Baza wiedzy

Sposoby poprawy własności antykawitacyjnych pomp wirowych

Strona główna > Baza wiedzy > Sposoby poprawy własności antykawitacyjnych pomp wirowych
Artykuł opublikowany w czasopiśmie Instal.
Prawa autorskie do dalszego rozpowszechniania są zastrzeżone

dr inż. Marcin Janczak – Kierownik Działu Badawczo-Rozwojowego Hydro-Vacuum S.A.

Słowa kluczowe: hydrauliczne maszyny przepływowe, pompy wirowe, własności ssawne

Streszczenie

W artykule opisano problematykę własności antykawitacyjnych pomp wirowych. Przedstawiono konstrukcyjne sposoby poprawy NPSH3% takie jak: zmiana prędkości obrotowej, zastosowanie poszerzonego wlotu, wirnika dwustrumieniowego, wlotu osiowego i wirnika wstępnego. Przedstawiono wyniki symulacji numerycznych CFD przepływu przez wirnik 1-go i 2-go stopnia pompy wielostopniowej oraz wyniki symulacji przepływu przez pierwszy stopnień pompy wielostopniowej z wlotem promieniowym oraz wlotem osiowym i wirnikiem wstępnym. Zaprezentowano porównanie strat uzyskiwanych w korpusie ssawnym z wlotem promieniowym i osiowym. Przedstawiono uzyskiwane własności antykawitacyjne pompy wielostopniowej z wirnikiem wstępnym dla zmiennej prędkości obrotowej. Pokazano porównanie NPSH3% dla pompy wielostopniowej z wlotem promieniowym oraz z wlotem osiowym i wirnikiem wstępnym.

NPSH - ważny parametr w eksploatacji pomp

Kawitacja jest procesem zachodzącym w strugach przepływającej cieczy, którego przyczyną jest lokalne obniżenie ciśnienia do wartości ciśnienia parowania. Może być to powodowane przyrostem prędkości lub jej zawirowaniem i związanym z tym dynamicznym spadkiem ciśnienia. Zarodnikami kawitacji są występujące w cieczy rozpuszczone mikropęcherzyki gazów. Obniżenie się ciśnienia, do wartości parowania, powoduje przezwyciężenie sił powierzchniowych mikropęcherzyka i jego gwałtowny wzrost. Przepływ pęcherzy kawitacyjnych w obszar wyższego ciśnienia wywołuje kondensację par i ich implozję, której towarzyszy przyrost ciśnienia dochodzący do kilkuset MPa i zachodzący z częstotliwością do 25 kHz [6]. Implozja pęcherzyków kawitacyjnych i towarzyszący jej miejscowy wzrost ciśnienia cieczy, a także lokalne uderzenia hydrauliczne, występujące w pobliżu porowatej struktury materiału ścian elementów przepływowych, powoduje odłamywanie ziaren materiału. Ciągła praca maszyny w warunkach kawitacyjnych prowadzi nierzadko do całkowitej erozji powierzchni ścian elementów roboczych i uszkodzenia pompy, natomiast towarzyszące zjawisku drgania, mogą być istotną przyczyną uszkodzenia ułożyskowania elementów wirujących.
Na rysunku 1 pokazano stan układu wirującego pompy pracującej w rozwiniętej kawitacji. Na skutek erozji kawitacyjnej wirnik stracił wyważenie i w konsekwencji na łożysko przekazywana była znacznie większa siła promieniowa niż dopuszczalna. Następstwem było przegrzanie łożyska, wytopienie smaru i zatarcie elementów tocznych łożyska. Dodatkowo wysoka składowa promieniowa siły oraz podwyższone drgania doprowadziły do zintensyfikowania efektu karbu i ukręcenie wału w miejscu zmiany średnicy. Efektowi temu można było zapobiec poprzez kontrole drgań agregatu lub pomiar ciśnienia generowanego przez pompę. Praca w początkowej fazie kawitacji powoduje znaczną utratę parametrów pompy w tym wysokości podnoszenia dla zadanej wydajności, natomiast praca w rozwiniętej kawitacji powoduje zerwania ciągłości przepływu na skutek zalegania pęcherzy pary w wirniku pompy.

