И.ЕИдельчик
д-р техн. наук, проф.
сливочник
ПО ГИДРАВЛИЧЕСКИМ
СОПРОТИВЛЕНИЯМ
Под редакцией
канд. техн. наук М.О. Штейнберга
3-е издание,
переработанное и дополненное
Москва
"Машиностроение"
1992

ББК 39.71-022я2
И29
УДК 532.542.4.013.12@35)
Идельчик И. Е.
И29 Справочник по гидравлическим сопротивлениям/Под
ред. М. О. Штейнберга.— 3-е изд., перераб. и доп.— М.:
Машиностроение, 1992.— 672 с: ил.
ISBN 5-217-00393-6
Рассмотрены элементы аэродинамики и гидравлики напорных систем,
физико-механические процессы в элементах трубопроводов. Приведены
рекомендации по расчету и выбору элементов сетей, а также способы
уменьшения гидравлического сопротивления фасонных частей трубопро-
трубопроводов.
Трегье издание B-е изд. 1975 г.) переработано и дополнено новыми
материалами, необходимыми для гидравлического расчета элементов
во вновь созданных установках.
Для инженерно-технических работников, занимающихся гидро- и аэро-
аэродинамическими расчетами и проектированием во всех отраслях техники;
может быть полезен студентам втузов.
ISBN 5-217-00393-6	© Издательство «Машиностроение», 1975;
© И. Е. Идельчик, 1992, с изменениями

ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие к третьему изданию	 5
Предисловие ко второму изданию	 6
Раздел первый. Общие сведения и эле-
элементы аэродинамики и гидравлики на-
напорных систем 	 10
1-1. Общие указания 	 10
1-2. Свойства жидкостей и газов 12
1-3. Режимы течения жидкости
(газа) 	 18
1-4. Равновесие жидкости и газа	 20
1-5. Уравнения движения жидкости
и газа	 21
1-6. Гидравлические сопротивления
сетей 	 29
1-7. Распределение статического
давления по участкам сети по-
повышенного сопротивления 	 32
1-8. Обобщенные формулы сопро-
сопротивления для гомогенных и
гетерогенных систем 	 33
9. Истечение жидкости и газа из
отверстия 	 35
1-10. Работа нагнетателя в сети 	 41
1-11. Схемы расчета гидравличе-
гидравлического сопротивления сетей ... 43
Раздел второй. Сопротивление ори те-
течении по прямым трубам и каналам
(коэффициенты сопротивления трения и
параметры шероховатости) 	 60
2-1. Пояснения и практические ре-
рекомендации 	 60
2-2. Диаграммы коэффициентов
сопротивления трения 	 85
Раздел третий. Сопротивление при те-
течении на входе в трубы и каналы
(коэффициенты сопротивления входных
участков) 	 114
3-1. Пояснения и практические ре-
рекомендации 	 114
3-2. Диаграммы коэффициентов
сопротивления 	 122
Раздел четвертый. Сопротивление при
течении с внезапным изменением скорос-
скорости и при перетекании потока через
отверстия (коэффициенты сопротивления
участков с внезапным расширением се-
сечения, внезапным сужением сечения,
шайб, диафрагм, проемов и др.) 	 146
4-1. Пояснения и практические ре-
рекомендации 	 146
4-2. Диаграммы коэффициентов
сопротивления 	 158
Раздел пятый. Сопротивление при тече-
течении с плавным изменением скорости
(коэффициенты сопротивления диффузо-
диффузоров, конфузоров и других переходных
участков) 	 184
5-1. Пояснения и практические ре-
рекомендации 	 184
5-2. Диаграммы коэффициентов
сопротивления 	 209
Раздел шестой. Сопротивление при те-
течении с изменением направления потока
(коэффициенты сопротивления изогнутых
участков—колен, отводов и др.) 	 257
6-1. Пояснения и практические ре-
рекомендации 	 257
6-2. Диаграммы коэффициентов
сопротивления 	 277
Раздел седьмой. Сопротивление при те-
течении со слиянием потоков или разде-
разделением потока (коэффициенты сопротив-
сопротивления тройников, крестовин, распредели-
распределительных коллекторов) 	 332
7-1. Пояснения и практические ре-
рекомендации 	 332
7-2. Диаграммы коэффициентов
сопротивления 	 343
з

Раздел восьмой. Сопротивление при те-
течении через препятствия, равномерно
распределенные по сечению каналов
(коэффициенты сопротивления решеток,
сеток, пористых слоев, насадок и др.)	 401
8-1. Пояснения и практические ре-
рекомендации 	 401
8-2. Диаграммы коэффициентов
сопротивления 	 408
Раздел девятый. Сопротивление при те-
течении через трубопроводную арматуру и
лабиринты (коэффициенты сопротивления
клапанов, задвижек, затворов, лабирин-
лабиринтов, компенсаторов) 	 428
9-1. Пояснения и практические ре-
рекомендации 	 428
9-2. Диаграммы коэффициентов
сопротивления 	 434
Раздел десятый. Сопротивление при об-
обтекании тел потоком в трубе (коэффи-
(коэффициенты сопротивления участков с выс-
выступами, распорками, фермами и другими
телами)	 469
10-1. Пояснения и практические ре,
комендации
10-2. Диаграммы коэффициентов
сопротивления 		.
	 478
Раздел одиннадцатый. Сопротивление
при течении на выходе из труб и каналов
(коэффициенты сопротивления выходных
Умастков) 	 501
11-1. Пояснения и практические ре-
рекомендации 	 jot
11-2. Диаграммы коэффициентов
сопротивления 	 jjq
Раздел двенадцатый. Сопротивление при
течении через различные аппараты (коэф-
фициенты сопротивления аппаратов н
других устройств) 	 565
12-1. Пояснения и практические
рекомендации 	 565
12-2. Диаграммы коэффициентов
сопротивления 	 579
Список литературы 	 535
Предметный указатель 	 671

ПРЕДИСЛОВИЕ К ТРЕТЬЕМУ ИЗДАНИЮ
Третье издание справочника дополнено
наиболее важными результатами исследова-
исследований последних лет. Уточнены и изменены
также некоторые материалы справочника.
Справочник составлен на основе обработки,
систематизации и классификации результатов
большого числа исследований, опубликован-
опубликованных в разное время. Существенная часть
материалов справочника получена в резуль-
результате исследований, проведенных автором.
Результаты исследований (точность изго-
изготовления моделей, фасонных частей трубо-
трубопроводов, точность измерений и т. п.), прове-
проведенных различными специалистами, могли
получиться различающимися между собой.
Такая возможность могла возникнуть еще
и потому, что на большинство местных
гидравлических сопротивлений влияет не то-
только режим течения, но и «предыстория»
потока (условия подвода его к данному
участку, профиль скорости и степень тур-
турбулентности на входе и т. п.), а в некоторых
случаях и последующая «история» потока
(отвод потока от участка). Все эти условия
у разных исследователей могли также оказать-
оказаться не совсем совпадающими.
Во многих сложных элементах трубопро-
трубопроводных сетей наблюдается большая неустой-
неустойчивость потока, связанная с периодичностью
отрыва его от стенок, периодическим измене-
изменением места и величины зоны отрыва и вих-
реобразования, что приводит к различным
значениям гидравлических сопротивлений.
Перед автором стояла трудная задача: при
подборе достаточно разнородного материала
по гидравлическим сопротивлениям выявить
и отбросить сомнительные результаты опы-
опытов; разобраться, в каких случаях большое
различие в значениях коэффициентов сопро-
сопротивления данных участков является законо-
закономерным, соответствующим существу явлений
при протекании потока через них, а в каких
эти различия незакономерны; отобрать на-
наиболее достоверные данные и найти удачную
форму представления материала с тем, чтобы
сделать его доступным и понятным инженер-
нотехническим работникам.
Конфигурация участков и препятствий тру-
трубопроводных сетей, их геометрические пара-
параметры, условия подвода и отвода и режимы
течения столь многообразны, что в литерату-
литературе не всегда можно найти необходимые
опытные данные для расчета их гидравличес-
гидравлического сопротивления. Поэтому автор решил
включить в справочник данные, не только
хорошо проверенные лабораторными иссле-
исследованиями, но и полученные теоретическим
путем или приближенным расчетом, основан-
основанным на отдельных экспериментальных иссле-
исследованиях, а в некоторых случаях грубоориен-
тировочные данные (последние специально
оговорены в тексте). Это допустимо потому,
что в промышленных условиях точность из-
изготовления и монтажа сетей труб и установок,
а следовательно, и условия протекания потока
могут значительно различаться в отдельных
установках и отличаться от лабораторных
условий, при которых получено большинство
коэффициентов гидравлического сопротивле-
сопротивления, а также потому, что для многих сложных
элементов эти коэффициенты не могут иметь
постоянного значения.
Настоящее издание справочника должно
способствовать повышению качества и эко-
экономичности проектирования и эксплуатации
промышленных, энергетических и других со-
сооружений, а также устройств и аппаратов,
по которым перемещаются жидкости и газы.

ПРЕДИСЛОВИЕ КО ВТОРОМУ ИЗДАНИЮ
Нет почти ни одной отрасли техники,
которая не была бы связана в той или иной
степени с необходимостью перемещения жид-
жидкостей или газов по трубам, каналам и раз-
различным аппаратам. Степень сложности гид-
гидравлических или газовоздушных сетей при
этом может быть самой различной.
В одних случаях это магистральные сети,
состоящие в основном из прямых труб очень
большой протяженности (нефтепроводы, га-
газопроводы, водопроводы, паропроводы, воз-
воздухопроводы вентиляционных установок круп-
крупных производств и т. п.).
В других случаях это сети сравнительно
небольшой протяженности с большим числом
разнообразных фасонных и разветвленных
частей, различных препятствий в виде дрос-
дроссельных или регулирующих устройств, реше-
решеток, выступающих частей и т. д. (воздухопро-
(воздухопроводы разветвленных вентиляционных устано-
установок; газоходы металлургических, химических
и других производств, котельных агрегатов,
атомных реакторов, сушилок и химических
установок; бензомаслопроводы и другие тру-
трубопроводы самолетов, ракет и т. д.).
Часто сеть, по которой перемещается жид-
жидкость или газ, представляет собой единый
агрегат (котлы, различные печи, теплооб-
теплообменники, двигатели, воздухо- и газоочист-
газоочистные аппараты, аппараты химической, нефте-
нефтехимической и других отраслей промышлен-
промышленности).
Во всех случаях необходимо правильно
рассчитать гидравлическое (аэродинамическое)
сопротивление сети. Мало того, современное
проектирование сооружений со сложными
формами гидравлических и газовоздушных
сетей не может проводиться достаточно пра-
правильно без понимания основных физико-меха-
физико-механических процессов, происходящих в сложных
элементах сетей, и учета рекомендаций по
улучшению условий течения и снижению мест-
местного гидравлического сопротивления этих эле-
элементов. Необходимые для этого сведения
приводятся в настоящем справочнике.
Так как за период со дня выпуска в свет
первого издания справочника появилось мно-
много новых данных по гидравлическим сопро-
сопротивлениям, потребовалась значительная пе-
переработка справочника с учетом результатов
новых исследований. Вместе с тем, не имея
практической возможности включить все
вновь опубликованные данные по гидравли-
гидравлическим сопротивлениям, этот пробел мы вос-
восполняем расширенным списком литературы
по этому вопросу.
Справочник состоит из 12 разделов, в каж-
каждом из которых, кроме первого, приведены
данные для определенной группы фасонных
или других частей трубопроводов и элементов
сетей со сходными условиями движения в них
жидкости или газа.
В первом разделе в конспективной форме
даны общие сведения по гидравлике напорных
систем и аэродинамике, связанные с гидрав-
гидравлическими расчетами элементов газовоздуш-
газовоздушных и гидравлических сетей.
Справочный материал каждого из после-
последующих разделов содержит:
1)	пояснительную часть, в которой, как
правило, кратко изложено основное содержа-
содержание раздела, в конспективной форме описаны
физико-механические процессы, происходящие
в сложных элементах трубопроводов, даны
дополнительные пояснения и- практические
рекомендации по расчету и выбору отдельных
элементов сети, а также рекомендации по
способам уменьшения их гидравлического
сопротивления;
2)	расчетную часть, в которой приведены
коэффициенты или в отдельных случаях аб-
абсолютные значения гидравлических сопротив-
сопротивлений прямых участков и широкого класса
фасонных частей трубопроводов, арматуры,
различных препятствий и других элементов
сетей.
В каждом разделе эти данные представлены
специальными диаграммами, включающими
схемы рассматриваемого элемента трубопро-
трубопровода или препятствия, расчетные формулы,
графики и таблицы численных значений коэф-
коэффициентов сопротивления.
При современном проектировании с ис-
использованием ЭВМ для расчета гидравличес-
гидравлических (газовых) сетей очень важно иметь значе-
значения коэффициентов сопротивления в виде
расчетных формул. Кроме того, краткая за-
запись функциональной зависимости коэффи-
коэффициента сопротивления от основных опреде-
определяющих параметров часто очень удобна.
Графическое изображение указанной зави-
зависимости полезно тем, что, с одной стороны,
оно дает более наглядное представление о ха-
характере данной зависимости, а с другой—
позволяет без расчета (иногда по довольно
сложным формулам) получить промежуточ-
промежуточные значения коэффициентов сопротивления,
отсутствующие в таблице.
Значения коэффициентов сопротивления,
приведенные в таблицах, являются теми ос-
основными данными, которыми удобно поль-
пользоваться при расчетах.
Единицы измерения даны в системе СИ.
Для удобства, в отдельных случаях парал-
параллельно приведены значения соответствующих
величин в единицах других систем.

Основные условные обозначения
Обозначения
а*
а, Ъ
ср9 cv
сх
D, d
2)r=4F/n; rfr=
=4//П
is /
?—Forn/F
G
g
h
k^cp/cv
I
Ma^vv/^
Наименование
величины
Скорость рас-
распространения
звука
Критическая
скорость звука
Скорость зву-
звука в затормо-
заторможенном потоке
Стороны пря-
прямоугольного
сечения
Удельная теп-
теплоемкость га-
газов при пос-
постоянном дав-
давлении и пос-
постоянном объе-
объеме
Коэффициент
лобового со-
сопротивления
Диаметры по-
поперечного се-
сечения
Гидравличес-
Гидравлические или экви-
эквивалентные
диаметры
(учетверенные
гидравличес-
гидравлические радиусы)
Площади по-
поперечного се-
сечения
Коэффициент
живого сече-
сечения (просвет)
решетки, диаф-
диафрагмы, слоя
и т. п.
Массовый рас-
расход жидкости
(газа)
Ускорение сво-
свободного паде-
падения
Высота
Показатель
изоэнтропы
Длина участка,
глубина канала
или утолщение
отверстия
Число Маха
Сокращенное
обозначение
в системе
СИ
м/с
м/с
м/с
м
Дж/(кг-°С)
—
м
м
м2
—
кг/с
м/с2
м
—
м
—
Обозначения
/*
М=- \{wlwQfdF
J
F
т0
т
1 Г
N=j Uw/woKdF
F
n
p
p*
Рш
Д/7
Рл
Q
R
Rr
Ro> r
Re = wDJv
Наименование
величины
Коэффициент
количества
движения
(коэффициент
Буссинеска)
Степень оро-
орошения
Показатель
степени
Коэффициент
кинетической
энергии (коэф-
(коэффициент Ко-
риолиса)
Мощность
Отношение
площадей се-
сечений (степень
расширения
или сужения
сечения)
Показатель
политропы
Количество
элементов
Статическое
давление
Полное давле-
давление или давле-
давление торможе-
торможения потока
Избыточное
давление
Потеря полно-
полного давления
Сила лобово-
лобового сопротив-
сопротивления
Объемный рас-
расход жидкости
(газа)
Газовая пос-
постоянная
Гидравличес-
Гидравлический радиус
Радиусы по-
поперечного се-
сечения круглой
трубы или за-
закруглений
Число Рей-
нольдса
Сокращенное
обозначение
в системе
СИ
—
М3/М3
—
—
Вт
—
—
—
Па
Па
Па
Па
Н
М3/С
Дж/(кг-К)
м
м
—

Продохжение табл.
Обозначения
S, s
sc
So
sM
T(t)
T*
vy
7
V
w
W
z
za
a
5
8T
5CT
Наименование
величины
Шаг (расстоя-
(расстояние между
стержнями в
пучке труб,
между от-
отверстиями ре-
решетки и т. д.)
Длина свобод-
свободной струи
Площадь по-
поверхности
Миделева
площадь тела
в потоке
Термодинами-
Термодинамическая темпе-
температура
Термодинами-
Термодинамическая темпе-
температура тормо-
торможения потока
Удельный
объем
Скорость бо-
бокового отто-
оттока (притока)
Скорость
потока
Продольная
пульсационная
скорость по-
потока
Запыленность
Пылеемкость
Централь-
Центральный угол рас-
расширения или
сужения; угол
ответвления
тройника; угол
набегания по-
потока на тело
Угол поворо-
поворота (отвода,
колена); угол
открытия кла-
клапана
Толщина стен-
стенки, погранич-
пограничного слоя или
пристеночного
слоя
Высота стыка
Сокращенное
обозначение
в системе
СИ
м
м
м2
м2
К(°С)
К
м3/кг
м/с
м/с
м/с
г/м3
кг/м2
о
о
м
м
Обозначения
Д
До
Дп Д
д —Z?. A*-—
до_—, д_ —
z = FcJF0
е'
pw2
At
л
/
D
Наименование
величины
Эквивалент-
Эквивалентная равномер-
равномерно-зернистая
шероховатость
стенок
Средняя вы-
высота выступов
шероховатос-
шероховатости стенок (аб-
(абсолютная ше-
шероховатость)
Относитель-
Относительная шерохо-
шероховатость сте-
стенок
Коэффициент
заполнения
сечения (коэф-
(коэффициент сжа-
сжатия)
Пористость
(доля сво-
свободного объе-
объема)
Степень тур-
турбулентности
Коэффициент
гидравличес-
гидравлического сопро-
сопротивления
Коэффициент
местного
гидравличес-
гидравлического сопро-
сопротивления
Коэффициент
сопротивления
трения участ-
участка длиной /
Динамическая
вязкость
Коэффициент
очистки
Коэффициент
сопротивления
трения едини-
единицы относи-
относительной дли-
Сокращенное
обозначение
в системе
СИ
м
м
—
—
—
—

Пас
—
—

Продолжение таб. г.
Обозначения
Ц
V
Наименование
величины
ны (///>г = 1)
участка
Относитель-
Относительная (приведен-
(приведенная) скорость
потока
Коэффициент
расхода
Массовая кон-
концентрация час-
частиц, взвешен-
взвешенных в потоке
Кинематичес-
Кинематическая вязкость
Сокращенное
обозначение
в системе
СИ
—
—
—
М2/С
Обозначения
Р
Р*
Ркр
П
Ф
Наименование
величины
Плотность
жидкости (га-
(газа)
Плотность за-
заторможенного
потока газа
Плотность га-
газа при кри-
критической ско-
скорости
Периметр се-
сечения
Коэффициент
скорости
Сокращенное
обозначение
в системе
СИ
кг/м3
кг/м3
кг/м3
м
—
ИНДЕКСЫ
Индексы при F, f, D, d, П, a, b, w, p,
Q, р показывают, что они относятся к сле-
следующим сечениям или участкам:
О—к определяющему сечению (наибо-
(наиболее узкому);
1—к широкому сечению при расшире-
расширении или сужении участка;
2—к широкому сечению после вырав-
выравнивания потока;
к—к промежуточному сечению изогну-
изогнутого канала (колена, отвода) или
к рабочей камере аппарата;
еж—к сжатому сечению струи при ис-
истечении из отверстия (насадка);
отв—к отверстию диафрагмы или еди-
единичному отверстию решетки, сетки;
р—к фронту решетки, сетки, диафраг-
диафрагмы;
б, п, с—соответственно к боковому ответ-
ответвлению, прямому проходу и сбор-
сборному рукаву тройника;
вых—к выходному сечению;
оо—к скорости в бесконечности.
Индексы 0, 1, 2, к и д при / относятся
соответственно к прямому входному, прямому
выходному, промежуточному (для изогнутого
канала) и диффузорному участкам.
Индексы при Ар и ? указывают на следую-
следующие виды гидравлического сопротивления:
м—местное; тр—трения; сумм—суммар-
сумм—суммарное; д — общее сопротивление диффузора, по-
помещенного внутри сети; п—полное сопро-
сопротивление диффузора или отвода, помещенного
на выходе из сети; вн — внутреннее сопротив-
сопротивление диффузора; расш—сопротивление рас-
расширению потока в диффузоре; уд—сопротив-
уд—сопротивление удара при внезапном расширении;
б и п—сопротивления соответственно боко-
бокового ответвления и прямого прохода тройника
(для коэффициентов сопротивления, приведен-
приведенных к скорости в соответствующих ответв-
ответвлениях); с. б, с. п—коэффициенты сопротив-
сопротивления бокозого ответвления и прямого про-
прохода тройника, приведенные к скорости
в сборном рукаве тройника.

РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ И ЭЛЕМЕНТЫ АЭРОДИНАМИКИ
И ГИДРАВЛИКИ НАПОРНЫХ СИСТЕМ
1-1. ОБЩИЕ УКАЗАНИЯ
1.	Часть полной энергии, идущая на пре-
преодоление сил гидравлического сопротивления,
возникающих при движении реальной (вязкой)
жидкости (газа) по трубам и каналам, теряет-
теряется для данной системы (сети) безвозвратно.
Эта потеря энергии обусловлена необратимым
переходом механической энергии (работы сил
сопротивления) в теплоту. Поэтому под гид-
гидравлическим сопротивлением или гидравли-
гидравлическими потерями подразумевается величина,
равная безвозвратной потере полной энергии
на данном участке. Отношение потерянной
полной энергии (мощности) потока к кинети-
кинетической энергии (мощности) или потерянного
полного давления, осредненного по массовому
расходу, к динамическому давлению в услов-
условленном сечении называют коэффициентом
гидравлического сопротивления*1.
2.	Потеря полной энергии (полного давле-
давления)—величина существенно положительная.
Однако разность полных энергий (полных
давлений) на данном участке и соответственно
коэффициент гидравлического сопротивления,
определяемый по этой разности, в некоторых
случаях могут принимать и отрицательные
значения. Это имеет место, когда появляются
дополнительные силы, внешние по отношению
к данному потоку. Например, при отсосе
потока жидкости (газа) через боковой канал,
заделанный заподлицо в стенку под углом,
ббльшим 90° (см. третий раздел), и наличии
внешнего (по отношению к боковому каналу)
потока последним создается дополнительный
*1 В дальнейшем для краткости слова «гид-
«гидравлическое» и «полное» часто будут опуще-
опущены; при этом под более простыми выражения-
выражениями «сопротивление участка», «коэффициент
сопротивления участка», «потери давления»
или просто «потери» будут подразумеваться
соответственно гидравлическое сопротивление,
коэффициент гидравлического сопротивления
и потери полного давления.
10
наддув. В результате поток в боковом канале
приобретает дополнительную энергию, пре-
превосходящую при некоторых отношениях
w /w0 энергию, затрачиваемую на механи-
механическую работу сил сопротивления канала.
Другим примером может служить вытяж-
вытяжной тройник (см. седьмой раздел), в котором
при некоторых отношениях Q6/Qc часть
энергии потока в проходном канале (проходе)
тратится на подсос жидкости (газа) через
боковое ответвление (эжекционный эффект),
т. е. поток в боковом ответвлении приобре-
приобретает дополнительную энергию от внешнего
по отношению к нему потока в проходе
тройника.
В перечисленных примерах отрицательные
значения коэффициента сопротивления ука-
указывают, что происходит прирост энергии,
а не потеря ее.
3.	Основными справочными данными в кни-
книге являются коэффициенты сопротивления
трения ?тр участка прямых труб и каналов
длиной /, коэффициенты сопротивления тре-
трения X единицы относительной длины A/D—1)
участка*1 и коэффициенты местных гидрав-
гидравлических сопротивлений фасонных частей тру-
трубопроводов, различных препятствий, дрос-
дроссельных устройств и других элементов сетей,
а также некоторых промышленных аппаратов
и устройств.
4.	При пользовании справочником предпо-
предполагается, что все величины, входящие
в расчетную формулу сопротивления [см.
A-65)],
A-1)
** Иногда коэффициент сопротивления тре-
трения ?тр называют коэффициентом линейного
сопротивления. В дальнейшем термин «коэф-
«коэффициент сопротивления трения» будем часто
употреблять обобщенно, понимая под ним как
?тр, так иногда и X.

кроме суммарного коэффициента гидравличес-
гидравлического сопротивления ?сум = ?м + ?тр (см- параг-
параграф 1-6), а также геометрические параметры
рассчитываемого элемента сети заданы. Ис-
Искомыми являются только величины ?сум и со-
соответственно ?м и ^тр.
5.	На диаграммах, относящихся к элемен-
элементам труб и каналов сравнительно небольшой
протяженности, для которых значения ?тр
пренебрежимо малы по сравнению с ?м,
коэффициент местного сопротивления можно
рассматривать как суммарный (Q*1.
На диаграммах, относящихся к элементам
труб и каналов сравнительно большой про-
протяженности (диффузорам, конфузорам, плав-
плавным отводам и другим элементам), иногда
приводятся значения как коэффициентов мест-
местного сопротивления ?м, так и коэффициентов
сопротивления трения ?тр.
На диаграммах, где указаны ориентировочные
данные, значения коэффициентов сопротивления
следует рассматривать как суммарные коэффи-
коэффициенты ?. При суммировании потерь в рассчиты-
рассчитываемой сети потери на трение в фасонных частях
не следует учитывать дополнительно.
6.	Приводимые в справочнике значения С,м
учитывают не только местные потери полного
давления (местное сопротивление *2), возни-
возникающие на коротком участке, непосредственно
вблизи изменения конфигурации рассматри-
рассматриваемого элемента трубы (канала), но и потери
давления, связанные с дальнейшим выравни-
выравниванием скоростей по сечению вдоль прямого
выходного участка, следующего за элементом
трубы. В то же время, поскольку местные
потери при экспериментальном исследовании
определяют условно как разность между об-
общими потерями и потерями на трение в пря-
прямом выходном участке, последние следует
также учитывать.
7.	В случае выхода потока из фасонной
или другой части в большой резервуар или
в окружающую среду приводимые для них
коэффициенты местного сопротивления учи-
учитывают также потери динамического давления
Р^вых/2 при выходе*3.
8.	Значения коэффициентов местного сопро-
сопротивления, приведенные в справочнике, за
исключением специальных случаев, даны для
условий равномерного распределения скорос-
скоростей во входном сечении рассматриваемого
** Для простоты индекс «сумм» при коэф-
коэффициенте сопротивления С, и при сопротивле-
сопротивлении Ар будет везде опущен.
*2 Под «местным сопротивлением» здесь
и далее понимается величина, равная местным
потерям полного давления, а не участок
(фасонная часть), в котором эти потери
возникают.
элемента трубы (канала), как это обычно
имеет место, например, за плавным входным
коллектором и для стационарных течений.
При неустановившемся движении жидкости
местное сопротивление приводит к потере
устойчивости потока, вызывая в нем форми-
формирование вихрей нестационарности, на создание
которых затрачивается определенная энергия
[1-24—1-26].
9.	Взаимное влияние местных гидравличес-
гидравлических сопротивлений в одних случаях приводит
к увеличению значений ?м рассматриваемых
фасонных частей трубопроводов, а в других—к
их уменьшению. В некоторых разделах для
отдельных фасонных частей значения коэффи-
коэффициентов местных сопротивлений даны с учетом
взаимного влияния. В частности, значения ?я
и ?п для диффузоров (пятый и одиннадцатый
разделы) приведены в зависимости от длины
предшествующего прямого (входного) участка,
а также от некоторых предшествующих фасон-
фасонных частей; для некоторых колен и отводов
(шестой раздел) значения С,м даны во взаимо-
взаимодействии их отдельных элементов (отдельных
поворотов) и т. п. Взаимное влияние местных
сопротивлений рассмотрено (в объеме имею-
имеющихся данных) в двенадцатом разделе.
10.	В общем случае потери давления могут
быть выражены суммой двух членов, пропор-
пропорциональных соответственно первой и второй
степени скорости [1-28]:
Ap=klw+k2w2.	A-2)
Соответственно коэффициент сопротивления
P/^ p
A-3)
где А—постоянная величина; ?кв принимается
как С, для области квадратичного закона
сопротивления [автомодельной области—
104]. При очень малых числах Рейнольдса
*3 В специальной литературе часто встре-
встречается выражение «потеря давления на созда-
создание скорости». В действительности на «созда-
«создание» скорости в сети вообще не тратится
невосполнимое давление: происходит переход
статического давления в динамическое (транс-
(трансформация энергии давления в кинетическую
энергию). Динамическое давление является
для данной сети потерянным лишь в том
случае, если поток оставляет данную сеть
(выходит в окружающую среду). При этом
динамическое давление определяется ско-
скоростью потока в выходном сечении сети.
С помощью диффузора, например, эта ско-
скорость может быть доведена до минимума,
а следовательно, и потеря динамического
давления будет минимальной.
И

(Re<25) вторым членом A-2) можно пренеб-
пренебречь; при очень больших Re можно пренебречь
первым членом этого выражения и принять
Аг3 = 1 в A-3). В пределах 25<Re^lO5 коэффи-
коэффициент пропорциональности к2 может быть
равным, ббльшим или меньшим единицы.
11.	Зависимость коэффициентов местного
сопротивления от числа Рейнольдса приводят
только в тех случаях, когда его влияние
известно или может быть оценено приблизи-
приблизительно.
12.	Практически число Рейнольдса Re влия-
влияет на местное сопротивление главным обра-
образом при малых его значениях (Re<105).
Поэтому при Re ^ 105 -¦- 2 • 105 коэффициенты
местного сопротивления можно считать не
зависящими от Re. При меньших числах Re
его влияние следует учитывать.
13.	В тех случаях, когда в справочнике не
указано, при каких значениях Re получены
значения ?, для турбулентного режима
(Re^2-103) коэффициент сопротивления мож-
можно принимать практически не зависящим от
числа Рейнольдса даже при малых его значе-
значениях. При ламинарном режиме течения
(Re<2-103) этими данными можно пользо-
пользоваться только для очень грубой оценки сопро-
сопротивления и то только при Re^lO2.
14.	Большинство значений коэффициентов
сопротивления, приведенных в справочнике,
за исключением специально оговоренных, по-
получено при числах Ма<0,3. Однако прак-
практически всеми значениями ?, ?м и ?тр можно
пользоваться и при больших дозвуковых
скоростях—примерно до Ма=0,8. В отдель-
отдельных случаях дается зависимость ? от числа
Ма или А,с.
15.	Большинство коэффициентов местного
сопротивления получено при технически глад-
гладких стенках каналов; влияние шероховатости
на местное сопротивление изучено мало.
Поэтому во всех случаях, если нет специаль-
специальных оговорок, следует считать стенки фасон-
фасонных частей и других участков канала гладки-
гладкими. Влияние шероховатости (которая начинает
сказываться лишь при Re>4 104) можно
учесть приближенно, умножая коэффициент
\ на величину 1,1—1,2 и более (при большой
шероховатости).
16.	Форма поперечного сечения фасонных
частей и других участков канала указана
в справочнике для тех случаев, когда она
влияет на коэффициент сойротивления или
когда значения этого коэффициента получены
для сечения определенной формы. Во всех
прочих случаях, когда форма поперечного
сечения участка специально не оговорена или'
не приведены дополнительные сопротивления
элементов некруглого сечения, следует прини-
принимать коэффициент сопротивления для много-
многоугольного или прямоугольного сечения с от-
12
ношением сторон до/&о = 0,5~2,0 таким же,
как и при круглом сечении.
17.	Приведенные в справочнике графики
(таблицы) коэффициентов сопротивления сос-
составлены на основании расчетных формул или
на основании экспериментальных данных.
В последнем случае значения ?, выражаемые
приближенными формулами, могут несколько
расходиться с данными графиков (таблиц).
Формулы при этом могут служить только
для более приближенных расчетов.
18.	Поскольку коэффициенты' гидравлических
сопротивлений не зависят от среды **, протека-
протекающей через трубопровод (канал), а определяют-
определяются главным образом геометрическими парамет-
параметрами рассматриваемого элемента сети и в от-
отдельных случаях режимом течения (числом
Рейнольдса, числом Маха), то данные, приве-
приведенные в справочнике, в одинаковой степени
пригодны как для расчета сопротивления
гидравлических сетей, так и для расчета
газовых, воздушных и других сетей и аппаратов.
19.	Расчет гидравлического сопротивления
сетей можно представить в виде табл. 1-14—
1-16.
20.	Значения коэффициентов сопротивления
даны для элементов труб и каналов различ-
различных форм и параметров. Однако при проек-
проектировании новых сетей следует выбирать
оптимальные формы и параметры элементов
труб и каналов, при которых получаются
минимальные коэффициенты сопротивления.
Минимальные значения ? могут быть выяв-
выявлены как на основании кривых (или таблиц)
сопротивления, приведенных на диаграммах,
так и на основании рекомендаций, приведен-
приведенных в пояснительной части к каждому разделу
справочника.
1-2. СВОЙСТВА ЖИДКОСТЕЙ
И ГАЗОВ
Плотность текучей среды
1.	Плотность воды и некоторых других
технических жидкостей при различных темпе-
температурах приведена соответственно в табл. 1-1
и 1-2.
Плотность некоторых технических газов при
нормальных физических условиях (г=О°С,
/?= 101,325 кПа, сухой газ), а также их отно-
относительная плотность (по сравнению с возду-
воздухом, плотность которого принята за единицу),
приведены в табл. 1-3.
2.	Для многокомпонентных газов (домен-
(доменного, коксового и т. п.) плотность смеси
(	)
** Если она однородная и несжимаемая.

1-1. Плотность воды
Продолжение табл. 1-2
t, "С
0
10
20
30
40
50
60
р, кг/м3
999,87
999,73
998,23
995,67
992,24
988,07
983,24
t, °С
70
80
90
100
120
140
160
р, кг/м3
977,81
971,83
965,34
958,38
943,40
926,40
907,50
1-2. Плотность жидкостей [1-35, 1-36]
Наименование
жидкости
Аммиак
Анилин
Ацетон
Бензин
Бензол
Бром
Бутан (нормаль-
(нормальный)
Вода
» морская
Глицерин (безвод-
(безводный)
Деготь каменно-
каменноугольный
Дихлорэтан
Двуокись азота
Двуокись серы
Керосин
Масло:.
из буроугольной
смеси
t, °С
— 34
15
15
15
15
60
15
-0,5
См.
табл. 1-1
15
10
20
40
15
15
3,2
-10
15
20
р, кг/м3
684
1026 '
796
680—755
884
836
3190
606
—
1020—1030
1264
1260
1250
1200
1175 — 1200
1484
1472
790—820
970
Наименование
жидкости
деревянное
касторовое
кокосовое
льняное (вар)
машинное:
весьма жидко-
текучее
среднее
минеральное
смазочное
оливковое
парафиновое
терпентиновое
хлопковое
Нефть натуральная
Озон
Сероуглерод
Серная кислота:
87%-ная
дымящаяся
Скипидар
Ртуть
Спирт:
метиловый
этиловый
Тетрабромэтан
Хлор
Хлористый метил
Хлористый этил
Хлороформ
Цианистый водо-
водород
Этиловый эфир
t, °С
15
15
15
15
10
20
50
10
20
50
15
15
18
15
15
15
-5
15
15
15
18
20
15
15 — 18
15
0
0
0
15 — 18
0
15 — 18
р, кг/м3
920
970
930
940
899
898
895
898
892
876
890—960
920
925
870
930
700—900
537
1270
1800
1890
870
13 550
810
790
2964
1469
954
919
1480
715
740
1-3. Плотность сухого газа при 0° С и 101,325 кПа и удельная теплоемкость при 20° С [1-36]
Наименование
газа
Азот
Аммиак
Аргон
Ацетилен
Бутан:
нормальный
изо6ута^\
Воздух
Химичес-
Химическая фор-
формула
N2.
NH3
Ar
С2Н2
С4Н10
С4Н10
Плот-
Плотность,
кг/м3
1,2507
0,7676
1,7820
1,1733
2,6730
2,6680
1,2930
Отноше-
Отношение плот-
плотности ra-
raja к плот-
плотности
воздуха
0,9673
0,5937
1,3782
0,9074
2,0673
2,0634
1,0000
ср
кДж
кг°С
1,043
2,161
0,523
1,672
1,918
1,633
1,005
ккал
кг°С
0,249
0,515
0,125
0,399
0,458
0,390
0,240
с.
кДж
кг°С
0,745
1,649
0,315
1,357
1,733
0,716
ккал
кг °С
0,178
0,394
0,075
0,324
0,414
0,171
k=cplcv
1,40
1,31
1,66
1,23
1,11
1,40
13

Наименование
газа
Водород
Водяной пар (при
100° С)
Гелий
Закись азота
Кислород
Криптон
Ксенон
Метан
Неон
Озон
Окись азота
Окись углерода
Пропан
Пропилен
Сероводород
Сероокись угле-
углерода
Двуокись серы
Углекислый газ
Хлор
Хлористый метил
Этан
Этилен
Химичес-
Химическая фор-
формула
н2
Н2О
Не
N2O
о2
Кг
Хе
сн4
Ne
Оз
NO
СО
с3н8
с3н6
H2S
COS
so2
со2
Cl2
СН3С1
с2н6
с2н4
Плот-
Плотность,
кг/м3
0,0899
0,598
0,1785
1,9780
1,4290
3,7080
5,8510
0,7170
0,9300
2,2200
1,3400
1,2500
2,0200
1,9140
1,5390
2,7210
2,927
1,9760
3,2170
2,3080
1,3570
1,2610
Отноше-
Отношение плот-
плотности ra-
raja к плот-
плотности
воздуха
0,0695
0,462
0.1380
1,5298
1,1052
2,8677
4,5251
0,5545
0,7192
1,7169
1,0363
0,9667
1,5622
1,4802
1,1903
2,1044
2,2637
1,5282
2,4880
1,7850
1,0495
0,9752
с
кДж
кг°С
14,286
2,135
5,192
0,879
0,914
0,251
0,159
2,228
1,030
—
0,976
1,043
1,633
1,549
1,059
—
0,632
0,846
0,481
0,804
1,752
1,554
ккал
кг°С
3,410
0,510
1,240
0,210
0,219
0.060
0,038
0,532
0,246
—
0,233
0,249
0,390
0,370
0,253
—
0,151
0,202
0,115
0,192
0,418
0,371
Продолжение
с
кДж
кг-"С
10,132
—
3,113
0,687
0,653
0,152
0,096
1,710
0,618
—
0,695
0,745
1,432
1,336
0,804
—
0,502
0,656
0.356
0,639
1,476
1,258
ккал
кг°С
2,420
—
0,744
0,164
0,156
0,036
0,023
0,408
0,148

0,166
0,178
0,342
0,319
0,192
—
0,120
0,157
0,085
0,153
0,353
0,300
тис
л. 1-3
к=с„1с„
pi v
1,41
1,67
1,28
1
]
]
1
1,40
1,67
1,66
1,30
1,67
1,29
1,40
1,40
1,22
1,16
1,32
—
1,26
1,29
1,35
1,26
1,19
1,24
где рх, р2, ..., рл—плотность компонентов,
входящих в смесь при 0° С и 101,325 кПа
(см. табл. 1-3), кг/м3; vlt i?2, ..., vn — объемная
доля компонентов смеси по данным газового
анализа, %.
Вязкость
3. Вязкость свойственна всем реальным жи-
жидкостям и газам и проявляется при движении
в виде внутреннего трения.
Различают: 1) динамическую вязкость г\,
представляющую собой отношение напряже-
напряжения сдвига к градиенту скорости (изменение
скорости на единицу длины нормали к направ-
направлению движения жидкости или газа), т. е.
dw
Ty
где т—напряжение сдвига; dw/dy—градиент
скорости w в направлении нормали у;
2) кинематическую вязкость v, представ-
представляющую собой отношение динамической вяз-
вязкости к плотности жидкости (газа); v = r|/p.
4. Для перевода динамической вязкости из
одной системы единиц в другую в табл. 1-4
Единица
измерения
1 мкП (микро-
(микропуаз)
1 сП (сантипуаз)
1 П (пуаз)
1 Па с [кг/(м-с)]
1 кг/(м • ч)
1 кгс-с/м2
1 фуит/(фут-с)
1 фунт/(футч)
1-4. Соотношения между единицами динамической вязкости ц
мкП
1
104
106
107
2,78 • 10 3
9,81 • 107
1,488 • 10 7
4,13 -103
сП
10~4
1
102
103
2,78 • 10 -1
9,81 • 103
1,488-10 3
4,13 -КГ1
П
(пуаз)
10~б
ИГ2
1
10
2,78-Ю-3
9,81 • 10
1,488 • 10
4,13 10~3
Па-с
[кг/(м-с)]
ю-7
ю-3
ю-1
1
2,78 • 10 ~4
9,81
1,488
4,13-КГ4
кг
мч
3,6-10~4
3,6
3,6 -102
3,6-103
1
3,53 • 104
5,36-103
1,488
КГС'С
м2
1,02-Ю"8
1,02-10 ~4
1,02-КГ2
1,02-ИГ1
2,83-Ю-5
1
1,52-ИГ1
4,22 • 10 ~5
фунт
фут-с
6,72-10 ~8
6,72-10 ~4
6,72-10 
6,72-10 -1
1,867 Ю
6,592
1
2,78- 10~4
фунт
фут*ч
2,42-10'4
2,42
2,42 • 102
2,42-10 3
6,72-Ю-1
2,373 • 104
3,6-10?
1 V
14

1
Единица
мм2/с= 1
(сантистокс)
1
1
1
1
1
см2/с=1
м2/с
М2/Ч
фут2/с
фут2/ч
1-5. Соотношения между единицами кинематической
измерения
сСт
Ст (стоке)
мм 2/с, сСт
1
102
10б
2,78 • 102
9,30 • 104
2,58 • 10
см2/с, Ст
10
1
104
2,78
9,30-102
2,58 • 10
м2
10
10
1
2,78-
9,30-
2,58 •
/с
-б
-4
10
10
10
М2/Ч
3,60-
3,60-
3,60
1
3,35
9,30-
10
10
•10
•10
10"
ВЯЗКОСТИ V
-3
-1
3
2
-2
фут2/с
1,07- 10~5
1,07-КГ3
1,07-10
2,99 Ю
1
2,78-Ю
фут
3,87 •
2/ч
ю-2
3,87
3,87-
1,07
3,60-
1
104
•10
103
и 1-5 даны переводные множители соответ-
соответственно для динамической г| и для кинемати-
кинематической v вязкости.
5.	Динамическая и кинематическая вязкости
зависят от параметров состояния среды. При
этом динамическая вязкость жидкостей и га-
газов зависит только от температуры и не
зависит от давления (для идеальных газов).
С повышением температуры вязкость газов
и паров повышается, а вязкость жидкостей
понижается. Для водяного пара наблюдается
увеличение динамической вязкости с повыше-
повышением давления.
Кинематическая вязкость жидкостей и газов
зависит как от температуры, так и от дав-
давления.
6.	Зависимость вязкости газов от темпера-
температуры может быть приближенно выражена
формулой Сатерленда:
273 + С/ Г\3/2
— II Л -——¦——""———— I ——«—— I
7
Т+С \273
где г|0—динамическая вязкость газа при 0° С;
С—постоянная, зависящая от рода газа.
Динамическая вязкость г| для различных
газов в зависимости от температуры, а также
постоянная С и диапазон температур, при
которых значение этой постоянной подтверж-
подтверждено опытом, приведены в табл. 1-6.
Кинематическая вязкость для тех же газов
в зависимости от температуры при давлении
101,325 кПа приведена в табл. 1-7.
Зависимость кинематической вязкости воз-
воздуха от его температуры при давлении
/?а = 101,325 кПа дана также на рис. 1-1.
7. Кинематическую вязкость смеси газов
можно найти по приближенной формуле
Манна:
100
V	=2-
VCM
где vx, v2, ..., vn—кинематическая вязкость
компонентов; vt, v2, .., vn — объемная доля
компонентов смеси, %.
Для определения динамической вязкости
смеси можно пользоваться приближенной
формулой
100
Чем 7-» •-*	7*~*
С/1 U у	Un
	? I	? I	I	"
Л1 Л2	Лл
где г\1у л2, .••, Ли—динамическая вязкость
компонентов; Gl9 G2, ..., Gn — массовая доля
компонентов смеси, %.
8. Зависимость динамической Г| и кинемати-
кинематической v вязкости воды от температуры
и давления приведена в табл. 1-8. Кроме
того, зависимость кинематической вязкости
воды от ее температуры при рл~ 101,325 кПа
приведена на рис. 1-2.
60
20
о.
80
160 240 320 W0 Ш°С
Рис. 1-1. Зависимость кинематической вязкости
воздуха от его температуры при давлении
101,325 кПа
V-1Of/f*/c_
1,0
0,6
0,2
к
20 ЬО 60 80 °С
Рис. 1-2. Зависимость кинематической вязкости
воды от ее температуры при 101,325 кПа
. 15

I
о.
s
в!
i.
о
О
с
.я
s
2
i
16
2 о
«и
о
0
ев
О*
&
пера-
Н
cd
>
оо
о
СИ
§
о
1С
§
чо
о
1
ч
Фор
cd
г
cd
и
Я
о
я
<и
cd
я
S
CN
ми
CN
104
о
О
чо4
<*">
О
*—4
О
ОО
CN
8
CN
CN
CN
CN
О
8
О
CN
ни
CN
ON
«—щ
ЧН
СП
оо
S
16,
75
н
<
S
СП
о
CN
О
О
1—4
о
CN
CN
1-И
wn
f—4
ОО
г**
о
о
ю,
о
ON
о
оо
ммиак
<
CN
ОО
о
CN
142
о
^
о
оо
о
о
ЧО
сп
О
CN
О
г*-
о
CN
о
215
S
CN
02
CN
i—*
«-и
CN
ОО
о
*—*
CN
2
о
ON
S
Os
<ч
и
1
<
о
о
1
1
о
CN
00 -н
о
1,0
CN
О
гг\
оо"
"—«
S
о
СП
*-*
2
CN
»—4
о
сп
О О
ON О
as
ON
ON
оо
ON
оо
г-оо
о'о
чооо
I оо
о
U
О
11
\о
i
1
О
CN
961
оол
СП
1—Г
СП
з
о
чо
1—«
1
1
S
CN
ОО
1—4
СП
*—4
1—4
О
чо
ON
СП
ОО
оо
«S
а
с
о
S
о?
ОО
чо
о
гЯ
оС
сп
сп
CN
On
CN
О
чО
CN
ON
ОО
о
CN
ОО
ON
о>
ON
22
CN
О
CN
ЧО
X
в
о
—*
CN
°
О
о
о*4
34,
о
о
§
г**»
CN
о
о
CN
CN
wn
СП
,—.
CN
О
О
CN
2
S
Г-
<и
!ЛИЙ
CN
ОО
о
СП
306
8
CN
О
^2>
CN
О
ЧО
S
S
»—4
со
а
вуокис
о
оо
CN
UH
CN
260
о
чО
CN
О
CN
CN
О
ОО
8
о
со
е«
КИСЬ i
я
о
оо
CN
О
CN
О
сп^
О
сп"
тг
О
?
О
СП
СП
о
ON
CN
SS
тГ О
о
СП
CN
ин
сп
CN
CN
О
сп
«—•
CN
ГЦ ГЦ
-Я
оо"
О4 О
4 я
о
CN
О
CN
S3
О
1 об'
О
чО
«—4
О О
Г^ СП
i S
CN
1—4
«—*
CN*4
1-И
О
к-Г
—4
оо
cn2
о о
оГ
°
:енон
етан
о
CN
О
CN
128
ЧО
CN
о
22
О
О
о
со
есись а
О
о
СП
О
100
о
CN
О
^>
CN
о
CN
CN
02
о
CN
vn
1-м
ON
1—4
un
оо
Р-4
68
о
ON
о
фОД
ЕСИСЬ >
О
383
о
о
о
о
1
1
о
чо
1
с
О
CN
О
оо г^
1—4.
О
CN
оо
f—1 Tf
«-Ч 1—4
О ^
о о
оо
ON
О
00
о *¦**>
ОО 00
о о
о
00 vO
X
||
EG
ип
СП
29,'
ЧО
S
CN
CN
О *П
МП ОО
1—4
о
Г**
ЧО
о
О О
SS
S
CN*4
ки
СО
2
& §
О4 1
о
CN
о
2
350
о
МП
CN
00
1—4
CN
о
оо
*—4
О
оо
чо
о
ON
*4П
1—4
о
о
о
1—4
о
СП
о
О
Г1
454
Г-
сп
S
о
о
ON
4
>*>
и
1
порисл
xi
1
1
411
1
о
СП
о
О
On
Г)
и
г:
Й
'1
порист
901
о
г-
X
1
S
'I
Я" t
о
CN
О
CN
252
о
о
оо
CN~
—щ
О
о
ON
S
00
X
и
о
СЧ
о
СЧ
225
о
.-«
8
*—4
О
СЧ
00
1—4
о
СЧ
1—1
*—4
о
о
1—4
о
о
45
85
00
X
и
гилен

го
wo
О
го
ro
CN
о
wo
ro
CN
oo
CN
WO
\
ro"
ON
о о
_« I чо CN
WO	ON Г^
о
w-^
Г-"
ON
wo
ro
о
wo
vo"
wo
о о о
го" I го" г^
CN vo Tf
го
VO
о
en
ь
В
о
ГО^
го"
t
о
о
CN
m
о о о о о
CN^ —-л vo^ <N^ Г^
oo" " ^ *4 "
г
o r
in
CN
vo"
о о о
«ч «
^ o
го го го
го"
ГО
CN
о о о о о
а\ счл счл г^ гч^
Tf" vo" csT on" in"
ГО CN *-* ~ч ГО
О О rf
*п го oo
" " "
о о о о
»п <Ч
ONO^f О 'ON I *-« ГО OO *~*
ГО ГО ГО *¦"¦« *"¦¦* **** —* 1—• CN
о о
го го
oo" on"
CN CN
о
го
оол
«—Г
го
CD
1 ^J" Г*** ^j*
1 oo" оо" ^"
CN •-«
о
1 1 ON
о о
r ro
я
го
о»
i
I
OOOOOOOOOOOOOOOOOVOOOOW-JWOOO
- ТГ CN Г*- OO *—« ГО
s
—« ~* C*\ ~* CN CN CN
ЮСП I (N
cTcT I ro4
CN CN ^-*
VO ON C^-
vo^ OO^ON^
©©"сГ^п"
—* CN ^
VO
CN
О OO
°
О vo
»—« ГО
CN CN
rs"
О О	rf
0O^	I	ON
•ч л	I	«s
oo oo	I	—«
WO WO
wo
о
On"
VO CN
oo"»n"
wo
oo
oa
WOO О O^fOOCN	ГО
сол c^ I vo^ | ro oo^ on^ «-^ I i i—^
vo"vo" I cT I r^Tf'vo'ro4 I I t-^
WO CN
ол<о
ON* wo"
ro
On"
OOWOOOOOTfOrOVOfOWOOOVOvoOOCNvOOOOvO
^О^ГО ГО Г^ О ^^^^^^^^^^^CN^r^r^G^rO^O^CN^vO^
^ro^oCoCw^r^w^^T^r^w^r^^^w^wo^Tt^rj^oo"^
>s
о
>
09
S
2
000000<NOOO<N040a\OOOpoO(CNOOOO<00
§s^
f^r^^w^roroo
i—« ro
oo i r*
i-i vo
О vo CN
On *—« On
C-* vo rf
cn" I «-*4 ro"
00^ CN^ ГО^ W">^
ro" Tt* vo" C^
CN On
VO **!?
wo"r*-T
VO
о
8
=
s
ё
О
О
^ го
в:
й ч оох я л а о я
c3
s
со
I
I
я 5
Л Я
с с
о о
О, О*
со
2
О <D
U >
Ч
S
о
?й
17

/, "С
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
ПО
120
130
140
150
160
170
180
р, МПа
0,0981
0,0981
0,0981
0,0981
0,0981
0,0981
0,0981
0,0981
0,0981
0,0981
0,101
0,143
0,198
0,270
0,360
0,476
0,618
0,798
1,003
1-8. Зависимость г\ и v
т|, мПа-с
1,790
1,300
1,010
0,802
0,654
0,549
0,470
0,406
0,355
0,315
0,282
0,259
0,238
0,221
0,201
0,186
0,174
0,163
0,153
v-106, м2/с
1,792
1,306
1,006
0,805
0,659
0,556
0,478
0,415
0,365
0,326
0,295
0,272
0,250
0,233
0,217
0,203
0,191
0,181
0,173
воды от
t, "С
190
200
210
220
230
240
250
260
270
280
290
300
310
320
330
340
350
360
370
t я р [1-53]
р, МПа
1,255
1,565
1,910
2,300
2,800
3,350
3,980
4,690
5,500
6,400
7,440
8,600
9,870
11,30
12,85
14,70
16,50
18,70
21,10
т|, мПа-с
0,144
0,136
0,135
0,125
0,120
0,115
0,111
0,107
0,102
0,098
0,094
0,091
0,088
0,085
0,081
0,078
0,073
0,067
0,057
v 10s, м2/с
0,165
0,158
0,153
0,148
0,145
0,141
0,137
0,135
0,133
0,131
0,129
0,128
0,128
0,128
0,127
0,127
0,126
0,126
0,126
1-3. РЕЖИМЫ ТЕЧЕНИЯ
ЖИДКОСТИ (ГАЗА)
1.	Режим движения жидкости (газа) бывает
ламинарным и турбулентным. При ламинар-
ламинарном режиме течение устойчивое, а струйки
потока движутся, не смешиваясь, плавно обте-
обтекая встречающиеся на их пути препятствия.
Турбулентный режим характеризуется бес-
беспорядочным перемещением конечных масс
жидкости (газа), сильно перемешивающихся
между собой.
2.	Режим движения жидкости (газа) зависит
от соотношения сил инерции и сил вязкости
(внутреннего трения) в потоке, которое выра-
выражается критерием (числом) Рейнольдса:
n pwDr wDr
3.	Для каждой конкретной установки суще-
существует некоторый диапазон «критических» зна-
значений числа Re, при которых происходит
переход от одного режима к другому (пере-
(переходная область). Нижний предел критического
числа Re для трубы круглого сечения состав-
составляет около 2300. Верхний предел числа Re
зависит от условий входа в трубу, состояния
поверхности стенок и т. д.
4.	При движении реальной (вязкой) жид-
жидкости (газа) слой, непосредственно приле-
прилегающий к твердой поверхности, прилипает
к ней. Вблизи твердой поверхности устанавли-
устанавливается переменная по сечению скорость, воз-
возрастающая от нуля на этой поверхности до
скорости w невозмущенного потока (рис. 1-3).
18
Эту область переменной по сечению скорости
называют пограничным или пристеночным
слоем.
5.	При движении потока в прямых трубах
(каналах) различают начальный участок тече-
течения и участок стабилизированного течения
(рис. 1-3, а).
Начальный участок—участок трубы, в
котором равномерный профиль скорости,
соответствующий сечению на входе через
плавный коллектор, постепенно переходит
в нормальный профиль стабилизированного
течения.
6.	При ламинарном режиме стабилизиро-
стабилизированный профиль скорости устанавливается по
параболическому закону (рис. 1-3,6,7), а при
турбулентном режиме—приближенно по
логарифмическому или степенному закону
(рис. 1-3,6,2).
7.	В случае ламинарного режима длина
начального участка (расстояние от входного
сечения за плавным коллектором до сечения,
в котором скорость по оси отличается от
соответствующей скорости полностью стаби-
стабилизированного потока примерно на 1%) тру-
трубы круглого сечения, а также прямоугольного
с отношением сторон
а/Ь = 0,7 -г-1,5
A-4)
где В=
?>rRe
-приведенная длина начального
участка (по вычислениям Буссинеска [1-71],

