RU2765801C1 - Method for determining the flow characteristics of a hydraulic tract in the transition outflow area - Google Patents

Method for determining the flow characteristics of a hydraulic tract in the transition outflow area Download PDF

Info

Publication number
RU2765801C1
RU2765801C1 RU2020129672A RU2020129672A RU2765801C1 RU 2765801 C1 RU2765801 C1 RU 2765801C1 RU 2020129672 A RU2020129672 A RU 2020129672A RU 2020129672 A RU2020129672 A RU 2020129672A RU 2765801 C1 RU2765801 C1 RU 2765801C1
Authority
RU
Russia
Prior art keywords
flow
values
zones
outflow
friction
Prior art date
Application number
RU2020129672A
Other languages
Russian (ru)
Inventor
Василий Серафимович Безменов
Original Assignee
Федеральное государственное бюджетное учреждение науки Институт проблем управления им. В.А. Трапезникова Российской академии наук
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Федеральное государственное бюджетное учреждение науки Институт проблем управления им. В.А. Трапезникова Российской академии наук filed Critical Федеральное государственное бюджетное учреждение науки Институт проблем управления им. В.А. Трапезникова Российской академии наук
Priority to RU2020129672A priority Critical patent/RU2765801C1/en
Application granted granted Critical
Publication of RU2765801C1 publication Critical patent/RU2765801C1/en

Links

Images

Classifications

    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01M—TESTING STATIC OR DYNAMIC BALANCE OF MACHINES OR STRUCTURES; TESTING OF STRUCTURES OR APPARATUS, NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • G01M10/00—Hydrodynamic testing; Arrangements in or on ship-testing tanks or water tunnels

Landscapes

  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Fluid Mechanics (AREA)
  • General Physics & Mathematics (AREA)
  • Measuring Volume Flow (AREA)

Abstract

FIELD: measuring equipment.
SUBSTANCE: invention relates to measuring equipment and can be used to calculate the throughput capacity of the designed hydraulic paths of transport and dosing systems in the chemical, petrochemical, aviation, textile, paint and varnish, and other branches of industry, in particular, for determining (predicting) the flow characteristics of systems for automated batch dosing of test liquids maintaining a constant pressure drop on the loading line, metering the dose over time. The proposed method is characterised by the fact that the model of the path with the designed constructs of local resistances and sections of connecting pipelines
Figure 00000161
with the inner diameter di with endwise distribution via a shutoff apparatus with a cylindrical drainage tip with the inner diameter dH is flushed with tap water by multiple batch dosing thereof into a metering container at different values of the actual head Hj, maintained at a predetermined constant level, (wherein j = 1, 2 …, n=31 is the number of flushes in each flushing cycle), reduced stepwise at a pitch of 10 cm from the maximum Hjmax=Hj=1=184 cm to the intermediate value Hj=Hj=18=34 cm - and further at a pitch of 2 cm to the lower boundary of the measurement range - Hjmin=H31=4 cm. Consecutively calculated therein by means of Microsoft Excel spreadsheets are: volumetric flow rates Q j [cm3/s]=Vj/tj corresponding to the heads Hj, where the volume of the dose Vj is recorded by weighing on an electronic balance, and the time of dosing tj is set and metered by means of an electronic timer; the outflow rates νHj[cm/s]=Qj/ƒH from the drainage tip (wherein ƒn=πdH 2/4), head losses hHj[cm]=α·νHj 2/2g and the Reynolds numbers of the flow - Rej=νHjdH/νB at the output, where the Coriolis coefficient α is initially taken as 1.05 as in the turbulent outflow mode, and the kinematic viscosity of water νV is calculated based on the temperature thereof in the current flushing cycle; the flow rates νij[cm/s]=νHj(dH/di)2, the Reynolds numbers Reij=νijdi/νB, the friction coefficients λij=64/Reij, and the head losses for friction
Figure 00000162
at separate sections of the pipeline; the total head losses for friction hTj[cm]=Σi[hij], for the local path resistances hMj[cm]=Hj-hHj-hTj, and the total coefficients of head losses for local resistances - ξj=2ghMj/νHj 2. The resulting tabular experimental flow characteristic of the path Qj=F(Hj) is divided into zones of turbulent, conditionally transitional, and conditionally laminar outflow modes by means of consistent comparative analysis of the numerical values of the standard deviation of points thereof and selection of the amounts of points Qj=1,2,…p (p≥6 in the upper area of the measuring range) and Qj=34,33,…q (q≥6 in the lower area of the range) with minimum values of the standard deviation from the graph of the approximating power function corresponding to said points.
EFFECT: increase in the accuracy and reliability of determining the calculated flow characteristic of a hydraulic tract in the transition area during transportation of liquid products of various viscosities through the path and possibility of predicting said characteristic when varying the preset range of changes in the flow and length of the pipeline sections forming the path.
2 cl, 1 dwg, 1 tbl

Description

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, - для определения (прогнозирования) расходных характеристик систем автоматизированного порционного дозирования натурных жидкостей с поддержанием постоянного перепада давлений на линии налива, с отмериванием дозы по времени.The invention relates to the field of measuring technology and can be used to calculate the throughput of the designed hydraulic paths of transport and dosing systems in the chemical, petrochemical, aviation, textile, paint and varnish and other industries, in particular, to determine (predict) the flow characteristics of automated batching systems dosing natural liquids with maintaining a constant pressure drop on the filling line, with measuring the dose over time.

Основной задачей, которую приходится решать при проектировании тракта транспортирования жидких продуктов, является определение его пропускной способности (объемного расхода) Q при различных значениях действующего (располагаемого) 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 трубопровода длиной Li с внутренним диаметром di, с концевой раздачей через запорное устройство с цилиндрическим сливным наконечником с внутренним диаметром du имеет вид:The main task that has to be solved when designing a liquid products transportation tract is to determine its throughput (volume flow) Q at various values of the effective (available) head H, i.e. its consumption characteristics are functions Q=F(H). The proposed method for determining the flow characteristic is based on the analysis of the Bernoulli equation for a steady flow of an incompressible fluid. This equation for a hydraulic path, consisting of several local resistances, connected by pipeline sections of length L i with an internal diameter d i , with end expansion through a locking device with a cylindrical drain tip with an internal diameter du has the form:

Figure 00000001
Figure 00000001

где

Figure 00000002
- скорость истечения жидкости из сливного наконечника (ƒH=πdH 2/4 - площадь проходного сечения сливного наконечника), g - ускорение силы тяжести, α - коэффициент Кориолиса потока на выходе сливного наконечника, λi - 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.where
Figure 00000002
- fluid outflow rate from the drain tip (ƒ H \u003d πd H 2 /4 - area of the flow section of the drain tip), g - acceleration of gravity, α - Coriolis coefficient of the flow at the outlet of the drain tip, λ i - coefficient of friction resistance at the i-m section of the pipeline, 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.

При заданных значениях параметров νH, Li, di и dH и известной кинематической вязкости натурной жидкости - ν легко рассчитать входящие в уравнение (1) коэффициенты трения λi. Для течения с числами Рейнольдса Rei<104 на отдельных участках трубопровода для определения λi используется формула ламинарного режима течения

Figure 00000003
где
Figure 00000004
Figure 00000005
- скорость течения на i-м участке трубопровода. Таким образом, для определения интересующей нас функции Q=F(H) необходимо определить входящие в (1) заранее неизвестный коэффициент потерь напора на местных сопротивлениях ξ и зависящий от характера распределения скоростей на выходе сливного наконечника коэффициент Кориолиса α.Given the values of the parameters ν H , L i , d i and d H and the known kinematic viscosity of natural fluid - ν it is easy to calculate the friction coefficients λ i included in equation (1). For a flow with Reynolds numbers Re i <10 4 in separate sections of the pipeline, to determine λ i , the formula for the laminar flow regime is used
Figure 00000003
where
Figure 00000004
Figure 00000005
- flow velocity in the i-th section of the pipeline. Thus, to determine the function Q=F(H) of interest to us, it is necessary to determine the previously unknown head loss coefficient at local resistances ξ included in (1) and the Coriolis coefficient α, which depends on the nature of the distribution of velocities at the outlet of the drain tip.

