Добавил:

mihail1000 Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.

Вуз:

Воронежский государственный технический университет

Предмет:

[НЕСОРТИРОВАННОЕ]

Файл:

Методическое пособие 767

.pdf

Скачиваний:

Добавлен:

30.04.2022

Размер:

8.33 Mб

Скачать

☆

<<< < Предыдущая 1 2 3 45 / 195 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 > Следующая >>>

Научный журнал строительства и архитектуры

Из рис. 5 видно, что приращение давления в момент гидравлического удара в зависимости от изменения расхода рабочей среды носит линейный характер. Полученное уравнение аппроксимации, характеризующее данную зависимость, имеет достаточно высокую сходимость с результатами теоретических исследований, представленных В. М. Овсепяном в работе [6, с. 25].

Из рис. 6 видно, что повышение давления в момент гидравлического удара имеет выраженный максимум при частоте около 1,5 Гц. Это объясняется тем, что при меньшей частоте переключения клапанов, которая характеризуется плавностью их хода, развивается неполный гидравлический удар. При более высокой частоте переключения клапанов расход рабочей среды через ударный узел не успевает достичь установившегося максимального значения, соответствующего располагаемому напору в 130 кПа и сопротивлению гидравлической системы.

4. Математическое моделирование ударного узла. Надежное и эффективное сраба-

тывание ударного узла при генерации периодических гидравлических ударов в конкретной установке характеризуется временем закрытия клапана t, с, которое должно быть меньше некоторого расчетного значения tp, с, за которое волна гидравлического удара преодолевает расстояние, кратное двум длинам питательного трубопровода. Клапан должен успевать закрываться до того, как отраженная волна гидравлического удара достигнет его в открытом состоянии, то есть должно выполняться условие

t t		2L	,	(1)
	р
		a

где t — текущее время закрытия клапана, с; tp — расчетное время закрытия клапана, с; L — длина питательного трубопровода, м; a — скорость распространения волны гидравлического удара, м/с.

Текущее время t, с, закрытия клапана ударного узла можно определить по изменению величины скорости v, м/с, из соотношения

t		,	(2)

	v
где δ — зазор между седлом клапана и самим клапаном, м;			v — изменение скорости, м/с.
Спрогнозировать изменение величины	скорости		v, м/с, можно по амплитудно-

частотной характеристике, полученной на приращениях силы и скорости. Такие характеристики удобно строить с применением энергетических цепей.

Энергетическая цепь ударного узла при закрытии клапана будет включать 3 звена (рис. 7): 1-е звено — гидравлическое, учитывает гидравлическое сопротивление клапана с помощью активного сопротивления r1, (кПа·с2)/л2; 2-е звено — преобразовательное, преобразует давление Р1, кПа, и объемный расход V, л/с, соответственно в силу f, H, и линейную скорость v, м/с; 3-е звено — механическое, учитывает упругие свойства подпружиненного клапана податливостью l, м/Н, механические потери на трение активным сопротивлением r2, (Н·с)/м, и инерционные свойства массой т, кг, подвижных частей клапана.

Уравнения звеньев для этой цепи будут иметь вид:

	1-е		2-е
P rV2		P;	P f / S;
	1	1	1
V V.			V vS.

3-е

f	r v	m	v	1	f	2	;	(3)
	2 1	2		1		2
	v lf v .
	v lf v .
			1

Представим выходные параметры цепи в виде суммы постоянной составляющей и отклонения:

f2 f20 f2,

v1 v20

v1.

