,以及盤腔內(nèi)的泄漏流流動組成,其中轉(zhuǎn)角處的回流渦和轉(zhuǎn)靜盤腔固有的結(jié)構(gòu)渦,由于處在同位置且同方向,因而疊加成了一個復(fù)合渦。

當(dāng)盤腔無量綱泄漏量為1.5%時,轉(zhuǎn)角處的回流渦和轉(zhuǎn)靜盤腔固有的結(jié)構(gòu)渦所形成的復(fù)合渦幾乎占據(jù)了整個盤腔的徑向段。當(dāng)盤腔無量綱泄漏量為3.2%時,該渦的后半段開始向動壁面移動,渦的發(fā)展受到壓制,而當(dāng)盤腔無量綱泄漏量為8.1%時,該渦進(jìn)一步受到壓制,盤腔徑向段出口位置的渦流基本消失。盤腔內(nèi)的流動型態(tài)改變主要與泄漏的質(zhì)量流量有關(guān),隨著出口壓力的降低,泄漏量增大,較大的泄漏流壓制了復(fù)合渦的發(fā)展。

PDCA循環(huán)法與魚骨圖、甘特圖等工具的聯(lián)合應(yīng)用，能夠更加客觀、直接地反映質(zhì)量管理過程中發(fā)現(xiàn)的問題和改進(jìn)進(jìn)度及效果，已廣泛應(yīng)用于藥事管理中，如不良反應(yīng)的報告監(jiān)測、處方質(zhì)量改進(jìn)等[9-11]。而本次實踐工作也檢驗了其在優(yōu)化住院藥房藥品調(diào)劑流程中所能發(fā)揮的重要作用。同時，PDCA循環(huán)法能調(diào)動參與者的主動性，在此次PDCA項目進(jìn)行過程中，項目組鼓勵所有相關(guān)人員都參與到藥品調(diào)劑流程優(yōu)化的循環(huán)進(jìn)程中，而這也是本項目能夠順利完成的重要原因之一。

取盤腔徑向段進(jìn)口處的無量綱位置為0,盤腔徑向段出口處的無量綱位置為1,具體位置在圖8(a)中標(biāo)出。用葉輪出口的輪緣速度對盤腔內(nèi)沿著軸向平均的周向速度進(jìn)行無量綱化,得到平均的無量綱周向速度沿著無量綱徑向的分布規(guī)律,如圖9所示。由圖可以發(fā)現(xiàn),當(dāng)盤腔的無量綱泄漏量為8.1%,此時由于盤腔內(nèi)的渦流較小,盤腔內(nèi)的周向速度主要受到角動量守恒的影響,隨著流動的發(fā)展,周向速度逐漸增加,而當(dāng)盤腔的無量綱泄漏量為1.5%時,受到盤腔內(nèi)渦流的影響,周向速度呈下降的趨勢。

顯然式(5)沒有考慮盤腔內(nèi)的泄漏損失和鼓風(fēng)損失,式(6)只適用于理想氣體研究,均不適用于本文的研究。由于SCO

的物性明顯偏離理想氣體,考慮盤腔泄漏損失以及盤腔鼓風(fēng)損失,綜合式(5)和式(6)得出基于熱力學(xué)公式定義的SCO

離心壓縮機的等熵效率計算式為

4 有密封結(jié)構(gòu)的SCO2離心壓縮機性能

作用在盤腔面和密封面的軸向推力由式(3)和式(4)計算得到

泡腳可以起到溫經(jīng)散寒、疏通氣血、調(diào)整臟腑功能的作用。堅持熱水泡腳足療的應(yīng)用范圍很廣，風(fēng)濕病、脾胃病、失眠、頭痛、感冒等全身性疾病，截癱、腦外傷、中風(fēng)、腰椎間盤突出癥、腎病等大病、重病后的康復(fù)治療等等都包括在內(nèi)。

為減小盤腔泄漏量,提高SCO

離心壓縮機性能,則應(yīng)盡量增加密封腔室數(shù)和減少密封間隙,同時考慮到加工和強度等因素,軸向的長度不應(yīng)過長,如圖1所示,密封的軸向距離限制為

。本文密封設(shè)計采用了浮動可磨損密封靜子件和階梯金屬齒的轉(zhuǎn)子設(shè)計來減小密封件的磨損和降低泄漏量。圖10給出了所設(shè)計的密封結(jié)構(gòu),密封的工作間隙為0.05 mm。表2列出了所設(shè)計的密封結(jié)構(gòu)的幾何尺寸。圖11給出了密封結(jié)構(gòu)的計算網(wǎng)格,包含壓縮機在內(nèi)數(shù)值計算網(wǎng)格總數(shù)為377.62萬,收斂條件與上文相同,其中壓縮機進(jìn)口給定總溫305.15 K,總壓7.69 MPa,密封出口的設(shè)計靜壓為2.0 MPa,即為電機腔室內(nèi)的壓力。SCO

離心壓縮機的出口給定流量邊界條件,兩側(cè)給定周期性邊界條件,所有固體壁面給定絕熱無滑移邊界條件。

4.1 氣動性能

圖12和圖13分別給出了不同流量系數(shù)下考慮和沒有考慮盤腔和密封結(jié)構(gòu)的SCO

離心壓縮機的性能。

凍臉效應(yīng)：加州大學(xué)和哈佛大學(xué)的心理學(xué)家發(fā)現(xiàn)，人們會認(rèn)為視屏中的人比同一個視屏中的截圖更好看。研究者把這種靜態(tài)臉相對動態(tài)臉沒那么有吸引力的現(xiàn)象稱為“凍臉效應(yīng)(the frozen effect)”。

近大流量工況時,可以發(fā)現(xiàn)SCO

離心壓縮機等熵效率較為接近。一方面由于加入密封結(jié)構(gòu)后,如圖14所示,無量綱泄漏量隨著流量系數(shù)的增加逐漸下降,因而流動的泄漏損失逐漸減少。另一方面,由于盤腔泄漏降低了在擴壓器輪轂面附近流動徑向速度,因而增加了擴壓器進(jìn)口的氣流角,改善了擴壓器進(jìn)口的流動情況。NUMECA中可以利用干度來評估凝結(jié),當(dāng)干度低于1時說明發(fā)生凝結(jié),如圖15所示,圖中的灰色區(qū)域表示發(fā)生凝結(jié)的區(qū)域。由圖可以發(fā)現(xiàn).當(dāng)考慮盤腔和密封結(jié)構(gòu)時,擴壓器前緣發(fā)生凝結(jié)的區(qū)域明顯縮小,盤腔泄漏改善了大流量工況下擴壓器內(nèi)的流動結(jié)構(gòu)。

圖12和圖13的對比結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),考慮了盤腔及密封結(jié)構(gòu)后,SCO

離心壓縮機的壓比幾乎保持不變,但是等熵效率明顯下降。保證出口質(zhì)量流量不變,在設(shè)計工況下等熵效率從73.2%下降為72.1%,而壓比僅從2.2下降到2.19。在盤腔及迷宮密封結(jié)構(gòu)中有著較大的鼓風(fēng)損失以及泄漏損失,因而在設(shè)計工況下等熵效率下降明顯。由于泄漏流離開葉輪,以及泄漏量較小,因而泄漏流對主流的影響很小。因此,即使加上盤腔和密封結(jié)構(gòu),SCO

離心壓縮機的壓比基本不變。

4.2 軸向推力

圖16給出了SCO

離心壓縮機的軸向推力和盤腔的泄漏量隨流量系數(shù)的變化曲線,隨著流量系數(shù)的增加,盤腔的泄漏量減少,但是變化的絕對值并不明顯。SCO

離心壓縮機軸向推力基本維持在1～2 kN之間,SCO

離心壓縮機的軸向推力最大值為1.635 kN,各個工況下推力方向保持一致,且指向進(jìn)口方向。根據(jù)文獻(xiàn)[25]可知,所設(shè)計的SCO

離心壓縮機軸向推力滿足要求。

圖17給出了SCO

離心壓縮機的輪轂面和盤腔面平均周向壓力分布,隨著流量系數(shù)的增加,在SCO

離心壓縮機的輪轂面和盤腔面的壓力具有下降的趨勢。在不同流量系數(shù)下,由于泄漏量變化不大,因而盤腔內(nèi)的流動情況類似,壓力梯度基本保持一致,軸向推力在較小的范圍變化。

4.3 SCO2離心壓縮機離心葉輪強度特性

SCO

離心壓縮機工作在高轉(zhuǎn)速和高負(fù)荷下,需要對離心葉輪的強度進(jìn)行校核,以確保SCO

離心壓縮機安全運行。同時,由于密封間隙較小,應(yīng)分析密封側(cè)的形變以預(yù)測是否發(fā)生碰磨。采用數(shù)值計算軟件Workbench對SCO

離心壓縮機進(jìn)行強度校核。圖18為SCO

離心葉輪的強度計算網(wǎng)格,其中在葉片根部和盤腔根部增加了圓角來降低應(yīng)力集中,在圓角處的網(wǎng)格均進(jìn)行了加密來保證計算精度。數(shù)值計算的網(wǎng)格節(jié)點數(shù)為3 357萬。葉輪表面根據(jù)氣動的數(shù)值計算結(jié)果給表面壓力,葉輪整體給定6×10

r/min的轉(zhuǎn)速,在葉輪的連接處給定固定支撐的邊界條件。離心葉輪的材料是304鋼。

圖19給出了設(shè)計工況下SCO

離心壓縮機離心葉輪表面等效應(yīng)力云圖。離心葉輪表面在吸力面尾緣的根部處等效應(yīng)力最大,為50.2 MPa,而葉輪整體應(yīng)力最大的位置位于盤腔面的根部,為109.95 MPa。表面等效應(yīng)力在設(shè)計工況下達(dá)到最大值。在相同轉(zhuǎn)速下,不同流量系數(shù)對于SCO

離心壓縮機離心葉輪表面應(yīng)力分布和大小的影響不明顯。根據(jù)等效應(yīng)力分布可以得出SCO

葉輪的形變分布,圖20給出了設(shè)計工況下SCO

葉輪總體形變以及密封齒處的形變,總體形變的最大值為13.8 μm,形變量大致沿著半徑方向增大。在密封齒處的最大形變不超過3 μm,小于密封工作間隙0.05 mm。

綜上所述，經(jīng)陰道彩色多普勒超聲可作為子宮內(nèi)膜病變診斷的首選方式，能為宮腔鏡檢查提供診斷依據(jù)，對其檢查無異常但癥狀持續(xù)者或疑似子宮內(nèi)膜病變者可行宮腔鏡檢查，以提高診斷符合率。

(3)在研究方法上，現(xiàn)有研究主要使用探索性的理論分析，實證分析和案例分析使用較少。需要指出的是，實證分析能對理論研究起到深化和補充作用，有些內(nèi)容，例如內(nèi)創(chuàng)業(yè)績效，使用實證分析才能徹底理順內(nèi)創(chuàng)業(yè)績效的影響因素及因素之間的相互關(guān)系；而對于某一具體對象的案例分析更具有客觀性。

5 結(jié) 論

完成了150 kW級簡單布雷頓循環(huán)SCO

離心壓縮機的迷宮密封結(jié)構(gòu)設(shè)計,采用數(shù)值方法研究了具有盤腔和迷宮密封結(jié)構(gòu)的SCO

離心壓縮機氣動性能和強度特性,得出如下結(jié)論。

(1)在設(shè)計工況下,具有盤腔和密封結(jié)構(gòu)SCO

離心壓縮機的等熵效率為72.1%,壓比為2.19,且在變工況的情況下運行良好。

(2)SCO

離心壓縮機盤腔內(nèi)的泄漏損失和鼓風(fēng)損失會導(dǎo)致SCO

離心壓縮機的氣動性能下降。在大流量工況的情況下,盤腔泄漏會降低擴壓器內(nèi)的徑向速度,增大氣流角,減輕因流動加速而導(dǎo)致的壓力下降,從而減少發(fā)生凝結(jié)的區(qū)域,改善擴壓器內(nèi)的流動。

(3)所設(shè)計的具有盤腔和密封結(jié)構(gòu)的SCO

離心壓縮機的最大軸向推力為1.635 kN。流量系數(shù)對于軸向推力影響較小,當(dāng)流量系數(shù)在9.53×10

～14.89×10

區(qū)間時,軸向推力在1～2 kN之間,方向均指向進(jìn)口方向,不會出現(xiàn)推力波動現(xiàn)象。

（1）防止二次污染。在經(jīng)濟技術(shù)適用性滿足常州市河道清淤特點的前提下，比選并引進(jìn)國內(nèi)外先進(jìn)的清淤技術(shù)和設(shè)備，多進(jìn)行試點，推廣環(huán)保清淤。同時開展對河道底泥的分析研究，制定出有針對性的疏浚底泥后續(xù)處理的方法，防止二次污染的發(fā)生。

(4)在設(shè)計工況下,離心葉輪最大表面等效應(yīng)力達(dá)到最大值,為109.95 MPa,滿足設(shè)計材料304鋼的需求。流量系數(shù)對于等效應(yīng)力大小和等效應(yīng)力的分布影響不大,迷宮齒的最大形變低于3 μm,該形變量小于密封間隙0.05 mm。

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[1] 周奧錚,宋健,任曉棟,等.超臨界二氧化碳布雷頓循環(huán)及其向心透平的設(shè)計與分析 [J].工程熱物理學(xué)報,2019,40(6):1233-1239.

ZHOU Aozheng,SONG Jian,REN Xiaodong,et al.The study and analysis of supercritical carbon dioxide Brayton cycle and its radial inflow turbine [J].Journal of Engineering Thermophysics,2019,40(6):1233-1239.

[2] 趙新寶,魯金濤,袁勇,等.超臨界二氧化碳布雷頓循環(huán)在發(fā)電機組中的應(yīng)用和關(guān)鍵熱端部件選材分析 [J].中國電機工程學(xué)報,2016,36(1):154-162.

ZHAO Xinbao,LU Jintao,YUAN Yong,et al.Analysis of supercritical carbon dioxide Brayton cycle and candidate materials of key hot components for power plants [J].Proceedings of the CSEE,2016,36(1):154-162.

[4] BRUN K,FRIEDMAN P,DENNIS R.Fundamentals and applications of supercritical carbon dioxide (sCO

)based power cycles [M].Sawston,Cambridge:Woodhead Publishing,2017:147-186.

[5] 劉晨光,張磊.超臨界二氧化碳離心式壓縮機研究進(jìn)展 [J].熱力發(fā)電,2021,50(5):34-42.

LIU Chenguang,ZHANG Lei.Research progress of supercritical carbon dioxide centrifugal compressor [J].Thermal Power Generation,2021,50(5):34-42.

[6] RINALDI E,PECNIK R,COLONNA P.Computational fluid dynamic simulation of a supercritical CO

compressor performance map [J].Journal of Engineering for Gas Turbines and Power,2015,137(7):072602.

[7] AMELI A,TURUNEN-SAARESTI T,BACKMAN J.Numerical investigation of the flow behavior inside a supercritical CO

centrifugal compressor [J].Journal of Engineering for Gas Turbines and Power,2018,140(12):122604.

[8] 鄭寬寬,趙航,豐鎮(zhèn)平.超臨界二氧化碳離心壓氣機內(nèi)部流動特性分析 [J].工程熱物理學(xué)報,2015,36(5):985-988.

ZHENG Kuankuan,ZHAO Hang,FENG Zhenping.Analysis of internal flow characteristics in a supercritical CO

centrifugal compressor [J].Journal of Engineering Thermophysics,2015,36(5):985-988.

[9] LEE J,BAIK S,CHO S K,et al.Issues in performance measurement of CO

compressor near the critical point [J].Applied Thermal Engineering,2016,94:111-121.

[10] LEE J,KUK CHO S,LEE J I.The effect of real gas approximations on s-CO

compressor design [J].Journal of Turbomachinery,2018,140(5):051007.

[11] HOSANGADI A,LIU Zisen,WEATHERS T,et al.Modeling multiphase effects in CO

compressors at subcritical inlet conditions [J].Journal of Engineering for Gas Turbines and Power,2019,141(8):081005.

[12] 曹潤,李志剛,鄧清華,等.超臨界二氧化碳離心壓氣機設(shè)計和氣動性能研究 [J].西安交通大學(xué)學(xué)報,2020,54(4):44-52.

CAO Run,LI Zhigang,DENG Qinghua,et al.Design and aerodynamic performance investigation of supercritical carbon dioxide centrifugal compressor [J].Journal of Xi’an Jiaotong University,2020,54(4):44-52.

[13] AMELI A,ATZALIFAR A,TURUNEN-SAARESTI T,et al.Centrifugal compressor design for near-critical point applications [J].Journal of Engineering for Gas Turbines and Power,2019,141(3):031016.

[16] 王晟旻,琚亞平,張楚華.離心壓縮機級通流與盤蓋側(cè)泄漏流的耦合分析 [J].西安交通大學(xué)學(xué)報,2017,51(7):73-77.

WANG Shengmin,JU Yaping,ZHANG Chuhua.Coupling analysis between through flow and hub-shroud side leakage flow of a centrifugal compressor stage [J].Journal of Xi’an Jiaotong University,2017,51(7):73-77.

[17] 譚佳健,劉長勝,孫玉瑩,等.某過程工業(yè)用離心壓縮機模型級軸向推力測量研究 [J].風(fēng)機技術(shù),2017,59(4):68-73.

TAN Jiajian,LIU Changsheng,SUN Yuying,et al.Axial thrust measurement in a centrifugal compressor model stage [J].Chinese Journal of Turbomachinery,2017,59(4):68-73.

[18] 徐立群,王志恒,席光.迷宮密封泄漏對小流量離心葉輪氣動性能影響的研究 [J].西安交通大學(xué)學(xué)報,2010,44(11):23-27.

XU Liqun,WANG Zhiheng,XI Guang.Numerical study on effect of seal leakage on performance of centrifugal impeller with low flow coefficient [J].Journal of Xi’an Jiaotong University,2010,44(11):23-27.

[19] YOUNSI M,HYPOLITE E.Investigation and prediction models of the axial thrust in centrifugal compressors [C]∥ASME Turbo Expo 2019:Turbomachinery Technical Conference and Exposition.New York,NY,USA:ASME,2019:V02CT41A006.

[20] SUN Zhigang,TAN Chunqing,ZHANG Dongyang.Flow field structures of the impeller backside cavity and its influences on the centrifugal compressor [C]∥ASME Turbo Expo 2009:Power for Land,Sea,and Air.New York,NY,USA:ASME,2009:1349-1360.

[21] BALDASSARRE L,BERNOCCHI A,RIZZO E.Axial thrust in high pressure centrifugal compressors:description of a calculation model validated by experimental data from full load test [C/OL]∥Proceedings of the 44th Turbomachinery Symposium,2015 [2021-08-10].https:∥oaktrust.library.tamu.edu/handle/196 9.1/162127.

[22] GUIDOTTI E,NALDI G,TAPINASSI L,et al.Cavity flow modeling in an industrial centrifugal compressor stage at design and off-design conditions [C]∥ASME Turbo Expo 2012:Turbine Technical Conference and Exposition.New York,NY,USA:ASME,2012:593-603.

[23] FULLER R,PREUSS J,NOALL J.Turbomachinery for supercritical CO

power cycles [C]∥ASME Turbo Expo 2012:Turbine Technical Conference and Exposition.New York,NY,USA:ASME,2012:961-966.

[24] WRIGHT S A,RADEL R F,VERNON M E,et al.Operation and analysis of a supercritical CO

Brayton cycle [EB/OL].(2010-09-01)[2021-08-10].https:∥doi.org/10.2172/984129.

[25] BIDAUT Y,DESSIBOURG D.The challenge for the accurate determination of the axial rotor thrust in centrifugal compressors [C/OL]∥Asia Turbomachinery &Pump Symposium [2021-08-10].https:∥oaktrust.library.tamu.edu/handle/1969.1/172678.