Известен способ определения коэффициента полного гидравлического сопротивления тракта -

Figure 00000006
(RU 2240525 С1, 20.11.2004), который реализуется путем проливки натурного тракта на переходном режиме натурной жидкостью, используемой в технологическом процессе.A known method for determining the coefficient of total hydraulic resistance of the path -
Figure 00000006
(RU 2240525 C1, 11/20/2004), which is implemented by pouring the full-scale path in the transient mode with the full-scale liquid used in the technological process.

Недостатками данного способа является необходимость испытаний тракта на натурной жидкости, что требует дополнительного контроля изменений ее вязкости в процессе измерений, а также ограниченность способа применения на натурных трактах большой протяженности, что требует их размещения на участке испытаний. Недостатками способа являются также невозможность прогнозирования расчетной расходной характеристики тракта с варьируемыми величинами его конструктивных параметров и высокая трудоемкость.The disadvantages of this method are the need to test the tract on a natural liquid, which requires additional control of changes in its viscosity during the measurement process, as well as the limited method of application on natural tracts of great length, which requires their placement on the test site. The disadvantages of the method are also the impossibility of predicting the calculated flow characteristics of the path with varying values of its design parameters and high labor intensity.

Известен также способ определения расходной характеристики гидравлического тракта и устройство для его осуществления (RU 2709034 С1, 13.12.2019.), принятый за прототип.There is also known a method for determining the flow characteristics of the hydraulic tract and a device for its implementation (RU 2709034 C1, 12/13/2019.), 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 значения коэффициента Кориолиса α=1,05 в уравнении (1), характерного для турбулентного режима истечения.The disadvantage of the prototype method is the insufficient accuracy and reliability of determining and predicting the flow characteristics of the designed path for the transition region from turbulent to laminar flow due to the use of the calculation of the total head loss coefficient at local resistances ξ values of the Coriolis coefficient α=1.05 in the equation ( 1), which is characteristic of the turbulent outflow regime.

Задачей настоящего изобретения является повышение точности и достоверности определения расходной характеристики проектируемого тракта при работе на жидкостях различной вязкости (натурных жидкостях), которое достигается за счет учета изменения числовых значений коэффициента Кориолиса α в области перехода от турбулентного к ламинарному режиму истечения (в переходной области), и возможность ее прогнозирования при варьировании заданного диапазона изменения расхода и длины Li образующих тракт участков трубопроводов.The objective of the present invention is to improve the accuracy and reliability of determining the flow characteristics of the designed tract when operating on liquids of various viscosities (natural liquids), which is achieved by taking into account the change in the numerical values of the Coriolis coefficient α in the transition region from turbulent to laminar flow regime (in the transition region), and the possibility of predicting it when varying the given range of change in flow rate and length L i of the pipeline sections forming the tract.

Техническим результатом способа является повышение точности и достоверности определения расчетной расходной характеристики гидравлического тракта в переходной области 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 calculated flow characteristics of the hydraulic tract in the transition region when transporting liquid products of various viscosities through it and the possibility of predicting it when varying the specified range of flow rate changes and the length of the pipeline sections forming the tract.

Технический результат предлагаемого способа определения расходной характеристики гидравлического тракта в переходной области истечения достигается тем, что модель тракта с проектными конструктивами местных сопротивлений и участков соединительных трубопроводов длиной

Figure 00000007
с внутренним диаметром di с концевой раздачей через запорное устройство с цилиндрическим сливным наконечником с внутренним диаметром dH проливают водопроводной водой посредством ее многократного порционного дозирования в мерную тару при различных, поддерживаемых на заданном постоянном уровне, величинах действующего напора Hj (где j=1,2…, n=31 - число проливок в каждом цикле проливок), ступенчато уменьшаемых с шагом 10 см от максимального
Figure 00000008
см до промежуточного значения
Figure 00000009
см - и далее, с шагом 2 см, - до нижней границы диапазона измерений -
Figure 00000010
см; с помощью электронных таблиц программы «Microsoft Excel» последовательно вычисляют: объемные расходы
Figure 00000011
соответствующие напорам Hj, где объем дозы Vj регистрируют с помощью взвешивания на электронных весах, а время дозирования tj задают и отмеривают с помощью электронного таймера; скорости истечения
Figure 00000012
из сливного наконечника
Figure 00000013
потери напора -
Figure 00000014
и числа Рейнольдса потока -
Figure 00000015
на его выходе, где коэффициент Кориолиса α первоначально принимают равным 1,05 как при турбулентном режиме истечения, а кинематическую вязкость воды νB рассчитывают по ее температуре в данном цикле проливок; скорости течения -
Figure 00000016
числа Рейнольдса -
Figure 00000017
коэффициенты трения -
Figure 00000018
и потери напора на трение -
Figure 00000019
на отдельных участках трубопровода; суммарные потери напора на трение -
Figure 00000020
на местных сопротивлениях в тракте - и
Figure 00000021
суммарные коэффициенты потерь напора на местных сопротивлениях -
Figure 00000022
полученную в табличном виде экспериментальную расходную характеристику тракта Qj=F(Hj) делят на зоны условно турбулентного, условно переходного и условно ламинарного режимов истечения посредством последовательного сравнительного анализа числовых значений стандартного отклонения ее точек и выбора количеств точек
Figure 00000023
(р≥6 - в верхней области диапазона измерений) и
Figure 00000024
(q≥6 - в нижней области диапазона) с минимальными значениями стандартного отклонения от графика соответствующей этим точкам степенной аппроксимирующей функции; при этом полученные для вышеуказанных зон значения табличных функций
Figure 00000025
(где индексы s=1,2,3 относятся к условно турбулентной, условно переходной и условно ламинарной зонам, соответственно) корректируют с учетом влияния коэффициента Кориолиса α, который увеличивают от значения α=1,05 при турбулентном режиме истечения до α=2 при ламинарном режиме в соответствии с принятой эмпирической функциональной зависимостью α=ϕ(νH) для вычисления скорректированных значений скоростных напоров на выходе сливного наконечника -
Figure 00000026
и соответствующих скорректированных значений табличных функций
Figure 00000027
для каждой из выделенных зон строят графики функций
Figure 00000028
и путем их регрессионного анализа получают уравнения аппроксимирующих функций -
Figure 00000029
определяют точки пересечения графиков: Re1
Figure 00000030
и Re2
Figure 00000031
Figure 00000032
фиксирующих, соответственно, верхнюю и нижнюю границы фактической переходной зоны, для прогнозируемой расходной характеристики; формируют ряд произвольно, с небольшим шагом уменьшаемых значений расхода Qk
Figure 00000033
и - соответствующий ряд скоростей истечения
Figure 00000034
прогнозируемой расходной характеристики натурной жидкости; для каждого значения k и для каждой из выделенных фактических зон режимов истечения натурной жидкости вычисляют соответствующие этим зонам числа Рейнольдса на выходе сливного наконечника -
Figure 00000035
(где ν - кинематическая вязкость натурной жидкости), и по полученным уравнениям
Figure 00000036
аппроксимирующих функций вычисляют суммарные коэффициенты потерь напора на местных сопротивлениях -
Figure 00000037
для прогнозируемой расходной характеристики натурной жидкости вычисляют: скорости течения -
Figure 00000038
числа Рейнольдса -
Figure 00000039
коэффициенты трения -
Figure 00000040
потери напора на трение на отдельных участках трубопровода -
Figure 00000041
и суммарные потери напора на трение -
Figure 00000042
потери напора на выходе сливного наконечника -
Figure 00000043
и на местных сопротивлениях в тракте -
Figure 00000044
расчетные значения располагаемого напора -
Figure 00000045
по полученным в табличном виде для каждой из выделенных фактических зон режимов истечения функциям
Figure 00000046
путем их аппроксимации степенными функциями получают соответствующие графики и уравнения зависимости расхода от располагаемого напора, т.е. определяют для каждой из трех фактических зон режимов истечения искомые расходные характеристики натурной жидкости.The technical result of the proposed method for determining the flow characteristics of the hydraulic tract in the transition region of the outflow is achieved by the fact that the tract model with design constructs of local resistances and sections of connecting pipelines with a length
Figure 00000007
with an inner diameter d i with end distribution through a locking device with a cylindrical drain tip with an inner diameter d H is spilled with tap water by means of its multiple batch dosing into a measuring container at various values of the effective pressure Hj maintained at a given constant level (where j = 1, 2…, n=31 - the number of waterings in each cycle of waterings), stepwise decreasing with a step of 10 cm from the maximum
Figure 00000008
cm to intermediate value
Figure 00000009
cm - and further, with a step of 2 cm, - to the lower limit of the measurement range -
Figure 00000010
cm; using Microsoft Excel spreadsheets, they sequentially calculate: volumetric costs
Figure 00000011
corresponding to the pressures H j , where the dose volume V j is recorded by weighing on an electronic scale, and the dosing time t j is set and measured using an electronic timer; flow rate
Figure 00000012
from the drain tip
Figure 00000013
head loss -
Figure 00000014
and the Reynolds numbers of the flow -
Figure 00000015
at its outlet, where the Coriolis coefficient α is initially taken equal to 1.05 as in the turbulent flow regime, and the kinematic viscosity of water ν B is calculated from its temperature in a given cycle of pouring; flow speed -
Figure 00000016
Reynolds numbers -
Figure 00000017
friction coefficients -
Figure 00000018
and loss of pressure due to friction -
Figure 00000019
on separate sections of the pipeline; total pressure loss due to friction -
Figure 00000020
on local resistances in the path - and
Figure 00000021
total pressure loss coefficients at local resistances -
Figure 00000022
the experimental flow characteristic of the tract Q j =F(H j ) obtained in tabular form is divided into zones of conditionally turbulent, conditionally transitional and conditionally laminar flow regimes by sequential comparative analysis of the numerical values of the standard deviation of its points and the choice of the number of points
Figure 00000023
(р≥6 - in the upper region of the measurement range) and
Figure 00000024
(q≥6 - in the lower region of the range) with the minimum values of the standard deviation from the graph corresponding to these points of the power-law approximating function; at the same time, the values of table functions obtained for the above zones
Figure 00000025
(where the indices s=1,2,3 refer to conditionally turbulent, conditionally transitional and conditionally laminar zones, respectively) are corrected taking into account the influence of the Coriolis coefficient α, which is increased from the value α=1.05 in the turbulent flow regime to α=2 when laminar mode in accordance with the accepted empirical functional dependence α=ϕ(ν H ) to calculate the corrected values of velocity pressure at the outlet of the drain tip -
Figure 00000026
and corresponding adjusted values of table functions
Figure 00000027
for each of the selected zones, graphs of functions are built
Figure 00000028
and by their regression analysis, the equations of the approximating functions are obtained -
Figure 00000029
determine the intersection points of the graphs: Re1
Figure 00000030
and Re2
Figure 00000031
Figure 00000032
fixing, respectively, the upper and lower boundaries of the actual transition zone, for the predicted flow characteristics; form a series arbitrarily, with a small step of decreasing flow rates Qk
Figure 00000033
and is the corresponding series of outflow velocities
Figure 00000034
predicted flow characteristics of natural liquid; for each value of k and for each of the selected actual zones of natural liquid outflow modes, the Reynolds numbers corresponding to these zones are calculated at the outlet of the drain tip -
Figure 00000035
(where ν is the kinematic viscosity of natural liquid), and according to the obtained equations
Figure 00000036
approximating functions calculate the total pressure loss coefficients at local resistances -
Figure 00000037
for the predicted flow characteristics of natural liquids, the following are calculated: flow rates -
Figure 00000038
Reynolds numbers -
Figure 00000039
friction coefficients -
Figure 00000040
loss of pressure due to friction in certain sections of the pipeline -
Figure 00000041
and the total loss of pressure due to friction -
Figure 00000042
pressure loss at the outlet of the drain tip -
Figure 00000043
and on local resistances in the path -
Figure 00000044
calculated values of available pressure -
Figure 00000045
according to the functions obtained in tabular form for each of the selected actual zones of the expiration modes
Figure 00000046
by approximating them with power functions, the corresponding graphs and equations for the dependence of the flow rate on the available head are obtained, i.e. for each of the three actual zones of flow regimes, the desired flow characteristics of natural liquid are determined.