Стабилизирован-
'У/////////////////////////
ный у частой
Рис. 1-3. Схемы распределе-
распределения скоростей по поперечному
сечению трубы:
a—деформация потока в началь-
начальном участке; б—профиль скорос-
скоростей на стабилизированном участ-
участке; 1—ламинарный режим; 2—
турбулентный режим
5«0,065; по данным Шиллера [1-63],
В« 0,029); LHa4 — длина начального участка
трубы.
Длина LHa4 может достигать значительной
величины; например, LHa4 = 130Z>r при Re =
= 2000.
8. При турб>лентном режиме длина началь-
начального участка трубы кольцевого сечения с глад-
гладкими стенками может быть найдена по форму-
формуле Солодкина и Гиневского [1-50]:
A-5)
где а'=Л (DJD^) и 6'=/2 {DJD^j определяются
по рис. 1-4; DB и Da—диаметр внутренней
и наружной труб соответственно.
Если DJDa-+Q (DB-+0), то кольцевая труба
переходит в трубу круглого сечения, для
которой A-5) принимает вид
'¦=7,88 lg Re -4,35.
0-6)
Если ДД>н-*1,0, то кольцевая труба пере-
переходит в плоскую, для которой формула A-4)
принимает вид
= 3,28 lg Re -4,95.
A-7)
Из A-4) — A-7) следует, что при турбулент-
турбулентном течении длина Ьилч значительно меньше,
чем при ламинарном; например, при
Re = 5 • 105 длина LHa4«35?>г. По опытам
Кирстена, значения Ьилч больше (на 40 — 50%)
значений, полученных по указанным формулам.
9. При невозмущенной среде до входа
и совершенно плавном входе в трубу через
коллектор с очень гладкими стенками режим
течения во входной части начального участка
смешанный («смешанный входной участок»);
он характеризуется тем, что у стенок трубы
образуется ламинарный пограничный слой
даже при больших числах Рейнольдса, значи-
значительно превосходящих критическое значение.
Этот слой по мере удаления от входа утолща-
утолщается и на некотором расстоянии от входа xt (в
точке «перехода») турбулизируется (рис. 1-5).
Утолщаясь вниз по потоку, этот турбулентный
слой заполняет все сечение трубы, а распреде-
распределение скоростей по сечению асимптотически
приближается к распределению скорости при
стабилизированном турбулентном течении.
10. Относительное расстояние xt от точки
перехода до входа зависит от числа Рей-
Рейнольдса и может быть приближенно опреде-
определено по формуле, предложенной Филипповым
[1-59]:
xt 3,04-105
где T\t — (wa — w0)/w0 находят по данным Шил-
Шиллера [1-63]; vv0, wx—соответственно скорость,
средняя по сечению, и скорость в ядре потока.
to -
Г 1
-28
-12
4
\
0,25
0,50
0,75
Рис. 1-4. Зависимость коэффициентов а1 я bf
от отношения диаметров DJDH кольцевой трубы
19

Рис. 1-5. Схема потока в смешанном входном
участке трубы
При больших Re значение т|,-*0 и
3,04 105
хх ш.
Re
Зависимость xt от Re приведена на рис. 1-6.
11. Толщина пограничного слоя на данном
расстоянии от начального сечения прямой
трубы (канала) может увеличиться или умень-
уменьшиться в зависимости от того, движется ли
далее среда замедленно (с расширением сече-
сечения) или ускоренно (с сужением сечения).
При значительном расширении сечения воз-
возможен срыв потока у стенки, сопровождаю-
сопровождающийся образованием вихревой зоны (рис. 1-7).
100
80
70
60
50
kO
30
10
10
ч
ч
Ч
Ч
s
s
ч
ч
ч
"Ч
s
1 2 3 Ь 5 6 7 8 Ю
\
7 2
ч^
Re
Рис. 1-6. Зависимость Xt от Re
Вихревая зона
1-4. РАВНОВЕСИЕ ЖИДКОСТИ
И ГАЗА
1.	Жидкость (газ) находится в равновесии,
если для каждой произвольно выделенной ее
части результирующая всех сил, приложенных
к этой части, равна нулю.
2.	Уравнение равновесия жидкости (газа)
одного и того же объема при неизменной
плотности имеет вид
A-8)
где z0 и zx—координаты двух частиц жид-
жидкости (газа) данного объема относительно
плоскости сравнения (соответствующие гео-
геометрические высоты, рис. 1-8), м; р0 и рх —
статическое давление (абсолютное) на уровне
выбранных частиц, Па.
3. Давление в произвольной точке объема
жидкости или газа можно определить, зная
давление в какой-либо другой точке, принад-
принадлежащей тому же объему, а также глубину
погружения A=zx— zQ одной точки относи-
относительно другой (см. рис. 1-8):
Pi =/>o ~
Ро =/
A-9)
Поэтому, например, давление на стенки
сосуда, заполненного неподвижным горячим
газом (рг<ра), на уровне A = zr—za, располо-
расположенном выше плоскости раздела газа и воз-
воздуха (рис. 1-9), как со стороны газа (рг), так
и со стороны воздуха (р^) получается меньше,
чем давление рл в плоскости раздела:
Pr—pz—gpji	A-Ю)
и ph=P*-gpA	0-П)
Ряс. 1-7. Схема срыва потока и образования давлением на той же
Рис. 1-8. Схема для определения давления
в произвольной точке жидкости (газа) по
давлению в заданной точке:
а—р>рл; б—рг<рш
Рис. 1-9. Схема для
определения избы-
избыточного давления го-
горячего газа на про-
произвольной высоте
в сосуде по сравне-
сравнению с атмосферным
С	р	р
вихревой зоны а диффузоре
высоте
20

где рг и ра — соответственно плотность газа
и воздуха (средняя по высоте Л), кг/м3.
4. Избыточное давление неподвижного горя-
горячего газа в сосуде на уровне A = zr —za по
отношению к давлению воздуха на том же
уровне А можно определить с помощью (МО)
и A-11):
и соответственно
1-5. УРАВНЕНИЯ ДВИЖЕНИЯ
ЖИДКОСТИ И ГАЗА
Уравнения расхода и средняя скорость
потока
1.	Расходом жидкости или газа называют
массу (или объем) жидкости (газа), проте-
протекающей через данное поперечное сечение
трубы (канала) в единицу времени.
Различают массовый расход (например,
G кг/с) или объемный расход (например,
Q м3/с).
2.	В общем виде (при любой форме
распределения скоростей потока по сечению)
объемный расход
A-12)
где w—скорость потока в данной точке
сечения трубы (канала), м/с.
Массовый расход
A-13)
3. Распределение скоростей потока по сечению
трубы почти никогда не бывает равномерным.
Для простоты решения практических задач
вводится фиктивная средняя скорость потока:
'f'
A-14)
откуда
4. Объемный расход и соответственно ско-
скорость потока газа зависят от температуры,
давления и влажности*1.
Если при нормальных условиях @° С,
101,325 кПа, сухой газ) объемный расход газа
QHy м3/с, а средняя скорость и>ну м/с, то при
рабочих условиях
>?р V^H.V *ti _
т
0,804
(Ы6)
*1 Рассматривается идеальный газ, подчи-
подчиняющийся уравнению pv = RT, для которого
внутренняя энергия зависит только от темпе-
температуры.
— ^ 1+
т
0,804
П-17)
где т — содержание водяных паров в газе,
кг/м3; рр — давление рабочего газа в данном
сечении, Па; рну — давление газа при нор-
нормальных условиях, Па.
Для сухого газа при давлении 101,325 кПа
(Р^Рн.у) объемный расход и соответственно
скорость потока газа при рабочих условиях
QQ
Плотность газа при рабочих условиях
¦	ЛП ' Л-. <Ы8)
1 +
т
0,804
Ры.у
где рну—плотность сухого газа при нормаль-
нормальных условиях, кг/м3.
Для сухого газа при давлении 101,325 кПа
273
Рр=Рн.у-
Уравнение неразрывности потока
5. Уравнение неразрывности есть результат
применения закона сохранения массы к
движущейся среде (жидкости, газу).
В общем случае при любой форме распре-
распределения скоростей уравнение неразрывности
для двух сечений трубы (канала) 0 — 0 и / — /
(рис. 1-10) может быть записано в виде
A-19)
где индексы 0 и 1 указывают, к какому
сечению относятся данные величины.
При несжимаемой однородной среде плот-
плотность по сечению всегда постоянна; поэтому
р0 J
= pi J wdF.
Fi
6. Учитывая A-13) — A-15), можно написать
уравнение неразрывности (уравнение расхода)
для равномерного сжимаемого и для любого
несжимаемого потока в виде
Рис. 1-10. Схема
потока и его основ-
основные параметры для
двух сечений ка-
канала	о
21

A-20)
где wQ и vva—средние скорости соответ-
соответственно в сечениях 0 — 0 и 1 — /, м/с.
Если плотность движущейся среды не
меняется вдоль потока, т.е. ро = р1==р, то
уравнение неразрывности (расхода) имеет вид
SI
= Si = ?? = -.
Р
^wF или
Уравнение энергии
(уравнение Бернулли) для сжимаемой
и несжимаемой жидкости
7.	К среде, движущейся по трубе (каналу),
может быть применен закон сохранения энер-
энергии, согласно которому энергия потока жид-
жидкости (газа), протекающей в единицу времени
через сечение 0—0 (см. рис. 1-10), равна сумме
энергий потока жидкости (газа), протекающей
в единицу времени через сечение 1 — i, и поте-
потери внутренней (тепловой) и механической
энергий на участке между этими сечениями.
8.	В общем случае для потока как неупругой
(капельной), так и упругой жидкости (газа)
с неравномерным распределением скоростей
и давлений по сечению*1 соответствующее
уравнение энергий (мощности) имеет вид
')
IY ^*>г
9 A-21)
где z—геометрическая высота центра тяжести
соответствующего сечения, м; р—статическое
давление (абсолютное) в точке соответствую-
соответствующего сечения, Па; U—удельная внутренняя
(тепловая) энергия газа (которая была бы
при течении без трения), Дж/кг; AN^—
общая мощность, теряемая на участке между
сечениями 0—0 и 1 — 1 и характеризующая
величину механической энергии, превращае-
превращаемой в теплоту, Вт.
9. Если мощность потока отнести к массо-
массовому расходу
^общ"
П,
то на основании
+gz+U)pwdF=eo-ei9	A-22)
где
=7; \-+-=-+gz+U\pv>dF
P
—l__+gZ+ и j pwdF—удельные
энергии, осредненные по массовому расходу
соответственно через сечения 0 — 0 и 1 — 1,
Дж/кг; Aeo6m=^ANo6JG—общая потеря удель-
удельной энергии на участке между сечениями
0—0 и 1 — 1у Дж/кг.
Разделив A-22) на g, получим:
8
где
G J \?P 2S S
Нг^— ( — +~Ьг-h — ) pwdF— напоры,
G J \^p 2g	g)
Fi
осредненные по массовому расходу соответ-
соответственно через сечения 0—0 и 1 — 7, м.
10. Если мощность потока отнести к
объемному расходу через определенное сече-
сечение, например 0—0
pw
'о
то
^Ч-^-г—(-gpz+pC/lvccfF-
-—IY +
или
АРов«=7Г | [p+^-+gpz+pU)wdF-
*x В предположении отсутствия теплообме-
теплообмена и работы двигателя на данном участке
сети.
22

можно написать
поэтому можно написать
Qo
1
_AAU_
= G [P+-y+8Pz+PUJPwdF-
=Po—Pu
A-23)
где ро
;=гК>+
pwx	\
——hgpz + pU\ pwdF— пол-
ное давление, осредненное по массовому рас-
расходу через сечение 0—
Pi
) pvvrfF—полное давле-
давление, осредненное по массовому расходу через
сечение 1 — I*1 и приведенное к объемному
расходу в сечении 0—0, т.е. к Qo;
Аробщ=
общие потери полного давле-
бо
ния на участке между сечениями 0—0 и 1 — 7,
приведенные к объемному расходу Qo.
11. Статическое давление р в прямолиней-
прямолинейном потоке в большинстве практических
случаев постоянно по сечению даже при
значительной неравномерности распределения
скоростей; изменением плотности газа по
сечению вследствие изменения скоростей для
практических задач можно пренебречь (в пре-
пределах Ma=w/a1<l,0). Поэтому вместо A-21)
+1 Для участков с неравномерным распре-
распределением потока по сечению (при сохранении
температуры торможения постоянной вдоль
потока и при вычислении потррь энергии по
измеренным полным давлениям в различных
точках сечения) следует осрёднять логарифмы
полного давления, а не полное давление:
Вместе с тем при небольшой неравномер-
неравномерности потока и значениях Ма < 1 отступление
от этого правила не приводит к большой
ошибке [1-41].
dF+AN,
или, решая относительно
выражения A-20),
Ро^о
1 2
общ
и учитывая
о)
12Г1 + р1?/1 )Ql9 A-24)
где Wo^ — I —
aj
коэффициенты кинетических энергий (коэффи-
(коэффициенты Кориолиса) соответственно для сече-
сечений 0—0 и 1 — 7; они характеризуют степень
неравномерности распределения кинетических
энергий, а следовательно, и скоростей в ука-
указанных сечениях.
12. Мощность потока, отнесенная к массо-
массовому расходу, приводит к обобщенному урав-
уравнению Бернулли, написанному для реальной
жидкости (газа) с учетом удельных потерь
энергии (внутренней и внешней, т. е; механи-
механической) на рассматриваемом участке:
Ро
Pi
и соответственно
Ро
gPo
или
A-25)
Uo
A-26)
Ро
= *o-*i A-27)
AH.
общ"
g
23

13. Мощность потока, отнесенная к объем-
объемному расходу (например, к ?0), приводит
к обобщенному уравнению Бернулли в виде
Ро + No
+ gpozo + ро Uo =
A-28)
или
-Po—Pi,
A-29)
где
полное
давление
= U>i + # 1
в сечении 0—0; />* =
+ Pi Ux J —— полное
давление в сечении / — 1, приведенное к объ-
объемному расходу в сечении 0—0.
Все члены A-28) получаются в единицах
измерения давления, т. е. в паскалях, и носят
названия: gpozo,
ние; р0, рх
\
—геометрическое давле-
статическое давление; NQ ——-,
—динамическое давление;
^—общие потери полного давления
(общее гидравлическое сопротивление) в
результате преодоления гидравлического
сопротивления участка между сечениями 0—0
и 1 — 1.
14. Изменение внутренней энергии (мощ-
(мощности) UQ~UX зависит от того термодинами-
термодинамического процесса, который совершает газ на
пути от сечения 0—0 до сечения 1 — 1. Для
политропного процесса параметры газа изме-
изменяются по соотношению
рГрГря
A-30)
где п—показатель политропы, который для
участка с местным сопротивлением ввиду
ограниченности участка может быть во мно-
многих случаях приближенно принят постоянным
и лежащим в пределах 1 < п < к (к=cp/cv —
показатель изоэнтропы, см. табл. 1-3).
15. На основании законов термодинамики
[1-68] при отсутствии подвода теплоты извне
24
Ро Pi J Р
Pi	pi
-?o_?l » (лМ A.31)
Po Pi «-l\Po Pi/
где y=l/p — удельный объем газа, м3/кг.
На основании A-27), A-30) и A-31)
п—
х	1
Pi
или
и-1
2 л-1 p
16.	При приближенных расчетах в некото-
некоторых случаях можно считать процесс изоэнтро-
пическим. Для этого процесса вместо показа-
показателя политропы п в A-31), A-32) будет стоять
показатель изоэнтропы к.
17.	В некоторых случаях состояние потока
изменяется по изотерме (постоянная темпера-
температура), при которой давление пропорционально
плотности газа:
Ро Pi р'
р
Р Ро Рх
A-33)
A-34)
Тогда в окончательном виде на основании
A-27) и A-34)
A-35)
18.	Опыты Губарева [1-20] показали, что
для таких фасонных элементов, как тройники
и запорные устройства, состояние гаЗа изменя-
изменяется по политропе, более близкой к изотерме.
При этом для воздуха, протекающего через
тройники, показатель политропы п «1,0, а че-
через запорные устройства п «1,15.
19.	Формулы A-32) и A-35) можно исполь-
использовать не только при больших скоростях
газового потока, но и при малых скоростях,
но больших перепадах давления на участках
местного сопротивления.
20.	В качестве основных критериев подобия
газовых потоков служит число Маха или
приведенная скорость Хс==—.

Число Маха
w
Mas—,
1
23. Между числами Ма и Хс существует
следующая связь:
A-36)
Ма =
где at—скорость распространения звука;
к+1
A-43)
a1= k- = y/kRT.
' P
A-37)
или
Для воздуха
к+1
Ma
21. Скорость течения, равная местной ско-
скорости звука и называемая критической ско-
скоростью,
к-\
1+——Ма2
На основании A-42) и A-43)
2k p*
k+lp'
1
RT*, A-38)
где р*—давление заторможенного потока
газа (полное давление); р*—плотность за-
заторможенного потока газа; Г*—температура
заторможенного потока газа (температура
торможения).
Скорость звука в заторможенной среде
A-39)
A-44)
Для плотности идеально заторможенного
газа с учетом соотношения, аналогичного
A-30), т.е.
P \P
,*\fc
A-45)
получается
так что
Для воздуха
Приведенная скорость
w
Соответственно для температуры тормо-
торможения
A-40)
•w
2к р*
к+1~р*'
2к
к+1
-RT*.
A-41)
A-47)
Газодинамические функции A-44), A-46)
и A-47) приведены в табл. 1-9.
Там же приведены функции, характери-
характеризующие поток массы
22. Если идеальную газовую струю, для
которой нет потерь энергии (Ае^щ^О) и нет
теплового воздействия, затормозить изоэнтро-
пическим путем, доведя скорость wo = w (при
этом п~к\ Po~pi Ро32?? ^o^^i^O' iV0=ЛГХ = 1,
а рх=р*—полное давление или давление
торможения) до скорости и>2=0, то A-32)
примет вид
w2 к р[(р*\~1р 1
откуда
p*J k~l w2 У^т
7~\ + 2 кр/р)
или с учетом A-36) и A-37)
к
i- = ( i+_Z_Ma2V-'-	A-42)
(эта функция называется приведенной плот-
плотностью потока массы)
Величина, обратная .у(А.с), характеризует из-
изменение статического импульса в сечении
изоэнтропического потока в зависимости от
скорости.
Кроме того, в табл. 1-9 приведена функция
25
2* U2

1-9. Таблица газодинамических функций для дозвукового потока и функция х(К)
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,10
0,11
0,12
0,13
0,14
0,15
0,16
0,17
0,18
0,19
0,20
0,21
0,22
0,23
0,24
0,25
0,26
0,27
0,28
0,29
0,30
0,31
0,32
0,33
0,34
0,35
0,36
0,37
0,38
0,39
0,40
0,41
0,42
0,43
0,44
0,45
0,46
0,47
0,48
0,49
0,50
0,51
0,52
0,53
0,54
0,55
т
0,99998
0,99993
0,99985
0,99973
0,99958
0,99940
0,99918
0,99893
0,99865
0,99833
0,99798
0,99760
0,99718
0,99673
0,99625
0,99573
0,99518
0,99460
0,99398
0,99333
0,99265
0,99193
0,99118
0,99040
0,98958
0,98873
0,98785
0,98693
0,98598
0,98500
0,98398
0,98293
0,98185
0,98073
0,97958
0,97840
0,97718
0,97593
0,97465
0,97333
0,97198
0,97060
0,96918
0,96773
0,96625
0,96473
0,96318
0,96160
0,95998
0,95833
0,95665
0,95493
0,95318
0,95140
0,94958
я
0,99994
0,99977
0,99948
0,99907
0,99854
0,99790
0,99714
0,99627
0,99528
0,99418
0,99296
0,99163
0,99018
0,98861
0,98694
0,98515
0,98324
0,98123
0,97910
0,97686
0,97451
0,97205
0,96948
0,99680
0,96401
0,96112
0,95812 '
0,95501
0,95180
0,94848
0,94506
0,94153
0,93790
0,93418
0,93035
0,92642
0,92239
0,91827
0,91405
0,90974
0,90533
0,90083
0,89623
0,89155
0,88677
0,88191
0,87696
0,87193
0,86681
0,86160
0,85632
0,85095
0,84551
0,83998
0,83438
е
0,99996
0,99983
0,99963
0,99933
0,99896
0,99850
0,99796
0,99734
0,99663
0,99584
0,99497
0,99401
0,99297
0,99185
0,99065
0,98937
0,98300
0,98655
0,98503
0,98342
0,98173
0,97996
0,97810
0,97617
0,97416
0,97207
0,96990
0,96765
0,96533
0,96292
0,96044
0,95788
0,95524
0,95253
0,94974
0,94687
0,94393
0,94091
0,93782
0,93466
0,93142
0,92811
0,92473
0,92127
0,91775
0,91415
0,91048
0,90675
0,90294
0,89907
0,89512
0,89111
0,88704
0,88289
0,87868
<7
0,01577
0,03154
0,04731
0,06306
0,07879
0,09450
0,11020
0,12586
0,14149
0,15709
0,17265
0,18816
0,20363
0,21904
0,23440
0,24971
0,26495
0,28012
0,29523
0,31026
0,32521
0,34008
0,35487
0,36957
0,38417
0,39868
0,41309
0,42740
0,44160
0,45569
0,46966
0,48352
0,49726
0,51087
0,52435
0,53771
0,55093
0,56401
0,57695
0,58975
0,60240
0,61490
0,62724
0,63943
0,65146
0,66333
0,67503
0,68656
0,69792
0,70911
0,72012
0,73095
0,74160
0,75206
0,76234
У
0,01577
0,03155
0,04733
0,06311
0,07890
0,09470
0,11051
0,12633
0,14216
0,15801
0,17387
0,18975
0,20565
0,22157
0,23751
0,25347
0,26946
0,28548
0,30153
0,31761
0,33372
0,34986
0,36604
0,38226
0,39851
0,41481
0,43115
0,44753
0,46396
0,48044
0,49697
0,51355
0,53018
0,54687
0,56361
0,58042
0,59728
0,61421
0,63120
0,64826
0,66539
0,68259
0,69987
0,71722
0,73464
0,75215
0,76974
0,78741
0,80517
0,82301
0,84095
0,85898
0,87711
0,89533
0,91366
Ма
0,00913
0,01836
0,02739
0,03652
0,04565
0,05479
0,06393
0,07307
0,08221
0,09136
0,10052
0,10968
0,11884
0,12801
0,13719
0,14637
0,15556
0,16476
0,17397
0,18319
0,19241
0,20165
0,21089
0,22015
0,22942
0,23869
0,24799
0,25729
0,26661
0,27594
0,28528
0,29464
0,30402
0,31341
0,32282
0,33224
0,34168
0,35114
0,36062
0,37012 •
0,37963
0,39917
0,39873
0,40830
0,41790
0,42753
0,43717
0,44684
0,45653
0,46625
0,47600
0,48576
0,49556
0,50538
0,51524
г
8563,5
2136,14
946,367
530,195
337,720
233,271
170,368
129,599
101,692
81,7669
67,0543
55,8890
47,2209
40,3612
34,8430
30,3405
26,6212
23,5153
20,8966
18,6695
16,7609
15,1139
13,6836
12,4345
11,3378
10,3704
9,51321
8,75071
8,06987
7,45985
6,91153
6,41722
5,97035
5,56534
5,19738
4,86235
4,55665
4,27717
4,02120
3,78635
3,57055
3,37194
3,18890
3,01999
2,86393
2,71957
2,58590
2,46200
2,34705
2,24032
2,14113
2,04889
1,96305
1,88313
1,80866
26

Продолжение табл. 1-9
позволяющая вычислить потери на трение
на участке 0—/ (на длине T=l/Dr):
¦Т
/f*
к
0,56
0,57
0,58
0,59
0,60
0,61
0,62
0,63
0,64
0,65
0,66
0,67
0,68
0,69
0,70
0,71
0,72
0,73
0,74
0,75
0,76
0,77
0,78
0,79
0,80
0,81
0,82
0,83
0,84
0,85
0,86
0,87
0,88
0,89
0,90
0,91
0,92
0,93
0,94
0,95
0,96
0,97
0,98
0,99
1,00
т
0,94773
0,94583
0,94393
0,94198
0,94000
0,93798
0,93593
0,93385
0,93173
0,92958
0,92740
0,92518
0,92293
0,92065
0,91833
0,91598
0,91360
0,91118
0,90873
0,90625
0,90373
0,90118
0,89860
0,89598
0,89333
0,89065
0,88793
0,88518
0,88240
0,87958
0,87673
0,87385
0,87093
0,86798
0,86500
0,86198
0,85893
0,85585
0,85273
0,84958
0,84640
0,84318
0,83993
0,83665
0,83333
я
0,82871
0,82296
0,81714
0,81124
0,80528
0,79925
0,79315
0,78699
0,78077
0,77448
0,76813
0,76172
0,75526
0,74874
0,74217
0,73554
0,72886
0,72214
0,71536
0,70855
0,70168
0,69478
0,68783
0,68085
0,67383
0,66677
0,65968
0,65255
0,64540
0,63822
0,63101
0,62378
0,61652
0,60924
0,60194
0,59463
0,58730
0,57995
0,57259
0,56522
0,55785
0,55046
0,54307
0,53568
0,52828
е
0,87441
0,87007
0,86567
0,86121
0,85668
0,85209
0,84745
0,84274
0,83797
0,83315
0,82826
0,82332
0,81833
0,81327
0,80817
0,80301
0,79779
. «,79253
0,78721
0,78184
0,77643
0,77096
0,76545
0,75989
0,75428
0,74863
0,74294
0,73720
0,73141
0,72559
0,71973
0,71383
0,70788
0,70.191
0,69589
0,68984
0,68375
0,67763
0,67148
0,66530
0,65908
0,65284
0,64656
0,64026
0,63394
Я
0,77243
0,78232
0,79202
0,80152
0,81082
0,81992
0,82881
0,83750
0,84598
0,85425
0,86231
0,87016
0,87778
0,88519
0,89238
0,89935
0,90610
0,91262
0,91892
0,92498
0,93082
0,93643
0,94181
0,94696
0,95187
0,95655
0,96099
0,96519
0,96916
0,97289
0,97638
0,97964
0,98265
0,98542
0,98795
0,99024
0,99229
0,99410
0,99567
0,99699
0,99808
0,99892
0,99952
0,99988
1,00000
у
0,93208
0,95062
0,96926
0,98801
1,00688
1,02586
1,04496
,06418
1,08353
1,10301
1,12261
,14235
1,16223
1,18225
1,20241
1,22271
1,24317
1,26378
1,28454
1,30547
1,32656
1,34782
1,36925
1,39085
1,41263
1,43460
1,45676
1,47910
1,50164
1,52439
1,54733
1,57049
1,59386
1,61745
1,64127
1,66531
1,68959
1,71411
1,73887
1,76389
1,78916
1,81469
1,84049
1,86657
1,89293
Ма
0,52511
0,53502
0,54496
0,55493
0,56493
0,57497
0,58503
0,59513
0,60526
0,61543
0,62563
0,63537
0,64615
0,65646
0,66682
0,67721
0,68764
0,69812
0,70864
0,71919
0,72980
0,74045
0,75114
0,76188
0,77267
0,78350
0,79439
0,80532
0,81631
0,82735
0,83844
0,84959
0,86079
0,87205
0,88337
0,89475
0,90619
0,91768
0,92925
0,94087
0,95256
0,96432
0,97614
0,98804
1,00000
X
]
]
]
]
1
1,73926
[,67454
1,61417
1,55783
1,50525
[,45676
1,41033
1,36753
1,32757
1,29025
1,25541
1,22289
1,19254
1,16423
1,13783
1,11321
1,09029
1,06894
1,04909
1,03064
1,01351
0,99762
0,98291
0,96931
0,95675
0,94518
0,93455
0,92479
0,91588
0,90775
0,90037
0,89370
0,88770
0,88234
0,87758
0,87339
0,86975
0,86662
0,86398
0,86381
0,86008
0,85876
0,85785
0,85731
0,85714
I
24. Массовый расход выражается через фун-
функции q(xc) и у(Хе):
G=>
где m — коэффициент, для воздуха равный
0,3965 К0-5 с.
25. Разлагая A-42) в ряд по правилу бинома
Ньютона, в окончательном виде для полного
давления получим следующее выражение:
27

A-48)
Поправка на влияние сжимаемости газа
Для струи несжимаемой жидкости полное
давление
A-49)
ри>"
~2~
Если число Ma=w/ax очень мало, то A-48)
выражается в виде A-49).
26. В табл. 1-10 приведены значения 5СЖ5
5р и Д7\ в зависимости от числа Ма0
и скорости потока воздуха w0 (к =1,41) при
0°С и 101,325 кПа [1-68].
Поправка на плотность
а поправка на температуру
ЬЛы -1 L
/V J
= Г0-—Ма§ = 56,0 Mai A-50)
Индекс 0 относится к сечению 0—0, а 1 —к
сечению 1—1 данного потока.
27. Для несжимаемой жидкости, к которой
можно отнести также и газ при небольших
скоростях потока (практически до и>« 150 м/с),
ио&их. Тогда на основании A-27) получим
Pi
A-51)
ИЛИ
28. При малом перепаде давления (практи-
(практически до 10000 Па) po = Pi = p; тогда вместо
A-51)
ри>о
owl
A-53)
и при равномерном поле скоростей, когда
owl
или
A-54)
Самотяга
29. Если к каждой части A-51) прибавить
и вычесть соответственно величины pZQ
и pZl, то
A-55)
pw?
где />Го и pZl—давление воздуха соответствен-
соответственно на высоте z0 и zu Па.
На основании выражения A-11)
PzQ=P*-gP*Zo> Pz^P*-gP*Zu A-56)
где рл—давление воздуха в плоскости срав-
сравнения (рис. 1-11), Па; ра—средняя по высоте
z плотность воздуха; в данном случае плот-
плотность принимают практически одинаковой для
обеих высот z0 и zu кг/м3.
После соответствующих преобразований
вместо A-55) получим
—. A-52)
1-10. Зависимость 5СЖ9 5 и А^ от як0 и Ма0
i-?~
A-57)
w0, м/с
34
68
102
136
170
Ма0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
8СЖ. %
0,25
1,0
2,25
4,0
6,2
5,, %
0,5
2,0
4,5
8,0
12,9
ДГ,, "С
0,59
2,4
5,4
9,5
14,8
щ, м/с
203
238
272
306
340
Ма0
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
8«ж, %
9
12,8
17,3
21,9
27,5
5Р, %
18,9
26,8
35,0
45,3
57,2
ДГ,, °С
21,3
29,0
37,8
48,0
59,2
28

Рис. 1-11. Схема для выбора знака самотяги:
а—р>ра; б— р<ра; в—р>ра; г— р<ра
30. Потеря полного давления на участке
между сечениями 0—0 и /—/ на основании
A-57)
или сокращенно
где pfl = i
DW2
A-58)
- динамическое давление в
данном сечении потока (всегда положительная
величина), Па; рсг =/? —/?, - - избыточное ста-
статическое давление (разность между абсолют-
абсолютным давлением р в сечении потока на высоте
z и давлением воздуха рх на той же высоте),
Па; это давление может быть положительным
или отрицательным; рп=рд+рСт—избыточное
полное давление в данном сечении потока, Па.
Избыточное геометрическое давление (для
газов — «самотяга»)
31. Избыточное геометрическое давление
(самотяга) вызывается стремлением жидкости
(газа) опускаться или подниматься в зависи-
зависимости от того-, в какой среде—более легкой
или более тяжелой—данная жидкость (газ)
находится. Это давление может быть поло-
положительным или отрицательным в зависимости
от того, способствует оно или препятствует
движению потока.
Если при р>ра поток направлен вверх
(рис. 1-11, а), а при р<ра поток направлен
вниз (рис. 1-11,6), то избыточное давление рс
будет отрицательным, препятствующим дви-
движению потока. Если при р>ра поток направ-
направлен вниз (рис. 1-11, в), а при р<ра поток
направлен вверх (рис. 1-11, г), то избыточное
давление рс будет положительным, способст-
способствующим перемещению потока.
32. Если A-58) решить относительно перепада
полных давлений А/?п=/?Оп—Рш, который опре-
определяет потребное давление нагнетателя /?„агн, то
При условии р>ра и направлении потока
вверх или при р<ра и направлении потока
вниз получается отрицательная «самотяга»
(геометрическое давление). Тогда
Рняги = &Робш "Ь/V
В противном случае
Аробщ— рс.
В общем случае
33.	При равенстве плотностей р протекаю-
протекающей среды и ра окружающего воздуха, а также
при горизонтальном расположении труб (ка-
(каналов) геометрическое давление (самотяга)
равно нулю. Следовательно, A-58) упрощается:
А/7общ=Р0п— Pin-
34.	В тех случаях, когда статическое давле-
давление, как и скорость, неравномерно по сечению
и этой неравномерностью нельзя пренебречь,
общее гидравлическое сопротивление участка
следует определять как разность полных дав-
давлений плюс (или минус) самотяга (если она
не равна нулю):
- I (per+pJwrfF—
где —¦ I (pcr +рд) wdF— избыточное
полное
давление потока жидкости (газа), проходящей
через данное сечение F, Па; рСт+Рд—избы-
рСт+Рд—избыточное полное давление в данной точке
сечения, Па.
1-6. ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ
СОПРОТИВЛЕНИЯ СЕТЕЙ
•
1. В каждой сети, как и в отдельных
участках, часть полного давления, идущая
на преодоление сил гидравлических сопро-
сопротивлений, является для нее безвозвратно
потерянной, так как из-за молекулярной
29

и турбулентной вязкости движущейся среды
механическая работа сил сопротивления преоб-
преобразуется необратимо в теплоту. Поэтому
общая энергия (включающая и тепловую
энергию) потока на данном участке трубы при
отсутствии теплопередачи через стенки остает-
остается неизменной. Однако состояние потока при
этом меняется, так как давление падает.
Температура же вдоль потока при неизменной
скорости не меняется. Объясняется это тем,
что работа расширения, обусловленная падени-
падением давления, целиком преобразуется в работу
сил сопротивления, и теплота, возникающая из
этой механической работы, возмещает ох-
охлаждение, получаемое вследствие расширения.
Вместе с тем энергия, приобретенная по-
потоком в результате работы компрессора (вен-
(вентилятора и т. п.), для данной сети теряется
в виде кинетической или тепловой энергии
при выходе жидкости (газа) в окружающую
среду (в другой объем).
2.	Различают два вида потерь полного
давления (гидравлического сопротивления)
в сети трубопровода:
1)	потери на трение (сопротивление трения)
2)	местные потери (местное сопротивление)
Да,-
Гидравлическое трение вызывается вяз-
вязкостью (как молекулярной, так и турбулент-
турбулентной) реальных жидкостей и газов, возникаю-
возникающей при их движении, и является результатом
обмена количеством движения между моле-
молекулами (при ламинарном течении), а также
и между отдельными частицами (при турбу-
турбулентном течении) соседних слоев жидкости
(газа), движущихся с различными скоростями.
3.	Местные потери полного давления воз-
возникают при местном нарушении нормального
течения, отрыве потока от стенок, вихреобра-
зовании и интенсивном турбулентном пере-
перемешивании потока в местах изменения кон-
конфигурации трубопровода или при встрече
и обтекании препятствий [вход жидкости (газа)
в трубопровод; расширение, сужение, изгиб
и разветвление потока; протекание жидкости
(газа) через отверстия, решетки, дроссельные
устройства; фильтрация через пористые тела;
обтекание различных препятствий и т. п.]. Эти
явления усиливают обмен количеством дви-
движения между частицами движущейся жидкости
(т. е. трение), повышая диссипацию энергии.
К местным потерям давления относятся
также и потери динамического давления при
выходе жидкости (газа) из сети в другой
объем или окружающую среду.
4.	Явление отрыва и вихреобразования свя-
связано с наличием разности скоростей в попе-
поперечном сечении потока и положительного
градиента давления вдоль потока. Последнее
возникает при замедлении движения (напри-
(например, в расширяющемся канале, после резкого
поворота, при обтекании тел) в соответствии
с уравнением Бернулли. Разность скоростей
в поперечном сечении при отрицательном
градиенте давления (например, ускоренное
движение в сужающемся канале) не приводит
к отрыву потока. На плавно сужающихся
участках поток даже более устойчив, чем на
участках постоянного сечения.
5.	Потери полного давления в любом слож-
сложном элементе трубопровода неразделимы. Од-
Однако для удобства расчета в одном и том же
элементе трубопровода их часто также ус-
условно разделяют на «местные» потери (Арм)
и потери «трения» (Аргр). При этом считают,
что «местные» потери (местное сопротивление)
сосредоточены в одном сечении, хотя в дейст-
действительности они распространяются на срав-
сравнительно большую длину (за исключением
случая выхода потока из сети, когда динами-
динамическое давление для нее теряется сразу).
6.	Оба вида потерь суммируют по принципу
наложения потерь, при котором берут ариф-
арифметическую сумму потерь на трение и мест-
местных потерь:
Величину Артр практически следует учиты-
учитывать только для фасонных (сложных) частей
сравнительно большой протяженности (отво-
(отводы, диффузоры с небольшими углами расши-
расширения и т. п.) или в том случае, когда эта
величина соизмерима с величиной Арм.
7.	В современных гидравлических расчетах
оперируют безразмерным коэффициентом гид-
гидравлического сопротивления, весьма удобным
тем, что в динамически подобных потоках,
при которых соблюдаются геометрическое
подобие участков и равенство чисел Рей-
нольдса Re (и других критериев подобия,
если они. существенны), он имеет одно и то
же значение независимо от вида жидкости
(газа), а также от скорости потока (по крайней
мере до Ма = 0,8-г-0,9) и поперечных размеров
рассчитываемых участков.
8.	Коэффициент гидравлического сопротив-
сопротивления представляет собой отношение поте-
потерянной на данном участке [@—О) — G—/)]
полной энергии (мощности) к кинетической
энергии (мощности) в принятом сечении
(например, 0—0) или (что то же) отношение
потерянного на том же участке полного
давления к динамическому давлению в при-
принятом сечении, так что на основании A-21)
и A-23) для общего случая, т. е. неравномер-
неравномерного распределения всех параметров потока
по сечению и переменной плотности вдоль
потока, можно написать
ANt
общ
AN,
общ
Др.
общ
'poFow3o/2 QoPow2o/2 p0w20/2
30

Ро-Р\
pw
4-gpz+pt/ x
или
+gpz + pU JpwdF I
A-60)
Для случая равномерного распределения
статического давления и плотности по сече-
сечению, но переменных вдоль потока коэффи-
коэффициент сопротивления на основании A-29)
будет иметь вид
QoPowl/2 powl/2
Ро^о
A-61)
При неизменной плотности вдоль потока
(Po==Pi==P=const)
9. Значение С, зависит от того, к какой
расчетной скорости, а следовательно, к како-
какому сечению он приведен. Коэффициент сопро-
* приведенньш к скорости
у
тивления С=
потока wt в 1-м сечении (i7,), пересчитывается
для другого сечения (например, Fo) в общем
случае (рс—переменное вдоль потока) по
формуле
(Ь62)
так как
С учетом уравнения расхода PoWoFo =
При po = Pi =
A-63)
A-64)
10. Суммарное гидравлическое сопротивле-
сопротивление какого-либо элемента сети
Арсум = Арм
= (См+Ст
Цсум"
рр^р
"эсум
-г Ы'9*
— ScyM ^ \ г.
A-65)
В соответствии с принятым условно прин-
принципом наложения потерь
==Ьм~' ^тр*
Здесь ^тр =
— коэффициент сопротивле-
сопротивления трения данного элемента трубы (канала);
у	Арм	, ,
SM—	тру — коэффициент местного сопротив-
сопротивления данного элемента трубы (канала);
wp—средняя скорость потока в сечении F при
рабочих условиях, м/с [см. A-17)]; Qp —
объемный расход жидкости или рабочего газа,
м3/с [см. A-16)]; рр—плотность жидкости
или рабочего газа, кг/м3 [см. A-18)]; F—
принятая площадь сечения рассчитываемого
элемента трубы (канала), м2.
11. Коэффициент сопротивления трения рас-
рассчитываемого элемента выражается через
коэффициент гидравлического трения:
Коэффициенты X и соответственно ?тр при
постоянном значении l/Dr и несжимаемом
потоке зависят от числа Рейнольдса Re
и шероховатости стенок канала A0 = A0/Z)r
или А = Д/Д..
12.	Коэффициент местного сопротивления
?м зависит главным образом от геометричес-
геометрических параметров рассчитываемого элемента
трубы (канала), а также от некоторых общих
факторов движения, к которым относятся:
1)	распределение скоростей и степень тур-
турбулентности при входе потока в рассматри-
рассматриваемый элемент трубы; распределение ско-
скоростей в свою очередь зависит от режима
течения, формы входа канала, формы и уда-
удаленности различных фасонных частей или
препятствий, расположенных перед рассматри-
рассматриваемым элементом, длины предшествующего
прямого участка и т. п.;
2)	число Рейнольдса;
w
3)	число Маха Ма = —.
*1
13.	Принцип наложения потерь применяют
не только при расчете отдельного элемента
трубы (канала), но и при гидравлическом
расчете сети в целом. Это означает, что
сумма потерь отдельных элементов трубы
(канала) дает общее сопротивление сети. При
этом подразумевается, конечно, что учтено и
взаимное влияние элементов сети, близко
расположенных один от другого.
14.	Принцип наложения потерь можно
осуществить двумя методами:
31

1)	сложением потерь полного давления на
отдельных участках (элементах) сети;
2)	сложением коэффициентов сопротивле-
сопротивления отдельных участков (элементов), при-
приведенных предварительно к определенной ско-
скорости, и последующим выражением общего
сопротивления сети через ее общий коэффи-
коэффициент сопротивления.
При первом методе следует учесть, что
при большой разнице в плотности жидкости
(газа) для различных участков (элементов)
значения потери полного давления, взятые
как потери энергии (мощности), отнесенные
к объемному расходу [АЛгобщ/2 = Д/;общ] по
формуле, аналогичной A-23), зависят от того,
к какому сечению канала отнесен этот объем-
объемный расход. Поэтому следует складывать
потери в различных участках после приведе-
приведения их к одному и тому же объемному
расходу. Так, если эти потери будут приве-
приведены к расходу Qo в сечении 0—0, то общие
потери полного давления во всей сети
л
.-I
1=1
k\
?2
Pi
1=1
2
Po v
p
2
A-66)
где i—номер рассчитываемого участка (эле-
(элемента) сети; п — общее число рассчитываемых
участков (элементов); Ap—AJV./Q,-—общие
(суммарные) потери полного давления (сопро-
(сопротивление) в 1-м участке (элементе) сети*1,
приведенные к объемному расходу среды Qt
через этот участок (элемент); ?{г2Др|/(р2и^)—
коэффициент сопротивления данного участка
(элемента) сети, приведенный к скорости w(.
При втором методе общий коэффициент
сопротивления сети
г
Л0с
i=*l
A-67)
где
=	^—коэффициент сопротивления
Po^o/2
данного (ко) элемента сети, приведенный
к скорости w0 в принятом сечении сети Fo
[см. A-63)]; ?f—коэффициент сопротивления
данного (/-го) участка (элемента) сети, при-
приведенный к скорости wt в сечении Ft этого
же участка (элемента). Коэффициент ?, вклю-
включает в себя, как правило, и поправку на
взаимное влияние близко расположенных эле-
элементов сети.
Общие потери полного давления во
всей сети
** Индексы «общ» или «сум» при Ар и ? от-
отдельных участков (элементов) сети здесь опу-
опущены.
ИЛИ
-^ М5 =4 • A-69)
а при р,. = ро =
1-7. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
СТАТИЧЕСКОГО ДАВЛЕНИЯ
ПО УЧАСТКАМ СЕТИ
ПОВЫШЕННОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ
1. Потеря удельной энергии на любом (/-м)
участке сети может быть выражена через
коэффициент сопротивления данного участка:
где i=l, 2, 3 ...
Отсюда уравнение, аналогичное A-23) для
двух сечений (/ — 1) — (/ — 1) и i — i принима-
принимает вид
Р.-
pf
Последнее уравнение совместно с A-30),
A-31) и A-32), написанными для /— 1 и /-го
сечений, приводит к следующему соотноше-
соотношению, позволяющему вычислить статическое
давление в сечении i — i, если оно известно
для сечения (i —1)—0—1):
A / A
В этом случае все величины с индексом /—1,
а также ?,, ЛГ,-, г,- и и>{ известны (заданы или
вычислены). Искомой является только вели-
величина pi/pa.
2. В большинстве случаев можно считать
процесс изоэнтропическим. Тогда вместо по-
показателя п в A-70) будет показатель к. Для
32

запорных устройств л ^ 1,15 [1-20] и A-70)
принимает вид
где
т
сила вязкого сопротивления, от-
от/п \-0,87 1 ^O,б7	-1
{*=*) -} .	(Ь71)
Для тройников и других подобных им
фасонных элементов, когда л«1 и давление
пропорционально плотности газа [см. A-33),
в которой в общем случае индексы соответ-
соответственно будут 1—1 и i ],
In-*- l
Pi-l
тогда
Pi
Pi-l
=^ и р^П-
A-73)
3. Распределение давления вдоль сети рас-
рассчитывают последовательно: по заданным для
начального сечения 0—0 (i-l) величинам,
входящим, например, в случае л>1 в правую
часть A-70), вычисляют значение давления
р{1рл в сечении 1—L На основании A-20)
и A-30) вычисляют значения wx и рх и соот-
соответственно по A-71) давление р2/рл для сече-
сечения 2—2 и т. д. [используя A-20) и A-30)
с индексами / — 1 и i ].
Аналогичным образом вычисления осуще-
осуществляют и для случая л=1, используя для
этого A-20), A-33) и A-73).
1—8. ОБОБЩЕННЫЕ ФОРМУЛЫ
СОПРОТИВЛЕНИЯ
ДЛЯ ГОМОГЕННЫХ
И ГЕТЕРОГЕННЫЙ СИСТЕМ
[1-9, 1-10]
1. Общее сопротивление движению ньюто-
ньютоновской жидкости (газа) можно рассматривать
как сумму сил сопротивления: 1) вязких,
препятствующих безвихревому (ламинарному)
движению жидкости; 2) препятствующих из-
изменению количества движения системы при
возникновении в ней вторичных течений жид-
жидкости под действием каких-то внешних сил;
3) группы движущих сил, в которую входят
проекции внешних сил на ось движения, так
что можно написать, что сила сопротивления,
отнесенная к единице объема системы,
Ар
L I2
2 Зак. 1584
несенная к единице объема системы; vv0 — сре-
средняя по сечению канала скорость потока;
nxpwl
—	дополнительные силы сопротивления,
отнесенные к единице объема системы, пре-
препятствующие движению жидкости при турбу-
турбулентном режиме ее течения, а также при про-
протекании через отдельные препятствия (мест-
(местные сопротивления); ? J^ = Z"W/ У— сила
сопротивления, численно равная сумме внеш-
внешних сил, отнесенных к единице объема систе-
системы, развивающих и подавляющих в ней
внутренние течения; эта сила следует из за-
закона сохранения количества движения си-
системы [т{ и w(—масса и скорость элементар-
элементарного объема, внутри которого уже не воз-
возникают внутренние течения; V—объем об-
области В (рис. 1-12)]; ?^2— сумма проекций
на ось трубы потенциальной части внешних
сил, действующих на жидкость, отнесенная
к единице объема системы; эта сумма сил
может быть или движущей силой (знак ми-
минус), или силой сопротивления (знак плюс);
кх—коэффициент формы (для трубы круг-
круглого сечения /:1 = 32); /—характерный раз-
размер (для трубы—ее диаметр, для кана-
канала l—Dr=4/уП); L—длина рассматриваемого
участка системы; nt—коэффициент пропор-
пропорциональности; при протекании жидкости через
препятствия он равен коэффициенту местных
сопротивлений ?м.
2. Внутренние течения могут возникнуть
в результате действия на жидкость архимедо-
архимедовых сил в условиях теплопередачи (р#Р,ДГ) или
массопередачи (Apg) (где pf и АТ-^-термический
коэффициент расширения жидкости и темпера-
температурный напор; Др—разность плотностей).
В электромагнитных полях внутренние тече-
течения в системе могут возникнуть под дейст-
действием группы сил; это индукционные электро-
электромагнитные силы, подавляющие внутренние
течения; кондукционные электромагнитные си-
силы, возникающие при взаимодействии элект-
электрического тока с токопроводящей жидкостью
и при взаимодействии магнитного поля тока
с внешним магнитным полем; электромагнит-
электромагнитные силы, возникающие при взаимодействии
^—
fx
у/у/////
Область В
У//////////////////
-**
'//////Л
"л
V/////A
/А/////////.
1
/W////////
Рис. 1-12. Схема внутреннего вихревого дви-
движения жидкости и действия на нее внешних
сил
33

электрического слоя на границах раздела фаз
с внешним электрическим и магнитным поля-
полями [1-16, 1-57]. Внутренние силы могут также
возникнуть, например, при течении жидкости
в прямых трубах, вращающихся вокруг своей
оси [1-66].
3. В гетерогенных (неоднородных) системах,
фазы которых имеют существенно различ-
различные плотности, внутренние течения возникают
вследствие относительного движения фаз. При
этом сила, отнесенная к единице объема
системы, движущая отдельные локальные ча-
частицы,
где рч—плотность частицы, кг/м3.
Этому движению препятствуют вязкие силы
k{T\wJl2 и силы X^"i> следующие из закона
сохранения количества движения. Поэтому
для одной локальной частицы эти силы
При объемной концентрации дисперсной
фазы \хк силы, вызывающие внутренние тече-
течения в единице объема системы,
4. Простые преобразования Ap/L позво-
позволяют получить коэффициент сопротивления
трения
Д/7_2/	2*i
где J9=-
Re
п
,/2'
A-74)
A-75)
Выражение A-75) представляет собой обоб-
обобщенный критерий гидродинамического подо-
подобия. Из A-74) следует, что связь между
коэффициентом сопротивления и указанным
критерием в любых условиях движения жид-
жидкости в системе должна быть линейной.
В частности, для турбулентного течения
в прямых круглых трубах (?^=0 и Х	)
формула A-74) принимает вид
где ni можно найти, приравнивая значения
X по последнему выражению его значениям
по диаграмме 2-1. Зависимость w1=/(Re)
приведена в табл. 1-11.
5. Когда при течении жидкости в трубах
и каналах внешние силы одновременно спо-
способствуют и препятствуют развитию внутрен-
внутренних течений в системе (например, при движе-
движении жидкостей, имеющих существенную эле-
электропроводимость, в продольном магнитном
поле [1-5, 1-11, 1-14, 1-32, 1-61]), обобщенный
критерий гидродинамического подобия
1-11. Зависимость nt=/ (Re)
Re
0—2 103
2,5 • 103
4-Ю3
104
2-10*
0
0,0042
0,0120
0,0128
0,0098
Re
105
106
107
108
"t
0,0087
0,006
0,004
0,003
Re
где Ha =
	критерий Гартмана (Во~
индукция магнитного поля; а—электропро-
а—электропроводимость жидкости; /=Dr—гидравлический
диаметр).
Коэффициент сопротивления при этом
Х=—.	A-76)
6. При течении проводящих жидкостей
в трубах или каналах в поперечном магнит-
магнитном поле рассматриваются два случая:
а) плоскопараллельное течение в канале,
когда вектор индукции магнитного поля нор-
нормален большой стороне магнитогидродинами-
ческого (МГД) канала [1-11, 1-14, 1-37, 1-61];
для этого случая
Вят	 Re
1+JlRe- f p°-«Ha
>,5
На
в
A-77)
где Р = а/6—отношение сторон канала; для
случаев, когда р = 1:15 и Р=1:17, получено
^=44, а для р=1:25 ^ = 32,7;
б) течение в Ф=поле, когда вектор магнит-
магнитной индукции параллелен большой стороне
МГД-канала [1-5, 1-64]; для этого случая
В
Re
1 +-±Re-
а X находят по A-77); ^=44 при C=14,5;
А:1=48 при C = 32. ,
Промежуточным случаем является МГД-те-
чение в канале при Р=1 или круглая труба,
когда X принимается по (Ь76).
7. При течении жидкости в изогнутых тру-
трубах на систему действуют центробежные силы
34

инерции. Эти силы вызывают перераспределе-
перераспределение давлений по сечению, вследствие чего
возникают поперечные (вторичные) течения.
В этом случае X принимают по A-77), а
Re
Re
	I DA I 	 /	 T> ел
"!— JVC "Г 	 / 	IxC
где D—диаметр сечения трубы; Ro — сред-
средний радиус закругления поворота трубы;
т= 1,76-10""х—для ламинарного режима те-
течения; w=l,57-10—для турбулентного те-
течения.
В змеевиках поток жидкости изменяется
одновременно в двух направлениях с радиу-
радиусами закругления Rx и R2. Для этого случая
X принимают по A-77), а
_Re
DRe2 Z)Re2\or
При движении жидкости в трубах, ось
которых перпендикулярна к оси вращения
этих труб, на жидкость действуют кориоли-
совы силы инерции, которые перераспределя-
перераспределяют давление в жидкости и вызывают внутрен-
внутренние течения [1-66]. Для этого случая' X при-
принимают по A-77), а
Re
т
Ro
со2/J'
где Ro—средний радиус вращения трубы;
со—угловая скорость вращения трубы.
8. При неизотермическом течении в трубах
и каналах вследствие разницы температур
жидкости в ядре потока и у стенки вязкости
и плотности жидкости в этих зонах могут
быть существенно различными, что приводит
к внутренним течениям (тепловая конвекция).
Для этого случая
Re
kj
где /=2)r; 8жЗ-КГ44-5 1074м.
При течении различных масел в трубе
коэффициент X принимают по A-77), а при
течении в канале Х = 77,4/2?.
При неизотермическом течении маловязких
жидкостей (например, воды) даже при не-
небольших температурных напорах тепловая
конвекция может существенно влиять на со-
сопротивление, и в этом случае
9*
32
9. Силы, вызывающие внутренние течения
в гетерогенной системе в результате отно-
относительного движения фаз, зависят как от
разности плотностей жидкости и дисперсных
частиц, так и от характерного размера
и формы этих частиц и скорости их движения
в жидкости.
При течении суспензий в прямых гидравли-
гидравлически гладких трубах обобщенный гидродина-
гидродинамический критерий
Re
32	32т1и>0
где и>2—скорость относительного движения
дисперсной частицы в жидкости; к2—коэффи-
к2—коэффициент формы дисперсной частицы (для шара
&2 = 12); /2 — характерный размер частицы (для
шара /2 = rfM)-
При течении в трубах запыленных потоков,
когда плотность твердых частиц рг существен-
существенно меньше плотности газа р, последней
величиной можно пренебречь. Тогда
1+32Re +
При течении в трубах газожидкостных сме-
смесей р> >р2 (где р2—плотность пузырей газа);
поэтому
Re
Во всех трех случаях коэффициент сопро-
сопротивления X может быть принят по A-77).
1-9. ИСТЕЧЕНИЕ ЖИДКОСТИ
И ГАЗА ИЗ ОТВЕРСТИЯ
Истечение несжимаемой жидкости
(газа)
1. Скорость wCM истечения струи из выход-
выходного сечения затопленного насадка (отвер-
(отверстия) в боковой стенке сосуда А при перете-
перетекании несжимаемой жидкости в сосуд
В (рис. 1-13) выражается на основании уравне-
уравнения Бернулли и уравнений неразрывности
следующей формулой п:
*1 Для газа величинами z и / пренебрегают.
35

Рис. 1-13. Схема истечения из затопленного
отверстия
где коэффициент скорости
1
<р=-
A-78)
Здесь zx и z2—глубины погружения центра
тяжести отверстия (насадка) относительно сво-
свободного уровня жидкости соответственно
в сосудах А и В, м; pi9 p2—давление жид-
жидкости на свободной поверхности в соответ-
соответствующих резервуарах (сечения 1—1 и 2—2),
Па; Nx и N2—коэффициенты кинетической
энергии потока в сечениях 1—1 и 2—2; Fx
и F2—площади этих сечений, м2; e—FcJF0 —
коэффициент заполнения потоком выходного
сечения (коэффициент сжатия) насадка (для
отверстия в тонкой стенке—коэффициент сжа-
сжатия самого узкого сечения струи); FGM—пло-
FGM—площадь сечения струи (не насадка) на выходе из
насадка; если имеется отверстие в тонкой
стенке (рис. 1-14), то FCM—площадь сжатого
сечения струи, м2; Fo—площадь выходного
сечения насадка (отверстия), м2;
—коэффициент сопротивления
всего участка пути потока от сечения 1 — 1 до
сечения 2—2, приведенный к скорости wcx.
2. В общем случае при перетекании жид-
жидкости из сосуда А в сосуд В (см. рис. 1-13)
потери давления в основном складываются
из потерь на участке от сечения / — 1 до
\ Плоскость
'» сж сравнения
Рис. 1-14. Схема истечения из сосуда через
отверстие в дне или стенке
36
выхода из насадка или отверстия (сечение
с—с) и потерь на удар при расширении
струи от узкого сечения с — с на выходе из
насадка (отверстия) до сечения 2—2, т. е.
^сжA - 2)=^сж.нас * г"
где Сеж. нас — полный коэффициент сопротивле-
сопротивления насадка или отверстия, включающий
и потери кинетической энергии (мощности)
струи на выходе, приведенный к скорости и>сж
Коэффициент	СОПрОТИВЛеНИЯ	Сеж < 1 - 2)
может быть выражен через коэффициент
сопротивления ?0A _ 2) = Арх _ 2/pWo/2, при-
приведенный к средней скорости wQ на выходе
из насадка (отверстия):
После подстановки в A-78) получим
1
3. В частном случае при истечении жид-
жидкости из сосуда А в сосуд В большого
объема, т.е. при FQ<<F2,
1
а при FO<<FX
В случае истечения из сосуда А через
насадок в его днище скорость истечения
*сж = Ф
где /—расстояние от отверстия на выхо-
выходе до плоскости сравнения (см. рис. 1-14),
м; рсж—статическое давление на выходе из
насадка (в сжатом сечении струи за отвер-
отверстием в тонкой стенке), Па.
4 Объемный расход несжимаемой жидкости
через насадок (отверстие) в боковой стенке
сосуда
Q = wCMzFо = 9?F0V/2/p[gp(z1 ~z2) + \рх -р2)] =
а через днище сосуда

