TCVN 9731:2013 - Phần 2

6.3. Phương pháp xác định cột áp hút thực được yêu cầu (NPSHR)

NPSHR là một đặc tính của thông số hút của bơm rô to động lực được tính bằng tổng cột áp hút thực tuyệt đối trừ đi cột áp tương ứng với áp suất hơi nước tại cửa vào của bơm, yêu cầu ngăn ngừa tổn thất do sự cản trở của bọt khí xuất hiện khi xâm thực không quá 3% tổng cột áp. Điều này phụ thuộc vào điều kiện làm việc, kích thước của bơm và cửa hút, cũng như các tính chất vật lý của chất lỏng được bơm.

Có sự tác động kép của độ nhớt chất lỏng được bơm đến NPSHR. Khi độ nhớt tăng lên thì ma sát tăng lên, dẫn đến tăng NPSHR. Đồng thời, độ nhớt cao hơn sẽ làm giảm các bọt khí và hơi nước khuếch tán trong chất lỏng. Điều này làm giảm tốc độ hình thành của các bọt khí và cả ảnh hưởng nhiệt động lực học, làm NPSHR giảm một chút.

Ảnh hưởng của độ nhớt đến NPSHR về thực chất là một hàm của số Reynolds. Tuy nhiên, ảnh hưởng này không thể được biểu diễn bằng mối quan hệ đơn giản cho tất cả các thiết kế và các loại bơm khác nhau. Quy tắc chung là, bơm có kích thước càng lớn và cửa vào bánh công tác bơm nhẵn hơn và cong hơn, sẽ ít nhạy (ảnh hưởng) với sự thay đổi độ nhớt chất lỏng được bơm.

Không khí hòa tan trong chất lỏng và khí xâm nhập vào theo chất lỏng được bơm ở dạng các bọt nhỏ phân tán ảnh hưởng đến NPSHR khác với bọt khí lớn. Nếu như tốc độ dòng chảy tại đầu vào bơm đủ lớn, thì một số lượng nhỏ bọt khí xâm nhập sẽ không phân tách và về bản chất sẽ không có hoặc có rất ít ảnh hưởng đến NPSHR. Sự có mặt của những khối khí lớn tích lũy lại có ảnh hưởng lớn đến đặc tính hút của bơm. Nó làm cho đường đặc tính tổng cột áp-NPSHR thay đổi hình dáng từ dạng “gấp khúc” một cách rõ ràng sang dốc dần xuống đối với cột áp. Điều này làm tăng điểm có 3 % tổn thất cột áp hoặc nói cách khác, dịch chuyển NPSHR đến một giá trị cao hơn.

Khi bơm chất lỏng nhớt với tốc độ bơm thấp hơn, NPSHR quan sát được cao hơn so với tính toán theo các nguyên tắc đã biết.

Tổng quát, sự hình thành của thoát khí và bay hơi phụ thuộc chủ yếu vào thời gian ở trạng thái áp suất thấp. Nói chung, thử nghiệm xâm thực tại lưu lượng và tốc độ không đổi với các điều kiện hút khác nhau không thể được áp dụng cho chất lỏng nhớt, nếu thay đổi của áp suất hút bằng cách giảm áp suất ở toàn bộ hệ thống thử nghiệm. Bởi vì có những đặc điểm không giống như nước, chất lỏng ở trong bể không loại được không khí ra một cách nhanh chóng, mà không khí sẽ dần dần thoát ra khỏi chất lỏng ở ống hút và sẽ hình thành bọt khí ở đầu vào bánh công tác.

Phương pháp tổng quát sau đây được đưa ra cho mục đích ước tính, nhưng người sử dụng được khuyến cáo rằng phương pháp này dựa trên phép phân tích chứ không phải dựa trên số liệu thử nghiệm NPSHR thực. Khi bơm chất lỏng có độ nhớt cao, phạm vi của NPSHA phải rộng hơn NPSHR và nhà sản xuất bơm phải có khuyến cáo về việc này,

Phương pháp tổng quát này không nên áp dụng cho các chất lỏng thuộc họ hydrocacbon khi chưa cân nhắc các ảnh hưởng của nhiệt độ lên các tính chất của chất lỏng. Xem ANS/Hl 1.3.4.16.3^[24].