Увеличение коэффициента а от 1,05 до 2 начинается для полученной в цикле проливок экспериментальной расходной характеристики модели гидравлического тракта от верхней границы условно переходной зоны истечения, а для прогнозируемой расходной характеристики - от верхней границы фактической переходной зоны; увеличение коэффициента α до значения α=2 заканчивается на нижней границе ламинарной зоны экспериментальной расходной характеристики; эмпирическая функциональная зависимость α=ϕ(νH) имеет вид гиперболической функции α=a/νH+b (где а и b - коэффициенты аппроксимации), график которой строится по двум точкам в программе «Advanced Grapher» - [νH1-1,05] и [νH2-2], где νH1 и νH2 - скорости истечения, соответствующие верхней границе условной переходной и нижней границе условной ламинарной зон экспериментальной расходной характеристики; для вычисления значений скоростных напоров

Figure 00000047
в зоне условного турбулентного режима истечения для экспериментальной расходной характеристики, а также значений скоростных напоров
Figure 00000048
- в зоне фактического турбулентного режима истечения для прогнозируемой расходной характеристики натурной жидкости принимается значение α=1,05.The increase in the coefficient a from 1.05 to 2 begins for the experimental flow characteristic of the hydraulic tract model obtained in the cycle of pouring from the upper boundary of the conditionally transitional outflow zone, and for the predicted flow characteristic - from the upper boundary of the actual transition zone; the increase in the coefficient α to the value α=2 ends at the lower boundary of the laminar zone of the experimental flow characteristic; the empirical functional dependence α=ϕ(ν H ) has the form of a hyperbolic function α= a / ν H + b (where a and b are approximation coefficients), the graph of which is built on two points in the Advanced Grapher program - [ν H1 -1 05] and [ν H2 -2], where ν H1 and ν H2 are the outflow velocities corresponding to the upper boundary of the conditional transitional and lower boundary of the conditional laminar zones of the experimental flow characteristic; to calculate velocity pressure values
Figure 00000047
in the zone of the conditional turbulent flow regime for the experimental flow characteristics, as well as the values of velocity pressures
Figure 00000048
- in the zone of the actual turbulent flow regime for the predicted flow characteristic of natural fluid, the value α=1.05 is taken.

На чертеже 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 «Контроль ПЗ/Контроль П»; 20 - пневмотумблер «Давление в РР»; 21 - задатчик давления ПЗ; 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».The drawing shows: 1 - dosing device (DU); 2 - control device (CU); 3 - consumable container with tap water; 4 - supply tank (PP) made of stainless steel with a useful volume of 30 l (tank diameter - 20 cm, height - 100 cm) with a sealed lid; 5 - level tube; 6 - bubble tube; 7 - feeding tube; 8 - pipeline of the PP replenishment line; 9 - shut-off valve on the PP replenishment line; 10 - measured capacity (ME); 11 - locking device - pneumatic valve (ball valve with double-acting pneumatic actuator); 12 - drain tip; 13 - flexible pipeline on the line for filling water in ME; 14 - jet ejector; 15 - 17 - shut-off valves; 18 - pressure regulator P; 19 - pneumotumbler "Control PZ / Control P"; 20 - pneumotumbler "Pressure in the PP"; 21 - pressure transmitter P Z ; 22, 23 - pneumatic relay; 24, 25 - adjustable throttles; 26 - five-membrane comparison element; 27 - block of power amplifiers; 28 - prefabricated manifold; 29 - exemplary pressure gauge; 30 - pneumoelectronic temporary device; 31 - electronic timer; 32 - electropneumatic converter; 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 tested hydraulic path consists of a steel supply pipe (PT) 7, a flexible pipeline 13 made of PVC, a locking device 11 - a two-position pneumatic valve in the form of a ball valve with a two-way pneumatic actuator, equipped with a drain tip (SN) 12.