Если рх, pi и рсж равны давлению воздуха,
то расход жидкости через насадок в боковой
стенке сосуда
через днище сосуда
5.	Коэффициент расхода ц через отверстие
в тонкой стенке зависит от формы входной
кромки отверстия и отношения площадей
F0/Fx, а также от числа Рейнольдса (по-
(поскольку величины 8, ф и ? зависят от этих
параметров).
6.	Коэффициент расхода |х через насадки
в дне или в стенке сосуда может меняться
в широких пределах (от нуля до величин,
больших единицы, поскольку форма и другие
параметры насадков могут быть совершенно
различными). Коэффициент расхода является
также функцией чисел Рейнольдса — ReT, Фру-
а—коэффициент поверхностного натяжения
жидкости. При Fr^lO и We 5*200 влиянием
гравитационных и поверхностных сил на коэф-
коэффициент расхода мбжно пренебречь.
7. Зависимости коэффициентов е, фиц для
круглых отверстий в тонкой стенке от числа
w Da
Рейнольдса ReT=—-— (где
=" -{gPz+Pi—PJ—теоретическая скорость ис-
V Р
течения через отверстие в сжатом сечении
струи при ^=0; ?>0—диаметр отверстия)
могут быть определены при FO/FX=Q на
Рис. 1-15. Зависимость коэффициентов расхода
щ скорости ф и сжатия ? струи при истечении
жидкости из отверстия в тонкой стенке от
числа Рейнольдса [1-2]
М
т
/
J
/
/
0,10,2 Of 1 2 5 10 20Re0
Рис. 1-16. Зависимость коэффициента расхода
при истечении из отверстий от числа Рейнольд-
Рейнольдса (малые Re) A-2]
= основании рис. 1-15. Зависимость ji=/(Re0)
при малых Reo(Reo=——-=jiReT) дана на
рис. 1-16.
8. Значения \х для отверстий и насадков
отдельных форм (рис. 1-17) могут быть опре-
определены по табл. 1-12 и по рис. 1-18 и 1-19.
з)	и)	я)
Рис. 1-17. Схемы истечения из сосуда через различные насадки
37

1-12. Значения коэффициентов расхода \i
Форма отверстия, насадка
Отверстие в тонкой
(//?>0^0,1) стенке или дне
сосуда [1-2; 1-27] (рис. 1-
17,*) Reo=^^105
10<ReT^40
40<ReT<300
300<ReT<104
104<ReT<105
Отверстие в тонкой стенке
с кольцом у торца входа
(рис. 1-17,6) при —-—-я=
=0,11 и IJDо = 0,5 (опти-
(оптимальные параметры);
Fo/F^>4~5 Re=2,6-104+
Отверстие со скругленным
входом (r/Do>0) (конои-
дальный насадок, рис. 1-
17, в) 5
Наружный цилиндрический
насадок [1-31]:
входная кромка острая
(рис. 1-17, а, г); F0JFi>^
>4+5; //?0=1-г7
ReT<102//ZH
10"<M>.<lta,<3-10"W>.
Формулы для расчета ц
при различных FOIFX
1
l+QJVJy/l-Fo/Fi
—
1
25 ' 7,4°'
при FJFl -*0
Ц«0,59
Ret
10+l,5ReT
ReT
^~5+l,5ReT
в/
2?! = 5,5—для круглого
сечения [1-2]; ^5г=8,9—
для прямоугольного се-
сечения [1-60]
0,925
0,97
—
38

Продолжение табл. 1-12
Форма отверстия, насадка
3103//D0<ReT<105//?>o
Re^lO5[l-27]
входная кромка закруг-
закруглена (/•/?>„ >0; рис. 1-17,
г); FJF^A+S
ReT<10//Z>0
10//Z)o<ReI<102//2)o
102//Z>o<ReT<103//JDo
ReT>103//ZH
Наружный цилиндрический
насадок, вход конический
бис. 1-17, д); F0IFx>4+5
D-31]
Rer^10//Z>o
10//?>o<ReT<60//Z)o
60//?H<ReT<103//Z>0
Формулы для расчета ц
при различных FojFx
1
/ 0,336
ц —
r y/l,5-0,SF0/Ft
li=y/al+Q,5-a2 (a)
«2= ^-{0,25r/Do + lo/Do)+^-;
При /o/Z>o<0,5:
Ц= V Я+0,714-*2 (б)
30 4 90
*2=1^@,25r/Do + /o/i)o)+—;
при lo/Do>0,5 fi—по формуле (а)
ц—по формуле (б)
¦I (а ^^r/л j_ / /л \
ц .	—{[),1эг/и0 + io/vo),
/ 0,33
iV0—по диаграммам 4-2 и 4-3;
С,,—по диаграмме 3-4
H=Va3+0,476-a3;
a3=l-^{n1lJD0 + l0/D0)+^-, (a)
пх—по таблице .
а°...О 10 20 40 60 80 100 120
пх...— 0,63 0,46 0,26 0,13 0,04 0,02 0,01
При lo/Dо<0,05
с...1,70 1,40,1,40 1,42 1,45 1,48 1,53 1,56
При /о/2)о>0,05
с...1,70 1,56 1,48 1,41 1,43 1,45 1,50 1,54
При lo/Do^0,5l/Do:
1 25 2
"-V*5W-! F)
^=2сКс,("'''С»+'°'°»+"К2=1);
пх и с—по таблице.
При 1O/DO>Q,51/DO:
[х—по формуле (а)
ц—по формуле (б)
при Fq/F^Q
0,82
—
—
—
—
39

Продолжение табл. 1-12
Форма отверстия, насадка
ReT>2-103
Наружный конический схо-
сходящийся насадок (ос = 13°;
рис. 1-17, е)
ReT^105 [1-27]
Наружный конический рас-
расходящийся насадок. Вход-
Входная кромка острая; F2/Fo-
= 2; а=15° (рис. 1-17, ж)
ReT^105
Наружный плавно сходя-
сходящийся —расходящийся на-
насадок (труба Вентури)
ос=6~8°; F2/Fo-4-5 (рис.
1-17, з) [1-27]
Внутренний цилиндричес-
цилиндрический насадок:
входная кромка различной
толщины (§//)о>0);
Fo/Ft>4+5; l/D0 = 3
(рис. 1-17, и)
ReT<2-lG4 [1-48]
входная кромка острая
E/ZH = 0); /Д>0 = 3
(рис. Ы7, и)
Re>105 [1-27]
Внутренний цилиндрический
насадок. Входная кромка
различной толщины .
E/?0>0); l/D0<3;
ВД>4 + 5
Срывное течение (рис. 1-
17, к) [1-48]
Для сжимаемой жидкости
(газа) [1-45]
Формулы для расчета ^
при различных FQ/FX
1
и — —	,
J* I	 '
J No + b+^sinJJDo + UDo)
No—по диаграммам
4-2 и 4-3;
Ct—по диаграмме 3-7
1
Ц —
У l,2-0,2F0/f,
Re-10 1 2 3 4 5=6
\i 2,15 2,32 2,43 2,50 2,52
При любом 5/?H
ReT...5 10 20 50 100 200
ц...0,03 0,05 0,11 0,21 0,34 0,46
При определенных b/Da
ReT... 500 103 210^ 104
При 5/ZH=0,004-=-0,006
ц... 0,57 0,64 0,69 0,70
При 5ADo=0,02-r-0,03
li... 0,59 0,66 0,72 0,75
При 5/Do=0,04
\i... 0,62 0,70 0,75 0,80
1
s/2-FJF,
ц = 0,495+ 245/ZH
MaL Ma4
Цс*~^+ 8 ' 80 '
w
Масж=———число Маха
при Fo/F\-+0
—
0,92
0,65—0,7
0,7
—
40

Рис. 1-18. Зависимость коэффициента расхода
при истечении из наружных цилиндрических
насадок от числа Рейнольдса Re [1-55]:
1—коэффициент расхода для отверстий в тонкой
стенке; длина насадка: 2—Id; 3—1,5<? 4—3d; 5—Sd;
6—lOd; 7— 20*, 8— 30*, 9— 50*
г» I 1 I 1 1 I I I I la»
О Ц02 0,0$ 0,10 О,П 0,18 S/i
г%	 	» ¦
Рис. 1-19. Зависимость коэффициента расхода
от относительной толщины стенки для внутрен-
внутреннего цилиндрического насадка [1-48]:
1—</~10мм; 2—*= 15 мм; 3— </=30 мм
Истечение сжимаемого газа
9. При истечении газа (пара, воздуха)
в окружающую среду под высоким давлением
резко изменяется его объем. Поэтому необхо-
необходимо учитывать сжимаемость газа. Пренебре-
Пренебрегая потерями в насадке, из которого происхо-
происходит истечение идеального газа, и влиянием
его массы, скорость адиабатического истече-
истечения можно определить по формуле Сен-
Венана —Венцеля:
Ас— 1
й[-й' ]•
Массовый расход с учетом потерь в насадке
-- ,0-80)
где индекс 1 показывает, что соответствующие
величины относятся к сечению трубы (сосуда)
до узкого сечения насадка, а 0 — к самому
узкому сечению насадка или к среде, в ко-
которую происходит истечение газа.
10. При заданных давлении рх и плотности
р1 газа в сосуде скорость истечения и массо-
массовый расход при заданном Fo зависят от
давления среды, куда происходит истечение
газа, т. е. от отношения p0IPi-
При уменьшении ро/рх скорость истечения
и>0 возрастает до тех пор, пока это отношение
давлений не станет равным критическому:
V
, скорость в узком сечении
FQ насадка равна скорости звука в данной среде.
При дальнейшем понижении ро/рх ско-
скорость в узком сечении остается равной мест-
местной скорости звука:
[~2к
Таким образом, при уменьшении отношения
давлений ниже критического массовый расход
газа не увеличивается при постоянных ри
Pi и FQ.
G = \iFQpowo =
2 У^Т flic
Поэтому A-79) и A-80) могут быть приме-
применены для вычисления скорости и соответствен-
соответственно расхода лишь при PolPi^{PolP\)i,r При
Po/Pi<(Po/Pi)%p следует использовать A-81).
Массовый расход в этом случае от внешнего
давления р0 не зависит, а определяется дав-
давлением рх в резервуаре, возрастая с его
увеличением.
1-10. РАБОТА НАГНЕТАТЕЛЯ
В СЕТИ*1
1.	Для приведения в движении жидкой или
газовой среды по концам данного участка
следует создать определенную разность пол-
полных давлений с помощью нагнетателя (насоса,
вентилятора, дымососа, компрессора).
2.	Полное давление, развиваемое нагнетате-
нагнетателем, в самом общем случае расходуется:
а) на преодоление разности давлений в объ-
объемах всасывания и нагнетания; б) на пре-
преодоление избыточного геометрического давле-
давления (отрицательной самотяги), т. е. на подъем
жидкости или газа, который тяжелее воздуха,
на высоту z от начального сечения сети до
конечного сечения (при положительной само-
самотяге ее вычитают из давления нагнетателя);
*х Рассматривается случай несжимаемой
жидкости.
41

аТн \
Рнагн
Рис. 1-20. Схема уста-
установки нагнетателя в
сети
в) на создание динамическо-
динамического давления на выходе жид-
жидкости (газа, рис. 1-20) из се-
сети (не из нагнетателя), т. е.
полное давление рн(Па)*\
развиваемое нагнетателем,
Рве
A-82)
где рпс—избыточное давление в объеме сосу-
сосуда всасывания; рмгн—избыточное давление
в объеме сосуда нагнетания; pG—избыточное
геометрическое давление (самотяга); Арлс—
потери давления (сопротивление) на участке
всасывания; Ар^т—потери давления (сопро-
(сопротивление) на участке нагнетания; wnux—ско-
wnux—скорость выхода потока из сети, м/с.
3. Для случая, когда давления в объемах
всасывания и нагнетания равны между собой
. A-83)
где &рсетж вычисляют по A-66) или A-68)
[или A-69)] для всей сети как сумму потерь
во всасывающем и нагнетательном участках
сети (включая потерю динамического давле-
давления на выходе из сети) и самотяги рс по
формуле A-59).
4. Так как при рс=0 сумма всех потерь
в сети равна разности полных давлений перед
и за нагнетателем, то
/>„=
A-84)
где Pts и Ржп—избыточное полное давление
соответственно перед нагнетателем и за ним,
Па: рстле и /?стнжгн—избыточное статическое
давление соответственно перед нагнетателем
и за ним, Па: wne и и>нагн—средняя скорость
потока соответственно перед нагнетателем
и за ним, м/с.
5. При нормальных условиях работы нагне-
нагнетателя величина ри больше нуля, т. е.
Рш.п*гп>Ря.пс-
** В дальнейшем величину ры будем назы-
называть просто давлением, а не полным давле-
давлением.
В то же время как статическое, так и динами-
динамическое давление после нагнетателя могут быть
ниже соответствующих величин до нагнетателя.
6. В частном случае, когда площади сечений
всасывающего и нагнетательного отверстий
нагнетателя одинаковы,
К^вс г нага
и, следовательно, давление, создаваемое на-
нагнетателем,
/^=Рст.нагн-А:т.вс,	A-85)
т. е. давление, создаваемое нагнетателем, рав-
равно разности статических давлений непосред-
непосредственно за нагнетателем и перед ним.
7.	Мощность на валу нагнетателя
A-86)
Л полы
где Qp—объемный расход перемещаемой сре-
среды при рабочих условиях, м3/с; его определя-
определяют для того сечения, к которому приведены
все потери полного давления, по формулам,
аналогичным A -66)—A -69); ршр—давление,
создаваемое нагнетателем (при рабочих усло-
условиях), равное общим потерям полного давле-
давления Арсетн, приведенным к данному объемно-
объемному расходу; т|полн—КПД нагнетателя.
8.	Объемный расход перемещаемой среды
обычно задан. Давление, создаваемое нагнета-
нагнетателем, вычисляют по A-82) — A-85) для задан-
заданных условий сети, т. е. для разности давлений
в объемах сосудов всасывания и нагнетания
{раяги—Ршс) и избыточного геометрического
давления (±рсУ Коэффициенты сопротивле-
сопротивления ?тр и ?м, скорость потока в каждом
элементе, а следовательно, и величина Ар^щ
зависят от формы и размеров сети.
9.	Чтобы определить, удовлетворяет ли да-
данный нагнетатель требуемым расчетным зна-
значениям Qp и рш#р, необходимо предварительно
привести в соответствие их значения к тем
условиях (плотности перемещаемой среды), для
которых дается характеристика нагнетателя.
При этом, если расход перемещаемой среды
задан в м3/с для нормальных условий, то его
пересчитывают на рабочие условия по A-16).
10.	Приведенное давление нагнетателя
Рпр*ш~Р
расч
Рх«р ТР
г,
'н.у
Лар
хар Рялгш
A-87)
где ррясц—расчетное давление нагнетателя,
Па; рхар—плотность среды, при которой
получена характеристика нагнетателя при нор-
нормальных условиях (*=0°С; 5=101,325 кПа),
кг/м3; рну — плотность среды, для которой
подбирают нагнетатель при нормальных усло-
условиях, кг/м3; Тр—рабочая температура пере-
перемещаемой среды в нагнетателе, К; /?нагн — ра-
42

бочее давление (абсолютное) перемещаемой
среды в нагнетателе, Па; Гхар, рхжр — темпера-
температура (К) и давление (Па) среды, при котором
получена характеристика нагнетателя; для вен-
вентиляторов /?хар =101,325 кПа.
11.	Для высоконапорных нагнетателей пло-
плотность перемещаемой среды рассчитывается
по среднему давлению в рабочем колесе.
В этом случае в A-87) вместо ршлгп подстав-
подставляют среднее абсолютное давление в колесе:
Pop =^н«гн+(Д/>вагн - 0,5 Арсетя),
где АрипГЯ—потери давления на участке нагне-
нагнетания сети, Па; Арст—общие потери полно-
полного давления в сети, Па.
12.	Мощность при расчетных условиях на
валу нагнетателя
брРрасч QpPu.xtp Рн.у
уу^--	—	Х
Мполн	Чполн Рхар
** хар Ршштп	 д» Ры.у •* хар Рялги
Тр .Рхар	Рхар Тр Рхжр
где рЯЛьР—давление нагнетателя по заданной
характеристике, Па; NXMp—мощность на валу
нагнетателя по заданной характеристике, Вт.
1-11. СХЕМЫ РАСЧЕТА
ГИДРАВЛИЧЕСКОГО '
СОПРОТИВЛЕНИЯ СЕТЕЙ
Пример 1-1. Приточная система
вентиляции
Расчетная схема сети системы вентиляции
дана на рис. 1-21.
Задано:
1)	общее количество засасываемого воздуха
2 = 0,89 м3/с при нормальных условиях;
2)	расход через четыре боковых ответвления
6=0,22 м3/с при нормальных условиях;
3)	температура наружного (атмосферного)
воздуха t =-20° С;
4)	температура воздуха за калорифером
/=20° С;
5)	материал воздухопроводов—кровельная
сталь (проолифенная); шероховатость Д«
«0,15 мм (см. табл. 2-5).
Так как вдоль сети температура газа изме-
изменяется (нагревание в калорифере), то при-
применим первый метод наложения потерь—сум-
потерь—суммирование абсолютных потерь в отдельных
элементах сети, приведенных в данном случае
к общему расходу через входное сечение
вентилятора (рис. 1-21, поз. 7):
AN,	PlWf
t Mi i l
где ^7 = 1,2 кг/м3.
Расчет сопротивления приведен в табл. 1-13.
Согласно этой таблице, для подбора венти-
вентилятора имеем: Q ' = 0,955 м3/с и Арсетя~рн =
= 225 Па.
Мощность на валу вентилятора при КПД
вентилятора	0^
0,955 - 225
Вт=0,36
Пример 1-2. Установка для мокрой
очистки агломерационных газов
Схема установки дана на рис. 1-22.
Задано:
1)	общий объемный расход газа (при /=20° С
и р= 101,325 кПа) 6=278 м3/с;
2)	плотность газа при нормальных условиях
р= 1,3 кг/м3;
3)	кинематическая вязкость газа при нор-
нормальных условиях v=l,32 10~5 м2/с;
4)	внутренняя обшивка основных газоходов
(имеющих сравнительно большую протяжен-
протяженность)—листовая сталь; шероховатость ее
берут, как для цельнотянутых корродирован-
корродированных стальных труб (после нескольких лет
эксплуатации) Д«1,0мм (см. табл. 2-5);
5)	газ очищается в мокром скруббере; сте-
степень орошения А «0,014 м3/(м2с) (см. диа-
диаграмму 12-11).
В данном случае температура газа изменя-
изменяется вдоль сети (в результате охлаждения);
поэтому, как и в примере 1-1, принимаем
первый метод наложения потерь: суммиро-
суммирование абсолютных потерь в отдельных эле-
элементах сети, приведенных к объемному рас-
расходу, например, через сечение 0—0, т. е.
сечение входа в колено 1 (рис. 1-22), где
р=0,84 кг/м3. Расчет сопротивления приведен
в табл. 1-14.
Самотяга, создаваемая дымовой трубой,
/?с=Ятр(ра-рг)^, где Ятр=62 м—высота трубы;
рл—плотность воздуха, кг/м3; рг—плотность
газа на входе в дымовую трубу, кг/м3; g—
ускорение свободного падения, принимаем
g=9,8 м/с2.
Рис. 1-21. Расчетная схе-
схема сети системы венти-
вентиляции
43

ЪП ВЯ1ЛЧЭЭ) J5 КИНЭ1Г
-atteduo Kirtf эинвяонэо
VO
28
58
,08
о
CO
44
3
cT
44
О
о"
00
о
о4
о
о"
о
СП
о"
9-01
о
оо
s
I
3
1
¦с Z
as
о4
о"
as
о"
CN
CN
,40
,40
,40
Эо '**
8
с^
8
o/?w *i
ОО
о4
00
CN
00
о"
I
I
J
I
cT
il
сГ
1
«Г <Ч §
? 11
К]
?,
§
2
г"

ИХЭО
44

O
СП
О
о"
O
со
о
Г
со
о
о"
о
I
CN
оо
о
II
4
со"
4
оо
го"
<N
о"
ON
2
л
се
о
со
Си
О
о
о
и*
о
05
С
а,
х
13
а
о
&
5
о
I
§
45

w а н х н д
5
i
со
m
О
о4
ON
о4
ON
о"
ON
о"
00
00
ON
о
ri
oo
ON
ON"
О
О
CN
+
00
r
ON
О
ON
о"
CN
о
О
о — 2
о
сх
о.
о
¦а
с
42
i
о
s
a
о
о
о
s
a
С
ft * §
*? *? 5
к и и
?
«3
X
A
О
Q
О
s
s
CD
I
a
о
46

<N
чо"
ЧО
СП
чо
СП
ON
О
о"
8
оо
о*
о
I
г-
о
о*
о
о4
On
о4
,04
00
en
оо*4
о
On
СП
CN
о"
О
on ore
о"
о4
о"
,04
оо
СП
оо"
о
Os
СП
гч
о"
о
<о
о"
1 II
к
чо
о
СП
чо
о
о4
о*4
CN
о"
,04
00
сп
оо"
8
О\
СП
CN
;§
СО
2
из
н
о
Г)
CU
о
О
О
ей
О
S
а
U
5s
льн
1
а-
2
ток
>>
>S
О
а-
С
о
S
о
и
о
О
47

D
i
I
чо
»/¦>
1—'
2
<N
О
V©
—
1
<N
_
о
0,41
<ч
о
о
1,04
Оо"
О
00
1,20
о
CN
ON
CN
о"
«о* г**
я* §
II о
ризонта
о
О
Прям
II
* 7 j
J
1
Г-
i
On
оо
О
ОО
<N
О
1
CN
О
1,04
оо"
о
оо
1,20
ON
СП
CN
О
о
•I
II
to
О, ^
о *:
Н Si
W н
>!
»
t
<
<
оо
"Г П
сС С
^ II ^
ч© !^ с4
чо ^
0,06
о
о
о
1,04
оо4
m
О
оо
1,20
Ол
m
CN
О
iK cT g
II II <э
о I о и
о
s il«
! ?М
*Д t^ — К.
а
II
1
1
1
	"Y j
S
Прито
48

IZOOO
Рис. 1-22. Расчетная схема
установки для мокрой очист-
очистки агломерационных газов:
а—вид в плане; б—вид сбоку
Эта положительная самотяга способствует
перемещению потока; поэтому ее следует
вычитать из общих потерь (см. табл. 1-14).
Мощность на валу дымососа, предназначен-
предназначенного только для описанной установки, при
При температуре воздуха /,=0° С плот-
плотность ра=1,29 кг/м3.
При температуре /=40° С средняя плот-
плотность газа рг= 1,13 кг/м3; отсюда /?с = 62х
хA,29-1,13)9,81 «98 Па.
Вт
Лполн	0,6	0,6
Пример 1-3* Аэродинамическая труба
малых скоростей замкнутого типа
с открытой рабочей частью
Схема аэродинамической трубы (аэродина-
(аэродинамический контур) приведена на рис. 1-23.
Заданы:
1)	диаметр рабочей части (выходного сече-
сечения сопла) Do = 5000 мм;
2)	длина рабочей части /рч = 8000 мм;
3)	скорость потока в рабочей части (на
выходе из сопла) wQ = 60 м/с;
4)	температура воздуха t «20° С; р =
= 1,22 кг/м3;
у/
\
\
Ю
а
4»
1 шгА
«mess:
п
7
^1 .г
г
>?,
-Г-
""pi
S
J
Рис. 1-23. Схема аэродинамической трубы (аэродинамический контур) замкнутого типа
с открытой рабочей частью (размеры в м):
Х/о = 5; 1/1=5^5; D2:=z^ fl»^^; о3 = о; *94=о; О5==8; а96 = 12; о7 = 12; />8 = 12; гх=2,2; i2 = l,5; /рч = о; /д=ир, 'п — ^
49

1-14. Расчет сопротивления сети установки для
Элемент сети.
Схема и основные
размеры
Параметры
Ср., М3/С
Колено со срезанными углами поворота
430
0
l, 2500
b0 5000
=0,5;
5=—=0,0002
ho
Составное колено
430
bo
А=0,0002;
a=30°
I, - 28500mm ; b0 - 5000mm ,' дгж5,5м
Раздающий коллектор
+ Wn* u ^^г	J^f
vv0 vv0 w0 w0 w0
/0 60,00
^rcp 4,10
T A 1,0
A=	=	=0,00024;
A-cp 4ioo
= 1—^-=0,75;
30
7 ZF. IF. 4x2x4
f-F'F' 30
430
Боковое ответвление
a=90°;
F6 2-4
-5=	S1,O;
Fe 7,5
430 273+120
4 273+150
= 100
\
Дроссельный затсер
(при закрытии на
10%, 5 = 5°)
100
-=50
50

мокрой очистки агломерационных газов (рис. 1-22)
и
О
150
150
150
120
120
ГО
U
0,84
0,84
0,84
0,90
0,90
О
<s
S
«о
о
>
3,0
3,0
3,0
2,7
2,7
5
14,3
14,3
14,3
-13,3
12,5
с
С
86
86
86
80
65,6
о
1
С
1
q
0
>*
1
J
/
2,6
2,6
-2,0
'5
0,72
0,20
2,6
0,28
<<
0,014
<-<
1
Q
Г
1
о.
0,079
н.
vj>
-f
s
^р
И
0,72
0,28
2,6
0,28
С
Q.I
II
62,0
24,0
224
18,4
Основание для опреде-
определения Ci (ссылка на
диаграмму)
6-10
6-13
7-40
9-17
51

Элемент сети.
Схема и основные
размеры
Параметры
р„ м3/с
Мокрый скруббер
См. диаграмму 12-11 F=32 mz
На входе /=120° С; на входе
/ = 50° С; плотность орошения
Л = 0,014м3/(м2-с)
50-
273+85 _
273+120""
= 50 0,91=45,5
Выходной участок скруббера—симметрич-
скруббера—симметричный тройник
Jt,Fu
Fc 4,2
=0,33;
_r\/i_
I-
273 + 50
45,5	=
273 + 85
=45,5 0,9=41
Прямой го-
горизонтальный
участок
поо
1800
0,0006
2-40=?
Вход в дымовую трубу
o 4,2
t 15,8
0*500
2-40=80
10
Первый прямой участок дымовой трубы
А, 4,5
5
4500
0,00022
ig = гг.ом
313
80	=77,5
323
52

Продолжение табл. 1-14
и
120+50
2
= 85
50
50
50
40
2
и
Си
1,0
1,0
1,10
1,10
1,13
о
3
о
—
1,8
1,8
1,7
о
"
1,42
9,8
19,0
19,0
4,9
с
С
*
0,85
40,4'
152
152
10,1
1
С
Q
*|
а
>
\
}
/
—
1,9
1,9
1,3
а
960
«2,0
0,53
<<
—
0,018
0,015
а
_
0,10
0,074
а
'5
11^
960
2,0
0,10
0,53
0,074
С
1
с
<
3
ц
1
F
816
80,8
16,0
80
0,75
Основание для опреде-
определения ^ (ссылка на
диаграмму)
12-11
Ориентировоч-
Ориентировочно, как на ди-
диаграмме 4-9
(внезапное су-
сужение), и сим-
симметричный
тройник 90°
(диаграмма
7-29)
2-5
4-1 (внезапное
расширение)
2-5
53

Элемент сети.
Схема и основные
размеры
Параметры
<2ы,
11
Переходный участок—конфузор
«/2
—=	=0,45;
Ft 15,8
lt 2400
— =	=0,8;
Do 3000
a=34°;
Л=-^-=О,ОООЗЗ
3000
313
	=77,5
323
12
Второй прямой участок
дымовой трубы
DQ 3000
3000
0-00033
Выход из дымовой трубы
Самотяга в дымовой трубе
•..§-*,
5)	кинематическая вязкость v=15-10~6 м2/с;
6)	материал трубы—бетон; шероховатость
внутренней поверхности А=2,5 мм (см.
табл. 2-5).
При малых скоростях потока изменением
давления и температуры вдоль трубы для
гидравлического расчета можно пренебречь.
В этом случае удобно пользоваться вто-
вторым методом наложения потерь; сумми-
суммированием приведенных коэффициентов со-
сопротивления отдельных элементов сети (см. па-
параграф 1-6).
Расчет сопротивления трубы приведен
в табл. 1-15. Сопротивление трубы согласно
этой таблице
^660 Па.
Объемный расход
часть (сопло)
воздуха через рабочую
54

Продолжение табл. 1-14
и
о
40
40
40
S
"й
1,13
1,13
1,13
1,13
о
•о
О
1,7
1,7
1,7
if
11,0
11,0
•
11,0
с
с
а
3
51,0
540
51,0
"О
1
С
1
«
О
>*
1
г
-2,0
2,15
2,15
1
0,05
1,0
12
i»l
<<
0,014
0,014
Pi^bPct
и
а
0,01
0,20
„«132(
а
vjf»
ч-
'5
||_
0,06
0,2
1,0
)Па
0
С
а
V.
1
с
<
ц
1
3,24
10,2
51,0
-72,3
Основание для опреде-
определения ^ (ссылка на
диаграмму)
5-23
2-5
11-1
Формула
A-59):
=z(p,-pr)g,
где ра=1,29
при /=0°С;
(приведено к
Q = Wofo = 60 19,6=1175 м3/с.	меняют понятие «качество» трубы А; под
которым понимают отношение скоростного
давления в рабочей части трубы к ее общему
Мощность на валу вентилятора при КПД сопротивлению,
вентилятора	В данном случае
в7
Вт%111
0,7
При расчетах аэродинамических труб при-
55

(
oduo Binr зинввоноо
I
— Г5=°5
сГ
ЧО
О
о"
О
о
о4
J
о
сГ
о
о/и
г-
о"
I
93
I
S
эинэшонхо
03
се
а. С\
л
О
О
U
й
Ld
3 s
О8
V
«с»
И
>
О)
и
о
со
•в-
-в-
л
о
о
о
X
н
а.
1 5
I 2
& 1
ихэо
56

iZ «U *~r * 2
H CQ Ж rv Л
КО о л
со
; s я w л
1 - S >> =
о
о*4
oo
о
о
о4
оо
о4
о
сГ
оо
«ч
О
оо
X
О
о*4
II
о.
оо*4
.^ оо
(N
о4
О
кЗ
» а?
х°
*—4 I I	I I
О й О Л /
^ Оц Л С? CU
о о
3S
1
•7
ll
о 5 2
л о да ю
х
X
57

vo
(Л
L>
4>
I
CN
о
о"
ГО
о"
о
о
сч
о4
оо
I
сГ
VO
о
го
г-
о
о"
о
о"
о
сГ
VO
3
о*
оо
8
CS
VO
о"
о
о"
о
о"
VO
оо
о
о
г-
ГО
го
о"
V О —•
Н н
«18
§ § §
О <D в
о
те
К
те
А
58

о"
I
185
о
015
о
Oil
о
г-
CD
»/¦>
8,2
i—«
OO
О
О
137
о
<э
1
00
i
^ о и я
л Ч м (U
Колено
те же
ВИЯ,
и в к
сх
о
1
1
ОС
ЧИС-
аток
о с
w О
«oj О
)
IB
Ш
К
-о
ное
а
нормал
а.
a +
и i
CO
0,01
,56
О
Tf
О
060
о
о"
> *?
as
C4
m
CN
О
о
=0,152
p;
*-*
ON
о4
о
«о
»s2
(хоне
истово
id S
я решет
влена из
того лако
пяюща
изгото
покры
Выпря»
комб);
железа,
о
1 §
и
где
(см.
as
о
И
1 J?o i if ^
001
о
II
О | Cs|
I!
К
m
i
o4
i
о
008
о
I
1
CD
S
,35
«
8
-1
кри-
>*•
Сопло
У
t
волиней
7,35
II
с*
12,0
II
1
111 '
JA 1
конфузо
о
II °
в «
о ^
II
59

РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
СОПРОТИВЛЕНИЕ ПРИ ТЕЧЕНИИ ПО ПРЯМЫМ ТРУБАМ
И КАНАЛАМ (КОЭФФИЦИЕНТЫ СОПРОТИВЛЕНИЯ ТРЕНИЯ
И ПАРАМЕТРЫ ШЕРОХОВАТОСТР1)
2-1. ПОЯСНЕНИЯ И
ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ
1. Потери давления по длине прямой трубы
(канала) постоянного поперечного сечения (ли-
(линейные потери или потери на трение) вычис-
вычисляются по формуле Дарси-Вейсбаха:
_Х So pwl_ По pwljk I pwl
или
/ pwg
owl
B-2)
где По—периметр; Rr—гидравлический ра-
радиус; So — площадь поверхности трения.
2.	Использование гидравлического (эквива-
(эквивалентного) диаметра DT в качестве характер-
характерного размера в формулах сопротивления B-1)
и B-2) допустимо только в тех случаях,
когда по всему или почти по всему периметру
сечения толщина 80 пристеночного слоя (в
пределах которого скорость изменяется от
нуля до значения, близкого к максимуму)
очень мала по сравнению с размером попе-
поперечного сечения канала E0<<?>г) [2-88].
3.	В случае турбулентного течения при
больших числах Re = wo2)o/v скорость в основ-
основном изменяется в пределах тонкого присте-
пристеночного слоя. Поэтому, если использовать
Dr в качестве характерного размера, то закон
сопротивления для труб различной формы
поперечного сечения оказывается приблизи-
приблизительно одинаковым. Однако и при турбу-
турбулентном течении для отдельных геометричес-
геометрических форм коэффициент сопротивления трения
имеет различные значения.
4.	Для расчета гидравлического сопротив-
сопротивления трубы (канала) при стабилизированном
ламинарном течении использовать Dr нельзя.
При этом режиме его применение допустимо
только для входной части начального участка
трубы, когда толщина 50 еще очень мала
[2-42]. Для определения сопротивления по
B-1) и B-2) вводят соответствующие поправ-
поправки, учитывающие влияние формы поперечного
сечения труб (каналов).
5.	Сопротивление движению жидкости или
газа при ламинарном режиме обусловлено
силами внутреннего трения (вязкостью), по-
появляющимися при перемещении одного слоя
жидкости (газа) относительно другого. Силы
вязкости пропорциональны первой степени
скорости потока.
6.	Благодаря преобладанию при ламинар-
ламинарном режиме сил вязкости даже обтекание
выступов шероховатой поверхности происхо-
происходит плавно. Поэтому шероховатость стенок,
если она не очень велика, не влияет на
сопротивление, и коэффициент сопротивления
трения при этом режиме всегда зависит
только от числа Рейнольдса.
7.	При увеличении числа Re начинают пре-
преобладать силы инерции, пропорциональные
квадрату скорости. При этом возникает тур-
турбулентное движение, характеризующееся по-
появлением поперечных составляющих скорости,
вызывающих перемешивание жидкости (газа)
во всем потоке и обмен количеством движе-
движения беспорядочно движущихся масс жидкости.
Все это приводит к резкому возрастанию
сопротивления движению при турбулентном
режиме по сравнению с ламинарным*1.
При шероховатой поверхности стенок об-
обтекание выступов происходит с отрывом
струи, и коэффициент сопротивления в этом
случае зависит не только от числа Re, но
и от относительной шероховатости
*1 Вместе с тем, поскольку коэффициент
сопротивления X определяется как отношение
потерь полного давления к динамическому
давлению
, с уменьше-
нием Re он всегда возрастает.
60

8.	Трубы и каналы могут быть как глад-
гладкими, так и шероховатыми. При этом шеро-
шероховатость может быть равномерной (равно-
(равномерно-зернистой) и неравномерной. Оба вида
шероховатости различают по форме высту-
выступов, их размерам, промежуткам между ними
и т. д. Большинство технических труб харак-
характеризуется неравномерной шероховатостью.
9.	Среднюю высоту Ао выступов шерохова-
шероховатости, выраженную в единицах длины, назы-
называют абсолютной шероховатостью. Отноше-
Отношение средней высоты выступов к гидравличес-
гидравлическому диаметру трубы, т. е. Ао=-~
или
Ао =
=5—1, называют относительной
шероховатостью. Ввиду того, что геомет-
геометрические характеристики абсолютной шеро-
шероховатости не могут в достаточной степени
определять сопротивление трубы, введено по-
понятие о гидравлически эквивалентной равно-
равномерно-зернистой шероховатости Д, которая
определяется путем измерения сопротивления.
10.	Несмотря на то, что для гладких труб
с возрастанием числа Re коэффициент сопро-
сопротивления должен уменьшаться, в шероховатых
трубах при увеличении этого числа обнару-
обнаруживается увеличение коэффициента X при
неизменной геометрической шероховатости.
Объясняется это влиянием вязкого' подслоя.
Если толщина вязкого подслоя больше высту-
выступов (8Ш>Д, рис, 2-1, а), то они целиком
покрываются этим слоем. При малых скоро-
скоростях, характерных для вязкого подслоя, поток
плавно обтекает неровности, и они не оказыва-
оказывают никакого влияния на характер потока.
В этом случае X с увеличением Re уменьшается.
11.	С возрастанием числа Рейнольдса тол-
толщина вязкого подслоя уменьшается, и при
достижении определенного значения Re она
может стать меньше высоты выступов (8т<Д,
рис. 2-1, б). При этом выступы усиливают
вихреобразование, а следовательно, повыша-
повышают потери давления, что выражается в увели-
увеличении X с увеличением числа Re.
Таким образом, трубы можно считать глад-
гладкими, пока высота шероховатых выступов
меньше толщины вязкого подслоя.
12.	Эквивалентная шероховатость Д зави-
зависит:
а)	от материала и способа производства
труб (например, чугунные трубы, изготовлен-
изготовленные центробежным литьём, более гладкие,
чем сварные); при этом трубы, изготовленные
одним и тем же способом, как правило,
имеют одну и ту же эквивалентную шеро-
шероховатость независимо от диаметра;
б)	от свойства жидкости (газа), протека-
протекающей по трубе; влияние жидкости на внутрен-
внутреннюю поверхность трубы может проявляться
Рис. 2-1. Схема обтекания шероховатых высту-
выступов при различных режимах течения:
а—5Т>А; б— 5Т<Д
в виде коррозии стенок, образования наростов
и выпадения осадка;
в) от продолжительности эксплуатации труб.
13.	Зависимость коэффициента сопротивле-
сопротивления трения X от Re и КОу установленная опы-
опытами Никурадзе [2-87] для стабилизирован-
стабилизированного течения (см. параграфы 1-3) в трубах
с равномерно-зернистой шероховатостью *1
(рис. 2-2), указывает на существование трех
основных режимов (областей) протекания
потока.
14.	Первый режим, называемый ламинар-
ламинарным, относится к малым значениям чисел
Re (до Re «2000) и характеризуется тем, что
шероховатость не оказывает никакого влияния
на величину X. По закону Гагена—Пуазейля
[2-172]
64
:R?
B-3)
15. Второй режим, называемый переход-
переходным, содержит три участка кривых сопротив-
сопротивления для труб с равномерно-зернистой ше-
шероховатостью.
Участок, относящийся к переходной (кри-
(критической) области между ламинарным и тур-
турбулентным течениями (примерно в пределах
Re = 2000 -г-4000). В этой области коэффициент
сопротивления X возрастает с увеличением
числа Re. Вместе с тем этот коэффициент
*1 Имеется в виду искусственная песчаная
равномерно-зернистая шероховатость в том
виде, в каком она была получена Никурадзе.
Характер кривых при других видах искусст-
искусственной шероховатости может получиться нес-
несколько иным [2-152].
6i

Ьд(ЮОА)
Ф 0,0333
О 0,0163
О 0,0083
• 0,00^0
6 0,0020
О
5,8 igRe
Рис. 2-2. Зависимость коэффициента сопротивления к от числа Рейнольдса для труб с равномер-
равномерно-зернистой шероховатостью [2-190]
продолжает оставаться одинаковым для раз-
различных значений относительной шерохова-
шероховатости.
Участок, для которого кривые сопротивления
труб с различной шероховатостью совпадают
с кривой Блазиуса для гладких труб
B-4)
Закон сопротивления по последней формуле
справедлив в тем меньшем интервале чисел
Re, чем больше относительная шероховатость.
Участок, для которого кривые сопротивле-
сопротивления труб с различной шероховатостью расхо-
расходятся, отходя от прямой, получаемой по
B-4). При этом коэффициенты сопротивления
в определенных интервалах чисел Re*1 тем
больше, чем значительнее относительная ше-
шероховатость.
16. Третий режим, называемый квадратич-
квадратичным, или режимом вполне шероховатых сте-
стенок, а также режимом турбулентной авто-
модельности, характеризуется тем, что коэф-
коэффициенты сопротивления для каждого значе-
значения относительной шероховатости становятся
постоянными, не зависящими от числа Re.
*х В этих интервалах значений Re возрас-
возрастание X прекращается.
62
17. Из формул сопротивления Никурадзе
[2-87] для шероховатых труб [см. B-5)]
и формулы сопротивления Филоненко-Альт-
шуля [2-6, 2-141] для гладких труб [см. B-8)]
следует, что трубы с равномерно-зернистой
шероховатостью могут считаться гидравли-
гидравлически гладкими, если
пред 9
где
Д\ 18 IgRe-16,4
т- =*	г
Re
^г/пред я
Для значения Re до 10 , используя формулу
Блазиуса, получим:
2^*17,85 Re-0-875.
Отсюда граничные (предельные) числа
Рейнольдса, при которых начинается влияние
шероховатости,
Re'	26'9
ЛСпред ~ ?1.143*
18. Для труб с равномерно-зернистой шеро-
шероховатостью предельное значение числа
Рейнольдса, при котором начинает действо-
действовать квадратичный закон сопротивления,
„ 217-3821gA
это следует из формулы Никурадзе [2.87]
для стабилизированного течения в переход-

ной и квадратичной областях, т. е. в пре-
пределах
217-382lgA
Эта формула имеет следующий вид:
X	'
B.5)
где при З^^е^Д^Ю ^ = -0,8; ^ = +2,0;
сх=0 (гладкие стенки);
при 10<5Rev^<20 ^ = +0,068; 6=1,13;
с^-0,87;
при 20<ARev/X<40 аг- +1,538; ^=0;
с^-2,0;
при	40<5Reva<191,2	ах= +2,471;
^х = _0,588; d =-2,588;
при SRev/5l>19U ^ = + 1,138; ^=0;
сх = —2,0—квадратичный закон, при котором*1
B-6)
19. Исходя из предположения одновремен-
одновременности существования ламинарного и турбу-
турбулентного течений и используя нормальный
закон распределения для определения вероят-
вероятности появления соответствующих режимов,
А. М. Керенский предложил [2-50] для зоны
смены режимов стабилизированного течения
единую формулу расчета коэффициента сопро-
сопротивления трения труб с равномерно-зернистой
шероховатостью **:
b=bj>a+Kj>r* + KPn*	B-7)
где Хл9 Хтл9 Хш—коэффициенты сопротивления
трения соответственно при ламинарном тече-
*х А. В. Теплое [2-127] на основе более
правильной обработки опытов Никурадзе
[2-87] показал, что для квадратичной области
точнее формула
1
Близка к последней и формула, предложен-
предложенная А. Д. Альтшулем [2-6]:
1 .
"(l,81glO/?J'
Учитывая, однако, что по B-6) наблюдается
отклонение от опытных данных не более 5%,
и то в сторону увеличения, она может быть
использована при расчетах трубопроводов,
в том числе и для необлицованных напорных
туннелей [2-7 ].
нии B.3), турбулентном течении в гладких
B-4) и шероховатых трубах B-6); рл~\—рт,
Ал = A -А,., т) А> Аи = Аи. тРт—соответственно
вероятности появления при данном числе
Рейнольдса режимов ламинарного и турбу-
турбулентного течений в гладких и шероховатых
трубах; при этом
где С/=—; суш=-т~;
Re~Rem
Re-2850
и
I Г
Ф(U) = —==. exp(-t2/2)dt — нормированная
2л J
О
функция Лапласа (интеграл вероятностей; см.
[2-56] табл. 18.8-9).
20.	Кривые сопротивления X=/(Re, Л).для
стабилизированного течения в трубах с нерав-
неравномерной шероховатостью (технические тру-
трубы) подтверждают, что в этом случае также
существуют три основных режима течения:
ламинарный, переходный и квадратичный
(рис. 2-3). Однако в отличие от случая течения
в трубах с равномерно-зернистой шерохова-
шероховатостью при этом следует учитывать две
особенности:
а)	на участке, относящемся к переходной
области между ламинарным и турбулентным
течениями (критическая зона или зона смены
режимов), коэффициент сопротивления трения
зависит от относительной шероховатости
и числа Рейнольдса; потери давления в этой
зоне пропорциональны скорости в степени
выше двух [2-100 ];
б)	на переходном участке чисто турбулент-
турбулентного режима нет впадины, характерной для
кривых X при течении в трубах с равномерно-
зернистой шероховатостью (см. рис. 2-2);
в данном случае кривые сопротивления посте-
постепенно и плавно понижаются с увеличением
Re, достигая наинизшего положения при квад-
квадратичном режиме [2-82, 2-171].
21.	Кривые коэффициентов сопротивления
трения технических труб с относительной
эквивалентной шероховатостью &>0,007 при
некотором значении Re отклоняются от
*2 Рассмотрение турбулентных течений
в пристеночном слое и трубах, основанных
на принципе суперпозиции молекулярной и ту-
турбулентной вязкости, позволило М. Д. Мил-
лионщикову [2-77, 2-78] также найти общую
формулу для сопротивления трения, пригод-
пригодную для всех режимов течения. Примерно
такой же подход использован в работах
Г. Э. Свирского и В. П. Платона [2-107], а та-
также в работе Г. А. Адамова [2-4].
63

ig(WOX)
800 (Л =0,00125)
2JB	3,2
tgRe
Рис. 2-3. Зависимость коэффициента сопротивления X от числа Рейнольдса и относительной
шероховатости А при неравномерной шероховатости [2-100, 2-106]
закона Гагена—Пуазейля в сторону уве-
увеличения А», и чем больше относительная
шероховатость, тем раньше наступает это
отклонение (см. рис. 2.3). Число Рейнольдса,
соответствующее началу отклонения, мож-
можно определить по формуле, предложенной
Л. А. Самойленко [2-106]:
Reo = 754exp
22. В зоне смены режимов движения от
Rex до Re2 каждому значению Д соответ-
соответствует переходная кривая, имеющая свои
границы Re2 и Re2 (см. рис. 2-3). Для труб
с 5 > 0,007, по данным [2-106],
©'"•
т. е. величина Rex уменьшается с увеличением
относительной шероховатости S.
Число Рейнольдса, определяющее границу
Re2 для труб с любой шероховатостью,
0,0635 -
23. Трубы с неравномерной шерохова-
шероховатостью (технические трубы) в области
Re>Re2 могут считаться гидравлически глад-
гладкими, если (с точностью до 3—4%)
15
Отсюда предельное число Рейнольдса, при
котором технические трубы перестают быть
гидравлически гладкими
~15
Л
24. Для неравномерной шероховатости
предельное значение числа Рейнольдса, при
котором начинает действовать квадратичный
закон сопротивления, можно с точностью до
3—4% принять (см. диаграмму 2-4)
Re" -^
25.	При стабилизированном ламинарном
течении (до Re «2000) коэффициент сопро-
сопротивления X труб круглого сечения, не за-
зависящий от относительной шероховатости
стенок, определяется по B-3) или по диа-
диаграмме 2-1, а.
26.	Для критической области стабилизи-
стабилизированного течения (Re=2000 -*• 4000) коэф-
коэффициент сопротивления трения X труб круг-
круглого сечения с гидравлически (технически)
гладкими стенками находят по диаграмме
2-1,6.
27.	Для области чисто турбулентного стаби-
стабилизированного течения (Re > 4000) коэффи-
коэффициент сопротивления трения X труб круглого
сечения с гидравлически (технически) глад-
гладкими стенками определяют по диаграмме
64

2-1, в или вычисляют по формуле Фило-
ненко —Альтшуля*1 [2-6, 2-141]:
k 0,25
Х =
1
(l,81gRe-l,64J'
B-8)
28. Коэффициент сопротивления трения
технических труб при стабилизированном
течении в зоне смены режимов находят по
диаграмме 2-3 (графики X=/(Re, А) или по
формулам, предложенным Л. А. Самойленко
[2-106]:
при Reo<Re<Re! и S 2* 0,007
X=4,4Re
-0.595
0,00275\
при Re!<Re<Re2
X=(X2-X*)exp{-[0,0017(Re2-Re)]2} + X*,
где при	t
при А > 0,007
\* = Х1 -0,0017.
Коэффициенты Xt и Х2, соответствующие
границам Rex и Re2:
при А < 0,007 Хх« 0,032;
0,0109
при й> 0,007 Xt = 0,0775-028б;
при 2U0,0O7 X2 = 7,
при 5 > 0,007
0,145
0635
29. Коэффициенты сопротивления трения
X всех технических труб*2 (с неравномерной
шероховатостью стенок) круглого сечения,
кроме специальных, для которых значения
X даны отдельно, при стабилизированном
течении и на участке чисто турбулентного
режима (Re>Re2) можно определить" по диа-
диаграмме 2-4, построенной на основании форму-
формулы Кольбрука—Уайта*3 [2-171]:
1
B-9)
или для инженерных расчетов—по прибли-
приближенной формуле, предложенной А. Д. Альт-
шулем [2-6 ]*4:
** С этой формулой очень близко совпа-
совпадают формулы В. К. Конакова [2-54],
Г. А. Мурина [2-82] и А. К. Якимова.
*2 Включая стальные, бетонные и железо-
железобетонные напорные водоводы [2-7].
3 Зак. 1584
(МО)
30. Для области смены режимов стабилизи-
стабилизированного течения в технических трубах
может быть также применена единая формула
расчета коэффициента сопротивления трения
(как это предложено Л. А. Адамовичем),
а именно
где Хл принимается по B-3), Хт—по B-9)
или B-10), а
р=*
в которой Reo = 1530(A)~0'08 и а=540. При
этом используют табулированную функцию*
ошибок вида
erf(z)=—=
(см. [2-56] табл. 18.8-10).
31. Единая формула расчета коэффициента
сопротивления трения в зоне смены режимов
предложена также П. М. Слисским [2-110]:
где у — коэффициент перемежаемости;
ReB-ReH
*3 Кривые Кольбрука — Уайта расположе-
расположены немного выше (на 2—4%) аналогичных
кривых Г. А. Мурина [2-82], а следовательно,
дают некоторый запас в расчетах. Аналогич-
Аналогичные формулы получены Г. А. Адамовым
[2-3], Г. К. Филоненко [2-141], Н. 3. Френке-
Френкелем [2-144].
Интерполяционная формула Кольбрука по-
получила теоретическое обоснование [2-6].
*4 Формула, близкая к B-10), получена
также Г. А. Адамовым [2-4]; при 68/Re«:A
она совпадает с формулой Б. Л. Шифринсона
[2-159]:
X=0,U{S)°-2i.
Простой и удобной (в пределах К=
= 0,0001 -г- 0,01) является также формула, пред-
предложенная Б. Н. Лобаевым:
1,42
Pg(Re/AJ*
65

Рис, 2-4. Схемы вторичных течений:
a— в прямоугольной трубе; б—в равносторонней
треугольной трубе
-0,16.
здесь ReH и ReB—нижняя и верхняя границы
переходной зоны.
Коэффициенты Хл и Хт вычисляют соответ-
соответственно по B-3) и по формуле А. В. Теплова
[2-128]:
32. Коэффициент сопротивления трения
X труб круглого сечения, кроме специальных,
для которых значения X даны отдельно,
с любым видом шероховатости (как равно-
равномерной, так и неравномерной) при стабили-
стабилизированном течении в квадратичой области,
т> 560
т. е. практически при Re>-rr-, находят по
А
диаграмме 2-5, построенной по B-6).
Особенностью движения потока в каналах
сложной формы поперечного сечения является
наличие конвективного переноса поперек
потока, вызванного движением крупномас-
крупномасштабных вихрей и вторичными течениями
(рис. 2-4) **. Это обстоятельство, а также
переменная шероховатость стенок канала при-
приводят к неравномерному распределению
напряжения трения на границах потока.
Поэтому наиболее точный расчет коэффициен-
коэффициентов сопротивления трения может быть полу-
получен при переходе от характеристик потока,
осредненных по сечению канала (средней
скорости, числа Рейнольдса, средней .относи-
.относительной шероховатости, среднего касатель-
касательного напряжения), к локальным характерис-
характеристикам (местным относительным шероховатос-
шероховатостям, местным числам Рейнольдса, местным
*1 Необходимо различать вторичные токи,
наблюдаемые в прямолинейных каналах слож-
сложного поперечного сечения, и возникающие
в криволинейных каналах по иным причинам.
коэффициентам гидравлического трения, мест-
местным напряжениям трения) [2-113]. В качестве
местных определяющих параметров потока
рекомендуется местный характерный размер
потока, осредненная на этом размере скорость
потока и местная шероховатость стенок.
Другие местные характеристики потока выра-
выражаются через эти определяющие величины.
33. Местное напряжение трения тст в точке
смоченного периметра выражается через
местную осредненную по нормали к стенке
скорость wCT:
где Хм—местный коэффициент сопротивления
трения, зависящий от местного числа Рейнольдса
и местной относительной шероховатости:
/ //
/—характерный местный размер потока, зави-
зависящий от формы поперечного сечения канала
(например, для канала квадратного сеченш
/—расстояние от стенки до биссектрисы угла)
34. Для частного случая каналов прямо
угольного сечения и в предположении, чтс
напряжения трения различны на короткой
и длинной сторонах канала, но их распределе
ние по стенкам равномерно, Г. П. Скребко
вым [2-112—2-114] получена формула, кото
рая связывает коэффициент сопротивление
трения канала с его формой и шероховатостью
где Хх, Хп—коэффициенты сопротивлени
трения соответственно на короткой и длинно]
стенках канала; Ъ и h—соответственно поло
вина ширины и высоты канала.
Коэффициенты Хх и Хп вычисляют по закс
нам сопротивления плоской стенки (Х,пл) в за
висимости от характерных чисел Рейнольде
и шероховатости стенок [2-112 — 2-114]:
где
Re =
Для гладких стенок
1
- C,61gRenjJ-2J'
для технических стенок
54 AN0-25
= 0,024
66