Những công thức sau được sử dụng cho xây dựng hệ số hiệu chỉnh để điều chỉnh thông số NPSHR khi bơm nước, dựa trên tiêu chí tổn thất cột áp 3 % tiêu chuẩn, tương ứng với thông số NPSHR_vis của chất lỏng nhớt.

Cho đơn vị tính Q_BEP-W là m³/h. NPSHR_vix là m, N là r/min, sử dụng công thức (15):

(4)

Cho đơn vị tính Q_BEP-w là gpm. NPSHR_vix là ft, N là r/min, sử dụng công thức (16):

(5)

Giá trị của biến số hình học đầu vào cửa hút (A) được lựa chọn như sau:

Đối với các bơm cửa hút ở đầu nút: A = 0,1

Đối với bơm có cửa hút ở bên cạnh (đường dẫn vào cong một góc khoảng 90° từ cửa vào đến bánh công tác): A = 0,5.

Giá trị NPSHR_vis được điều chỉnh bởi hệ số hiệu chỉnh NPSHR, C_NPSH.

NPSHR_vis = C_NPSH x NPSHR

Lưu lượng không được hiệu chỉnh trong phương pháp hiệu chỉnh NPSHR. Đối với lưu lượng tương ứng với các giá trị đã hiệu chỉnh của NPSHR_vis, thì sử dụng giá trị không hiệu chỉnh của Q_w.

Một ví dụ của phương pháp hiệu chỉnh NPSHR này được minh họa trên Hình 4 và Hình 5.

VÍ DỤ (Đơn vị Mét): Xem Hình 4 và Bảng 1. Giả sử rằng bơm mẫu có cửa hút kết cấu hướng kính với A = 0,5. Các giá trị Q_BEP-w là 110 m³/h, NPSHR_BWP-w là 4,15 m, tốc độ N = 2 950 r/min và hệ số B = 12,0 tạo ra hệ số hiệu chỉnh cột áp C_H là 0,81. Xác định hệ số hiệu chỉnh NPSHR theo công thức (4):

CHÚ DẪN

X lưu lượng m³/h tại N = 2 950 r/min

Y NPSH - mét

1 Nước

2 Chất lỏng nhớt với s = 0,90 và B = 12,0

Hình 4 - Ví dụ đồ thị quan hệ giữa NPSHR theo lưu lượng, đơn vị Mét

Bảng 1 - Một số ví dụ tính toán (Đơn vị Mét)

VÍ DỤ (Đơn vị USCS): Xem Hình 5 và Bảng 2. Giả sử rằng bơm mẫu có cửa hút kết cấu hướng kính với A = 0,5. Các giá trị Q_BEP-W là 335 gpm, NPSHR_BEP-W là 13,6 ft, tốc độ N = 3 550 r/min và hệ số B = 12,0 tạo ra hệ số hiệu chỉnh cột áp C_H là 0,81. Xác định hệ số hiệu chỉnh NPSHR theo công thức (5):

CHÚ DẪN:

X Lưu lượng gpm tại N = 3 550 r/min

Y NPSH - ft

1 Nước

2 Chất lỏng nhớt với s = 0,90 và B = 12,0

Hình 5 - Ví dụ đồ thị quan hệ giữa NPSHR theo lưu lượng, Đơn vị USCS

Bảng 2 - Một số ví dụ tính toán (Đơn vị USCS)

7. Xem xét bổ sung

7.1. Quy định chung

Phần nội dung này phân tích một số hạn chế của phương pháp hiệu chỉnh, các ảnh hưởng đến thiết kế bơm cụ thể, một số lưu ý về mặt cơ khí và vấn đề làm kín khi bơm chất lỏng nhớt. Nói chung những thông tin đưa ra chỉ mang tính chất định tính do thiếu các hệ số định lượng.