Wyznacznikiem skłonności pompy do powstawania kawitacji jest nadwyżka netto ciśnienia ssania NPSH (z ang.: Net Positive Suction Head), definiowana jako najmniejsze ciśnienie (wyrażone w metrach), w odniesieniu do ciśnienia parowania w danej temperaturze, z jakiego pompa może zasysać ciecz bez umownego powstawania kawitacji. Umowną granicę kawitacji (NPSH3%) określa się na podstawie najniższego ciśnienia ssania, dla którego w stałej wydajności, wysokość podnoszenia obniża się o 3% od wartości uzyskiwanej dla pracy w normalnych warunkach.

Rys. 1. Uszkodzenie elementów pompy na skutek długotrwałej pracy w kawitacji

Problem doboru właściwej wartości NPSHr

W celu zabezpieczenia pompy przed pracą w kawitacji wymaga się, aby ciśnienia przed wlotem do pompy określane indywidualnie dla każdego układu pompowego i wyrażone w postaci dostępnej w układzie nadwyżki ssania (NPSHav) było wyższe niż NPSH3%. Zalecana różnica może być podana przez producenta pompy w postaci wartości NPSHr uwzględniającej wartość NPSH3% oraz wartość zabezpieczającą przed praca w kawitacji. Zazwyczaj NPSHr = 1.1 ÷ 1.3 NPSH3%, jednak różnica NPSHr i NPSH3% nie powinna być niższa niż 0,5 m. Praca w zakresie NPSHav > niż NPSHr wcale nie oznacza braku kawitacji w pompie. Szereg badań [3, 4, 5, 9] wskazuje, że pierwsze pęcherzyki pary powstają w przepływie już dla NPSHav kilkukrotnie (średnio ~ 4) wyższym od wymaganego NPSHr. Jest to jednak na tyle niewielka ilość pęcherzyków kawitacyjnych, które nie stwarzają znacznego zagrożenia dla pracy pompy, niemniej jednak przekładają się na powolne zużycie elementów roboczych pompy. Na rysunku 2 zamieszczono badania własne autora [4, 5], w których dla różnych wartości NSPH wykonywano fotografie rozwoju chmury kawitacyjnej w osiowym wirniku wstępnym pompy wielostopniowej o wydajności nominalnej 250 m3/h oraz prędkości obrotowej 2950 1/min. Wirnik wstępny jest szczególną konstrukcją wirnika osiowego, w którym straty na wlocie do palisady łopatkowej są bardzo niskie. Dodatkowo taki typ wirnika może bez znacznej utraty parametrów pracować w rozwiniętej kawitacji, co umożliwia osiągniecie skrajnie niskich, wartości NPSH. Badany wirnik wstępny całkowicie traci parametry dla NPSH ~3,9 m natomiast pierwsze pęcherzyki obserwowano już dla NPSH wynoszącego ~14 m. Obniżanie wysokości ciśnienia w zakresie 14 ÷ 3,9 m skutkowało zwiększeniem zakresu rozwoju chmury kawitacyjnej i stopniowym obniżaniem generowanej wysokości podnoszenia.

Rys.2. Rozwój kawitacji w wirniku wstępnym pompy wielostopniowej o wydajności 250 m3/h

Klasyczny sposób określenia NPSHr dla prezentowanego wirnika wstępnego jest nie akceptowalny, ponieważ w całym badanym zakresie wysokość podnoszenia opadała. Uniemożliwia to prawidłowe wyznaczenie wartości 3% spadku wysokości podnoszenia. Z tego powodu dla takich konstrukcji dopuszcza się prace w częściowo rozwiniętej kawitacji natomiast żywotność wirnika wydłuża się poprzez zastosowania odpowiednich materiałów konstrukcyjnych.