для шероховатых стенок
1
3,48J>
35. Во многих случаях коэффициент сопро-
сопротивления трения труб некруглого сечения
проще определять введением в формулы для
труб круглого сечения соответствующих по-
поправочных коэффициентов Хн=кнХ, где X —
коэффициент сопротивления трения труб круг-
круглого сечения при том же числе Re=—^-^ =
= -.° °; Хи—то же для труб некруглого
v
сечения; кя—поправочный коэффициент,
учитывающий влияние формы поперечного
сечения труб*1.
36. Для труб с формами поперечных сече-
сечений, близкими к круглой (например, круг
с одной или двумя выемками, звездообразная
форма—см. диаграмму 2-6), согласно данным
Никурадзе [2-87] и Шиллера [2-158], для
всех режимов течения можно принять &н%1,0.
Для труб прямоугольного сечения попра-
поправочный коэффициент, зависящий от отноше-
отношения сторон ао/Ьо, при ламинарном течении
(Re < 2000) ки=kav = 0,89-1,50. При этом
в случае ао/Ьо = 1,0 (квадрат) /спр=:/:1СВ = 0,89 или
а в случае ао/Ьо-*0 (плоская щель) кар =
=^=1,50 или
При турбулентном течении (Re > 2000)
?пр =1,0+1,1. Если ao/bo= 1,0, то Агкв«1,0,
а если ao/bo-*Q, то ?„«1,1 [2-40, 2-180].
37. Поправочный коэффициент для труб
эллиптического сечения, зависящий от отно-
отношения осей эллипса (см. Б. С. Петухов
[2-95]), при ламинарном течении (Re < 2000)
где а0 и Ьо — большая и малая полуоси
эллипса.
При турбулентном течении с некоторым
приближением можно принять ?эл«1,0.
** А. Г. Темкин [2-125, 2-126] предлагает
поправочный коэффициент кн называть кри-
критерием Л. С. Лейбензона (Le), внесшего боль-
большой вклад в гидравлику трубопроводов.
В указанных работах А. Г. Темкин приводит
соответствующие формулы расчета критерия
Le.
3*
38. Для круглой кольцевой трубы (труба
в трубе) поправочный коэффициент, зависящий
от отношения диаметров d/D0 (см. Л. С. Лей-
бензон [2-68] и Б. С. Петухов [2-95]), при ла-
ламинарном течении (Re ^2000)
к = & —
1пДО0)
где d и DQ—диаметры внутреннего и наруж-
наружного цилиндров кольцевой трубы.
При турбулентном течении кКОЛ слабо зави-
зависит от d/DQ и находится в пределах 1,0 —1,07
[2-29]. Коэффициент сопротивления Хкол такой
трубы может быть также вычислен по фор-
формуле [2-39]
39.	Для центрирования внутреннего цилинд-
цилиндра в кольцевой трубе используют продольные
или спиральные ребра (см. диаграмму 2-7).
Узкая кольцевая труба (d/DQ& 0,9) с тремя
продольными ребрами приближенно эквива-
эквивалентна прямоугольному каналу с отношением
сторон aQ/bQ&0,06, для которого при лами-
ламинарном течении поправочный коэффициент
(на основании опытов В. И. Субботина и др.
[2-119]) ^ = ^„«1,36.
При турбулентном течении поправочный
коэффициент можно принять таким же, как
и при отсутствии ребер (по п. 38).
40.	Для кольцевой трубы со спиральными
ребрами поправочный коэффициент, завися-
зависящий от относительного шага навивки ребер
T/d (см. диаграмму 2-7), для всех режимов
течения приближенно [2-120]
где к'хол—поправочный коэффициент для
кольцевой трубы с продольными ребрами.
41.	Для эксцентрической кольцевой трубы
(см. диаграмму 2-7) коэффициент сопротив-
сопротивления трения как при ламинарном, так и при
турбулентном режиме течения зависит от
эксцентриситета и относительной ширины
кольцевой щели.
42.	При ламинарном течении поправочный
коэффициент вычисляют по приближенной
формуле, предложенной Е. А. Гостевым и
И. С. Риманом [2-30]:
— эксцентриситет (е — расстоя-
2е
где е = -
А
ние между центрами внутреннего и наружного
67

цилиндров); Вх—коэффициент, зависящий от
отношения d/D0, полученный на основании
данных 3. Джонстона и Е. Спороу [2-178] (см.
диаграмму 2-7, график в); ккол— поправочный
коэффициент для концентрического кольца.
43.	При турбулентном течении поправочный
коэффициент
к —к' к
где &э=г	отношение коэффициента сопро-
^кол
тивления эксцентрической кольцевой трубы
к коэффициенту сопротивления концентричес-
концентрической кольцевой трубы.
Коэффициент к'э для узких кольцевых кана-
каналов (d/D0^0,7) почти не зависит от отноше-
отношения d/DQ и зависит только от эксцентриситета
(см. диаграмму 2-7, график г, для d/D0~0,5
и dlDo&0J).
При d/D0 ^ 0,7 поправочный коэффициент
может быть определен по формуле, получен-
полученной А. В. Колесниковым [2-21]:
А:;= 1 —0,9 A —2/Зе) ^2.
44.	Поправочный коэффициент ки для
труб с сечением в виде равнобедренного
треугольника при ламинарном течении
(см. В. К. Мигай [2-76])
к^к J. (l~tg2p)(iH-2)
н * 4 E-
где В--
половина угла при вершине равнобедренного
треугольника, °.
Для равностороннего треугольника (Р = ЗО°)
для прямоугольного треугольника
(l-3tg2p)(l?+2)
к- -1.
2
для равнобедренного прямоугольного тре-
треугольника (р=45°)
к% =0,825.
45.	При турбулентном течении поправочный
коэффициент ки для равнобедренного тре-
треугольника" меняется в пределах fcH = fcTp =
=0,75 ч-1,0 в зависимости от угла р; чем
больше этот угол, .тем больше ктр [2-170].
Для равностороннего треугольника можно
принять fcTp=0,95 [2-158].
46.	Для трубы с сечением в виде сектора
круга при ламинарном течении &н = ?с =
= 0,75 -г 1,0 в зависимости от угла р [2-95];
при турбулентном течении кс можно принять
таким же, как для равнобедренного треуголь-
треугольника (см. п. 45).
68
47.	Сопротивление начальных участков труб
(помещенных непосредственно за плавным
входным коллектором), характеризующихся
тем, что течение в них нестабилизировано
(см. параграф 1-3), получается больше, чем
на участках стабилизированного течения. Чем
ближе к входному коллектору, тем больше
коэффициент сопротивления трения Хшсст
участка нестабилизированного течения. При
плавном входе толщина пограничного слоя
в первоначальных сечениях значительно мень-
меньше, чем в последующих, а следовательно,
напряжения сил трения у стенок в этих
сечениях больше. Это относится как к неста-
билизированному ламинарному, так и неста-
билизированному турбулентному течению,
если поток полностью турбулизирован уже
на входе в трубу.
48.	При очень плавном входе, когда при
Re> Re^ создается «смешанный» режим течения,
коэффициент Хяест коротких труб (длина которых
намного меньше начального участка) при
определенных значениях числа Re значительно
меньше X для стабилизированного турбулентно-
турбулентного течения, что объясняется влиянием ламинар-
ности пограничного слоя во входном участке
трубы (см. параграф 1 -3). При Re = 2 • 105
средний коэффициент сопротивления трения для
короткой трубы длиной IJDO — 2,0 меньше X для
стабилизированного течения в 7—8 раз (рис. 2-
5), см. также работу Г. В. Филиппова B-138).
49.	Создание условий, при которых поток
становится турбулентным также в погранич-
пограничном слое на входе в трубу, приводит к по-
повышению коэффициента Хпест и для коротких
участков (см. рис. 2-5). Поэтому для коротких
труб реальных установок (в которых, как
правило, поток на входе значительно возму-
возмущен) локальное (местное) значение коэффи-
коэффициента сопротивления трения Х'исст следует
определять, например, по формуле, получен-
полученной А. С. Сукомелом, В. И. Величко и
Ю. Г. Абросимовым [2-122] для условий
турбулентного течения в пограничном слое:
*ecr~pw2ol2-Ax/Do
0,344
(Re-x/Д,H
З^есА,	B-П)
где
Re005
:1,09, |ГЧЧО2;	B-12)
X—коэффициент сопротивления трения при
стабилизированном течении; Ах=х t — х2 —
малый участок длины трубы от хх до х2-
Среднее значение коэффициента сопротивле-
сопротивления трения А,?сст по всей заданной длине
/ начального участка трубы для условий

рис. 2-5. Зависи-
Зависимость коэффициен-
коэффициента сопротивления
трения ^ от числа
Рейнольдса для ко-
короткого начального
участка AJDO = 2)
с гладкими стен-
стенками:
/—испытуемый учас-
участок расположен непо-
непосредственно за плав-
плавным коллектором
(УА)=0); 2— между
коллектором н испы-
испытуемым участком рас-
расположен прямой под-
подводящий участок дли-
длиной 10ID0^0,4;3— от-
относительная длина
подводящего участка
/о/?>о = 3,4; 4— кривая
сопротивления по Бла-
зиусу; 5—кривая Га-
гена—Пуазейля
0,03
0,02
0р15
0,010
ЦОО6
0,005
0,003
0,002
QJ5O15
0,001
О
\
\
\
\ '
3
\
\
0,1 0,15 Ц2 ЦЗ Ц
23/6
?**
^¦*—•
V
\
\
±г
\
\
Г*
N
Ц 1
L
л
Ц
г
А
Ь2
\
If
jp
ЛИ/
i
/
Jj fa
f
1
/
Г
/I
/
/
Js.
4
r
0
r
7
N.
турбулентного течения в пограничном слое
может быть вычислено по другой формуле
тех же авторов:
0,43
Г — & не
где
'(Re-x/DoH-2
Re0-05
B-13)
ЛнестЛ 1,36 "
Формулы B-11)—B-14) верны, по крайней
мере, в пределах 1,7- 104^Re<106. Для прак-
практических расчетов эти формулы можно приме-
применять и при расчете каналов некруглого сече-
сечения; кроме того, верхний предел Re может
быть увеличен. Значения к'пт и ?нест приве-
приведены в табл. 1 диаграммы 2-21.
50. При больших дозвуковых и сверхзвуко-
сверхзвуковых скоростях газового потока, т. е. при
сжимаемом газе, как в условиях охлаждения,
так и при адиабатическом течении коэффи-
коэффициент сопротивления трения для условий
турбулентного течения в пограничном слое
[2-122]
А, еж = ^ н
и соответственно
*
где х(Х)—газодинамическая функция, опреде-
определяемая по A-47); ?1Нест и А-нест принимают
соответственно по B-11) и B-13).
51. При нестабилизированном ламинарном
течении коэффициент сопротивления трения
начального участка вычисляют по формуле,
аналогичной B-13), в которой fcHeCT, являю-
являющийся функцией параметра x/(DrRe), опреде-
определяется по табл. 2 диаграммы 2-21, получен-
полученному на основании данных Френкеля [2-44].
52.	Проточные каналы цилиндрических труб
или стержней, широко применяемых во мно-
многих теплообменных системах (например,
тепловыделяющие элементы—твэлы—атом-
элементы—твэлы—атомных реакторов или обычные теплообменники),
имеют форму поперечного сечения, отличную
от круглой. Обычно стержни в пучке распола-
располагают или по углам равностороннего треуголь-
треугольника, или по углам квадрата (рис. 2-6). Попра-
Поправочный коэффициент для формы сечения про-
продольного пучка зависит как от относительного
шага цилиндров s/d (s—расстояние между
осями цилиндров), так и от формы упаковки
цилиндров и их числа.
53.	В случае ламинарного течения жидкости
вдоль пучка без обечаек (в неограниченном
пространстве) поправочный коэффициент
[2-68]
Рис. 2-6. Схемы расположения цилиндрических
труб или стержней по углам:
а — равностороннего треугольника; б—квадрата
69

к шк -
н п
где 3-dJd;
а) при расположении цилиндров по углам
равностороннего треугольника (треугольная
упаковка)
d =
1/2
Dr =
В этом случае при 1,0<-<1,5 поправочный
а
коэффициент
кпя 0,89^+0,63;
б) при расположении цилиндров по углам
квадрата со стороной s
и
ъ Q996s/d+ 0,64.
54.	В случае турбулентного течения жид-
жидкости через пучок со свободным (без обе-
обечайки) расположением цилиндров при тре-
треугольной или квадратной упаковке с sjd^lfi
поправочный коэффициент fcn=0,64 (см.
М. X. Ибрагимов и др. [2-40]).
При упаковке малого числа цилиндров
в обечайке поправочный коэффициент возрас-
возрастает и может быть больше единицы.
Относительный шаг цилиндров s/d влияет
на коэффициент сопротивления по-разному —
в зависимости от формы упаковки (см. диа-
диаграмму 2-9).
При оребрении цилиндров в пучке с обечай-
обечайкой и s/d= \у05 поправочный коэффициент
можно принять таким же, как и для кольце-
кольцевых труб с оребрением (см. пп. 39 и 40).
55.	Форма (округленность) поперечного
сечения плоскосворачиваемых труб (из метал-
металлических лент) зависит от их раздутия под
влиянием внутреннего давления и характери-
характеризуется отношением полуосей сечения ао/Ьо.
Коэффициент сопротивления трения плоско-
сворачиваемых алюминиевых и стальных труб
(см. В. И. Марон и Г. А. Роев [2-74]):
при 4 103<Re<4 104
А,=-
Ал
а при
Re0-25'
104<Re<2 105
A,
где коэффициенты At и А2 зависят от отноше-
отношения полуосей трубы ао/Ьо и определяются
по диаграмме 2-10.
56. Сопротивление стальных труб со свар-
сварными стыками, при которых образуются
наплывы металла (грат), больше сопротивле-
сопротивления сплошных труб. Дополнительное сопро-
сопротивление сварных труб при расположении
стыков один от другого на относительном
расстоянии 7*=/ст/5ст^5О можно принять
постоянным, не зависящим от Т.
В пределах Г<50 влияние стыка снижается
с уменьшением относительного расстояния
между ними, так что
где ?ст и ?ст—коэффициенты сопротивления
одного стыка соответственно на любом рас-
расстоянии Г и на расстоянии 7^50; кх—по-
кх—поправка, учитывающая взаимное влияние сты-
стыков. Эта поправка может быть приближенно
определена на основании зависимости коэффи-
коэффициента сопротивления продольного ряда
цилиндров, помещенных в трубе, от относи-
относительного расстояния Г==/цД/==/ст/г/ между ци-
цилиндрами—в виде [2-18]:
[>\ B-15)
где п^—число цилиндров или в данном случае
число стыков на участке трубы заданной длины.
57. Взаимное влияние цилиндров продоль-
продольного ряда проявляется примерно до 7=50.
Взаимное влияние стыков аналогично такому
же влиянию цилиндров в продольном ряду.
Поэтому поправку А:4 можно приближенно
определять как отношение Сц/(Сц)т 50. Это
значит, что на основании B-15) после*соответ-
ствующих сокращений будет получено
Коэффициент ?ст определяют в зависимости
от 8CT/DQ по графику а диаграммы 2-1 или
по формуле [2-6]:
<?= 13,8 EJDoy>2=k5 (bJD0K'2 *K
Общее сопротивление участка труб со
стыками
где X определяют в зависимости от Re и 5 на
диаграммах 2-1—2-5.
58. Стыки, выполненные дуговой и контакт-
контактной сваркой, оказывают значительно меньшее
влияние на сопротивление, чем стыки с под-
подкладными кольцами, так как высота стыка
Re
0,12'
*1 Согласно опытам [2-6], коэффициент
&5 = 8,26 для стыков прямоугольной формы
и &5 = 4,14—для скругленных стыков.
70

при этом получается соответственно меньше.
В среднем можно принять «эквивалентную
высоту дугового и контактного стыков»*1
5ЭКВ = 3 мм, в то время как высота стыка
с подкладными кольцами 5СТ = 5 мм.
59.	Сопротивление стальных труб с муфто-
муфтовыми стыками для практических расчетов
можно принимать таким же, как сопротивле-
сопротивление сварных труб.
При расчете трубопроводов из чугуна
можно пренебречь дополнительным сопротив-
сопротивлением, вызываемым наличием раструбных
стыков.
60.	Наличие на внутренней поверхности трубы
кольцевых выемок также повышает ее сопротив-
сопротивление. Общее сопротивление участка с выемками
где пл—число выемок на рассматриваемом
участке трубы; /в—расстояние между выем-
выемками; ?в—коэффициент сопротивления одной
выемки; при IJDO^4 [2-133]
где Ъ—ширина выемки;
при
при IJDO<4
определяется ло диаграмме 2-12.
61. У водоводов ГЭС, бывших в эксплуата-
эксплуатации, во многих случаях существенно меняется
шероховатость стенок. Для учета влияния
этого фактора [2-7] в B-10) рекомендуется
ввести дополнительный параметр оц,, (по-
(поправка на местную шероховатость), так что
указанная формула приобретает вид
B-16)
Параметр сх^ может меняться в широких
пределах (см. табл. 2-5).
62. Поверхности бетонных трубопроводов
отличаются от поверхности других труб тем,
что на них обычно имеются швы, продольные
и поперечные, следы опалубки, раковины
и другие неровности. В процессе-эксплуатации
состояние бетонных поверхностей трубопро-
трубопроводов изменяется, т. е. шероховатость увели-
** Под «эквивалентной высотой дугового
и контактного стыков» понимается высота
стыка с подкладным кольцом, сопротивление
которого эквивалентно сопротивлению сты-
стыков, выполненных дуговой или контактной
сваркой.
чивается. При расчете сопротивления таких
трубопроводов влияние стыков, местных
сопротивлений, зарастаний и других ослож-
осложняющих факторов можно также учитывать
по B-16), в которую входит поправка о^,
значения которой приведены в табл. 2-5.
63.	Образование отложений в трубопрово-
трубопроводах представляет собой комплексный процесс,
зависящий от физико-химических свойств
транспортируемой жидкости (с учетом метода
и масштаба ее очистки), материала трубопро-
трубопровода и характеристики покрытия, а также
от гидравлических параметров — средней ско-
скорости течения, давления жидкости и диаметра
трубы.
64.	Учитывая свойства воды образовывать
отложения, Камерштейн предлагает природ-
природные воды разбить на следующие группы,
каждая из которых определяет характер и ин-
интенсивность процесса понижения пропускной
способности трубопроводов.
Группа I. Слабоминерализованные некорро-
некоррозионные воды с показателем стабильности
от —0,2 до +0,2; вода с незначительным
содержанием органических веществ и рас-
растворенного железа.
Группа II. Слабоминерализованные корро-
коррозионные воды с показателем стабильности
до —1,0; воды, содержащие органические
вещества и растворенное железо в количестве,
меньшем 3 г/м3.
Группа III. Весьма коррозионные воды с по-
показателем стабильности от —1,0 до +2,5,
но с малым содержанием хлоридов и сульфа-
сульфатов (меньше 100—150 г/м3); воды с содер-
содержанием железа больше 3 г/м3.
Группа IV. Коррозионные воды с отрица-
отрицательным показателем стабильности, но с боль-
большим содержанием сульфатов и хлоридов
(больше 500—700 г/м3); необработанные воды
с большим содержанием органических веществ.
Группа V. Воды, характеризующиеся значи-
значительной карбонатной и малой постоянной
плотностью, с показателем стабильности
более 0,8, сильно минерализованные и кор-
коррозионные воды.
65.	Зависимость высоты выступа шерохова-
шероховатости At (в мм) от числа лет эксплуатации
определяется формулой, полученной Мостко-
вым на основании опытов Камерштейна:
где.А—начальное значение высоты выступов
шероховатости (см. табл. 2-5); осл—скорость
увеличения выступов шероховатости (мм
в год), зависящая от физико-химических
свойств воды (см. табл. 2-1).
66. Зависимость пропускной способности
трубопроводов водоснабжения от срока их
службы, свойств транспортируемой воды и диа-
диаметра трубопровода выражается формулой
71

& = 6A-0,01/1/7),
где Q — расчетная пропускная способность
трубопровода;	f л — продолжительность
эксплуатации в годах; п и т — параметры,
зависящие от физико-химических свойств
транспортируемой воды (см. табл. 2-1) ¦1.
2-L Значения параметров ал*, л, т
ных воздуховодов в процессе эксплуатации
можно учесть по формуле, аналогичой выра-
выражению B-17) [2-62]:
Груп-
Группа
воды
I
II
III
IV
V
Диаметр
трубопровода
Dq, mm
150 — 300
400—600
150 — 300
400 — 600
150 — 300
400 — 600
150 — 300
400—600
150 — 300
ал, мм в год
0,005-0,055
0,025
0,055-0,18
0,07
0,18-0,40
0,20
0,40-0,60
0,51
0,60-3,0
я
4,4
2,3
6,4
2,3
11,6
6,4
18,0
11,6
32,0
18,0
т
0,5
0,5
0,5
0,5
0,4
0,5
0,35
0,40
0,25
0,35
* Значение параметра ал возрастает
с уменьшением диаметра трубопровода.
Примечание. В числителе приведены
пределы изменения ал, в знаменателе—
наиболее вероятное среднее значение.
67.	Газопроводы благодаря более значи-
значительным скоростям потока меньше подвер-
подвергаются механическим загрязнениям, чем водо-
водопроводы. При сухих газах, если внутренняя
поверхность трубы не подвергается коррозии,
шероховатость может даже несколько снизиться,
так как трубы отчасти шлифуются сухим газом.
68.	Влага, а также содержащиеся в газе
сероводород, углекислота и кислород способ-
способствуют коррозии металла труб, которая
сопровождается изменением размеров, формы
и распределения выступов шероховатости на
внутренней поверхности трубопровода. Про-
Пропускная способность. магистральных газопро-
газопроводов со временем снижается иногда на 15%
и более вследствие коррозии и их загрязнения.
69.	Увеличение высоты выступов шерохова-
шероховатости внутренней поверхности вентиляцион-
** Увеличение гидравлического сопротивле-
сопротивления трубопроводов водоснабжения в процессе
эксплуатации уточнено в работе [2-128].
72
где ам—скорость увеличения выступов шеро-
шероховатости, мм в месяц (см. табл. 2-2);
/м—продолжительность эксплуатации, ме-
месяцы.
70. Движение газа в газопроводах низкого
давления, по данным В. В. Даточного [2-31],
возможно при всех режимах, кроме квадра-
квадратичного, а движение газа в газопроводах
среднего и высокого давления происходит
при переходном и* квадратичном режимах.
В основном все газопроводы работают в пе-
переходной области.
Уточненные формулы расчета газопроводов
низкого и высокого давления см. [2-6].
2-2. Скорость увеличения выступов
шероховатости воздуховодов во время
эксплуатации [2-62]
Область применения
воздуховодов
Пайка мелких ра-
радиодеталей на кон-
конвейере с примене-
применением флюса КСТ
Пропитка бакели-
бакелитом абразивных
кругов
Приготовление ку-
кулинарных изделий
на кухонной плите
Хромирование из-
изделий в гальвани-
гальванической ванне
Выхлопной участок
воздуховода, рас-
расположенный вне
здания
Местный
отсос
Воронка
Камера ба-
келитиза-
ции
Кольцевой
Двухборто-
вой от ван-
ванны
— •
мм в месяц
2,3-4,4
0,92—1,36
0,34 — 0,49
0,49 — 0,80
0,03
71.	Сопротивление гибких труб, выпол-
выполненных из металлической ленты (металло-
рукава, см. диаграмму 2-13), существенно
больше (в 2—2,5 раза) сопротивления гладких
труб. В пределах чисел Рейнольдса Re =
= 5-104-f-4-105 коэффициент сопротивления
трения таких труб изменяется незначительно
(Х = 0,025 -0,0285). При этом он зависит от
направления движения вдоль рукава: при
сбегании потока с кромок внутренней ленты
X несколько меньше, чем при набегании на
них потока [2-146].
72.	Повышенным гидравлическим сопротив-
сопротивлением обладают и гибкие воздуховоды,
изготовленные путем навивки ленты из
стеклоткани на каркас из стальной проволоки.

Сопротивление таких воздуховодов в основ-
основном определяется складчатостью их поверх-
поверхности (а не обычной шероховатостью). Коэф-
Коэффициент сопротивления трения стеклоткане-
вых воздуховодов с регулярной складчатой
поверхностью может быть определен по пред-
предложенной в работе Л. С. Клячко и Т. Г. Мака-
ренковой [2-53 ] приближенной формуле,
отражающей структурную зависимость X от
диаметра воздуховода и ширины ленты Ь:
X*Xo{Do/DQ)D>o(b/bo)m,
где Хо, Do, bQ—соответственно коэффициент
сопротивления трения, диаметр и ширина
ленты базового воздуховода; Хо = 0,052;
Do = 0,1 м; 6о = 0,02 м; т — коэффициент, учи-
учитывающий изменение шага навивки; для рас-
рассматриваемой конструкции л? =1/5. Воздухо-
Воздуховоды диаметром Z>0^0,2 м имеют ширину
стеклотканевой ленты 6=0,02м, а диаметром
?>0>0,2 м—ширину 6 = 0,03 м.
Более точные значения X стеклотканевых
воздуховодов, полученные экспериментально
[2-53], приведены в соответствущей таблице
диаграммы 2-13 в зависимости от диаметра
Do и числа Рейнольдса.
73. Сопротивление гибких гофрированных
труб при турбулентном течении зависит от
отношения высоты h гребня гофра к его
длине /г и мало зависит от числа Рейнольдса.
Коэффициент сопротивления трения X
армированных резиновых рукавов, характе-
характеристики которых приведены на диаграмме
2-14, не зависит от числа Рейнольдса в преде-
пределах изменения его от 4000 и выше вследствие
значительной шероховатости этих рукавов.
Значение X с увеличением диаметра рукавов
растет, так как вместе с этим увеличивается
и высота внутренних рубцов (см. [2-131,
2-132]).
При определении потерь давления по B-2)
вместо dycJl следует подставлять rfpaC4, опреде-
определенное по графику б диаграммы 2-14 в за-
зависимости от среднего внутреннего давления.
75. Коэффициент сопротивления трения
X гладких резиновых рукавов, характеристики
которых приведены на диаграмме 2-15, можно
найти по формуле В. Ф. Тольцмана и
Ф. А. Шевелева [2-132]:
где при числах Рейнольдса . (Re = wodycjv)
5000—120 000 величина Л = 0,38+ 0,52 (в зави-
зависимости от качества рукавов).
При определении потерь давления по B-2)
расчетный диаметр следует назначать исходя
из среднего внутреннего давления (по графику
б диаграммы 2-16).
76. Коэффициент сопротивления трения
X гладких армированных резиновых рукавов
определяют по графикам диаграммы 2-16
в зависимости от среднего внутреннего давле-
давления и с/усл.
При определении потерь давления по B-2)
следует подставлять не условный диаметр
рукава, а расчетный и длину рукава умножать на
поправочный коэффициент к, который находят
по графикам виг диаграммы 2-17 в зависимости
от среднего внутреннего давления.
77. Для труб больших диаметров C00 —
500 мм) из прорезиненного материала, при-
применяемых для проветривания шахт, с соеди-
соединениями, обычно выполняемыми с помощью
проволочных колец, заделанных в концы
патрубков (см. диаграмму 2-17), суммарное
сопротивление складывается (по Г. А. Адамо-
Адамову) из сопротивления трения и сопротивления
соединений:
где пс—число соединений; X (см. диаграмму
2.17) определяют для различных степеней
натяжения: плохого (с большими складками
и изломами), среднего (с незначительными
складками) и хорошего (без складок); /ст —
расстояние между стыками, м; ?с—коэффи-
?с—коэффициент сопротивления одного соединения (см.
диаграмму 2-17).
78.	Коэффициенты сопротивления трения
X фанерных труб (из березовой фанеры с про-
продольными волокнами) определяют по данным
Г. А. Адамова и И. Е. Идельчика, приведен-
приведенным на диаграмме 2-18 [2-1].
79.	Коэффициенты сопротивления трения
труб из полимеров (пластмассы) могут быть
определены по формулам, предложенным
Ю. С. Оффенгенденом [2-91, 2-92] и приведен-
приведенным на диаграмме 2-19. Там же указаны
области применения этих формул. Как пра-
правило, пластмассовые трубы относятся к мало-
малошероховатым (Л < 30 мкм). Наименьшую
абсолютную шероховатость имеют трубы из
фторопласта, * наибольшую—стеклопластико-
вые и фаолитовые. У пластмассовых труб
наблюдается также микро- и макроволнис-
макроволнистость [2-92]. В первом приближении при
5- 104^Re<3 • 105 (с погрешностью до 25%
и более) для гидравлического расчета пласт-
пластмассовых труб можно использовать формулу
Кольбрука — Уайта B-9) или близкие к ней
формулы (см. выше) с подстановкой значений
А, приведенных в табл. 2-4. Для полиэтилено-
полиэтиленовых (нестабилизированных), фторопластовых
и полипропиленовых труб значение Д не
определяют, так как для них коэффициент
X может быть найден по формулам для
гладких труб [2-92].
80.	Коэффициенты местных сопротивлений
различных видов стыковых соединений пласт-
73

wwv *&
v a)
массовых труб могут быть определены по
соответствующим формулам [2-92], приведен-
приведенным на диаграмме 2-20. Наименьшее гидрав-
гидравлическое сопротивление наблюдается при
муфтовом соединении, а наибольшее—при
сварочном (в основном из-за плохого качества
сварного шва).
81. Все рекомендованные выше значения
X относятся к несжимаемой жидкости. Для
приближенного учета влияния сжимаемости
газа при очень большой длине участка может
быть использована формула, полученная
Ф. С. Ворониным [2-22]:
-0,47
Hrtt
Рис. 2-7. Схемы течения жидкости
в коллекторах с изменением рас-
расхода вдоль пути; коллекторы:
а—с перфорированными стенками; б—с
продольной щелью; в—с боковыми от-
ответвлениями: 1— к= 1,0 = const; 2— v
при переменном оттоке
трения Хл цилиндрической трубы
с пористыми стенками при рав-
равномерном и круговом (по всему
периметру) оттоке, т. е. когда
где X, Хеж—коэффициенты сопротивления тре-
трения соответственно при несжимаемой и
сжимаемой жидкости (газе).
Формула подтверждает, что с точностью
до 3% влиянием сжимаемости можно пренеб-
пренебречь для значений Ма до 0,6. Заметное
уменьшение коэффициента Хсж наблюдается
только в узкой околозвуковой области, а так-
также при сверхзвуковых скоростях потока (при-
(примерно на 15%) [2-121, 2-122].
82.	При движении жидкости в трубопроводе
постоянного сечения с оттоком или притоком
части потока через пористые боковые стенки,
продольную щель или боковые ответвления
коллекторов (рис. 2-7) коэффициент сопротив-
сопротивления трения X изменяется вследствие изме-
изменения вдоль пути скорости потока (числа Re).
83.	Локальный коэффициент сопротивления
74
в случае ламинарного течения вы-
вычисляется на основе формулы, по-
полученной	П. И. Быстровым
и В.С.Михайловым [2-18]*1:
Здесь v^clqWq/J1—средняя скорость
v	оттока (притока) через боковые
отверстия; /= %f/F0 — отношение
суммарной площади боковых от-
отверстий (ответвлений) пористого
участка трубы; ос0 = 1 — Щ/Щ1
jc=jc//; Re0 — w0D0/v; a0 определя-
определяется профилем скорости на входе в раз-
раздающий коллектор (для параболического про-
профиля 50« — 0,17; для косинусоидального ао~
«—0,33); w0 и wx—средняя скорость соот-
соответственно в начальном (х=0) и конечном
(х=/) сечениях пористого участка трубы.
Коэффициент гидравлического сопротивле-
сопротивления пористого участка трубы длиной / [2-44]
84. Локальный коэффициент сопротивления
трения Хл при тех же условиях, что в п. 83,
в случае турбулентного течения и при
20 ^L/D<: 125 вычисляется по формулам
[2-18]:
при б'^0,2
/иг,	B-18)
при е'>0,2
z'-vlwy
B-19)
Здесь X—коэффициент сопротивления трения
гладкой трубы, определяемый по диаграмме
2-1;
*1 Введенный автором в эту формулу коэф-
коэффициент ос0 распространяет ее и на случай
транзитного расхода (<хо<1).

Xg находят из выражения
lgA.? = lgXexp( — 6,63 е/3),
где е'—коэффициент пористости стенок
трубы.
В интервале 20^///)<125 коэффициент
гидравлического сопротивления пористого
участка трубы длиной /:
при е'<0,2
О,ОО157ос8
0,435 3D.565
(е')°-
565
хA-0,5а0)
-4,565A-а(
85. Локальный коэффициент сопротивления
трения Хл раздающего коллектора с односто-
односторонним и равномерным оттоком при турбу-
турбулентном течении [2-18]
а коэффициент гидравлического сопротивле-
сопротивления всего участка коллектора длиной /[2-44]
^	1 1"%	Т\ \
x(l-0,5oto)J.
86. При круговом и равномерно-перемен-
равномерно-переменном оттоке из цилиндрической трубы, когда
относительная скорость оттока v изменяется
линейно от tJ0=l — AS до t;1 = l+At; и соот-
соответственно ^=^0 = 1 —аоA — Av)x—a0At?*2,
v = v/v6= 1 — Д?4-2Абх, где AtJ=Ai;/i?6 —
отклонение относительной скорости от сред-
среднего ее значения (от единицы—см. рис. 2-7).
Локальный коэффициент сопротивления тре-
трения в случае ламинарного течения
32C+ 50)
л Reo[l-ao(l-2
Коэффициент гидравлического сопротивле-
сопротивления пористого участка длиной /[2-44]
5Я-4=-Не±М.///>о[1-0,5во + 1/баоАг].
pvvo/2 Re0
87. В случае турбулентного течения при
тех же условиях, что в п. 86, локальный
коэффициент сопротивления трения Хл при-
принимают приближенно по B-18) и B-19).
Коэффициент гидравлического сопротивления
пористого участка длиной /[2-44]:
при е'^0,2
(
-0,5а0)};
при е'>0,2
-0,5aoAi; + 0
i,la0A»2) +5,54e'-ao//-(l-
i
0,02565
-и1
о
_гс
(l-Ai;+2Ai?JcH'565
— nJ\ — AiTW— rf^AiTr2!3^65
**л
О
0,02565	1
/х и J2—соответственно первый и второй
интегралы в выражении АХ.
Величина ДА. может быть определена чис-
численным методом на ЭВМ. Подсчитанные
значения разности Jx — J2 приведены в табл. 2-3.
88. В случае турбулентного течения и од-
одностороннего неравномерного оттока (см.
рис. 2-7) локальный коэффициент сопротивле-
сопротивления трения согласно [2-18]:
при
при е'>0,2
где Npж» 7,48'(//iHH'5[I -exp(~0,016//iH x
—суммарный коэффициент сопро-
'pvi/2
тивления бокового ответвления коллектора,
приведенный к скорости v6.
Коэффициент гидравлического сопротивле-
сопротивления пористого участка длиной /[2-44]:
при б'^0,2
pw20/2
x(l-0,5a0)};
75

-.
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
0
0,042
0,070
0,086
0,093
0,094
0,090
0,084
0,076
0,068
0,061
0,1
0,040
0,067
0,083
0,091
0,092
0,089
0,084
0,077
0,070
0,064
2-3.
0,2
0,038
0,064
0,080
0,088
0,090
0,088
0,084
0,078
0,072
0,066
Значения
Av
0,3
0,036
0,061
0,077
0,085
0,088
0,087
0,084
0,079
0,073
0,068
0,4
0,035
0,059
0,074
0,083
0,086
0,086
0,083
0,079
0,074
0,070
0,6
0,031
0,053
0,068
0,077
0,081
0,082
0,080
0,078
0,074
0,071
0,8
0,028
0,048
0,061
0,070
0,074
0,076
0,075
0,074
0,072
0,070
1,0
0,024
0,042
0,054
0,061
0,065
0,067
0,067
0,066
0,065
0,063
при е'>0,2
-0,5aoAiJ+0,laoAt;2)] +tfp.Ks' -cio!j- A -0,5a0)}.
89. В случае турбулентного течения и рав-
равномерного притока (вдува) локальный коэф-
коэффициент сопротивления трения
\n=l,5e'v/w.	B-20)
При этом коэффициент гидравлического со-
сопротивления по.ристого участка длиной /[2-44]
90. В случае турбулентного течения и рав-
равномерно-переменного притока (вдува), при
котором относительная скорость притока ме-
меняется по линейному закону от ?0 = 1+Д?? до
^ = 1— Av и соответственно Я>= 1 —аоA +
-ЪAv)x-ha0Avx2, i?=l+At> —2Д?к.
Локальный коэффициент сопротивления тре-
трения принимается приближенно по B-20), а ко-
коэффициент гидравлического сопротивления
пористого участка длиной /
~0,17ao-At;).
91. Коэффициент сопротивления бокового
ответвления коллекторов [7-15, 7-16]:
при оттоке (раздающий коллектор)
при вдуве (собирающий коллектор)
при спаренных коллекторах (П-образная
или Z-образная форма)
Здесь/б и fa—соответственно площади боко-
бокового отверстия и конечного сечения всего
ответвления (выход в неограниченное прост-
пространство): ?ап—коэффициент сопротивления
любого аппарата, включенного в сеть боково-
бокового ответвления, приведенный к скорости иб;
?уч—коэффициент сопротивления всех участ-
участков бокового ответвления до и после аппара-
аппарата, приведенный к скорости v6; пб—число
боковых ответвлений.
92.	Введение в поток жидкости или газа
макроскопических частиц или добавление к ка-
капельным жидкостям полимеров с большой
молекулярной массой существенно снижает
коэффициент сопротивления трения в трубах
(«эффект Томса» [2-264]).
При турбулентном режиме течения под
влиянием полимерных добавок к капельной
жидкости или твердых частиц в газе сущест-
существенно уменьшаются поперечные составляющие
пульсаций скорости и турбулентное трение,
выражаемое рейнольдсовыми напряжениями;
в результате снижается коэффициент сопроти-
сопротивления. При ламинарном режиме указанные
добавки не снижают коэффициент сопротив-
сопротивления и не затягивают этот режим течения.
Коэффициент сопротивления максимально
уменьшается в области низких значений чисел
Рейнольдса полностью развитого турбулент-
турбулентного течения (рис. 2-8).
93.	Коэффициент сопротивления трения из-
изменяется также в зависимости от концент-
концентрации и вида полимера (в воде) и соответ-
соответственно размеров взвешенных твердых частиц
(в воздушном потоке). Чем больше при дан-
данном числе Рейнольдса концентрация полимера
(полиакриламид—ПАА) в воде (рис. 2-9), тем
значительнее снижается коэффициент X (ана-
76

л
0,003
0J002
OfOO1
V
\
1
1
	L—
2 3
\ |
-
5 Ь
-	—
в
10
12
ReW5
Рис. 2-8. Коэффициент сопротивления трения
гладкой пластины в запыленном потоке воз-
воздуха (См=3,7г/с) [2-2141:
/—незапыленныи воздух; размеры твердых частиц:
2—1680 мкм; 3—840 мкм; 4—200 мкм; 5—100 мкм
логичные результаты можно наблюдать и по
данным других работ [см. 2-11, 2-12, 2-97,
2-98, 2-111 и др.]).
Коэффициент X определяют [2-210] по
формуле
где Re,=	динамическое число Рейнольд-
ca;
**пор
-пороговое число Рейнольд-
ca, отвечающее началу снижения гидравли-
гидравлического сопротивления; [w#=>/x0/p—динами-
[w#=>/x0/p—динамическая скорость (т0—касательное напряжение
на стенке); и^пор—пороговая динамическая
скорость;] а,,—параметр, зависящий от вида
и концентрации полимера (находится из опыт-
опытных данных).
94. С увеличением концентрации твердых
частиц \ix (рис. 2-10) коэффициент сопротивле-
сопротивления трения X вначале резко уменьшается или,
что то же, отношение (Хо — Х)/Хо (где Хо —
1/п
ю? г-ю*
510+ 10s
Reu
Рис. 2-9. Зависимость lly/X = /(Re у/х) для
воды с добавками ПАА различных концентра-
концентраций [2-210]:
1—для гладких труб; 2, 3, 4—по формуле п. 93 при
различных концентрациях ПАА: Н	водопроводная
вода; D— вода+ПАА (с= 0,0053%); О—вода4-ПАА
(с=0,008%); Л— вода+ПАА (с=0,012%)
значение X при ц = 0) резко возрастает [2-214];
при цк = 0,8~1,5 отношение (Хо — Х)/Хо дости-
достигает максимума, после чего эта величина
начинает уменьшаться, пока при цк = 2~3 не
станет равной нулю. Чем меньше размеры
взвешенных частиц, тем больше максимум
(Хо — Х)/'Х0 и тем раньше этот максимум
наступает, но при тем меньших значениях
\х прекращается снижение коэффициента со-
сопротивления трения.
95. При пневмотранспорте концентрация
и размеры взвешенных в потоке твердых
частиц почти всегда значительны, поэтому
влияние поперечных составляющих скоростей
турбулентного потока на механизм взвешива-
взвешивания этих частиц и сопротивление трения
становится пренебрежимо малым. Основное
значение при этом имеют такие дополнитель-
дополнительные факторы, как лобовое сопротивление
частиц, действующая на них подъемная сила,
20
{ s*~~^s?sss
О	12 GM/a
Рис. 2-10. Сопротивление трения на поверхности
круглой трубы при различных отношениях
массовых расходов [2-214]; размеры твердых
частиц:
1—60 мкм; 2—15 мкм; 3—100 мкм; 4—200 мкм;
5—840 мкм; 6—1680 мкм; Хо—значение X при ц=0
сила тяжести и другие факторы, которые
повышают сопротивление движению транс-
транспортирующего потока (см. список литературы
ко второму разделу).
96.	При установившемся движении в гори-
горизонтальной трубе (далеко от входа, отсутствие
волочения транспортируемого материала), на-
наличии значительной разности плотностей взве-
взвешенных частиц и воздуха и достаточных их
размерах отдельные частицы периодически
падают на стенку трубы и снова от нее
отскакивают, совершая таким образом непре-
непрерывное скачкообразное движение.
97.	Потеря энергии, возникшая при ударе
о стенку, является причиной уменьшения
поступательной скорости частиц, которая за-
затем снова восстанавливается вследствие вза-
взаимодействия частиц с потоком. Это обсто-
обстоятельство и приводит к дополнительному
расходу энергии транспортирующим потоком.
98.	При наличии теплообмена через стенки
трубы температура жидкости (газа) меняется
как по ее длине, так и по сечению трубы;
последнее приводит к изменению плотности
77

2-4. Значения показателя л в [2*21 ]
Ped/l
60
100
150
200
400
600
Лст/Лж
0,1
0,78
0,67
0,59
0,54
0,44
0,39
1,0
0,67
0,58
0,51
0,47
0,38
0,34
10
0,58
0,50
0,45
0,41
0,33
0,29
100
0,51
0,44
0,39
0,35
0,29
0,25
1000
0,44
0,38
0,33
0,31
0,25
0,22
Pe-d/l
1000
1500
2500
5000
10000
30000
Лст/Лж
0,1
0,33
0,36
0,28
0,26
0,25
0,22
1,0
0,29
0,26
0,25
0,23
0,21
0,19
10
0,25
0,22
0,21
0,20
0,19
0,17
100
0,22
0,19
0,18
0,17
0,16
0,14
1000
0,19
0,17
0,16
0,15
0,14
0,13
жидкости и ее вязкости и, как следствие
этого,—профиля скорости и гидравлического
сопротивления [2-51 ].
99. Коэффициент сопротивления трения при
неизотермическом движении капельной жид-
жидкости рассчитывается по формуле
где Хненз и
1	\гг "	B-21)
Кз \Лж,
коэффициенты сопротивления
трения при неизотермическом и изотерми-
изотермическом движении соответственно (при вы-
вычислении Хиз плотность и вязкость принимают
для средней температуры жи/цсости); т|ст
и г|ж—динамические вязкости соответственно
при температуре стенки трубы Гст и сред-
средней температуре жидкости Гж; «=/(т]ст/г|ж,
wl
Ре-*///—см. табл. 2-4; Ре=	критерий
нии жидкости Цст/цж<1; ^Не,« становится
меньше Хнз.
100. Для определения коэффициента сопро-
сопротивления трения гидравлически гладких труб
при турбулентном движении жидкости может
быть использована формула в форме [2-75]
HeH3
101. Коэффициент сопротивления трения при
неизотермическом турбулентном движении на-
нагреваемого газа может быть вычислен по при-
приближенной формуле Кутателадзе—Леонтьева,
верной в пределах Re = 105 -г- 6 • 106
Пекле; ат—температуропроводность, м2/с.
При охлаждении жидкости Лст/Лж^*^
из B-21) следует, что коэффициент сопро-
сопротивления трения возрастает. При нагрева-
2-5. Эквивалентная шероховатость поверхности труб и каналов
где Тг—среднемассовая температура газа.
102. При определении эквивалентной шеро-
шероховатости стенок рассчитываемого участка
труб (канала) можно руководствоваться дан-
данными, приведенными в табл. 2-5.
Группа
I
II
Вид труб и материал
Цельнотянутые из лату-
латуни, меди и свинца
Алюминиевые
Цельнотянутые сталь-
стальные
Состояние поверхности труб и условия эксплуа-
эксплуатации
Металлические трубы
Технически гладкие
[2-187]
Новые, не бывшие в употреблении [2-42,
2-152, 2-185, 2-197]
Очищенные после многих лет эксплуатации
[2-187]
Битумизированные [2-187]
Теплофикационные для перегретого пара и
водяные при наличии деаэрации и химиче-
химической очистки проточной воды [2-82]
После одного года эксплуатации на газо-
газопроводе [2-42 ]
* В зависимости от времени хранения на складе.
А, мм
0,0015—0,0100
0,015—0,06
0,02—0,10*
До 0,04
До 0,04
0,10
0,12
78

Продолжение табл. 2-5
Группа
II
III
Вид груб и материал
Цельнотянутые сталь-
стальные
Цельносварные сталь-
стальные

Состояние поверхности труб и условия эксплуа-
эксплуатации
После нескольких лет эксплуатации насос-
но-компрессорных труб на газовой скважи-
скважине в различных условиях [2-4]
После нескольких лет эксплуатации на га-
газовой скважине [2-7]
Паропроводов насыщенного пара и водя-
водяных теплопроводов при незначительных
утечках воды (до 0,5%) и деаэрации под-
подпитка [2-82]
Водяных систем отопления вне зависимо-
зависимости от источника их питания
Нефтепроводов для средних условий эк-
эксплуатации [2-82]
Умеренно корродированные [2-197]
При небольших отложениях накипи [2-197]
Паропроводов, работающих периодически
(с простоями), и конденсатопроводов с от-
открытой системой конденсата [2-82]
Воздухопроводов сжатого воздуха от пор-
поршневых компрессоров и турбокомпрессо-
турбокомпрессоров [2-82]
После нескольких лет эксплуатации в раз-
различных условиях (корродированные или с
небольшими отложениями). [2-4]
Конденсатопроводов, работающих перио-
периодически, и водяных теплопроводов при от-
отсутствии деаэрации и химической очистки
подпиточной воды и при больших утечках
из сети (до 1,5—3%) [2-82]
Водопроводные, находившиеся в эксплуа-
эксплуатации
С поверхностью в плохом состоянии
[2-176]
Новые или старые, в хорошем состоянии
[2-179, 2-187]
Новые, битумизированные [2-186]
Бывшие в эксплуатации (битум частично
растворен), корродированные [2-197]
Бывшие в эксплуатации (равномерная кор-
коррозия [2-197]
Без заметных неровностей в местах соеди-
соединений; изнутри покрыты лаком (толщина
слоя около 10 мм); хорошее состояние по-
поверхности [2-182]
Магистральных газопроводов после мно-
многих лет эксплуатации [2-197] .
С простой или двойной поперечной клеп-
клепкой; изнутри покрыты лаком (толщина
слоя 10 мм) или без лака, но некорродиро-
ванные [2-179]
Изнутри покрытые лаком, но не свобод-
свободные от окисления; загрязненные в процессе
эксплуатации на воде, но некорродирован-
ные [2-179]
Л, мм
0,04—0,20
0,06—0,22
0,20
0,20
0,20
«0,4
«0,4
0,5
0,8
0,15—1,0
1,0
1,2—1,5
5*5,0
0,04—0,10
«0,05
«0,10
«0,15
0,3-0,4
«0,5
0,6—0,7
0,95—1,0
79

табл. 2-5
Группа
III
IV
V
VI
VII
Вид труб и материал
Цельносварные сталь-
стальные
Клепаные стальные
Из кровельной стали
Оцинкованные стальные
Оцинкованные из листо-
листовой стали
Состояние поверхности труб и условия эксплуа-
эксплуатации
Магистрального газопровода после 20 лет
эксплуатации со слоевыми отложениями
[2-197]
С двойной поперечной клепкой, некорро-
дированные [2-197], загрязненные в про-
процессе эксплуатации на воде [2-152]
Со слабыми отложениями [2-197]
С двойной поперечной клепкой, сильно
корродированные [2-179 ]
При значительных отложениях [2-197]
После 25 лет эксплуатации на городском
газопроводе, с неравномерными отложе-
отложениями смолы и нафталина [2-197]
С поверхностью в плохом состоянии
[2-179]
Клепаные вдоль и поперек по одному рялу
заклепок; изнутри покрыты лаком (толщи-
(толщина слоя 10 мм); хорошее состояние поверх-
поверхности [2-179]
С двойной продольной клепкой и простой
поперечной клепкой; изнутри покрыты ла-
лаком (толщина слоя 10 мм) или без лака, но
некорродированные [2-179 ]
С простой поперечной и двойной продоль-
продольной клепкой; изнутри просмоленные или
покрытые лаком (толщина слоя 10—20 мм)
[2-179]
С четырьмя-шестью продольными рядами
клепки; длительное время в эксплуатации
[2-179]
С четырьмя поперечными и шестью про-
продольными рядами клепки; соединения из-
изнутри перекрыты [2-179]
С поверхностью в наихудшем состоянии;
неравномерное перекрытие в месте соеди-
соединения [2-179]
Непроолифленная
Проолифленная
Чистая оцинковка, новые
Обычная оцинковка [2-197]
Новые [2-185]
Бывшие в эксплуатации на воде [2-171]
Л, мм
м
1,2-1,5
1,5
2,0
2,0—4,0
2,4
>5,0
0,3-0,4
0,6—0,7
1,2-1,3
2,0
4,0
5*5,0
0,02—0,04
0,10—0,15
0,07—0,10
0,1—0,15
0,15
0,18
80

Продолжение табл. 2-5
р. —
Группа
VIII
IX
X
Вил труб и материал
Стальные
Чугунные
Водоводы ГЭС, сталь-
стальные [2-7, 2-26]
Состояние поверхности труб и условия эксплуа-
эксплуатации
С двусторонним стеклоэмалевым покрыти-
покрытием [2-85]
Новые [2-171]
Новые, битумизированные [2-197]
Асфальтированные [2-185]
Водопроводные, бывшие в эксплуатации
[2-152]
Бывшие в эксплуатации, корродированные
[2-197]
С отложениями [2-185, 2-197]
При значительных отложениях [2-197]
Очищенные после многих лет эксплуатации
Сильно корродированные [2-179]
Новые чистые
Бесшовные (без стыков), тщательно уло-
уложенные
С продольным сварным швом, тщатель-
тщательно уложенные
То же с поперечными сварными стыками
, Новые чистые,
с внутренним покрытием
Битумным в заводских условиях
То же со сварными поперечными стыками
Оцинкованные
Грубооцинкованные
Покрытые битумом, криволинейные в
плане
Старые чистые
С незначительной коррозией или инкру-
инкрустацией
С умеренной коррозией или легкими от-
отложениями
Со значительной коррозией
Очищенные после зарастания или ржав-
ржавления
Бывшие в эксплуатации
(монтаж в производственных условиях)
Цельносварные, до 2 лет эксплуатации, без
отложений
То же до 20 лет эксплуатации, без отложе-
отложений, наростов
При наличии железобактериальной корро-
коррозии (сильно заржавевшие)
С очень сильной коррозией и инкрустаци-
инкрустацией (при толщине отложений от 1,5 до 9 мм)
То же, при толщине отложений от 3 до
25 мм
Л, мм
0,001—0,01-
0,25—1,0
0,10—0,15
0,12—0,30
1,4
1,0-1,5
1,0-1,5
2,0—4,0
0,3—1,5
До 3,0
0,015—0,04
0,03—0,012
0,08—0,17
0,014—0,018
0,20—0,60
0,10—0,20
0,40—0,70
0,10—1,4
0,10—0,30
0,30—0,70
0,80—1,5
0,15—0,20
0,12—0,24
0,6—5,0
3,0—4,0
3,0-5,0
6,0—6,5
81

Продолжение табл. 2-5
Группа
Вид труб и материал
Состояние поверхности труо и условия эксплуа
таиии
Д, мм
Водовозы ГЭС, сталь-
стальные [2-7, 2,26]
Бетонные [2-7, 2-26]
Бывшие в эксплуатации,
с внутренним покрытием:
Покрытые битумом (кузбаслаком, камен-
каменноугольной смолой); срок эксплуатации
до 3 лет
Примечание. Для новых водоводов
аш = 1,3-1,5.
Для новых водоводов, покрытых битумом,
аш=1,3.
Для водоводов, бывших в эксплуатации,
величина осш может меняться в широких
пределах (до 85) в зависимости от срока
эксплуатации, свойств воды, характера от-
отложений и пр.
Бетонные, цементные и другие трубы
и каналы
Водоводы без отделки поверх-
поверхности
Новые, с исключительно гладкой (полиро-
(полированной) поверхностью, выполненной с по-
помощью стальной опалубки при первоклас-
первоклассном качестве работ (секции тщательно со-
состыкованы, стыки хорошо загрунтованы и
заглажены) (осш=1)
Бывшие в эксплуатации, с корродирован-
корродированной и волнистой поверхностью; сформиро-
сформированные с помощью деревянной опалубки
(аш>3,0)
Старые, плохо выполненные, не тщательно
уложенные, поверхность заросшая, при на-
наличии отложений песка, гравия, глинистых
частиц (осш>3)
Очень старые, с сильно разрушенной и за-
заросшей поверхностью в процессе длитель-
длительной эксплуатации (осш>3)
Водоводы с последующей отдел-
отделкой поверхности (оштукатуренные, за-
заглаженные)
Новые, с очень гладкой поверхностью, вы-
выполненные с помощью стальной или про-
промасленной стальной опалубки при перво-
первоклассном качестве работ; отделочный слой
тщательно сглажен вручную мастерками;
стыки загрунтованы и сглажены (без вы-
выступов) (осш=1)
Новые или бывшие в эксплуатации, с глад-
гладкой поверхностью, а также монолитные
(отлитые в стальной опалубке) или сбор-
сборные трубы длиной секции до 4 м при хоро-
хорошем качестве работ; отделочный слой —
цементная поверхность, сглаженная вруч-
вручную, стыки сглажены (осш>1, но <1,5)
0,1—0,35
0,05—0,15
1,0—4,0
3,0—6,0
5,0 и более
0,10—0,20
0,15—0,35
82

Продолжение табл. 2-5
Группа
I
II
III
IV
V
VI
VII
VIII
Вид труб и материал
Бетонные [2-7, 2-26]
Железобетонные
Асбестоцементные
Цементные
Канал со штукатуркой
цементным раствором
Канал со штукатуркой
по металлической сетке
Каналы керамиковые
соляно-глазурованные
Каналы из шлакобетон-
шлакобетонных плит
Состояние поверхности труб и условия эксплуа-
эксплуатации
Бывшие в эксплуатации, без отложений, с
умеренно гладкой поверхностью; монолит-
монолитные, выполненные в стальной или деревян-
деревянной опалубке с затиркой поверхности, сты-
стыки загрунтованы, но не сглажены (аш>1,5,
но <2,5)
Заводского изготовления и монолитные
(изготовленные на месте), бывшие в экс-
эксплуатации, с цементной штукатуркой, за-
заглаженной деревянной теркой, стыки шеро-
шероховатые (аш>2,5, но <3,0)
Водоводы с торкретированной
поверхностью или из набрызг-
бетона
Тщательно заглаженный торкрет или тща-
тщательно заглаженный набрызг-бетон по бе-
бетонной поверхности (осш«2,5)
Затертый щетками торкрет или затертый
щетками набрызг-бетон по бетонной по-
поверхности (аш>3,0)
Незаглаженный торкрет или набрызг-бетон
по бетонной поверхности (аш>3,0)
Заглаженный торкрет или заглаженный на-
набрызг-бетон по поверхности (аш>3,0)
Новые [2-26]
Необработанные [2-187]
Новые
Средние
Сглаженные
Необработанные [2-187 ]
Стыки не сглажены [2-179]
С хорошей штукатуркой из чистого цемен-
цемента со сглаженными соединениями: все не-
неровности устранены; обработанная метал-
металлической опалубкой [2-179]
С ожелезнением
—
—
—
А, мм
0,30—0,60
0,50—1,0
0,50
2,30
3,0—6,0
6,0—17,0
0,25—0,34
2,5
0,05—0,10
«60
0,3—0,8
1,0—2,0
1,9—6,4
0,05—0,22
0,5
10—15
1,4
1,5
83

flpodojVHceiiue табл. 2-5
Группа
IX
I
II
III
Вид труб и материал
Каналы из шлако- и
опилкоалебастровых
плит
Деревянные
Фанерные
Стеклянные
Состояние поверхности труб и условия эксплуа-
эксплуатации
Из тщательно выполненных плит [2-171]
Деревянные, фанерные и стеклянные трубы
Из весьма тщательно остроганных досок
Из хорошо остроганных досок
Из нестроганых досок, хорошо пригнанных
Из грубых досок [2-197]
На клепке
Из хорошей березовой фанеры при попе-
поперечном расположении волокон [2-1]
Из хорошей березовой фанеры при про-
продольном расположении волокон [2-1]
Из чистого стекла [2-185]
Л, мм
1,0-1,5
0,15
0,30
0,70
1,0
0,6
0,12
0,03—0,05
0,0015—0,010
Туннели [2-26]
Группа
I
II
Методы производства работ, характеристика по-
поверхности
Туннели в скальных грунтах (без
отделки)
Высеченные гладким взрыванием в массиве
со слабой трещиноватостью
Высеченные гладким взрыванием в массиве
с выраженной трещиноватостью
Грубо высеченные с весьма неровными
поверхностями
Туннели необлицованные
Горные породы:
гнейс (Z> = 3-r-13,5 м)
гранит (D = 3-r9 м)
сланец A> = 9-н12 м)
кварц, кварциты (?> = 7ч-10 м)
осадочные (Z) = 4~7 м)
нефритоносные B) = Зн-8 м)
А, мм
100—140
130—500
500—1500
300—700
200—700
250—650
200—600
400
200
84

