Increasing the Flow Capacity of Hoses with Electrical-Heater Coils to Supply Thickened Preservatives for Spraying

Texto integral

Введение

Рабочие органы плугов, культиваторов, дисковых борон, сеялок и другой сельскохозяйственной техники при постановке в межсезонный период на длительное хранение необходимо покрывать консервационным материалом для защиты от коррозии. Под открытым небом защитная способность покрытий из отработанных моторных масел составляет 25–42 % [1; 2]. Введение в отработанные масла 12–15 % загущающих присадок повышает их атмосферостойкость и защитную способность до 97 % [3; 4]. При этом потери металла с поверхности рабочих органов снижаются в 20–25 раз [5]. 

Вязкость консерванта, содержащего отработанное масло и загущающую присадку, с понижением температуры значительно возрастает [6; 7]. В распылительном оборудовании из-за увеличения гидравлического сопротивления шланга уменьшаются его пропускная способность, расход и, как следствие, производительность нанесения вязкого консерванта. Разбавление консерванта бензином или дизельным топливом для понижения вязкости отрицательно влияет на защитные свойства наносимых покрытий, снижая срок защиты [8].

Чтобы обеспечить достаточную производительность нанесения вязкого консерванта в прохладную погоду осеннего сезона, шланг подачи целесообразно выполнить обогреваемым для его разжижения в процессе нагнетания из бака в пистолет-распылитель. Для этого внутрь шланга вводят нагревательную спиральную вставку и подключают ее к источнику тока [9; 10].

Цель исследования – повышение пропускной способности гибкого шланга с электронагревательной спиралью за счет определения ее геометрических параметров, минимизирующих гидравлическое сопротивление течению загущенного консерванта и сокращающих затраты энергии на нагрев материала в шланге.

Обзор литературы

Максимальный уровень расхода консервантов, наносимых пневматическими пистолетами-распылителями, зависит от конструкционного исполнения распылительной головки и составляет порядка 6–10 г/с [11; 12]. Дисперсность распыления консерванта влияет на сплошность, равномерность и защитные свойства нанесенного покрытия. Она зависит как от давления распыливающего воздуха, так и от вязкости наносимого консерванта. В работе А. М. Губашевой указан допустимый предел условной вязкости консерванта, равный 73 секундам по вискозиметру ВЗ-4¹. При этой вязкости допускается распыление консерванта с получением покрытия удовлетворительного качества. В ГОСТе приведена номограмма зависимости времени истечения (с) краски от ее кинематической вязкости (мм²/с)². В соответствии с этой номограммой времени истечения 73 с по ВЗ-4 нужна кинематическая вязкость краски, равная 300 мм²/с.

Если при нанесении в условиях пониженной температуры вязкость краски или консерванта превысит величину верхнего предела вязкости, то в работу необходимо включить нагревательную спираль в шланге. Нагрев консерванта в шланге обеспечит его разжижение и повысит расход, что позволит достаточно производительно и качественно наносить защитные покрытия при осенней консервации сельскохозяйственной техники.

Однако нагревательная спиральная вставка, находящаяся внутри шланга, уменьшает его проходное сечение, искажает структуру потока консерванта, влияет на гидравлическое сопротивление и пропускную способность шланга. Это подтверждают сравнительные гидравлические исследования гладких и гофрированных металлорукавов диаметром 8–25 мм, показавшие почти двухкратный рост потерь давления в гофрированных металлорукавах³. В опытах с трубой диаметром 12 мм, оснащенной спиральной вставкой шагом 50 мм и толщиной 0,85 мм, выявлено уменьшение расхода жидкости на треть по сравнению с гладкой трубой [13]. В другой работе приведены результаты экспериментального исследования коэффициента гидравлического сопротивления при течении теплоносителя в трубах со спиралями из проволоки разного шага [14]. При размещении спиральных вставок в гладких трубах отмечается увеличение коэффициента гидравлического сопротивления от 5 до 40 % в ламинарной области течения теплоносителя. После введения в поток теплоносителя микропузырьков газа установлено вращение потока в пристенном слое при числе Re < 500 [15]. Эти вращение и уменьшение гидравлического радиуса явились причинами роста коэффициента гидравлического сопротивления труб со спиральными вставками.

Ю. Г. Назмеев и И. А. Конахина исследовали пропускную способность труб с однозаходной винтовой накаткой в ламинарной области течения теплоносителя и установили факт прироста коэффициента гидравлического сопротивления от 30 до 200 % по отношению к коэффициенту гидравлического сопротивления гладкой трубы [16]. При этом максимальное увеличение гидравлического сопротивления характерно для трубы с минимальным шагом винтовой накатки и максимальной высотой выступа.