Materiał wirnika jest jednym z kluczowych parametrów podczas określenia NPSHr. W tabeli poniżej zamieszczono odporność wybranych materiałów konstrukcyjnych na pracę w warunkach kaiwtacji.

Tabela 1. Ubytek materiału na skutek kawitacji (po 40.000 h) [3]

Jako materiał odniesienia wybrano staliwo typu Duplex, dla którego ubytek materiału w trakcie testu o długości 40.000 h wynosił 1 mm. Podobnymi własnościami charakteryzuje się również brąz aluminiowy (ubytek 1,8 mm), natomiast standardowe materiały konstrukcyjne na wirnik pomp takie jak staliwo węglowe i żeliwo, charakteryzują się znacznie mniejszą odpornością. Z tego powodu w katalogach producentów pomp nierzadko można znaleźć jedynie podaną wartość NPSH rozumianą jako NPSH3% z dopiskiem o zalecanych wartościach zapasu w zależności od materiału wirnika.

Sposoby redukcji NPSH3% pompy

Obroty

Układy o niskiej dostępnej nadwyżce antykawitacyjnej wymagają stosowania pomp o dobrych własnościach ssania. Podstawowym i stosunkowo prostym sposobem poprawy własności ssawnych jest obniżenie obrotów wirnika pompy, co w naturalny sposób przekłada się na obniżenie wymaganej wartości NPSH3%. Dzieje się tak na skutek zmniejszenia przyrostu prędkości w wirniku ze względu na niższą składową obwodową prędkości łopatek, wywołaną obniżeniem prędkości obrotowej. Szacuje się, że zmniejszenie prędkości obrotowej obniży NPSH3% w analogiczny sposób jak obniża się wysokość podnoszenia pompy tj. z wykładnikiem potęgi k = 2:
gdzie n1 i n2 oznaczają prędkości obrotowe wyrażone w obrotach na minutę. Przy zmianie prędkości obrotowej zmienia się również wydajność pompy:
oraz wysokość podnoszenia:
Po odrzuceniu danych związanych z rozruchem i zatrzymaniem pompy, wynikających z przełączania obciążenia pomiędzy jednostkami połączonymi równolegle (zasadnicza i rezerwowa), otrzymano obraz pracy pomp pokrywający 98,6% czasu jej działania. W kolejnym etapie wykorzystano charakterystyki energetyczne pompy wyznaczone na stacji prób producenta. Określenie zakresu pracy analizowanych jednostek przeprowadzono na podstawie rejestracji wybranych parametrów, identyfikując przepływ, wysokość podnoszenia, moc pobieraną przez silnik oraz temperaturę pompowanej cieczy. Ostatecznie zakres pracy pompy porównano z krzywymi producenta, co przedstawiono na rys. 7.
Cechy te w znaczny sposób powodują ograniczenie możliwości stosowania tej metody do obniżenia NPSHr ze względu na szybkie zmniejszenie parametrów energetycznych pompy i wymuszoną konieczność zastosowania pompy znacznie większej niż w przypadku wyższych obrotów. Istnieją również rozbieżności co do wartości wykładnika potęgi. W niektórych źródłach literaturowych [10] można znaleźć informacje, że wartość wykładnika jest mniejsza od 2 i wynosi np.: k = 1,5. Należy również pamiętać, że tą metodę można stosować jedynie do przeliczania wartości NPSH3%. Zastosowanie jej do przeliczenia NPSHr powoduje nieuzasadnione obniżenie zapasu pomiędzy NPSHr i NPSH3%.