2-2. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ ТРЕНИЯ
Труба круглого сечения (гладкостенная); стабилизированное течение
|2-6,2-175,2-193|
Диаграмма
2-1
2.	Переходный режим B000 s$ Re < 4000):
X=/(Re) см. график б.
3.	Турбулентный режим D000<Re<105):
.
0,3164
1. Ламинарный режим (Re < 2000):
Ар
64
'(pvvg/2)(//?>o) Re
=—=/(Re) см. график а.	Х=
4. Турбулентный режим (любое Re > 4000):
1
(l,81gRe-l,64J
см. графики б я в
Re
X
Re
X
100
0,640
1100
0,058
200
0,320
1200
0,053
300
0,213
1300
0,049
400
0,160
1400
0,046
500
0,128
1500
0,043
600
0,107
1600
0,040
700
0,092
1700
0,038
800
0,080
1800
0,036
900
0,071
1900
0,034
1000
0,064
2000
0,032
\
у
4
s
4
ч
. Si
i
--L—
||
Maw
¦M.
5 6 7 8 9
Re
X
Re .
X
Re
X
Re
X
2 103
0,032
2 10*
0,026
2,5-10 3
0,034
3-104
0,024
410s
0,014
5-106
0,009
3-103
0,040
4-104
0,022
5 -105
0,013
8 106
0,009
4-103
0,040
5-104
0,021
6105
0,013
107
0,008
5 103
0,038
6 104
0,020
8 • 105
0,012
1,5-107
0,008
6 103
0,036
8-104
0,019
106
0,012
2-107
0,008
8-103
0,033
105
0,018
1,5-106
0,011
3- 107
0,007
104
0,032
1,5-10s
0,017
2 106
0,011
6-107
0,007
1,5-104
0,028
2 10s
0,016
3 106
0,010
8-107
0,006
3 • 105
0,015
4-106
0,010
108
0,006
85

Продо.гжение
Труба круглого сечения (гладкостенная); стабилизированное течение
12-6,2-175,2-1931
Диаграмма
2-1
л
Щ6
otozz
OfiZO
0,016
0,014
0,012
0,010
0,003
0,008
0,007
0,006
0,005
^^
/ 2 * 6 4
*1OS
Л
m 0,040
-- 0,030
-- 0,0Z4
-- o,ozo
:: 0,015
2
^^
to 1 2 л 6 ;
*1OS
101
Z
^/
--
и:::
V / ? Ь 6 10
хЮ7
Труба круглого сечения с равномерно-зернистой шероховатостью стенок;
стабилизированное течение; Re > 2000 B-87, 2-190 J
Диаграмма
2-2
Ар
X=/(Re) см. график; величины ах, Ьх и ct приве-
приведены ниже
Re=-
SRe^A
3,6 — 10
10—20
20—40
Единую формулу расчета \
аг
-0,800
0,068
1,538
Ьг
¦ 2,000
1,130
0,000
сг
0
-0,870
-2,000
к см. п. 19,
40—191,2
> 191,2
параграф 2-1
2,471
1,138
-0,588
0
-2,588
-2,000
Д=—; А см. табл. 2-5 (параграф 2-1); v см. параграф 1-2.
При Д<Апред2H значения X см. диаграмму 2-1, где Апред^ 17,85Re*875
86

Продо.хжеше
Труба круглого сечения с равномерно-зернистой шероховатостью стенок;
стабилизированное течение; Re > 2000 [2-87, 2-190]
Диаграмма
2-2
0,080
0,070
0,060
0,050
0/7*0
0,030
0,025
0t020
0,015
0,012
0,010
0,009
0,008
w-
У
s
¦ С
\ II IM
*'-
mi
2 3 *56 1
*103
V
4
f '
• >
'¦'¦>-
\
¦:.*•
A=0,050
mMt
\
00*0
'I
?"
5 p
;=
ffri
1W
-I-
ш\ т ¦
1
A
;^
¦ • -
>
0,010
ОППЯ
0,1
V
¦ш ¦¦
Л
01 2 3 *56
106
• 0,00*1
/Z7/ 2 3*56
л 10 5
1 ¦ —
0,002
...^
0 --
*
110 --
; 0,0008
"ч
ч
/^/ 2 3*56
x7O6
0,0006
dobo*
" 0,1
:—
1002
¦«¦
0,0001
ч
0ДЯ75
хЮ7
Значения
0,05
0,04
0,03
0,02
0,015
0,010
0,008
0,006
0,004
0,002
0,001—0,00005
Re
2-103
0,032
0,032
0,032
0,032
0,032
0,032
0,032
0,032
0,032
0,032
0,032
3-103
0,052
0,044
0,040
0,040
0,040
0,040
0,040
0,040
0,040
0,040
0,040
4103
0,060
0,052
0,044
0,040
0,040
0,040
0,040
0,040
0,040
0,040
0,040
6103
0,063
0,055
0,046
0,041
0,038
0,038
0,038
0,038
0,038
0,038
0,038
104
0,069
0,060
0,050
0,042
0,037
0,033
0,033
0,033
0,033
0,033
0,033
2-10*
0,072
0,065
0,056
0,044
0,039
0,032
0,030
0,028
0,027
0,027
0,027
4-10*
0,072
0,065
0,057
0,048
0,042
0,035
0,032
0,028
0,025
0,023
0,023
6 • 10*
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,036
0,033
0,029
0,025
0,021
0,021
10s
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,030
0,026
0,021
0,018
2-105
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,021
0,017
87

Продо.юквние
Труба круглого сечения с равномерно-зернистой шероховатостью стенок;
стабилизированное течение; Re > 2000 [2-87, 2-1901
Диаграмма
2-2
Значения
д
Д——
0,05
0,04
0,03
0,02
0,015
0,010
0,008
0,006
0,004
0,002
0,001
0,0008
0,0006
0,0004
0,0002
0,0001
0,00005
Re
4- 10s
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,023
0,018
0,016
0,015
0,014
0,014
0,014
0,014
6- 10s
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,023
0,018
0,017
0,016
0,014
0,013
0,013
0,013
10б
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,023
0,020
0,018
0,017
0,014
0,012
0,012
0,012
2-Ю6
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,023
0,020
0,019
0,017
0,015
0,012
0,011
0,011
4-Ю6
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038 .
0,035
0,032
0,028
0,023
0,020
0,019
0,017
0,016
0,013
0,011
0,010
6- 10е
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,023
0,020
0,019
0,017
0,016
0,014
0,011
0,010
107
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,023
0,020
0,019
0,017
0,016
0,014
0,012
0,010
2-Ю7
0,072
0,065 '
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,023
0,020
0,019
0,017
0,016
0,014
0,012
0,010
>108
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,023
0,020
0,019
0,017
0,016
0,014
0,012
0,011
Труба круглого сечения с неравномерной шероховатостью стенок;
стабилизированное течение; критическая зона (Reo<Re<Re2) [2-100, 2-106]
Диаграмма
2-3
Ар
2 Do
1. Reo<Re<Re1; ?2*0,007
2. Rei<Re<Re2
X = (X-2-X*)exp{-[0,0017(Re2-Re)]2}
При 5<0,007: ^^«О.ОЗг и >.2 = A.2 = 7,
, A)
при. А>0,007
и W2=
; при S>0,007:
(j\ 0,0635

Продолжение
Труба круглого сечения с неравномерной шероховатостью стенок;
стабилизированное течение; критическая зона (Reo<Re<Re2) [2-100, 2-106]
Диаграмма
2-3
Значения Re0, Re1} Re2, Хх, Xf2 и Х см- также таблицу; Re= ? °;	Д=—, где Д см.
v	Do
табл. 2-5, параграф 2-1; v см. параграф 1-2.
3. Единую формулу расчета X см. п. 30, параграф 2-1.
0,030
10
Труба круглого сечения с неравномерной шероховатостью стенок;
стабилизированное течение; критическая зона (Reo<Re<4000)
Диаграмма
2-3
Промежуточные значения Re и X
0,00125
0,00197
0,0020
0,0024
0,0028
0,0030
0,0036
0,0040
0,0050
0,0060
0,0063
Re0
2000
2000
2000
2000
2000
2000
2000
2000
2000
2000
2000
Re,
2000
2000
2000
2000
2000
2000
2000
2000
2000
2000
2000
Re2
3195
3104
3101
3066
3036
3022
2988
2968
2926
2892
2883
0,032
0,032
0,032
0,032
0,032
0,032
0,032
0,032
0,032
0,032
0,032
0,0404
0,0412
0,0412
0,0415
0,0418
0,0419
0,0422
0,0424
0,0428
0,0431
0,0432
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
&
0,0070
0,0072
0,0080
0,0100
0,0125
0,0170
0,0185
0,0250
0,0270
0,0450
0,0600
Re0
1908
1860
1699
1444
1268
1105
1071
978
959
871
840
Re,
2002
1996
1973
1925
1878
1816
1799
1740
1726
1632
1581
Re2
2864
2859
2840
2800
2760
2707
2693
2642
2629
2545
2499
К
0,0320
0,0328
0,0341
0,0368
0,0393
0,0425
0,0434
0,0462
0,0469
0,0510
0,0531
К
0,0434
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—

0,0435
0,0446
0,0471
0,0498
0,0536
0,0548
0,0589
0,0601
0,0680
0,0730
89

Продолжение
Труба круглого сечения с неравномерной шероховатостью стенок;
стабилизированное течение; критическая зона (Re0 < Re < 4000)
Диаграмма
2-3
Значения X
0,025
0,017
0,0125
0,0100
0,0080
0,0070
0,0060
0,0050
0,0040
0,0030
0,0024
0,0020
А
0,025
0,017
0,0125
0,0100
0,0080
0,0070
0,0060
0,0050
0,0040
0,0030
0,0024
0,0020
Re-10
1,0
0,065
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
1,1
0,061
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—

1,2
0,058
0,055










1,3
0,055
0,053
0,050
—
—
—
—
—
—
—
—
—
1,4
0,053
0,050
0,047
—
— ,
—
—
—
—
—
—
—
1
,5
0,051
0,048
0,046
0,043
1,6
0,050
0,046
0,044
0,041
—
—
—
—
—
—
—
—
1,8
0,049
0,043
0,041
0,039
0,036
0,032
—
—
—
—
—
—
2,0
0,051
0,046
0,043
0,040
0,037
0,033
0,033
0,033
0,032
0,032
0,032
0,032
RelO
2,2
0,054
0,049
0,045
0,042
0,039
0,035
0,035
0,034
0,034
0,033
0,033
0,033
2,4
0,059
0,051
0,047
0,044
0,041
0,038
0,038
0,037
0,036
0,035
0,035
0,034
2,6
0,059
0,053
0,049
0,046
0,043
0,041
0,041
0,040
0,039
0,038
0,037
0,037
2,8
0,059
0,054
0,050
0,047
0,045
0,043
0,043
0,042
0,042
0,041
0,040
0,039
3,0
0,059
0,054
0,050
0,048
0,046
0,045
0,044
0,043
0,042
0,042
0,041
0,041
3,2
0,059
0,054
0,050
0,048
0,046
0,045
0,044
0,043
0,043
0,042
0,041
0,040
3,4
0,059
0,054
0,051
0,049
0,047
0,045
0,044
0,043
0,043
0,043
0,042
0,041
3,6
0,060
0,054
0,051
0,049
0,047
0,046
0,045
0,044
0,044
0,043
0,043
0,042
3,8
0,060
0,054
0,051
0,050
0,048
0,046
0,045
0,044
0,044
0,043
0,043
0,042
4,0
0,060
0,054
0,051
0,050
0,048
0,046
0,045
0,044
0,044
0,043
0,043
0,042
Труба круглого сечения с неравномерной шероховатостью стенок;
стабилизированное течение; Re>Re2 [2-6,2-171]
Диаграмма
2-4
Re2 см. диаграмму 2-3
или в пределах А =
= 0,00008-0,0125:
90

Продолжение
Труба круглого сечения с неравномерной шероховатостью стенок;
стабилизированное течение; Re>Re2 [2-6, 2-1711
Диаграмма
2-4
Л 68\0'25
л.%0,111Дн	I см. график а.
\ Re/
_ Л
Д =—; Д см. табл. 2-5, параграф 2-1; v см. параграф 1-2.
При Д<Дпред/H X см. диаграмму 2-1; Апред см. график б в зависимости от Re.
Увеличение шероховатости стенок трубопроводов во время эксплуатации учтено в пп.
63 — 69, параграф 2-1.
Jnped
Re2 см. диаграмму 2-3
Значения Х
Л-i.
1
0,05
0,04
0,03
0,02
3 103
2
0,077
0,072
0,065
0,059
.4-Ю3
3
0,076
0,071
0,064
0,057
6 103
4
0,074
0,068
0,062
0,054
10*
5
0,073
0,067
0,061
0,052
Re
2-10*
6
0,072
0,065
0,059
0,051
4 104
7
0,072
0,065
0,057
0,050
6-10*
8
0,072
0,065
0,057
0,049
105
9
0,072
0,065
0,057
0,049
2-10*
10
0,072
0,065
0,057
. 0,049
91

Продолжение
Труба круглого сечения с неравномерной шероховатостью стенок;
стабилизированное течение; Re>Re2 [2-6,2-1711
1
0,015
0,010
0,008
0,006
0,004
0.002
0,001
0,0008
0,0006
0,0004
2-10-4-5-10~б
2
0,055
0,052
0,050
0,049
0,048
0,045
0,044
0,043
0,040
0,036
0,036
3
0,053
0,049
0,047
0,046
0,044
0,042
0,042
0,040
0,040
0,040
0,040
4
0,050
0,046
0,044
0,042
0,040
0,038
0,037
0,036
0,036
0,036
0,036
5
0,048
0,043
0,041
0,039
0,036
0,034
0,032
0,032
0,032
0,032
0,032
6
0,046
0,041
0,038
0,036
0,033
0,030
0,028
0,027
0,027
0,027
0,027
7
0,045
0,040
0,037
0,034
0,031
0,027
0,025
0,024
0,023
0,023
0,022
Диаграмма
2-4
8
0,044
0,039
0,036
0,033
0,030
0,026
0,024
0,023
0,022
0,022
0,021
9
0,044
0,038
0,035
0,033
0,030
0,026
0,023
0,022
0,021
0,020
0,019
10
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,024
0,021
0,020
0,018
0,018
0,017
Значения X
д
а--
0,05
0,04
0,03
0,02
0,015
0,010
0,008
0,006
0,004
0,002
0,001
0,0008
0,0006
0,0004
0,0002
0,0001
0,00005
0,00001
0,000005
4- 10s
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,024
0,021
I
0,020
0,018
0,017
0,016
0,015
0,014
0,014
0,014
6 10
5
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
о,оз;
0,032
0,02i
0,02:
I
5
0,020
0,019
0,01*
0,01'
0,01 ^
I
1
0,014
0,01:
o,oi:
o,oi:
$
5
5
Re
106
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,023
0,020
0,019
0,017
0,016
0,015
o,oi:
0,0 i:
}
}
0,012
0,012
2-106
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,023
0,020
0,019
0,017
0,016
0,014
0,013
0,012
0,011
0,011
4-10
%
6
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,023
0,020
0,019
0,017
0,016
0,014
0,012
0,01 j
1
0,010
0,009
6 106
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,023
0,020
0,019
0,017
0,016
0,014
0,012
0,011
0,009
0,009
107
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,023
0,020
0,019
0,017
0,016
0,014
0,012
0,011
0,009
0,009
2-107
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028'
0,023
.0,020
0,019
0,017
0,016
0,014
0,012
0,011
0,009
0,008
>108
0,072
0,065
0,057
0,049
0,044
0,038
0,035
0,032
0,028
0,023
0,020
0,019
0,017
0,016
0,014
0,012
0,011
0,009
0,008
Труба круглого сечения с шероховатыми стенками; стабилизированное
/ 560\
течение; режим квадратичного закона сопротивления (Re>-^-) [2*99, 2-190
Диаграмма
. 2-5
. А
А
г- ар -д. 1 ¦
Ар
2 Do
92

ПродО;1жение
Труба круглого сечения с шероховатыми стенками; стабилизированное
/ 560\
течение; режим квадратичного закона сопротивления Re>—rr-l [2-99, 2-190
Диаграмма
2-5
А см. табл. 2-5, параграф 2-1; v см. параграф 1-2.
При увеличении шероховатости стенок трубопроводов во время эксплуатации см.
пп. 63 — 69.
Л=Д/Л>
X
А=Д/Л>
X
А=А/?>о
X
0,00005
0,010
0,0009
0,019
0,015
0,044
0,0001
0,012
0,001
0,020
0,020
0,049
0,0002
0,013
0,002
0,023
0,025
0,053
0,0003
0,014
0,003
0,026
0,030
0,057
0,0004
0,015
0,004
0,028
0,035
0,061
0,0005
0,016
0,005
0,031
0,040
0,065
0,0006
0,017
0,006
0,032
0,045
0,068
0,0007
0,018
0,008
0,035
0,0008
0,018
0,010
0,039
0,050
0,072
л.
0,06
цоч
0,02
0,008 0,016 О,О2Ь 0ft32 0,0Ь0 2
Трубы прямоугольного, эллиптического и других видов поперечного сечения;
стабилизированное течение; [2*87,2-158]
Диаграмма
2-6
•=-^?-=л -•
I
		"*•
1
— /СНЛ,
где X находят по диаграммам 2-1—2-5 (как для труб
круглого сечения)
93

Продо.гжеиие
Трубы прямоугольного, эллиптического и других видов поперечного сечения;
стабилизированное течение; [2-87, 2-1581
Диаграмма
2-6
Форма поперечного сечения трубы
(канала) и схемы
Поправочный коэффициент
Прямоугольник:
Ламинарный режим (Re < 2000, кривая /)
Ь0/а0
1,50
0,1
1,34
0,2
1,20
0,4
1,02
0,94
0,8
0,90
1,0
0,89
Турбулентный режим (Re > 2000, кривая 2)
aQ+b
о+Ьо
lr —Ir
"-в — лпр
1,10
1,08
1,06
1,04
1,02
1,01
1,0
«ПР
1,2
1,0
V.
\
— —
г
—1—
1
- -

©
— ——
-
0,2
Qfi 0,8 botuQ
Трапеция:
кн находят приближенно так же, как для
прямоугольника
1+
1
Круг с одной или двумя выемками.
Круг звездообразной формы
1 С)
1 >и
94

Продолжение
Трубы прямоугольного, эллиптического и других видов поперечного сечения;
стабилизированное течение; [2-87, 2-158 ]
Диаграмма
2-6
Эллипс
1,5 (ao + bo)- VW
* 0,983^0 + 0,31 lbQ + Q,2%lbl/a0
:; точнее Z)r«
Ламинарный режим (Re ^2000):
0,1
0,2
1,21
0,3
1,16
0,4
0,5
1,08
0,6
1,05
0,7
1,03
0,8
1,02
1,01
0,9
1,01
1,0
1,0
«зя
1,2
V
\
\
1——
©
"' II
1'° О	0,2	Of 0,6	0,8 bolaQ
Турбулентный режим (Re > 2000): &эл«1,0
Трубы кольцевого поперечного сечения; стабилизированное течение
12-29, 2-30, 2-39, 2-68, 2-95, 2-120, 2-205]
Диаграмма
2-7
I
Dr-D0-d; Re-^; C»--^-^-;
X—по диаграмме 2-1—2-5
Форма поперечного сечения трубы
(канала) и схема
Поправочный коэффициент
Ламинарный режим (Re ^2000):
rj см. кривую
lnd/D0
графика а
1,0
0,1
1,40
0,2
1,44
0,3
1,47
0,4
1,48
0,5
1,49
0,6
1,49
1,50
95

Продолжение
Трубы кольцевого поперечного сечения; стабилизированное течение
[2-29, 2-30, 2-39, 2-68, 2-95, 2-120, 2-205]
Диаграмма
2-7
Кольцо
DT=D0-d
Турбулентный режим (Re > 2000):
^ = @,02^0 + 0,98)^-0,27 j-
кИ = к2ыя см. кривые графика а
Значения к2ко„
Re
104
105
106
107
d/D0
0
1,0
1,0
1,0
1,0
0,1
1,03
1,02
1,02
1,01
0,2
1,04
1,03
1,03
1,02
0,3
1,05
1,04
1,04
1,03
0,4
1,05
1,05
1,04
1.03
0,5
1,06
1,05
1,05
1,04
0,6
1,06
1,06
1,05
1,04
0,7
1,07
1,06
1,05
1,04
0,8
1,07
1,06
1,05
1,05
1,0
1,07
1,06
1,06
1.05
- 1,06 -
О 0,2 ЦЬ 0,6 0,8 dido
Продольные ребра (d/DQ&0,9)
Ламинарный режим при Re<3-103:
Турбулентный режим при Re>3 103:
к'Кол см. к2хол, кольца без ребер.
Узкое кольцо с тремя ребрами:
продольными
(l-d/DQ)\
6b
—
2,2
0	k	д	12 16 20
96

Продолжение
Трубы кольцевого поперечного сечения; стабилизированное течение
B-29, 2-30, 2-39, 2-68, 2-95, 2-120, 2-205]
Диаграмма
2-7
спиральными
(\-dlD0)
l-d/D0
(А-В)-
6b
jrd
A= /1+	;
V \D9 nd
Спиральные ребра для всех чисел Re
Л JoV,
где Ах см. график б.
&*ол см. кольцо с ребрами
T/d
3,5
2,63
4,5
1,99
6,0
1,56
8,0
1,31
10
1,20
25
1,03
Эксцентрическое кольцо
Dr=DQ-d;
2е
e=Dn-d
4 Зак. 1584
Ламинарный режим
kk
где B1=f(d/D0) см. график в;
к1хол см. кольцо без ребер
в,
W
о,б
А

0,2	О,Ь 0,6 Ofi
d/Dc
0,1
0,65
0,2
0,90
0,3
1,10
0,4
1,22
0,5
1,30
0,6
1,39
0,8
1,45
1,0
1,48
0,8
0,6
2
©
Of2
OJS 0,8
97

Продолжение
Трубы кольцевого поперечного сечения; стабилизированное течение
12-29, 2-30, 2-39, 2-68, 2-95, 2-120, 2-205]
Диаграмма
2-7
Турбулентный режим (Re > 2000):
к'; = к'эк2кол, где /с2кол см. кольцо без ребер;
к'э при d/D0 = 0,5 — см. кривую 1 графика
2, при
d/D0^0,7 см. кривую 2 графика 2 или
?;=1-0,9A-2/3?)?2
Значения А^
d/D0
0,5 (кривая /)
^0,7 (кривая 2)
0
1,0
1,0
0,2
1,0
0,98
0,4
0,95
0,90
0,6
0,87
0,80
0,8
0,80
0,73
1,0
0J7
0,70
Трубы треугольного (и близкого к нему) поперечного сечения:
стабилизированное течение 12-76, 2-95, 2-1581
Диаграмма
2-8
= fcA, где X на-
находят по диаграммам 2-1—2-5 (как для труб круглого сечения)
Форма поперечного
сечения трубы
(канала) и схема
Поправочный коэффициент
Ламинарный режим (Re < 2000):
3	l-tg2pE+2)
см. кривую 1
Равнобедренный тре-
треугольник:
к'
0,75
10
0,81
20
0,82
30
0,83
40
0,82
60
0,80
80
0,75
Турбулентный режим (Re > 2000) см. кривую 2
0,75
0,84
0,89
0,93
0,96
0,98
0,90
90
0,78
1,0
98

Продолжение
Трубы треугольного (и близкого к нему) поперечного сечения:
стабилизированное течение [2-76, 2-95, 2-158]
Диаграмма
2-8
О
•О
Прямоугольный тре-
треугольник:
Dr см. равнобедрен-
равнобедренный треугольник
Ламинарный режим:
3(l-3tg2C)(S+2)
см. кривую 4
0,75
10
0,78
20
0,80
30
0,81
40
0,82
60
0,81
80
0,77
90
0,75
Турбулентный режим: к'^р см. к'тр равнобедренного
треугольника (кривая 2)
Равносторонний тре-
треугольник (Р = 30°):
DT см. равнобедрен-
равнобедренный треугольник
Сектор круга:
л 27сг0р/180°
1+яР/180°
Ламинарный режим: /сн = Агтр = 0,8
Турбулентный режим: ^ = ^^«0,95.
Ламинарный режим: &с = А:тр см. кривую 3
0,75
10
0,82
20
0,86
30
0,89
40
0,92
60
0,95
80
0,98
90
1,0
Турбулентный режим: кс см. к'тр равнобедренного
треугольника (кривая 2)
20
ЬО 60 80 рс
Пучки труб, стержней; продольное межтрубное течение
B-40, 2-41, 2-68, 2-119, 2-120, 2-1571
Диаграмма
2-9
1
4F0	w0Dr	Ар I .
D=——, Re=	,	С,=—Yn~A"«TT'
По	v	pw<$/2 Dr
Ар
K~(pWll2)il/Dr)
=каХ, где X находят по диаг-
диаграммам 2-1—2-5 (как для труб круглого сечения)
4*
99

Продо.гжение
Пучки труб, стержней; продольное межтрубное течение
[2-40, 2-41, 2-68, 2-119, 2-120, 2-157]
Диаграмма
2-9
Форма поперечного сечения
канала и схема
Поправочный коэффициент
Треуголь-
Треугольная свобод-
свободная упаков-
упаковка (без обе-
обечайки, рав-
носторон-
носторонний треу-
треугольник)
Ламинарный режим (Re < 2000); 1,
/сп« 0,89^/^+0,63 или см. кривую / графика а (табл. 1)
Таблица 1
s/d
1,0
1,52
1,05
1,56
1,10
1,61
1,20
1,70
1,30
1,79
1,40
1,50
1,97
тц/3
Турбулентный режим при s/d—lfi:
Прямоу-
Прямоугольная сво-
свободная упа-
упаковка (без-
обечайки)
Ламинарный режим при 1,
кп&0,96^4-0,64 или см. кривую 2 графика а (табл. 2)
Таблица 2
sjd
1,0
1,59
1,05
1,64
1,10
1,68
1,20
1,78
1,30
1,88
1,40
1,98
1,50
2,07
Турбулентный
режим при s/rf=l,O:
1.9
10
12
s/d
Треугольная упаковка в обечайке:
z—число стержней (цилиндров) в
пучке;
DT см. треугольную свободную упа-
упаковку
Турбулентный режим
(Re > 2000):
а) упаковка без ореб-
рения: ka~f(s/d) см.
график б
0,6
/
'/
/
\
ч
-©.
ч
1ft 1.1 1.2 V
100

Продолжение
Пучки труб, стержней; продольное межтрубное течение
12-40, 2-41, 2-68, 2-119, 2-120, 2-1571
Диаграмма
2-9
Значения к„
Кривая
s/d
1,0
1,05
1,10
1,20
1,30
1,40
Фигурная обечайка, z=19 и 37
0,85
1,0
1,12
1,25
1,29
1,30
Шестигранная обечайка, z=37
0,70
0,84
0,95
1,06
1,13
1,15
Треугольная обечайка, z = 3
1,30
1,25
0,95
0,72
0,57
б) упаковка со спиральны-
спиральными ребрами:
{T/dJ
где ка см. график б; AY
см. график в; Т см. диа-
диаграмму
6 T/d
T/d
3,5
2,63
4,5
1,98
6,0
1,56
10
1,20
Прямоугольная четырехтрубная упа-
упаковка:
?>г см. прямоугольную свободную
упаковку
'/У/////////////////////
Турбулентный режим:
а)	упаковка без оребрения:
1)	при 5/^=1,45 кп=0,9.7;
2)	если стержень касается стенок, то А:п=0,71;
3)	при взаимном касании стержней и стенок
А:п=0,68;
б)	упаковка со спиральным оребрением;
ки см. треугольную упаковку в обечайке
101

Трубы из алюминиевых или стальных лент (плоскосварные):
стабилизированное течение [2-74]
Диаграмма
2-10
¦—
~XK;
a) 4103<Re<4104;
Ар I
pw20/2 Dr Re0-25'
где A t =/( —-) см', график а;
\bo/
6) 4-104<Re<2-105;
Dr находят, как для эллипса
(см. диаграмму 2-6)
А
цзо
0,25
OJZO
0,5 Qfi Ц7 ао/Ьо
y^
———
©
¦ —
¦¦нвваа
Re0'12'
где Л2=/( —) см. график a; Re0*25 и Re0'12 см. график б
ао/Ьо
А,
А2
0,4
0,250
0,165
0,5
0,275
0,17
0,6
0,300
0,18
0,7
0,310
0,185
0,8
0,316
0,185
20
'18
16
/
fie*3
7
45
RelO
Re0-25
Re0-12
0,4
14,1
3,57
0,6
15,7
3,75
0,8
16,8
3,88
1
17,8
3,98
18,6
4,07
1,4
19,3
4,15
1,6
20,0
4,21
1,8
20,6
4,27
2
21,1
4,33
0,8. 12
Труба со стыками (сварная); стабилизированное течение [2-6, 2-194]
Диаграмма
2-11
		где псг—число стыков на участке; А, см. диаграммы 2-
2—2-6; ^ст—коэффициент сопротивления одного стыка:
Таблица 1
0,01
0,017
0,02
0,039
0,03
0,075
0,04
0,115
0,05
0,15
0,06
0,20
при /СТ/Я0<50; ScT=
где С?т=13,8 (8ст/?>0K/2 см. график а;
&4 = 0,23 B1g(/CT/D0)+l) см. график б;
Ар	„.
2) при IJD0^50; ^CTs—— см. табл. 3
pwo/2
102

Продолжение
Труба со стыками (сварная); стабилизированное течение [2-6, 2-194 ]
Диаграмма
2-11
0,16
©
Таблица 2
К
0
0,23
2
0,37
4
0,51
8
0,65
12
0,73
16
0,78
20
0,83
24
0,86
30
0,91
50
1,0
0	0,02
0,8
0,6
0,5
0,0b	SlD0
ст
о,г
4
у
У
100++
f0+
00*
100*
i000
d
-<
Э
Г
^ 4» Ь,0 5,0 6,0 8,0 10 П 20 30
Значения ?ст для сварных стыков различных видов
Таблица 3
Виды стыков
С подкладными
кольцами EСТ=
= 5 мм)
Выполненные ду-
дуговой и контакт-
контактной сваркой EСТ=
= 3 мм)
200
0,06
0,026
300
0,03
0,0135
Диаметр трубы Do, мм
400
0,018
0,009
500
0,013
0,006
600
0,009
0,004
700
0,007
0,0028
800
0,006
0,0023
900
0,005
0,002
Труба с прямоугольными кольцевыми выемками; стабилизированное течение;
s [2-1331
Диаграмма
2-12
III ¦
—
ь

1
<//\
где пъ—число выемок на участке; X см. диаграммы 2-
2—2-6; ?в — коэффициент сопротивления одной выемки:
при IJDO>4
103

Продолжение
Труба с прямоугольными кольцевыми выемками; стабилизированное течение;
Re 2*105 B-1331
Диаграмма
2-12
при IJDO = 2
при IJDO<4
Значения
0, U^o) см- кривые
0,35
Ь0
2,0
3,0
4,0
b/D0
0,06
0,0019
0,0027
0,0028
0,0020
0,0017
0,10
0,0033
0,0043
0,0047
0,0039
0,0033
0,14
0,0048
0,0062
0,0073
0,0064
0,0052
0,18
0,0065
0,0081
0,0094
0,0084
0,0070
0,22
0,0075
0,0105
0,0120
0,0113
0,0089
0,26
0,0090
0,0127
0,0142
0,0133
0,0110
0,28
0,0097
0,0137
0,0156
0,0148
0,0120
Трубы круглого сечения гибкой конструкции;
стабилизированное турбулентное течение [2-53, 2-146, 2-194 ]
Диаграмма
2-13
Л-Л
А,
1. Труба из металлической ленты (металлорукав) [2-146] X см. график а
104

Продолжение
Трубы круглого сечения гибкой конструкции;
стабилизированное турбулентное течение [2-53, 2-146, 2-1941
Диаграмма
2-13
Значения X
Кри-
Кривая
1
Re-КГ4
0,5
0,8
1,2
1,6
Поток сбегает с кромок
0,0250
0,0254
0,0256
0,0257
4
0,0257
Поток набегает на кромки
2
0,0250
0,0262
0,0275
0,0284
0,0285
2. Труба гофрированная [2-194]; X см. график б
Значения X
А
Q027
0,025
V
— —
mm***»*—-
0,4 0,8 1,2 J4 1,6 2ft Re-10"
А
0,16
0,12
0,10
0,08
0,06
0,05
0,0b
0,03
0,02
h/tz=0,k20
¦—г
I
., —1
——
mm^mmei
A//r
0,421
0,083
0
0,4
0,150
0,082
0,022
0,6
0,155
0,088
0,023
RelO"-
0,8
0,162
0,090
0,024
1
0,168
0,Q92
0,025
1,4
0,175
0,098
0,026
2
0,180
0,103
0,027
2,5
0,185
0,105
0,028
3
0,190
0,110
0,029
3. Стеклотканевая труба [2-53] (см. п. 72, параграф 2:1)
X&0,052(l0Do)°'iiDoE0bH'2 см. таблицу; Ь — ширина
ленты, навиваемой на проволочный каркас стекло-
тканевой трубы (при /H<0,2 м 6 = 0,02 м; при
Do>0,2 м 6^0,03 м)
Ofi OJB 1,0 1Л 2,0Re10~
Значения X
0,100
0,155
0,193
0,250
1,0
0,070
1,1
0,053
0,063
1,4
0,053
1,6—1,7
0,051
1,8
0,05
Re-10
1,9
0,063
0,072
-5
2,3
0,064
0,072
2,6—2,7
0,064
0,073
2,8
0,085
2,9
0,077
3,3
0,082
105

Рукава из армированной резины; стабилизированное течение [2-132]
Диаграмма
2-14
Ар
Характеристики рукавов
pWo/2 dpac4
где X—в зависимости от услов-
условного диаметра dycjl см. график
а'-> ^расч—расчетный диаметр,
определяемый в зависимости от
внутреннего избыточного дав-
давления ри при различных dycn
(см. график б; v см. параграф
1-2)
Внутренний условный диаметр dyen, мм
Диаметр проволоки-спирали, мм
Шаг, мм
Тканевая прокладка толщиной 1,1 мм, шт.
Резиновый слой толщиной, мм
Спираль хлопчатобумажная диаметром, мм
Резиновый слой толщиной, мм
Тканевая прокладка толщиной ,1,1 мм, шт.
25
2,8
15,6
1
1,5
1,8
1,5
2
32
2,8
15,6
1
1,5
1,8
1,5
2
38
2,8
17,6
1
2,0
1,8
1,5
2
50
3,0
20,0
1
2,0
1,8
1,5
2
65
3,4
20,8
1
2,0
1,8
1,5
2
dye, мм
X
25
0,051—0,057
32
0,053—0,066
38
0,072—0,090
50
0,083—0,094
65
0,085—0,100
dpaat dpacu
0,09
0,08
0,07
0,06
0,05
1
1
У
-
25 35 ^5 55dyai,MM
.36
$32
i
28
- 69
- 65
I
- 57
53
d уел =38 мм s
0,10	0,20 рц.МЛа
106

Рукава из гладкой резины; стабилизированное течение [2-132]
Диаграмма
2-15
I
1
5
1
ри>о/2 ^расч'
А
где *-= о265 см- кривые
Re *~
X.=/(Re) графика а; /1 =
= 0,38 — 0,52 — в	пределах
Re = ° расч = 5000 -г-120 000 и в зависимости от качества рукавов; dpac4—расчетный
диаметр, определяемый в зависимости от внутреннего избыточного давления ри, см.
график б; v см. параграф 1-2.
Характеристики рукавов
Внутренний условный диаметр dyca, мм
Резиновый слой (внутренний) толщиной, мм
Тканевая прокладка толщиной 1,1 мм, шт.
Резиновый слой (наружный) толщиной, мм
25
2
2
0,9
32
2
2
0,9
38
2
2
0,9
50
2,2
3
1,2
65
2,2
3
1,2
Значения X
А
0,52
0,38
0,4
0,057
0,042
0,6
0,052
0,038
1
0,045
0,033
Re-
2,0
0,038
0,028
ю-4
4,0
0,031
0,023
6,0
0,028
0,021
10
0,025
0,018
20
0,020
0,015
Ц05
0,05
0,02
0,01
ч
ч
ч
* 6 8Ю
*юу
^А*0,52
A=QJ8^
Ч,
1 2 * 6 8Ю
х/0*
"^—

©
/ 2 Re
жЮ5
II
I
28 -
ЯП
- •*. 72
|
1
56
- Ь8
50
65
32
~0~*ЫуС/1=25 мм
i
0,1	0,2ри,МПа
107

Рукав из гладкой армированной резины; стабилизированное течение
[2-1321
Диаграмма
2-16
у и и
а ^х а и
где X.=/(Re, dycn, ря) см. графики а и б; </расч —
расчетный диаметр, определяемый в зависи-
зависимости от среднего внутреннего давления /?й,
см. график в; /HCt = /c/; к — в зависимости от
среднего внутреннего избыточного давления рю
см. график г; Re= ° усл; v см. параграф 1-2
рл, МПа
0,025
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,4
0,03
0,04
0,05
0,07
0,09
0,11
0,6
0,03
0,03
0,05
0,07
0,09
0,11
Значения
0,8
0,03
0,03
0,05
0,07
0,09
0,11
к при dycn
Re-
1
0,03
0,03
0,04
0,07
0,09
0,11
=65 мм
ИГ5
1,4
0,03
0,03
0,04
0,07
0.09
0,11
2
0,03
0,03
0,04
0,06
0,08
0,11
2,5

0,03
0,04
0,06
0,08
0,11
4

0,03
0,03
0,05
0,07

А
0,10
0,08
0,06
0,03
0,02
—-л
маша*
¦ваш
¦мм
¦Mai
Si
авва
¦Ma
мвч
¦вв
маа
¦В
ваш
ваш
Mi
¦
ав
Mi
ММ
¦в
Mi
Ma
Ma
Г ¦ 6 810
вШ
ава
ма
¦м
мам
mm
¦MB
Мм,
Ma
HMB
¦a
9»
¦M
Mj
Ml
m
m
¦a
B«
¦
E
Ml
Pu*0,25Mf
=mZ
"Ma
«Mi
Ma
0,20-
0;/0
0?5
¦^
¦Bk.
Ри,025МПа
(Z
San
)
/ 2 3 Ь S Re
Х105
0,06 -
0,03
0,02
0,01
-dyC/, = Wi
M|
«55
ч
м«а
=9*
мама
MM.
ВЯВШ
MMBJ
•Mi
M4|
¦Ml
«a
Mi
¦C
M.
¦
MB
aa
m!
m
m
m
m
¦a
M
M
2 3k 6 8Ю
«ма
мам
мам
•Мм
¦К
мк
на»
Маа
ММ
«MB
5-
¦ва.
¦в.
=>
Мм
9М
вам
¦а
м
Ш
м
т
м
Вн
М
м
¦м
s:
т
Ра-
—м
0,25 МПа
р^. | .,... /.
0,2C
•к
-м-
*«Mj
(
•Ma
ра*0,025 МПа
)
/ 2 3 * 6 Re
хЮ5
р„, МПа
0,025
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,25
0,03
—
—
—
—
—
0,4
0,03
0,03
—
—
—
—
Значения X npi
0,6
0,03
0,03
0,03
0,03
0,05
—
0,8
0,02
0,03
0,03
0,03
0,05
0,06
i </усл=100 мм
Re-ИГ3
1
0,02
0,02
0,03
0,03
0,04
0,06
1,4
0,02
0,02
0,03
0,03
0,04
0,06
2

0,02
0,02
0,03
0,04
0,05
2,5

0,02
0,02
0,03
0,04
0,05
4
—
—
0,02
0,03
0,04
0,05
6
—
—
—
0,02
0,03

108

Продо;1жение
Рукав из гладкой армированной резины; стабилизированное течение
[2-1321
Диаграмма
2-16
йрасч
68
67
66
65
64
106
105
103
W2
65мм
N
Ч
>
йусл
=100'л
>
К
1,06
1,04
1,02
1,00
ио
/
ч
¦ 55мм
/Г
90мм
.—
'©
О 0,05 0,10 0,15 ри,МПа
О 0t05 0,10 0,15 ригМПа
Труба из прорезиненного материала типа брезента;
стабилизированное течение (по Адамову)
Диаграмма
2-17
х
о,п
0,08
0,2
0,8
0.8
где пс—число патрубков (соединений); /с—длина одного
патрубка; Xs?—г J	«/x (Re) см. график а для
[pwl2)'(lID)
[pw0l2)'(lcID0)
разных степеней натяжения трубы; Сс=
б; Re= ° °; v см. параграф 1-2
v
см. график
<
\
•Лорой
\
¦— —
¦¦' III»
—' -
О
»	,
5,6 7t2 8,8 Re-W
—-—
- —
—
©
5,6 7,2 8,8 Re Ж'
Значения X
Степень
натяже-
натяжения тру-
трубы
Хорошая
Средняя
Плохая
Re-КГ5
1
0,024
0,064
0,273
2
0,020
0,042
0,195
3
0,018
0,034
0,139
4
0,016
0,028
0,110
5
0,014
0,025
0,091
Степень
натяже-
натяжения тру-
трубы
Хорошая
Средняя
Плохая
Re 10
-5
0,013
0,023
0,074
0,012
0,021
0,063
8
0,011
0,020
0,054
0,011
0,019
0,048
109

Продолжение
Труба из прорезиненного материала типа брезента;
стабилизированное течение (по Адамову)
RelO
1
0,20
2
0,17
3
0,14
4
0,12
5
0,11
6
0,10
7
0,09
Диаграмма
2-17
8
0,08
10
0,08
Труба из березовой фанеры с продольными волокнами;
стабилизированное турбулентное течение [2-1]
Диаграмма
2-18
Ар
"(pwg/2) •(//?,)
см. кривые X=/(Re) для различных Д;
Д=—; А см. табл. 2-3; Re= ° г; v см. параграф 1-2
DT	v
Значения
0,00140
0,00055
0,00030
0,00015
0,00009
5
0,00140
0,00055
0,00030
0,00015
0,00009
0,2
0,030
2
0,017
0,017
0,016
0,016
0,3
0,028
3
0,018
0,016
0,015
0,014
0,4
0,027
4
0,018
0,016
0,014
0,014
Re-КГ5
0,6
0,025
0,021
Re-10
6
0,016
0,014
0,013
0,8
0,024
0,021
8
0,014
0,012
1
0,023
0,019
0,018
0,018
0,018
10
0,013
0,012
1,5
0,018
0,017
0,017
0,017
20
0,011
0,008
ПО

Трубы пластмассовые; стабилизированное течение [2-91, 2-92 J
Диаграмма
2-19
pvv^/2
1. Полиэтилен (стабилизированный), винипласт
при 40 мм ^ Do ^ 300 мм и 8 * 103 ^ Re =	^
v
. 0,29-0,00023ZH
10
5.
Re
0'22
см. табл. 1.
Таблица
Значения X для полиэтилена и винипласта
1
Re-lO
0,8
2
5
10
50
80
40
0,039
0,031
0,026
0,022
0,016
0,014
100
0,037
0,030
0,025
0,021
0,015
0,013
А>,
160
0,035
0,029
0,024
0,020
0,014
0,013
мм
200
0,034
0,028
0,023
0,020
0,014
0,012
250
0,032
0,026
0,022
0,019
0,013
0,012
300
0,031
0,025
0,021
0,018
0,012
0,011
Здесь и далее DQ — в мм (коэффициент при
DQ мм~х).
2. Стеклопластик
при 100 мм</H^150 мм и
45
см. табл. 2.
0,282 -0,000544?о
3. Фаолит
при 70 мм^?H^150 мм и
0,274 -0,000662Z>o
Re
0,2
см. табл. 2
Таблица 2
Re-10
1
5
10
30
1
5
10
20
Значения Л. для стеклопластика
и фаолита
Do, мм
60
80
100
Стеклопластик
0,043
0,032
0,028
0,023
0,041
0,031
0,027
0,022
0,040
0,030
0,026
0,021
Фаолит
0,037
0,027
0,023
0,020
0,035
0,025
0,022
0,019
0,033
0,024
0,021
0,018
120
0,038
0,028
0,024
0,020
0,031
0,022 '
0,019
0,017
140
0,036
0,026
0,023
0,019
0,029
0,021
0,018
0,016
160
0,034
0,025
' 0,022
0,018
0,027
0,019
0,017
0,015
Трубы пластмассовые (полиэтилен или винипласт) со стыками;
стабилизированное течение [2-91, 2-92]
Диаграмма
2-20
СОарной шов Шейка 1
г) 5
111

Продолжение
Трубы пластмассовые (полиэтилен или винипласт) со стыками;
стабилизированное течение [2-91, 2-921
Диаграмма
2-20
/ — раструб; 2—круговой паз; 3— муфта; 4 —
фланец; 5 — отбортованный конец трубы; 6—про-
6—прокладка (кольцо из резины) 15x4 мм.
где пст—число стыков на участке; X см. диаграммы
2-1—2-5; ?ст—коэффициент сопротивления одного
стыка;
при 50<Z)o^300 мм:
а)	сварное соединение
при 1,8 • 105^Re<5 # 105
„ 0,0046
цст=—ртГ см- таблицу.
Здесь и далее Do — в м (коэффициент при
б)	соединение с помощью раструба
а
б
в
г
Соединение
С помощью сварки
» раструба
» муфты
» фланцев
Материал
Полиэтилен
Винипласт
»
Полиэтилен
при 2,4-105<Re<5,6-105
Сст = 0,113-0,225Do (см. таблицу);
в)	соединение с помощью муфты
при l,8-105^Re^6-105
?CT = 0,045-0,156ZH (см. таблицу);
г)	соединение с помощью фланцев
при 2,8-105<Re<5-105
?CT = 0,148-0,344Z)o (см. таблицу)
Значения ?ст для различных типов соединения н Do
Соединение
С помощью сварки
» раструба
» муфты
» фланцев
?>„, м
aos
0,411
0,102
0,044
0,131
0,075
0,224
0,096
0,033
0,130
0,10
0,146
0,091
0,029
0,114
0,15
0,079
0,079
0,022
0,096
0,20
0,051
0,068
0,014
0,079
0,25
0,037
0,057
0,006
0,062
0,30
0,028
0,046
0,002
0,045
Труба любого сечения за плавным входом (начальный участок);
нестабилизированное течение [2-22, 2-144]
Диаграмма
2-21
r"EL
pvfo/
T7Z ^-не
pvfo/2
Турбулентное течение:
А
/DrH-
ЯеСТ '
Re
0'05
где А:^ст^1,36	02
\х1ит)
граммы 2-1—2-20
см. табл. 1; X. см. диа-
Ар	0,344
'(pwll2)-{AxlDr) {Kc-x/Dr)
Re0-05
0,2
где
[X/Vrj
0>2
см. табл. 1
112

Продолжение
Труба любого сечения за плавным входом (начальный участок);
нестабилизированное течение [2-22, 2-144]
Диаграмма
2-21
Таблица 1
Параметр
1
2
4
6
8
10
14
20
30
40
50
70
Re=104
1 /
л нсст
2,16
1,73
1,88
1,50
1,63
1,31
1,51
1,21
1,43
1,14
1,36
1,09
1,27
1,02
1,18
1,0
1,09
1,0
1,03
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
Re-5-10*
I II
& нсст
2,34
1,87
2,03
1,63
1,77
1,42
1,63
1,31
1,54
1,23
1,47
1,18
1,38
1,10
1,28
1,03
1,18
1,0
1,12
1,0
1,07
1,0
1,0
1,0
Re=105
к"
^нест
2,42
1,94
2,11
1,69
1,83
1,47
1,70
1,36
1,60
1,28
1,53
1,22
1,43
1,14
1,33
1,06
1,23
1,0
1,16
1,0
1,11
1,0
1,03
1,0
Re = 5-105
к"
^нест
2,62
2,10
2,28
1,83
1,99
1,59
1,84
1,47
^1,74
1,39
1,65
1,32
1,55
1,24
1,44
1,15
1,33
1,06
1,25
1,0
1,20
1,0
1,12
1,0
Re=106
к"
^нест
^нсст
к'
2,71
2,17
2,94
2,36
2,36
1,89
2,56
2,05
2,06
1,64
2,23
1,78
1,90
1,52
2,05
1,64
1,79
1,43
1,71
1,37
Re = 5- 10б
1,94
1,55
1,65
1,49
1,60
1,28
1,73
1,39
1,49
1,19
1,62
1,29
1,37
1,10
1,49
1,19
1,30
1,04
1,41
1ДЗ
1,24
1,04
1,34
1,08
1,16
1,0
1,26
1,0
Re=107
^нест
?нест
3,05
2,44
2,65
2,12
2,31
1,85
2,12
1,70
2,02.
1,61
1,92
1,54
1,80
1,44
1,68
1,34
1,55
1,24
1,46
1,17
1,39
1,11
1,30
1,04
Ламинарное течение (Re^2000): kuecr=f\
f х 1
— • — ) см.табл. 2
A Re
Таблица 2
X 1
к
^нест
2
1,95
5
1,64
10
1,37
15
1,25
20
1,17
25
1,12
30
1,08
>40
1,0
113

РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
СОПРОТИВЛЕНИЕ ПРИ ТЕЧЕНИИ НА ВХОДЕ В ТРУБЫ
И КАНАЛЫ (КОЭФФИЦИЕНТЫ СОПРОТИВЛЕНИЯ
ВХОДНЫХ УЧАСТКОВ)
3-1- ПОЯСНЕНИЯ
И ПРАКТИЧЕСКИЕ
РЕКОМЕНДАЦИИ
1.	При входе потока в прямую трубу
(канал) постоянного поперечного сечения
(рис. 3-1) сопротивление определяется двумя
параметрами: относительной толщиной bJDr
стенки входной кромки трубы и относитель-
относительным расстоянием b/Dr от места обреза трубы
до стенки, в которую она заделана.
2.	Максимальное значение коэффициент со-
сопротивления ? прямого входного, учстка имеет
при совершенно острой кромке (81/Dr==0)
и удалении обреза трубы от стенки, в ко-
которую она заделана, на бесконечно боль-
большое расстояние F/Д. = оо). В этом случае
3. Минимальное значение коэффициента
сопротивления ?, которое может быть до-
достигнуто при утолщении входной кромки,
равно 0,5. Такое же значение имеет ? при
заделке обреза трубы заподлицо со стенкой
4.	Влияние стенки на коэффициент со-
сопротивления входа практически перестает
сказываться при b/Dr^Q,5. Этот случай со-
соответствует входу потока в трубу (канал),
обрез которой бесконечно удален от
стенки.
5.	При входе в прямую трубу (канал)
поток обтекает кромку входного отверстия,
но при недостаточно закругленной кромке
входного отверстия поток по инерции от-
отрывается вблизи входа рт внутренней повер-
поверхности. Этот отрыв потока и вызванное их
вихреобразование являются основными ис-
источниками потерь давления при входе. Отрыв
потока от стенок трубы влечет за собой
уменьшение поперечного сечения (сжатие)
струи. Для прямого входного отверстия с ост-
острой кромкой коэффициент заполнения сечения
(коэффициент сжатия) e = FcJFQ в случае тур-
турбулентного течения равен 0,5.
114
6.	Утолщение, срез или закругление стенки
входного участка, а также близкое расположе-
расположение обреза трубы (канала) от стенки, в ко-
которую эта труба заделана, приводят к тому,
что поворот потока вокруг входной кромки
получается более плавным, и зона отрыва
потока уменьшается, благодаря чему умень-
уменьшается и сопротивление входа.
7.	Наиболее значительно уменьшается со-
сопротивление в случае входа потока через
плавный коллектор, очерченный по дуге
кривой (круга, лемнискаты и т. д.;
рис. 3-2, а). Например, для кругового кол-
коллектора с относительной величиной радиуса
закругления r/Dr = 0,2 коэффициент сопротив-
сопротивления ^ снижается до 0,04—0,05 вместо ^=1,0
при r/Dr——-Q (острая кромка)*1.
*1 При плавном входе в трубу единствен-
единственный источник потерь—это потери полного
давления в пограничном слое. В ядре потока
потерь нет. Поэтому наиболее точное экспе-
экспериментальное определение коэффициента со-
сопротивления плавного входного коллектора
может быть достигнуто измерением распреде-
распределения полного давления и скорости в вы-
выходном сечении коллектора. При этом в по-
пограничном слое измерения следует выполнять
е помощью микронасадка. В этом случае
коэффициент сопротивления
С
— (Po-Po)w
to J
где w — скорость в выходном сечении коллек-
коллектора; /?о, р'о — полное давление соответственно
перед входом в коллектор и на выходе из
него.