(4)

Выпуск № 2 (54), 2019

ISSN 2541-7592

	r1 P1	f	r2	f	m f	2
P		v		1		2
P		v	v1	v1	v1
V	V		l

Рис. 7. Энергетическая цепь ударного узла при закрытии клапана:

P — давление рабочей среды на входе ударного клапана, кПа; V — объемный расход рабочей среды через ударный узел, л/с; r1 — гидравлическое (активное) сопротивление клапана, (кПа·с2)/л2;

Р1 — давлениерабочейсредына выходеклапана с учетом гидравлического(активного) сопротивленияклапана,кПа; f — сила действия на клапан со стороны входа рабочей среды, H; v — линейная скорость закрытия клапана, м/с; l — податливость подпружиненного клапана, м/Н; v1 — линейная скорость закрытия клапана с учетом падения скорости на его податливости, м/с; r2 — механическое (активное) сопротивление клапана, (Н·с)/м; f1 — сила действия на клапан со стороны входа рабочей среды, H;

m — масса клапана и других подвижных частей ударного узла, кг; f2 — сила действия на клапан со стороны входа рабочей среды, H; S — площадь сечения клапана, мм2

Тогда уравнение на Р1 будет иметь вид:

																		1									1													1						,																									(5)
																		1									1													1
											P										r v									m			v											f
											P										r v									m			v											f
										1									S 2					1								2		1											2
а уравнение на V преобразится к виду
														V Slf												Sv						20		Sv								.																													(6)
																																20								1
Используя замену
																f				r				v		m v													f		,																														(7)
																				2				1						2		1						2
получим						V Slr										v				Slm v									Slf									Sv							20		Sv						.																		(8)
														2				1							2		1								2										20						1
При этом
V2			S	2v2			2S			2v			20		lr					v		2S					2v			20	lmv								2S							2v			20		lf		2S2v							20				v		.					(9)
					20								20					2		1										20						1													20		2									20			1
В уравнение на P
P rS2v		2	2S2rv					lr		v			2S2v											rlmv							2S2v													vlf							2S				2v			rv										1	r	v
P rS2v			2S2rv					lr		v			2S2v											rlmv							2S2v													vlf							2S				2v			rv											r	v
1		20			1 20 2 1																		20 1							1												20 1 2															20 1 1											2 1
	1					1						1										1														2																			2																(10)
	1					1						1										1														2																			2
		r v					mv					S			f							S		f				2S										v				rlmv 2S														rv				lr v
		2 20						1				S					2					S			20															20 1									1							1 20 2
				2					1											1															2																1						1

		(2S										r )v																	2S
					v		r																	r v													v				rlf												f						f
					v		r																	r v													v				rlf												f				S		f
					20 1				S 2 1													S		2 20														20 1 2													S			2			S				20
введем коэффициенты
a 2S			2v	rlm;				a		2S2rv														lr ;				a				2S2v													r					1		r ;			a							1			rv ;						(11)
a 2S			2v	rlm;				a		2S2rv														lr ;				a				2S2v													r							r ;			a										rv ;						(11)
1			20 1					2												1 20 2										3													20 1							S 2							4					S					2 20
									b 2S											2v rl; b													1		; b											1		,																							(12)
									b 2S											2v rl; b													S		; b													,																							(12)
									1											20 1							2						S							3						S

Научный журнал строительства и архитектуры

и, сгруппировав их в уравнении (10), получим

P av		a	v	a		a		b	f	b			b .	(13)
					v		4				f	2
1	1	2	1	3	1			1	2	2			3

Уравнение на изображения будет иметь вид:

(b	f	b			b )F		(s) (av		a	v	a		a )V (s).		(14)
			f	2								v
1	2	2			3	2	1	1	2	1	3	1	4	1

Комплексное сопротивление цепи будет определяться выражением

Z(s)	v1(s)			b1s b2				.

	F (s) a s2 a s a
2				1	2	3
Частотная функция цепи:
Z(j )			b1 j b2				.
		a 2		a	j a

1				2	3
Действительная часть частотной функции:

		a b 2	b a 2 b a
Re( j )		2 1	2 1		2	3	.
Re( j )		( a 2 a )2		a2			.
		( a 2 a )2		a2	2
		1	3	2
Мнимая часть частотной характеристики:
	ba 3		ba b a
Im(j )		1 1	1 3	2	2			j.
Im(j )		( a 2 a )2		a2 2				j.
		( a 2 a )2		a2 2
		1	3	2

(15)

(16)

(17)

(18)

Амплитудно-частотная характеристика цепи:

A( j ) Re( j )2 Im( j )2 .

