Изобретение относится к области измерительной технике и может быть использовано для расчета пропускной способности проектируемых гидравлических трактов транспортных и дозирующих систем в химической, нефтехимической, авиационной, текстильной, лакокрасочной и других отраслях промышленности, в частности, - узлов транспортирования и дозирования клеевых составов при сборке малогабаритных изделий.The invention relates to the field of measuring technology and can be used to calculate the capacity of the designed hydraulic tracts of transport and metering systems in the chemical, petrochemical, aviation, textile, paint and varnish and other industries, in particular, transportation and dispensing units of adhesive compositions during the assembly of small-sized products .

Основной задачей, которую приходится решать при проектировании тракта транспортирования жидких продуктов, является определение его пропускной способности (объемного расхода) Q при различных значениях действующего напора Н, т.е. его расходной характеристики - функции Q=F(H). Предлагаемый способ определения расходной характеристики основан на анализе уравнения Бернулли для установившегося течения несжимаемой жидкости. Это уравнение для гидравлического тракта, состоящего из нескольких местных сопротивлений, соединенных участками трубопроводов длиной L_i с внутренним диаметром d_i, с концевой раздачей через запорное устройство с цилиндрическим сливным наконечником с внутренним диаметром d_н имеет вид:The main task that has to be solved when designing a transport path for liquid products is to determine its throughput (volume flow) Q at various values of the effective pressure N, i.e. its flow characteristic is the function Q = F (H). The proposed method for determining the flow characteristics is based on the analysis of the Bernoulli equation for the steady flow of an incompressible fluid. This equation for a hydraulic path, consisting of several local resistances connected by sections of pipelines of length L _i with an internal diameter d _i , with end distribution through a locking device with a cylindrical drain tip with an internal diameter d _n has the form:

где f_н=[3,14⋅d_н ²/4] - площадь проходного сечения наконечника, g - ускорение силы тяжести, α - коэффициент Кориолиса потока на выходе сливного наконечника, λ_i - коэффициент сопротивления трения на i-м участке трубопровода, ξ - суммарный коэффициент потерь напора на местных сопротивлениях в тракте, который определяется конструктивными параметрами местных сопротивлений и зависит от числа Рейнольдса потока (Re) на выходе сливного наконечника. С учетом равенства Q=v_нf_н, где v_н - скорость истечения жидкости из сливного наконечника, уравнение (1) принимает вид:where f _n = [3,14⋅d _n ^2/4] - the flow cross section area of the tip, g - acceleration of gravity, α - Coriolis flow ratio at the outlet of the drain tip, λ _i - coefficient of friction on i-th pipeline section, ξ is the total coefficient of pressure loss at local resistances in the path, which is determined by the design parameters of local resistances and depends on the Reynolds number of the flow (Re) at the outlet of the drain tip. Given the equality Q = v _n f _n , where v _n is the rate of fluid outflow from the drain tip, equation (1) takes the form:

При заданных значениях параметров v_н, d_н и d_i и известной кинематической вязкости жидкости ν по общепринятым в гидравлике соотношениям легко рассчитывается коэффициент трения λ_i на отдельных участках трубопровода. Для ламинарного режима течения λ_i=64/Re_i, где число Рейнольдса Re_i=v_id_i/ν, v_i=v_н(d_н/d_i)² - скорость течения на i-м участке трубопровода. Таким образом, для определения интересующей нас функции Q=F(H) необходимо определить входящие в уравнение (2) заранее неизвестные параметры α и ξ.For given values of the parameters v _n , d _n and d _i and the known kinematic viscosity of the liquid ν, the friction coefficient λ _i in individual sections of the pipeline is easily calculated using the ratios generally accepted in hydraulics. For the laminar flow regime λ _i = 64 / Re _i , where the Reynolds number Re _i = v _i d _i / ν, v _i = v _n (d _n / d _i ) ² is the flow velocity in the ith section of the pipeline. Thus, in order to determine the function Q = F (H) that interests us, it is necessary to determine the unknown parameters α and ξ that appear in equation (2).

Известен способ определения коэффициента гидравлического сопротивления тракта (RU 2240525 С1, 20.11.2004).A known method of determining the coefficient of hydraulic resistance of the tract (RU 2240525 C1, 20.11.2004).

Известный способ реализуется путем проливки натурного тракта на переходном режиме натурной жидкостью под давлением сжатого газа, измерения давления на выходе тракта и измерения давления газа в замкнутой камере с фиксированным объемом и определения площади поперечного сечения перед входом в тракт. При этом перед началом испытания тракта, до заполнения камеры газом, в камеру заливают фиксированный объем жидкости с образованием поверхности раздела газ-жидкость, измеряют площадь поперечного сечения камеры, начальную высоту газовой подушки в камере, начальную и изменяющуюся по времени проливки тракта высоту столба жидкости в камере над входом в тракт и определяют коэффициент гидравлического сопротивления расчетным путем.The known method is implemented by spilling the natural tract in transition full-scale liquid under the pressure of compressed gas, measuring the pressure at the outlet of the tract and measuring the gas pressure in a closed chamber with a fixed volume and determining the cross-sectional area before entering the tract. In this case, before starting the test of the tract, until the chamber is filled with gas, a fixed volume of liquid is poured into the chamber with the formation of a gas-liquid interface, the cross-sectional area of the chamber, the initial height of the gas cushion in the chamber, the initial and variable column height of the liquid in chamber above the entrance to the path and determine the coefficient of hydraulic resistance by calculation.

Недостатками известного способа является необходимость испытаний тракта на натурной жидкости, что требует дополнительного контроля изменений ее вязкости в процессе измерений, а также ограниченность его применения на трактах большой протяженности, что требует обеспечения возможности его размещения на участке испытаний. Недостатком способа-прототипа является также невозможность прогнозирования расчетной расходной характеристики тракта с варьируемой длиной отдельных участков образующих тракт трубопроводов из-за невозможности выделения из результатов измерений составляющих потерь напора, а именно: скоростного напора жидкости на выходе тракта, потерь напора в тракте на трение и на местные сопротивления. Кроме того, недостатком данного способа является его высокая трудоемкость.The disadvantages of this method is the need to test the path on a full-scale liquid, which requires additional control of changes in its viscosity during the measurement process, as well as the limited use of it on long paths, which requires the possibility of its placement on the test site. The disadvantage of the prototype method is the impossibility of predicting the estimated flow rate characteristics of the path with a variable length of individual sections of the pipelines forming the path due to the impossibility of isolating the pressure loss components from the measurement results, namely: the velocity head of the fluid at the outlet of the path, the pressure loss in the friction path and local resistance. In addition, the disadvantage of this method is its high complexity.