Рис. 3-1. Схема входа потока в прямую трубу
из неограниченного пространства
8.	Сравнительно малое сопротивление созда-
создается также при входе потока через коллек-
коллекторы с прямыми образующими, оформленные
в виде усеченного конуса (рис. 3-2,6 и в) или
в виде сужающихся участков с переходом
с прямоугольника на круг или с круга
на прямоугольник (рис. 3-2, г). Коэффициент
сопротивления таких коллекторов зависит как
от угла сужения а, так и относительной
длины l/Dt сужающегося участка. Каждой
длине конического коллектора, соответствует
свое оптимальное значение а, при котором
коэффициент сопротивления ? принимает ми-
минимальное значение. Практически оптимум
а для широкого диапазона ljDT (порядка 0,1 —
1,0) находится в пределах 40 — 60°. При этих
углах и, например, при относительной дли-
длине l/Dr = 0,2 коэффициент сопротивления
равен 0,2.
9.	Потери давления в коническом коллек-
коллекторе в основном связаны с отрывом потока
в двух местах: непосредственно за входным
сечением коллектора и в прямом участке за
ним (рис. 3-2, б и в). В первом случае потери
преобладают, когда угол сужения а коничес-
конического коллектора сравнительно мал (рис. 3-2,
б), во втором случае потери начинают преоб-
преобладать при больших значениях а и становятся
тем значительнее, чем больше этот угол
(рис. 3-2, в). При <х=0 имеет
место обычный случай прямого
входа, для которого ?=1. При
а =180° входной канал заделан
заподлицо в стенку и ? = 0,5.
10.	При заделке входного
участка трубы в торцовую стенку
под углом (см. диаграммы 3-2
и 3-3) сопротивление входа по-
повышается. Коэффициент сопроти-
сопротивления в случае круглого или
квадратного сечения hwoo=0 мо-
может быть вычислен по формуле
Вейсбаха [3-49]:
Рис. 3-2. Схемы входов по-
потока в плавные участки
% 0,5 4- 0,3 cos 5 + 0,2 cos2 5.
Для других форм сечения канала коэффици-
коэффициенты сопротивления приведены на диаграмме
3-2 (даны с округлением до 10%) [3-20].
11.	Если вдоль стенки, в которую заделана
труба (см. диаграмму 3-3), проходит поток
со скоростью w^, то явление будет в ос-
основном аналогичным тому, которое имеет
место при истечении через отверстие в стенке
при тех же условиях (см. четвертый раздел,
пп. 40-47). Вместе с тем существуют и не-
некоторые различия. Так, при отсосе в прямой
канал отсутствуют потери динамического дав-
давления отсасываемой струи, поэтому коэф-
коэффициент сопротивления в данном случае су-
существенно меньше, чем при истечении из
отверстия. Более того, при углах наклона
прямых участков 8>90° вследствие усиления
явления наддува ? при определенных отноше-
отношениях скоростей woo/wo>0 принимает отрица-
отрицательные значения (см. диаграмму 3-3).
12.	Установка впереди входного участка
экрана (стенки, рис. 3-3) на относительном
расстоянии Л/Д.<0,8 —1,0 повышает сопроти-
сопротивление входа, и тем значительнее, чем ближе
придвинут в этих пределах экран к входному
отверстию трубы, т. е. чем меньше h/Dr.
13.	Коэффициент сопротивления входных
участков, не заделанных заподлицо со стен-
стенкой, при различной толщине закруглений или
срезов и наличии экрана определяется по
приближенной формуле автора [3-12, 3-13]:
~ л
где ?'—коэффициент, учитывающий влияние
формы входной кромки; определяется как
? входа по диаграммам 3-1, 3-4 и 3-6; а1 —
коэффициент, учитывающий влияние экрана;
cx^f[hjDT) см. кривую диаграммы 3-8.
115

Рис, 3-3. Входной участок с экраном перед
входом
Коэффициент сопротивления плавных кол-
коллекторов, заделанных заподлицо со стенкой,
при наличии экрана определяется по кривым
СЛ )	з-5.
14. На входных участках с внезапным пере-
переходом от большего сечения с площадью Fx
к меньшему сечению с площадью Fo (на-
(насадок Борда, рис. 3-4), при больших числах Рей-
нольдса (Re=w0Dr/v> 104) коэффициент сопро-
сопротивления зависит от отношения площадей FqIFx
и может быть вычислен по формуле автора:
C-1)
где ?'—коэффициент смягчения входа, завися-
зависящий от формы входной кромки узкого канала
(см. диаграмму 3-9); определяется как ? входа
по диаграммам 3-1, 3-2 и 3-6; т—показатель
степени, зависящий от условий входа; в преде-
пределах 6//)г=0-г-0,01 он меняется от 0,75 до
1,0, а при b/Dr>0,01 может быть принят
равным 1,0 [3-12, 3-13].
При заделке входной кромки узкого канала
заподлицо с торцовой стенкой канала более
широкого сечения F/Dr = 0) получается типич-
типичный случай внезапного сужения, рассматри-
рассматриваемый в четвертом разделе (пп. 22—24).
15. Коэффициент сопротивления входных
участков зависит от места и способа заделки
их в стенке. В частности, малый коэффициент
сопротивления может быть достигнут при
установке перед входным отверстием кольце-
кольцевого ребра или кольцевого уступа, охватыва-
охватывающего отверстие (рис. 3-5). Если кромка ребра
Рас. 3-4. Схема движения потока при внезапном
сужении сечения
116
или уступа острая, то при входе в образован-
образованный этими устройствами расширенный учас-
участок поток отрывается от его поверхности.
Вихрь, возникающий в области срыва потока,
способствует плавному, безотрывному втека-
втеканию жидкости (газа) в основной входной
участок трубы. В результате сопротивление
входа значительно снижается.
16.	Оптимальные размеры расширенного
участка, в котором образуется вихревой «кол-
«коллектор», должны соответствовать размерам
вихревой области до наиболее сжатого сече-
сечения струи при входе в прямую трубу с ост-
острыми кромками и соответственно в трубу,
заделанную заподлицо со стенкой. И действи-
действительно, как показывают опыты В. И. Ханжон-
кова [3-30], минимальный коэффициент сопро-
сопротивления ? = 0,10 -г- 0,12 при применении ребра
получается для l/D0& 0,25 и (ZI/jD0)«1,2, a
уступа—для //?>0«0,2 и (DxID0)*l,3.
При скруглении входной кромки минималь-
минимальный коэффициент сопротивления в этих слу-
случаях снижается до 0,07 — 0,08.
17.	Значения ? для других способов заделки
входных участков (в торцовой стенке или между
стенками) приведены на диаграммах 3-10 и 3-11.
18.	Коэффициент сопротивления при входе
в прямой участок через шайбу или решетку
(вход с внезапным расширением Fx = оо
см. диаграмму 3-12) при Re = w0TBJr/v> 105
в общем случае (любая форма краев отвер-
отверстия и любая толщина) вычисляется по
приближенной формуле автора [3-13, 3-14]:
C-2)
где ?'—коэффициент, учитывающий форму
входа, определяемый как ? входных участков
с торцовой стенкой по диаграммам 3-1, 3-2,
3-4 и 3-7; т—коэффициент, учитывающий
влияние толщины стенки решетки (шайбы),
формы входной кромки отверстия и условия
протекания потока через отверстие; X—ко-
X—коэффициент сопротивления трения по длине
(глубине) отверстий решетки, определяемый
в зависимости от Re и Д=Д/<з?г по диаграм-
диаграммам 2-2—2-6; 7=FQJF0=F0JF,—коэффи-
7=FQJF0=F0JF,—коэффициент живого сечения решетки (шайбы).
19. Общий случай входа через шайбу или
решетку состоит из ряда частных случаев:
а) острые края отверстий G=/1/Jr«0), для
которых С = 0,5 и х== 1,41; в этом случае
выражение C-2) приводится к следующей
формуле автора [3-12, 3-13]:
•2	1 /1,707 \2
Р
f
б) утолщенные края отверстий, для которых
коэффициент ?' = 0,5, а

Вихревой
коллектор
Рис. 3-5. Схема входа потока через кольцевое
ребро или уступ
C-4)
где
,5357в/@,05+Г); C-5)
в) срезанные или закругленные по потоку
края отверстий, для которых принимается
= 0, а
в этом случае
V ___
pw2o/2
C-6)
При срезанных по направлению потока
краях отверстий коэффициент ?' определяют
как ? конического коллектора с торцовой
стенкой в зависимости от угла сужения а и от-
относительной длины /=//2?г по диаграмме 3-7
или при а=40 ч- 60° по формуле
С; = 0,13 + 0,34-ехр(-7,947"~203,5Р'3). C-7)
При закругленных краях отверстий коэффи-
коэффициент ?' находят как ? кругового коллектора
с торцовой стенкой в зависимости от ?=r/Dr
по диаграмме 3-4 или по формуле
С = 0,03 + 0,47 • ехр (-17,73 г). C-8)**
20. Для переходной и ламинарной областей
течения (Re = vv0DJv < 104 -~ 105) и^ обычных
входов потока (без шайб или решеток) коэф-
коэффициент сопротивления может быть опреде-
определен по формуле, аналогичной A-3):
, Ар А
** Расчет по пп. бив можно выполнять
практически начиная со значений Re=104
и более [3-5].
где ?кв принимается как ? для автомодельной
области (Re>104--105); Л^ЗО [3-2].
21. Для переходной и ламинарной областей
течения при входе потока через шайбу или
решетку коэффициент сопротивления может
быть вычислен по следующим приближенным
формулам (в соответствии с пп. 30 — 36 чет-
четвертого раздела):
при 30<Re<104~105
при 10 < Re < 30
33 1
при Re<10
^ Re/2*
Здесь ^^/^(Re, FQ/FX) см. график диаграммы
4-19 (имеется в виду, что T—F^Fq соответствует
отношению F0/Fx); s0Re =/2 fRe) см. диаграмму
4-19; ?кв—коэффициент сопротивления входа
с данным видом шайбы (решетки), определяе-
определяемый как С, соответственно по C-2) — C-8).
22.	Сопротивление при боковом входе в ко-
концевой участок трубы (рис. 3-6) существенно
больше сопротивления при прямом входе
с внезапным расширением (через шайбу, ре-
решетку), особенно при />0,2, так как при
боковом входе получаются более сложные
условия движения жидкости (воздуха).
23.	В. И. Ханжонков и Н. И. Давыденко [3-
31] на основании визуальных наблюдений
показали, что при малых значениях / струя,
входящая через отверстие внутрь трубы, на-
направляется к противоположной стенке, по
которой она растекается во все стороны.
При этом часть струи идет в конец трубы
с закрытым торцом, поворачивается на 180°
и уходит в другой конец трубы в виде двух
вращающихся вихревых жгутов (рис. 3-6, а).
Рис. 3-6. Схемы входа потока в боковое
отверстие концевого участка трубы:
а—при малых значениях /[ б—при больших значе-
значениях Г
117

Рис. 3-7. Зависимость коэффициента сопротивления входа в боковое отверстие концевого участка
трубы от относительной площади /; сплошные линии—опыты [3-31] при одном отверстии;
штриховые линии—опыты автора [3-15] при двух боковых отверстиях, расположенных одно
против другого;
При некоторых («критических») значениях
/ приток воздуха в закрытое пространство
трубы почти прекращается, а струя в виде
двух вихревых жгутов уходит целиком в про-
противоположный конец трубы (рис. 3-6, б).
24.	Такое течение струи обусловливает не
только повышенное сопротивление бокового
входа, но и сложную зависимость коэффици-
коэффициента сопротивления С, от отношения площадей
/ (рис. 3-7). Резкое падение ? соответствует
«критическому» значению /, при котором
происходит описанная выше перестройка по-
потока после входа в трубу.
25.	Вход потока в трубу через два боковых
отверстия, расположенных одно против друго-
другого, согласно опытам автора, повышает сопро-
сопротивление входа в тем большей степени, чем
больше /
26.	Вход через боковые отверстия исполь-
используется часто в вентиляционных шахтах прямо-
прямоугольного сечения. Для предохранения от
попадания осадков отверстия снабжают жа-
люзийными решетками. Коэффициент сопро-
сопротивления таких шахт зависит также не только
от относительной площади отверстий, но и от
их взаимного расположения. На диаграмме
118
3-17 приведены коэффициенты сопротивления
приточных шахт с боковыми отверстиями,
по-разному расположенными одно относите-
относительно другого. При этом значения ? даны
для отверстий как с неподвижными жалюзий-
ными решетками, так и без них.
27. Сопротивление приточных шахт с пря-
прямым входом, но снабженных зонтами (см.
диаграмму 3-18), аналогично сопротивлению
обычных входных участков с экранами. Для
вентиляционных шахт круглого сечения, у
которых относительная толщина 8Х вход-
входных кромок лежит в пределах 0,01—0,002,
можно пренебречь влиянием этого параметра
и принимать значение коэффициента сопро-
сопротивления ?, как для шахт, имеющих острую
кромку.
Относительное расстояние h/Dr между зон-
зонтом-колпаком и входной кромкой шахты
может быть принято равным 0,4. Увеличение
этого расстояния вызывает необходимость
устройства зонта-колпака чрезмерно больших
размеров во избежание попадания в шахту
атмосферных осадков.
Из всех имеющихся конструкций приточных
шахт следует рекомендовать шахту с коничес-

ким участком (диффузором) на входе. Эта
шахта отличается минимальным коэффициен-
коэффициентом сопротивления ? = 0,48 [3-28].
28. В случае установки сетки на входе
потока суммарный коэффициент сопротивле-
сопротивления может быть приближенно определен как
сумма коэффициентов сопротивления сетки
и входа, т. е.
где ?'— коэффициент сопротивления входа без
сетки, определяемый как ? при дан-
данной форме входной кромки по диаграммам
3-1, 3-4—3-8; ?с — коэффициент сопротивления
сетки, определяемый как ? по соответству-
соответствующим графикам на диаграмме 8-6; л =
—FiIFq—отношение площади сечения в месте
установки сетки к площади узкого сечения
входного участка.
29. Коэффициент сопротивления неподвиж-
неподвижной жалюзийной решетки зависит от коэф-
коэффициента живого сечения ?=F01JFp и относи-
относительной глубины каналов l/b\. При этом
для каждого коэффициента живого сечения
решетки существует оптимальная величина
относительной глубины A/Ь'хHПТ, при которой
получается минимальный коэффициент сопро-
сопротивления. Поэтому рекомендуются решетки,
как правило, с оптимальными значениями 1\Ь'\
30.	В стандартных решетках с неподвиж-
неподвижными жалюзи входные кромки перьев срезают
по вертикали (см. схему а диаграммы 3-19).
Однако выгоднее применять жалюзи с вход-
входными кромками, срезанными по горизонтали
(см. схему б). Сопротивление при этом умень-
уменьшается на 40%.
31,	Коэффициент сопротивления решеток
с неподвижными жалюзи при установке их
на входе в канал*2:
1) при 11Ь\>{ЦЬ\)оат
2) при llb\<{llb\)onr
*1 Формула получена автором на основа-
основании обработки данных Бевиера [3-37].
*2 Формулы удовлетворительно согласуют-
согласуются с опытными данными Бевиера [3-37]
и Кобба [3-40].
/=^отв/^о см- диаграмму 3-19; /с = 1,0 для
стандартной решетки (входные кромки среза-
срезаны вертикально); к = 0,6 для улучшенной ре-
решетки (входные кромки срезаны горизонталь-
горизонтально); X — коэффициент сопротивления трения
по длине (глубине) каналов жалюзи, опреде-
определяемый в зависимости от Re = wOTB6(/v по
диаграммам 2-1—2-5.
32.	Основное требование, предъявляемое
к входным патрубкам осевых стационарных
турбомашин (рис. 3-8),— это минимум потерь
полного давления и малая искаженность про-
профиля скоростей в выходном сечении коллек-
коллектора, подводящего воздух непосредственно
к лопаточным венцам турбомашины.
33.	Для патрубков, построенных на основе
использования коллектора с двумя криволи-
криволинейными поверхностями (рис. 3-8, а), как по-
показали опыты С. А. Довжика и В. М. Карта-
венко [3-10], эти условия лучше всего выпол-
выполняются при высокой степени поджатия пат-
патрубка (яп>3,5? где /Jn = FBX/F0, FBX = HB—
площадь входа в улитку). При этом степень
поджатия коллектора должна быть близкой
Н
Рис. 3-8. Входные патрубки осевых стационар-
стационарных турбомашин:
a—кольцевой коллектор, образованный двумя кри-
криволинейными поверхностями; б—то же с наклоном
нижней части улитки; в—кольцевой коллектор
119

*оо
Рис, 3-9. Различные случаи входа потока в патрубок [3-11 j:
а—при малых коэффициентах расхода (w^lw^ существенно меньше единицы); б—при больших коэффициентах
расхода; в—при wnlw^\
к степени поджатия патрубка (лк=лп, где
"к=тг=тЛ' п //, ^ a=zd/D0), а радиальные
габариты патрубка должны быть достаточно
большими B)ул = ?>ул/?>0^1,3). Наклон задней
стенки в нижней части улитки
(рис. 3-8,6) в некоторых пределах^ незначи-
незначительно уменьшает потери давления в патруб-
патрубке. При указанных оптимальных параметрах
коэффициент сопротивления патрубка
няя осевая скорость в выходном сечении
кольцевого коллектора (в сечении Fo); р0 —
плотность газа в том же сечении].
34.	Коллектор (см. рис. 3-8, а) рекомендует-
рекомендуется применять в тех случаях, когда патрубок
должен иметь большую степень поджатия
(осевые компрессоры, турбины). Если степень
поджатия должна быть небольшой (вентиля-
(вентиляторы) и радиальные габариты патрубка су-
существенно ограничены, рекомендуется исполь-
использовать патрубок, в котором кольцевой кол-
коллектор образуется одной криволинейной по-
поверхностью (рис. 3-8, ff). При этом патрубок
будет иметь минимальный коэффициент^ со-
сопротивления при лп^3,5; #/ZH 5*0,95; 1)ул =
= 1,15-г-1,25. При больших значениях
Dyjl (>l,0) целесообразно переднюю стенку
улитки делать наклонной в пределах до
а/ Я» 0,4. Такой наклон стенки дополнительно
снижает коэффициент сопротивления.
35.	Неравномерность распределения скоро-
скоростей как в радиальном направлении, так
и по окружности выходного сечения коллек-
коллектора, получаемая при указанных оптималь-
оптимальных параметрах патрубков (отклонение от
среднего значения скорости са порядка 15 —
20%), не оказывает влияния на характеристи-
характеристики ступени компрессора. Однако неравномер-
неравномерность скорости приводит к периодическому
изменению аэродинамических сил, действу-
действующих на лопатки рабочего колеса, что от-
отражается на сопротивлении усталости маши-
машины [3-19].
36.	Для двигателей летательных аппаратов,
судов, а также для вагонов метро устанавли-
устанавливают воздухоприемные устройства (всасываю-
(всасывающие патрубки, рис. 3-9). Аэродинамические
120
характеристики этих устройств зависят от
режимных и конструктивных параметров.
Подробные исследования аэродинамических
характеристик всасывающих патрубков авиа-
авиадвигателей описаны в работе [3-11]. Результа-
Результаты исследований аэродинамики воздухоприем-
ных устройств газотурбинных судов приведе-
приведены в книге [3-6].
37.	Условия входа во всасывающий патру-
патрубок, входной участок которого помещен на
твердой поверхности (крыле самолета, капоте
авиадвигателя, фюзеляже вертолета, корпусе
судна, крыше вагона и т. п.), зависят от
отношения скорости wBX на входе в патрубок
или, что то же, скорости w0 на выходе из
патрубка к скорости w^ набегающего потока
(скорости полета, движения судна, вагона).
В случае, когда площадь входа подобрана так,
что при данном расходе через патрубок
отношение w^/w^ меньше единицы, наблю-
наблюдается торможение (расширение) струи, сопро-
сопровождаемое возрастанием статического давления.
Образование положительного градиента давле-
давления вдоль струи при наличии сравнительно
толстого пограничного слоя на твердой поверх-
поверхности приводит (как в обычном диффузоре
с твердыми стенками) к отрыву потока от этой
поверхности (рис. 3-9, а). Чем больше градиент
давления и, следовательно, чем меньше отноше-
отношения и^/и^, тем интенсивнее отрыв и больше
потери давления при входе в патрубок.
38.	Площадь входного отверстия патрубка
может быть и такой, при которой для данного
расхода отношение скоростей wbXjw^ будет
равно или больше единицы. В случае
Wbx/Wqo^I площадь сечения и соответственно
скорость, а следовательно, и статическое
давление вдоль струи остаются практически
постоянными до входа в патрубок. В этом
случае никакого отрыва потока от поверхности
не может быть (рис. 3-9, б) и втекание воздуха
в патрубок происходит практически без потерь.
39.	В случае wBX/w00>l вход потока в пат-
патрубок происходит с ускорением (струя под-
поджимается) и, следовательно, сопровождается
падением давления. Поэтому отрыва потока
от твердой поверхности тем более быть не
может. Однако при очень большом поджатии
струи такое втекание может привести к от-
отрыву потока от внутренней кромки патрубка

(рис. 3-9, в). Этот отрыв может быть устранен
при достаточно плавном оформлении (утол-
(утолщении) входной кромки.
40. Значения коэффициентов сопротивления
собственно входа во всасывающие патрубки
\
—=—
ри><5/2
при различных вариантах рас-
у
положения сечения входа относительно твер-
твердой поверхности (в данном случае—поверх-
случае—поверхности капота авиадвигателя) и различных
отношениях скоростей Wq/w^ приведены на
диаграмме 3-22. Там же показаны схемы
вариантов испытания патрубков. Наименьшие
потери давления, связанные с входом потока
во всасывающий патрубок, при расположении
его непосредственно у передней кромки капота
(вариант 1). В этом случае отрыва потока
перед входом нет, а существенное возрастание
потерь с уменьшением отношения скоростей
при w0/wO0< 0,3 связано с отрывом потока
после входа его в патрубок (см. п. 39).
41.	Влияние отрыва потока от твердой
поверхности перед входом в патрубок на
сопротивление входа можно значительно
уменьшить или полностью устранить путем
увеличения расстояния А выступающей части
патрубка от твердой поверхности, особенно
если при этом шейка патрубка будет выполне-
выполнена удобообтекаемой для слива пограничного
слоя (см. вариант 6 на диаграмме - 3-22).
Однако при этом следует учитывать возраста-
возрастание лобового сопротивления патрубка с уве-
увеличением указанного расстояния от твердой
поверхности.
42.	Суммарные потери энергии Ар во всасы-
всасывающем патрубке (воздухоприемном устройс-
устройстве) складываются из потерь энергии Арвх
при входе в него потока и внутренних потерь
Д/?нз во всем участке патрубка от входа до
выхода потока из него. Соответственно общий
(полный) коэффициент сопротивления всасы-
всасывающего патрубка
где ^вх = —^-—коэффициент сопротивления
входа, зависящий от отношения скоростей
н'о/w^ и местоположения патрубка (воздухо-
приемного устройства) на данном объекте;
Д/7ИЗ
^из = —-	коэффициент внутреннего сопро-
тивления всего участка воздухоприемного
устройства от входа до выхода потока
из него.
43.	Лобовое сопротивление патрубка скла-
складывается из двух величин: «гидравлического»
схг и внешнего лобового сопротивления сх0.
Гидравлическое лобовое сопротивление воз-
возникает вследствие потери потоком, входящим
в патрубок, количества движения. Внешнее
лобовое сопротивление вызывается внешним
обтеканием патрубка и интерференцией его
на прилегающую часть самолета (вертолета,
судна, вагона).
44.	На диаграмме 3-23 показаны некоторые
схемы входных элементов вентиляторных ус-
установок с осевыми вентиляторами общепро-
общепромышленного назначения. Там же для различ-
различных условий входа и режимов работы венти-
вентилятора приведены значения коэффициентов
сопротивления входных элементов по реко-
рекомендациям, разработанным Л. А. Бычковой
[3-3, 3-4].
45.	На диаграмме 3-24 приведены схемы
входных элементов радиальных (центробеж-
(центробежных) вентиляторов и значения коэффициентов
сопротивления этих элементов по тем же
рекомендациям, что в п. 44.
121

3-2. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Вход в прямую трубу постоянного поперечного сечения;
Re = H-0Z)r/v>104[3-12, 3-13]
Диаграмма
3-1
Стенка
1.	Вход в трубу, заделанную в стенку на ко-
конечном расстоянии (b/Dr<0,5).
2.	Вход в трубу, заделанную заподлицо в
стенку F/?>г=0).
3.	Вход в трубу, удаленную от стенки
1 и 2. Cs-
см. кривую ?=/F*i/A-) при
заданных b/Dr.
А/7
3. ?г—-— см. кривую C,=f(b1/Dr) при b/Dr^0,5.
pwl/2
Для вычисления на ЭВМ при 51/JDr<0,05
и 0,01<6/?>г<0,05:
Л/7
/«о
где аи см. таблицу
Значения а{
/
0
1
2
3
j
0
0,549356
-4,93702
160,273
1650,38
1
9,22856
-681,756
17313,6
-139018
2
-79,0065
7189,72
-212416,0
1930080
3
258,742
-24896,6
766932
-7239530
4
-268,925
26416,2
-827816
795042
Значения
5,/Д.
1 ' Г
0
0,004
0,008
0,012
0,016
0,020
0,024
0,030
0,040
> 0,050
0
0,50
0,50
0,50
0,50
0,50
0,50
0,50
0,50
0,50
0,50
0,002
0,57
0,54
0,53
0,52
0,51
0,51
0,50
0,50
0,50
0,50
0,005
0,63
0,58
0,55
0,53
0,51
0,51
0,50
0,50
0,50
0,50
0,010
0,68
0,63
0,58
0,55
0,53
0,52
0,51
0,51
0,51
0,50
0,020
0,73
0,67
0,62
0,58
0,55
0,53
0,52
0,52
0,51
0,50
ъ\вТ
0,050
0,80
0,74
0,68
0,63
0,58
0,55
0,53
0,52
0,51
0,50
0,100
0,86
0,80
0,74
0,68
0,64
0,60
0,58
0,54
0,51
0,50
0,200
0,92
0,86
0,81
0,75
0,70
0,66
0,62
0,57
0,52
0,50
0,300
0,97
0,90
0,85
0,79
0,74
0,69
0,65
0,59
0,52
0,50
0,500
1,00
0,94
0,88
'0,83
0,77
0,72
0,68
0,61
0,54
0,50
00
1,00
0,94
0,88
0,83
0,77
0,72
0.6S
0,61
0,54
0,50
122

Продолжение
Вход в прямую трубу постоянного поперечного сечения;
Re = u;o?>r/v>104[3-12, 3-13]
Диаграмма
3-1
0,50
0,00*	0,0/*
0,0г* о,озг
Вход из неограниченного пространства (^^О) в трубу, заделанную
заподлицо в стенку под любым углом 5;
04 [3-20, 3-49]
Диаграмма
3-2
Для круглого и квадратного отверстий
Ар
ри>§/2
Для отверстий любых форм
2 --=0,5+0,3 cos 8+0,2 cos25
¦ри^/2
=/E)
Значения ? (округленно до 10%)
На
0,2—0,5
1,0
2,0
5,0
8°
20
0,85
0,96
1,04
1,58
30
0,80
0,90
1,00
1,45
45
0,70
0,80
0,90
1,20
60
0,62
0,70
0,80
0,95
70
0,56
0,63
0,70
0,78
80
0,50
0,56
0,58
0,60
90
0,45
0,50
0,45
0,45
123

Продо.гжение
Вход из неограниченного пространства (ifx=0) в трубу, заделанную
заподлицо в стенку под любым углом 6;
04 [3-20, 3-49]
Диаграмма
3-2
ff°
Вход в трубу, заделанную заподлицо в стенку, при наличии
проходящего потока (wQO>0);
R	04 [3-20]
Диаграмма
3-3
51
\ r
Cs
см. кривые ^
Значения ? (с округлением до 10%) для круглого
и квадратного сечений, т.е. при //а =1,0 (см.
график а)
8°
30
45
60
90
120
150
0
0,90
0,80
0,65
0,50
0,65
0,85
0.5
1,55
1,30
1,04
0,56
0,15
0,15
1,0
2,18
1,72
1,35
0,62
-0,15
-0,60
1,5
2,85
2,08
1,58
0,66
-0,30
-1,22
2,0
3,50
2,30
1,70
0,70
-0,50
-1,70
2,5
4,00
2,60
1,86
0,70
-0,60
-2,0
124

Продолжение
Вход в трубу, заделанную заподлицо в стенку, при наличии
проходящего потока (wQO>0);
0* [3-20]
Диаграмма
3-3
Значения ? (с округлением до 10%) при 1/а = 0,2-^0,5
(см. график а)
Значения С, при Ца=2,0 (см. график в)
5°
30
45
60
90
120
150
0
0,80
0,67
0,58
0,45
0,53
0,80
0,5
1,30
1,10
0,92
0,45
0,15
0,13
1,0
1,85
1,43
1,25
0,60
-0,10
-0,50
1,5
2,20
1,65
1,45
0,67
-0,30
-1,00
2,0
2,50
1,83
1,60
0,75
-0,40
-1,35
2,5
2,75
2,0
1,75
0,85
-0,50
-1,70
Значения ? при //а=5,0 (см. график г)
5°
45
60
90
120
135
0
1,20
0,90
0,45
0,80
1,20
0,5
2,40
U2
0,60
0,12
0,12
1,0
3,30
2,47
1,18
-0,23
-0,53
1,5
4,12
3,08
1,78
-0,10
-1,05
2,0
4,85
3,60
1,88
-0,35
-0,88
2,5
5,50
4,10
2Д0
-0,80
-0,45
5,0
8°
30
45
60
90
120
150
0
1,00
0,88
0,60
0,45
0,60
1,00
0,5
1,68
1,46
1,02
0,55
0,10
0,15
Woo
1,0
2,22
1,90
1,35
0,75
-0,13
-0,60
/wo
1,5
2,78
2,30
1,60
0,87
-0,20
-1,30
2,0
3,32
2,77
1,75
0,95
-0,23
-2,00
2,5
3,80
3,20
1,87
0,95
-0,30
-2,50
2,0
-1.0
-2,0
125

Коллектор, очерченный по дуге круга, без экрана;
Re = wo/)r/v>104 [3-12,3-13]
Диаграмма
3-4
Без торцовой стенки
С торцовой стенкой
см. кривые а, б в зависимости от rjDr
для случая б): C = 0,03 + 0,47-exp(-17,73f); r =
0,6
\
\
\
\
*¦—.
— -
О	ЦОЬ 0,08 0,12 0,16 0,20 г/Пг
Значения ?
Характеристика
коллектора
г) без стенки
б) с торцовой стенкой
rlDr
0
1,0
0,5
в,01
0,87
0,44
0,02
0,74
0,37
0,03
0,61
0,31
0,04
0,51
0,26
0,05
0,40
0,22
0,06
0,32
0,20
0,08
0,20
0,15
0,12
0,10
0,09
0,16
0,06
0,06
3*0,20
0,03
0,03
Коллектор, очерченный по дуге круга, с плоской торцовой стенкой
и с экраном Re==woA./v>104 [3-18]
Диаграмма
3-5
Экран
,=—г— см. кривые С=/ —> —
pwg/2	v	J\Dr' DrJ
0,6
0,5
«¦
0,3
0,2
0,1
0
1
w
\
r*q2 QS r/Dr*0,5
! i / i /
0,1 0,2 0,3 0,4- 0,5 0,6 0,7 r/Br
126

Продолжение
Коллектор, очерченный по дуге круга, с плоской торцовой стенкой
и с экраном Re = H>oDr/v>104 [3-18]
Диаграмма
3-5
Значения ?>
r\DT
0,2
0,3
0,5
0,10
0,65
0,125
0,80
0,50
0,36
0,15
0,45
0,34
0,25
0,20
0,19
0,17
0,10
h/Dr
0,25
0,12
0,10
0,07
0,30
0,09
0,07
0,05
0,40
0,07
0,06
0,04
0,50
0,06
0,05
0,04
0,60
0,05
0,04
0,03
0,80
0,05
0,04
0,03
Раструб (конический коллектор) без торцовой стенки;
04 [3-12,3-13]
Диаграмма
3-6
Dr=4F0/U0
_Ар_
:pw20l2
см. кривые С=/(а) Для различных l/DT
0,8
п с
0,6
о,*
о,г
ч^
^^
-——,
— —
—	""
-
го
60 до г оо г го
гво
Значения ? (приближенно)
UDT
0,025
0,050
0,075
0,10
0,15
0,25
0,60
1,0
а°
0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
10
0,96
0,93
0,87
0,80
0,76
0,68
0,46
0,32
20
• 0,93
0,86
0Л5
0,67
0,58
0,45
0,27
0,20
30
0,90
0,80
0,65
0,55
0,43
0,30
0,18
0,14
40
0,86
0,75
0,58
0,48
0,33
0,22
0,14
0,11
60
0,80
0,67
0,50
0,41
0,25
0,17
0,13
0,10
100
0,69
0,58
0,48
0,41
0,27
0,22
0,21
0,18
140
0,59
0,53
0,49
0,44
0,38
0,34
0,33
0,30
180
0,50
0,50
0,50
0,50
0,50
0,50
0,50
0,50
127

Раструб (конический коллектор) с торцовой стенкой;
Re = wo?r/v>104 [3-12,3-13]
Диаграмма
3-7
А/?
—_
pwo/2
см кривые С=/(а) Для различных l/Dr
Dr=4F0/Il0
*4j
П1 "¦*¦¦¦¦¦
•ir
	 —
———-
— —
p—^—
Я/
О 20 <*0 60
Значения ? (приближенно)
80
WO 120 ПО Г SO oc°
0,025
,0,050
0,075
0,10
0,15
0,60
а°
0
0,50
0,50
0,50
0,50
0,50
0,50
10
0,47
0,45
0,42
0,39
0,37
0,27
20
0,45
0,41
0,35
0,32
,0,27
0,18
30
0,43
0,36
0,30
0,25
0,20
0,13
40
0,41
0,33
0,26
0,22
0,16
0,11
60
0,40
0,30
0,23
0,18
0,15
0,12
100
0,42
0,35
0,30
0,27
0,25
0,23
140
0,45
0,42
0,40
0,38
0,37
0,36
180
0,50
0,50
0,50
0,50
0,50
0,50
Входы с экраном; Re = w0Z>r/v>10* [3-12,3-13]
Диаграмма 3-8
2,G
г, г
0,8
ол
0
\
\
Ч.
-
о,г о,ь 0,6 о,з t,o i>/vr
/С \	L
где 1) С,' см. кривую ?=/( — ] при —^0,50 на диаграмме
У \ Г
3-1; 2) Ц см. кривые С=
на диаграмме 3-4; 3)
С,' см. кривую ?-/(а'7г) на ДиагРамме 3'6' CTi см-
кривую ax=f{hjD^
h/Dr
0,20
1,60
0,30
0,65
0,40
0,37
0,50
0,25
0,60
0,15
0,70
0,07
0,80
0,04
1,0
оо
128

Вход из ограниченного объема (Fo/Frl>0) при bjDr>Q\
Re = w0Z)r/v>104 [3-12, 3-13]
Диаграмма
3-9
Кромка входа
Схема
Коэффициент
Острая или утол-
утолщенная
Закругленная
Срезана под углом
(раструб)
1
К22222&
SSSSSSSfSSSfSJ-S-m
h?L
-?,
LJ
I ,
a
По кривым С =/f^, д-
диаграммы 3-1
По кривым ^ =/( — j
диаграммы 3-4 (графики а и б)
По кривым ? =/( а, -~-
\ V
диаграммы 3-6
Входы при различной заделке прямой трубы в торцовой стенке;	Диаграмма
толщина входной кромки Ьг = @,034-0,04)а0; Re = wotfo/v>104 [3-12, 3-13]	3-10
Вход с торцовыми стенками
Схема
Коэффициент сопротивления
С одной стороны трубы
(канала)
(Го
0,58
С двух противоположных
сторон трубы (канала)
0,55
0 Зак. 1584
129

Продолжение
Входы при различной заделке прямой трубы в торцовой стенке;	Диаграмма
толщина входной кромки 5Х= @,03 — 0,04)д0; Re = wotfo/v> 104 [3-12, 3-13]	3-10
Вход с торцовыми стенками
Схема
Коэффициент сопротивления
С двух смежных сторон
трубы (канала)
0,55
С трех сторон трубы (ка-
(канала)
fa
0,52
С четырех сторон трубы
(канала)
•
0,50
Входы при различной заделке прямой трубы между стенками;
толщина входной кромки 8Х = @,03 ч-0,04) а0; Re = woao/v>104 [3-12, 3-13]
Диаграмма
3-11
Вход в трубу (канал)
Схема
Коэффициент сопротивления С,=—;—
PW5/2
С козырьком с одной
стороны
0,60
0,10
0,63
0,20
0,65
0,30
0,67
0,40
0,68
0,50
0,68
С козырьками с двух
сторон при 1/ао = 0,5
0,82
130

ПродО;1жение
Входы при различной заделке прямой трубы между стенками;
толщина входной кромки 5t =@,03-f-0,04)a0; Re = w>oao/v> 104 [3-12, 3-13]
Диаграмма
3-11
Вход в трубу (канал)
Расположенную на стенке
Схема
Коэффициент сопротивления ? =
0,63
piv20/2
Заделанную между дву-
двумя стенками
0,71
Расположенную в дву-
двугранном углу (между
двумя стенками)
0,77
Зажатую между тремя
ггенками
0,92
Вход в прямую трубу через шайбу или решетку с острыми краями
отверстий (//</г=0 + 0,015); Re = wOTBJr/v^l05 [3-12,3-13]
Диаграмма
3-12
Плоская решетка (F0Tg -живое сечение)
Шайба (Fqtq-живое сечение)
, 	Т/отв ~р	^отв	^отв
Потв' Fp Fo Fo
-/J72 см- кривую <;=/(/)
131

Продо.иисение
Вход в прямую трубу через шайбу или решетку с острыми краями
отверстий (//</r = 0~0,015); Re = wmdT/v^ Ю5 [3-12,3-13]
Диаграмма
3-12
Z
160
по
80
40
\
i
а
о
4
0
\
\
ч
N
•
Участок А
0,4- 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 f
\
V
Участок А
^
/
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
1100
258
98
57
38
24
15
11
7,8
7
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
0,75
0,80
0,90
1,0
5,8
4,4
3,5
2,6
2,0
1,7
1,3
0.8
0,5
0,Z 0,4-	0,6	0,8 f
Вход в прямую трубу через шайбу или решетку с различными формами
краев отверстий; Re = wOTBrfr/v^l04 [3-12,3-13]
Диаграмма
3-13
\/отв
;
Характеристика
шайбы, решетки.
Края отверстий
Схема
Коэффициент сопротивления ?s
1
Утолщенные
с« о,
ИЛИ
где т см. график а
срG)=0,25+0,53578/@,05+Г);
\ см. диаграммы 2-2—2-6
г
иг
0,8
о,ч
\
\
ч.
©
¦¦¦Нам
UljdT
o,a i,z t,s г,о i/otr
1,35
1,0
0,24
0,2
1,22
1,2
0,16
0,4
1,10
1,6
0,07
0,6
0,84
2,0
0,02
0,8
0,42
2,4
132

Продолжение
Вход в прямую трубу через шайбу или решетку с различными формами
краев отверстий; Re = wOTB<ir/v^ Ю4" [3-12,3-13]
Диаграмма
3-13
Срезанные
wor8, fot6
где при а = 40 ч-60° С см. график б или С = 0,13 +
+ 0,34-1(Н3-457+88.47"Ч при других он
?— как ? по диаграмме 3-7
i
OJ
®
О 0,04- 0,08 0,12 t/dr
= 40-г60°
T=l/dr
l=l/dr
0,01
0,46
0,06
0,29
0,02
0,42
0,08
0,23
0,03
0,38
0,12
0,16
0,04
0,35
0,16
0,13
Скругленные
или ? = 0,03 + 0,47-10
t
см-
-1J г
\
(в)
-' пи—
0,04- 0,08 0,1 Z 0,16 r/dr
r=r/dT
r=r/dr
С
0,50
0,01
0,44
0,06
0,19
0,02
0,37
0,08
0,15
0,03
0,31
0,12
0,09
0,04
0,26
0,16
0,06
0,05
0,22
0,20
0,02
Вход в прямую трубу (канал) через шайбу или решетку с различными формами
краев отверстий; переходная и ламинарная области течения
(Re = vvOTBJDr/v<104+105) [3-16]
Диаграмма
3-14
30<Re<1044-105:
-- Г -- «j- Eo
2) 10 < Re < 30:
„ 33 1
3) Re<10:
Rej2'
где ^=Л(Яе, fo/Л) см. диаграмму 4-19
(следует иметь в виду, что f=ForB/F0
соответствует F0/Ft), eORe=/2(Re) см. тот
же график; ?„—как С, при Re>104-^105
см. диаграммы 3-12 и 3-13
133

Входы в трубу с сеткой на входе
Диаграмма
3-15
Характеристика
входа
Схема
Коэффициент сопротивления ? =—i-p
Вход с острой
входной кром-
кромкой (bx/Dr = 0)
Сетка (Foro-mudoc сечение)
где ?с определют как ? для сетки по диаграмме
8-6
Вход с утол-
утолщенной вход-
входной кромкой
Коллектор по
дуге круга
мы 3-1; ?с см. выше
см. кривые ?=/1 -j±, -jy \ диаграм
Сетка (Рдтб)
где
выше
,' см. кривые ? =/( 4у I диаграммы 3-4; ?с см
(F0T$)
Конический
коллектор
без торцовой cm емка
\
I
где ?' см. кривые ^ =/( а, — 1 соответственно на
диаграммах 3-6 и 3-7; ?с см. выше
Четка (Fore)
С торцовой стенкой
Сетка (F0T(i)
134

Вход в прямую трубу круглого сечения через первое боковое отверстие;
Re = wOTBZ>/v>104 [3-15]
Диаграмма
3-16
Ч/
I!
/. Одно отверстие
2. Два отверстия
с противоположных
сторон
60
to
го
to
8
б
pwg/2
см. кривые С, =/G)
Л
\\
\
1 X.
Л.
Чц
Ч
к.
ч,
0,2 0,1 0,S 0,8 1,0 Г,2 1,4- 1,6 f
Число отверстий
Одно (кривая /)
Два (кривая 2)
Число отверстий
Одно (кривая 1)
Два (кривая 2)
Значения С
(график а)
7
0,2
64,5
65,5
0,3
30,0
36,5
i
0,4
14,9
17,0
0,5
9,0
12,0
0,6
6,27
8,75
0,7
4,54
6,85
0,8
3.54
5,50
7
0,9
2,70
4,54
1,0
2,28
3,84
1,2
1,60
2,76
1,4
2,01
1,6
1,40
1,8
1,10
-mm
s
N
b
\t
, D" -
Кривая
;
2
3
4
5
6
b/D0
0,13
0,26
0,38
0,48
0,62
0,7
0,1
335
305
280
260
235
230
Значение
0,2
85,0
85,0
79,0
75,0
67,0
63,0
0,3

42,2
38,3
36,3
32,5
30,2
1 ; (rps
0,4

22,5
23,2
22,0
20,0
18,4
|фик б)
7
0,5
—
15,6
16,0
15,2
13,8
12,8
0,6

11,6
11,7
11,3
10,2
9,40
0,7
—
—
9,30
8,80
8,00
7,35
0,8
—
—
6,40
6,85
6,50
5,95
135

Продолжение
Вход в прямую трубу круглого сечения через первое боковое отверстие;
04 [3-15]
Диаграмма
3-16
Кривая
1
2
3
4
5
6
b,'D0
0,13
0,26
0,38
0,48
0,62
0,7
/
0,9

—
5,40
4,20
4,00
4,85
1,0



3,40
3,30
2,95
U

—
—
3,80
2,82
2,50
1,2




2,50
2,22
1,3




2,30
2,02
1,4




2,15
1,83
1,5




2,05
1,70
1,6
_




1,56
Z00
wo
20
10
1 L
0,1
0,3
0,5
0.7
0,9
1,1
1,3	1,S
136

Шахты (приточные) прямоугольного сечения; боковые отверстия
с неподвижными жалюзийными решетками и без них [3-19]
Диаграмма
3-17
Fo ~F
o F0
Прямые шахты
Число
отверстий
Схема расположения
отверстий
без решеток
с решетками
т
Коэффициент сопротивления
РЩ/2
без реше-
решеток
а = 30°; Ъ\,'h = 0,029;
lib i = l,6;
5/b'i =0,058
а = 45"; b'Jh = 0,024;
//6', = 1,4;
5/*'! =0,07
0,44
0,88
0,88
1,30
1,74
1,16
0,58
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,0
0,5
12,6
3,60
4,20
1,80
1,20
2,00
8,00.
17,5
5,40
6,30
3,20
2,50
3,60
13,7
3,80
6,00
21,5
137

Шахты (приточные) прямоугольного сечения; боковые отверстия
с неподвижными жалюзийными решетками и без них [3-19]
Продолжение
Диаграмма
3-17
Шахты с поворотом
Число
отверстий
Схема расположения
отверстий
без решеток
с решетками
b
h
Коэффициент сопротивления
без реше-
решеток
а=30°; 6',/Л=0,029;
//ft', = 1,6;
8/6', =0,058
a=45°; 6',/Л=0,024;
//ft i = l,4;
8 /ft 'i=0,07
2
2
2
3
3
\
rn
LA
CD.
СП
О i
о о
о
0,44
0,44
0,44
0,88
0,88
0,88
0,88
1,30
1,30
1,30
1,74
1,16
0,58
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,0
0,5
14,0
16,0
.16,7
4,50
5,20
5,30
5,30
2,60
3,00
3,40
2,70
3,10
9,00
18,6
19,0
20,0
6,50
7,00
7,20
7,50
3,90
4,50
5,10
4,00
4,70
14,4
5,60
6,90
22,0
138

Шахты (приточные) круглого сечения; прямые;
Re = HvD0/v>104 [3-28]
Диаграмма
3-18
Характеристика
шахты
Схема
Коэффициент сопротивления
С плоским
экраном
2. С рассечкой
3. С зонтом и
острой входной
кромкой
4. С зонтом и
утолщенной
входной кром-
кромкой
5. С зонтом и с
рассечкой
6. С диффузором
и с зонтом
ZDQ
2 г- см. кривые с =J\ —
pwg/2	v	\D0>
ZDo
>*-
J
f
0,2 0,Ь 0,6 0,8 1У2 h/Щ
Значения
Схе-
Схема
hi Do
0,1
2,63
2,13
2,90
1,32
0,2
4,40
48,0
1,83
1,30
1,90
0,77
0,3
2,15
6,40
1,53
0,95
1,59
0,60
0,4
1,78
2,72
1,39
0,84
1,41
0,48
0,5
1,58
1,73
1,31
0,75
1,33
0,41
0,6
1,35
1,47
1,19
0,70
1,25
0,30
0,7
1,23
1,26
1,15
0,65
1,15
0,29
0,8
1,13
1,16
1,08
0,63
1,10
0,28
0,9
1,10
1,07
1,07
0,60
1,07
0,25
1,0
1,06
1,06
1,06
0,60
1,06
0,25
оо
1,06
1,06
1,06
0,60
1,06
0,25
139

Вход в прямой канал через неподвижную жалюзийную решетку при
/=^=0,1-0,9
Диаграмма 3-19
Мг) Кг) -пA-л"
>;=
Входные кромки перьев срезаны
вертикально
Входные кромки перьев срезаны гори-
горизонтально
ц==—т—ък?;+А^ где &=1,0 для схемы а; ? = 0,6
ри>о/2
для схемы б;
Стр — ^—' ^ см. диаграммы 2-1—2-6.
, —=¦— и Х = 0?064 (при
: = vvOTa6 i/v« 103) значения ^' см. кривую ?'=/G)
V
to*
60
20
2
ио
0,8
k—
-V-
\
>
7
г*
0,1
235
0,2
52,5
0,3
20,5
0,4
10,5
0,5
6,00
0,6
3,60
0,7
2,35
0,8
1,56
0,9
1,18
1,0
0,85
0,1 0,3 0,5 0,7 0,9 f
140

Вход в прямой канал через штампованные
или литые фигурные решетки
Диаграмма
3-20
; For* — живое сече-
ние решетки; ?==—г— прибли-
pw5/2
pw5/2
женно см. кривую С=/G) Диа-
Диаграммы 3-12
Входные патрубки осевых стационарных турбомашин [3-10]
Диаграмма
3-21
fJ*,
*)
Коллектор (схема а), образо-
образованный двумя криволинейными
поверхностями при лд>3,5; лж«
«лп; Вгл^\,3 (оптимальные па-
параметры)
С=—?-«0,07
o/2
pwo/2
<i=d/D0;
'ho-Do{l+3)'
; H=H/D0
Коллектор (схема б), образованный однойкриво-
линейной поверхностью при лп^3,5; Я^0,95;
Dya^ 1,15ч-1,25 (оптимальные параметры)
141

Воздухоприемные устройства (всасывающие патрубки)
(при скоростях значительно ниже звуковых) [3-111
Диаграмма
3-22
Вариант 1 Вариант2 ВариантJ
где U =
pw20/2
h=f( — ) CM- график
— скорость набегающего пото-
ка); г;из =
pwo/2
определяется в за-
висимости от формы и геометри-
геометрических параметров всего участка
воздухоприемного устройства по
материалам справочника
lax
7,0
6,0
цо
3,0
2,0
ш\
1 \\
Ш
\ %1
\
Варианты
-2
-5
-7
С4
f
Ssasa
Ва-
Вариант
1
2
3
4
5
6
7
Значения (,„,
0,1
5,0
0,2
1 5
5,3
43
3,5
0,25
1 П
60
60
5,4
3,2
¦78
2,6
0,3
07
50
50
3,2
2,3
1 9
1,9
0,4
04
? 5
? 5
1,5
1,2
09
1,2
0,5
0 35
1 5
1 5
0,70
0,70
05
0,9
0,6
0,25
08
08
0,45
0,40
0?5
0,7
0,7
0,15
0 45
0 45
0,25
0,20
0 70
0,5
0,8
0,03
0?5
0 75
0,20
0,10
0.10
0,4
0,9
0,03
0 10
0 10
0,05
0,05
0,05
0,15
О О71 0,2 0,3 Ц* 0,5 0,6 О,Т 0,8w0/Woo
Входные элементы осевых вентиляторов [3-3, 3-4, 3-26]
Диаграмма
3-23
гя—число лопаток колеса вентилятора;
0 = -4{Dl-d2); wo = Q/Fo; Г=//А d=d/D
\
1' >	л
i—4
9
к]
11
i /
142

Продолжение
Входные элементы осевых вентиляторов [3-3, 3-4, 3-26]
Диаграмма
3-23
Значения
? элементов
45; гл = 3-4)
Входной элемент
Входная коробка (а):
a = 0,75Z); b = 2D; c =
= 0,2?; /=0
с = 0,2?; 7=//Z) = 0,l
c=0,2D; O,1<7V$O,3;
а=40°
Конфузор,_ конус (б, в):
а = 60°; /=0,1
Г=0,2
Г=0,3; а = 60°
Режим работы
вентилятора
Макси-
Максимальное
полное
давление
Ртах
0,15
0,34
0,03
0,03
0,07
0
0,03
Макси-
Максимальный
расход
<&тах
0,07
0,2
0,08
0,06
0,09
0,02
Входной элемент
7"= 0,1; «=80°
7"= 0,2; a = 80°
Уступ (г):
DJD=\; 1=0
DJD=l,25; Г=0,1
0,1<7<0,3
Диффузор (д):
ос = 8+12°; лп = 2
Режим работы
вентилятора
Макси-
Максимальное
полное
давление
0,07
0,03
Срыв
потока
0,07
0,03
0,12
Макси-
Максимальный
расход
0,06
0,05
0,35
0,15
0,10
0,15
Примечание. Тип вентилятора К-121.
Входные элементы центробежных вентиляторов [3-3, 3-4, 3-25, 3-33)
Диаграмма
3-24
w
w
143

Продо.гжение
Входные элементы центробежных вентиляторов [3-3, 3-4, 3-25, 3-33)
Диаграмма
3-24
Р-270"
0-270'
Л'—КПД вентилятора; F'0 = BC; wo = Q/F'o; Fx = ab; F0=^Dl; T=l/D
Значения ц элементов (лопатки рабочего колеса загнуты
Входной элемент
Входная коробка (а):
FJFQ=l,l; 6/д=2,3; а=12°
FJF0^ia; b/a=2,3; а=12°
/А.1 + 1Д*/а.У;а.(Г
Составное колено (б):
Диффузор (в):
Г=0,8; п.^1,5
Г=0,8; лп = 2
7"= 1,4; лп=1,5
7-1,4; лп = 2
Простое колено (г)
Конический конфузор (д):
1=1; лп = 0?67
7=1,2; лп=0,5
7"= 1,4; лп = 0,4
Угол уста-
установки эле-
элемента р^,
0
90
180
¦ 270
0—270
0—270
—
—
—
—
0—270
—
—
—
назад)
Режим работы вентилятора*1
0,3
0,5
0,6
0,5
0,07
0,15
0,5
0,5
0,2
0,2
1,0
0,7
0,8
0,5
номинальный
0,3
0,5
0,6
0,5
0,7
0,15
0,5
0,8
0,3
0,3
1,0
0,3
0,4
0,1
0,3
0,5
0,7
0,3
0,7
0,15
0,5
0,8
0,3
0,65
1,0
0,2
0,3
0,1
Тип вен-
вентилятора
Ц4-76
Ц4-70
Ц4-76
Ц4-70
Ц4-76
144

Входные элементы центробежных вентиляторов [3-3, 3-4, 3-25, 3-33)
Диаграмма
3-24
Значения ? элементов (лопатки рабочего колеса загнуты
Входной элемент
Входная коробка (а)
FJF0 = l,3; b/a = 2,4; «=12°
F,/F0 = l,l; b/a=2,3; a=\2°
FK//-O=1,2-1,8; b/ a=2,3;
x=0°
Составное колено (б):
R0>l,5D0
Диффузор (в):
7"= 0,5; лп=1,5
7=0,5; пп=2,0
7=0,8; лп=1,5
Г=0,8; и„=2,0
/=0,4; и, = 1,5
7=0,4; по = 2,0
Простое колено (г)
Конический конфузор (д):
Г» 1,5; лп=0,4 ч-0,7
Уступ (вихревой коллектор) (е):
гга>0,7
*1 Режим работы вентилятс
называют номинальным, с рг
называют ту ее часть, для ко
Угол уста-
установки эле-
элемента §ж)
0
90
180
270
0
0—270
0
90
180
270'

0- 270
—
—
вперед)
Режим работы вентилятора * *
2<2„; цш>
0,3
0,4
0,45
0,2
0,5
0,85
0,3
0,4
0,5
0,3
0
0,5
0,1
0,3
0,2
0,4
2,0
0
0
номинальный
<2=Qa; л1-
0,35
0,4
0,45
0,2
0,5
0,85
0,3
0,4
0,5
0,3
0,2
0,8
0,15
0,3
0,2
0,5
2,0
0
0
Q>Q*; n*>
0,3
0,3
0,5
0,3
0,5
0,85
0,4
0,4
0,4
0,35
0,2
0,7
0,1
0,2
0,15
0,4
2,0
0
0
»ра, соответствующий максимальному значению
входом <2Н. Рабочей областью характеристики
•ТОрОЙ TJB^0,9r|ma*-
Тип вен-
вентилятора
Ц9-55
Ц9-55
Ц14-46
Ц9-55
Ц14-46
КПД nLx,
вентилятора
145

РАЗДЕЛ ЧЕТВЕРТЫЙ
СОПРОТИВЛЕНИЕ ПРИ ТЕЧЕНИИ С ВНЕЗАПНЫМ
ИЗМЕНЕНИЕМ СКОРОСТИ И ПРИ ПЕРЕТЕКАНИИ ПОТОКА
ЧЕРЕЗ ОТВЕРСТИЯ (КОЭФФИЦИЕНТЫ СОПРОТИВЛЕНИЯ
УЧАСТКОВ С ВНЕЗАПНЫМ РАСШИРЕНИЕМ СЕЧЕНИЯ,
ВНЕЗАПНЫМ СУЖЕНИЕМ СЕЧЕНИЯ, ШАЙБ, ДИАФРАГМ,
ПРОЕМОВ И ДР.)
4-1. ПОЯСНЕНИЯ И
ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ
1. При внезапном расширении поперечного
сечения трубы (канала) возникают так назы-
называемые потери на «удар». Коэффициент мест-
местного сопротивления удара в случае равно-
равномерного распределения скоростей по сечению
узкого канала и турбулентного течения
(Re = w0Z)r/v>104) зависит только от отно-
отношения площадей узкого и широкого сечений
F0/F2 (степени расширения nn—F2/F0) и вы-
вычисляется по формуле Борда—Карно:
e-o
Суммарный коэффициент сопротивления
участка с внезапным расширением*1
где ?„ =
А/>тр
pwi/2"
А/> _г +с _r , ^E
D-2)
2. При внезапном расширении сечения тру-
трубы образуется струя, отделенная от остальной
среды поверхностью раздела, которая распа-
распадается и свертывается в мощные вихри
(рис. 4-1). Длина участка /2, на котором
происходит вихреобразование, постепенное
рассасывание вихрей и полное растекание
потока по сечению, составляет примерно
8—12 Z>2r (J^ir—гидравлический диаметр ши-
широкого сечения). Потери на удар при внезап-
внезапном расширении связаны с указанным вихре-
образованием на участке /2.
3. В случае, когда внезапное расширение
сечения трубы происходит только в одной
*1 Добавочный коэффициент ?тр применяют
в том случае, если он не был учтен при
определении потерь на трение на всем участке
данной сети.
плоскости (рис. 4-2), потери на «удар»
уменьшаются с увеличением отношения
сторон В/ Н (В—ширина большего се-
сечения; Я—постоянная высота канала);
местный коэффициент сопротивления в этом
случае
где ^i^l—поправочный коэффициент, зави-
зависящий от отношения сторон В/ Н.
4. В реальных условиях распределение ско-
скоростей на участке перед внезапным расшире-
расширением, как правило, не бывает равномерным.
Это обстоятельство существенно повышает
потери по сравнению с вычисленными по
D-1).
Для подсчета коэффициента местного со-
сопротивления удара в потоке с неравномерным
распределением скоростей и при больших Re
следует применять обобщенную формулу, учи-
учитывающую эту неравномерность, если только
известен закон распределения скоростей по
сечению канала [4-13, 4-15]:
D-3)
Суммарный коэффициент сопротивления
вычисляют по формуле, аналогичной D-2).
1 Г 2
В D-3) М=— {w/w0) dF— коэффициент
Foj
F
количества движения потока (коэффициент
Буссинеска) на выходе из узкого канала
1 Г	3
в широкий; N~— (w/w0) dF—коэффициент
кинетической энергии потока (коэффициент
Кориолиса) в том же сечении.
С некоторым приближением можно принять
N^3M-2.
Это тем точнее, чем М и N ближе
к единице.
146