Rys. 3. Wykresy NPSH dla pompy WHI.5 w zależności od prędkości obrotowej

Na rysunku 3 zaprezentowano wyniki pomiarów NPSH3% pompy z wlotem osiowym WHI.5, które uzyskano w trakcie prowadzonych prac badawczych, realizowanych w ramach Programu Operacyjnego Innowacyjna Gospodarka, Działanie 1.4 POIG - Wsparcie projektów celowych, projekt pt.: „Modelowe pompy wielostopniowe o podwyższonych zdolnościach ssania”. Liniami ciągłymi oznaczono wyniki pomiarów dla prędkości nominalnej pompy wynoszącej 2950 1/min (linia ciągła czarna) oraz prędkości dwukrotnie niższej wynoszącej 1475 (linia ciągła niebieska). Zaznaczono również rzeczywiste przesuniecie się punktów optymalnych (wydajności dla najwyższej sprawności) wraz z obliczoną wartością NSPH3% dla obrotów 1475 1/min (linia przerywana niebieska), którą wyznaczono na podstawie pomiarów dla obrotów 2950 1/min przy założeniu wartości wykładnika potęgi k=1,5. Rozbieżności pomiędzy wynikami pomiarów oraz przeliczeń wskazują, że w tym przypadku zalecany przez literaturę wykładnik potęgi k = 1,5 jest zbyt wysoki i należałoby go zredukować do wartości k ~ 1.

Konstrukcja wirnika

Jednym z najpowszechniejszych konstrukcyjnych sposobów uzyskania niskiej wartości NPSH3% jest obniżenie prędkości na wlocie wirnika poprzez poszerzenie szerokości wlotu oraz zastosowanie małej liczby łopatek. Ma to jednak pewne dość niewygodne konsekwencje. Nadmierne poszerzenie wlotu do wirnika w negatywny sposób wpływa na uzyskiwaną sprawność ponadto stosowanie małej liczby łopatek powoduje uzyskiwanie mniejszej wysokości podnoszenia niż w wirnikach o dużej liczbie łopatek. Powoduje to, że w przypadku pomp wielostopniowych w celu uzyskania niskiego NPSH3% oraz wysokiej sprawności na pierwszym stopniu stosowany jest wirnik o innym kształcie niż pozostałe. W wirniku pierwszego stopnia w celu zmniejszenia spadku ciśnienia pomiędzy wlotem, a kanałem między łopatkowym, w którym występuje najniższe ciśnienia (tzw. depresja dynamiczna) oprócz utrzymania niskiej prędkości dodatkowo stosuje się łopatki o przestrzennej krzywiźnie. Powoduje to większe dopasowania kąta wlotowego łopatek do kierunku napływu cieczy, co zmniejsza wartość depresji dynamicznej. Na rysunku 4 zaprezentowano wyniki obliczeń numerycznych wirnika pierwszego oraz drugiego stopnia pompy wielostopniowej WH.5 o wydajności Q = 90 m3/h oraz wysokości podnoszenia z jednego stopnia Hi = 55m. Symulacje numeryczne przepływu zostały przeprowadzone z wykorzystaniem programu ANSYS Fluent. Kod programu umożliwia, przy użyciu metody objętości skończonych, iteracyjne rozwiązywanie równań zachowania masy, pędu i energii [1, 7]. Do obliczeń przyjęto model turbulencji Realizable k-ε oraz standardowy model warstwy przyściennej. Obliczenia prowadzone jako stacjonarne (Steady State, MRF).

Prezentowane rozkłady pola przepływu przedstawiają trajektorie przepływu cieczy z oznaczoną wartością ciśnienia statycznego. W celu porównania skale ustawiono w taki sposób, aby tymi samymi kolorem oznaczone było ciśnienie statyczne na wlocie do poszczególnych wirników. Łatwo można zauważyć, że przypadku wirnika 1-go stopnia spadek ciśnienia pomiędzy wlotem do wirnika i krawędzią natarcia jest znikomy, natomiast dla wirnik 2-go stopnia silnie uwidacznia się obszar depresji dynamicznej (oznaczony strzałką). Spadek ciśnienia w odniesieniu do wlotu wirnika wynosi nawet 150 kPa

Rys. 4. Porównanie pola przepływu w wirnikach pompy WH.5: a) wirniki 1-go stopnia, b) wirnik 2-go stopnia

