Расчет оптимального угла конусности конфузора, используемого для реверсивно-струйной очистки металлических поверхностей от коррозии Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

https://doi.org/10.21122/2227-1031-2019-18-3-216-222 УДК 669.620.197

Расчет оптимального угла конусности конфузора, используемого для реверсивно-струйной очистки металлических поверхностей от коррозии

Докт. техн. наук, проф. И. В. Качанов1*, инженеры А. Н. Жук1*, И. М. Шаталов1*, канд. физ.-мат. наук, доц. В. В. Веременюк1*, канд. техн. наук А. В. Филипчик1*

^Белорусский национальный технический университет (Минск, Республик Беларусь)

© Белорусский национальный технический университет, 2019 Belarusian National Technical University, 2019

Реферат. Для современного промышленного производства Республики Беларусь характерны отсутствие собственной сырьевой базы и существенная зависимость от импортных энергоносителей и материальных ресурсов, поставляемых по мировым ценам. При работе в данных условиях эффективность производства может быть достигнута за счет всемерной экономии и создания современных энерго- и ресурсосберегающих технологий. Однако реализация ряда таких технологий, например лазерной резки и сварки, плакирования, газопламенного напыления, покраски и т. д., напрямую зависит от качества очистки металлических поверхностей от коррозии. Теоретические и экспериментальные исследования, проведенные на кафедре «Кораблестроение и гидравлика» БНТУ, показали, что весьма экономично можно удалять с металлических поверхностей продукты коррозии, используя новую технологию реверсивно-струйной очистки. В ее основу положен физический принцип, заключающийся в том, что струя рабочей жидкости (пульпа на основе речного песка либо бентонитовой глины) при соударении с очищаемой поверхностью разворачивается на 180°, что приводит к усилению струйного воздействия на очищаемую поверхность в 1,5-2 раза за счет возникновения реактивной составляющей. Для обеспечения отмеченного разворота струи была разработана оригинальная конструкция корпуса, отличающаяся патентной новизной. Одним из основных элементов в этой конструкции является струеформирующее устройство, имеющее форму конфузора. Приведенные в статье теоретические исследования потерь напора рабочей жидкости в канале конфузора, основанные на исследовании функционала на экстремум, позволили получить зависимость для расчета оптимального угла конусности при турбулентном режиме движения в диапазоне чисел Рейнольдса 4000 < Re < 3 • 106 с учетом влияния плотности рабочей жидкости, ее динамической или кинематической вязкости, средней скорости движения рабочей жидкости, радиусов конфузоров.

Ключевые слова: гидроабразивная очистка, конфузор, угол конусности, реверсивно-струйная очистка, металлическая поверхность, коррозия

Для цитирования: Расчет оптимального угла конусности конфузора, используемого для реверсивно-струйной очистки металлических поверхностей от коррозии / И. В. Качанов [и др.] // Наука и техника. 2019. Т. 18, № 3. С. 216-222. https://doi.org/10.21122/2227-1031-2019-18-3-216-222

Calculation of Optimum Cone Angle in Confuser Used

for Reversive-Jet Cleaning of Metal Surfaces against Corrosion

L V. Kachanov1*, A. N. Zhuk1*, I. M. Shatalov1*, V. V. Veremenyuk1*, A. V. Filipchik1*

^Belarusian National Technical University (Minsk, Republic of Belarus)

Abstract. The modern industrial production of the Republic of Belarus is characterized by the absence of its own raw material base and significant dependence on imported energy carriers and material resources supplied at world prices. When working in such conditions, production efficiency can be achieved through all-round economy and creation of modern energy-

Адрес для переписки

Жук Андрей Николаевич

Белорусский национальный технический

просп. Независимости, 65,

220013, г. Минск, Республика Беларусь

Тел.: +375 17 292-76-77

[email protected]

Address for correspondence

Zhuk Andrey N.