(19)

Применительно к схеме экспериментальной установки базовые параметры цепи составляют:

r1 = 50 (кПа·с2)/л2; r2 = 1 (Н·с)/м; l = 0,075 м/Н;	т = 0,15 кг;
S = 490,625 мм2 (при диаметре клапана d = 25 мм);	V20 = 0,2 л/с.

На основании выражений (17)—(19) график амплитудно-частотной характеристики будет иметь вид, представленный на рис. 8.

Из рис. 8 видно, что амплитудно-частотная характеристика A (jΩ) достигает своего максимума при угловой скорости Ω ≈ 9,4 рад/с, что соответствует частоте кулачка f = 1,49 Гц и изменению скорости v = 1 м/с. С учетом фактического зазора между клапаном и его седлом δ = 5 мм на основании формулы (2) текущее время закрытия ударного клапана в этот момент составляет

t 0,005 0,005с. 1

Расчетное время для достижения эффективной работы гидроударного узла при длине питательного трубопровода L = 1,3 м и скорости распространения гидравлического удара в PP-R трубе а = 398 м/с, определенной по формуле Н. Е. Жуковского [6, c. 105], на основании формулы (1) принимает значение

2 1,3

tр 398 0,0065с.

Выпуск № 2 (54), 2019

ISSN 2541-7592

Поскольку при угловой скорости Ω ≈ 9,4 рад/с время t > tp, то ударный узел работает эффективно согласно условию математического моделирования (1).

A1,2(jΩ)

R²= 0,9997

0,8

0,6

0,4

0,2

Ω, рад/12с

Рис. 8. Амплитудно-частотная характеристика энергетической цепи ударного узла при закрытии клапана с базовыми параметрами энергетической цепи

Адекватность математического моделирования полностью подтверждается результатами экспериментальных исследований, представленных на рис. 6, где максимальное повышение давления в момент гидравлического удара также наблюдается при частоте переключения клапана около f = 1,5 Гц. С учетом этого на рис. 9—12 представлены результаты математического моделирования ударного узла при закрытии клапана с варьированием наиболее значимых параметров энергетической цепи согласно таблице.

		Параметры моделирования				Таблица
		Параметры моделирования

№	r1, (кПа·с2)/л2	r2, (Н·с)/м	l, м/Н	т, кг	V20, л/с	Графики
п/п
1	50	1	0,075	0,1	0,2	Рис. 9
2	50	1	0,075	0,15	0,2
3	50	1	0,075	1	0,2
4	50	1	0,05	0,15	0,2	Рис. 10
5	50	1	0,075	0,15	0,2
6	50	1	1	0,15	0,2
7	50	1	0,075	0,15	0,1	Рис. 11
8	50	1	0,075	0,15	0,2
9	50	1	0,075	0,15	100
10	50	0,5	0,075	0,15	0,2	Рис. 12
11	50	1	0,075	0,15	0,2
12	50	1,5	0,075	0,15	0,2

Из рис. 9 видно, что с увеличением массы подвижных частей ударного узла наблюдается снижение максимально возможной величины изменения скорости в момент гидравлического удара v, м/с, и соответственно величины повышения давления в этот момент. Данный факт полностью удовлетворяет критерию об использовании максимально облегченных подвижных деталей в конструкциях ударных узлов для достижения их максимальной эффективности и надежности, который был определен в работе [6, с. 67].

Научный журнал строительства и архитектуры

A(1,2jΩ)

0,8

0,6

0,4

0,2

0	2	4		6	8	10	Ω, рад12/с
			m1	m2		m3
			m1	m2		m3

Рис. 9. Амплитудно-частотная характеристика ударного узла при закрытии клапана в зависимости от изменения массы его подвижных частей:

т1 < т2 < т3, т2 — базовый параметр

Из рис. 10 видно, что с увеличением податливости (уменьшением жесткости) элементов ударного узла максимальная эффективность его работы достигается на более низких частотах переключения клапана. И наоборот, повышение жесткости конструкции смещает эффективную частоту генерации импульсов гидравлического удара в сторону ее увеличения.