РХ САД представляет собой функциональную зависимость объемного расхода Q на выходе СН 12 от величины располагаемо напора

Figure 00000049
где р - избыточное давление в РР 4, γB=1 г/см3 - удельный вес воды, Н1 - текущее положение уровня жидкости в РР, H2=66 см - высота установки СН относительно нижней торцевой кромки ПТ 7 (высота истечения), р+γBH1=П - полное давление в РР, измеряемое БТ 6.РХ CAD is a functional dependence of the volumetric flow rate Q at the outlet of CH 12 on the value of the available head
Figure 00000049
where p is the excess pressure in the RR 4, γ B \u003d 1 g / cm 3 - the specific gravity of water, H 1 - the current position of the liquid level in the RR, H 2 \u003d 66 cm - the installation height of the CH relative to the lower end edge of the PT 7 (outflow height ), p + γ B H 1 =P - total pressure in the RR, measured by BT 6.

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

РД 18 содержит пневмотумблер 19 «КонтрольПЗ/КонтрольП» и пневмореле 20 для контроля по манометру 29 заданного (ПЗ) (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 ПЗ, 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 contains a pneumotumbler 19 "ControlP Z / ControlP" and a pneumorelay 20 for monitoring the pressure gauge 29 of the set ( PZ ) (when the toggle switch 19 is off) or actual (P) (when the toggle switch 19 is on) values of the total pressure in the RR, pneumotumbler 20 "Pressure in the RR" to turn on the compressed air supply to the RR, pressure transmitter 23 PZ , pneumatic relay 22 and 23, adjustable throttles 24 and 25, a five-membrane comparison element 26 and a power amplifier unit 27. Pneumatic toggle switches 19 and 20 and the transmitter 21 functionally form Remote Control. The functions of the pressure regulator itself are performed by a five-membrane comparison element 26.

РД 18 обеспечивает автоматическое поддержание заданной постоянной величины давления

Figure 00000050
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
Figure 00000051
а следовательно, и расхода Qj при открытом положении пневмоклапана 11.RD 18 provides automatic maintenance of a given constant pressure value
Figure 00000050
in each j-th cycle of spilling (dosing) by pumping compressed air into the RR from power amplifiers 27 through the collection manifold 28 and shut-off valve 16, ensuring the constancy of the available pressure
Figure 00000051
and, consequently, the flow rate Q j in the open position of the pneumatic valve 11.

ВУ 30 содержит электронный таймер 31 с цифровой индикацией времени дозирования, устанавливаемого посредством набора кнопками «SET»,

Figure 00000052
и
Figure 00000053
электропневмо-преобразователь (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 pressing the "SET" buttons,
Figure 00000052
and
Figure 00000053
an electro-pneumatic converter (EPP) 32 and a logical element "NOT" 33. The dispensing operation is started by a command from the "START" touch button, when touched, a control signal (24 V) is generated to switch the pneumatic contacts of the EPP 32 and move the pneumatic valve 11 to the open position for the duration 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 трубок из ПВХ трех типоразмеров внутреннего диаметра: d1=0,6; 0,8 и 1,0 см и длины L1=328; 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 dH=0,2; 0,3; 0,4; 0,5 и 0,6 см.To identify the regularities of the dependence of the parameter ξ on the values of the design parameters of the hydraulic path of the PS, water flow measurements were carried out using 13 smooth-walled flexible PVC pipes of three sizes of internal diameter as a pipeline: d 1 =0.6; 0.8 and 1.0 cm and length L 1 =328; 433 and 277 cm. The dimensions of the supply tube 7 (d 2 =1.5 cm and L 2 =112 cm) remained unchanged in all measurement cycles. As CH 12, metal tubes with a total length of 20 mm were used with a countersink of the input edge with an inner diameter of the output thin-walled channel d H =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 наконечника (dH) 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

Figure 00000054
где ПЗj - заданная величина полного давления Пj (j=1, 2…31), H2=66 см - высота истечения; при этом H1=Hmax=184 см, H31=Hmin=4 см. Значения давлений
Figure 00000055
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
Figure 00000056
вод. ст. и далее (при ПЗj=100-70 см вод. ст.) - с дискретностью 2 см вод. ст.The working cycle of measurements consisted of successive measurements of water flow in the hydraulic circuit DU 1 for each (out of 3) selected pair of standard sizes [d 1 _L 1 ] of the flexible pipeline and the drain tip (d H ) by weight. At the same time, each of 15 (3 × 5) working cycles of measurements consisted in successive flooding of the tract with tap water at various constant values of the available head
Figure 00000054
where P Zj - the specified value of the total pressure P j (j=1, 2...31), H 2 =66 cm - the height of the outflow; while H 1 \u003d H max \u003d 184 cm, H 31 \u003d H min \u003d 4 cm. Pressure values
Figure 00000055
was set by the pressure gauge 21 according to the exemplary pressure gauge 29 (pressure measurement limits - 0-1 kg / cm 2 ; 1 division of the scale - 2 cm of water column; accuracy class - 0.16) with a resolution of 10 cm of water. Art. at
Figure 00000056
water. Art. and further (at P Zj =100-70 cm of water column) - with a discreteness of 2 cm of water. Art.

Для оперативной обработки, представления и анализа полученных в ходе измерений массивов экспериментальных и расчетных данных использовались компьютерные программы «Microsoft Excel» и ((Advanced Grapher».For operational processing, presentation and analysis of the arrays of experimental and calculated data obtained during the measurements, the computer programs Microsoft Excel and ((Advanced Grapher) were used.

В результате проведения операций проливки для каждой пары [d1_L1]_dH типоразмеров конструктивных параметров гидравлического тракта ДУ и для каждого значения располагаемого напора Hj, в соответствии с заявляемым способом, последовательно вычислялись: соответствующий напору Н, объемный расход воды

Figure 00000057
где
Figure 00000058
- объем дозы, Gj[г] - вес дозы, регистрируемый с помощью взвешивания на электронных весах, γВ=1 г/см3 - удельный вес воды, tj[c] - время дозирования; скорость истечения воды из СН -
Figure 00000059
и соответствующее этой скорости число Рейнольдса
Figure 00000060
скорости течения в гибкой -
Figure 00000061
и питающей -
Figure 00000062
трубках; соответствующие этим скоростям числа Рейнольдса
Figure 00000063
и
Figure 00000064
коэффициенты трения
Figure 00000065
и
Figure 00000066
и потери напора на трение в гибкой -
Figure 00000067
и в питающей -
Figure 00000068
трубках; суммарные потери напора на трение -
Figure 00000069
скоростной напор на выходе СН -
Figure 00000070
(коэффициент Кориолиса α первоначально принят равным 1,05 как при турбулентном режиме истечения); суммарные потери на местных сопротивлениях -
Figure 00000071
суммарный коэффициент потерь напора на местных сопротивлениях
Figure 00000072
Figure 00000073
As a result of the pouring operations for each pair [d 1 _L 1 ]_d H of the standard sizes of the design parameters of the hydraulic duct of the PS and for each value of the available pressure H j , in accordance with the claimed method, the following were sequentially calculated: corresponding to the pressure H, the volumetric flow of water
Figure 00000057
where
Figure 00000058
- dose volume, G j [g] - dose weight recorded by weighing on electronic scales, γ B =1 g/cm 3 - specific gravity of water, t j [c] - dosing time; the speed of the outflow of water from CH -
Figure 00000059
and the corresponding Reynolds number
Figure 00000060
flow velocity in flexible -
Figure 00000061
and nourishing
Figure 00000062
tubes; the Reynolds numbers corresponding to these velocities
Figure 00000063
and
Figure 00000064
friction coefficients
Figure 00000065
and
Figure 00000066
and pressure loss due to friction in flexible -
Figure 00000067
and in the supply
Figure 00000068
tubes; total pressure loss due to friction -
Figure 00000069
velocity head at the outlet CH -
Figure 00000070
(the Coriolis coefficient α was initially taken equal to 1.05 as in the turbulent flow regime); total losses on local resistances -
Figure 00000071
total head loss coefficient at local resistances
Figure 00000072
Figure 00000073

На последующем этапе обработки полученных экспериментальных и расчетных данных с помощью программы «Advanced Grapher» полученные в табличном виде экспериментальные РХ тракта, Qj=F(Hj), по процедуре, подробно описанной в патенте-прототипе (и, кратко, - в п. 1 Формулы заявляемого изобретения) делили на зоны турбулентного, условно переходного и ламинарного режимов истечения.At the next stage of processing the obtained experimental and calculated data using the "Advanced Grapher" program, the experimental РХ paths obtained in tabular form, Q j =F(H j ), according to the procedure described in detail in the prototype patent (and, briefly, in p .1 Claims of the claimed invention) were divided into zones of turbulent, conditionally transitional and laminar flow regimes.