В другой работе представлена зависимость для определения коэффициента гидравлического сопротивления при течении воды в трубах с проволочными вставками:

$f=\mathrm{62,094}\cdot {\mathrm{Re}}^{-\mathrm{0,449}}\cdot {\left(\frac{d_{\text{T}}}{s}\right)}^{\mathrm{0,818}}\cdot {\left(\frac{e_{\Pi }}{d_{\text{T}}}\right)}^{\mathrm{0,406}}$ , (1)

где d_т – диаметр трубы, мм; s – шаг спирали, мм; e_п – толщина проволоки, мм [17].

Зависимость (1) указывает на рост гидравлического сопротивления трубы при увеличении толщины проволоки e_п и уменьшении шага спирали s проволочной вставки. Эта зависимость соответствует результатам исследований труб с винтовой нарезкой различной геометрической формы [18; 19].

Следует отметить, что в рассмотренных работах изучалось сопротивление течению маловязких теплоносителей при размещении проволочных спиралей вплотную к стенке жесткой трубы. Анализ показал, что практически не исследована связь пропускной способности гибкого шланга с диаметром спиральной вставки и ее смещением относительно оси шланга, с вязкостью протекающего консерванта и его нагревом.

Материалы и методы

Экспериментальные гидравлические исследования проводили на трех шлангах типоразмера МБС12х20-1,6 МПа. Длина каждого шланга L_ш = 10 м, внутренний диаметр d_ш = 12 мм. Две электронагревательные спирали выполнены из стальной сварочной проволоки СВ-08Г2С диаметром d_п = 1,2 мм и удельным электрическим сопротивлением 0,306 Ом/м (20 °С). Отрезки проволоки, используемые для изготовления спиралей, имели одинаковую длину L_п = 17,0 м и электрическое сопротивление 5,2 Ом, что соответствовало нагрузке N_с = 250 Вт при питании от понижающего трансформатора с напряжением 36 В.

Обе нагревательные спирали, обозначенные как А и Б, изготовлены длиной по 10 м, соответствующей размеру шланга. Они различались диаметром d и шагом s спирали (рис. 1). При размещении в гибком шланге стальные спирали соприкасались с его поверхностью. Минимальное расстояние от витков спирали до оси шланга b = d – d_п – 0,5d_ш.

 

 

 

Рис. 1. Электронагревательная спираль в шланге

Fig. 1. Electrical-heater coil in the hose

 

Геометрические параметры спирали А: диаметр d_а = 8,0 мм; шаг s_а = 15,6 мм; расстояние b_а = 0,8 мм; отношение к диаметру канала шланга d_а / d_ш = 0,67. Геометрические параметры спирали Б: диаметр d_б = 10,2 мм; шаг s_б = 19,8 мм; расстояние b_б = 3,0 мм; отношение к диаметру канала шланга d_б / d_ш = 0,85.

Один шланг оснастили спиралью А (шланг А), второй – спиралью Б (шланг Б), третий не имел спирали (гладкий шланг). Влияние параметров спирали на гидравлическое сопротивление шланга было исследовано на пневмо-гидравлическом стенде (рис. 2).

 

 

 

Рис. 2. Схема стенда для исследования гидравлического сопротивления шланга: 1 – компрессор; 2 – ресивер;

3 – регулятор давления; 4 – манометр пневматический; 5 – бак; 6 – консервант; 7 – кран; 8, 11 – манометр жидкостный;

9 – шланг; 10 – исследуемая спираль; 12 – весы; 13 – емкость; 14 – пистолет-распылитель

Fig. 2. Scheme of the stand for the study of the hydraulic resistance of the hose: 1 – compressor; 2 – receiver;

3 – pressure regulator; 4 – pneumatic pressure gauge; 5 – tank; 6 – preservative; 7 – crane; 8, 11 – liquid manometer;

9 – hose; 10 – investigated cooil; 12 – scales; 13 – capacity; 14 – spray gun

 

 

В горизонтальной плоскости размещали шланг 9 и подсоединенные к нему лабораторные манометры 8 и 11. Консервант 6 заливали в бак 5, сжатый воздух подавали от ресивера 2 работающего компрессора 1. Давление воздуха в баке 5 устанавливали посредством регулятора давления 3 и манометра 4. Под напором воздуха консервант 6 из бака 5 протекал по шлангу 9 и через сопло пистолета-распылителя 14 сливался в приемную емкость 13. Повышая давление воздуха, увеличивали давление выдачи р и расход консерванта.