A(1,2jΩ)

0,8

0,6

0,4

0,2

0	2	4		6	8	10	Ω, рад12/с
			l1	l2	l3

Рис. 10. Амплитудно-частотная характеристика ударного узла при закрытии клапана в зависимости от изменения податливости его подвижных частей:

l1 < l2 < l3, l2 — базовый параметр

Из рис. 11 видно, что изменение расхода рабочей среды в условиях постоянства остальных базовых параметров системы не влияет на выбор оптимальной частоты генерации гидравлических ударов. Для выбранного конструктивного исполнения устройства наиболее

Выпуск № 2 (54), 2019

ISSN 2541-7592

эффективная частота находится в пределах 1,5 Гц. В условиях внешнего управления переключением клапанов ударного узла данный факт характеризует его стабильную работу при изменении расхода рабочей среды в отличие от самоподдерживающейся конструкции клапана, где расход рабочей среды определяет частоту его переключения и относительно узкий диапазон частоты работы [4].

1,2 A(jΩ)

0,8

0,6

0,4

0,2

0	2	4		6	8	10	12
			V1	V2	V3		Ω, рад/с
			V1	V2	V3

Рис. 11. Амплитудно-частотная характеристика ударного узла при закрытии клапана в зависимости от изменения расхода рабочей среды:

V1 < V2 < V3, V2 — базовый параметр

A(jΩ) 2

1,8

1,6

1,4

1,2

0,8

0,6

0,4

0,2

0	2	4		6	8	10	12
			r2_1	r2_2	r2_3		Ω, рад/с
			r2_1	r2_2	r2_3

Рис. 12. Амплитудно-частотная характеристика ударного узла при закрытии клапана в зависимости от изменения механического (активного) сопротивления клапана:

r2_1 < r2_2 < r2_3, r2_2 — базовый параметр

Научный журнал строительства и архитектуры

Рис. 12 показывает, что активное механическое сопротивление клапана прямо пропорционально изменению скорости закрытия клапана v, м/с.

Выводы. В работе получено техническое решение ударного узла оппозитной конструкции с возможностью внешнего управления его клапанами, которое позволяет генерировать импульсы количества движения рабочей среды с заданной частотой и амплитудой независимо от ее расхода. Новизна предложенной конструкции подтверждена патентом Российской Федерации [8].

Результаты экспериментального исследования работы рассмотренного ударного узла типоразмера G3/2 свидетельствуют о его работоспособности при частоте переключения клапанов от 0,1 до 2,5 Гц в диапазоне изменения расхода рабочей среды 0,176—2,241 м3/ч (2,94—37,35 л/мин). При уменьшении расхода ниже этого значения генерация гидравлического удара не наблюдается, а при увеличении расхода сетевой насос выходит в аварийный режим с перегрузкой по току в результате чрезмерного гидравлического сопротивления ударного узла. Последнее обстоятельство также сопровождается разгерметизацией уплотнительных соединений и разрушением некоторых элементов конструкции самого ударного узла и гидравлического контура в результате воздействия на них мощной силы гидравлического удара.

Полученные экспериментальным путем графики изменения давления в момент гидравлического удара позволяют прогнозировать максимально допустимое приращение давления в момент гидравлического удара для конкретной гидравлической системы. Например, если разрешенное давление для системы теплопотребления составляет 1000 кПа, то не следует допускать увеличения расхода рабочей среды через ударный узел конструкции типоразмера G3/2 более 25 л/мин. Кроме того, для каждой конкретной гидравлической системы следует учитывать наличие некоторого максимума повышения давления в импульсе гидравлического удара, зависящего от частоты переключения клапанов.