Далее в качестве иллюстрации методики и вычислительных процедур, используемых для осуществления заявляемого способа, а также для его экспериментальной проверки (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 (dH) внутреннего диаметра СН при различной условно «высокой» (УВ) и условно «низкой» (УН) сезонной температуре воды, т.е. при ее различной вязкости. Наибольшая разность температуры воды, при этом, составила ≈14°С. В результате этого этапа было получено 15 (3×5) массивов экспериментальных и расчетных данных параметров течения с УВ и столько же массивов данных с УН температурой воды.Further, as an illustration of the methodology and computational procedures used to implement the proposed method, as well as for its experimental verification (calculation and analysis of PX prediction errors), the cycles of spilling the hydraulic path of the PS (figure 1) and measuring the water flow were carried out using the above three sizes internal diameter (d 1 ) of the flexible pipeline and five standard sizes (d H ) of the internal diameter CH at different conditionally “high” (HC) and conditionally “low” (LH) seasonal water temperatures, i.e. with different viscosities. The largest difference in water temperature, in this case, was ≈14°С. As a result of this stage, 15 (3 × 5) arrays of experimental and calculated data on the parameters of the flow with SW and the same number of data arrays with UL water temperature were obtained.

Методика экспериментальной проверки предлагаемого способа заключалась в определении расчетных РХ, которые получились бы при УН температуре воды, по экспериментальным и расчетным данным, полученным при ее УВ температуре. О достоверности получаемых результатов прогнозирования РХ можно было судить по результатам вычисления и анализа относительных погрешностей расчетных значений расходов QPk (где k=j=1,2,…31) при их сравнении с соответствующими экспериментальными значениями QЭk, полученными в циклах проливки гидравлического тракта ДУ водой при ее УН температуре.The technique for experimental verification of the proposed method consisted in determining the calculated RH, which would have been obtained at the UL temperature of water, according to the experimental and calculated data obtained at its HC temperature. The reliability of the obtained results of predicting the RH could be judged by the results of the calculation and analysis of the relative errors of the calculated values of the flow rates Q Pk (where k=j=1.2,…31) when compared with the corresponding experimental values Q Ek obtained in the cycles of spilling the hydraulic tract DO water at its UL temperature.

Вычисление погрешностей прогнозирования РХ САД воды при ее УН температуре проводилось в двух вариантах выбора значений коэффициента Кориолиса α - для α=1,05=const (как при турбулентном режиме истечения) и для переменных значений α, устанавливаемых в соответствии с представленным в п. 2. Формулы изобретения алгоритмом определения эмпирической зависимости α=a/νH+b, где а и b - коэффициенты аппроксимации.Calculation of the errors in forecasting the RH of the SBP of water at its CL temperature was carried out in two options for choosing the values of the Coriolis coefficient α - for α=1.05=const (as in the turbulent flow regime) and for variable values of α, set in accordance with that presented in paragraph 2 Formulas of the invention by the algorithm for determining the empirical dependence α=a/ν H +b, where a and b are approximation coefficients.

Для организации компьютерных вычислительных процедур в программе ((Microsoft Excefo для α=1,05 были сформированы три пары папок (по числу типоразмеров гибкого трубопровода 13 на фиг.1), каждая из которых содержала парные листы «d1+- d1-» с полученными на измерительной установке данными параметров течения с УВ и с УН температурой воды, соответственно. Аналогично, для α=a/νH+b были сформированы три пары папок с листами «d1+A - d1-A», содержащими скорректированные (в соответствии с рассматриваемой далее процедурой) расчетные данные параметров течения.To organize computer computational procedures in the program ((Microsoft Excefo for α=1.05), three pairs of folders were formed (according to the number of standard sizes of the flexible pipeline 13 in Fig.1), each of which contained paired sheets "d 1 + - d 1 -" with the data on the parameters of the flow with SW and with the UN temperature of water, respectively, obtained at the measuring installation. (according to the procedure considered below) the calculated data of the flow parameters.

Таким образом, процедура прогнозирования РХ САД воды при УН температуре по экспериментальным и расчетным данным, полученным при УВ температуре, в соответствии с уравнением Бернулли -

Figure 00000074
описывающим течение в гидравлическом тракте ДУ измерительной установки, и в соответствии с п. 1 Формулы изобретения имела следующую последовательность операций.Thus, the procedure for predicting the RCH of the SBP of water at UL temperature according to experimental and calculated data obtained at HC temperature, in accordance with the Bernoulli equation -
Figure 00000074
describing the flow in the hydraulic path of the control unit of the measuring installation, and in accordance with paragraph 1 of the claims had the following sequence of operations.

1. Деления на листе «d1+А» полученной в цикле «проливок» табличной функции Qj=F(Hj) на условные зоны режимов истечения и корректировка значений потерь напора на выходе СН для условно переходной и ламинарной зон -

Figure 00000075
и, соответственно, табличных значений функции
Figure 00000076
согласно предложенному алгоритму определения α.1. Dividing on the sheet "d 1 + A" the tabular function Q j \u003d F (H j ) obtained in the "spill" cycle into conditional zones of outflow modes and adjusting the values of pressure losses at the CH outlet for conditionally transitional and laminar zones -
Figure 00000075
and, accordingly, the tabular values of the function
Figure 00000076
according to the proposed algorithm for determining α.

2. Проведение регрессионного анализа скорректированных значений табличных функций

Figure 00000077
построение соответствующих выделенным зонам графиков аппроксимирующих функций
Figure 00000078
и определение их уравнений.2. Conducting a regression analysis of the adjusted values of tabular functions
Figure 00000077
construction of graphs of approximating functions corresponding to the selected zones
Figure 00000078
and definition of their equations.

3 Определение точек пересечения графиков: Re1

Figure 00000079
и Re2
Figure 00000080
фиксирующих, соответственно, верхнюю и нижнюю границы фактической переходной зоны для прогнозируемой РХ воды при УН температуре.3 Determining the intersection points of the graphs: Re1
Figure 00000079
and Re2
Figure 00000080
fixing, respectively, the upper and lower boundaries of the actual transition zone for the predicted RH of water at UN temperature.

4. Выделение на листе «d1-А», содержащем ряд экспериментальных значений расхода воды при УН температуре -

Figure 00000081
и - соответствующий ряд скоростей истечения
Figure 00000082
прогнозируемой РХ, фактических зон режимов истечения путем образования пустых разделительных строк. При этом экспериментальные и расчетные данные параметров течения для чисел
Figure 00000083
относились к фактической зоне турбулентного режима истечения, для чисел
Figure 00000084
- к фактической зоне ламинарного режима, а для чисел
Figure 00000085
- к фактической переходной зоне прогнозируемой РХ. Если графики функций
Figure 00000086
и
Figure 00000087
не пересекались или точка Re1>Rek, то прогнозируемая РХ не имела зону турбулентного режима истечения.4. Selection on the sheet "d 1 -A", containing a number of experimental values of water consumption at UN temperature -
Figure 00000081
and is the corresponding series of outflow velocities
Figure 00000082
predicted RH, actual zones of expiration modes by forming empty separating lines. In this case, the experimental and calculated data on the flow parameters for the numbers
Figure 00000083
referred to the actual zone of the turbulent outflow regime, for the numbers
Figure 00000084
- to the actual zone of the laminar regime, and for numbers
Figure 00000085
- to the actual transition zone of the predicted RH. If the graphs of the functions
Figure 00000086
and
Figure 00000087
did not intersect or the point Re1>Re k , then the predicted PX did not have a zone of turbulent outflow.

5. Корректировка на листе «d1-А» значений потерь напора на выходе СН

Figure 00000088
для фактических переходной и ламинарной зон с учетом уравнения α=a/νH+b для коэффициента Кориолиса.5. Correction on the sheet "d 1 -A" of the values \u200b\u200bof pressure loss at the outlet CH
Figure 00000088
for the actual transitional and laminar zones, taking into account the equation α=a/ν H +b for the Coriolis coefficient.