/i,	Ь	h
f~~	:		_ "j
рис. 4-1 • Схема движения потока при внезап-
внезапном расширении сечения трубы
Рис. 4-2. Зависимость кх от BIH
ч
ч
\
\
\
у
\
it Jr
П
J
B=2b
1 1
sJJ_
10
W В/Н
Последнее выражение приводит к следую-
следующей приближенной формуле для определения
коэффициента местного сопротивления:
5.	Если известен закон распределения ско-
скоростей по сечению, то коэффициенты
М и N могут быть легко вычислены. Если
этот закон неизвестен, то он должен быть
определен экспериментально. Тогда на ос-
основании полученных кривых распределения
скоростей М и N можно найти методом
графического интегрирования.
6.	В диффузоре с углами расширения до
а = 8~-10° и на длинных прямых участках
постоянного поперечного сечения с развив-
развившимся турбулентным профилем скоростей
(см. параграф 1-3) распределение скоростей по
сечению близко к закону степенной функции
w
где w, wmax—соответственно скорость в дан-
данной точке и максимальная скорость по сече-
сечению, м/с; Ro—радиус сечения, м; у—расстоя-
у—расстояние от оси трубы до данной точки, м;
т — показатель степени, который может ме-
меняться в пределах от 1 до оо.
7.	При т=1 профиль скоростей получает
форму треугольника (рис. 4-3). При т = оо
профиль скоростей получает форму прямо-
прямоугольника, т. е. распределение скоростей по
сечению совершенно равномерное. Практи-
Практически профиль скоростей, близкий к прямо-
прямоугольному, получается уже при т = 8~10.
Такое значение т может быть принято для
длинных прямых участков при турбулентном
течении. Значения ;м = 2^-6 для длинных диф-
диффузоров (ni=Fi/F0>2) принимают:
при а=2° т%6; при а=6° т«3;
при а = 4° т^4; при а = 8° т&2.
8.	Значения М и N, входящие в D-3), при
степенном законе распределения скоростей
могут быть вычислены по следующим фор-
формулам, выведенным автором [4-12, 4-13]:
для труб круглого и квадратного се-
сечений
Bт 4-1K (т-ИK
для плоской трубы или плоского диффузора
(практически с отношением сторон прямо-
прямоугольного сечения ао/6о = 0,3~3,0)
М=-
(т+1K
9. На длинных прямых участках труб
и каналов (практически на расстоянии бо-
более 10?)г от входа) при ламинарном тече-
течении устанавливается параболический профиль
скоростей
0,8
0,6
0,2
» 0
,:0,2
-0,8
-0,8
¦*,
Ь
Q.Z5
Ч
0
- о Эксперимент
-л
—с
г
***
к
¦1
в
^<
fa
^\
й
ч
^1
ч^
jnnX/ta/rh
Г
t
^3
V
лЬ
л
Ч
4J
о»
s
s
Ч
Sw/w,
Г*
р
У*
?
/
/<
ki
А
С
У\
У
г
N
/^
г
?
ю
о
k
л
У
о
Рис. 4-3. Схемы распределения скоростей
в плоских диффузорах с углами расширения
а до 8° и сравнения со степенным законом
147

w
При этом для трубы круглого или квад-
квадратного сечения М=1,33 и N=2, а для
плоской трубы Л/=1,2 и #=1,55.
10. В трубах и каналах непосредственно за
решетками, в коленах за направляющими
лопатками и в других подобных случаях
устанавливается профиль скоростей, близкий
к тригонометрической функции (рис. 4-4), ко-
которую для плоского канала вычисляют по
формуле автора [4-13, 4-15]:
— = 1 -\
wQ w0
2у
— ,
b0
где b0—ширина плоского канала, м; Ди>—
максимальное отклонение скорости (по мо-
модулю) в данном сечении канала от средней
по этому сечению скорости w0, м/с; кх—целое
число.
В этом случае
11.	За такими участками, как диффузор
с углами расширения, при которых проис-
происходит отрыв потока (а>14°), колена, отводы
и т. п., устанавливается несимметричное поле
скоростей (рис. 4-5). В частности, в плоских
диффузорах с углом расширения а= 15-20°
и в прямых коленах E --=90°) распределение
скоростей описывается формулой [4-13, 4-15]
w/wo = 0,585 + 1,64 sin @,2 +1,95 — ).
\	V
При этом М=1,87 и #=3,7.
12.	При образовании в трубе (канале) с по-
постоянным поперечным сечением неравномер-
неравномерного поля скоростей дальнейшее выравни-
выравнивание потока также сопровождается невоспол-
невосполнимыми потерями давления (потери на дефор-
деформацию потока), которые вычисляют по фор-
формуле, вытекающей из D-2) и D-3):
тр
D-4)
или соответственно
1
иЛ2
3/ДиЛ2
- —
2\wo/
гу/Ьо
У
Решеткапл
t
Копе но с направляющи
ш
«а
•о
Решетка
п с
0,6
на лопатками
0 Ч-
ОЛ
-о,г
-0,4
-0,8
5ЯмШ
мамм.
г™™—"
^мм
¦—е
f
•мм»
*^м«.
МММ
¦шм
ммм«м«
г—:
>^ммяя
¦"¦' 1 ¦¦
ММ»
ммв
¦ ¦ 1
— II ¦
¦МММ
¦1' ,'-
Мна
МММ
¦мша
мммаш
5-м.
¦¦ ¦
м»	—
mi !¦'—
МММм
ммммм
ммаашш
•мммш.
¦ЯШ
¦¦
ммммм
м——
i
—
МММ»
\-
f
*
—
id
ММв
— "-
мммм
м—=
- —
ммммш
МММ
ммж
¦мм
п. 1 'Им
¦¦ ¦—
¦ 1 111
мима
Mi I—
d
— Направляющие
1 лопатки
ним
ммммм
ммммм.
ммммм.
1
¦Ым
ммммм
МММ
мм*
МММ
3
м—3
Рис. 4-4. Схема распределе-
распределения скоростей по тригономет-
тригонометрической функции (за решет-
решетками и направляющими ло-
лопатками) [4-15 ]
Рис. 4-5. Схема несимметрич-
несимметричного распределения скоростей
(за коленом и в диффузоре
с углом расширения, при ко-
котором происходит отрыв
струи) J4-15]
148

где М и N определяются в соответствии
с полученным характером неравномерности.
Эти потери учитываются только в том
случае, если они не принимались во внимание
при определении местного сопротивления фа-
фасонной части или препятствия, которыми
и было вызвано неравномерное распределение
скоростей в прямом участке.
13.	Коэффициенты М и N для входного
сечения смесительной камеры эжектора при
входе в нее «основного» *1 участка свободной
струи (рис. 4-6) вычисляются по формулам
автора [4-13, 4-15]:
1 F2	I /is\2
q2 Fo	q3\F0J
где F2/Fo— отношение площади данного се-
сечения свободной струи (смесительной камеры)
к площади начального сечения струи (под-
(подводящего сопла); q-Q/Q0 — безразмерный
расход через данное сечение, т. е. отношение
расхода среды, протекающей через трубу
(смесительную камеру), к начальному расходу
струи (на выходе из подводящего сопла);
ё —Е/Ео—безразмерный запас кинетической
энергии струи в данном сечении, т. е. отно-
отношение запаса энергии струи на входе в трубу
(смесительную камеру) к начальной энергии
струи.
Величины F2/Fo, FCTp/F0, q и ё зави-
зависят от относительной длины свободной струи
sjDT и определяются по диаграммам 11-24
и 11-25.
14.	Сопротивление участка с внезапным
расширением можно существенно снизить
путем установки в нем дефлекторов
(рис. 4-7, а). При правильной установке деф-
дефлекторов*2 потери снижаются на 35—40%,
так что коэффициент местного сопротивления
такого участка
t--wc
где ?'м—коффициент сопротивления участка
с внезапным расширением без дефлекторов,
определяемый как ? по данным, приведенным
на диаграмме 4-1.
15. Существенное уменьшение сопротивле-
сопротивления участка с внезапным расширением дости-
достигается при устройстве за узким сечением
«карманов» (рис. 4-7, б), способствующих об-
образованию в них стационарного вихревого
кольца (у труб круглого сечения) или двух
стационарных вихрей (у плоскою канала),
*1 Определение «основного» участка сво-
свободной струи см. одиннадцатый раздел.
*2 Основные данные, которыми следует ру-
руководствоваться при установке таких дефлек-
дефлекторов, приведены в пятом разделе (п. 65).
которые являются своеобразными «насосами»
[4-44].
16.	Потери давления на участке с внезап-
внезапным расширением могут быть значительно
уменьшены путем дробления вихрей в этом
участке с помощью поперечных перегородок
(рис. 4-8) [4-21]. Верхние кромки этих перего-
перегородок должны находиться на уровне верхней
границы вихревой зоны и не выступать в ак-
активный поток. Поперечные ребра, очевидно,
уменьшают интенсивность обратного тока
в канале, а также заменяют неустойчивые
вихри на стационарные [4-21].
17.	Если скорость газового потока в сече-
сечении в — в (рис. 4-9) близка к скорости звука
и на участке струи между сечениями с—с
и п—п остается дозвуковой, то [4-7] с доста-
достаточной точностью потери на «удар» можно
определять по приведенным выше формулам
для несжимаемой жидкости [при относитель-
относительна
ной (приведенной) скорости \ь~—^0,75 по-
грешность практически равна нулю, при Хь = 1
погрешность составляет 8%].
18.	В общем случае ступенчатый канал,
в котором происходит течение, может иметь
на входе сверхзвуковое сопло, и тогда геомет-
геометрическая форма канала будет характеризо-
характеризоваться размерами трех сечений: площадью
критического сечения Fxp, площадью сечения
сопла на выходе Fb, площадью сечения цилин-
цилиндрического канала Fa. В частном случае
Рцр^Рь и сверхвуковое сопло отсутствует.
19.	Если в каком-либо сечении струи на
участке с—п скорость струи больше скорости
звука, то в этом случае следует учитывать
потери в скачках уплотнения. Таким образом,
потери полного давления являются суммой
потерь в прямом скачке уплотнения и потерь
на «удар» (по Борда—Карно), возникающих
при расширении дозвуковой струи от сечения
2—2 до сечения п—п [4-7].
20.	Относительные потери полного давле-
давления в ступенчатом канале можно определять
как
где а — отношение полных давлений в сече-
сечениях п—п и 0—0:
л Я СП . г П "
qT -— -~~~ /^j —— -^- ———
Ро Р*о 2р*о
или после соответствующих преобразований
рп к( 2 \—(fv
р*0 2\k+\j k \Fn
D-5)
vv *
где А,1=—-—приведенная схорость в сечении
/ — 7; она определяется из соотношения
149

я
2«
9 s
ce 3
S e.
x s
si
II
5
ii
Ii
il
= 1
«I
II.
о о
2 в
^ 98
«I
? i
се
се
ii
Ii
150

D-6)
где m =
Для воздуха (А:= 1,41)
g =—+ 0,2344-
Po
т
2(л	12\2.5
и D-6) принимает вид
Po
2,5
1,5774A-Itf
V 6 /
21.	Зависимость рп/рЬ от Xt и т при ?=1,41
представлена на рис. 4-10, а, а зависимость
су =/(ро /А,» /и)—на рис. 4-10,6.
(При малых значениях Хх для заданных
значений рп/рЬ и я? получаются два значения
Xt. Однако вследствие слабой зависимости
а от Xt при малых Xt выбор Хх практически
не отражается на величине а [4-7]).
Представленные формулы применимы для
значений KXx^:XVimj где XVim соответствует
полному расширению сверхзвуковой струи до
22.	При внезапном сужении сечения схема
потока в основном аналогична той, которая
наблюдается при внезапном расширении, ког-
когда возникают потери на удар. Только в дан-
данном случае эти потери проявляются главным
образом при расширении струи, сжатой после
входа из широкого канала в узкий (сечение
с—с, рис. 4-11), до полного сечения узкого
канала (сечение 0—0).
23.	Коэффициент местного сопротивления
внезапному сужению при больших числах
Рейнольдса (Re>104) может быть определен
приближенно по расчетной формуле автора
([4-12, 4-13]):
или более точно по формуле, полученной
автором на основе обработки результатов
опытов различных исследователей:
при этом суммарный коэффициент сопротив-
сопротивления
Рп/Ро
0,50
0,15
	~~
,/77 = /
0,85.
1,0 1,25 1,50 1,75 2,0 А,
а)
0,2
\.ЦГ800
I i I
QJJZ78
12
Ро/Рп
Рис. 4-10. Зависимости отношений давлений
рп1р*0 от Хх (л) и коэффициента восстановления
давления <т от р*01рп {б) [4-71
где
'А>г
—Длина прямого
участка после сужения).
24. Сопротивление сужающегося участка
можно значительно уменьшить при осущест-
осуществлении перехода от широкого сечения к уз-
узкому плавно с помощью коллектора с кри-
криволинейными или прямолинейными образу-
образующими (см. диаграмму 4-9). Коэффициент
—-<€?
-
с
h
•
J
«\
л
п\
Рис. 4-11. Схема движения потока при внезап-
внезапном сужении сечения
151

Рис. 4-12. Схемы перетекания потока через отверстие в стенке из одного объема в другой:
а—отверстие в стенке с тонкими краями G/?)гл0); б—отверстие в стенке с утолщенными краями
(//Z)r>0); в—отверстие в стенке с краями, срезанными по движению потока; г—закругленные по потоку
края отверстия
местного сопротивления такого сужающегося
участка при Re>104 автор рекомендует опре-
определять по формуле
pwg/2
где ?'—коэффициент, зависящий от формы
входной кромки узкого канала, заделанного
заподлицо со стенкой (см. диаграммы 3-1,
3-4 и 3-7).
25. В общем случае перетекания потока
через отверстие в стенке из одного объема
в другой имеют место явления, иллюстрируе-
иллюстрируемые рис. 4-12. Поток перетекает из канала
1, расположенного перед перегородкой А с от-
отверстием диаметром 2H, в канал 2, располо-
расположенный за перегородкой. Размеры поперечных
сечений обоих каналов могут быть большими
или равными размеру сечения проходного
отверстия. Прохождение потока через отверс-
отверстие сопровождается искривлением траекторий
движения частиц, вследствие чего они по
инерции продолжают свое движение к оси
отверстия. Это вызьтяет уменьшение перво-
перво*х Рекомендуемая в [4-3] формула G.25)
дает близкое совпадение с опытом при боль-
больших значениях F0/Fl и значительное расхож-
расхождение (до 20%) при малых отношениях F0/Fi.
начальной площади сечения струи Fx до
площади Fc (сечения с — с), меньшей площади
сечения отверстия Fo. От сечения с—с траек-
траектории движущихся частиц выпрямляются,
и в дальнейшем наблюдается внезапное рас-
расширение струи.
26. Коэффициент сопротивления перетека-
перетеканию потока через отверстие в стенке с ост-
острыми краями (//Z)r = 0, рис. 4-12, а) в общем
случае вычисляется для автомодельной (квад-
(квадратичной) области течения I Re=——-3*1(
по уточненной формуле автора:
pwi/2
27. Утолщение (рис. 4-12, б), срез по потоку
(рис. 4-12, в) или закругление (рис. 4-12, г)
краев отверстия снижает эффект сжатия струи
в отверстии (увеличивает коэффициент запол-
заполнения е), т. е. уменьшает скорость струи в ее
самом узком сечении (F'C>FC и w'c<wc). Эта
скорость в основном определяет потери на
удар, наблюдаемые после выхода из отверс-
отверстия, чем уменьшается общее сопротивление
проходу через него.
152

28. Коэффициент сопротивления перетека-
перетеканию потока через отверстия в стенке с любой
формой и любой толщиной краев в рассмат-
рассматриваемом (п. 25) общем случае вычисляется
при больших числах Рейнольдса (практически
при Re^lO5) по обобщенной и уточненной
формуле автора:
4-х
-ГО-Эн,-
0,75
,0,375
+т 1-
Fu
D-8)
где ?'—коэффициент смягчения входа в
отверстие, зависящий от формы его входной
кромки и определяемый как С, по диаграммам
3-1 — 3-4 и 3-7; т — коэффициент, учитываю-
учитывающий влияние толщины стенки, формы входной
кромки отверстия и условия протекания по-
потока через отверстие (определяется при утол-
утолщенных краях отверстия по формулам, анало-
аналогичным C-4), C-5), или по кривой т=/(///)г)
на диаграмме 4-12, а при срезанных или
закругленных по потоку краях отверстия —
приближенно по формуле 1^2^/v, где ?'
определяется по формулам, аналогичным C-7)
и C-8), или по диаграмме 4-13); ?тр = Х*//1)г—
коэффициент сопротивления трения на всей
глубине отверстия, определяемый по диаграм-
диаграммам второго раздела.
При срезанных или закругленных по потоку
краях отверстия принимается ^тр = 0.
29. Общий случай перетекания потока через
отверстие в стенке распадается на ряд частных
случаев:
а)	F1=F0 — внезапное расширение сечения
(см. рис. 4-1); при этом D-8) имеет вид D-1);
б)	F2 = F0— внезапное сужение сечения (см.
рис. 4-11); цри этом D-8) приводится к виду
C-1) при т = 3/4;
в)	Fx~ao—вход с внезапным расширением
(вход через шайбу или решетку, помещенную
в месте обреза трубы); при этом D-8) имеет
вид (если С, приведен к скорости w2 за
отверстием)*1
pwi/2
**
Индекс 0 соответствует индексу отв,
индекс 2 — индексу 0 в третьем разделе.
D-9)
г) F2 = х — истечение из отверстия в неогра-
неограниченное пространство (выход потока через
шайбу или решетку в конце трубы, см.
диаграмму 11-22); при этом D-8) имеет вид
(если ? приведен к скорости wx перед отверс-
отверстием) *2
3/4
it ; D-ю)
д) Fi=F2—диафрагма (шайба, решетка, см.
диаграммы 4-14—4-17); в этом случае D-8)
имеет вид (если ? приведен к скорости wt
перед отверстием)
3/4
е) Fl=F2~ao —проем в стенке неограничен-
неограниченной площади (перетекание через отверстие
из одного большого объема в другой большой
объем, см. диаграмму 4-18); при этом D-8)
имеет вид
D-12)
30. Коэффициент сопротивления диафрагмы
при различных формах краев отверстия
и Re $* 105 получает следующие выражения:
а) при острых краях отверстий ?' = 0,5,
т= 1,41 и СгР = 0, а D-8) приводится к формуле
автора вида
0,707
D-13)
*2 Индекс. 0 соответствует индексу отв, а
индекс 1 — индексу 0 в одиннадцатом разделе.
153

б) при утолщенных краях отверстий ?' = 0,5;
отсюда
(,=
pwf/2
«тнгнм-эч
¦ШК-Г
где т=B,4-7)-1(Гф/Г;	D.15)
)=0,25+0,535P/@,05+F) (T=l/Dr); D-16)
в) при срезанных или закругленных по
потоку краях отверстий т«2 ^/fp и ?тр = 0; тогда
Ар
Для срезанных по потоку краев отверстий
при ос=4О-т-6О°
или см. диаграмму 4-13; при других а ?'
принимается как ? по диаграмме 3-7.
Для закругленных по потоку краев отверс-
отверстий ?' определяют так же, как \ для кругового
коллектора с торцовой стенкой, т. е.
?' = 0,03 + 0,47 -exp(-17,73r) G=r/Dr) D-19)
или по графику диаграммы 4-13.
31. Коэффициент сопротивления проема
в стенке неограниченной площади при различ-
различных формах краев отверстия и Re^lO5
получает следующие выражения:
а) при острых краях отверстия ?' = 0,5,
х= 1,41 и СгР = О, так что на основании D-12)
где ?0= 1,54-т получен автором эксперимен-
экспериментально и представлен в виде зависимости
'ъо=/(^/^г) на диаграмме 4-18. Согласно D-15)
?от=1?5 + B,4-7}- 10-<p(i\	D-21)
где фG)—по D-16);
в) при срезанных или закругленных по
потоку краях отверстия принимается ?тр = 0
и xxlJ^'; тогда
D-22)
где ?' определяют, как указано в п. 30, в.
32. Коэффициент сопротивления внезапному
изменению сечения потока зависит (рис. 4-13)
не только от геометрических параметров
данного участка, но и от режима течения
(числа Рейнольдса Re= ° г] [4-20]. В рас-
рассматриваемом случае, как и для случая тре-
трения, можно выделить три характерные
области течения:
а)	ламинарного режима, в которой зависи-
зависимость ? от Re (в логарифмических координа-
координатах) прямолинейна;
б)	переходного режима, в которой наруша-
нарушается линейная зависимость ?=/(Re);
в)	автомодельного турбулентного режима
(область квадратичного закона сопротивле-
сопротивления), в которой практически отсутствует влия-
влияние числа Рейнольдса на коэффициент сопро-
сопротивления.
Предельные числа Re, после которых
нарушается ламинарность течения, а также
предельные значения Re, при которых закан-
заканчивается переходный режим, зависят от гео-
геометрии данного участка.
10
по опытам автора [4-12]
С = 2,7 ч-2,8;
б) при утолщенных краях отверстия ?' = 0,5,
а D-8) принимает вид
\
\
N
Ч Ч
ч
Ч
NN.
\
S
XtPC
ос
Г
Г
>oooix
/
- J.
г
j
Ю
Юг Ws
Re
pw§/2
154
D-20)
Рис. 4-13. Зависимость коэффициента сопротив-
сопротивления диафрагм от числа Рейнольдса Re для
различных значений Fq/Fj D-20 ]:
7 — 0,05; 2 — 0,16; 5 — 0,43; 4—0,64

33.	В общем виде для всех областей течения
коэффициент сопротивления при внезапном
изменении сечения может быть выражен по
A-3) при /с3 = 1:
5 = -1+;и,	D-23)
где А — коэффициент, зависящий от геометрии
рассматриваемого участка сопротивления.
34.	При внезапном расширении сечения
коэффициент сопротивления в переходной
области A0<Re<104) может быть определен
по опытным кривым ?=/(Re, --~j, получен-
полученным А. Д. Альтшулем [4-3 ], В. Н. Каревым
[4-17] и Р. Е. Везиряном [4-6] (см. диа-
диаграмму 4-1).
Для ламинарной области (Re<10) коэффи-
коэффициент сопротивления
Ар ^30
D-24)
35.	Для случая внезапного сужения сечения
коэффициент сопротивления в переходной
области A0<Re<104) можно определить (см.
[4-18]) по кривым ?=/(Re, Fq/F^ диаграммы
4-10, а в ламинарной области (Re<6—7)—по
D-24).
36.	Для случаев перетекания потока через
отверстия в стенке (общий случай перетекания
см. рис. 4-12, диафрагма, проем) коэффициент
сопротивления в переходной и ламинарной
областях можно найти:
а) в пределах 30<Re<104~105xl — по
выражению автора [4-16]
0,342
D-25)
где ф—коэффициент скорости истечения из
отверстия с острыми краями, зависящий от
числа Рейнольдса и отношения площадей
FqIF^ 60Rc=FcJF0 — коэффициент заполнения
сечения отверстия с острыми краями при
/ro/iri = 0 (/\ = оо), зависящий от числа Рей-
Рейнольдса; СФ=(—— 0 определяют по кривым
0,342
Cp=/i (Re, Fq/F^) диаграммы 4-19; e0Re-
находят по кривой I0Re=:/(Re) на том же
*1 Для отверстий с острыми краями верх-
верхний предел Re берут равным 105, а для от-
отверстий с краями других форм — порядка 104.
графике; С„ — коэффициент сопротивления
данного типа диафрагмы для автомодельной
(квадратичной) области, определяемый как
С по D-7) —D-22), где С = ^
б) в пределах 10 < Re < 30 — по предлагае-
предлагаемой автором приближенной формуле
а при Re<10
А
^5 	2 /^ т^ _
А
Re'
D-26)
D-27)
где А = 33 [4-3].
37. Если коэффициент сопротивления при-
приведен к скорости и>! в сечении Fr перед
отверстием (а не w0 в самом отверстии), то
вместо D-25) — D-27) принимают
pwl/2
38. При малых коэффициентах живого сече-
сечения F0/Fi диафрагмы поток через отверстия
приобретает большие скорости (большие
числа Маха) даже при сравнительно неболь-
небольшой скорости в трубопроводе перед диафраг-
диафрагмой. При этом начинает сказываться влияние
сжимаемости, резко повышающее коэффи-
коэффициент сопротивления диафрагмы.
В этом случае
где ?—коэффициент сопротивления диафраг-
диафрагмы при малых числах Ма1? определяемый,
как указано в пп. 25—31; кы—коэффициент,
учитывающий влияние сжимаемости потока
в сжатом сечении струи при протекании через
w
отверстие (см. диаграмму 4-20); Мах=——
ai
число Маха в сечении перед диафрагмой.
39.	Сопротивление отверстия можно резко
уменьшить путем использования кольцевого
ребра при входе в прямой канал или уступа
при входе в отверстие (рис. 4-14). Так, напри-
например, по данным В. И. Ханжонкова [4-27],
при установке кольцевого ребра (с DJD0&
«1,22 и //?>0«0,25) коэффициент сопротивления
отверстия в стенке неограниченной площади
уменьшается до ?=1,15 вместо ?« 2,7 -• 2,8,
получаемого при отсутствии ребра.
40.	При перетекании потока через плавный
коллектор, вделанный в стенку неограниченной
155

Рис. 4-14. Схемы входа в отверстие:
я—через кольцевое ребро; б—через уступ
площади (см. диаграмму 4-21), сопротивление
складывается из сопротивления входа в коллек-
коллектор, сопротивления трения на прямом участке
и сопротивления выхода, т. е. коэффициент
сопротивления такого участка
Г--	& —Г' | Г
где ?'—коэффициент, учитывающий потери
входа и выхода, определяемый по кривым
C=/(//Z)r, r/Dr) на диаграмме 4-21; ?Tp =
= А,//1)Г-*- коэффициент сопротивления трейия
на прямом участке коллектора.
41.	В случае истечения через отверстие
в стенке при наличии проходящего потока*1
(см. диаграмму 4-22) коэффициент сопротив-
сопротивления как при входе (отсосе), так и выходе
(притоке) является, как показано в [4-27],
функцией отношения скоростей wjwo.
42.	При отсутствии проходящего потока
(^=0) жидкость (газ) подтекает к отверстию
со всех сторон, а истечение происходит сим-
симметрично и с наименьшим поджатием струи.
При наличии проходящего потока жидкость
(газ) подтекает к отверстию с одной стороны,
а истечение происходит под углом при более
поджатой струе за отверстием. Поджатие
струи обусловливает повышение в ней дина-
динамического давления, которое для данной сети
теряется на выходе.
43.	При незначительных скоростях проходя-
проходящего потока (w^^zwq) указанное повышение
динамического давления меньше, чем увеличе-
увеличение разности давлений перед отверстием и за
ним (под действием которого происходит
истечение струи), вызванное эффектом над-
*х Проходящий поток движется независимо
от истечения через отверстие под влиянием
собственного возбудителя, например под
влиянием ветра, встречного потока и т. п.
156
дува, создаваемого динамическим давлением
набегающего потока. Такой наддув способст-
способствует истечению через отверстие, что равно-
равносильно уменьшению коэффициента сопротив-
сопротивления ?.
При больших скоростях и^ увеличение
динамического давления струи из-за большего
поджатия ее за отверстием становится значи-
значительнее эффекта наддува; в результате коэф-
коэффициент ? возрастает.
44.	В случае притока увеличение скорости
проходящего потока в пределах woo/wo = l-r2
также уменьшает ?. Объясняется это тем,
что в результате обтекания набегающим пото-
потоком притекающей через отверстие струи на
ее наветренной стороне возникает область
повышенного давления, а на подветренной
стороне—значительная по размерам вихревая
зона, в которой создается разрежение. При
малой скорости w^ размеры вихревой зоны
велики, и действительная разность давлений,
под влиянием которой происходит истечение
потока из отверстия, больше разности давле-
давлений, полученной при w^^O.
При более значительных скоростях проходя-
проходящего потока последний оказывает сильное
дросселирующее воздействие на струю, исте-
истекающую из отверстия, прижимая ее к стенке,
(при wa0>w0). Вследствие этого размеры вих-
вихревой зоны уменьшаются, а коэффициент
? увеличивается.
45.	Коэффициенты сопротивления ? как при
отсосе, так и притоке остаются практически
одинаковыми для квадратных и круглых
отверстий, а также для отверстий с закруглен-
закругленными углами. Вместе с тем эти коэффициенты
значительно зависят от расположения
отверстий вытянутых (прямоугольных) форм.
Наибольшие значения ? получаются при рас-
расположении отверстий большими сторонами
поперек потока.
46.	В случае отсоса увеличение коэффи-
коэффициента ? при расположении продолговатых
отверстий большей стороной поперек потока
объясняется тем, что преобладаютцая часть
потока поступает в эти отверстия из пристен-
пристенной области. Поэтому входящий в отверстие
поток имеет малый запас кинетической энер-
энергии, и дополнительный эффект наддува оказы-
оказывается небольшим.
При расположении продолговатых отверс-
отверстий большей стороной вдоль потока часть
периметра, обращенная к потоку, мала, и пре-
преобладающая часть потока поступает в от-
отверстие из верхних слоев, имеющих большую
скорость. Это усиливает эффект наддува и со-
соответственно уменьшает коэффициент
сопротивления.
47.	В случае притока увеличение ? для
продолговатых отверстий при расположении
их большей стороной поперек потока объяс-

няется тем, что дросселирующее действие,
оказываемое проходящим потоком ка струю,
выходящую из отверстия, проявляется
сильнее, чем при расположении отверстий
большей стороной вдоль потока, так как
в первом случае лобовая поверхность струи
больше, чем во втором.
48.	На величины ? как при отсосе, так
и притоке значительно влияет установка
у краев отверстий козырьков (см. диаграмму
4-22). При этом наклонный козырек повыша-
повышаем а прямой — понижает коэффициент со-
сопротивления. В первом случае козырек оказы-
оказывает поджимающее действие на поток, про-
проходящий через отверстие, а следовательно,
увеличивается динамическое давление, теря-
теряемое после выхода из отверстия. Во втором
случае козырек ослабляет эффект поджатия
потока, что соответственно уменьшает потери
динамического давления на выходе из от-
отверстия.
49.	При перетекании жидкости (газа) через
проемы в стене, снабженные различными
створками, сопротивление больше, чем при
отсутствии створок, так как они усложняют
траекторию потока. При этом коэффициент
сопротивления становится функцией угла
открытия створок а и относительной длины
створок /СТВ/6СТВ.
50.	К участкам с внезапным расширением
можно отнести и открытую .рабочую # часть
аэродинамических труб (см. диаграмму 4-25).
Основным источником потерь в открытой
рабочей части аэродинамической трубы явля-
является эжекционное рассеяние энергии. Вторым
источником потерь является отсекание диффу-
диффузором трубы от свободной струи «присоеди-
«присоединенных масс» окружающей среды.
Кинетическая энергия отсекаемой части
струи оказывается для труб потерянной и со-
составляет поэтому часть сопротивления
открытой рабочей части.
Коэффициент суммарного сопротивления
открытой рабочей части вычисляют по форму-
формулам Г.Н.Абрамовича [4-1].
Для круглого (или прямоугольного) се-
сечения
-0,1 ^-0,008
где DT = 4F0/n0 — гидравлический диаметр
выходного сечения сопла трубы, м.
Для эллиптического сечения
= 0,145^-0,0017-%
A-	aobo
где
/р.ч— длина
1,5 (а,
открытой рабочей части трубы, м; а0, bQ —
полуоси эллипса, м.
157

4.2. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Расширение (внезапное) потока с равномерным распределением
скоростей [4-13, 4-15, 4-17]
Диаграмма
4-1
WqJq
W
Дефлекторы
T=—^; П—периметр;
"о
1,0
0,8
0,6
0,4
о, г
0,1
1. При
а) без дефлекторов
Стр
р
гДе См=/( у) см. график a; C,Tp = ll2/D2r; X см. второй раздел;
б) с дефлекторами
\
\
ч
X
тшяят
Относительные потери при внезапном расширении
при сверхзвуковых скоростях см. пп. 20-21
параграфа 4-1.
Значения ^
о,б о,а fo/fz
Fo/F2=-
0
1,00
0,60
0,1
0,81
0,49
0,2
Без
0,64
0,3
0,4
0,5
0,6
дефлекторов (кривая
0,5010,3610,25 0,16
С дефлекторами (кривая
0,39
0,30
0,21
0,15
0,10
0,7
/)
0,09
2)
0,05
0,8
0,04
0,02
1,0
0
Г
2. При 500 < Re < 3,3-103 ?м см. график б или по формуле
;м== -8,44556-26,163 A -ВДгJ-5,38086A -F0/Fj* +lgRe [6,007+18,5372 A -Fo/F2J
+ 3,9978 A -Fo/F2)*] +(lgReJ [-1,02318-3,0916A -Fo/F2J-0,680943 (l -F0/F2)*]
Значения
Ft «a
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
Re
10
3,10
3,10
3,10
3,10
3,10
3,10
15
3,20
3,20
3,10
3,00
2,80
2,70
20
3,00
2,80
2,60
2,40
2,30
2,15
30
2,40
2,20
2,00
1,80
1,65
1,55
40
2,15
1,85
1,60
1,50
1,35
1,25
50
1,95
1,65
1,40
1,30
1,15
1,05
102
1,70
1,40
1,20
1,10
0,90
0,80
2-102
1,65
1,30
1,10
1,00
0,75
0.60
5 102
1,70
1,30
1,10
0,85
0,65
0,40
103
2,00
1,60
1,30
1,05
0,90
0,60
2-103
1,60
1,25
0,95
0,80
0,65
0,50
3-103
1,00
0,70
0,60
0,40
0,30
0,20
5*3,3 -103
0,81
0,64
0,50
0,36
0,25
0,16
158

Продолжение
Расширение (внезапное) потока с равномерным распределением
скоростей [4-13, 4-15, 4-17]
Диаграмма
4-1
3 При 10 ^ Re < 500 ?м см. график б или по формуле
^ = 3,62536+ 10,744A ^FJF2J-
+ 33,40344A-адL]
х
х [30,8558 + 99,9542A -F0/F2J-
x[-13,217-53,9555 A-^0/.Р2J+ !'S
33,8053 {\-F0/F2)*l	og
4. При Re<10
^30	°
M~Re
Расширение (внезапное) за длинным прямым участком, диффузором
и т. п. с распределением скоростей по степенному закону;
круглое или прямоугольное сечение; Re = wOjDr/v>3,5 • 103 [4-13, 4-15]
Диаграмма
4-2
я
-У
Ар
~; П—периметр;
где Af=
>.см. график б
См =/(>",
см. график а
см. второй раздел
Значения С,
т
1,0
1,35
2,0
3,0
4,0
7,0
00
0
2,70
2,00
1,50
1,25
1,15
1,06
1,00
0,1
2,42
1,74
1,28
1,04
0,95
0,86
0,82
0,2 "
2,14
1,51
1,08
0,85
0,77
0,69
0,64
0,3
1,90
1,29
0,89
0,68
0,62
0,53
0,48
F0/F2
0,4
1,66
1,00
0,72
0,53
0,47
0,41
0,36
0,5
1,45
0,93
0,59
0,41
0,35
0,29
0,25
0,6
1,26
0,77
0,46
0,30
0,25
0,19
0,16
0,7
1,09
0,65
0,35
0,20
0,17
0,12
0,09
0,8
0,94
0,53
0,27
0,14
0,11
0,06
0,04
1,0
0,70
0,36
0,16
0,07
0,05
0,02
0
159

Продо. гжение
Расширение (внезапное) за длинным прямым участком, диффузором
и т. п. с распределением скоростей по степенному закону;
круглое или прямоугольное сечение; Re = w0Z)r/v>3,5 • 103 [4-13, 4-15]
Диаграмма
4-2
1м
2,4-
2,0
1,6
', 2
0,8
О,*
О
\
\
Ч,
т'1,0
К
7,0
"\
*——
2,0
1,5
1,0
brr-
—^
«si
——¦
	'
——
— —
(?)
0 0,1 0,2 0,3 0^ 0,5 0,6 0,7 0,8 0,91/т
т
N
М
1,0
2,70
1,50
1,35
2,00
1,32
2,0
1,51
1,17
3,0
1,25
1,09
4,0
1,16
1,05
7,0
1,06
1,02
ос
1,0
1,0
0,1 0,1 0,3 0,* 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 FQ/FZ
Расширение (внезапное) за длинными плоскими прямыми участками,
плоскими диффузорами и т. п. с распределением скоростей по
степенному закону; Re = wo2)r/v>3,5 • 103 [4-13, 4-15]
Диаграмма
4-3
У
-У
w
Umax
pvvo/2 «п	д
DT=4F0/U0; D2T = AF
П—периметр;
(m+1J
где M=\ ; ;
m2(m + 3)
>. см. график б; ^м =f(m, F0/F2) см. график а;
^ l//Z) X	й
. гр
ф ^м f( 0/2)
/2/ZJr; X см. второй раздел
W
'bj '
/7	^/ 42 0,3
Значения С„
qs qs qi 0,8 q,9fo/fz
/и
1,0
1,35
2,0
0
2,00
1,65
1,35
0,1
1,74
1,40
1,14
0,2
1,51
1,20
0,94
0,3
1,28
1,00
0,77
ад
0,4
1,19
0,83
0,62
= 1К
0,5
0,92
0,67
0,48
0,6
0,77
0,53
0,36
0,7
0,64
0,41
0,26
0,8
0,51
0,32
0,19
1,0
0,34
0,20
0,10
160

Продолжение
Расширение (внезапное) за длинными плоскими прямыми участками,
плоскими диффузорами и т. п. с распределением скоростей по
степенному закону; Re = vv0Z)r/v>3,5 • 103 [4-13, 4-15]
Диаграмма
4-3
т
3,0
4,0
7,0
00
0
1,19
1,12
1,04
1,00
0,1
0,98
0,92
0,85
0,81
0,2
0,80
0,74
0,64
0,64
0,3
0,64
0,60
0,54
0,49
FJF2
0,4
0,49
0,46
0,41
0,36
= !/«„
0,5
0,37
0,33
0,28
0,25
0,6
0,24
0,23
0,18
0,15
0,7
0,18
0,14
0,08
0,08
0,8
0,12
0,09
0,05
0,04
1,0
0,05
0,04
0,02
0
¦
- —
¦и г-
¦1 ¦—
т '-
N
т —
¦ —
Af —
5 —
0 0,1 0,1 0,3
0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 ///77
т
N
М
1,0
2,00
1,33
1,35
1,64
1,22
2,0
1,35
1,13
3,0
1,18
1,07
4,0
1,12
1,04
7,0
1,04
1,02
оо
1,0
1,0
Расширение (внезапное) плоского канала - за решетками,
за направляющими лопатками в коленах и т. п. с распределением
скоростей по закону тригонометрической функции;
Re = wo.Dr/v>3,5-103 [4-13, 4-15]
Диаграмма
4-4
4F0
4F2
П—периметр
w Aw . ^7 2y
—=1H	smlifeiTc-p-;
w0 w0	b0
kx—целое число;
^
где
М=1-ь-( —) ; iV=l+-( —J см. график б;
2\w0J	2\woJ
5тг) см- график a; ^Tp = X./2/ZJr; X см. второй
раздел
Значения
-к
0,1
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
0
1,01
1,06
1,24
1,54
1,96
2,50
0,1
0,83
0,88
1,04
1,31
1,70
2,21
0,2
0,66
0,70
0,84
1,18
1,47
1,95
0,3
0,50
0,54
0,68
0,92
1,27
1,70
ад
0,4
0,38
0,40
0,54
0,75
1,07
1,46
0,5
0,26
0,29
0,41
0,61
0,89
1,25
0,6
0,17
0,20
0,30
0,48
0,75
1,05
0,7
0,10
0,13
0,22
0,39
0,60
0,88
0,8
0,06
0,07
0,16
0,29
0,49
0,74
1,0
0,01
0,02
0,08
0,18
0,32
0,50
Зак. 1584
161

Продолжение
Расширение (внезапное) плоского канала за решетками,
за направляющими лопатками в коленах и т. п. с распределением
скоростей по закону тригонометрической функции;
Re = woZ)r/v>3,5-103 [4-13, 4-15]
Диаграмма
4-4
1м
г Л
2,0
'.S
0,8
о о,? о,г о,з о,** о,5 о,б oj о,д о,9 fo/fz
г Л
I,*
ч
ч
Aw/к
\
S
ч
**—
— —
©

—¦
— —
&w/w0
N
М
Л w/w0
N
М
.л
0,1
1,02
1,00
0,6
1,54
1,18
0,2
1,06
1,02
0,7
1,73
1,24
0,3
1,13
1,04
0,8
1,96
1,32
0,4
1,24
1,08
0,9
2,22
1,40
0,5
1,37
1,12
1,0
2,50
1,50
¦шняв
.	-*-
У
м
О 0,1 O,Z 0,3 О,Ь 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 Aw/wQ
Расширение (внезапное) за плоскими диффузорами при а>10°,
за коленами и т. п. с несимметричным распределением скоростей;
-103 [4-13, 4-15]
Диаграмма
4-5
4F.
П—периметр;
w
2,8
2,0
1,6
0,8
\
\
\
\
\
\
ч
-1 ,37
где t,M=f{F0IF2)
см. график; СтР = М2/D2r;
X см. второй раздел
О 0,2
0,6 0,8 Fn/F,
— = 0
Н
\
,585 +
0,2 +
1,64 sin
1,95^
bo/
Р;
0
3,
70
0
3
,1
,34
0
2
,2
,99
0,3
2,67
0
2
,4
,36
0,5
2,08
0,6
1,82
0,7
1,57
0,8
1,35
1,0
0,96
162

Расширение (внезапное) за участками с параболическим
распределением скоростей; Re = w0Z)r/v>3,5 103 [4-13, 4-15]
Диаграмма
4-6
У
-у
1. Труба круглого сечения:
Ло I
па п\
2. Плоский канал:
Il
)г=п ; Dirn ;
0	2	где C,M=f{F0/F2); Стр = ^/2/^2г; ^ см. второй раздел
П—периметр;
-=i- ^
Значения
Л г
/7,5
\
\ч

О 0,1 0,Ь 0,6 0,8 F0/Fz
0
2,00
1,55
0,1
1,75
1,32
0,2
1
1,51
1,11
0,3
0,4
0,5
. Труба круглого
1,30
2.
0,92
1,10
0,92
0,6
0,7
сечения
0,78
0,63
Плоский канал
0,75
0,60
0,47
0,36
0,8
0,51
0,27
1,0
0,34
0,15
Деформация потока в прямой трубе (канале);
Re = wo?>r/v>3,5-103 f4^, 4-15]
Диаграмма
4-7
wo,F0	Л
—Wmax	+я/
1
Н5тТ0)Вв
	Л.
	».
	- ZJ
П — периметр
-у
Степенной закон распределения скоростей:
До.
м=/[ — ); М и N см. график б диаграмм 4-2 и 4-3;
?Tp = Ai0/?>0; X см. второй раздел.
Параболический закон распределения скоростей:
1. Труба круглого сечения:
¦ = 0,34.
2. Плоский канал:
163

Продо.гжение
Деформация потока в прямой трубе (канале);
Re = w0Z)r/v>3,5-103 [4-13, 4-15]
Диаграмма
4-7
I»
0,6
0,5
о Л
0,3
о, г
0,1
>
1
/
/
1
/
/
/
т
с„
См
1,0
1.
0,7
0,31
1,35
2,0
4,0
Труба круглого сечения
0,36
0,16
0,05
2. Плоский канал
0,19
0,10
0,04
7,0
0,02
0,02
оо
0
0
0,Z 0,f 0,6 0,8 t/m
Деформация потока в прямой трубе круглого сечения при входе в нее
свободной струи (эжектор);
Re = w0X>r/v>3,5-103 [4-13, 4-15]
Диаграмма
4-8
N}M
8
О I
-0,8
4F
>
1
V
N
\
М
\
1
8 S/Dr
'М/2
Величины ^м, М и ,N определяют по графику в
зависимости от длины свободной струи S/Dr;
ir=F2/ir0=FCTp/ir0, q и ё находят в зависимости
от длины свободной струи S/Dr по диаграммам
11-28 и 11-29; Стр = Х/2/D2rl ^ см. второй раздел
Пара-
Параметры
См
N
М
S/Dr
0,5
0,16
1,65
1,25
1,0
0,46
2,89
1,71
1,5
0,84
3,90
2,00
2,0
1,43
4,85
2,20
2,5
2,02
5,65
2,30
3,0
2,54
6,35
2,40
Пара-
Параметры
См
N
М
S/Dr
4,0
3,26
7,20
2,45
5,0
3,65
7,55
2,45
6,0
3,80
7,68
2,45
8,0
3,81
7,70
2,45
10
3,81
7,70
2,45
164

Сужение (внезапное) при b/Dr = 0; Re = vv0Dr/v> 104 [4-12, 4-13]
(b см. диаграмму 3-9)
Диаграмма
4-9
по
юр
Тип
кром-
кромки на
входе
Ост-
Острая
-^
Схема
*^г х О/ ААС
Коэффициент сопротивления
pwl/2
где а см. хривую a=f(F0/Fl); С,тр =
л см. второй раздел
о
1,0
0,2
0,850
0,4
0,680
0,6
0,503
0,8
0,300
0,9
0,178
1,0
0
и.
0,8
0,2
0,S 0,8 Fg/F,
Зак-
руг-
лен-
ная
- >
где % см. кривую ^-f(r/Dr) диаграммы 3-4
(кривая б); а см. кривую я==/(-г?
(п.1); C,Tp = \lQ/Dr; X см. второй раздел
Сре-
Срезана
под
уг-
углом
где ^" см. кривую ?=/(<х, //2?г) диаграммы 3-7;
а см. кривую a~f{FojFi} (п. 1); Crp = X/0/Z
X см. второй раздел
165

Сужение (внезапное) в переходной и ламинарной областях;
Re = wo?r/v>104 [4-3, 4-18]
Диаграмма
4-10
30
2. При Re<10 С„«^
pwo/2
1. При 10^Re<104 ?м см. кривые Cm=/(r^
формуле
или по
где Л=? a,(lgRe)'; ao= -25,12458; ^ = 118,5076; a2 =
= -170,4147; a3 = 118,1949; а4= -44,42141; а5 = 9,09524; а6 =
= - 0,9244027; а7 = 0,03408265;
z = 0
atj см. ниже.
Значения аи
0
1
2
10<Re<2-103
0
1,07
0,05
0
1
1,22
-0,51668
0
2
2,9333
0,8333
0
2-103<Re<4103
0
0,5443
-0,06518
0,05239
1
-17,298
8,7616
-1,1093
2
-40,715
22,782
-3,1509
F0/Ft
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
Значения
См
Re
10
5,00
5,00
5,00
5,00
5,00
5,00
20
3,20
3,10
2,95
2,80
2,70
2,60
30
2,40
2,30
2,15
2,00
1,80
1,70
40
2,00
1,84
1,70
1,60
1,46
1,35
50
1,80
1,62
1,50
1,40
1,30
1,20
102
1,30
1,20
1,10
1,00
0,90
0,80
2 102
1,04
0,95
0,85
0,78
0,65
0,56
5-102
0,82
0,70
0,60
0,50
0,42
0,35
103
0,64
0,50
0,44
0,35
0,30
0,24
2-Ю3
0,50
0,40
0,30
0,25
0,20
0,15
4-103
0,80
0,60
0,55
0,45
0,40
0,35
5 103
0,75
0,60
0,55
0,50
0,42
0,35
104
0,50
0,40
0,35
0,30
0,25
0,20
>104
0,45
0,40
0,35
0,30
0,25
0,20
4,8
4,0
3,2
if
V
1,6
0,8
0
-А
V
А1
1=
/ 2 f 5 Ь
r ft/
m
',0 -
1
^.
¦^
щ
m
Ш
1
112 5 1
N
01Re
166

Диафрагма с острыми краями (//?>г = 0 н-0,015), установленная
на переходном участке; Re = w0Dr/v> 104 [4-13, 4-14]
Диаграмма
4-11
= 4F0/Yl0
[/ /Г N0.375
0,707 h-j) ¦
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
Значения
0
2,91
2,27
1,71
1,23
0,82
0,50
0,1
2,82
2,19
1,64
1,17
0,77
0,46
0,2
2,72
2,10
1,56
1,10
0,72
0,42
0,3
2,61
2,01
1,48
1,03
0,67
0,38
0,4
2,51
1,91
1,40
0,97
0,61
0,34
0,5
2,39
1,81
1,31
0,89
0,56
0,30
0,6
2,25
1,69
1,21
0,81
0,49
0.25
0,7
2,10
1,56
1,10
0,72
0,42
0,20
0,8
1,92
1,41
0,97
0,62
0,34
0,15
0,9
1,68
1,20
0,80
0,48
0,25
0,09
1,0
1,00
0,64
0,36
0,16
0,04
0
Диафрагма с утолщенными краями (//Z)r>0,015), установленная
на переходном участке; Re = w0Dr/v> 105 [4-13, 4-14]
Диаграмма
4-12
Dr=4F0/n0
р \O,375,
+ Х—, t = B,4-i
где т=/| — I см. график или X — см. второй раздел
T&1/D,
X
т
0
1,35
1,0
0,24
0,2
1,22
1,2
0,16
0,4
1,10
1,6
0,07
0,6
0,84
2,0
0,02
0,8
0,42
2,4
0
г
'.г
0,8
о Л
>
к
\

(а)
0	0,t 0,8 1,1 1,6 1/дГ
167

Диафрагма со срезанными и закругленными по потоку краями,
установленная на переходном участке; Re = w0JDr/v> 104 [4-13, 4-14]
Диаграмма
4-13
Диафрагма
Схема
Коэффициент сопротивления
Со срезан-
НЫМИ ПО
потоку
краями
ри-5/
0.73
где при а = 40 -г- 60° % см. график а
или С-ОЛЗ + О^-Ю-^4^88'472*3).
При других а Ц — как ? по диаграмме 3-7
l/Dr
0,01
0,46
0,02
0,42
0,03
0,38
0,04
0,35
0,06
0,29
0,08
0,23
0,12
0,16
2*0,16
0,13
0,3
0,1
ч
О 0,0* 0,08 !,2 l/J?r
С закруг-
закругленными
краями
ри>о/2
0.75
О,375
-t) v-t)-
где ?-f(r/Dr) см. график б или ?' = 0,03 + 0,47 х
х ехр (-17,73 г), г=r/Dr
г
0,01
0,50
0,02
0,44
0,03
0,37
0,04
0,31
0,05
0,26
0,06
0,22
0,08
0,19
0,12
0,15
0,09
0,16
0,06
?0,2
0,03
Г
0Л
о, г
\
s
¦*" ¦¦¦II
®
0	Q,O<t 0,09 О, Г Z 0,16 0,20 г/Лг
168

Диафрагма с острыми краями(///)г = 0^0.015)
в прямой трубе; Re = vv0Z)r/v^ 105 [4-13, 4-14]
Диаграмма
4-14
pwf/2
0,375'
см. кривую r^=
\
\
\
\
0,6 0,7 0,8 0,9 f
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 Q,B 0,7 0,8 0,9 f
FolF,
Fo/Fy
r
S
FJF,
0,02
7083
0,03
3089
0,04
1716
0,05
1082
0,22
41,8
0,24
33,8
0,50
4,37
0,26
27,7
0,52
3,81
0,28
23,0
0,55
3,10
0,30
19,2
0,60
2,24
.0,06
733
0,32
16,2
0,65
1,60
0,08
402
0,34
13,8
0,70
1,13
0,10
250
0,36
11,8
0,75
0,79
0,12
168
0,38
10,1
0,80
0,54
0,14
119
0,40
8,75
0,85
0,34
0,16
88,1
0,42
7,57
0,90
0,19
0,18
67,2
0,20
52,6
0,45
6,12
0,95
0,09
0,47
5,31
1,00
0
169

Диафрагма с утолщенными краями (//Z)r>0,015) в прямой
трубе (канале); Rz = w0Dr/v> !05 [4-13, 4 14]
Диаграмма
4-15
4/г
4/ ^
А1
j \ /
где т см. таблиду (ниже), график а диаграммы 4-12 или
т = B,4-7)-1(Гф(/); фG) = 0,25 + 0,53578/@,05+77) см. второй раздел.
ПРИ ^=°>02 значения ^^ffl/D,, F0/FJ см. график
Значения ?, при А. = 0,02
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,4
2,0
3,0
4,0
5,0
6,0
7,0
8,0
9,0
10,0
т
1,35
1,22
1,10
0,84
0,42
0,24
0,10
0,02
0
0
0
0
0
0
0
0
FJFl
0,02
6915
6613
6227
5708
4695
4268
3948
3783
3783
3833
3883
3933
3983
4033
4083
4133
0,04
1676
1602
1533
1382
1137
1033
956
916
916
929
941
954
966
979
991
1004
0,06
716
684
655
591
485
441
408
391
391
397
402
408
413
419
424
430
0,08
394
376
•
360
324
266
242
224
215
215
218
221
224
227
231
234
237
0,10
244
233
223
201
165
150
139
133
133
135
137
139
141
143
145
147
0,15
99,5
95,0
91,0
81,9
67,2
61,0
56,4
54,1
54,3
55,2
56,0
56,9
57,8
58,7
59,6
60,5
0,20
51,4
49,0
47,0
42,3
34,6
31,4
29,1
27,9
28,0
28,6
29,0
29,6
30,0
30,6
31,0
31,6
0,25
30,0
28,6
27,4
24,6
20,2
18,3
17,0
16,3
16,4
16,7
17,0
17,4
17,7
18,0
18,3
18,6
0,30
18,8
18,0
17,2
15,5
12,7
11,5
10,7
10,2
10,3
10,6
10,8
11,0
11,2
11,4
11,6
11,9
0,40
8,56
8,17
7,83
7,04
5,77
5,24
4,86
4,68
4,75
4,88
5,00
5,12
5,25
5,38
5,50
5,62
0,50
4,27
4,08
3,92
3,53
2,90
2,64
2,45
2,38
2,43
2,51
2,59
2,67
2,75
2,83
2,91
3,00
0,60
2,19
2,09
2,01
1,82
1,50
1,37
1,29
1,26
1,30
1,35
1,41
1,46
1,52
1,57
1,63
1,68
0,70
1,11
1,07
1,03
0,94
;\_-
0,78
0,72
0,68
0,68
0,71
0,75
0,79
0,83
0,87
0,91
0,95
0,99
0,80
0,53
0,51
0,50
0,46
0,39
0,37
0,36
0,36
0,39
0,42
0,45
0,48
0,51
0,54
0,58
0,61
0,90
0,19
0,19
0,19
0,18
0,16
0,16
0,16
0,17
0,20
0,22
0,24
0,27
0,29
0,32
0,34
0,37
1,00
0
0
0,01
0,01
0,02
0,02
0,03
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
0,14
0,16
0,18
—
0,20
170

Продолжение
Диафрагма с утолщенными краями (//Dr>0,015) в прямой
трубе (канале); Re = wo?r/v> 105 [4-13, 4-14]
Диаграмма
4-15
6000
4000
2000
1000
600
400
200
100
60
40
20
10
6
/ =**
V
0,2
V
Г
~__
ттт
——
штт
^=
mm»
ттт
шттш
ттт
ттШ
f
ттт
тттш
т*тт
¦¦Ш
тят*
¦мй
MB
¦НЕ
ттт
—
=
тттш
¦-—
¦¦CS
¦¦¦¦
ШШМ1
=а
¦--¦
—-
¦¦¦>
=
¦в
__
ае
¦«¦¦
¦¦>
г
=1
т
п t
и, и

0,1
0,2
}Г
'0
0
0
0
'0
¦наш
Si
/fj:
о__
шт
0
шятт
•1,
1
0Z
=
=
штш
шт
а—
¦«¦
¦И"
-=
SW*
8 9 L/Dr
Диафрагма (отверстие) со срезанными по потоку краями (ос = 40 н-60°)
в прямой трубе; Re=^^>104 [4-13, 4-14]
Диаграмма
4-16
1
^'=/1 —) см. таблицу (ниже), график а диаграммы 4-13
или ?' = 0,13 + 0,34 ехр (-7,94Г-203,55Г2-3); 7=//?>г
Значения
= //?)
0,01
0,02
0,03
0,04
0,06
0,08
0,12
0,16
0,46
0,42
0,38
0,35
0,29
0,23
0,16
0,13
FolFi
0,02
6840
6592
6335
6140
5737
5297
4748
4477
0,04
1656
1598
1535
1488
1387
1281
1147
1081
0,06
708
682
655
635
592
546
488
460
0,08
388
374
360
348
325
300
267
251
0,10
41
232
223
216
201
185
165
155
0,15
98,2
94,5
90,6
87,7
81,5
75,0
66,7
62,7
0,20
50,7
48,7
46,7
45,2
41,9
38,5
34,1
32,0
0,25
29,5
28,4
27,2
26,2
24,4
22,3
19,7
18,4
0,30
18,5
17,8
17,0
16,4
15,2
13,9
12,2
11,4
0,40
8,39
8,05
7,69
7,40
6,83
6,20
5,40
5,02
0,50
4,18
4,00
3,80
3,66
3,35
3,02
2,61
2,42
0,60
2,13
2,03
1,93
1,84
1,68
1,51
1,29
и*
0,70
1,08
1,02
0,97
0,92
0,83
0,74
0,62
0.56
0,80
0,51
0,48
0,45
0,43
0,38
0,33
0,27
0,24
0,90
0,18
0,17
0,16
0,15
0,13
0,11
0,09
0,08
1,0
0
0
0
0
0
0
0
0
171