7.2. Hạn chế

Do hạn chế số liệu thử nghiệm ở tốc độ trên n_s = 40 (N_s = 2 000), việc đánh giá tính năng bằng phương pháp tổng quát cho bơm có số vòng quay đặc trưng lớn hơn giá trị này không đạt được độ tin cậy cần thiết.

Các thông số được đưa ra thường dựa trên cơ sở các thông số của bơm khi bơm nước. Mọi phương pháp hiệu chỉnh độ nhớt đều không đảm bảo độ tin cậy khi đó phải xem xét phạm vi áp dụng, đặc biệt là về tốc độ bộ dẫn động bơm.

Quy trình đánh giá đã trình bày đều dựa trên các thử nghiệm bơm với chất lỏng Newton. Khi đánh giá các chất lỏng phi Newton có thể cho kết quả sai khác rất lớn.

Một vài nghiên cứu cho thấy cột áp bơm có xu hướng tăng lên một chút so với bơm nước, khi bơm chất lỏng có độ nhớt lên đến 180 cSt. Trên thực tế có sự phân tán đáng kể trong nghiên cứu dòng chảy nhớt và hiện tượng này chỉ đôi khi quan sát được. Điều này có thể được giải thích bởi các yếu tố có xu hướng làm tăng cột áp khi độ nhớt tăng, như tổn thất bơm đĩa và giảm tổn thất rò rỉ, bù đắp lại ảnh hưởng của độ nhớt khối, tính chất có xu hướng giảm cột áp.

7.3. Các ảnh hưởng đến thiết kế bơm

Dựa trên các số liệu đã cung cấp, các bơm trong phạm vi 20 ≤ n_s ≤ 40 (1 000 ≤ N_s ≤ 2 000) hoàn toàn có thể đạt được hiệu suất cao nhất khi bơm chất lỏng nhớt.

Những số liệu công bố này chỉ cung cấp các hiệu chỉnh thông số nhớt cho các phần tử bơm. Đối với các bơm được lắp thêm đường ống ngoài, các ống hút đối với bơm hướng trục, ống xả hoặc các phần tử phụ khác để vận chuyển chất lỏng vào hoặc ra khỏi các phần tử bơm, cần phải chú ý thêm về tổn thất do độ nhớt. Trong trường hợp này, sử dụng các tính toán truyền thống về dòng chảy nhớt trong đường ống là phù hợp.

Đối với các bánh công tác cánh dẫn phụ cần bổ sung công suất khi bơm chất lỏng nhớt. Tuy nhiên, do ảnh hưởng của nhiệt độ làm giảm ma sát đĩa nên hạn chế phần công suất bổ sung.

Đối với các bánh công tác được thiết kế có hệ số cột áp cao (với số lượng cánh dẫn nhiều hơn và góc xả của cánh dẫn lớn hơn) có hiệu suất cao hơn nhưng cũng có xu hướng làm đường đặc tính H-Q đi ngang hoặc dốc xuống đến điểm dừng trong các thử nghiệm bơm nước. Khi bơm chất lỏng nhớt hơn đường đặc tính H-Q sẽ trở nên dốc hơn. Bởi vậy, các bánh công tác được thiết kế với hệ số cột áp cao có thể được chấp nhận nếu như đường đặc tính cột áp khi bơm chất lỏng nhớt tăng lên đến điểm dừng.

Khe hở hướng trục giữa các cánh của bánh công tác và thân bơm có ảnh hưởng lớn đến tổn thất do ma sát đĩa và hiệu suất đối với dòng chảy tầng (bơm chất lỏng nhớt), nhưng ảnh hưởng không đáng kể đối với dòng chảy rối. Hai bơm giống hệt nhau có khe hở hướng trục khác nhau có thể có cùng hiệu suất khi bơm nước, nhưng lại có hiệu suất khác nhau khi bơm chất lỏng nhớt nếu phạm vi dòng chảy chuyển sang dòng chảy tầng.