Результаты математического моделирования показывают, что все параметры энергетической цепи, кроме активного гидравлического сопротивления клапана и расхода рабочей среды, существенно влияют на характер генерации гидравлического удара ударным узлом. Увеличение массы подвижных деталей ведет к снижению максимума амплитудно-частотной характеристики и его смещению в область пониженной угловой скорости. Увеличение податливости (уменьшение жесткости возвратной пружины клапана) также смещает максимум амплитудно-частотной характеристики в полосу низких частот, но без изменения амплитуды. Что характерно для механических систем, с уменьшением активного механического сопротивления клапана амплитуда резко возрастает,

Таким образом, можно утверждать, что предлагаемая конструкция управляемого ударного узла позволяет генерировать импульсы количества движения рабочей среды с необходимой для конкретного случая частотой и амплитудой повышения давления в момент гидравлического удара при относительно широком диапазоне изменения расхода рабочей среды. С учетом этом этого полученное техническое решение может быть успешно использовано для расширения потенциала импульсной и пульсирующей колебательной циркуляции теплоносителя применительно к интенсификации теплообмена, трансформации располагаемого напора из одного гидравлического контура в другой и обеспечения самоочищения теплопередающих поверхностей в системах теплоснабжения выше численных значений и качественных показателей, полученных с применением самоподдерживающихся ударных узлов. Подробные сведения о достигнутых результатах в этом направлении будут представлены в последующих работах.

Библиографический список

1. Галицейский, Б. М. Тепловые и гидродинамические процессы в колеблющихся потоках / Б. М. Галицейский, Ю. А. Рыжов, Е. В. Якуш. — М.: Машиностроение, 1977. — 256 с.

Выпуск № 2 (54), 2019

ISSN 2541-7592

2.Левцев, А. П. Импульсные системы тепло- и водоснабжения / А. П. Левцев, А. Н. Макеев; под общ. ред. д-ра техн. наук проф. А. П. Левцева. — Саранск: Изд-во Мордов. ун-та, 2015. — 172 с.

3.Макеев, А. Н. Импульсная система теплоснабжения общественного здания: автореф. дис. … канд. техн. наук / А. Н. Макеев. — Пенза, 2010. — 20 с.

4.Макеев, А. Н. Исследование характеристик ударного узла самоподдерживающейся оппозитной конструкции / А. Н. Макеев // Промышленная энергетика. — 2018. — № 3. — С. 32—37.

5.Макеев, А. Н. К вопросу локальной организации импульсно-колеблющейся циркуляции теплоносителя в системе теплоснабжения / А. Н. Макеев // Бюллетень науки и практики. — Нижневартовск, 2018. — Т. 4,

№5. — С. 254—262.

6.Овсепян, В. М. Гидравлический таран и таранные установки / В. М. Овсепян. — М.: Машиностроение, 1968. — 124 с.

7. Пат. на изобретение 2543465 Российская Федерация, МПК F24D 3/00. Тепловой пункт / А. П. Левцев, А. Н. Макеев, С. Н. Макеев, С. И. Храмов, Я. А. Нарватов; заявитель и патентообладатель А. П. Левцев, А. Н. Макеев, С. Н. Макеев. — № 2013137717/12; заявл. 12.08.2013; опубл. 27.02.2015, Бюл. № 6.

8. Пат. на полезную модель 183591 Российская Федерация, МПК F24D 3/0, F15B 21/12. Ударный узел / А. П. Левцев, А. Н. Макеев, А. А. Голянин; заявитель и патентообладатель ФГБОУ ВО «Национальный исследовательский Мордовский государственный университет им. Н. П. Огарева». — № 2018112914; заявл. 10.04.2018; опубл. 26.09.2018, Бюл. № 27.

9.Пат. на полезную модель 87501 Российская Федерация, МПК F24D 11/00. Автономная система отопления для здания автономного пользования / А. П. Левцев, А. Н. Макеев, А. А. Лазарев; заявитель и патентообладатель ГОУ ВПО «Мордовский государственный университет им. Н. П. Огарева». — № 2009113871/22; заявл. 13.04.2009; опубл. 10.10.2009, Бюл. № 27.

10.Ростовцев, В. Н. Утилизацiя малыхъ паденiй воды для целей осушенiя и орошенiя земель / инже- неръ-технологъ В. Н. Ростовцев. — Пг., 1916. — 48 с.

muhendislik bilimleri dergisi. — 2018. — Vol. 24, Issue 4. — P. 597—604. — DOI: 10.5505/pajes.2017.70120.