Belarusian National Technical University 65 Nezavisimosty Ave., 220013, Minsk, Republic of Belarus Tel.: +375 17 292-76-77 [email protected]

Наука

итехника. Т. 18, № 3 (2019)

and resource-saving technologies. However implementation of such technologies, for example, laser cutting and welding, cladding, flame spraying, painting, etc. directly depends on quality of cleaning metal surfaces from corrosion. Theoretical and experimental studies conducted at the Department of Shipbuilding and Hydraulics of the Belarusian National Technical University have shown that it is very economical to remove corrosion products from metal surfaces using new technology of reverse jet cleaning. The reverse jet cleaning technology is based on a physical principle which presupposes that a jet of working fluid (pulp based on river sand or bentonite clay) rotates 180° when it hits the surface to be cleaned and it leads to an increase in jet impact on the surface to be cleaned by 1.5-2 times due to occurrence of a reactive component. In order to ensure a marked jet reversal an original case design has been developed which is characterized by a patent novelty. One of the main elements in this design is a confuser-shaped stream-forming device. Theoretical investigations on pressure losses of working fluid in a confuser channel which are based on the study of functional at the extremum have made it possible to obtain a dependence for calculation of an optimal cone angle at a turbulent mode of motion within the range of Reynolds

numbers 4000 < Re < 3 • 106 while taking into account an influence of working fluid density, its dynamic or kinematic viscosity, average velocity movement of working fluid, confuser radii.

Keywords: hydro-abrasive cleaning, confuser, cone angle, reverse-jet cleaning, metal surface, corrosion

For citation: Kachanov I. V., Zhuk A. N., Shatalov I. M., Veremenyuk V. V., Filipchik A. V. (2019) Calculation of Optimum Cone Angle in Confuser Used for Reversive-Jet Cleaning of Metal Surfaces against Corrosion. Science and Technique. 18 (3), 216-222. https://doi.org/10.21122/2227-1031-2019-18-3-216-222 (in Russian)

Введение

В промышленности и гидроэнергетике Республики Беларусь используется огромное количество (сотни тысяч тонн) металлических изделий (например, листовой и профильной стали), которые подвергаются коррозии.

В настоящее время наиболее эффективным и универсальным способом очистки этих поверхностей является гидроабразивная очистка (ГАО) с реверсивной струйной очисткой (РСО). Основной рабочий элемент установки ГАО с РСО - конфузор [1-4], позволяющий сформировать струю рабочей жидкости с заданными энергетическими характеристиками.

Анализ патентно-информационных источников [1-11] показывает, что задача по определению оптимального угла конусности конфузо-ров до настоящего времени не получила корректного решения. Процесс формирования струи в конфузорах определяется соотношением площадей входного и выходного отверстий и конфигурацией каналов.

Струеформирующее устройство РСО должно формировать высокоскоростную компактную струю рабочей жидкости, что связано с оптимальным профилем конфузора. Оптимальный профиль конфузора, в свою очередь, тесно связан с углом конусности а.

Ранее проведенные исследования по определению оптимального угла конусности кон-фузоров позволяют сделать следующие выводы [5]:

• коэффициент скорости ф с увеличением угла конусности конфузора а от 0 до 45° возрастает от 0,82 до 0,98;

■ Наука

итехника. Т. 18, № 3 (2019)

• коэффициент расхода ц при увеличении угла конусности от 0 до 13° резко возрастает, а при дальнейшем изменении а коэффициент ц медленно убывает;

• коэффициент скорости ф достигает максимального значения при угле конусности 45°, а максимальный коэффициент расхода ц отмечается при угле конусности, равном 13°.

Анализ ранее полученных выводов показывает, что они достаточно противоречивы и требуют детального уточнения, а также не имеют однозначного математического обоснования.

Основная часть

С целью математического обоснования оптимального угла конусности а конфузора струеформирующего устройства была решена вариационная задача по минимизации потерь напора в потоке жидкости, проходящей через конфузор. При расчете конфузора полная потеря напора на трение определялась как сумма двух видов потерь напора (исходя из классических представлений о потерях напора): потерь напора на трение по длине йтр и местных потерь напора на плавное сужение кпс [12-15], т. е.

л = К + кс. (1)

Потеря напора на трение по длине рассчитывалась с использованием формулы Дарси -Вейсбаха, записанной в дифференциальном виде. Для расчета принимался цилиндрический конфузор с прямолинейной образующей и с углом а при вершине. Обозначим радиус вход-

ного отверстия конфузора через rb а выходного Г2 (рис. 1).