Давление р₁ консерванта на входе в шланг и давление р₂ на выходе из него измеряли соответственно манометрами 8 и 11 с точностью 0,5 кПа, время t истечения – секундомером. Слитый в приемную емкость консервант взвешивали на электронных весах 12 для определения его массы m в граммах. Массовый расход консерванта q = m / t. Потери давления в шланге ∆p = p₁ – p₂.

Исследовали потери давления в шлангах при течении ньютоновской (отработанного моторного масла) и неньютоновской жидкости (загущенного консерванта). Загущенный консервант получали нагревом и смешиванием масла моторного отработанного с 10 % кубовых аминов, содержащих алифатические амины (ингибитор коррозии) и парафины (загуститель масла). Гидравлические исследования шлангов проводили в два этапа.

На первом этапе опыты выполняли при температуре 20 °С, исследовали потери давления в шлангах с холодными спиралями и в гладком шланге. Выявляли спираль, оказывающую меньшее гидравлическое сопротивление течению отработанного масла и загущенного консерванта. Кинематическую вязкость исследуемых жидкостей измеряли посредством вискозиметра Smart L. При 20 °С кинематическая вязкость отработанного масла ν_м = 122 мм²/с. Для загущенного консерванта определяли эффективную кинематическую вязкость, зависимость которой от температуры показана на рисунке 3. При 20 °С эффективная кинематическая вязкость загущенного консерванта ν_к = 236 мм²/с.

 

 

 

Рис. 3. Зависимость эффективной кинематической вязкости загущенного

консерванта νк от температуры Т (вискозиметр Smart L, шаг 4 с)

Fig. 3. Dependence of the effective kinematic viscosity of the thickened

preservative νк from temperature T (Smart L viscometer, step 4 s)

 

На втором этапе опыты проводили при температуре 12 °С с загущенным консервантом, эффективная кинематическая вязкость которого 725 мм²/с значительно превышала допустимый предел вязкости по распылению 300 мм²/с. Исследовали потери давления в шланге со спиралью, имеющей меньшее гидравлическое сопротивление. Шланг заполняли загущенным консервантом, выдерживали 1,5 ч для выравнивания температур консерванта и воздуха.  Включали нагрев спирали в шланге и спустя 0,2 ч подавали сжатый воздух в бак. Выпуская консервант из бака сквозь обогреваемый шланг, определяли потери давления. При этой же температуре исследовали потери давления холодного консерванта в гладком шланге.

Во время опытов для различных значений массового расхода исследуемых жидкостей q определяли значения потерь давления в гладком шланге ∆p_о, в шланге А ∆p_а, в шланге Б ∆p_б. Рассчитывали изменение потерь давления ∂p (%) в шланге со спиралью по отношению к потерям давления в гладком шланге:

 $\partial p=\frac{\Delta p-\Delta p_{\text{o}}}{\Delta p_{\text{o}}}\cdot 100\%.$           (2)

Результаты исследования

Электронагревательная спиральная вставка может быть выполнена малым диаметром для нагрева консерванта в центральной части потока или большим диаметром для нагрева консерванта в пристенной области. Разрабатывая обогреваемый шланг для консервационного оборудования, важно из двух вариантов попутного нагрева консерванта выбрать тот, который при минимуме энергозатрат обеспечит необходимую пропускную способность шланга. При подаче напряжения на спираль в первую очередь будет нагреваться и разжижаться слой консерванта, соприкасающийся с ним. Слой консерванта, удаленный от спирали, останется холодным и вязким. Поэтому движущийся по обогреваемому шлангу поток консерванта может иметь разную температуру в слоях поперечного сечения и его допустимо считать двухслойным.

Рассмотрим схему движения двухслойного потока консерванта сквозь шланг, в которой не учитывается деформация шланга, гидравлическое сопротивление нагревательной спирали и потери тепла в атмосферу. Примем, что загущенный консервант относится к ньютоновской жидкости, его движение сквозь шланг является ламинарным и равномерным, при котором действует параболический закон распределения скоростей. На рисунке 4 приведен профиль скоростей потока и обозначены следующие показатели: u_max – осевая скорость потока; h_с – динамическая вязкость консерванта в пристенной области; η_ц – динамическая вязкость консерванта в центральной части; r – радиус центральной части потока; R – радиус проходного канала в шланге.

 

 

 

Рис. 4. Профиль скоростей и распределение вязкости двухслойного потока консерванта в сечении

Fig. 4. Velocity profile and viscosity distribution of the two-layer flow of the preservative in the section

 

 

Пропускная способность шланга характеризуется расходом консерванта и зависит от давления выдачи. ГОСТ 24856-2014 определяет пропускную способность трубопроводной арматуры как величину⁴, численно равную расходу рабочей среды, протекающей через арматуру при перепаде давлений 1 кгс/см².