Trong khi độ nhám bề mặt (chất lượng đúc) có ảnh hưởng đáng kể đến hiệu suất khi bơm nước, thì ảnh hưởng của nó khi bơm chất lỏng nhớt giảm xuống và về mặt lý thuyết là không có ảnh hưởng đối với dòng chảy tầng.

7.4. Xem xét về mặt cơ khí

Việc thiết kế cơ khí cho bơm, phần dẫn động và các khớp nối phải xem xét đến khả năng làm tăng độ nhớt từ đó làm tăng mô men trong quá trình bơm khởi động khi mà nhiệt độ chất lỏng thấp hơn nhiệt độ vận hành bình thường.

Các chi tiết bên trong của bơm như trục bơm và các cơ cấu dẫn động liên quan, phải được kiểm tra để đảm bảo sự đầy đủ cần thiết cho phần mô men tăng thêm trong bơm sẽ xảy ra.

Kích thước bên ngoài của bộ dẫn động bơm phải phù hợp khi có yêu cầu tăng mô men khởi động và mô men vận hành. Người bán phải cung cấp đường đặc tính mô men - số vòng quay đặc trưng của bơm nếu như có liên quan đến kích thước và thiết kế của bộ dẫn động.

Khớp nối giữa bơm và bộ dẫn động phải có kích thước sao cho đáp ứng được mô men lớn hơn mô men yêu cầu khi khởi động và khi làm việc.

7.5. Vấn đề về làm kín

Nhìn chung vấn đề làm kín liên quan đến chất lỏng nhớt là rất phức tạp. Các nhà sản xuất bộ phận làm kín phải có những thông tin tư vấn chi tiết.

Các kết cấu làm kín cơ khí hoặc bộ phận làm kín phải có khả năng làm kín bơm cho một phạm vi thay đổi nhất định của độ nhớt, bao gồm cả điều kiện chuyển tiếp và nén. Các kết cấu làm kín cơ khí có thể không hoạt động như tính toán và có thể phải chịu tải cao hơn so với khi bơm nước.

Kết hợp với làm kín cơ khí là việc bố trí hệ thống rửa các chi tiết làm kín và đường ống kết nối. Trong nhiều trường hợp các hệ thống phụ gồm các phần tử thứ cấp như các lỗ tháo chất lỏng và bộ bầu lọc, nút xả có thể bị tắc hoặc không hoạt động đúng khi làm việc với chất lỏng nhớt. Đường ống thường nối với vỏ bơm và có thể yêu cầu tản nhiệt hoặc các xem xét khác để đảm bảo việc làm sạch chi tiết làm kín một cách phù hợp.

7.6. Bơm không có cụm làm kín

Khi sử dụng các loại bơm không có vòng làm kín cần phải có các xem xét bổ sung. Có hai loại bơm không có vòng làm kín: Bơm có động cơ được bọc kín và bơm dẫn động từ tính. Với loại bơm động cơ được bọc kín, rô to của động cơ và ổ đỡ được ngâm vào chất lỏng được bơm. Với loại bơm dẫn động từ tính, khớp nối dẫn động từ tính và ổ đỡ được ngâm trong chất lỏng được bơm. Khi đó lực cản nhớt tăng thêm do các bộ phận này được ngâm trong chất lỏng công tác sẽ làm tăng tổn thất, từ đó làm tăng yêu cầu về công suất tiêu thụ và mô men khởi động. Với loại bơm không có vòng làm kín, tiến hành gia nhiệt cho chất lỏng nhớt trong buồng công tác của rô to có thể là một yếu tố làm giảm một phần tổn thất trong bơm. Hơn nữa, dòng chất lỏng nhiệt độ thấp chảy vào động cơ hoặc khớp nối từ tính và ổ đỡ có thể giảm xuống. Nhiệt độ tăng do tăng tổn thất và giảm dòng chất lỏng nhiệt độ thấp cũng phải được xem xét. Ngoài ra, cũng cần phải đánh giá khả năng bôi trơn của chất lỏng nhớt ở các ổ đỡ, bạc lót