12. Ali, S. Heat transfer and mixing enhancement by free elastic flaps oscillation / S. Ali, Ch. Habchi, S. Menanteau, T. Lemenand, J. — L. Harion // International Journal of Heat and Mass Transfer. — 2015. — Vol. 85. — P. 250—264. — DOI: 10.1016/j.ijheatmasstransfer.2015.01.122.

13.	Butun, H. A		heat integration method with multiple heat exchange interfaces / H. Butun, I. Kantor,
F. Marechal	//	ENERGY:	30th International Conference on Efficiency, Cost, Optimisation, Simulation and
Environmental		Impact of	Energy Systems (ECOS). — 2018. — Vol. 152. — P. 476—488. — DOI:
10.1016/j.energy.2018.03.114; WOS: 000432760200042.
14.	Chang, S. W. Heat transfer in a reciprocating duct fitted with transverse ribs / S. W. Chang, L. M. Su,
C. C. Hwang,		T. L. Yang	// Experimental heat transfer. — 1999. — Vol. 12, Issue 2. — P. 95—115. —

DOI: 10.1080/089161599269735.

15.Désidéri, J. — A. Parametric optimization of pulsating jets in unsteady flow by multiple-gradient descent algorithm (MGDA) / J. — A. Désidéri, R. Duvigneau // Computational Methods in Applied Sciences. — 2019. — Vol. 47. — P. 151—169. — DOI: 10.1007/978-3-319-78325-3_11.

16.Dushin, N. S. Kinematics of pulsating flow in the entry region of the channel with discrete roughness elements / N. S. Dushin, N. I. Mikheev, A. A. Paereliy, I. M. Gazizov, R. R. Shakirov // Journal of Physics: Conference Series. — 2017. — Vol. 891, Issue 1. — DOI: 10.1088/1742-6596/891/1/012147.

17.Kærn, M. R. Continuous versus pulsating flow boiling. Experimental comparison, visualization, and statistical analysis / M. R. Kærn, B. Elmegaard, K. E. Meyer, B. Palm, J. Holst // Science and Technology for the Built Environment. — 2017. — Vol. 23, Issue 6. — P. 983—996. — DOI: 10.1080/23744731.2017.1319667.

18.Levtzev, A. P. Pulsating heat transfer enhancement in the liquid cooling system of power semiconductor converter / A. P. Levtzev, A. N. Makeev, S. F. Kudashev // Indian Journal of Science and Technology. — 2016. — Vol. 9 (11). — DOI: 10.17485/ijst/2016/v9i11/89420.

19.Makeev, А. N. Implementation of pulse heat supply for dependent connection of customers = Обеспече-

ние импульсного	теплоснабжения для зависимого присоединения абонентов / A. N. Makeev // Magazine of
Civil Engineering	= Инженерно-строительный журнал. — 2018. — № 07 (83). — P. 114—125. — DOI:

10.18720/MCE.83.11.

20.Makeev, А. N. Theory of pulse circulation of the heater in the heat supply system with independent subscription of subscribers / A. N. Makeev // Russian journal of building construction and architecture. — 2018. — Issue

№4 (40) — P. 15—25. — WOS: 000450361700002.

21.Seo, Y. K. Heat transfer in the thermally developing region of a pulsating channel flow / Young Kim Seo, Ha Kang Byung, Min Hyun Jae // International Journal of Heat and Mass Transfer. — 1993. — Vol. 36, Issue 17. — P. 4257—4266. — DOI: 10.1016/0017-9310(93)90088-N.

Научный журнал строительства и архитектуры

22. Sundstrom, L. R. J On the Similarity of Pulsating and Accelerating Turbulent	Pipe Flows /
L. R. J. Sundstrom, M. J. Cervantes, // Flow turbulence and combustion. — 2018. — Vol. 100, Issue 2.	— P. 417—436.

—DOI: 10.1007/s10494-017-9855-5.

23.Valueva, E. P. Heat exchange at laminar flow in rectangular channels / E. P. Valueva, M. S. Purdin // Thermophysics and aeromechanics. — 2016. — Vol. 23, Issue 6. — P. 857—867. — DOI: 10.1134/S0869864316060081.