Для течения сквозь шланг двухслойного потока консерванта, без учета гидравлического сопротивления спирали, в одной из наших работ определены потери давления

$\Delta p=\frac{8Q{L}_{Ш}{\eta }_{Ц}{\eta }_{С}}{\pi \left[R^4{\eta }_{Ц}-r^4\left({\eta }_{Ц}-{\eta }_{С}\right)\right]}$ ,     (3)

где Q – объемный расход консерванта, м³/с; ∆p – потери давления в шланге, Па; R и L_ш – радиус и длина канала в шланге, м; r – радиус центральной части потока, м; η_ц и η_с – динамическая вязкость слоев консерванта в центральной части и в пристенной области, Па∙с.

С одной стороны, потери давления ∆p в шланге напрямую зависят от расхода Q консерванта, а с другой – на расход консерванта влияют потери давления⁵. Для дальнейшего анализа течения двухслойного потока, по примеру ГОСТа⁶, из формулы (3) определим пропускную способность шланга как отношение расхода Q консерванта к потерям давления ∆p:

$K=\frac{Q}{\Delta p}=\frac{\pi \left[R^4{\eta }_{Ц}-r^4\left({\eta }_{Ц}-{\eta }_{С}\right)\right]}{8L_{Ш}{\eta }_{П}{\eta }_{С}}$ ,  (4)

где K – пропускная способность шланга, м³/(Па∙с).

Обозначим коэффициентом разделения потока в шланге κ отношение радиуса центральной части потока к радиусу канала (κ = r / R), а коэффициентом понижения вязкости μ – отношение вязкостей разогретого η_р и холодного η слоев консерванта:

$\mu =\frac{{\eta }_{\text{p}}}{\eta }$ .                     (5)

В рамках рассматриваемой схемы потока значения указанных коэффициентов изменяются в интервалах 1,0 ≥ κ ≥ 0; 1,0 ≥ μ ≥ 0.

В случае движения сквозь шланг холодного консерванта, когда вязкость одинакова по всему сечению шланга (η_ц = η_с = η), пропускную способность (ПС) шланга K_х определим из уравнения (4):

$K_{Х}=\frac{\pi R^4}{8L_{Ш}\eta }$ .                   (6)

Рассмотрим первый способ нагрева, при котором в шланге греется и разжижается пристенный слой консерванта толщиной R – r. Вязкость разогретого консерванта в пристенном слое η_с = η_р = ημ, а холодного консерванта в центральной части потока η_ц = η.

Из уравнения (4) найдем ПС шланга K_с при течении консерванта с разогретым пристенным слоем:

$K_{С}=\frac{\pi R^4\left[{\mu }^{-1}-{\kappa }^4\left({\mu }^{-1}-1\right)\right]}{8L_{Ш}\eta }$ .       (7)

Из выражений (7) и (6) определим уровень роста ПС шланга K_с / K_х при течении потока консерванта с разогревом пристенного слоя:

$\frac{K_{\text{c}}}{K_{\text{x}}}={\mu }^{-1}-{\kappa }^4\left({\mu }^{-1}-1\right)$ .       (8)

Рассмотрим второй способ нагрева, при котором греется и разжижается центральная часть потока. Вязкость разогретого консерванта в центральной части η_с = η_р = ημ, а холодного в пристенном слое η_с = η. Из уравнения (4) найдем ПС шланга K_ц при течении консерванта с разогретой центральной частью:

$K_{Ц}=\frac{\pi R^4\left[1+{\kappa }^4\left({\mu }^{-1}-1\right)\right]}{8L_{Ш}\eta }$ .        (9)

Уровень роста ПС шланга K_ц / K_х при течении потока консерванта с разогревом центральной части находим из выражений (9) и (6):

$\frac{K_{Ц}}{K_{Х}}=1+{\kappa }^4\left({\mu }^{-1}-1\right)$ .            (10)

Если за счет разогрева вязкость консерванта снизится в 2 раза (коэффициент понижения вязкости μ = 0,5), то графики, отображающие зависимости (8) и (10), будут иметь вид, показанный на рисунке 5.  

 

 

 

Рис. 5. Уровень роста ПС шланга K / K_х при течении консерванта двухслойным потоком в зависимости от коэффициента разделения κ: 1 – с нагретым пристенным слоем; 2 – с нагретой центральной частью

Fig. 5. Level of growth the throughput of the hose K / K_х during the flow of the preservative in a two-layer,
depending on the separation factor κ: 1 – with a heated wall layer; 2 – with a heated central part

 

 

Графики 1 и 2 симметричны относительно ординаты, проходящей через точку их пересечения K / K_х = 1,5. Определим эквивалентный коэффициент κ_э разделения двухслойного потока, при котором значения ПС шланга будут равными (K_ц = K_с) в обоих вариантах разогрева консерванта. Для этого приравняем выражения (8) и (10), а после разделения переменных получим

${\kappa }_{Э}^4=\mathrm{0,5}$ ,${\kappa }_{Э}=r_{Э}/R=\mathrm{0,84,}$ 

где r_э – эквивалентный радиус потока, м.

Расчеты показывают, что при разделении двухслойного потока по эквивалентному радиусу (r_э = 0,84R) ПС шланга одинакова (K_с = K_ц = K_э) в обоих вариантах нагрева консерванта. Если при течении по шлангу вязкость нагреваемого слоя консерванта повысить в 2 раза (коэффициент μ = 0,5), то ПС шланга возрастет в 1,5 раза (K_э = 1,5K_х).

Установим, как меняется ПС шланга K_э / K_х при прокачке консерванта двухслойным потоком в зависимости от коэффициента понижения вязкости μ. Граничные условия следующие: величина эквивалентного радиуса разделения потока r_э = 0,84R, коэффициент понижения вязкости в диапазоне 1,0 ≥ μ > 0,1. Подставив эквивалентный коэффициент разделения потока (κ_э = 0,84) в формулу (8) или (10), определим уровень роста эквивалентной ПС шланга при нагреве консерванта в двухслойном потоке:

$\frac{K_{Э}}{K_{Х}}=\mathrm{0,5}\left({\mu }^{-1}+1\right)$ .              (11)

На рисунке 6 представлен график, иллюстрирующий формулу (11).

 

 

 

Рис . 6. Уровень роста эквивалентной ПС шланга K_э / K_х в зависимости

от коэффициента μ понижения вязкости консерванта

Fig. 6. Level of growth the equivalent in the throughput of the hose K_э / K_x depending

on the coefficient μ of reducing the viscosity of the preservative

 

 

Из графика видно, что в случае течения консерванта двухслойным потоком с разогретой центральной частью (равно как и с разогретым пристенным слоем) при понижении коэффициента вязкости μ от 1,0 до 0,2 (в 5 раз) эквивалентная ПС шланга K_э / K_х возрастет в 3 раза по сравнению с течением холодного консерванта.

Сравним затраты тепловой энергии на предварительный разогрев холодного консерванта в центральной части и в пристенном слое канала шланга. Затраты энергии E_ц на предварительный разогрев консерванта в центральной части, ограниченной эквивалентным радиусом r_э, определим по формуле

$E_{Ц}=\pi {\left({\kappa }_{Э}R\right)}^2{L}_{Ш}\cdot c\cdot \Delta T$ ,       (12)

где R – радиус канала шланга, R = 0,5d_ш, м; с – объемная теплоемкость консерванта, Дж/(м³∙°С); ∆Т – повышение температуры консерванта при разогреве, °С.

Затраты энергии E_с на предварительный разогрев консерванта в пристенном слое, ограниченном эквивалентным радиусом r_э и поверхностью шланга:

$E_{С}=\pi \left[R^2-{\left({\kappa }_{Э}R\right)}^2\right]L_{Ш}\cdot c\cdot \Delta T$ . (13)

Из формул (12) и (13) найдем соотношение затрат энергии:

$\frac{E_{Ц}}{E_{С}}=\frac{{\kappa }_{Э}^2}{1-{\kappa }_{Э}^2}=\frac{{\mathrm{0,84}}^2}{1-{\mathrm{0,84}}^2}=\mathrm{2,4.}$

Как видим, при равной ПС шлангов затраты энергии на предварительный разогрев консерванта в центральной части, ограниченной эквивалентным радиусом, будут в 2,4 раза выше затрат энергии на разогрев пристенного слоя. Следовательно, энергетически менее затратным является первый способ разогрева вязкого консерванта в пристенном слое от электронагревательной спирали, размещенной внутри шланга возле стенки.

При выборе проволочной спирали для разогрева консерванта в шланге оценивалась ее поверхностная мощность (β, Вт/см²):

$\beta =\frac{N_{С}}{F}=\frac{N_{С}}{\pi d_{П}{L}_{П}},$              (14)

где N_с – нагрузка (мощность) спирали, N_с = 250 Вт; F – площадь поверхности проволоки в спирали, см²; L_п – длина проволоки в спирали, L_п = 1 700 см; d_п – диаметр проволоки, d_п = 0,12 см.

Расчет по формуле (14) дал величину поверхностной мощности спирали (β = 0,4 Вт/см²), которая в 2 раза ниже допустимой поверхностной мощности (β_д = 0,8 Вт/см²) для резинотекстильных шлангов [12]. Поэтому электронагревательные спирали А и Б, выполненные из проволоки с указанными геометрическими параметрами, пригодны для использования внутри исследуемого шланга.

Результаты первого этапа исследования потерь давления при течении сквозь шланги масла моторного отработанного отражены на рисунке 7.

 

 

 

Рис. 7. Изменение потерь давления ∂p в шлангах со спиралями по отношению к потерям
давления в гладком шланге в зависимости от расхода q отработанного масла:
А_м – для холодной спирали А; Б_м – для холодной спирали Б; температура масла 20 °C

Fig. 7. Change in pressure loss ∂p in hoses with coils in relation to pressure loss in smooth hoses depending
on the consumption q of waste oil: A_м – for cold spiral A; Б_м – for cold coil Б; oil temperature 20 °C

 

Режим течения отработанного масла по гладкому шлангу оценивали числом Рейнольдса:

$\mathrm{Re}=\frac{4q}{\pi d_{Ш}{\nu }_{М}{\rho }_{М}}$ ,              (15)

где q – расход масла, г/с; ρ_м – плотность масла, ρ_м = 9 ∙ 10⁻⁴ г/мм³; d_ш – диаметр канала в шланге, d_ш = 12 мм; ν_м – кинематическая вязкость масла, ν_м = 122 мм²/с.

По формуле (15) для минимального и максимального значений расхода (3 и 18 г/с) определен диапазон чисел Рейнольдса в данном исследовании 26 ≤ Re ≤ 156. Данный диапазон чисел Рейнольдса относится к ламинарной области течения масла.

Графики А_м и Б_м указывают на рост относительных потерь давления при увеличении расхода масла. С увеличением расхода масла от 3 до 18 г/с относительные потери давления в шланге А возросли от 88 до 112 %, а в шланге Б – от 45 до 54 %. Как видим, относительные потери давления в шланге со спиралью Б, витки которой находились ближе к стенке канала шланга, были почти в 2 раза ниже, чем в шланге со спиралью А.

Более высокие потери давления в шланге со спиралью А можно объяснить двумя причинами. Во-первых, спираль А имела меньший шаг (s_а = 15,6 мм), чем спираль Б (s_б = 19,8 мм), и, согласно формуле (1), оказывала большее гидравлическое сопротивление течению масла. Но расчет по формуле (1) для шагов спиралей 19,8 и 15,6 мм дает величину повышения коэффициента гидравлического сопротивления всего в 1,22 раза, что значительно ниже полученного результата. Во-вторых, витки спирали А находились ближе к оси шланга (b_а = 0,8 мм), чем спирали Б (b_б = 3,0 мм). При ламинарном режиме течения потока жидкости его осевая скорость является максимальной (см. рис. 3). Как показано в работе А. М. Гайфуллина и А. В. Зубцова, сопротивление вставки определяется величиной импульса, который теряет поток жидкости в слое взаимодействия со вставкой (в слое смешения) [20]. Так как величина импульса зависит от скорости течения, то взаимодействие спирали А с быстродвижущимися слоями вдоль оси шланга увеличило потери импульса в потоке масла и потери давления по сравнению со спиралью Б.

На рисунке 8 (графики А_к и Б_к) показано изменение потерь давления при течении загущенного консерванта сквозь шланги с холодными спиралями, температура 20 ^оС.

 

 

 

Рис. 8. Изменение потерь давления ∂p в шлангах со спиралями по отношению к потерям давления

в гладком шланге в зависимости от расхода q загущенного консерванта: А_к – для холодной спирали А;

Б_к – для холодной спирали Б, температура консерванта 20 °С;

Б_г – для нагретой спирали Б, начальная температура консерванта 12 °С

Fig. 8. Change in pressure loss ∂p in hoses with coils in relation to pressure loss in smooth hoses
depending on the consumption q of the thickened preservative: A_к – for cold coil A; Б_к – for cold coil Б,
preservative temperature 20 °C; Б_г – for heated coil Б, the initial temperature of the preservative is 12 °C

 

 

Графики А_к и Б_к указывают на снижение относительных потерь давления при увеличении расхода загущенного консерванта. С увеличением расхода консерванта от 4 до 16 г/с относительные потери давления в шланге А снизились от 190 до 140 %, а в шланге Б – от 95 до 70 %. Полученные результаты отражают аномальность течения загущенного консерванта как неньютоновской структурированной жидкости.

Так как эффективная вязкость структурированной жидкости зависит от скорости сдвига, то она уменьшается при увеличении давления и скорости течения⁷. Это относится к исследуемому консерванту, вязкость которого снижается в результате механического разрушения структур, образовавшихся благодаря наличию парафина в качестве загустителя⁸. Так как спираль А оказывает большее сопротивление течению консерванта сквозь шланг, разрушение структур в консерванте происходит интенсивнее, чем в шланге со спиралью Б.
Об этом свидетельствует более крутой угол наклона графика А_к к оси абсцисс в сравнении с углом наклона графика Б_к. Несмотря на различие в характере течения загущенного консерванта и масла, в опытах с консервантом гидравлическое сопротивление спирали Б большего диаметра было тоже в 2 раза ниже, чем спирали А меньшего диаметра.

В ходе исследований, проведенных на отработанном моторном масле и на загущенном консерванте, однозначно установлено, что шланг со спиралью Б большего диаметра имеет меньшее гидравлическое сопротивление, чем шланг со спиралью А. Поэтому в серии опытов второго этапа, проводимых с нагревом загущенного консерванта, был использован шланг со спиралью Б. Результаты выполненного исследования показаны на рисунке 8, график Б_г.

Потери давления в шланге, обогреваемом спиралью Б, тоже зависели от расхода загущенного консерванта, но при этом оставались ниже, чем в гладком шланге. В результате относительные потери давления ∂p имели отрицательные значения. В интервале расхода от 6 до 16 г/с потери давления ∂p увеличились от –50 до –10 % (в 5 раз). Рост потерь давления при увеличении расхода был обусловлен снижением температуры нагреваемого загущенного консерванта и, соответственно, повышением его вязкости. Для этого уровня расхода потери давления в обогреваемом спиралью Б шланге ниже, чем в гладком шланге соответственно на 50–25 % (см. рис. 8, график Б_г).

Благодаря нагреву загущенного консерванта от спирали Б уменьшаются относительные потери давления и изменяется пропускная способность шланга. Определим пропускные способности гладкого шланга K_гл и шланга со спиралью K_с:

$K_{ГЛ}=\frac{q_{Ф}}{\Delta p_{О}\cdot \rho }$ , $K_{С}=\frac{q_{Ф}}{\Delta p\cdot \rho }$  ,     (16)

где q_ф – опытное значение массового расхода консерванта, кг; ρ – плотность консерванта, кг/м³; ∆p_о – потери давления в гладком шланге, Па; ∆p – потери давления в шланге со спиралью, Па.

Из выражений (16) найдем потери давления в шлангах:

$\Delta p_{О}=\frac{q_{Ф}}{K_{ГЛ}\cdot \rho }$ ,  $\Delta p=\frac{q_{Ф}}{K_{С}\cdot \rho }$ .    (17)

Подставив полученные выражения в формулу (2), установим взаимосвязь между пропускными способностями шланга со спиралью Б (нагретой или холодной) и гладкого шланга:

$\frac{K_{С}}{K_{ГЛ}}=\frac{100}{100+\partial p}$ .             (18)

Используя данные с графиков Б_к и Б_г (см. рис. 8), по формуле (18) рассчитаем изменения величин K / K_гл пропускных способностей шлангов в интервале массового расхода 4 ≤ q ≤ 16 г/с. Результаты расчетов в виде графиков показаны на рисунке 9.

 

 

Рис. 9. Влияние расхода q консерванта на относительные пропускные способности K / K_гл шлангов:

1 – шланг с нагретой спиралью Б (K_с.н. / K_гл); 2 – гладкий шланг;

3 – шланг с холодной спиралью Б (K_с.х. / K_гл)

Fig. 9. Тhе influence of the consumption q of the preservative on the relative throughput K / K_гл of the
hoses: 1 – hose with a heated coil Б (K_с.н. / K_гл); 2 – smooth hose; 3 – hose with a cold coil Б (K_с.х. / K_гл)

 

 

ПС шланга с холодной спиралью Б (рис. 9, график 3) практически наполовину (K_с.х. / K_гл = 0,5–0,6) ниже ПС гладкого шланга (рис. 9, график 2). Если работать с нагретой спиралью Б (рис. 9, график 1), то ПС шланга повысится в 2 раза (K_с.н. / K_гл = 2) при расходе консерванта q = 6 г/с и в 1,4 раза при расходе 10 г/с. Более высокая ПС шланга с нагретой спиралью при меньшем расходе обусловлена более высокой температурой нагреваемого консерванта и, соответственно, его меньшей вязкостью.