6. Формирование третьего дополнительного листа

Figure 00000089
в первый столбец которого заносились числа Rek с листа «d1-А», а во второй столбец - вычисленные по полученным на 2-й операции уравнениям
Figure 00000090
расчетные значения суммарных коэффициентов потерь напора на местных сопротивлениях -
Figure 00000091
для прогнозируемой РХ.6. Formation of the third additional sheet
Figure 00000089
in the first column of which the numbers Re k were entered from the sheet "d 1 -A", and in the second column - calculated according to the equations obtained in the 2nd operation
Figure 00000090
calculated values of the total pressure loss coefficients at local resistances -
Figure 00000091
for the predicted RH.

7. Формирование четвертого дополнительного листа «ПРОГНОЗ», в первый, второй и третий столбцы которого заносились вычисленные на листе «d1-A» значения суммарных потерь на трение -

Figure 00000092
скорректированные (в зависимости от а) значения скоростных напоров на выходе СН -
Figure 00000093
и экспериментальные значения скоростей истечения νHk, соответственно. В четвертый и пятый столбцы листа «ПРОГНОЗ» копировались парные значения
Figure 00000094
с листа
Figure 00000095
полученные в предыдущей операции, в шестой столбец - вычисленные по формуле
Figure 00000096
значения суммарных потерь напора на местных сопротивлениях и в седьмой столбец - вычисленные по формуле
Figure 00000097
расчетные значения располагаемого напора. Для удобства построения точек
Figure 00000098
прогнозируемой РХ в последний 8-й столбец копировались экспериментальные значения QЭk с листа «d1-А».7. Formation of the fourth additional sheet "PROGNOSIS", in the first, second and third columns of which the values \u200b\u200bof the total friction losses calculated on the sheet "d 1 -A" were entered -
Figure 00000092
corrected (depending on a) values of velocity pressures at the outlet CH -
Figure 00000093
and experimental values of the outflow velocities ν Hk , respectively. Paired values were copied into the fourth and fifth columns of the FORECAST sheet
Figure 00000094
from the sheet
Figure 00000095
obtained in the previous operation, in the sixth column - calculated by the formula
Figure 00000096
the values of the total pressure loss at local resistances and in the seventh column - calculated by the formula
Figure 00000097
calculated values of available pressure. For the convenience of constructing points
Figure 00000098
predicted RH in the last 8th column, the experimental values of Q Ek from the sheet "d 1 -A" were copied.

8. По полученным для каждой из выделенных зон табличным функциям

Figure 00000099
путем их регрессионного анализа в программе «Advanced Grapher» и аппроксимации степенными функциями были получены уравнения
Figure 00000100
расчетной РХ воды при УН температуре для фактических зон турбулентного (s=1), переходного (s=2) и ламинарного (s=3) режимов истечения.8. According to the tabular functions obtained for each of the selected zones
Figure 00000099
by their regression analysis in the "Advanced Grapher" program and approximation by power functions, the equations were obtained
Figure 00000100
calculated RH of water at UN temperature for the actual zones of turbulent (s=1), transitional (s=2) and laminar (s=3) flow regimes.

Следующий этап проверки предложенного способа определения РХ касался процедуры вычисления относительных погрешностей расчета расхода прогнозируемой РХ САД воды при УН температуре. Отметим, что для всех 15-ти массивов экспериментальных и расчетных данных, полученных для УН температуры воды, и обоих вариантах вычисления коэффициента Кориолиса α (а=1,05 и α=a/νH+b) эти погрешности имеют максимальные значения в верхней и нижней точках диапазона изменения располагаемого напора, т.е. при Н=Hmax=184 см и Н=Hmin=4 см. Вычисление погрешностей проводилось по формулам:The next stage of verification of the proposed method for determining the RH concerned the procedure for calculating the relative errors in calculating the flow rate of the predicted RH of the SAD of water at UN temperature. Note that for all 15 arrays of experimental and calculated data obtained for the UN temperature of water, and both options for calculating the Coriolis coefficient α (а=1.05 and α=a/ν H +b), these errors have maximum values in the upper and the lower points of the range of change in the available head, i.e. at H=H max =184 cm and H=H min =4 cm. The calculation of errors was carried out according to the formulas:

Figure 00000101
Figure 00000102
Figure 00000101
Figure 00000102

где

Figure 00000103
и
Figure 00000104
- экспериментальные значения расхода при H=184 см и H=4 см, соответственно, а
Figure 00000105
и
Figure 00000106
- расчетные значения расхода при тех же значениях H.where
Figure 00000103
and
Figure 00000104
- experimental flow rates at H=184 cm and H=4 cm, respectively, and
Figure 00000105
and
Figure 00000106
- calculated flow rates at the same values of H.

Параметры

Figure 00000107
и
Figure 00000108
определялись посредством использования операции «трассировки» в программе «Advanced Grapher» графиков аппроксимирующих степенных функций, полученных в результате регрессионного анализа табличных функций
Figure 00000109
и
Figure 00000110
на листе «d1-А», соответствующих фактическим турбулентной и ламинарной зонам истечения. Соответственно, параметры
Figure 00000111
и
Figure 00000112
определялись посредством использования операции «трассировки» графиков аппроксимирующих степенных функций, полученных в результате регрессионного анализа табличных функций
Figure 00000113
и
Figure 00000114
на листе «ПРОГНОЗ».Parameters
Figure 00000107
and
Figure 00000108
were determined by using the "tracing" operation in the "Advanced Grapher" program of graphs of approximating power functions obtained as a result of regression analysis of tabular functions
Figure 00000109
and
Figure 00000110
on sheet "d 1 -A", corresponding to the actual turbulent and laminar outflow zones. Accordingly, the parameters
Figure 00000111
and
Figure 00000112
were determined by using the “tracing” operation of the graphs of approximating power functions obtained as a result of regression analysis of tabular functions
Figure 00000113
and
Figure 00000114
on the FORECAST sheet.

Ниже приведена сводная таблица расчетных значений относительных погрешностей расхода для верхней и нижней границ диапазона изменения располагаемого напора.Below is a summary table of the calculated values of the relative flow errors for the upper and lower limits of the range of change in the available head.

Figure 00000115
Figure 00000115

Как следует из приведенной таблицы, максимальные значения погрешностей имеют место на нижней границе диапазона измерений (при Н=4 см). При вычислении α по эмпирической формуле - α=а/νH+b эти погрешности уменьшаются, что свидетельствует о правомерности предложенного в п. 2 Формулы изобретения алгоритма учета влияния на прогнозируемую РХ коэффициента Кориолиса.As follows from the table, the maximum error values occur at the lower limit of the measurement range (at H=4 cm). When calculating α by the empirical formula - α=а/ν H +b, these errors decrease, which indicates the validity of the algorithm proposed in paragraph 2 of the Claims of the invention, taking into account the influence of the Coriolis coefficient on the predicted RH.

Полученные значения погрешностей прогнозирования РХ, максимальная из которых

Figure 00000116
получена для трубки с внутренним диаметром d1=0,8 см и СН с внутренним диаметром dH=0,5 см, имеют достаточно малую величину и вполне приемлемы для практического применения предложенного способа для расчета РХ проектируемой системы дозирования натурной жидкости.The obtained values of the PX prediction errors, the maximum of which
Figure 00000116
obtained for a tube with an inner diameter d 1 = 0.8 cm and CH with an inner diameter d H = 0.5 cm, have a fairly small value and are quite acceptable for the practical application of the proposed method for calculating the RH of the designed natural liquid dosing system.

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 laboratory conditions to quickly and with a high degree of certainty predict the flow characteristics of the designed tract with varying physical parameters of natural fluid (specific gravity γ and kinematic viscosity ν), ranges of flow rate changes and different lengths of pipeline sections forming the tract.