Phụ lục A

(tham khảo)

Chuyển đổi đơn vị đo độ nhớt động học

Định nghĩa

n_cst = độ nhớt động học tính bằng centi Stockes (cSt) cho chất lỏng được bơm.

v_ssu = độ nhớt động học tính bằng Giây Saybolt (SSU).

Để thuận tiện cho việc chuyển đổi đơn vị, công thức A.1 được sử dụng để chuyển đổi độ nhớt động học SSU sang cST. Công thức chuyển đổi từ đơn vị SSU sang cSt xây dựng từ một loạt giá trị có được từ công thức A.2:

Công thức A.1 với 32 SSU ≤ n_SSU≤ 2 316 SSU

(A.1)

Chuyển đổi từ cSt sang SSU

Công thức sau, quy định trong ASTM D 2161-93 (Xuất bản 1999)^{Xuất bản lần 2[28]} dựa trên số liệu 38 °C (100 °F), được dùng để chuyển đổi độ nhớt động học cSt sang SSU.

Công thức A.2

Với 1,81 cSt ≤ n_cSt ≤ 500 cSt

(A.2)

Chuyển đổi độ nhớt động lực học (độ nhớt tuyệt đối) sang độ nhớt động học

Nếu độ nhớt chất lỏng được bơm cho theo độ nhớt động lực học hoặc độ nhớt tuyệt đối, nên chuyển đổi sang độ nhớt động học để sử dụng phương pháp hiệu chỉnh tính năng của bơm. Giá trị số của độ nhớt động lực học thường được đo bằng centiPoise (cP) hay Pascal-giây (Pa-s). Độ nhớt động học được tính bằng độ nhớt động lực học (độ nhớt tuyệt đối) chia cho khối lượng riêng.

Để chuyển đổi, độ nhớt động lực học, tính bằng centipoise (cP), chia cho khối lượng riêng, tính bằng gam trên centimét khối (g/cm³) để thu được độ nhớt động học, tính bằng centistokes (cSt).

Để chuyển đổi độ nhớt động lực học, tính bằng Pascal-giây (Pa-s), chia cho khối lượng riêng, tính bằng kilôgam trên mét khối (kg/m³) để thu được độ nhớt động học, tính bằng mét vuông trên giây (m²/s).

Chuyển đổi từ hệ CGS sang hệ SI

Chuyển đổi từ hệ SI sang hệ CGS

THƯ MỤC TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] American National Standard for Centrifugal Pumps, Std.No.ANSI/HI 1.1-1.6 (Tiêu chuẩn quốc gia Mỹ về bơm ly tâm).

[2] CONSTANCE, John D., “Using Centrifugal Pumps for High Viscosity Liquids”, Plant Engineering, Sept.16, 1976, pp.163-166 (“Bơm ly tâm sử dụng với chất lỏng có độ nhớt cao”, Bố trí kỹ thuật).

[3] DAUGHERTY, Robert L., “Investigation of the Performance of Centrifugal Pumps When Pumping Oils, Bullentin 2, The Goulds Manufacuturing Company, Seneca Fall, N.Y.,1925 (“Điều tra nghiên cứu đặc tính của bơm ly tâm khi bơm dầu”).

[4] DAUGHERTY, Robert L, "A Further investigation of the Performance of Centrifugal Pumps When Pumping Oils", Bullentin 130, Goulds Pumps, lns,. Seneca Falls, N.Y., 1926 (“Điều tra thêm đặc tính của bơm khi bơm dầu").

[5] ERICKSON, R.B., “Effect of Viscosity on the Hydraulic Performance of a 2x1LF-10 Centrifugal Pump”, Duriron Lab. And DuPont Jackson Lab. Development Report, 5 May 1995 (“Ảnh hưởng của độ nhớt đến đặc tính thủy lực của bơm ly tâm 2x1LF-10”).

[6] Flowserve [formerly Durco] Pump Engineering Manual, Dayton, 1980, pp. 100-103 (Hướng dẫn kỹ thuật bơm dòng).

[7] GULICH, J.F., “Pumping Highly Viscous Fluids with Centrifugal Pumps”, World Pumps, 1999, No.8 & 9 (Bơm chất lỏng có độ nhớt cao với bơm ty tâm).

[8] GULICH, J.F., “Kreiselpumpen. Ein Handbuch fur Entwicklung, Anladenplanug und Betrieb", Spinger, ISBN 3-540-56987-1, Berlin, 1999, pp 70-72, 107, 538-550.

[9] HAMKINS, C.P., JESKE, H.O and HERGT, P.H., “Prediction of Viscosity Effects in Centrifugal Pumps by Consideration of Indvidual Losses”, (from a lecture at the Third European Congress Fluid Manchinery for the Oil, Petrochemical, and Related Industries; The Hague, Netherlands, 18-20 May 1987) (“Dự đoán các ảnh hưởng độ nhớt đến bơm ly tâm bằng sự tính toán đến các tổn thất riêng”).

[10] HERGT, P., STOFFEL, B. and LAUER, H., “Verlustanalyse an einer Kreiselpumpe auf der Basis von Messungen bei hoher Viskositat des Fordermediums,” VDI Report No.424, 1981, pp.29-38.

[11] HOLLAND, F.A., CHAPMAN, F.S. “Pumping of Liquids", Reinhold, N.Y., 1996, pp. 249-256 (“Bơm chất lỏng”).

[12] IPPEN, Arthur T., “The Influence of Viscosity on Centrifugal Pump Perfomance”, ASME Paper No. A-45-57, (Annual Meeting of The American Society of Manchanical Engineer, New York, N.Y., November 27, 1945) (“Ảnh hưởng của độ nhớt đến đặc tính của bơm ly tâm”).

[13] MAGGIOLO CAPOS, O.J., “Aporte al Estudio Sobre la Influencia de la Viscosidad, en la Carateristica de Bombas Centrifugas”, Boletin de la Facultad de Ingenieria de Montevideo, Ano XVI, Vol, VI, No.4, Oct. 1952, pp. 487-51.

[14] MOLLENKOPF, G., “Infuence of the Viscosity of the Liuid to Handled in the Operating Reaction of Centrifugal Pump with Different Specific Speeds” (in German), Pumpentagung, Karlsruhe ’78, 28 Sept. 1978, Section K10 (“Ảnh hưởng của độ nhớt chất lỏng đến vận hành trong phản ứng vận hành của bơm ly tâm với các tốc độ quy định khác nhau”).

[15] OUZIAUX, R., “Influence de la viscostié et des jeux sur le fonctionnement d'une pompe centrifuge”, Student thesis, C.N.A.M France, 12 Des. 1969, pp. 80-86.

[16] SAXENA, S.V., KUHLMAN, J. and RENGER, H., “Evaluationg of Performance Correction Factors for High Power Centrifugal Pipeline Pumps for Higher Oil Viscosity” (in German), Fachgemeinschaft pumpen im VDMA, Pumpentagung, Karlsruhe, 30 Sept. -2 Oct.1996, Section C7 (“Đánh giá các hệ số hiệu chỉnh đặc tính đối với bơm ly tâm công suất cao đối với độ nhớt dầu cao”).