Обсуждение и заключение

В условиях осеннего сезона работоспособность пневмораспылительного оборудования для нанесения загущенного консерванта на рабочие органы сельхозмашин может быть обеспечена нагревом и разжижением материала в напорном шланге от электрической спирали. Показано, что нагрев консерванта в периферийном слое возле стенки шланга увеличивает его пропускную способность с меньшими затратами энергии (в 2,4 раза), чем нагрев в центральной части шланга.

Исследовано влияние геометрических параметров электрической спирали мощностью 250 Вт, выполненной из стальной сварочной проволоки толщиной 1,2 мм и размещенной в шланге длиной 10 м, диаметром d_ш = 12 мм. Установлено, что гидравлическое сопротивление шланга и потери давления в нем зависят от диаметра спирали, вязкости и структуры протекающей жидкости. По сравнению с гладким шлангом потери давления в шланге со спиралью увеличиваются для отработанного моторного масла на 54–112 %, для загущенного консерванта – на 70–140 %. При ламинарном режиме течения потери давления в шланге в 2 раза ниже от спирали диаметром 0,85 диаметра канала шланга, чем от спирали диаметром 0,67 диаметра канала шланга.

В результате выполненных исследований определен рациональный способ размещения электрической спирали возле стенки канала обогреваемого шланга. При пониженной температуре воздуха снижение вязкости загущенного консерванта за счет нагрева периферийного слоя способствует уменьшению гидравлического сопротивления шланга, увеличению его пропускной способности в 1,4–2,0 раза и, следовательно, повышению производительности нанесения защитного покрытия. 

Использование электрической спирали в шланге c загущенным консервантом минимизирует потребление энергии при консервации техники на открытых площадках хранения. Благодаря этому становится возможным применение низковольтного автотракторного генератора с напряжением 28 В в качестве мобильного источника электроэнергии, используемой для разогрева загущенного консерванта в процессе его нанесения на рабочие органы сельхозмашин.

 

 

¹           Губашева А. М. Разработка технологии консервации тукоразбрасывающих машин с обоснованием параметров агрегата для нанесения защитных составов : автрореф. дис. … канд. техн. наук. Мичуринск, 2018. 23 с. URL: http://www.mgau.ru/upload/iblock/56c/56cb4f83eef7a6261f38f49643fa6def.pdf (дата обращения: 06.11.2021).

²           ГОСТ 8420-74. Материалы лакокрасочные. Методы определения условной вязкости. М., 2004. 7 с. URL: http://gostbank.metaltorg.ru/data/11470.pdf (дата обращения: 06.11.2021).

³           RGTA-GROUP. Гидравлическое сопротивление металлорукавов [Электронный ресурс]. URL: http://www.rgta.ru/production (дата обращения: 06.11.2021).

⁴           ГОСТ 24856-2014. Арматура трубопроводная. Термины и определения. М. : Стандартинформ, 2015. 73 с. URL: https://files.stroyinf.ru/Data2/1/4293767/4293767362.pdf (дата обращения: 06.11.2021).

⁵           Петрашев А. И. Совершенствование технологических процессов и ресурсосберегающих средств консервации сельскохозяйственной техники при хранении : автореф. дис. … д-ра техн. наук. Саратов, 2007. 48 с. URL: https://www.elibrary.ru/item.asp?id=15850201 (дата обращения: 06.11.2021).

⁶           ГОСТ 24856-2014.

⁷           Лойцянский Л. Г. Механика жидкости и газа. Изд. 7-е, испр. М. : Дрофа, 2003. 340 с.

⁸           Гуреев А. А., Фукс И. Г., Лашхи В. А. Химмотология. М. : Химия, 1986. 368 с. URL: https://elibrary.ru/item.asp?id=29137610 (дата обращения: 06.11.2021).

 

Sobre autores

Aleksandr Petrashev

All-Russian Research Institute for Use of Machinery and Petroleum Products in Agriculture

Autor responsável pela correspondência
Email: vitin-10.pet@mail.ru
ORCID ID: 0000-0002-7949-6883
Scopus Author ID: 57211665518
Researcher ID: ABD-2066-2021

Head of the Laboratory for Storage and Protection of Equipment from Corrosion, Dr.Sci (Engr.)

Rússia, 28 Novo-Rubezhnyy Pereulok, Tambov 392022

Larisa Knyazeva

All-Russian Research Institute for Use of Machinery and Petroleum Products in Agriculture

Email: knyazeva27@mail.ru
ORCID ID: 0000-0002-3232-2210
Scopus Author ID: 7003449084
Researcher ID: S-4930-2017

Chief Scientist of the Laboratory of Storage and Protection of Equipment from
Corrosion, Dr.Sci (Chem.), Associate Professor

Rússia, 28 Novo-Rubezhnyy Pereulok, Tambov 392022

Bibliografia

Arquivos suplementares