Известен также способ определения расходной характеристики гидравлического тракта и устройство для его осуществления (RU 2680987 С1, 01.03.2019.), принятый за прототип.There is also a method of determining the flow rate characteristics of the hydraulic path and a device for its implementation (RU 2680987 C1, 03/01/2019.), Adopted as a prototype.

Недостатком способа-прототипа является недостаточная точность и достоверность определения и прогнозирования расходной характеристики проектируемого тракта для области перехода от турбулентного к ламинарному режиму истечения из-за использования при расчетах суммарного коэффициента потерь напора на местных сопротивлениях ξ единой для всей исследуемой области аппроксимирующей функции ξ=f(Re)=a⋅Re^b (где а и b - коэффициенты аппроксимации); при этом не учитывается различный характер указанной функциональной зависимости для зон турбулентного и ламинарного режимов истечения, а также для зоны перехода от турбулентного к ламинарному режиму.The disadvantage of the prototype method is the lack of accuracy and reliability of the determination and prediction of the flow rate of the designed path for the region of transition from turbulent to laminar flow due to the use of the approximating function ξ = f (for the total pressure loss coefficient at local resistances ξ) that is identical for the entire studied region Re) = a⋅Re ^b (where a and b are approximation coefficients); this does not take into account the different nature of the indicated functional dependence for the zones of turbulent and laminar flow regimes, as well as for the zone of transition from turbulent to laminar regime.

Задачей настоящего изобретения является повышение точности и достоверности определения расходной характеристики проектируемого тракта при работе на жидкостях различной вязкости в области перехода турбулентного к ламинарному режиму истечения и возможность ее прогнозирования при варьировании заданного диапазона изменения расхода и длины образующих тракт участков трубопроводов.The objective of the present invention is to improve the accuracy and reliability of determining the flow rate characteristics of the designed path when operating on liquids of various viscosities in the area of transition from turbulent to laminar flow conditions and the possibility of its prediction when varying a given range of flow rate and length of the pipeline sections forming the path.

Техническим результатом способа является повышение точности и достоверности определения расчетной расходной характеристики гидравлического тракта в области перехода от турбулентного к ламинарному режиму истечения при транспортировании по нему жидких продуктов различной вязкости и возможность ее прогнозирования при варьировании заданного диапазона изменения расхода и длины образующих тракт участков трубопроводов.The technical result of the method is to increase the accuracy and reliability of determining the estimated flow rate characteristics of the hydraulic path in the area of transition from turbulent to laminar flow conditions when transporting liquid products of various viscosities along it and the possibility of its prediction when varying a given range of flow rate and length of the pipeline sections forming the path.