Claims (2)

1. Способ определения расходной характеристики гидравлического тракта в переходной области истечения, характеризующийся тем, что модель тракта с проектными конструктивами местных сопротивлений и участков соединительных трубопроводов длиной
Figure 00000117
с внутренним диаметром di с концевой раздачей через запорное устройство с цилиндрическим сливным наконечником с внутренним диаметром dH проливают водопроводной водой посредством ее многократного порционного дозирования в мерную тару при различных, поддерживаемых на заданном постоянном уровне, величинах действующего напора Hj, где j=1,2…, n=31 - число проливок в каждом цикле проливок, ступенчато уменьшаемых с шагом 10 см от максимального
Figure 00000118
см до промежуточного значения
Figure 00000119
см - и далее, с шагом 2 см, - до нижней границы диапазона измерений -
Figure 00000120
см; с помощью электронных таблиц программы «Microsoft Excel» последовательно вычисляют: объемные расходы
Figure 00000121
соответствующие напорам Hj, где объем дозы Vj регистрируют с помощью взвешивания на электронных весах, а время дозирования tj задают и отмеривают с помощью электронного таймера; скорости истечения
Figure 00000122
из сливного наконечника, где ƒH=πdH 2/4, потери напора -
Figure 00000123
и числа Рейнольдса потока -
Figure 00000124
на его выходе, где коэффициент Кориолиса α первоначально принимают равным 1,05 как при турбулентном режиме истечения, а кинематическую вязкость воды νB рассчитывают по ее температуре в данном цикле проливок; скорости течения -
Figure 00000125
числа Рейнольдса -
Figure 00000126
коэффициенты трения -
Figure 00000127
и потери напора на трение -
Figure 00000128
на отдельных участках трубопровода; суммарные потери напора на трение -
Figure 00000129
на местных сопротивлениях в тракте -
Figure 00000130
и суммарные коэффициенты потерь напора на местных сопротивлениях -
Figure 00000131
полученную в табличном виде экспериментальную расходную характеристику тракта Qj=F(Hj) делят на зоны турбулентного, условно переходного и условно ламинарного режимов истечения посредством последовательного сравнительного анализа числовых значений стандартного отклонения ее точек и выбора количеств точек
Figure 00000132
, р ≥ 6 - в верхней области диапазона измерений и
Figure 00000133
, q ≥ 6 - в нижней области диапазона с минимальными значениями стандартного отклонения от графика соответствующей этим точкам степенной аппроксимирующей функции; при этом полученные для вышеуказанных зон значения табличных функций
Figure 00000134
, где индексы s=1, 2, 3 относятся к условно турбулентной, условно переходной и условно ламинарной зонам, соответственно, корректируют с учетом влияния коэффициента Кориолиса α, который увеличивают от значения α=1,05 при турбулентном режиме истечения до α=2 при ламинарном режиме в соответствии с принятой эмпирической функциональной зависимостью α=ϕ(νH) для вычисления скорректированных значений скоростных напоров на выходе сливного наконечника -
Figure 00000135
и соответствующих скорректированных значений табличных функций
Figure 00000136
для каждой из выделенных зон строят графики функций
Figure 00000137
и путем их регрессионного анализа получают уравнения аппроксимирующих функций -
Figure 00000138
определяют точки пересечения графиков:
Figure 00000139
и
Figure 00000140
фиксирующих, соответственно, верхнюю и нижнюю границы фактической переходной зоны, для прогнозируемой расходной характеристики; формируют ряд произвольно, с небольшим шагом уменьшаемых значений расхода
Figure 00000141
и - соответствующий ряд скоростей истечения
Figure 00000142
прогнозируемой расходной характеристики натурной жидкости; для каждого значения k и для каждой из выделенных фактических зон режимов истечения натурной жидкости вычисляют соответствующие этим зонам числа Рейнольдса на выходе сливного наконечника -
Figure 00000143
Figure 00000144
, где ν - кинематическая вязкость натурной жидкости, и по полученным уравнениям
Figure 00000145
аппроксимирующих функций вычисляют суммарные коэффициенты потерь напора на местных сопротивлениях -
Figure 00000146
для прогнозируемой расходной характеристики натурной жидкости вычисляют: скорости течения -
Figure 00000147
числа Рейнольдса -
Figure 00000148
коэффициенты трения -
Figure 00000149
потери напора на трение на отдельных участках трубопровода -
Figure 00000150
и суммарные потери напора на трение -
Figure 00000151
потери напора на выходе сливного наконечника -
Figure 00000152
и на местных сопротивлениях в тракте -
Figure 00000153
расчетные значения располагаемого напора -
Figure 00000154
по полученным в табличном виде для каждой из выделенных фактических зон режимов истечения функциям Qk=F(HPk) путем их аппроксимации степенными функциями получают соответствующие графики и уравнения зависимости расхода от располагаемого напора, т.е. определяют для каждой из трех фактических зон режимов истечения искомые расходные характеристики натурной жидкости.1. A method for determining the flow characteristics of a hydraulic tract in the transition region of the outflow, characterized in that the tract model with design constructs of local resistances and sections of connecting pipelines with a length
Figure 00000117
with an inner diameter d i with end distribution through a locking device with a cylindrical drain tip with an inner diameter d H is spilled with tap water by means of its multiple batch dosing into a measuring container at various values of the effective pressure H j maintained at a given constant level, where j=1 ,2…, n=31 - the number of waterings in each cycle of waterings, stepwise decreasing with a step of 10 cm from the maximum
Figure 00000118
cm to intermediate value
Figure 00000119
cm - and further, with a step of 2 cm, - to the lower limit of the measurement range -
Figure 00000120
cm; using Microsoft Excel spreadsheets, they sequentially calculate: volumetric costs
Figure 00000121
corresponding to the pressures H j , where the dose volume V j is recorded by weighing on an electronic scale, and the dosing time t j is set and measured using an electronic timer; flow rate
Figure 00000122
from the drain tip, where ƒ H \u003d πd H 2 / 4, head loss -
Figure 00000123
and the Reynolds numbers of the flow -
Figure 00000124
at its outlet, where the Coriolis coefficient α is initially taken equal to 1.05 as in the turbulent flow regime, and the kinematic viscosity of water ν B is calculated from its temperature in a given cycle of pouring; flow speed -
Figure 00000125
Reynolds numbers -
Figure 00000126
friction coefficients -
Figure 00000127
and loss of pressure due to friction -
Figure 00000128
on separate sections of the pipeline; total pressure loss due to friction -
Figure 00000129
on local resistances in the path -
Figure 00000130
and total pressure loss coefficients at local resistances -
Figure 00000131
the experimental flow characteristic of the tract Q j =F(H j ) obtained in tabular form is divided into zones of turbulent, conditionally transient and conditionally laminar flow regimes by sequential comparative analysis of the numerical values of the standard deviation of its points and the choice of the number of points
Figure 00000132
, p ≥ 6 - in the upper region of the measurement range and
Figure 00000133
, q ≥ 6 - in the lower region of the range with the minimum values of the standard deviation from the graph corresponding to these points of the power-law approximating function; at the same time, the values of table functions obtained for the above zones
Figure 00000134
, where the indices s=1, 2, 3 refer to conditionally turbulent, conditionally transitional and conditionally laminar zones, respectively, are corrected taking into account the influence of the Coriolis coefficient α, which is increased from the value α=1.05 in the turbulent flow regime to α=2 when laminar mode in accordance with the accepted empirical functional dependence α=ϕ(ν H ) to calculate the corrected values of velocity pressure at the outlet of the drain tip -
Figure 00000135
and corresponding adjusted values of table functions
Figure 00000136
for each of the selected zones, graphs of functions are built
Figure 00000137
and by their regression analysis, the equations of the approximating functions are obtained -
Figure 00000138
determine the intersection points of the graphs:
Figure 00000139
and
Figure 00000140
fixing, respectively, the upper and lower boundaries of the actual transition zone, for the predicted flow characteristics; form a series arbitrarily, with a small step of decreasing flow rates
Figure 00000141
and is the corresponding series of outflow velocities
Figure 00000142
predicted flow characteristics of natural liquid; for each value of k and for each of the selected actual zones of natural liquid outflow modes, the Reynolds numbers corresponding to these zones are calculated at the outlet of the drain tip -
Figure 00000143
Figure 00000144
, where ν is the kinematic viscosity of natural liquid, and according to the obtained equations
Figure 00000145
approximating functions calculate the total pressure loss coefficients at local resistances -
Figure 00000146
for the predicted flow characteristics of natural liquids, the following are calculated: flow rates -
Figure 00000147
Reynolds numbers -
Figure 00000148
friction coefficients -
Figure 00000149
loss of pressure due to friction in certain sections of the pipeline -
Figure 00000150
and the total loss of pressure due to friction -
Figure 00000151
pressure loss at the outlet of the drain tip -
Figure 00000152
and on local resistances in the path -
Figure 00000153
calculated values of available pressure -
Figure 00000154
according to the functions Q k =F(H Pk ) obtained in tabular form for each of the selected actual zones of the outflow modes, by approximating them with power functions, the corresponding graphs and equations for the dependence of the flow rate on the available pressure are obtained, i.e. determine for each of the three actual zones of flow regimes the desired flow characteristics of natural liquid. 2. Способ по п. 1, отличающийся тем, что увеличение коэффициента α от 1,05 до 2 начинается для полученной в цикле проливок экспериментальной расходной характеристики модели гидравлического тракта от верхней границы условно переходной зоны истечения, а для прогнозируемой расходной характеристики - от верхней границы фактической переходной зоны; увеличение коэффициента α до значения α=2 заканчивается на нижней границе ламинарной зоны экспериментальной расходной характеристики; эмпирическая функциональная зависимость α=ϕ(νH) имеет вид гиперболической функции α=a/νH+b, где а и b - коэффициенты аппроксимации, график которой строится по двум точкам в программе «Advanced Grapher» - [νH1-1,05] и [νH2-2], где νH1 и νH2 - скорости истечения, соответствующие верхней границе условной переходной и нижней границе условной ламинарной зон экспериментальной расходной характеристики; для вычисления значений скоростных напоров
Figure 00000155
в зоне условного турбулентного режима истечения для экспериментальной расходной характеристики, а также значений скоростных напоров
Figure 00000156
- в зоне фактического турбулентного режима истечения для прогнозируемой расходной характеристики натурной жидкости принимается значение α=1,05.2. The method according to claim 1, characterized in that the increase in the coefficient α from 1.05 to 2 begins for the experimental flow characteristic of the hydraulic tract model obtained in the cycle of pouring from the upper boundary of the conditionally transitional outflow zone, and for the predicted flow characteristic - from the upper boundary the actual transition zone; the increase in the coefficient α to the value α=2 ends at the lower boundary of the laminar zone of the experimental flow characteristic; empirical functional dependence α=ϕ(ν H ) has the form of a hyperbolic function α=a/ν H +b, where a and b are approximation coefficients, the graph of which is built on two points in the Advanced Grapher program - [ν H1 -1, 05] and [ν H2 -2], where ν H1 and ν H2 are the outflow velocities corresponding to the upper boundary of the conditional transitional and lower boundary of the conditional laminar zones of the experimental flow characteristic; to calculate velocity pressure values
Figure 00000155
in the zone of the conditional turbulent flow regime for the experimental flow characteristics, as well as the values of velocity pressures
Figure 00000156
- in the zone of the actual turbulent flow regime for the predicted flow characteristic of natural fluid, the value α=1.05 is taken.
RU2020129672A 2020-09-08 2020-09-08 Method for determining the flow characteristics of a hydraulic tract in the transition outflow area RU2765801C1 (en)