Рис. 1. Расчетная схема конфузора, принятая для определения оптимального угла конусности а^т

Fig. 1. Computational scheme of confuser accepted for determination of optimum cone angle а^т

Так как радиус сечения r конфузора и средняя скорость движения жидкости v вдоль конфузора являются величинами переменными, то для элементарного отрезка конфузора dl можно записать следующую формулу для определения потерь напора на трение по длине:

dh__ = X——

тр 2r 2g

(2)

где X - гидравлический коэффициент трения; v - средняя скорость в произвольно взятом сечении r; dl - элементарная длина участка образующей конфузора, величина которой определяется из прямоугольного треугольника ABC (рис. 1) по формуле

dl = —, (3)

sin

dr - приращение радиуса конфузора на бесконечно малом расстоянии dl между его живыми сечениями.

Используя уравнение неразрывности и сплошности потока жидкости при установившемся движении, можно записать выражение для определения значения средней скорости на элементарном участке dl

v = v

(4)

где V2 - скорость на выходе из конфузора (рис. 1); r, r2 - радиус в произвольном и выходном сечениях.

Подставив (3) и (4) в формулу (2) и выполнив интегрирование по длине образующей

вдоль всего конфузора, считая при этом величину коэффициента X постоянной, получим:

Нтр =

X

8sin

(1-n ) £

2g

(5)

где n = — - степень сужения конфузора; а -

ri

угол конусности конфузора, а е (0; 180°).

Однако, как показывает инженерная практика эксплуатации трубопроводных систем, гидравлический коэффициент трения X в широком диапазоне чисел Re является величиной переменной. В этом случае X при турбулентном режиме движения в диапазоне 400 < Re < < 3 • 106 для цилиндрических труб рекомендуется определять по формуле П. К. Конакова [12, 13]

1

(6)

X =

(1,81 4gRe-1,52 )2

где Re - число Рейнольдса, определяемое из формулы

Re =

pvd 2pvr 2pv2^

Ц

Ц

ЦГ

(7)

( v Y

v = v-

средняя скорость движения жид-

кости на участке dl конфузора; р - плотность жидкости; ц - динамический коэффициент вязкости жидкости; d = 2r - диаметр поперечного сечения конфузора на элементарном участке dl.

Использование (6) и (7) в (2) в данном случае затруднительно (появляется интеграл, который невозможно вычислить в явном виде). В связи с этим методом наименьших квадратов была получена формула для определения коэффициента X, практически идентичная формуле П. Г. Конакова, в следующем виде:

(

X = 0,016184 •

0,2326 +

0,0556

л/х

+ 0,4185х

-0,2135

(8)

Re 106

где х = , при этом 4000 < Re < 3 • 10(

В указанном промежутке изменения чисел Re значения X, найденные по (6) и (8), отличаются друг от друга менее чем на 3 • 10-4 (по абсолютной величине), или на 1 % (относительная погрешность). Поэтому в дальнейшем

Наука

итехника. Т. 18, № 3 (2019)

2

2

Ч r У

решении вместо (6) будем использовать формулу (8).

Подставляя (3), (4), (7) и (8) в уравнение (2), получим

. 0,2326 55,6 7,9927 ^ БСг

= | -;-+ ,- ,, + __ _ |-, (9)

4,5 ' А0,Ш5г4,7865

а

sin

где

2pv2 r2

0,00405vfr.

2,А

A =~f '2'2 . B -,y2'2

Ц ' g

Интегрируя (9) на отрезке [гь г2], находим выражение для потери напора на трение по длине

к =

0,0582 (l - n4 )-

15,886 (l - n3'5

4A

2,111(1 - n3'7865 ) r,0'2135

.0,2135

B

(10)

sin-

а

n = Г-2- < 1 -

степень

„ 0,00405у2

где Б =--

Я г1

сужения конфузора.

В целях сокращения дальнейших выкладок введем в рассмотрение коэффициент

С =

тр

ßj0,0582 (1 - n ) +

15,886 (1 -

(1 - n3'5 )VT2

VA

2,111(1 - n3J865) r20,2135

,(0,2135

(11)

и получим выражение для потерь напора по длине в следующем виде:

С

. а

(12)

sin-

2

При расчете местных потерь напора на плавное сужение используем классическую формулу Вейсбаха [12]

К = Z

"п.с Ъп.с

2 g:

(13)

где Спс - коэффициент гидравлического сопротивления на плавное сужение, который в соответствии с рекомендациями [12, 13] можно определить по формуле

Zn.c = kJ — 1

(14)

kn с - коэффициент смягчения; в - то же сжатия струи, по данным [13]

8 = 0,57 + -

0,043

1,1 - n

2 •

(15)

По графической зависимости kuc = f (а), полученной А. Д. Альтшулем и А. И. Калицу-ном [13], используя метод наименьших квадратов, получим следующее выражение для коэффициента смягчения:

1 nj- аY,4S 0,0138

knx = 0,61 sin-I + а + 0,13. (16)

^ 1 sin — 2

Выражение (1) для определения полной потери напора на трение в конфузоре с учетом (12), (13), (14) и (16) запишется в следующем виде:

f ^

С_ f аУ* 0,0138

0,61 sin у I + --+ 0,13

К(а) = ■

■ +

sin-

sin-

Cn ,(17)

2 2

где = ( Г'] ^

Для определения оптимального угла конусности аопт, при котором полные потери напора на трение будут минимальными, исследуем

^ СИ л

на экстремум (17). Для этого решаем — = 0.

С а

Это уравнение при выполнении условия

С < 2,0562С

тр ' п

(18)

имеет в интервале (0; 180о) единственное решение аопт (если (18) не выполнено, то решений нет)

а „ = 2arcsin

(С + 0,0138С ^

2,07С

(19)

= 2arcsin

( С

V

2,07С

+ 0,0067

У

Так как функция потерь И (а)^+<х> при

а^-0 и ее производная И'(а)> 0 при а^-п,

ее единственная критическая точка аопт на интервале (0; 180о) является точкой минимума этой функции.

■ Наука

итехника. Т. 18, № 3 (2019)

2

2

4

4

v

Учитывая равенства (11) и (15), можно предложить при использовании (19) применить равенство

" : N0 (N1 + N24~z + N3z0Д135), (20)

2,07С

где

Ц

N0 = 0,022

(1 - 0,85n )2 (1 - n )

2РТ2 Г2

N1 = 0,0582(1 - п4); N2 = 15,886(1 - я3'5);

N3 = 2,111(1 - я3'7865).

Анализ расчетов по формуле (19) показывает, что для конструктивно обоснованных значений параметров, входящих в (19), условие разрешимости (18) выполняется, а минимальные потери напора и, как следствие, максимальное воздействие струи рабочей жидкости будут отмечаться при значении угла конусности аопт = 39-43о (рис. 2).

жк, м

193,3 178,2 163,0 147,9 132,7 117,6 102,5 87,3 72,2' 57,0 41,9

0 9 18 27 36 45 54 63 а, град 90 Рис. 2. Зависимость полных потерь напора к

от угла конусности а при изменении

выходной скорости т2: 1 - т2 = 100 м/с; 2 - 150; 3 - 200 м/с;

6 м2/с

n = 0,1429; r2 = 1 mm; v = 3,5 • 10

Fig. 2. Dependence of total pressure losses h on cone angle a when changing output speed v2: ■ 150; 3 - 200 m/s;

-6 m2/s

1 - v2 = 100 m/s; 2 -

п = 0.1429; r2 = 1 mm; v = 3.5 • 10-

Проведенные теоретические исследования оптимального угла конусности струеформиру-ющего конфузора позволили получить математическую зависимость (19) для определения оптимального по энергозатратам угла конусности конфузора аопт с учетом широкого диапазона чисел Яе (от 4000 до 3 • 106) для турбулентного режима движения рабочей жидкости.

Отличительной особенностью формулы (19) следует считать возможность учета влияния на

величину угла аопт таких важных гидродинамических и конструктивных параметров, как динамическая вязкость ц и плотность рабочей жидкости р, средняя скорость струи на выходе из конфузора т2 и выходной радиус конфу-зора г2 (рис. 3-6). Анализ полученных математических и графических зависимостей показывает следующее:

1. При изменении степени сужения конфу-зора п (рис. 3) в пределах 0-0,9 оптимальный угол конфузора аопт изменяется незначительно и находится в пределах 40,5-41,5°, т. е. оптимальным углом в этом случае можно считать аопт = 41о.

41,60 41,45 41,30 41,15 41,00 40,85 40,70 40,55 40,40 40,25 40,10

, град

\

X 2 1

.3 \ \

\ \ \

Y \

\ ч4-

V

0 0,09

0,27

0,45

0,63

0,81 п

Рис. 3. Зависимость оптимального угла аопт от степени сужения конфузора n = r2/r^ 1 - v2 = 100 м/с;

2 - 150; 3 - 200 м/с; v = 3,5 • 10-6 м2/с; r2 = 1 мм

Fig. 3. Dependence of optimum angle аопт on degree of confuser narrowing n = r2/r^ 1 - v2 = 100 m/s; 2 - 150;

3 - 200 m/s; v = 3.5 • 10-6 m2/s; r2 = 1 mm

2. Изменение (повышение) динамической вязкости ц и плотности р, которые можно выразить универсальным коэффициентом кинема-

Ц

тическои вязкости v = p, приводит к увеличению значения оптимального угла конусности аопт (рис. 4), который также изменяется в небольшом диапазоне значений от 40 до 42°, т. е. в среднем оптимальным углом конусности конфузора можно считать аопт ~ 41о.

3. Изменение (увеличение) выходной скорости из конфузора v2 (рис. 5) приводит к уменьшению значения оптимального угла конусности конфузора аопт в пределах от 45 до 41о. Здесь следует обратить внимание на то, что для качественной очистки металлических поверх-

Наука

итехника. Т. 18, № 3 (2019)

z =

a

ностей от коррозии требуется изменение скорости движения рабочей жидкости из конфузора в пределах 100-200 м/с, что, в свою очередь, соответствует оптимальному углу конусности конфузора аопт = 41-42о (т. е. среднее значение аопт = 41,5о).

42,00 41,81 41,62 41,43 41,24 41,05 40,86 40,67 40,48 40,29 40,10

, град

1

/

/ 2

/ "3

/

/ / /

// У

/ //

! / /

0 0,6 1,2 1,8 2,4 3,0 3,6 4,2 v, м2/с 6,0

Рис. 4. Зависимость оптимального угла аопт от изменения кинематического коэффициента вязкости v = ц/р: 1 - v2 = 100 м/с; 2 - 150; 3 - 200 м/с; п = 0,1429; r2 = 1 мм

Fig. 4. Dependence of optimum angle аопт (in degrees) on change in kinematic viscosity coefficient v = ц/р: 1 - v2 = 100 m/s; 2 - 150; 3 - 200 m/s; п = 0.1429; r2 = 1 mm

44,90 44,48 44,06 43,64 43,22 42,80 42,38 41,96 41,54 41,12 40,70

'«опт,гРаД

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 v240-2 м/с

Рис. 5. Зависимость оптимального угла аопт от скорости v2 на выходе из конфузора:

1 - v = 3,5 • 10-6 м2/с; 2 - 4,33 • 10-6; 3 - 5,65 • 10-6 м2/с; r2 = 1 мм; п = 0,1429

Fig. 5. Dependence of optimum angle аопт on velocity v2 at exit from confuser: 1 - v = 3.5 • 10-6 m2/s; 2 - 4.33 • 10-6; 3 - 5.65 • 10-6 m2/s; r, = 1 mm; п = 0.1429

4. Размеры выходного отверстия конфузо-ра, которые выражают через диаметр или радиус г2, в реальной практике очистки металлических поверхностей обычно изменяются в пределах г2 = 0,5-2,0 мм, что соответствует оптимальному углу конусности конфузора (согласно рис. 6) аопт = 41-42° (т. е. аопт и 41,5°).

44,90 44,46 44,02 43,58 43,14 42,70 42,26 41,82 41,38 41 ,94 40,50

0 0,3 0,6 0,9 1,2 1,5 1,8 2,1 r2, мм 3,0

Рис. 6. Зависимость оптимального угла аопт от выходного радиуса отверстия конфузора r2: 1 - V = 3,5 • 10-6 м2/с; 2 - 4,33 • 10-6;

3 - 5,65 • 10-6 м2/с; v2 = 100 м/с; п = 0,1429

Fig. 6. Dependence of optimum angle аопт on output radius of confuser opening r2: 1 - v = 3.5 • 10-6 m2/s; 2 - 4.33 • 10-6;

3 - 5.65 • 10-6 m2/s; v2 = 100 m/s; n = 0.1429

Приведенный выше анализ изменения значений оптимального угла конусности конфузора аопт установки РСО в зависимости от физических свойств рабочей жидкости (ц, v, р, v2) и геометрических размеров конфузора (n, r2) показывает, что этот оптимальный угол конусности находится в пределах 40-42° и хорошо согласуется с оптимальным углом конусности конфузора (аопт = 39-43о), выбранным из условия минимальных гидравлических потерь hmin при работе установки РСО. Отсюда следует вывод, что оптимальным диапазоном углов конусности конфузора установки РСО является а^т = 39-43о.

ВЫВОДЫ

1. Получена математическая зависимость для определения оптимального (по потерям напора) угла конусности конфузора аопт с учетом динамической вязкости, кинематического коэффициента вязкости и плотности рабочей среды (ц, V, р), средней скорости струи на выходе из конфузора v2 и степени сужения конфузора п.

■ Наука

итехника. Т. 18, № 3 (2019)

ex

2. На основании полученной зависимости построены кривые изменения оптимального угла конусности конфузора а^т = Дп), аопт = / (п),

а. = , а., - Г которые согласуются с результатами ряда исследований [5-7] и позволяют сделать вывод, что оптимальным углом конусности конфузора является угол а^ = 39-43о (т. е. аопт = 41°).

3. Зависимость (19) может рекомендоваться для использования в расчетах оптимизации гидродинамических параметров течения жидкости в конически сходящихся полостях, включая конфузоры.

ЛИТЕРАТУРА

1. Способы очистки металлических поверхностей: пат. № 21512, Респ. Беларусь, МПК В 08В 3/04 / И. В. Качалов, А. Н. Жук, А. В. Филипчик, А. С. Исаенко; дата публ. 30.12.2017.

2. Состав рабочей жидкости для гидродинамической очистки металлических поверхностей от коррозии перед лазерной резкой: пат. № 21455, Респ. Беларусь, МПК В08В 3/02; 13 08В 3/04 / И. В. Качанов,

A. Н. Жук, А. Н. Яглов, А. В. Филипчик; дата публ. 30.10.2017.

3. Устройство для очистки от коррозии плоской стальной поверхности: пат. № 16526, Респ. Беларусь, МПК В 08В 3/00; В 63В 59/08 / И. В. Качанов, А. Н. Жук,

B. Н. Шарий, Р. О. Мяделец; дата публ. 30.10.2012.

4. Устройство для очистки от коррозии плоской стальной поверхности: пат № 19543, Респ. Беларусь, МПК В 63В 59/08 / И. В. Качанов, А. Н. Жук, И. М. Шаталов, В. Н. Шарий; дата публ. 30.10.2015.

5. Технология струйной гидроабразивной очистки и защиты от коррозии стальных изделий с применением бентонитовой глины / И. В. Качанов [и др.]. Минск: БНТУ, 2006. 168 с.

б. Расчет оптимального угла конусности конфузора / И. В. Качанов [и др.] // Агропанорама. 2005. № 5. С. 7-10.

7. Агасарян, Р. Р. Струйно-абразивная обработка металлов / Р. Р. Агасарян, Р. Т. Дохинян. Ереван: АтрНИИНТИ, 1990. 51 с.

8. Меркулов, В. Н. Перспективные процессы гидрообработки материалов в машиностроении (зарубежный опыт) / В. Н. Меркулов. Киев: УкрНИИНТИ, 1987. 10 с.

9. Гидрорезание судостроительных материалов / Р. А. Тихомиров [и др.]. Л.: Судостроение, 1987. 164 с.

10. Бадах, В. Н. Особенности гидродинамики проточной части гидравлических струйных усилителей и их влияние на выходные характеристики / В. Н. Бадах. Киев, 1984. 18 с.

11. Бочаров, В. П. Расчет и проектирование устройств гидравлической струйной техники / В. П. Бочаров. Киев: Техник, 1987. 12 с.

12. Альтшуль, А. Д. Гидравлика и аэродинамика (Основы механики жидкости) / А. Д. Альтшуль, П. Г. Киселев. М.: Стройиздат, 1975. 323 с.

13. Альтшуль, А. Д. Гидравлические сопротивления / А. Д. Альтшуль. М.: Недра, 1982. 224 с.

14. Гидравлика, гидравлические машины и гидравлические приводы / Т. М. Башта [и др.]. М.: Машиностроение, 1970. 504 с.

15. Куколевский, И. И. Задачник по гидравлике / И. И. Куко-левский, Л. Г. Подвидз. М.: Госэнергоиздат, 1960. 440 с.

Поступила 25.10.2018 Подписана в печать 10.01.2019 Опубликована онлайн 30.05.2019

REFERENCES

1. Kachanov I. V., Zhuk A. N., Filipchik A. V., Isaenko A. S. (2017) Methods for Cleaning of Metal Surfaces. Patent Republic of Belarus No 21512 (in Russian).

2. Kachanov I. V., Zhuk A. N., Yaglov A. N., Filipchik A. V. (2017) Composition of Pressure Fluid for Hydrodynamic Cleaning of Metal Surfaces Against Corrosion Prior to Laser Cutting. Patent Republic of Belarus No 21455 (in Russian).

3. Kachanov I. V., Zhuk A. N., Shariy V. N., Miadelets R. O. (2012) Device for Cleaning of plane Steel Surface Against Corrosion. Patent Republic of Belarus No 16526 (in Russian).

4. Kachanov I. V., Zhuk A. N., Shatalov I. M., Shariy V. N. (2015) Device for Cleaning of Plane Steel Surface Against Corrosion. Patent Republic of Belarus No 19543 (in Russian).

5. Kachanov I. V., Filipchik A. V., Babich V. E., Zhuk A. N., Ushev S. I. (2006) Technology of Hydro Abrasive Blasting and Protection of Steel Items Against Corrosion while Using Bentonite Clay. Minsk, Belarusian National Technical University. 168 (in Russian).

6. Kachanov I. V., Veremenyuk V. V., Moisa A. S., Filipchik A. V. (2005) Calculation of Optimum Angle for Con-fuser Obliqueness. Agropanorama, (5), 7-10 (in Russian).

7. Agasaryan R. R., Dokhinyan R. T. (1990) Abrasive-Jet Machining of Metals. Yerevan, Armenian Scientific-Research Institute for Technical Information. 51 (in Russian).

8. Merkulov V. N. (1987) Prospective Processes of Material Hydro-Processing in Mechanical Engineering (International Experience). Kiev, Ukrainian Scientific-Research Institute for Technical Information. 10 (in Russian).

9. Tikhomirov R. A., Babanin V. F., Petukhov E. N. [et al ] (1987) Hydraulic Cutting of Shipbuilding Materials. Leningrad, Sudostroenie Publ. 164 (in Russian).

10. Badakh V. N. (1984) Peculiar Features of Hydrodynamics for Flow Section of Hydraulic Fluid-Jet Amplifier and their Influence on Output Characteristics. Kiev. 18 (in Russian).

11. Bocharov V. P. (1987) Calculation and Design of Devices Representing Hydraulic Jet Equipment. Kiev, Tekhnik Publ. 12 (in Russian).

12. Altshul A. D., Kiselev P. G. (1975) Hydraulics and Aerodynamics (Fundamentals of Fluid Mechanics). Moscow, Stroyizdat Publ. 323 (in Russian).

13. Altshul A. D. (1982) Hydraulic Resistance. Moscow, Nedra Publ. 224 (in Russian).

14. Bashta T. M., Rudnev S. S., Nekrasov B. B., Baibakov O. V., Kirillovskii Yu. L. (1970) Hydraulics, Hydraulic Machinery and Hydraulic Drives. Moscow, Mashinostroyenie Publ. 504 (in Russian).

15. Kukolevskii I. I., Podvidz L. G. (1960) Problem Book for Hydraulics. Moscow, Gosenergoizdat Publ. 440 (in Russian).

Received: 25.10.2018 Accepted: 10.01.2019 Published online: 30.05.2019

Наука

итехника. Т. 18, № 3 (2019)