Технический результат предлагаемого способа определения расходной характеристики гидравлического тракта, характеризующегося тем, что для области перехода от турбулентного к ламинарному режиму истечения модель тракта с проектными конструктивами местных сопротивлений и участков соединительных трубопроводов длиной l_i≤L_i с внутренним диаметром d_i с концевой раздачей через запорное устройство с цилиндрическим сливным наконечником с внутренним диаметром d_н проливают водопроводной водой посредством ее многократного порционного дозирования в мерную тару при различных величинах действующего напора H_j, ступенчато изменяемых от максимального H_j,max, соответствующего турбулентному режиму истечения, до минимального H_j,min, соответствующего началу перехода от струйного к капельно-струйному режиму истечения, значений, которые во время каждой j-й операции проливки поддерживают на заданном постоянном уровне, где j=1, 2 …, n=31 - число проливок в каждом цикле измерений, и оперативно, с помощью электронных таблиц программы «Microsoft Excel», для каждой j-й операции проливки последовательно вычисляют объемный расход - Q_j [см³/c]=V_j/t_j, соответствующий напору H_j, где объем дозы V_j [см³] регистрируют с помощью взвешивания на электронных весах, а время дозирования t_j[c] задают и отмеривают с помощью электронного таймера; скорость истечения воды из сливного наконечника -v_н,j[см/с]=Q_j/f_н, потерю напора - h_н,j [см]=α⋅v_н,j ²/2g и число Рейнольдса потока - Re_j=v_н,jd_н/ν_в на его выходе, где коэффициент Кориолиса α принимают равным 1,05 как при турбулентном режиме истечения, а кинематическую вязкость воды ν_в рассчитывают по ее температуре в данном цикле проливок; скорости течения - v_i,j[см/c]=v_н,j(d_н/d_i)², числа Рейнольдса - Re_i,j=v_i,jd_i/ν_в, коэффициенты трения - λ_i,j=64/Re_i,j и потери напора на трение - h_i,j [см]=λ_i,j(l_i/d_i)(d_н/d_i)⁴ на отдельных участках трубопровода; суммарные потери напора на трение - h_т,j [см]=Σ_i[h_i,j], на местных сопротивлениях в тракте - h_м,j[см]=H_j-h_н,j-h_т,j и суммарные коэффициенты потерь напора на местных сопротивлениях - ξ_j=2gh_м,j/v_н,j ²; при этом полученную в табличном виде экспериментальную расходную характеристику тракта Q_j=F(H_j) делят на зоны турбулентного, условно переходного и ламинарного режимов истечения; в программе «Advanced Grapher» для каждой выделенной зоны строят графики функций ξ_j,s=f(Re_j,s), где индексы s=1, 2, 3 относятся к турбулентной, условно переходной и ламинарной зонам, соответственно, проводят их регрессионный анализ и получают для каждой из выделенных зон уравнения аппроксимирующих функций: ξ₁=f₁(Re), ξ₂=f₂(Re), ξ₃=f₃(Re), при этом для каждого s выбирают степенную или гиперболическую, по минимальному значению стандартного отклонения, аппроксимацию; строят графики аппроксимирующих функций и определяют точки Re1 и Re2 пересечения графиков: Re1 (ξ₁ и ξ₂) и Re2 (ξ₂ и ξ₃), фиксирующих, соответственно, верхнюю (число Re1) и нижнюю (число Re2) границы фактической переходной зоны прогнозируемой расходной характеристики натурной жидкости с вязкостью ν; для последней задают ряд значений расхода Q_k=Q_j, скоростей истечения v_н,k=v_н,j из сливного наконечника и потерь напора на его выходе - h_н,k=h_н,j, совпадающих с полученными на воде значениями; для каждого значения k=j и для каждой из выделенных зон режимов истечения натурной жидкости вычисляют соответствующие этим зонам числа Рейнольдса: Re_k,s=ξ_sv_н,k ²/2g, при этом числа Re_k,1>Re1 относятся к зоне турбулентного режима истечения, числа Re_k,3<Re2 - к зоне ламинарного режима, а числа Re2<Re_k,2<Re1 - к фактической переходной зоне прогнозируемой расходной характеристики; далее по полученным ранее уравнениям ξ_s=f_s(Re) аппроксимирующих функций вычисляют суммарные коэффициенты потерь напора на местных сопротивлениях - ξ_k=f(Re_k), скорости течения - v_i,k=v_н,k(d_н/d_i)², числа Рейнольдса - Re_i„k=v_i,kd_i/ν, коэффициенты трения - λ_i,k=64/Re_i,k и потери напора на трение - h_i,k=λ_i,k(L_i/d_i)(d_н/d_i)⁴ на отдельных участках трубопровода, суммарные потери напора на трение - h_т,k[см]=Σ_i[h_i,k] и на местных сопротивлениях в тракте - h_м,k=ξ_k(v_н,k ²/2g) и, наконец, - расчетные, для каждой из выделенных зон, значения располагаемого напора - H_pk=h_н,k+h_т,k+h_м,k.The technical result of the proposed method for determining the flow rate characteristics of the hydraulic path, characterized in that for the area of transition from turbulent to laminar flow mode, the path model with design constructs of local resistances and sections of connecting pipelines of length l _i ≤L _i with an inner diameter d _i with an end distribution through the stop a device with a cylindrical drain tip with an inner diameter d _{n is} spilled with tap water through its multiple batch dosage measuring containers with different values of the effective pressure H _j , stepwise changing from the maximum H _{j, max} , corresponding to the turbulent flow regime, to the minimum H _{j, min} , corresponding to the beginning of the transition from the jet to the drip-jet flow regime, values that during each j-th operation the spills are maintained at a given constant level, where j = 1, 2 ..., n = 31 is the number of spills in each measurement cycle, and quickly, using the spreadsheets of the Microsoft Excel program, for each j-th operation spills sequentially you volume flow rate is calculated - Q _j [cm ³ / s] = V _j / t _j corresponding to pressure H _j , where the dose volume V _j [cm ³ ] is recorded by weighing on an electronic balance and the dosing time t _j [c] is set and measured using an electronic timer; the flow rate of water from the drain tip -v _{n, j} [cm / s] = Q _j / f _n , pressure loss - h _{n, j} [cm] = α⋅v _{n, j} ² / 2g and the Reynolds number of the stream - Re _j = v _{n, j} d _n / ν _in at its output, where the Coriolis coefficient α is taken to be equal to 1.05 as in the turbulent flow regime, and the kinematic viscosity of water ν _{in is} calculated by its temperature in this flowing cycle; flow rate - v _{i, j} [cm / c] = v _{n, j} (d _n / d _i) ^2, the Reynolds number _{- Re i, j = v i} , j d i / ν _to the friction coefficients - λ _{i, j} = 64 / Re _{i, j} and friction head losses - h _{i, j} [cm] = λ _{i, j} (l _i / d _i ) (d _n / d _i ) ⁴ in separate sections of the pipeline; total friction head losses - h _{t, j} [cm] = Σ _i [h _{i, j} ], at local resistances in the path - h _{m, j} [cm] = H _j -h _{n, j} -h _{t, j} and total pressure loss coefficients at local resistances - ξ _j = 2gh _{m, j} / v _{n, j} ² ; while obtained in tabular form the experimental flow rate characteristic of the path Q _j = F (H _j ) is divided into zones of turbulent, conditionally transitional and laminar flow regimes; in the Advanced Grapher program, for each selected zone, graphs of functions ξ _{j, s} = f (Re _{j, s} ) are constructed, where the indices s = 1, 2, 3 relate to turbulent, conditionally transitional and laminar zones, respectively, conduct their regression analysis and get the equations of approximating functions for each of the selected zones: ξ ₁ = f ₁ (Re), ξ ₂ = f ₂ (Re), ξ ₃ = f ₃ (Re), and for each s, choose a power or hyperbolic minimum value of standard deviation, approximation; plot the approximating functions and determine the intersection points Re1 and Re2 of the graphs: Re1 (ξ ₁ and ξ ₂ ) and Re2 (ξ ₂ and ξ ₃ ), fixing, respectively, the upper (number Re1) and lower (number Re2) boundaries of the actual transition zone the predicted flow characteristics of the natural fluid with viscosity ν; for the latter, a number of flow rates Q _k = Q _j , flow rates v _{n, k} = v _n, j from the drain tip and pressure losses at its outlet — h _{n, k} = h _{n, j} , coincide with the values obtained on water; for each value of k = j and for each of the identified zones of natural fluid flow regimes, the Reynolds numbers corresponding to these zones are calculated: Re _{k, s} = ξ _s v _{n, k} ² / 2g, while the numbers Re _{k, 1} > Re1 belong to the zone turbulent flow regime, the numbers Re _{k, 3} <Re2 - to the zone of the laminar regime, and the numbers Re2 <Re _{k, 2} <Re1 - to the actual transition zone of the predicted flow characteristic; further, according to the previously obtained equations ξ _s = f _s (Re) of approximating functions, the total head loss coefficients at local resistances are calculated ξ _k = f (Re _k ), the flow velocity is v _{i, k} = v _{n, k} (d _n / d _i ) ² , Reynolds numbers - Re _{i „k} = v _{i, k} d _i / ν, friction coefficients - λ _{i, k} = 64 / Re _{i, k} and friction head losses - h _{i, k} = λ _{i, k} (L _i / d _i ) (d _n / d _i ) ⁴ in individual sections of the pipeline, the total friction head loss is h _{t, k} [cm] = Σ _i [h _{i, k} ] and at the local resistance in the path is h _{m, k} = ξ _k (v _{n, k} ² / 2g) and, finally, calculated, for each of the selected zones, the values of the available head are H _pk = h _{n, k} + h _{t, k} + h _{m , k} .