Wirnik dwustrumieniowy

Pompy dwustrumieniowe powstały z konieczności redukcji sił osiowych generowanych w wirniku pompy. Uzyskano to na skutek zrównania rozmiaru tarcz wirnika ze względu na zastosowanie dwóch symetrycznych wlotów do częściowo wspólnej palisady łopatkowej i równomierne zasilanie wirnika z obu kierunków. Ciecz po przejściu przez króciec ssawny pompy rozdzielana jest na dwa strumienie i poprzez komory wlotowe doprowadzana jest do wirnika dwustrumieniowego złożonego niejako z dwóch odbić lustrzanych pojedynczych wirników. Oprócz redukcji siły osiowej konstrukcja ta umożliwia osiągniecie wyjątkowo niskich wartości NPSH3%. Dzieje się tak na skutek niskich prędkości napływu cieczy do wirnika ze względu na zastosowanie dwóch wlotów. Rozwiązanie to umożliwia osiągniecie wartości NPSH3% o ~30% niższą niż w przypadku pompy jednostrumieniowej o tych samych parametrach [9].

Konstrukcja korpusu ssawnego

Bardzo istotnym parametrem oprócz spadku ciśnienia w obszarze depresji dynamicznej wirnika jest doprowadzenie cieczy od króćca ssawnego do wlotu wirnika przy zachowaniu minimalnych spadków ciśnienia oraz równomiernego pola przepływu. W przypadku pomp konsolowych z wirnikiem zawieszonym na jednej z końcówek wałka jest to łatwe do utrzymania, ponieważ wlot do wirnika znajduje się w jednej osi bezpośrednio za króćcem ssawnym. W przypadku pomp dwustrumieniowych lub wielostopniowych, wirnik lub wirniki umieszczone są centralnie na wale, który podparty jest na jego końcach w łożyskach. Powoduje to konieczność doprowadzania cieczy przez komory wlotowe. W przypadku projektowanych pomp serii WH jednym z ważniejszych parametrów było osiągniecie dobrych własności ssawnych. Z tego powodu przeanalizowano wiele wariantów konstrukcyjnych i w ostateczności pompy powstały w dwóch wykonaniach konstrukcyjnych. Klasyczny z wlotem promieniowym i komorą ssawną o nazwie WHA oraz z wlotem osiowym z zabudowanym wewnątrz korpusu ssawnego ślizgowym łożyskiem, smarowanym przepływającą cieczą o nazwie WHI. Dla obu konstrukcji przeprowadzono symulacje numeryczne celem określenia oporów przepływu oraz określenia wpływu kształtu komory na napływ do wirnika.

Rys. 5. Opory przepływu Δh przez korpus ssawny promieniowy (WHA) i osiowy (WHI)

Konstrukcja korpusu ssawnego

Zmiana konstrukcji korpusu ssawnego z wlotu promieniowego na osiowy połączona ze zwiększeniem wielkości króćca ssawnego z DN65 na DN100 (dla pompy WH.3 o wydajności nominalnej Qn = 50 m3/h) umożliwiła redukcję oporów przepływu średnio o ~70 % w całym zakresie pracy pompy. Wartościowo zmiana ta umożliwia zasysanie cieczy z obszaru o wysokości cieśnienia od 0,20 ÷ 0,40 m mniejszego niż dla pomp z wlotem odśrodkowym.

Rys. 6. Trajektorie cząstek cieczy podczas przepływu przez pompę WH z wlotem osiowym (WHI.3) oraz promieniowym (WHA.3)

Rys. 7. Pole prędkości na wylocie z korpusu ssawnego pompy WH z wlotem osiowym (WHI.3) oraz promieniowym (WHA.3)