References

1. Galitseiskii, B. M. Teplovye i gidrodinamicheskie protsessy v koleblyushchikhsya potokakh /

B.M. Galitseiskii, Yu. A. Ryzhov, E. V. Yakush. — M.: Mashinostroenie, 1977. — 256 s.

2.Levtsev, A. P. Impul'snye sistemy teplo- i vodosnabzheniya / A. P. Levtsev, A. N. Makeev; pod obshch. red. d-ra tekhn. nauk prof. A. P. Levtseva. — Saransk: Izd-vo Mordov. un-ta, 2015. — 172 s.

3.Makeev, A. N. Impul'snaya sistema teplosnabzheniya obshchestvennogo zdaniya: avtoref. dis. … kand. tekhn. nauk / A. N. Makeev. — Penza, 2010. — 20 s.

4.Makeev, A. N. Issledovanie kharakteristik udarnogo uzla samopodderzhivayushcheisya oppozitnoi konstruktsii / A. N. Makeev // Promyshlennaya energetika. — 2018. — № 3. — S. 32—37.

5.Makeev, A. N. K voprosu lokal'noi organizatsii impul'sno-koleblyushcheisya tsirkulyatsii teplonositelya v sisteme teplosnabzheniya / A. N. Makeev // Byulleten' nauki i praktiki. — Nizhnevartovsk, 2018. — Vol. 4, № 5. — S. 254—262.

6.Ovsepyan, V. M. Gidravlicheskii taran i tarannye ustanovki / V. M. Ovsepyan. — M.: Mashinostroenie, 1968. — 124 s.

7.Pat. na izobretenie 2543465 Rossiiskaya Federatsiya, MPK F24D 3/00. Teplovoi punkt / A. P. Levtsev,

A. N. Makeev, S. N. Makeev, S. I. Khramov, Ya. A. Narvatov; zayavitel' i patentoobladatel' A. P. Levtsev,

A.N. Makeev, S. N. Makeev. — № 2013137717/12; zayavl. 12.08.2013; opubl. 27.02.2015, Byul. № 6.

8.Pat. na poleznuyu model' 183591 Rossiiskaya Federatsiya, MPK F24D 3/0, F15B 21/12. Udarnyi uzel /

A.P. Levtsev, A. N. Makeev, A. A. Golyanin; zayavitel' i patentoobladatel' FGBOU VO «Natsional'nyi issledovatel'skii Mordovskii gosudarstvennyi universitet im. N. P. Ogareva». — № 2018112914; zayavl. 10.04.2018; opubl. 26.09.2018, Byul. № 27.

9.Pat. na poleznuyu model' 87501 Rossiiskaya Federatsiya, MPK F24D 11/00. Avtonomnaya sistema otopleniya dlya zdaniya avtonomnogo pol'zovaniya / A. P. Levtsev, A. N. Makeev, A. A. Lazarev; zayavitel' i patentoobladatel' GOU VPO «Mordovskii gosudarstvennyi universitet im. N. P. Ogareva». — № 2009113871/22; zayavl. 13.04.2009; opubl. 10.10.2009, Byul. № 27.

10.Rostovtsev, V. N. Utilizatsiya malykh padenii vody dlya tselei osusheniya i orosheniya zemel' / inzhenertekhnolog V. N. Rostovtsev. — Pg., 1916. — 48 s.

11. Akcay, S. Parametric investigation of effect on heat transfer of pulsating flow of nanofluids in a tube using circular rings / S. Akcay, U. Akdag // Amukkale university journal of engineering sciences-pamukkale universitesi muhendislik bilimleri dergisi. — 2018. — Vol. 24, Issue 4. — P. 597—604. — DOI: 10.5505/pajes.2017.70120.

13. Butun, H. A heat integration method with multiple heat exchange interfaces / H. Butun, I. Kantor,

F. Marechal // ENERGY: 30th International Conference on Efficiency, Cost,		Optimisation, Simulation and
Environmental Impact of Energy Systems (ECOS). — 2018. — Vol. 152.		— P. 476—488. — DOI:
10.1016/j.energy.2018.03.114; WOS: 000432760200042.
14. Chang, S. W. Heat transfer in a reciprocating duct	fitted with transverse ribs /		S. W. Chang, L. M. Su,
C. C. Hwang, T. L. Yang // Experimental heat transfer. —	1999. — Vol. 12,	Issue	2. — P. 95—115. —
DOI: 10.1080/089161599269735.