Значения располагаемого напора H_j ступенчато уменьшают на 10 см вод. ст., начиная с максимального значения H_max=H_j=1=184 см, до H_j=18=34 см и далее - ступенчато уменьшают на 2 см вод. ст. вплоть до нижней границы диапазона измерений - H_min=Н₃₁=4 см.The values of the available head H _{j are} stepwise reduced by 10 cm of water. Art., starting with the maximum value of H _max = H _{j = 1} = 184 cm, to H _{j = 18} = 34 cm, and then stepwise decrease by 2 cm of water. Art. up to the lower limit of the measurement range - H _min = H ₃₁ = 4 cm

Операция деления полученной на воде экспериментальной расходной характеристики тракта Q_j=F(H_j) на зоны реализуется в программе «Advanced Grapher» посредством последовательного сравнительного анализа числовых значений стандартного отклонения точек Q_{j=p=10, 9, … 1} функции O_j=F(H_j) в верхней области диапазона измерений и точек Q_{j=q=22, 23, …31} - в нижней области диапазона измерений от ее аппроксимирующей характеристики вида Q=aH^b, где а и b - коэффициенты аппроксимации; сравнительный анализ значений стандартного отклонения производится путем последовательного уменьшения числа р на 1 в верхней области диапазона измерений и последовательного увеличения числа q на 1 в нижней области диапазона измерений; результаты измерений расхода O_j=F(H_j) с числами j=p=1, 2…6 и с числами j=q=26, 27…31 принимают за представительские группы расходных характеристик турбулентной и ламинарной зон, соответственно, и в анализе значений величин стандартного отклонения эти результаты измерений не участвуют; зоны турбулентного и ламинарного режимов истечения определяют количествами измерений в верхней и нижней областях диапазона измерений, соответственно, для которых имеют место минимальные значения стандартного отклонения, причем группа результатов измерений, занимающих промежуточное место между результатами измерений с минимальными значениями стандартного отклонения для верхней и нижней областей диапазона измерений, образуют зону условно переходного режима истечения.The operation of dividing the experimental flow rate characteristic of the path Q _j = F (H _j ) obtained by water into zones is implemented in the Advanced Grapher program by means of a sequential comparative analysis of the numerical values of the standard deviations of the points Q _{j = p = 10, 9, ... 1 of the} function O _j = F (H _j ) in the upper region of the measurement range and points Q _{j = q = 22, 23, ... 31} - in the lower region of the measurement range from its approximating characteristic of the form Q = aH ^b , where a and b are approximation coefficients; a comparative analysis of the standard deviation values is carried out by successively decreasing the number p by 1 in the upper region of the measurement range and sequentially increasing the number q by 1 in the lower region of the measurement range; the measurement results of the flow rate O _j = F (H _j ) with numbers j = p = 1, 2 ... 6 and with numbers j = q = 26, 27 ... 31 are taken as representative groups of flow characteristics of the turbulent and laminar zones, respectively, and in the analysis values of standard deviation, these measurement results are not involved; the zones of turbulent and laminar flow regimes are determined by the number of measurements in the upper and lower regions of the measurement range, respectively, for which the minimum standard deviation takes place, and a group of measurement results that occupy an intermediate place between the measurement results with the minimum standard deviation for the upper and lower regions of the range measurements, form a zone of conditionally transitional regime of expiration.

По полученным в табличном виде для каждой из выделенных зон функциям Q_s,k=F(H_s,pk) путем их аппроксимации степенными функциями вида Q_s=c⋅H_s ^d, где с и d - коэффициенты аппроксимации, определяют искомые для каждой из выделенных зон расходные характеристики натурной жидкости.Using the functions Q _{s, k} = F (H _{s, pk} ) obtained in tabular form for each of the selected zones by approximating them by power functions of the form Q _s = c⋅H _s ^d , where c and d are approximation coefficients, determine the required from the selected zones, the flow characteristics of the natural fluid.

На Фиг. 1 представлена функциональная схема измерительной установки для экспериментального определения функций ξ_s=f(Re_s). Установка представляет собой систему автоматизированного дозирования (САД) воды, аналогичную системе дозирования, подробное описание которой представлено в патенте-прототипе как устройства для реализации предложенного там способа определения расходной характеристики (РХ) гидравлического тракта при турбулентном режиме истечения.In FIG. Figure 1 shows the functional diagram of the measuring setup for the experimental determination of the functions ξ _s = f (Re _s ). The installation is a system of automated dosing (CAD) of water, similar to the dosing system, a detailed description of which is presented in the patent prototype as a device for implementing the method for determining the flow rate characteristic (PX) of the hydraulic path there under a turbulent expiration mode.

На Фиг. 1 представлены: 1 - дозирующее устройство (ДУ); 2 - устройство управления (УУ); 3 - расходная емкость с водопроводной водой; 4 - расходный резервуар (РР) из нержавеющей стали полезным объемом 30 л (диаметр резервуара - 20 см, высота - 100 см) с герметичной крышкой; 5 - уровнемерная трубка; 6 - барботажная трубка; 7 - питающая трубка; 8 - трубопровод линии пополнения РР; 9 - запорный вентиль на линии пополнения РР; 10 - мерная емкость (ME); 11 - запорное устройство - пневмоклапан (шаровой кран с двухсторонним пневмоприводом); 12 - сливной наконечник; 13 - гибкий трубопровод на линии налива воды в ME; 14 - струйный эжектор; 15-17 - запорные вентили; 18 - регулятор давления П; 19 - пневмотумблер «КонтрольП_з/КонтрольП»; 20 - пневмотумблер «Давление в РР»; 21 - задатчик давления П_з; 22, 23 - пневмореле; 24, 25 - регулируемые дроссели; 26 - пятимембранный элемент сравнения; 27 - блок усилителей мощности; 28 - сборный коллектор; 29 - образцовый манометр; 30 - пневмоэлектронное временное устройство; 31 - электронный таймер; 32 - электропневмопреобразователь; 33 - логический элемент «НЕ».In FIG. 1 presents: 1 - dosing device (DU); 2 - control device (UE); 3 - supply tank with tap water; 4 - stainless steel supply tank (PP) with a useful volume of 30 l (tank diameter - 20 cm, height - 100 cm) with a sealed lid; 5 - level gauge tube; 6 - bubbler tube; 7 - feeding tube; 8 - pipeline recharge line PP; 9 - shutoff valve on the recharge line PP; 10 - measured capacity (ME); 11 - locking device - pneumatic valve (ball valve with double-sided pneumatic actuator); 12 - drain tip; 13 - flexible pipe on the line of water filling in ME; 14 - jet ejector; 15-17 - shutoff valves; 18 - pressure regulator P; 19 - pneumatic tumbler "ControlP _s / ControlP"; 20 - pneumatic tumbler "Pressure in the PP"; 21 - pressure adjuster P _s ; 22, 23 - pneumorelay; 24, 25 - adjustable chokes; 26 - five-membered element of comparison; 27 - block power amplifiers; 28 - prefabricated collector; 29 - an exemplary pressure gauge; 30 - pneumo-electronic temporary device; 31 - electronic timer; 32 - electric pneumatic transducer; 33 - logical element "NOT".

Испытуемый гидравлический тракт состоит из стальной питающей трубки (ПТ) 7, гибкого трубопровода 13 из ПВХ, запорного устройства 11 - двухпозиционного пневмоклапана в виде шарового крана с двухсторонним пневмоприводом, снабженного сливным наконечником (СН) 12.The hydraulic circuit under test consists of a steel supply tube (PT) 7, a flexible pipe 13 made of PVC, a shut-off device 11 - a two-position pneumatic valve in the form of a ball valve with a double-sided pneumatic actuator, equipped with a drain tip (CH) 12.

РХ САД представляет собой функциональную зависимость объемного расхода Q на выходе СН 12 от величины располагаемо напора H=(p+γ_вH₁)/γ_в-H₂, где р - избыточное давление в РР 4, γ_в=1 г/см³ - удельный вес воды, H₁ - текущее положение уровня жидкости в РР, Н₂=66 см - высота установки СН относительно нижней торцевой кромки ПТ 7, p+γ_вH₁=П - полное давление в РР, измеряемое БТ 6.PX SAD is a functional dependence of the volumetric flow rate Q at the outlet of CH 12 on the available head pressure H = (p + γ _in H ₁ ) / γ _in -H ₂ , where p is the overpressure in PP 4, γ _in = 1 g / cm ³ - the specific gravity of water, H ₁ - the current position of the liquid level in the PP, N ₂ = 66 cm - the installation height of the SN relative to the lower end edge of the PT 7, p + γ _in H ₁ = P - the total pressure in the PP, measured BT 6.

В состав УУ 2 входят пневматический пропорциональный регулятор давления П (РД) 18 и пневмоэлектронное временное устройство (ВУ) 30.The composition of UU 2 includes a pneumatic proportional pressure regulator P (RD) 18 and a pneumatic electronic temporary device (VU) 30.

РД 18 содержит пневмотумблер 19 «КонтрольП_з/КонтрольП» и пневмореле 20 для контроля по манометру 29 заданного (П_з) (при выключенном положении тумблера 19) или фактического (П) (при включенном положении тумблера 19) значений полного давления в РР, пневмотумблер 20 «Давление в РР» для включения подачи сжатого воздуха в РР, задатчик 23 давления П_з, пневмореле 22 и 23, регулируемые дроссели 24 и 25, пятимембранный элемент сравнения 26, и блок усилителей мощности 27. Пневмотумблеры 19 и 20 и задатчик 21 функционально образуют пульт управления. Функции собственно регулятора давления выполняет пятимембранный элемент сравнения 26.RD 18 comprises pnevmotumbler 19 "KontrolP _c / KontrolP" and the pneumatic relay 20 for monitoring the pressure gauge 29, a predetermined (P _s) (at OFF position toggle switch 19) or actual (n) (when the position of the toggle 19), the total pressure values at RR pnevmotumbler 20 "pressure PP" for the supply of compressed air to the PP, the dial 23, the pressure P _s, pneumatic relay 22 and 23, the adjustable throttles 24 and 25, pyatimembranny comparing element 26 and the block 27. Pnevmotumblery power amplifiers 19 and 20 and dial 21 operatively form a control panel. The functions of the pressure regulator itself are performed by the five-membered comparison element 26.

РД 18 обеспечивает автоматическое поддержание заданной постоянной величины давления П_j=p+γ_вH₁=П_з,j=const в каждом j-ом цикле проливки (дозирования) путем подкачки сжатого воздуха в РР от усилителей мощности 27 через сборный коллектор 28 и запорный вентиль 16, обеспечивая постоянство величины располагаемого напора H_,j=П_з,j/γ_в-H₂=const, а следовательно, и расхода Q_j при открытом положении пневмоклапана 11.RD 18 provides automatic maintenance of a given constant pressure value P _j = p + γ _in H ₁ = P _{s, j} = const in each j-th cycle of spilling (dosing) by pumping compressed air into the PP from power amplifiers 27 through the collector 28 and shut-off valve 16, providing a constant value of the available pressure H _{, j} = P _{s, j} / γ _in -H ₂ = const, and therefore the flow rate Q _j when the pneumatic valve 11 is open.

ВУ 30 содержит электронный таймер 31 с цифровой индикацией времени дозирования, устанавливаемого посредством набора кнопками «SET», «↑» и «↓», электропневмопреобразователь (ЭПП) 32 и логический элемент «НЕ» 33. Запуск операции дозирования производится по команде от сенсорной кнопки «СТАРТ», при касании которой вырабатывается управляющий сигнал (24 в) на переключение пневмоконтактов ЭПП 32 и перевод пневмоклапана 11 в открытое положение на время дозирования воды в ME 10.VU 30 contains an electronic timer 31 with a digital indication of the dosing time, set by means of the buttons “SET”, “↑” and “↓”, an electro-pneumatic transducer (EPP) 32 and a logical element “NOT” 33. The dosing operation is started by a command from the touch button “START”, when touched, a control signal (24 V) is generated to switch the pneumatic contacts of EPP 32 and translate the pneumatic valve 11 to the open position for the time of dosing water in ME 10.

Для выявления закономерностей зависимости параметра ξ от величин конструктивных параметров гидравлического тракта ДУ измерения расхода воды проводились с использованием в качестве трубопровода 13 гладкостенных гибких трубопроводов из ПВХ трех типоразмеров внутреннего диаметра: d₁=0,6; 0,8 и 1,0 см и длины L₁=329; 433 и 277 см. Типоразмеры питающей трубки 7 (d₂=1,5 см и L₂=112 см) во всех циклах измерений оставались неизменными. В качестве СН 12 использовались металлические трубки общей длиной 20 мм с зенковкой входной кромки внутренним диаметром выходного тонкостенного канала d_н=0,2; 0,3; 0,4; 0,5 и 0,6 см.To identify the patterns of dependence of the parameter ξ on the values of the structural parameters of the hydraulic path of the remote control, water flow measurements were carried out using 13 smooth-walled PVC flexible pipelines of three sizes of internal diameter as a pipeline: d ₁ = 0.6; 0.8 and 1.0 cm and lengths L ₁ = 329; 433 and 277 cm. The sizes of the supply tube 7 (d ₂ = 1.5 cm and L ₂ = 112 cm) in all measurement cycles remained unchanged. As CH 12, metal tubes with a total length of 20 mm were used with a countersink of the input edge with the inner diameter of the output thin-walled channel d _n = 0.2; 0.3; 0.4; 0.5 and 0.6 cm.

Рабочий цикл измерений представлял собой последовательные замеры расхода воды в гидравлическом тракте ДУ 1 для каждой (из 3-х) выбранной пары типоразмеров [d₁_ L₁] гибкого трубопровода и сливного насадка (d_н) весовым методом. При этом каждый из 15 (3×5) рабочих циклов измерений заключался в последовательных проливках тракта водопроводной водой при различных постоянных значениях располагаемого напора H_j=П_з,j/γ_в-Н₂=const, где П_з,j - заданная величина полного давления П_j (j=1, 2…31); при этом H₁=H_max=184 см, Н₃₁=H_min=4 см. Значения давлений П_з,j устанавливали задатчиком давления 21 по образцовому манометру 29 (пределы измерения давления - 0-1 кг/см²; 1 дел. шкалы - 2 см вод. ст.; класс точности - 0,16) с дискретностью 10 см вод. ст. при П_з,j=250-100 см вод. ст. и далее (при П_з,j=100-70 см вод. ст.) - с дискретностью 2 см вод. ст.The measurement work cycle consisted of sequential measurements of water flow in the hydraulic path DN 1 for each (out of 3) selected pair of sizes [d ₁ _ L ₁ ] of the flexible pipeline and the drain nozzle (d _n ) by the weight method. At the same time, each of the 15 (3 × 5) operating cycles of measurements consisted of successive spouts of the path with tap water at various constant values of the available head H _j = P _{s, j} / γ _in -H ₂ = const, where P _{s, j} is a given value total pressure P _j (j = 1, 2 ... 31); in this case, H ₁ = H _max = 184 cm, H ₃₁ = H _min = 4 cm. The values of the pressures P _{s, j were} set by the pressure gauge 21 according to the standard pressure gauge 29 (pressure measurement limits - 0-1 kg / cm ² ; 1 div. scales - 2 cm water; accuracy class - 0.16) with a resolution of 10 cm water. Art. at P _{s, j} = 250-100 cm of water. Art. and further (with P _{s, j} = 100-70 cm water column) - with a resolution of 2 cm water. Art.

В результате проведения операций проливки для каждой пары [d₁_L₁]_d_н типоразмеров конструктивных параметров гидравлического тракта ДУ (например, [0,2_329]_0,6), в соответствии с описанным в п. 1 Формулы изобретения способом, последовательно вычислялись объемный расход - Q_j [см³/c]=V_j/t_j, соответствующий напору H_j (где V_j [см³] - регистрируемый с помощью взвешивания на электронных весах объем дозы, t_j[c] - время дозирования); скорости истечения воды из сливного наконечника - v_н,j[см/c]=Q_j/f_н, потери напора - h_н,j [см]=1,05⋅v_н,j ²/2g и числа Рейнольдса потока - Re_j=v_н,jd_н/ν_в на его выходе; скорости течения - v_i,j[см/c]=v_н,j(d_н/d_i)², числа Рейнольдса - Re_i,j=v_i,jd_i/ν_в, коэффициенты трения - λ_i,j=64/Re_i,j и потери напора на трение - h_i,j [см]=λ_i,j(l_i/d_i)(d_н/d_i)⁴ на отдельных участках трубопровода; суммарные потери напора на трение - h_т,j [см]=Σ_i[h_i,j], на местных сопротивлениях в тракте - h_м,j[см]=H_j-h_н,j-h_т,j и суммарные коэффициенты потерь напора на местных сопротивлениях - ξ_j=2gh_м,j/v_н,j ².As a result of spilling operations for each pair [d ₁ _L ₁ ] _d _{n of} standard sizes of the structural parameters of the hydraulic path of the remote control (for example, [0.2_329] _0.6), in accordance with the method described in paragraph 1 of the claims, the volumetric flow rate - Q _j [cm ³ / s] = V _j / t _j corresponding to the pressure H _j (where V _j [cm ³ ] is the dose volume recorded by weighing on an electronic balance, t _j [c] is the dosing time); the velocity of the outflow of water from the drain tip is v _{n, j} [cm / s] = Q _j / f _n , the pressure loss is h _{n, j} [cm] = 1.05⋅v _{n, j} ² / 2g and the Reynolds number of the flow is Re _j = v _{n, j} d _n / ν _in at its output; flow rate - v _{i, j} [cm / c] = v _{n, j} (d _n / d _i) ^2, the Reynolds number _{- Re i, j = v i} , j d i / ν _to the friction coefficients - λ _{i, j} = 64 / Re _{i, j} and friction head losses - h _{i, j} [cm] = λ _{i, j} (l _i / d _i ) (d _n / d _i ) ⁴ in separate sections of the pipeline; total friction head losses - h _{t, j} [cm] = Σ _i [h _{i, j} ], at local resistances in the path - h _{m, j} [cm] = H _j -h _{n, j} -h _{t, j} and the total pressure loss coefficients at local resistances are ξ _j = 2gh _{m, j} / v _{n, j} ² .

На последующих этапах обработки полученных экспериментальных данных, в соответствии с предлагаемым способом, с помощью программы «Advanced Grapher» полученную в табличном виде экспериментальную РХ тракта, O_j=F(H_j), по процедуре, описанной в п. 3 Формулы изобретения делили на зоны турбулентного, условно переходного и ламинарного режимов истечения. Далее, для каждой выделенной зоны строились графики функций ξ_j,s=f(Re_j,s) (где индексы s=1, 2, 3 относятся к турбулентной, условно переходной и ламинарной зонам, соответственно), проводился их регрессионный анализ, и для каждой из выделенных зон определялись уравнения аппроксимирующих функций: ξ₁=f₁(Re), ξ₂=f₂(Re), ξ₃=f₃(Re), строились их графики и определялись точки Re1 и Re2 пересечения графиков: Re1 (ξ₁ и ξ₂) и Re2 (ξ₂ и ξ₃), фиксирующих, соответственно, верхнюю (число Re1) и нижнюю (число Re2) границы фактической переходной зоны прогнозируемой РХ натурной жидкости с вязкостью v. Для последней задавались значения расхода Q_k=O_j, скорости истечения v_н,k=v_н,j из СН и потери напора на его выходе - h_н,k=h_н,j, совпадающие с полученными на воде значениями; для каждого значения k=j и для каждой из выделенных зон режимов истечения натурной жидкости вычислялись соответствующие этим зонам числа Рейнольдса: Re_k,s=ξ_sv_н,k ²/2g, и по полученным уравнениям ξ_s=f_s(Re) аппроксимирующих функций вычислялись суммарные коэффициенты потерь напора на местных сопротивлениях - ξ_k=f(Re_k), скорости течения - v_i,k=v_н,k(d_н/d_i)², числа Рейнольдса - Re_i,k=v_i,kd_i/ν, коэффициенты трения - λ_i,k=64/Re_i,k и потери напора на трение - h_i,k=λ_i,k(L_i/d_i)(d_н/d_i)⁴ на отдельных участках трубопровода, суммарные потери напора на трение - h_т,k [см]=Σ_i[h_i,k] и на местных сопротивлениях в тракте - h_м,k=ξ_k(v_н,k ²/2g) и, наконец, - расчетные (прогнозируемые для каждой из выделенных зон) значения располагаемого напора - H_pk=h_н,k+h_т,k+h_м,k.At the subsequent stages of processing the obtained experimental data, in accordance with the proposed method, using the Advanced Grapher program, the experimental PX path obtained in tabular form, O _j = F (H _j ), according to the procedure described in paragraph 3 of the Formula of the invention was divided into zones of turbulent, conditionally transitional and laminar flow regimes. Further, for each selected zone, graphs of the functions ξ _{j, s} = f (Re _{j, s} ) were constructed (where the indices s = 1, 2, 3 relate to turbulent, conditionally transitional, and laminar zones, respectively), their regression analysis was performed, and for each of the selected zones, equations of approximating functions were determined: ξ ₁ = f ₁ (Re), ξ ₂ = f ₂ (Re), ξ ₃ = f ₃ (Re), their graphs were built, and the points of intersection of the graphs Re1 and Re2 were determined: Re1 (ξ ₁ and ξ ₂ ) and Re2 (ξ ₂ and ξ ₃ ), fixing, respectively, the upper (number Re1) and lower (number Re2) boundaries of the actual transition zone of the forecasted PX full-scale liquid viscosity v. For the latter, the flow rates Q _k = O _j , the outflow rates v _{n, k} = v _{n, j} from the CH and the pressure loss at its outlet — h _{n, k} = h _{n, j} , coinciding with the values obtained on the water, were set; for each value of k = j and for each of the distinguished zones of the regimes of the outflow of natural fluid, the Reynolds numbers corresponding to these zones were calculated: Re _{k, s} = ξ _s v _{n, k} ² / 2g, and according to the obtained equations ξ _s = f _s (Re) approximating functions, we calculated the total head loss coefficients at local resistances - ξ _k = f (Re _k ), flow rates - v _{i, k} = v _{n, k} (d _n / d _i ) ² , Reynolds numbers - Re _{i, k} = v _{i, k} d _i / ν, friction coefficients - λ _{i, k} = 64 / Re _{i, k} and friction head losses - h _{i, k} = λ _{i, k} (L _i / d _i ) (d _n / d _i ) ⁴ in individual sections of the pipeline, the total friction head loss is h _{t, k} [cm] = Σ _i [h _{i, k} ] and at local resistances in the path - h _{m, k} = ξ _k (v _{n, k} ² / 2g) and, finally, the calculated (predicted for each of the selected zones) values of the available head - H _pk = h _{n, k} + h _{t, k} + h _{m, k} .

Окончательно, по полученным в табличном виде для каждой из выделенных зон функциям Q_s,k=F(H_s,pk) путем их аппроксимации степенными функциями вида Q_s=c⋅H_s ^d определялись искомые (для каждой из выделенных зон) расходные характеристики натурной жидкости.Finally, using the functions Q _{s, k} = F (H _{s, pk} ) obtained in tabular form for each of the selected zones _{, the} required (for each of the selected zones) consumable characteristics were determined by the power functions of the form Q _s = c⋅H _s ^d natural fluid.

Для экспериментальной проверки предлагаемого способа (вычисления и анализа погрешностей прогнозирования РХ) циклы «проливки» гидравлического тракта ДУ (фиг. 1) и измерения расхода воды проводились с использованием указанных выше трех типоразмеров внутреннего диаметра (d₁) гибкого трубопровода и пяти типоразмеров (d_н) внутреннего диаметра СН при различной (условно «высокой» и условно «низкой») сезонной температуре, т.е. при ее различной вязкости. Наибольшая разность температуры воды, при этом, составила ≈14°С. В результате этого этапа исследования было получено 15 (3×5) массивов данных измерений с условно «высокой» («+») и столько же массивов данных измерений с условно «низкой» («-») температурой воды. Т.е., для каждого из трех типоразмеров [d₁_ L₁] гибкого трубопровода было получено 5 пар результатов измерений (для различных типоразмеров СН) с условно «высокой» («+») и условно «низкой» («-») температурой воды. При этом (для экспериментальной проверки предлагаемого способа) прогнозировались расчетные РХ - Q_pk=F(H_pk), которые получились бы при условно «низкой» температуре воды, по экспериментальным и расчетным данным, полученным при ее условно «высокой» температуре. О достоверности получаемых результатов прогнозирования РХ можно было судить по результатам вычисления и анализа относительных погрешностей расхода Q_pk при их сравнении с соответствующими экспериментальными значениями Q_эk, полученными при условно «низкой» температуре воды.For experimental verification of the proposed method (calculation and analysis of errors in predicting PX) cycles of "spilling" of the hydraulic path of the remote control (Fig. 1) and measuring water flow were carried out using the above three sizes of internal diameter (d ₁ ) of the flexible pipe and five sizes (d _n ) the internal diameter of the CH at different (conditionally “high” and conditionally “low”) seasonal temperatures, i.e. at its various viscosity. The largest difference in water temperature, in this case, was ≈14 ° С. As a result of this stage of the study, 15 (3 × 5) arrays of measurement data with conditionally “high” (“+”) and the same number of arrays of measurement data with conditionally “low” ("-") water temperature were obtained. That is, for each of the three sizes [d ₁ _ L ₁ ] of the flexible pipeline, 5 pairs of measurement results were obtained (for different sizes of SN) with conditionally “high” (“+”) and conditionally “low” (“-” ) water temperature. At the same time (for experimental verification of the proposed method), the calculated PX — Q _pk = F (H _pk ), which would be obtained at a conditionally “low” water temperature, were predicted from the experimental and calculated data obtained at its conditionally “high” temperature. The reliability of the obtained results of forecasting PX could be judged by the results of the calculation and analysis of the relative flow rate errors Q _pk when comparing them with the corresponding experimental values of Q _ek obtained at a conditionally “low” water temperature.

Эти погрешности имеют максимальные значения в верхней и нижней точках диапазона изменения располагаемого напора, т.е. при Н=H_max=184 см и H=H_min=4 см. Их вычисление проводится по формулам:These errors have maximum values at the upper and lower points of the range of variation of the available head, i.e. with H = H _max = 184 cm and H = H _min = 4 cm. Their calculation is carried out according to the formulas:

δQ_max[%]=100⋅[Q_p(H_max)-Q_э(H_max)]/Q_э(H_max)];δQ _max [%] = 100⋅ [Q _p (H _max ) -Q _e (H _max )] / Q _e (H _max )];

δQ_min[%]=100⋅[Q_P(H_min)-Q_э(H_min)]/Q_э(H_min)],δQ _min [%] = 100⋅ [Q _P (H _min ) -Q _e (H _min )] / Q _e (H _min )],

где Q_p(H_max) и Q_p(H_min) - расчетные, a Q_э(H_max) и Q_э(H_min) - экспериментальные значения расхода при Н=184 см и Н=4 см, соответственно. Эти значения определялись посредством использования операции «трассировки» в программе «Advanced Grapher» соответствующих графиков степенных аппроксимирующих функций: Q_1,p=cH^d и Q_1,э=cH^d - при вычислении δQ_max и Q_3,p=cH^d, Q_3,э=cH^d - При вычислении δQ_min.where Q _p (H _max ) and Q _p (H _min ) are calculated, and Q _e (H _max ) and Q _e (H _min ) are the experimental values of the flow rate at Н = 184 cm and Н = 4 cm, respectively. These values were determined by using the “trace” operation in the Advanced Grapher program of the corresponding graphs of the power approximating functions: Q _{1, p} = cH ^d and Q _{1, e} = cH ^d - when calculating δQ _max and Q _{3, p} = cH ^d , Q _{3, e} = cH ^d - When calculating δQ _min .

Сводная (для всех результатов измерений) таблица полученных расчетных значений относительных погрешностей расхода для верхней и нижней границ диапазона изменения располагаемого напора выглядит следующим образом (см. ниже).A summary (for all measurement results) table of the calculated calculated values of the relative flow errors for the upper and lower boundaries of the range of variation of the available head is as follows (see below).

Как следует из приведенной таблицы, полученные расчетные значения относительных погрешностей расхода имеют достаточно малую величину и вполне приемлемы для практического применения предлагаемого способа, например, для расчета расходной характеристики проектируемой системы дозирования натурной жидкости, отличающейся от воды по вязкости.As follows from the table, the calculated values of the relative flow errors are quite small and quite acceptable for the practical application of the proposed method, for example, to calculate the flow characteristics of the designed system for dispensing a natural fluid that differs from water in viscosity.

Таким образом, предлагаемый способ позволяет в лабораторных условиях оперативно и с высокой степенью достоверности прогнозировать расходные характеристики проектируемого тракта с варьируемыми физическими параметрами натурной жидкости (удельным весом γ и кинематической вязкостью ν), диапазонами изменения расхода и различной длиной образующих тракт участков трубопроводов.Thus, the proposed method allows in the laboratory to promptly and with a high degree of reliability predict the flow rate characteristics of the designed tract with variable physical parameters of the natural fluid (specific gravity γ and kinematic viscosity ν), flow rate ranges and different lengths of the pipeline sections forming the path.