Dodatkowym bardzo istotnym dla uzyskiwanych wartości NPSH3% zjawiskiem jest zdeformowanie pola napływu cieczy do wirnika. Na rysunkach 6 i 7 zaprezentowano wyniki graficzne symulacji przepływu w pompie WHI.3 o wlocie osiowym i dodatkowo zastosowanym wirnikiem wstępnym oraz pompie WHA.3 z wlotem promieniowym i wirnikiem 1-go stopnia o podwyższonych własnościach ssania. Dla korpusu z wlotem promieniowym w korpusie ssawnym następuje zmiana kierunku przepływu cieczy o 90º. Powoduje to oprócz zwiększonych oporów przepływu nierównomierne pole prędkości, które dodatkowo deformowane jest na skutek zawirowania cieczy w komorze zabudowanej w korpusie ssawnym. Następstwem tego jest znacznie większe zróżnicowanie prędkości cieczy napływającej do wirnika (3,5 ÷ 5 m/s) niż w przypadku wlotu osiowego (1,5 ÷ 3,0 m/s). Należy wyjaśnić, że dla pompy WHI.3 średnica wlotu do wirnika wstępnego jest większa niż średnica wlotu do wirnika 1-go stopnia, co w naturalny sposób przekłada się na obniżenie prędkości, nie zmienia to jednaj faktu, że kształt pola prędkości na wylocie z korpusu osiowego jest znacznie bardziej regularny niż dla korpusu promieniowego. Charakterystyczne trzy obszary wyhamowania cieczy na wylocie z korpusu ssawnego pompy WHI są następstwem wstecznego oddziaływania 3 łopatek wirnika wstępnego, które pracują w bliskiej odległości od przekroju kontrolnego zaprezentowanego na rysunku 7.

Wirnik wstępny

Zaprezentowany na rysunku 2 wirnik wstępny jest tzw. wirnikiem superkawitacyjnym. Oznacza to, że pracuje on w zakresie rozwiniętej kawitacji w szerokim zakresie pracy, która dla tej szczególnej konstrukcji powodowana jest zjawiskiem „Rotating cavitation”. Zjawisko to jest jedną z form kawitacji, tworzącą się na skutek bardzo wysokiej składowej obwodowej prędkości oraz wstecznego przepływu cieczy w szczelinie uszczelniającej [2]. Dla pomp typu WH ze względu na inny zakres pracy zjawisko to nie występuje co umożliwia łatwe zastosowanie wirnika wstępnego do poprawy własności ssawnych. Przepływ przez pompę WHI z wirnikiem wstępnym oraz wlotem osiowym zaprezentowano na rysunku 6. Porównując pole prędkości na wlocie do wirnika wstępnego zasilanego osiowo pompy WHI oraz wirnika 1-go zasilanego z komory wlotowej pompy WHA, należy podkreślić, że na wlocie do palisady wirnika wstępnego prędkość cieczy jest bardzo niska (~2,5 m/s) dodatkowo ciecz napływa równomiernie i bez nadmiernego kąta natarcia. Powoduje to bardzo niską stratę na wlocie do palisady. Szacuje się, że współczynnik strat na wlocie do palisady łopatkowej wirnika wstępnego jest w zakresie λw = 0,03÷0,06 natomiast dla wirników odśrodkowych wartość ta jest kilkukrotnie wyższa i wynosi λw = 0,1÷0,3 [3]. Dla obu odmian konstrukcyjnych wykonano pomiary własności ssawnych zgodnie z procedurą opisaną w normie ISO 9906 [8].

Zastosowanie wirnika wstępnego wraz z wlotem osiowym umożliwiło redukcje NPSH3% pompy w zakresie 37% ÷ 48% w zależności od wydajności pompy, z czego ~8 % wynika z redukcji oporów na ssaniu dzięki zastosowaniu wlotu osiowego. W ostateczności biorąc pod uwagę wyniki badań pozostałych pomp serii WHI oraz wcześniej prowadzonych prac w ramach [5] należy stwierdzić, że zastosowanie wirnika wstępnego w pompach wielostopniowych, obniża wartość NPSH3% o ~30 ÷ 40% w porównaniu do klasycznych wirników odśrodkowych zaprojektowanych na podwyższone własności ssawne.