[17] STEPANOFF, A.J., “Centrifugal and Axial Flow Pumps Theory, Design, and Application", John Wiley, N.Y., 1948, pp. 310-318 (“Bơm ly tâm và bơm hướng trục, lý thuyết, thiết kế và ứng dụng")

[18] SUKHANNOV, D.Y., “Centrifugal Pump Operation on Viscous Liquids” (in Russian), MASHGIZ, Moscow 1952 (“Vận hành bơm ly tâm đối với chất lỏng có độ nhớt”).

[19] TANKA, K., OHASHI, H., “Performance of Centrifugal Pumps at Low Reynolds Number (1^st Report, Experimental Study)” (In Japaness), Transactions of JESM Ed.50 No.449, Doc. No. 83-007, Jan. 1984, pp. 279-285 (“Đặc tính của bơm ly tâm tại số Reynol thấp”).

[20] TANKA, K., OHASHI, H., “Optimum Design of Centrifugal Pumps Highly Viscous Liquids”, Proceedings of the 13^th AIHR Symposium at Montreal, Canda 1986-9 No. 35 (“Thiết kế tối ưu cho bơm ly tâm bơm chất lỏng có độ nhớt cao”).

[21] TURZO, Z., TAKACS, G. and ZSUGA, J., “Equations Correct Centrifugal Pump Curves for Viscosity”, Oil & Gas Journal, 29 May, 2000, pp, 57-61 (“Đường đặc tính bơm ly tâm hiệu chỉnh cân bằng cho độ nhớt”).

[22] “Umrechnung der Kennlinien von Spiralgehausenpumpen bei Betrieb mit zahen Flussigkeiten”, KSB Worksheet, No. 38.1, 15 April 1983.

[23] WEN-GUANG, Li “The ‘Sudden-Rising Head’ Effect in Centrifugal Oil Pumps”, World Pumps, 2000, No. 10 (“Cột áp tăng đột ngột” Tác động của bơm ly tâm”).

[24] American National Standard for Centrifugal Pumps for Design and Application (ANS/HI 1.1-2.2-2000, 1.3-2000) (Tiêu chuẩn quốc gia Mỹ về bơm ly tâm thiết kế và ứng dụng).

[25] YAMDA, Y., “Resistance of Flow Through an Annulus with an Inner Rotating Cylinder”, BuIIetin JSME, Vol.5, No. 17, 1962, pp.302-310 (Chống lại dòng chất lỏng thông qua vành dòng chảy với một xy lanh quay bên trong).

[26] DAILY, J.W., NECE, R.E., “Roughness Effects on Frictional Ressistance of Encloesd Rotating Disc”, Transactions of ASME, Journal of Basic Engineering, 1960, No.82, pp.553-560 (“Ảnh hưởng của độ nhám trên ma sát kháng của đĩa quay”).

[27] YAMADA, Y., “Torque Resistance of a Flow Between Rotating Co-axial Cylinders Having Axial Flow”, Bullentin JSME, Vol.5, No.20, 1962, pp. 634-641 (Mô men xoắn kháng của dòng chảy giữa xy lanh đồng trục có dòng chảy hướng trục”)

[28] “Standard Practice for Conversion of Kinematic Viscosity to Saybolt Universal Viscosity or to Saybolt Furol Viscosity", ASTM Designation D 2161-93 (Reapproved 1999) with editorial corrections in August 2000 (“Tiêu chuẩn thực hành cho chuyển đổi độ nhớt động lực học độ nhớt toàn bộ Saybolt hoặc đến độ nhớt kế Saybolt”).

[29] STEPANOFF, Q.J., “How Centrifugals Perform When Pumping Viscous Oils”, Power, June 1949 (Bơm ly tâm thực hiện bơm dầu có độ nhớt như thế nào”).

[30] MACMEEKIN, R.J., “Reynolds Number in the Design of Centrifugal Pumps for Viscous Liquids”, Ingersoll-Rand Co internal report, September 1942 (“Số Reynol trong thiết kế bơm ly tâm dùng cho chất lỏng nhớt”)

Sưu tầm và biên soạn bởi: https://honto.vn