Выпуск № 2 (54), 2019

ISSN 2541-7592

19.Makeev, А. N. Implementation of pulse heat supply for dependent connection of customers = Обеспечение импульсного теплоснабжения для зависимого присоединения абонентов / A. N. Makeev // Magazine of Civil Engineering = Инженерно-строительный журнал. — 2018. — № 07 (83). — P. 114—125. — DOI: 10.18720/MCE.83.11.

22. Sundstrom, L. R. J On the Similarity of Pulsating and Accelerating Turbulent Pipe Flows / L. R. J. Sundstrom, M. J. Cervantes, // Flow turbulence and combustion. — 2018. — Vol. 100, Issue 2. — P. 417—

436.— DOI: 10.1007/s10494-017-9855-5.

CONTROLLABLE SHOCK UNIT OF THE OPPOSITE CONSTRUCTION

FOR HEAT SUPPLY SYSTEMS

WITH PULSE CIRCULATION OF THE HEAT CARRIER

A. P. Levtsev 1, A. N. Makeev 2

National Research of the Ogarev Mordovia State University,

Institute of Mechanics and Energy 1, 2

Russia, Saransk

1D. Sc. in Engineering, Prof., Head of the Dept. of Thermal Electric Systems, tel.: (8342)25-41-01, e-mail: levtzev@mail.ru

2PhD in Engineering, Assoc. Prof. of the Dept. of Thermal Electric Systems,

Head of the Learning Scientific Laboratory «Pulse Systems of Heat and Water Supply», tel.: (8342)25-41-01, e-mail: tggi@rambler.ru

Statement of the problem. The relevance of the topic is due to the need to seek out technical solutions to create controlled pulsations of the coolant used for improving the energy efficiency of heating systems. The known designs of self-sustaining impact units do not meet the reliability requirements of such systems.

Results. A technical solution has been obtained for the opposite structure with an external control for switching its valves. The scheme of the experimental setup for its testing is described. The results of studies of its characteristics are presented: the range of stable operation is established; the dependence of the pressure increment at the moment of a water hammer on the change in the flow rate of the working medium at a fixed pulse generation frequency was obtained; the dependence of pressure change at the moment of water hammer on the valve switching frequency while maintaining a specified disposable pressure was obtained; a mathematical model of the impact node has been developed and simulation results are presented.

Conclusions. The resulting design of the shock unit allows one to control the degree of a pressure increase in a pulse in a relatively wide range of variations in the flow rate of the working medium and can be used in the heat supply system to localize heat transfer, transform the disposable head from one hydraulic circuit to another and clean heat transfer surfaces from scale.

Keywords: hydraulic shock unit, chock valve, hydraulic chock, momentum of the movement of the working medium, pulsed circulation of the coolant, pulse heating system.

<<< < Предыдущая 1 2 3 45 / 195 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 > Следующая >>>

Соседние файлы в предмете [НЕСОРТИРОВАННОЕ]

#
30.04.20228.09 Mб3Методическое пособие 762.pdf
#
30.04.20228.1 Mб7Методическое пособие 763.pdf
#
30.04.20228.28 Mб14Методическое пособие 764.pdf
#
30.04.20228.31 Mб6Методическое пособие 765.pdf
#
30.04.20228.31 Mб4Методическое пособие 766.pdf
#
30.04.20228.33 Mб11Методическое пособие 767.pdf
#
30.04.20228.36 Mб13Методическое пособие 768.pdf
#
30.04.20228.47 Mб23Методическое пособие 769.pdf
#
30.04.2022357.48 Кб2Методическое пособие 77.pdf
#
30.04.20228.55 Mб4Методическое пособие 770.pdf
#
30.04.20228.78 Mб15Методическое пособие 771.pdf