Rys. 8 NPSH3% pompy WH z wlotem promieniowym (WHA.3) oraz osiowymi z wirnikiem wstępnym (WHI.3)

Podsumowanie

Podczas doboru pomp do układu pompowego bardzo istotnym parametrem, który należy wziąć pod uwagę są własności ssawne pompy definiowane jako NPSHr. Niezagwarantowanie odpowiedniej nadwyżki antykawitacyjnej w układzie pompowym skutkuje utratą parametrów pompy, a w trakcie długotrwałej eksploatacji prowadzi do jej zniszczenia. W przypadku układów o niskiej nadwyżce antykawitacyjnej należy sięgać po rozwiązania konstrukcyjne pomp gwarantujące prace w danych warunkach. Prostymi sposobami poprawy własności ssawnych jest obniżenie obrotów oraz wykonanie wirnika z materiałów umożlwiających długotrwałą pracę w początkowej fazie kawitacji. Powszechne jest również stosowanie pomp z wirnikami dwustrumieniowymi oraz w przypadku pomp wielostopniowych zastosowanie wirnika 1-go stopnia o poszerzonym wlocie. Najmniej rozpowszechnionym rozwiązaniem, przynoszącym jednak spory przyrost własności ssawnych jest zastosowanie wirnika wstępnego. Rozwiązanie to przy jednoczesnym zastosowaniu wlotu osiowego może przynieść obniżenie wartości NPSH3% pompy o ~30 ÷ 40% przy zachowaniu zwartej budowy pompy i wysokiej prędkości obrotowej, umożlwiającej uzyskanie wysokich parametrów Q i H.

Literatura

  • Fluent Inc., User's guide, Lebanon, 2004
  • Brennen Ch. E., Hydrodynamics of pumps, Concepts ETI, Inc. and Oxford University Press, Pasadena, 1994.
  • Gulich J.F., Centrifugal pumps, Springer –Verlag, Berlin, 2008
  • Janczak M., Plutecki W., Modelowanie zjawiska kawitacji w pompach wirowych. Mechanik nr 08/09/2011
  • Janczak M., Współpraca wirników wstępnego i zasadniczego w wielostopniowych pompach wirowych, Rozprawa doktorska, Raport serii Preprinty nr W09/2009/PRE-2, Wrocław, 2009.
  • Jędral W., Pompy wirowe, WNT, Warszawa, 2001.
  • Lhotáková L., Numerické modelování proudĕní v rozvádĕcích kanálech hydrodynamicého čerpadla, Diseračni práce, Vysoka Skoala Banska - Technicka Univerzita Ostrava, Ostrava, 1999.
  • PN-EN ISO 9906:2012, Pompy wirowe - Badania odbiorcze parametrów hydraulicznych - Klasy dokładności 1, 2 i 3
  • Schiavello B., Visser FC., Pump cavitation – various NPSHr criteria, NPSHA margins and impeller life efficiency. Proceedings of the Twenty-Fifth International Pump Users Symposium. Houston, Texas, USA; 2009
  • Świtalski P., Jędral W,. Akademia techniki pompowej, ZPBiP CEDOS, Wrocław 2014

Aktualności

Odżelaziacze wody i zbiorniki 10bar
Wprowadzamy do oferty nowy asortyment. Odżelaziacze wody typu ODZ przeznaczone są do uzdatniania wody, w szczególności do usuwania mętności oraz odżelaziania czyli usuwania związków żelaza zawartych w...
Czytaj
Spotkanie techniczne w COŚ AQUANET S.A. w Koziegłowach
Hydro-Vacuum S.A. wraz ze Stowarzyszenie Wodociągi Wielkopolskie zorganizowało spotkanie techniczne w Centralnej Oczyszczalni Ścieków Aquanet S.A. w Koziegłowach. W spotkaniu uczestniczyło ponad 50 osób, a...
Czytaj
Diament Forbesa 2024 dla Hydro-Vacuum S.A.
Diamenty miesięcznika Forbes to coroczne zestawienie najbardziej dynamicznie rozwijających się polskich firm w danym regionie, przygotowywane przez prestiżowy magazyn Forbes przy współpracy z Dun & Bradstreet...
Czytaj
Więcej aktualności

Obserwuj nas na kanałach: