Проблемы машиностроения и надежности машин, 2022, № 3, стр. 3-8

Базовой задачей волновой технологии является разработка научных основ проектирования волновых машин и аппаратов. Теоретические основы протекания волновых процессов в многофазных средах изложены в работах [1–3]. Расчетные и экспериментальные исследования в этом направлении ведутся в основном на конкретных типах волновых устройств. В волновой технологии, базирующейся на возбуждении нелинейных колебаний и волн в многофазных средах, важную роль играют проточные гидродинамические генераторы вихревого типа [4]. В таких генераторах колебания давления возбуждаются проходящим высокотурбулентным закрученным и завихренным потоком жидкости, которая одновременно является обрабатываемой и рабочей средой. В ряде работ [5–9], посвященных исследованию течения в проточном гидродинамическом генераторе вихревого типа, было показано, что в проточной части реализуется сложная картина течения. В ней одновременно протекают взаимодействующие между собой гидродинамические, кавитационные и нелинейные волновые процессы. Интенсивность этих процессов существенно зависит от расположения отверстий тангенциальных каналов подачи рабочей среды, давления на входе и выходе, степени закрутки потока, длине и диаметре камеры и сопла генератора. В частности, наибольшая интенсивность кавитации реализуется в донной части генератора. Зависимости интенсивности кавитации от величины смещения подающих тангенциальных каналов и диаметра камеры носят нелинейный характер с наличием четких максимумов. При уменьшении диаметра камеры на выходе генератора в два раза и смещении тангенциальных каналов на расстояние от дна камеры, равное двум калибрам, интенсивность кавитации увеличивается практически на порядок. Однако, как показал анализ, несмотря на важность имеющихся в этих работах расчетных и экспериментальных данных, их оказалось недостаточно для описания реальной картины течения и процессов, протекающих в камере генератора и, соответственно, для модернизации существующих физико-математических моделей с целью получения достоверных расчетных данных.

Цель статьи – исследование влияния геометрии проточной части и давления на входе и выходе гидродинамического генератора вихревого типа на интенсивность и характер протекания гидродинамических и нелинейных волновых процессов, величину и характер распределения давления в камере генератора при изменении в широком диапазоне определяющих параметров.

Методы и средства эксперимента. Испытание модели проточного гидродинамического генератора вихревого типа проводилось на экспериментальной базе НЦ НВМТ (ИМАШ РАН). Принципиальная схема стенда представлена на (рис. 1). Генератор представлял собой цилиндрический стакан, в боковой стенке которого были выполнены два тангенциальных канала диаметром d_y = 2 мм для подачи жидкости в камеру генератора. Расстояние от плоскости осевого сечения подающих каналов до дна камеры l_y = 5 мм. Диаметр камеры генератора d_k = 10 мм. Камера генератора была выполнена длиной l_k = 40 мм для получения максимальной амплитуды колебаний давления в нем [5].

Рис. 1.

Принципиальная схема гидродинамического стенда: 1 – плунжерный насос; 2 – манометры; 3 – гидродинамический генератор колебаний вихревого типа; 4 – рабочая камера; 5 – датчик динамического давления; 6 – осциллограф; 7 – дроссель; 8 – расходомер; 9 – регулировочный вентиль; 10 – точки измерения статического давления.

На выходе камеры устанавливали сопла в виде цилиндрических отверстий с диаметрами d_с = 2.5, 3.0, 3.5, 3.7, 4.0, 4.2, 4.5, 5.0, 7.0 и 9.0 мм. В качестве рабочей среды использована водопроводная вода при температуре T = 25°C. Давление воды на входе в генератор изменялось в диапазоне P_in = 0.1–5.0 МПа; на выходе P_out = 0.1–1.0 МПа. Эти давления измерялись манометрами класса 1, расход и температура воды измерялась датчиками с погрешностью ±1%. Для измерения пульсаций давления в рабочей части за генератором был установлен пьезоэлектрический датчик типа 701А фирмы “Kistler”. Сигнал с датчика поступал на усилитель-преобразователь “Kistler-5011”, а затем для записи и обработки на осциллограф “Lecroy HRO 66Zi”. Измерение статического давления в центре дна P_d и на боковой поверхности камеры P_k генератора проводили манометрами и мановакумметрами класса 0.5.

Результаты исследований. Измерение распределения давления на боковой стенке камеры генератора показало, что величина давления по длине камеры и в плоскостях Ψ₁ = 0–180° и Ψ₂ = 90–270° практически не меняются. Вблизи выходных отверстий тангенциальных каналов в плоскости Ψ₁ = 0–180° давление повышается на 20–30% и при смещении в плоскость Ψ₂ = 90–270° настолько же снижается. С увеличением входного давления P_in статическое давление на боковой поверхности камеры линейно возрастает при всех исследуемых диаметрах сопла (рис. 2).

Рис. 2.

Зависимость Р_k = f(Р_in, d_c/d_k) при P_out = 0.1 МПа: $\blacktriangle $ – d_c/d_k = 0.25; $ \bullet $ – d_c/d_k = 0.35; $\blacksquare $ – d_c/d_k = = 0.4; + – d_c/d_k = 0.7; × – d_c/d_k = 0.9.

Зависимость P_k = f(d_c/d_k) носит нелинейный характер. С уменьшением диаметра сопла P_k возрастает (рис. 3), что, по-видимому, связано с усилением возвратного течения в камере генератора и влиянием вихревой каверны на его гидравлическое сопротивление.

Рис. 3.

Зависимость Р_k = f (Р_in, d_c/d_k) при P_out = 0.1 МПа: $\blacktriangle $ – Р_in = 1 МПа; $ \bullet $ – Р_in = 2.0 МПа; $\blacksquare $ – Р_in = 3.0 МПа; + – Р_in = 4.0 МПа; × – Р_in = 5.0 МПа.

Повышение давления на входе генератора также приводит к росту P_k. При P_in = 5.0 МПа, P_out = 0.3 МПа, d_c/d_k = 0.25 давление на боковой поверхности камеры достигает P_k = 3.5 МПа, что составляет 70% от входного давления.

При ступенчатом характере изменения диаметра сопла в диапазоне d_c/d_k = 0.3–0.45 при P_in = 5.0 МПа, P_out = 0.1 МПа в проточной части генератора на частотах f = 4.0‒4.3 кГц возбуждаются пики давления резонансного типа (рис. 4).

Рис. 4.

Амплитудно-частотные характеристики пульсаций давления в проточном гидродинамическом генераторе вихревого типа при P_in = 5.0 МПа, P_out = 0.3 МПа.

С увеличением гидростатического давления на выходе до P_out = 0.3 МПа амплитуда этих пиков пульсации давления возрастает в 5 раз и достигает величины A = 0.8 МПа (рис. 5).

Рис. 5.

Зависимость A_max = f(d_c/d_k, P_out) при P_in = 5.0 МПа: $ \bullet $ – P_out = 0.1 МПа; × – P_out = 0.3 МПа.

При дальнейшем увеличении давления на выходе до P_out = 1.0 МПа амплитуда этих пиков снижается. Зависимость A_max = f(d_c/d_k) является существенно нелинейной с характерным максимумом при d_c/d_k = 0.35. Эти данные свидетельствуют о резком повышении интенсивности протекания волновых процессов в камере генератора при изменении диаметра сопла в пределах d_c/d_k = 0.35–0.45. Давление на дне камеры генератора с уменьшением диаметра сопла в пределах d_c/d_k = 0.9–0.25 при P_in = 5.0 МПа и P_out = 0.1 МПа плавно возрастает с P_d = 0.003 МПа до P_d = 1.6 МПа.

Зависимость P_d = f(P_in,d_c/d_k), (рис. 6) носит сложный нелинейный характер. Так при d_c/d_k > 0.7 донное давление при всех P_in ниже атмосферного и с увеличением P_in до 5 МПа плавно снижается до P_d = 0.003 МПа. При d_c/d_k ≤ 0.7 с увеличением P_in донное давление вначале плавно снижается ниже атмосферного, а затем при определенной величине P_in для конкретного диаметра сопла начинает резко возрастать до величины, заметно превышающей атмосферное давление, при этом наиболее существенно с уменьшением диаметра сопла.

Рис. 6.

Зависимость Р_d = (Р_in, d_c/d_k) при P_out = 0.1 МПа: – d_c/d_k = 0.35; $\blacktriangle $ – d_c/d_k = 0.5; $\blacksquare $ – d_c/d_k = 0.7; $ \bullet $ – d_c/d_k = 0.9.

Это связано с тем, что при уменьшении диаметра сопла в конце камеры образуется кольцевая площадка перпендикулярная оси генератора. По-видимому, это приводит к возникновению обратного течения части основного потока от сопла к днищу камеры. Наличие вращательной составляющей потока может приводить к появлению тороидальных вихрей, размеры которых возрастают по мере уменьшения диаметра сопла. Это приводит к повышению донного давления. Вихревая кавитационная каверна, возникающая в приосевой области камеры генератора при P_in = 5.0 МПа, P_out = 0.1 МПа, d_c/d_k = 0.9 [6] отрывается от дна и по мере уменьшения диаметра сопла смещается к нему. При d_c/d_k = 0.3–0.45 возникает неустойчивое положение вихревой каверны относительно сопла. Она возникает то перед соплом, то за ним, при этом периодически частично перекрывает проходное сечение сопла, в результате чего возбуждаются мощные пики давления. Причем этот процесс носит автоколебательный характер, и повышение давления на выходе P_out генератора лишь усиливает этот процесс.

Заключение. В результате проведенных исследований было выявлено следующее: при изменении геометрии проточной части камеры гидродинамического генератора вихревого типа происходит резкое повышение интенсивности протекания волновых и гидродинамических процессов. Так, при изменении диаметра сопла в пределах d_c/d_k = = 0.3–0.45 в проточной части генератора при P_in = 5.0 МПа и P_out = 0.3 МПа в диапазоне частот f  = 4.0–4.3 кГц возбуждаются мощные нелинейные волны, амплитуда которых достигает 0.8 МПа. Донное давление в камере генератора с уменьшением диаметра сопла диапазоне d_c/d_k = 0.9–0.25 при P_in = 5.0 МПа и P_out = 0.1 МПа возрастает с 0.003 МПа до 1.6 МПа (почти в 500 раз). Давление на боковой поверхности камеры генератора с увеличением P_in, P_out и уменьшением диаметра сопла также возрастает и при P_in = 5.0 МПа, P_out = 0.3 МПа, d_c/d_k = 0.25 достигает величины P_k = 3.5 МПа, что составляет 70% от максимальной величины входного давления.