Priority Applications (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
RU2020129672A RU2765801C1 (en) 2020-09-08 2020-09-08 Method for determining the flow characteristics of a hydraulic tract in the transition outflow area

Applications Claiming Priority (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
RU2020129672A RU2765801C1 (en) 2020-09-08 2020-09-08 Method for determining the flow characteristics of a hydraulic tract in the transition outflow area

Publications (1)

Publication Number Publication Date
RU2765801C1 true RU2765801C1 (en) 2022-02-03

Family

ID=80214741

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
RU2020129672A RU2765801C1 (en) 2020-09-08 2020-09-08 Method for determining the flow characteristics of a hydraulic tract in the transition outflow area

Country Status (1)

Country Link
RU (1) RU2765801C1 (en)

Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US7636640B2 (en) * 2006-09-05 2009-12-22 Brooks Instrument, Llc Multi-gas flow device
RU2582486C1 (en) * 2015-03-04 2016-04-27 Федеральное государственное бюджетное учреждение науки Институт проблем управления им. В.А. Трапезникова Российской академии наук Method of determining flow characteristics of hydraulic circuit and device therefor
RU2680987C1 (en) * 2018-03-28 2019-03-01 Федеральное государственное бюджетное учреждение науки Институт проблем управления им. В.А. Трапезникова Российской академии наук Method for determining the estimated flow characteristics of a hydraulic circuit during a turbulent flow mode
RU2709034C1 (en) * 2019-05-24 2019-12-13 Федеральное государственное бюджетное учреждение науки Институт проблем управления им. В.А. Трапезникова Российской академии наук Method of determining hydraulic circuit flow characteristic for transition area from turbulent to laminar flow conditions

Patent Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US7636640B2 (en) * 2006-09-05 2009-12-22 Brooks Instrument, Llc Multi-gas flow device
RU2582486C1 (en) * 2015-03-04 2016-04-27 Федеральное государственное бюджетное учреждение науки Институт проблем управления им. В.А. Трапезникова Российской академии наук Method of determining flow characteristics of hydraulic circuit and device therefor
RU2680987C1 (en) * 2018-03-28 2019-03-01 Федеральное государственное бюджетное учреждение науки Институт проблем управления им. В.А. Трапезникова Российской академии наук Method for determining the estimated flow characteristics of a hydraulic circuit during a turbulent flow mode
RU2709034C1 (en) * 2019-05-24 2019-12-13 Федеральное государственное бюджетное учреждение науки Институт проблем управления им. В.А. Трапезникова Российской академии наук Method of determining hydraulic circuit flow characteristic for transition area from turbulent to laminar flow conditions

Similar Documents

Publication Publication Date Title
CN110500511B (en) Urban non-metal pipeline leakage positioning method
US8915145B1 (en) Multiphase mass flow metering system and method using density and volumetric flow rate determination
JP5512517B2 (en) Mass flow verification device and associated method capable of providing different volumes
US5272912A (en) Apparatus and method for measuring viscosities of liquids
CN106679770B (en) Mass calibration system and method for mass flowmeter
MXPA01009660A (en) Flowmeter calibration system with statistical optimization technique.
RU2582486C1 (en) Method of determining flow characteristics of hydraulic circuit and device therefor
JP7288463B2 (en) Method and apparatus for multi-pass mass flow/mass flow ratio control system
US20100138168A1 (en) Apparatus and a method of measuring the flow of a fluid
Rea et al. The split of horizontal stratified flow at a large diameter T-junction
Dayev Application of artificial neural networks instead of the orifice plate discharge coefficient
EP0378396A2 (en) Apparatus and method for measuring mass flow of a liquid
RU2765801C1 (en) Method for determining the flow characteristics of a hydraulic tract in the transition outflow area
RU2680987C1 (en) Method for determining the estimated flow characteristics of a hydraulic circuit during a turbulent flow mode
McNeil et al. The effects of a highly viscous liquid phase on vertically upward two-phase flow in a pipe
RU2709034C1 (en) Method of determining hydraulic circuit flow characteristic for transition area from turbulent to laminar flow conditions
US20170356788A1 (en) Systems and methods to obtain diagnostic information related to a bi-directional prover
Birvalski et al. Experiments and modelling of liquid accumulation in the low elbow of a gas/liquid pipeline
US20190212178A1 (en) Apparatus, system and method for use in determining a property of a flowing multiphase fluid
US11879866B2 (en) Measuring concentrations of mixed gases at an endpoint
McNeil et al. Vertically upward two-phase flow with a highly viscous liquid-phase in a nozzle and orifice plate
CN206772386U (en) A kind of pressure differential method liquid level measuring system
CN110864752A (en) Single-pulse flow measuring device and method based on volume tube and displacement sensor
Wright et al. Uncertainty in primary gas flow standards due to flow work phenomena
RU2791832C1 (en) Method for measuring the mass of oil hydrocarbons contained in water discharged through pipeline valves during drainage fo reservoirs and tanks of oil and gas processing enterprises