Продо,1жение
Диафрагма (отверстие) со срезанными по потоку краями (а = 40-г-60°)
в прямой трубе;
04 [4-13, 4-14]
Диаграмма
4-16
0,1 0,2 0,1 О,Ь 0,5 0,6 . 0,7 0,8 0,9 F0/Ff
Диафрагма с закругленными по потоку краями в прямой трубе;
Re = wo?r/v>104 [4-13, 4-14]
Диаграмма
4-17
С—Л(тг) см- таблицу (ниже), график б диаграммы 4-13
или С = 0,03+ 0,47 ехр(-17,73^; rW/Д.
r!Dr
0,01
0,02
0,03
0,04
0,06
0,08
0,12
0,16
i '
С
0,44
0,37
0,31
0,26
0,19
0,15
0,09
0,06
Значения С
1
F.IFX
0,02
6717
6273
5875
5520
4982
4657
4085
3745
0,04
1628
1520
1421
1336
1206
1125
986
902
0,06
695
648
607
570
513
479
420
384
0,08
382
356
332
312
281
262
229
210
0Л0
236
221
206
193
174
162
141
129
0,15
96,4
89,7
83,6
78,3
70,3
65,3
56,8
51,8
0,20
49,7
46,2
43,0
40,2
36,0
33,4
29,0
26,3
0,25
29,0
26,9
25,0
23,4
20,8
19Т3
16,6
15,0
0,30
18,2
16,8
15,6
14,6
12,9
12,0
10,2
9,3
0,35
12,0
ИЛ
10,3
9,54
8,46
7,80
6,65
5,99
0,40
8,24
7,59
7,01
6,51
5,76
5,29
4,48
4,02
0,45
5,75
5,29
4,87
4,51
3,97
3,63
3,06
2,73
0,50
4,10
3,75
3,45
3,19
2,79
2,55
2,14
1,90
0,55
2,91
2,65
2,43
2,24
1,96
1,78
1,48
1,31
0,60
2,08
1,90
1,74
1,60
1,38
1,25
1,03
0,91
0,65
1,49
1,35
1,23
1.13
0,97
0,88
0,71
0,62
0,70
1,05
0,95
0,86
0,79
0,67
0,60
0,48
0,42
0,75
0,73
0,66
0,59
0,54
0,46
0,41
0,33
0,28
0,80
0,49
0,44
0,40
0,36
0,30
0,26
0,21
0,17
0,90
0,18
0,15
0Л4
0,12
0,10
0,08
0,06
0,05
1,0
0
0
0
0
0
0
0
0
172

Продолжение
Диафрагма с закругленными по потоку краями в прямой трубе;
Re = w0DJv>\Q* [4-13, 4-14]
Диаграмма
4-17
800
700
600
500
400
3Q0
200
100
1
1
1
111/1
и i >
11
/Л
¦0,01
0,06
Ш
IV
1
80
70
АЛ
sol
щ
30
20
\
\
V
r/Dr
^0,01
,0,08
'0,16
J
К
0
ч
ч
:
о
7
с
5
J
2
1
\
\
\
X
\
\
\
у
\
Л
Vj
V
0,01
ш
0,16
к
\
\
\ч
\
Q8
0,6
4«
0,2
A
L
т
>
V
Д
Л
\
у
\
г/
X
\\
V
'Яг
0,О1
Ц08
0,16
\\
s
V 0,8 0,9 Fg/F,
0,1 0,1 0>3 0,4 O,S 0,6 0,7 0,8 0,9 F0/Ft
Отверстия с различными краями в стенке с неограниченной
площадью [4-13, 4-14]
Диаграмма
4-18
Края отверстия
Схема
Коэффициент сопротивления
Острые (//Z)r =
= 0+0,015)
г По
= 2,7-г 2,8
Утолщенные
(глубокое от-
отверстие)
(//Дг>0,015)
V////A
г, г
1,8
\
\
ч,
(
0 0,4- 0,8 1,2 1,6 2,0 2,1- 2,8 l/J3r
Re=slO4	C = t
173

Продолжение
Отверстия с различными краями в стенке с неограниченной
площадью [4-13, 4-14]
Диаграмма
4-18
где sQ=/(/) см. график а или С,- 1,5 + B,4—/) х
х lO-"tl) + Xl/Dr фG)=О,25+О,53578/(О,О5 + 77);
X см. второй раздел
о
2,85
1,2
1,67
0,2
2,72
1,4
1,62
0,4
2,60
1,6
1,60
0,6
2,34
1,8
1,58
0,8
1,95
2,0
1,55
1,0
1,76
4,0
1,55
Срезанные
по потоку
Э4 С=/(?) см. график б или ? = (
0,13 + 0,34-ехр (- 7,94Г-203,55Р-3)
I
г, г
, где
*-—.
"**—
0
0,08 0,Г2
а=40-г60°
0,16 l/JJr
1=11 D,
T=l/Dc
2,85
0,06
2,33
0,01
2,80
0,08
2,18
0,02
2,70
0,10
2,08
0,03
2,60
0,12
1,98
0,04
2,50
0,16
1,84
0,05
2,41
0,20
1,80
Закругленные
по потоку
? =/(/•) см. график в или ?=(
= 0,03 + 0,47 • ехр (-17,73 г)
I
г,г
1,8
J, где С =
r=r/Dr
1,0
0,01
ч

(
¦ива
0,0* 0,08 0,/г 0,16 г/Лу
2,72
0,02
2,56!
0,03
2,40
0,04
2,27
0,06
2,06
0,08
1,90
0,12
1,67
0,16
1,54
0,20
1,46

Диафрагмы (откерстия) с любыми формами краев для различных
условий перетекания потока в переходной и ламинарной областях
(Re = H\,Z>r/v<104-H05) [4-16]
Диаграмма
4-19
1. При 30<Re<104^105 ? =
—r:r
pWo/2
А/7	33
и соответственно
Ар 33/Л
S0Re СМ. НИЖС
3. При Re<10:
И Г
Re 4l pwf/2
А/?	А/?	д
i;Ol?B=——, Ci.kb=—2T;—как С ПРИ Re>104 по соответствующим диаграммам 4-1—4-18;
ри>о/2	pv^/Z
? см. табл. 1 или по формуле
^ = [18,78-7,768^/^0 +6,337 (^/^0J]ехр {[-0,942-7,246^/^-3,878 (^0/^J]1§ Re};
eo.Re см. табл. 2 или по формуле
5
?o.Re=Z fl;(lgRe)'", где ао = 0,461465;
i = 0
а1==-0,2648592; а2 = 0,2030479; а3= -0,06602521; а4 = 0,01325519; а5=-0,001058041
1. Значения
7.
0
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
0,95
30
1,94
1,78
1,57
1,35
1,10
0,85
0,58
0,40
0,20
0,03
40
1,38
1,36
1,16
0,99
0,75
0,56
0,37
0,24
0,13
0,03
60
U4
1,05
0,88
0,79
0,55
0,30
0,23
0,13
0,08
0,02
102
0,89
0,85
0,75
0,57
0,34
0,19
0,11
0,06
0,03
0
2-102
0,69
0,67
0,57
0,40
0,19
0,10
0,06
0,03
0,01
0
4-Ю2
0,64
0,57
0,43
0,28
0,12
0,06
0.03
0,02
0
0
Re
103
0,39
0,36
0,30
0,19
0,07
0,03
0,02
. 0,01
0
0
2-103
0,30
0,26
0,22
0,14
0,05
0,02
0,01
0
0
0
-
4-103
0,22
0,20
0,17
0,10
0,03
0,01
0
0
0
0
104
0,15
0,13
0,10
0,06
0,02
0,01
0
0
0
0
2-104
0,11
0,09
0,07
0,04
0,01
0
0
0
0
0
105
0,04
0,03
0,02
0,02
0,01
0
0
0
0
0
2-105
0,01
0,01
0,01
0,01
0,01
0
0
0
0
0
106
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
Re
Г:ОИс
10
0 14
20
0 IS
30
0 4
40
0 17
60
0 40
80
0 41
102
0,45
2-Ю2
0,52
4-102
0,58
2.
6-Ю2
0,62
Значения
103
0,65
2-Ю3
0,69
€0Re
4-Ю3
0,74
6103
0,76
104
0,80
2104
0,82
4-104
0,85
6-Ю4
0,87
105
0,90
2105
0,95
3-Ю5
0,98
4-Ю5
1,0
175

Продо.гжение
Диафрагмы (отаерстия) с любыми формами краев для различных
условий перетекания потока в переходной и ламинарной областях
(Re = wo/)r/v<104~105) [4-16]
Диаграмма
4-19
2,0
1,8
1,6
ьг
1,0
OS
0,6
ОА
0,2
0
I
b°/Fi
i
\]Ж
I
-
2
V\
\v
m
x\]
W
x/tf'
-0
..>0,2
,,0,3
'' ,0,5
<' 0,6
% i
\ A>
A/
V ^
101 i
0,9
11
4
-
ч
I
L
p
ч 1
Ж
Ж5
i ^
Ш
4 5
ог
S
?
X
:=;=^
BSB
f/1 f '
/I/ I i
>
X
•
У
4 5
/0*
10 1 2
x/G
i 5 >??
5
Диафрагма в трубах при больших дозвуковых скоростях
(больших числах Маха) [4-34]
Диаграмма
4-20
Острые кромки отверстий:
где ^ см. диаграммы 4-11, 4-12; /cM==
i V Ma -^- a - \k-^-
*i V pi
скорость звука; А: см. табл. 1-4. При срезанных или закругленных
кромках отверстий см. диаграмму 8-7
Значения км
7
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6 •
0,7
0,8
0,9
Ма<
0
1,00
i,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
0,05
1,09
1,03
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
0,10
1,30
1,13
1,03
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
,15
1,51
1Д4
1,03
1,00
1,00
1,00
1,00
0,20

—
1,41
1,10
1,05
1,03
1,01
1,00
0,25

—
—
1,27
1,14
1,08
1,03
1,00
0,30

—
—
1,85
1,30
1,18
1,07
1,02
0,35

—
—
—
1,77
1,35
1,12
1,04
0,40

—
—
—
—
1,68
1,20
1,07
0,45

—
—
-
—
—
1,37
1,13
0,50

—
—
—
—
—
1,63
1,21
0,55

—
—
—
—
—
2,01
1,33
0,60
	,
—
—
—
—
—
—
1,50
0,65
—
—
—
—
—
—
1,75
176

Продолжение
Диафрагма в трубах при больших дозвуковых скоростях
(больших числах Маха) [4-34]
Диаграмма
4-20
О 0,05 0,10 O,f5 Ц20 0,250,30 0,35 0,40 0^5 0,50 0,55 O,SO O,S5 Afar
Коллектор, вделанный в стенку с неограниченной площадью;
Re = woZ)r/v>l04 [4-27]
Диаграмма
4-21
—	—Г' 4-Г
~9<П Ктр'
г =11 r=r(± L
ГД ^ D/ <> \Dr'D,
X см. второй раздел
v
2,2
1,8
?
1Л
1Л -^
1,0
\
\
\
IV
п
,r/Dr=0,02
V
.0,06
,0,08
г
/
/
/
1
/
1
0,20
/
j
0,2 Ц* t,0 tb 7,8 ?? 2В 30 J*
Значения С,'
L/Л/
0,02
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
0,20
0,50
0,25
2,64
2,20
1,90
1,44
1,12
1,08
1,04
1,03
1
0,50
2,25
1,70
1,30
1,19
1,10
1,08
1,04
1,03
0J5
1
1,89
,42
[,23
1,16
,10
1,08
[,04
1,03
1,00
1,68
[,37
1,22
1,15
1,10
1,07
1,04
[,03
1,25
1,60
1,34
1,22
1,15
1,10
1,07
1,04
1,03
l/Dr
1,50
1,56
1,33
1,21
1,15
1,10
1,07
1,04
1,03
1,75
1,54
1,33
1,21
1,15
1,10
1,07
1,04
1,03
2,0
1,53
1,32
1,21
1,15
1,10
1,07
1,04
1,03
2,5
1,51
1,32
1,21
1,15
1,10
1,07
1,04
1,03
3,0
1,50
1,32
1,21
1,15
1,10
1,08
1,05
1,03
3,5
1,49
1,31
1,20
1,15
1,10
1,08
1,05
1,03
4,0
1,48
1,30
1,20
1,15
1,10
1,08
Mb
1,03
177

Отверстия в тонкой стенке при наличии проходящего потока
()	O4 [4-28]
Диаграмма
4-22
Схема 1
	I
1
•сз
Г ! 1
Положение
отверстий
*~ Woe
Cxerrn
wr/f
S)
Без козырьков (схемы I и 2): ?=
см. графики а—#.
С козырьками у круглого отверстия
Ар
(схема 3): ?s=	=— см. графики б и г.
ри>о/2
А. Отсосные отверстия (вход w0 — штри-
штриховые стрелки)
Ц а
0,17
0,5
1,0
2,0
6,0
Знамени*
i ц для схемы 1 (график а)
0
2,70—2,80
2,70—2,80
2,70—2,80
2,70—2,80
2,70—2,80
0,5
2,75—2,85
2,65—2,75
2,65—2,75
2,65—2,75
2,55—2,65
1,0
2,95
2,85
2,85
2,85
2,65—
2,75
2,0
4,00
3,35
3,35
3,20
3,15
3,0
5,20
4,15
4,15
3,80
3,55
4,0
6,65
5,00
5,00
4,50
4,15
5,0
8,05
6,00
6,00
5,20
4,75
6,0
9,50
7,00
7,00
5,95
5,45
1/4=0,17/
А
V,
у
'it/
*L/a=s,o
/
/
J
2
—— Схема J /
	Схема г/
-Я
/
/
/
/
/
/
А
'N•1
/
К
А
/
V
/
/
/
/
/
178

Отверстия в тонкой стенке при наличии проходящего потока
К)	04 [4-28]
Продолжение
Диаграмма
4-22
Значение ^ для схемы 2 (график б)
Положение
отверстий
№ 1
№ 2
0
2,70—2,80
2,70—2,80
0,5
2,70—2,80
2,55—2,65
1,0
2,80—2,90
2,60—2,70
2,0
3,50
3,40
3,0
4,10
4,05
4,0
4,95
4,95
5,0
5,75
5,75
6,0
6,70
6,70
Значения ? для схемы 3 (график б)
Кривая
а
б
в
">aolW0
0
4,95
2,73—2,85
2,16—2,20
0,5
5,75
4,00
2,60—2,70
1,0
6,60
5,00
3,20
2,0
8,45
6,50
4,20
3,0
10,0
7,80
5,20
4,0
8,95
6,20
5,0
10,0
7,2
6,0
О 9
Б. Приточные отверстия (выход w0—сплошные стрелки)
I/a
0,17
0,5
1,0
2,0
6,0
Значения I
, для схемы
[ 1 (график
4)
0
2,70—
2,80
2,70—
2,80
2,70—
2,80
2,70—
2,80
2,70—
2,80
0,5
2,50—
2,60
2,40—
2,50
2,25-
2,35
2,25—
2,35
2,25-
2,35
1,0
2,45-
2,55
2,25—
2,35
2,20—
2,30
2,05—
2,15
2,00—
2,10
1,5
2,55—
2,65
2,45—
2,55
2,25—
2,35
2,05—
2,10
1,90—
2,00
2,0
3,05
2,80—
2,90
2,60—
2,70
2,40—
2,50
1,90—
2,00
3,0
4,75
4,10
3,65
3,35
2,25—
2,35
4,0
7,00
5,70
5,00
4,50
2,75-
2,85
5,0
9,00
7,30
6,50
5,80
3,30
6,0

9,00
8,00
7,25
3,90
Значения ц для схемы 2 (график в)
Положение
отверстий
№ 1
№ 2
0
2,7-2
2,7—2
,8
,8
0,5
2,25-2,
2,4—2,
35
5
1,0
2,0—2
2,1—2
Л
,2
1,5
2,05—2,
2,05—2,
Wo
15
15
2,0
2,5—2,6
2,1—2,2
3,0
3,5
2,5—2,6
4,0
4,95
3,00
5,0
6,45
3,60
6,0
7,90
4,20
179

Продо.гжение
Отверстия в тонкой стенке при наличии проходящего потока
(woo>0); Rq = woDJv^\0* [4-28]
Диаграмма
4-22
5,0
3,0
—— Схема 1
	* Схема Z
О	1,0 2,0 $0 Ь,0 5,0 w<
Кривая
1
2
3
Значения С, для
схемы 3 (график г)
о-
4,75
3,00
2,16—2,20
0,5 ,
4,40
3,00
2,05—2,10
1,0
4,05
3,00
2,10—2,20
1,5
3,85
3,00
2,35—2,45
2,0
3,85
3,15
2,65—2,75
3,0
4,40
4,00
3,50
4,0
5,35
5,65
4,75
5,0
6,55
6,45
6,20
6,0
7,75
7,70
7,55
Створки [4-5 ]
Диаграмма
4-23
Вытяжная одинарная верхнеподвесная
створка
/ств—длина створки; wo = Q/Fo
180

Продолжение
Створки [4-5 ]
Диаграмма
4-23
К
26
22
18
10
В
1 \
V
.2,0
Ц
1,0
— —
- ¦
5SS
BSSS
@
15 25 35
55 65 75 35 а"
Приточная одинарная верхнеподвесная створка
Значения ? (график б)
ьт
1,0
2,0
оо
а0
15
16
21
31
20
11
13
18
25
85
93
12,5
30
57
69
9,2
45
37
40
5,2
60
3 1
3?
3,5
90
?6
76
2,6
Значения С, (график а)
ьт
1,0
2,0
оо
15
11
17
30
20
63
12
16
25
45
85
11
30
40
69
8,6
45
30
40
4,7
60
75
3 1
3,3
90
70
75
2,5
26
22
18
10
1 -r	= OO
\yt>cr!
1
i\
№(
>
.2,0
4—
0
¦ммаа
tS 25 35 U5 55 65 75 85 a9
Одинарная среднеподвесная створка
Значения ? (график в)
1,0
00
15
46
59
20
26
35
25
16
21
30
11
14
45
5,0
5,0
60
3,0
3,0
90
2,0
2,4
=oo
15 25 35 45 55 65 75 8S oc
181

Продолжение
Створки [4-5 ]
Диаграмма
4-23
Двойные створки на верхнем подвесе
Значения ? (график г)
4™
*""
1,0
2,0
15
14
31
20
9
21
25
6
14
а0
30
4,9
9,8
45
3,8
5,2
60
3,0
3,5
90
2,4
2,4
Двойная створка на верхнем и нижнем подвесах
lJSL
1,0
2,0
00
Значения С,
15
19
44
59
•
20
13
24
36
25
8,5
15
24
(график д)
а°
30
6,3
11
17
45
3,8
6,0
8,6
60
3,0
4,0
5,7
90
2,4
2,8
2,8
26
22
18
П
10
\ I
\
к К
/5 15 35
56
32
16
55 65 75 85ос0
L 1ств
л
тВ
\
J,0
*¦* I.-
¦	и
G
г- —
¦*¦¦
)
15 25 35 ' 95 55 65 15 85л°
Решетка (жалюзийная) с поворотными перьями в стенке неограниченной
площади; /»0,8 (полное открытие жалюзи)
Диаграмма
4-24
У//Л
DDDDDDDDDDD
папппаппппа
?anonanaoan
паппааапааа
DDDDDDDDDDD
DDDDDaDDDDD
Dnn
aDDDDnDDDDa
DDDDDDDDDDD
anaaDDaDDan
Fo — живое сечение решетки
pwf/2
1,6, где wx — средняя ско-
скорость по полному сечению решет
стенке
18?

Рабочая часть (открытая) аэродинамической трубы [4-1 ]
Диаграмма
4-25
^r
Для прямоугольника
для эллипса
D=-
2aobQ
4aobo
где а0 и b0 — стороны прямоугольника или полуоси эллипса.
Круглое (или прямоугольное) сечение:
__—~——————
/р..
0
0
0,5
0,04
1,0
0,08
1,5
0,12
2,0
0,15
2,5
0,18
3,0
0,21
3,5
0,23
4,0
0,25
4,5
0,27
5,0
0,29
Эллиптическое сечение:
^^^0,145^-0,0017
pwl/2	DT	a
obo
s
о,го
0,16
ofn
0,08
g пи
/
/
/
/
/
/
о tp г,о з,о 1рч/вГ
183

РАЗДЕЛ ПЯТЫЙ
СОПРОТИВЛЕНИЕ ПРИ ТЕЧЕНИИ С ПЛАВНЫМ ИЗМЕНЕНИЕМ
СКОРОСТИ (КОЭФФИЦИЕНТЫ СОПРОТИВЛЕНИЯ ДИФФУЗОРОВ,
КОНФУЗОРОВ И ДРУГИХ ПЕРЕХОДНЫХ УЧАСТКОВ)
5-1. Пояснения
и практические рекомендации
Диффузоры в сети
1.	Для перехода от меньшего сечения трубы
(канала) к большему (преобразования кинети-
кинетической энергии потока в потенциальную или
динамического давления в статическое) с ми-
минимальными потерями полного давления
устанавливают плавно расширяющийся учас-
участок—диффузор (рис. 5-1)*х. Вследствие того,
что в диффузоре с ростом площади попереч-
поперечного сечения средняя скорость потока при
увеличении угла расширения а падает, общий
коэффициент сопротивления диффузора, при-
приведенный к скорости в узком (начальном)
сечении, становится до определенных пределов
а меньшим, чем для такой же длины участка
трубы постоянного сечения с площадью, рав-
равной начальной площади сечения диффузора.
Начиная с некоторого угла расширения
диффузора заданной длины, дальнейшее уве-
увеличение этого угла значительно повышает
коэффициент сопротивления, так что он стано-
становится во многи раз большим, чем для прямой
трубы той же длины.
2.	Возрастание коэффициента сопротивления
диффузора заданной длины с дальнейшим
*1 Основными геометрическими характерис-
характеристиками диффузоров с прямыми стенками
являются угол расширения а, степень расши-
расширения nui=FJF0 и относительная длина IJDO.
Эти величины связаны между собой соотно-
соотношениями: для конического диффузора — =
=	, для плоского диффузора — =
2tga/2	aQ
2tga/2
184
увеличением угла расширения вызывается уси-
усиливающимся турбулентным перемешиванием
потока, отрывом пограничного слоя от стенки
диффузора и связанным с этим сильным
вихреобразованием.
Пограничный слой отрывается от стенок
(см. рис. 5-1) под воздействием положительно-
положительного градиента давления вдоль диффузора,
возникающего вследствие падения скорости
при увеличении поперечного сечения (согласно
уравнению Бернулли).
3. При постоянных условиях течения на
входе и постоянной относительной длине /д
или степени расширения диффузо-
диффузора nnl—FxIF0 увеличение угла расширения,
а*180°
Рис. 5-1. Спектр потока в диффузорах с раз-
различными углами расширения при
^1 = ^0 = 3,3 [5-48]

w0Dr
чиная с а = 0°, приводит последовательно
четырем основным режимам течения:
а)	устойчивый режим; безотрывное течение
(«безотрывные» диффузоры);
б)	режим с большим неустановившимся
срывом потока, когда размер зоны и интен-
интенсивность отрыва изменяются во времени
(режим сильно пульсирующих течений, диффу-
диффузоры с местным отрывом потока);
в)	режим полностью развитого отрыва по-
потока, когда основная часть диффузора занята
обширной зоной обратной циркуляции (диф-
(диффузоры со значительным отрывом потока);
г)	режим струйного течения, при котором
основной поток оторван от стенок диффузора
по всему периметру (диффузоры с полным
отрывом потока).
4. Начало отрыва в диффузоре зависит как
от его геометрических параметров, так и от
режима течения (чисел Рейнольдса Re =
w\
и Маха Мао = —1 и состояния потока на ../»--
i/
входе (толщины вытеснения пограничного
слоя 5*1 или толщины «потери импульса»
5*2, степени турбулентности и т.п.). Опыты
И. Е. Идельчика и Я. Л. Гинзбурга [5-54] по-
показывают, что при наличии конического диф-
диффузора с углом а=4°, помещенного как
непосредственно за плавным коллектором
(нет проставки: lo/Do = 0 и толщина вытеснения
пограничного слоя на входе 5q«0), так и далеко
за ним (имеется прямая проставка: /0/Z>0#0
и 5Х#0), не наблюдается отрыва потока на всей
длине диффузора даже на длине, соответству-
соответствующей сечению с отношением площадей
nx=FJF0=zl6 (рис. 5-2). «Размывание» потен-
потенциального ядра (ядра постоянных скоростей),
наличие которого определяет длину «начального
участка диффузора», т. е. участка с нестабилизи-
рованным течением, и соответствующее «вытя-
«вытягивание» всего профиля скорости в случае
IJDO = 0 заканчиваются примерно при пх=6 ~ 8.
За этим сечением, т. е. на участке стабилизиро-
стабилизированного течения (на котором пограничный слой
заполняет все сечение), начинается заметное
выравнивание вытянутого профиля скорости.
*i
*2
5*= \ — Ш
Cw ( w\
где и;я — скорость в потенциальном ядре или
по оси потока.
Рис. 5-2. Поля скоростей по диаметру И—П
различных сечений (различных пх) конического
диффузора при а=4° и Re = D~5) 105 [5-54]:
я—/0/D0=0; б— //1>=20
5.	При наличии прямой проставки (/о/А>^0)
длина начального участка диффузора (с ядром
постоянный скоростей) сокращается. Напри-
Например, при /0/?>0 = 20 и а=4° ядро сохраняется
только до пх=Л (см. рис. 5-2). В соответствии
с этим профили скорости в целом в первых
сечениях начального участка получаются зна-
значительно более вытянутыми, чем при /o/Do = 0.
В последующих сечениях за начальным участ-
участком (л* 5*6) профили скорости при /o/DOt*0
становятся более выровненными, чем при
/о/2)о = 0 , что может быть объяснено интен-
интенсификацией турбулентного перемешивания
потока.
6.	По мере увеличения а (до 10—14°),
согласно тем же опытам, величина пх, при
которой еще сохраняется ядро постоянных
скоростей, увеличивается (так как длина диф-
диффузора при том же пх уменьшается). Вместе
с тем при указанных углах расширения
и определенных длинах lo/DQ появляется от-
отрыв потока даже при сохранении ядра посто-
постоянных скоростей (рис. 5-3—5-5).
7.	Для практических целей область безот-
безотрывных диффузоров, как пространственных,
так и плоских, можно с определенной
точностью выделить с помощью рис. 5-6.
Кривые 7 и 2 на рис. 5-6 построены на
основании обобщения результатов много-
многочисленных опытов [5-36, 5-54, 5-129]. Кривые
разделяют всю область a = /(/ix) на две
185

-r/R-Q,S-u,Z OJ. 0,6 r/R -r/fi-qS-%2 0,2 0,6 r/R
CL)	5)
Рис. 5-3. Поля скоростей по диаметру /—/
различных сечений (различных пх) конического
диффузора при а=8 и Re=D~5)lO5 [5-54]:
///>0 6lJD10
части: безотрывных диффузоров (область
/) и отрывных диффузоров (область //).
Кривая 1 относится к более благоприятным
условиям входа (/o/Z>o«0 ; §5^0). Кривая
а)
Рис. 5-5. Поля скоростей в коническом диффу-
диффузоре при а = 10° по сечению лх = 4 при Re =
= D-5) 105 и различных 1O/DO [5-54J:
а—диаметр /—/; б—диаметр П—II
2 относится к случаю установки диффузора
за длинным входным участком, при котором
-г/*-в,$
qz о}в г/r
Рис. 5-4. Поля скоростей в коническом диффу-
диффузоре при а = 10° по сечению лх = 4 при Re =
= D-5) 105 и различных 1Q/DO [5-541:
а—диаметр /—/; б—диаметр II—II
8. Отрыв потока от стенок диффузоров
с углами расширения примерно до а=40°
начинается, как правило, не по всему перимет-
периметру сечения, а в той области, где по тем
или иным причинам (несимметрия диффузора,
несимметричность профиля скоростей на вхо-
входе и т. п.) скорость потока в пристеночном
слое меньше, чем в других областях сечения.
Как только отрыв произошел на одной
стороне диффузора, дальнейшее повышение
статического давления вдоль диффузора
ос*
16
18
10
1,5 2,5 J}5 4,5 5,5 пх
Рис. 5-6. Области отрыва потока в диффузо-
диффузорах:
1 — 10ID0*0; 2—loIDo^0 [5-54, 5-1291
А
\
i
Е
*>*
186

а)
6)
Рис. 5-7. Поля скоростей в коническом диффу-
диффузоре при а = 20° по сечению лх==4 при Re =
=Dч-5) 105 и различных 1O/DQ [5-541:
я—диаметр /—/; б—диаметр П—П; 1—
/0/ZH = 0; 2~!0/D0 = S; 3-/0/А, = Ю; 4l/D
0,5
-0.5
0,5
0 V#5Z5
Д - 0.7
а - \0
Ў - 1,0 _
0 - iO
•а - /,0 -
т- /,/7
0-10
0- fa
• - ^5/5
А - 2755
т - fpff
0-1,0
а - 1,0
I
0 '
IPS
¦I
Qi A
? ¦ ?
ОЛ Ц75\
jv5
)
-4*
Рис. 5-8. Профили приведенной скорости в вы-
выходном сечении плоских диффузоров при р = 0
и а = 4; 6 и 8°; Хс — приведенная скорость на
выходе из диффузора
прекращается или ослабляется, и отрыв пото-
потока от поверхности диффузора на противопо-
противоположной стороне уже не возникает. Это обстоя-
обстоятельство обусловливает несимметричное рас-
распределение скоростей по сечениям диффузоров
(см. рис. 5-1 и 5-5).
9.	В симметричном диффузоре с симметрич-
симметричным профилем скоростей на входе отрыв
потока от стенки возникает попеременно то
на одной, то на другой стороне диффузора
(рис. 5-7), что приводит к значительным коле-
колебаниям потока в целом.
10.	На рис. 5-8 показаны профили приведен-
приведенных скоростей А.С1. = и^/якр на выходе из плоских
диффузоров с углами расширения а, равными 4;
6 и 8° и /O/DO = 5,8 как для звуковых скоростей
течения, так и для сверхзвуковых в начальной
части диффузора (по опытам Е. Л. Бедржицкого
[5-6]). До некоторого значения рц в камере
наддува (перед входом в прямой входной
участок), соответствующего образованию в на-
начальной части диффузора местной сверхзвуко-
сверхзвуковой зоны, не наблюдается отрыва потока от
стенок диффузора (отрыв «из-под скачка»),
и поле скоростей на выходе из диффузора
остается равномерным. Однако, начиная с неко-
некоторого положения скачка уплотнения, замыка-
замыкающего местную сверхзвуковую зону, происходит
отрыв и резкое возрастание неравномерности
поля скоростей в выходном сечении диффузора.
11.	Коэффициенты сопротивления диффузо-
диффузоров Сд =
как и структура потока в них
и отрывные явления, зависят от многих
параметров, основные из которых—угол рас-
расширения а (для диффузоров с прямолинейны-
прямолинейными стенками); степень расширения nni~Fi/F0;
форма поперечного сечения; форма образую-
образующей; толщина пограничного слоя (толщина
потери импульса) на входе; форма профиля
скоростей на входе; степень турбулентности
потока на входе; режим течения (число Рей-
нольдса Re) как в пограничном слое, так
и в основном потоке; сжимаемость потока
(число Маха Ма0).
12.	Влияние числа Рейнольдса на коэффи-
коэффициенты сопротивления диффузоров различно
для разных углов расширения. В случае
безотрывных диффузоров характер зависимос-
зависимостей Ca=/(Re) близок к характеру зависимости
A,=/(Re) прямых труб: значения ?д падают
монотонно с ростом Re (рис. 5-9).
С увеличением угла расширения диффузо-
диффузоров зависимость ?д от Re усложняется
(см. рис. 5-9), так как начинает сказываться
влияние отрыва потока от стенки канала.
13.	При установке диффузоров не только
с малыми, но и с достаточно большими
углами а непосредственно за плавным кол-
коллектором (/0//H = 0) течение в пограничном
187

Рис. 5-9. Зависимость коэффициента сопротивления ^конического диффузора от числа Re при
лп1=4 и различных а и IQ/DQ [5-541:
/—а=4°; 2— а=10°; 3— а=30°
слое диффузора на некотором расстоянии за
входом сохраняется ламинарным даже при
числах Re общего потока, существенно
больших критического числа ReKp. Это обус-
обусловливает, как и для X прямых труб, более
глубокое падение с увеличением Re коэф-
коэффициента сопротивления безотрывных диф-
диффузоров и диффузоров с местным отрывом
потока (ос<14°), чем если бы оно получилось
при полностью турбулентном режиме в по-
пограничном слое на всей длине диффузора.
14.	При наличии прямой проставки доста-
достаточной длины между плавным коллектором
и диффузором: 1) дополнительно турбулизи-
руется пограничный слой в начале диффузора
(рис. 5-10); 2) увеличивается толщина погра-
пограничного слоя (и соответственно «вытягивают-
«вытягиваются» профили скорости) уже на входе в диф-
диффузор (см. график б диаграммы 5-1).
Оба эти фактора оказывают противополож-
противоположное действие на сопротивление диффузора.
15.	При длине прямой проставки примерно
до /о//)о«10 преобладающим является пер-
первый фактор. При больших значениях 10/?>0
влияние первого фактора стабилизируется,
в то время как влияние второго фактора
продолжает несколько расти. В итоге при
дальнейшем увеличении lo/Do устанавливается
постоянное влияние этого параметра (посто-
(постоянство отношения &д=Сд1о>о/Сд1о=о> учиты-
учитывающего влияние предшествующих диффузору
прямых или фасонных участков) или даже
некоторое снижение его влияния на сопротив-
сопротивление безотрывных диффузоров.
188
16.	Утолщение пограничного слоя на входе
в диффузор способствует более раннему появ-
появлению неустойчивости пристеночного слоя,
периодическому срыву отдельных вихрей. Чем
больше угол расширения диффузора, тем
сильнее это явление, пока при определенных
значениях а не происходит полный отрыв
потока от стенок. Все это, в свою очередь,
повышает общее сопротивление диффузора.
17.	Для диффузоров с большими углами
расширения, при которых поток полностью
отрывается от стенок (а>14°), влияние числа
Рейнольдса и условий входа на изменение
коэффициента сопротивления обусловливается
несколько иными факторами, а именно: пере-
перемещением точки отрыва вдоль стенок диффу-
диффузора и изменением толщины срывной зоны
вместе с изменением режима течения в погра-
пограничном слое.
Рис. 5-10. Изменение продольной пульсаци-
онной скорости w'^wIwq во входном сечении
диффузора с изменением относительной длины
прямого входного участка /0/А) 15-172, 5-1731

18 Указанные обстоятельства определяют
-южный характер кривой сопротивления от-
отзывных диффузоров, помещенных непосредст-
непосредственно за плавным коллектором, т. е. при
tip =0. При очень малых Re (рис. 5-11)
увеличение этого числа приводит сначала
к резкому падению коэффициента t*l> пока он
Не достигнет определенного минимума (учас-
(участок А, рис. 5-11, а), затем ?п начинает резко
возрастать до максимальной величины, кото-
которая наступает в пределах Re = @,8-1,4) • 105
(участок Б). За этим максимумом начинается
новое резкое падение ?п (кризис сопротивле-
сопротивления), пока при Re «3,3-105 не достигается
второй минимум значений ?п (участок В).
После этого минимума коэффициент ?п начи-
начинает опять вначале сравнительно резко (учас-
(участок Г), затем незначительно (участок Д)
возрастать с увеличением Re.
19. Участок А кривой / (см. рис. 5-11, а)
соответствует безотрывному ламинарному те-
течению, когда коэффициент сопротивления об-
¦1 В качестве примера рассматривается диф-
диффузор, установленный на выходе из сети, для
которого ?п представляет собой коэффициент
полного сопротивления (учитывающего и по-
потери динамического давления на выходе).
Аналогичное явление наблюдается и в диф-
диффузорах, помещенных в сети, т. е. для, коэф-
коэффициента ?д.
(г/*2)
ратно пропорционален числу Рейнольдса,
а участок Б—развитию отрыва ламинарного
пограничного слоя. Максимум ?п отвечает
полному ламинарному отрыву, который про-
происходит наиболее близко к входному сечению
диффузора. При ламинарном режиме зона
отрывного течения получается наиболее об-
обширной как вследствие ее поперечных разме-
размеров, так и вследствие протяженности
(рис. 5-11, б, область а), а живое сечение
основного потока наименьшим, отсюда и мак-
максимум потерь давления.
20.	Резкое падение ?п на участке В кривой
1 (см. рис. 5-11, а) соответствует началу кри-
кризиса, когда оторвавшийся ламинарный слой
переходит в турбулентный. При этом режиме
толщина слоя уменьшается, и вследствие
усиленного турбулентного перемешивания по-
поток снова присоединяется к стенке. Тем
самым точка отрыва (в данном случае уже
турбулентного) перемещается вниз по потоку.
Зона отрыва при этом значительно уменьша-
уменьшается, а живое сечение потока соответственно
увеличивается (см. рис. 5-11, б, область р),
что и приводит к резкому снижению коэф-
коэффициента сопротивления диффузора.
21.	Дальнейшее увеличение коэффициента
сопротивления ?п в закритической области
(участки Г и Д, рис. 5-11, а) объясняется
некоторым обратным перемещением точки
турбулентного отрыва вверх по потоку
Рис. 5-11. Зависимость ?п= /t (Re) н cx- f2 (Re) (а) и поля скоростей по сечению лх=2в коническом
диффузоре при а = 30°, лп1=2 и /1/151=0 (б) [5-54]:
/— Re = 0,3 105; Я(а)—Re=l,2 105; ///(р)—Re = 3,3 105; /У(у)—Re = 4 105; 1— /о/Д) = 0; 2—/0/2>0 = 2;
J—/0/1>0 = 3 с турбулизатором; 4—7o/jDo = 20
189

(рис. 5-11, б, область у). Такое перемещение
в диффузоре может происходить под влия-
влиянием сил инерции, которые возрастают с уве-
увеличением Re.
22.	Характер кривых зависимости ^n=/(Re)
для отрывных диффузоров меняется в зависи-
зависимости от условий входа. В частности, наличие
перед диффузором прямой проставки даже
относительно небольшой длины (/0 / Do = 2)
турбулизирует и одновременно утолщает
пограничный слой на входе в диффузор
уже при достаточно малых Re. При этих
условиях, с одной стороны, в преде-
пределах 0,4 • 105<Re<2,3 • 105 уменьшается мак-
максимум ?п, а с другой, при Re>2,3*105
значения ?п в целом увеличиваются (см. кри-
кривые 2, 3 и 4 на рис. 5-11, а). Последнее связано
с некоторым перемещением точки турбулент-
турбулентного отрыва вверх по потоку (по направлению
к входу диффузора), вызванным утолщением
пограничного слоя. Такой же эффект может
быть достигнут любой искусственной турбу-
лизацией потока перед входом в диффузор.
23.	При углах расширения диффузоров
а>30° влияние прямой проставки перед диф-
диффузором начинает резко падать и при а ^60°
практически исчезает. При очень больших
а отрыв потока начинается уже настолько
близко от входного сечения диффузора, что
дальнейшее перемещение назад точки отрыва
становится, естественно, невозможным.
24.	Прямая проставка перед диффузором
создает на входе в него симметричный профиль
скорости с максимумом в центре и пониженны-
пониженными скоростями у стенок («выпуклая» форма).
Если перед диффузором установить фасон-
фасонную часть трубопровода или какое-либо пре-
препятствие, создающие на входе в него неравно-
неравномерный профиль скорости с пониженными
скоростями в центре и повышенными у стенок
(«вогнутая» форма), то воздействие такого
профиля на сопротивление диффузора будет
противоположным влиянию профиля выпук-
выпуклой формы, а именно: при малых углах
а сопротивление диффузора будет возрастать,
а при больших а, возможно, будет несколько
понижаться по сравнению с сопротивлением
при равномерном поле скоростей на входе.
25.	Шероховатость внутренней поверхности
диффузоров при определенных пределах углов
и степени расширения, как показали опыты
и расчеты Л. Н. Войтович и Г. Н. Емельяно-
Емельяновой [5-14], повышает их сопротивление. На-
Наибольший прирост сопротивления вследствие
шероховатости происходит при малых углах
расширения (рис. 5-12).
26.	На сопротивление диффузоров влияют
условия входа. С увеличением толщины пог-
пограничного слоя перед диффузорами (напри-
(например, вследствие увеличения длины прямой
проставки lo/Do) относительный прирост ко-
190
Рис. 5-12. Зависимость сопротивления диффу-
диффузоров от шероховатости А [5-14 ]:
(	5) (SQ/$/(//А
эффициента сопротивления (?п# ш —?п> г)/?„. г из"
за шероховатости резко уменьшается (см.
рис. 5-12). В основном это проявляется с увели-
увеличением угла и степени расширения диффузора,
т. е. в случае течения с отрывом потока.
27.	Во всех случаях шероховатость сущест-
существенно влияет только на начальном участке
диффузора, соответствующем степени расши-
расширения /ix<l,5, т.е. там, где пограничный
слой имеет еще малую толщину, так что
высота бугорков превосходит толщину вяз-
вязкого подслоя, С увеличением толщины вяз-
вязкого подслоя вдоль по течению влияние
шероховатости уменьшается.
28.	Структура потока в диффузорах прямо-
прямоугольного сечения и характер кривых сопро-

0,0*
0,06
0,02
ot=S"
\ ;
/
у
/
¦
Л
У
—-*
/
^—-
^——¦
СЕ)
"Г
^—
^—
	^
0	4 8 72 76 20 24 28 32
гивления в основном такие же, как и для
конических диффузоров. Однако на условия
лечения в диффузорах прямоугольного сечения
дополнительно накладывается влияние углов
поперечных сечений, что, с одной стороны,
способствует более раннему отрыву потока от
стенки. В результате в таких диффузорах
сопротивление получается почти всегда выше,
чем в конических. С другой стороны, несколько
уменьшается влияние проставки, так что от-
относительное возрастание коэффициента сопро-
сопротивления при увеличении lo/Do в таких диф-
* фузорах получается меньшим, чем в конических.
29. Сопротивление плоских диффузоров
(расширение сечения в одной плоскости) при
одинаковых углах и степенях расширения
заметно меньше, чем в диффузорах с расшире-
расширением сечения в двух плоскостях, и во многих
случаях даже несколько меньше, чем в кони-
конических. При одинаковых углах и степенях
расширения плоские диффузоры соответствен-
соответственно длиннее, чем конические и прямоугольные
с расширением в двух плоскостях. Отсюда
получается более плавное изменение сечения,
меньший градиент давления вдоль потока
и слабее отрыв потока от стенок.
Рис. 5-13. Зависимость толщин погра-
пограничного слоя в доотрывных коничес-
конических диффузорах от их относительной
длины при различных углах расшире-
расширения, Re = 5 104 и Д*о = 0,02 |5-14|:
a-6*IRx=f{lJRx, «); 6—6**IRx=f(lRIRx,
я); B-6±**/kx=f(l}lIRx, a)
30.	Если течение в диффузорах без-
безотрывное, то все его характеристики,
в том числе и коэффициент сопротив-
сопротивления, могут быть рассчитаны с по-
помощью методов теории пограничного
слоя. Наиболее обстоятельные резуль-
результаты с помощью этих методов полу-
получены А. С. Гиневским, Е. Е. Солодки-
ным, А. В. Колесниковым и др. [5-5,
5-14, 5-19—5-25, 5-36, 5-43, 5-77—
5-81].
31.	Расчетная формула сопротивле-
сопротивления, полученная методом теории по-
пограничного слоя для начального учас-
участка (участка с ядром постоянной
скорости) диффузоров, работающих
в сети [с учетом потерь на выравнива-
выравнивание потока в прямом выходном участ-
участке— на основании формулы D-3'), но
без трения], имеет вид [5-20]
с - Ар х I *
2A-Д;-ДГ) A
где для конического диффузора
= — 1— — \таг—толщина
Д*** =
5* и J5** — см. сноску на с. 185; 5***==
потери
энергии; Rx—радиус текущего сечения (х—х)
диффузора; 8Т — толщина пограничного слоя;
индекс 0 относится к начальному сечению
диффузора, а индекс 1—к конечному.
Зависимости b*/Rx, 5**/Rx и 5***/Я, от
относительной длины конического диффузора
IJRX и углов расширения а приведены на
рис. 5-13. Аналогичные зависимости получены
[5-5] для плоских диффузоров.
32. На диаграммах 5-1—5-5 приведены об-
общие коэффициенты сопротивления С,, получен-
полученный на основе опытов И. Е. Идельчика
и Я. Л. Гинзбурга [5-51—5-55] с диффузора-
диффузорами, установленными внутри сети, при раз-
различных формах сечения (конические, квадрат-
квадратного сечения, плоские) в зависимости от
основных геометрических параметров (а, а^),
191

условий входа (/o/Do>0) и режима течения
(числа Re).
33. Общий коэффициент сопротивления диф-
диффузора, установленного внутри сети, в общем
случае (при любых условиях входа)
= 0'
E-1)
где ?д/о — общий коэффициент сопротивления
диффузора при /0/?>0 = 0 (см. диаграмму 5-1);
?д1о>о—коэффициент сопротивления диффу-
диффузора при наличии перед ним прямого участка
или фасонной части.
34.	При несимметричном распределении
скоростей за различными фасонными частями,
дроссельными устройствами и т. п. для прак-
практических расчетов можно частично пользо-
пользоваться значениями кп, приведенными на диаг-
диаграммах 5-1 (п. 3) и 5-19 (п. 2). Данные по
п. 3 диаграммы 5-1 получены на основании
обработки результатов исследований коничес-
конического диффузора, помещенного за отводами
с различными геометрическими параметра-
параметрами [5-180], а по п. 2 диаграммы 5-19—на
основании исследований кольцевых диффузо-
диффузоров, впереди которых искусственно создава-
создавалось различное распределение скоростей с по-
помощью специальных сеток [5-127].
35.	Данные, приведенные на диаграммах
5-1—5-5, учитывают одновременное влияние
параметров Re и Ьо=*щ1ажр. Вообще, эти
параметры взаимно влияют на характеристи-
характеристики диффузоров [5-26]. Однако при отсутствии
отрыва и больших числах Re это взаимное
влияние незначительно. Сжимаемость потока
наиболее проявляется при малых числах Re
в области кризисного падения сопротивления.
Для практических расчетов, ввиду отсутст-
отсутствия достаточных данных для учета взаимного
влияния указанных параметров, этим влияни-
влиянием можно пренебречь, тем более что во
многих практических случаях Re и Хо изменя-
изменяются одновременно.
36.	Для инженерных расчетов иногда удобно
применять условный метод разделения общих
потерь в диффузоре Ар на две части*1: Артр—
потери на трение по длине диффузора и Ар^^—
местные потери, связанные с расширением
сечения. Соответственно общий коэффициент
сопротивления диффузора ?д делится условно на
коэффициент сопротивления трения ^ и коэф-
коэффициент сопротивления- расширения ?расш:
э расш'
E-2)
*х Поскольку такой метод не имеет четкого
обоснования, приводимые ниже выражения
следует рассматривать как удобные для прак-
практических расчетов интерполяционные фор-
формулы.
192
37. Потери на «расширение» удобно выра-
выразить через коэффициент полноты удара [5-47
5-49], представляющий собой отношение по-
терь на расширение в диффузорах к теорети-
теоретическим потерям на удар при внезапном
расширении сечения (а =180°), т.е.
Фрасш—
При равномерном профиле скорости во
входном сечении (&д=1,0) и больших числах
Рейнольдса (Re ^ 2 • 105) коэффициент полноты
удара диффузоров с углами расширения
в пределах 0 < а < 40° может быть вычислен
по предложенной автором формуле [5-47, 5-49]
где на основании опытов [5-26, 5-52, 5-54]
для конических диффузоров А:д«1; для пи-
рамидальных диффузоров с расширением
в двух плоскостях
А:д = 0,66 + 0,12а при 4° < а < 12°; ?д = 3,3-
-0,03а при 12°<а<30°;
для плоских диффузоров
А:д = 2,0-0,03а при 4° < а < 12°; /сд=2,0-
-0,04а при 12°<а<20°, где а0.
Коэффициент сопротивления расширения
выражается через коэффициент полноты удара:
1 ^2
г*п1
E-5)
38. В более обобщенном виде коэффициент
сопротивления диффузора может быть вычис-
вычислен по интерполяционной формуле, получен-
полученной Л. К. Чернявским и Н. Н. Гордеевым
[5-97, 5-98] на основе обработки эксперимен-
экспериментальных данных, по коэффициентам сопротив-
сопротивления, приведенным на диаграммах 5-2, 5-4
и 5-5:
Ср»вн—коэффициент, характеризующий потери
на расширение, которые имели бы место
в диффузоре при равномерном профиле ско-
скорости в его начальном сечении, т. е. при
/^s-iL-O; ?нср—коэффициент, учитывающий
дополнительные потери на расширение, обу-
обусловленные неравномерностью профиля ско-
скорости в начальном сечении диффузора, т. е.
при наличии перед ним прямой проставки
длиной TQ.
39. Для конических диффузоров коэффици-
коэффициент сопротивления трения [5-47, 5-49]

1-4-У E-6)
8sin-v П1/	=	ь	~—:
2	/ а
где X— в зависимости от числа Re и А	\ 2
см. диаграммы 2-2 — 2-6;
ах Г	&х
( ос\	r^e Д* = 7Г^ ** = —•
In l+2xtg-	А-о ?>го
-— f^f - г d\xlDQ) _ \	2у	При этом относительная длина диффузора
'Х~~*'/) а"" а '	после интегрирования
0 ° °l+2.x/ZH-tg- 2tg-	_
LA	х Их	/7„ 4- />Л
где x=x/D0;	.	JQDrx |_	f$	a
/ 1 \-	•	а° g2 ° g2
Срави = Ф 1--,	E-7)	, л
¦
где Ф=/(ос, Re)—аналог коэффициента полно-	у
ты удара, приведенный на графике г диаграм-	а' о
мы 5-2; m= l^C-p^O^O^Sam -@,2лп1 +	»	2tg 2tg 2
a J _ а р а р
¦ ' = ^otgxtg- tg~+tg~
2 2 2 2
+ 0,8)'821@,154/о)Ч2,31
+ 2,54A +0,081а)~1'51 , где а = 0,924/A + 1,3 х	25"oxtg2-tg^+ao5"otg-tg^ 8tg~tg^
xlOa3'14); 6=@,3+1,55-1,Га)/A +1,03 х	2 2	2 2	2 2
х10-8/2*5); с= 1,05/A +2,3 - 10~62ReSx);
а0.
х In
40. Для пирамидальных диффузоров со сто-
сторонами входного сечения а0 и Ьо и с одинако- щи а = р
выми углами расширения в обеих плоскостях
коэффициент трения ?тр вычисляется по E-6).
Для пирамидального диффузора с неоди-	j '
наковыми углами расширения (а ф р) в обеих х =	In -
плоскостях [5-47, 5-49]
а р/ При ао = 6о и а = р имеем йо~5"о = 1 и
sin- sin-7 i /	а	а \
2 2	х=	::lnDx2tg2- + 4jctg~+l).
Коэффициент ?равн принимают по E-7), где
Ф см. график в диаграммы 5-4; т=1,76,	*-
а коэффициент, учитывающий неравномер-	4J Ддя плоского диффу3оРа со сторонами
ность профиля скорости, т. е. при То > 0 [5-97,	^ и ^ (где ^ п^тоянно по тяяс)
5^8J' [5-47, 5-49]
Г 1
i —B,8lAinl —1,81)^10^ ж	_ ApTV =ХГа0 1 /	1\
где .5=1,06/A+2,82-10-3а2'24); / = 0,73/A+	j / 2 \-i
+-4,31 - 10-67Z31);w= 1,0/A +1,1'Ю~301 Reg'62).	+	(l-— I .	E-9)
Безразмерный гидравлический диаметр диф-	2sin- ^
фузора при а0 # 60(ал ф Ьх) и a # p, а следова-	2
a	p
тельно,при a:c = a0 + 2xtg- и 6x = fe0 + 2xtg~ Практически можно принять
2	2
равен	X Г~До/ 1
— DTX 1пхЬх	* . ^[_^о\ ^ni
^""^"йЙа"	5Ш2	E-10)
7 Зак. 1584	193

Коэффициент ^равн принимается по E-7),
где Ф см. график в диаграммы 5-5, т=1,64,
а коэффициент, учитывающий неравномерность
профиля скорости, т. е. при /0 > 0 [5-97, 5-98 ],
Безразмерный гидравлический диаметр диф-
диффузора при ао = а
и относительная длина диффузора
dx
v	 I 	—
кг
J Я,. 2bn
J-
а
dx
а
а
ao + 2xtg-
In
а	а
- *tg-
При aQ =
x=
42. При а ^40 — 50° коэффициент полноты
удара фрасш получается меньшим единицы
(см. рис. 5-12). Это показывает, что потери
в диффузоре меньше, чем потери на удар
при внезапном расширении (а =180°). При
углах а = 50-г-90° величина (ррасш становится
несколько большей единицы, т. е. потери
в диффузоре возрастают по сравнению с по-
потерями на удар. Начиная с а = 90° до а=180°,
величина фрасш уменьшается, приближаясь
к единице; это означает, что потери в диф-
диффузоре становятся близкими к потерям при
внезапном расширении, поэтому если за диф-
диффузором не предполагается получить равно-
равномерное распределение скоростей потока по
сечению, нецелесообразно применять диффу-
диффузоры с углами расширения а > 40 — 50°.
Если же из условия ограниченности габа-
габаритов требуется очень короткий переходный
участок, то применительно к сопротивлению
этот участок можно осуществить с внезапным
расширением (а =180°).
43.	Если за переходным участком необхо-
необходимо иметь равномерный профиль скорости
и для этого предполагается установить на-
направляющие лопатки, разделительные стенки
или решетки (сетки, насадки), то следует
предпочесть применение любого диффузора,
даже с очень большим углом расширения
(а>50°), использованию внезапного расшире-
расширения (а =180°).
44.	Так как плавное расширение сечения
трубы с прямолинейными стенками при ма-
малых углах расширения приводит вначале
к уменьшению потерь давления по сравнению
с потерями в трубе постоянного сечения той
же длины, а при больших углах расширения —
опять к повышению этих потерь, то существу-
существует, очевидно, оптимальный угол, при котором
потери будут минимальными [см. кривые ?д =
=/(ос) диаграмм 5-2, 5-4, 5-5].
45.	Минимум коэффициента сопротивления
^min для конических диффузоров наблюдается
практически в пределах осопт=4-г12° и зависит
главным образом от степени расширения
пп1 и относительной длины lo/Do: чем меньше
пп19 тем больше аолт, при котором достигается
этот минимум (см. график а диаграммы 5-2);
параметр /о/?>о> наоборот, уменьшает значе-
значения аопт.
Для прямоугольных (квадратных) диффу-
диффузоров верхний предел осопт получается значи-
значительно меньше G°). При этом влияние lo/Do
на уменьшение аопт в данном случае еще
значительнее (см. диаграмму 5-4).
Для плоских диффузоров оптимальный угол
расширения, при котором достигается мини-
минимум потерь давления, наблюдается практичес-
практически в пределах аопт = 6-г-12° (см. диаграмму 5-5).
46.	Во многих практических случаях важно
восстановить максимально возможное стати-
статическое давление при минимальной длине
диффузора даже путем больших потерь энер-
энергии в нем.
Теоретически, чем больше отношение пло-
площадей пи1 или относительна^ длина 1JDO
при данном угле расширения, тем выше
коэффициент восстановления статического да-
давления г|д диффузора:
Pi-Po
E-11)
47. На основании уравнений Бернулли, не-
неразрывности и выражения E-11) получается
следующая связь между коэффициентом вос-
восстановления давления и коэффициентом со-
сопротивления диффузора, установленного внут-
внутри сети:
194

E-12)
где
Если пренебречь неравномерностью распре-
распределения скоростей во входном и выходном
сечениях диффузора, т. е. принять No-Ni = \,0
(что для практических расчетов часто допусти-
допустимо), то
Лд=1—\—Сд.	EЛЗ)
Аналогичная связь получается с коэффи-
коэффициентом полного сопротивления диффузора,
установленного на выходе из сети:
48. Иногда эффективность диффузора ха-
характеризуют коэффициентом полезного дейст-
действия (КПД), представляющим собой отноше-
отношение действительного прироста статического
давления к идеальному приросту (без' потерь):
Pi-Po
Pi-Po
где (р1—Ро)ия — разность статических давлений
в сечениях 1 — 1 и 0—0 для идеального
диффузора (без потерь).
Связь между КПД и коэффициентом со-
сопротивления диффузора, установленного внут-
внутри сети, выражается формулой
при ^0 = ^ =
Аналогичная связь получается с коэффи-
коэффициентом полного сопротивления диффузора,
установленного на выходе из сети:
49. Вследствие отрыва потока от стенок
диффузора с большой степенью расширения
и значительной неравномерностью распреде-
распределения скоростей по сечению эффективное
отношение площадей лп1, при котором до-
достигается максимально возможное восстанов-
восстановление статического давления (вследствие умень-
уменьшения скорости потока), значительно меньше,
чем это было бы в идеальном диффузоре
(без отрыва и потерь и с равномерным
распределением скоростей по сечению). Это
позволяет в тех случаях, когда геометрические
размеры диффузора (отношение площадей
ип1, длина /д) не ограничены какими-либо
условиями (не заданы), применять диффузоры
с оптимальной степенью расширения [{пп)опт
и Aа1&о)опЛ ПРИ которой г|д достигает воз-
возможного для данных условий входа (толщины
пограничного слоя или длины to/Do) аб-
абсолютного максимума*1.
50.	Значения Лдтах, *,„ («„)„„ и (t0/D0)onT для
диффузоров круглого и прямоугольного сечений,
а также для плоских диффузоров, полученные
с помощью E-13) и использования диаграмм
5-1—5-5, приведены в табл. 5-1 (см. стр. 209).
Пределы геометрических параметров диффу-
диффузоров даны в той же последовательности, как
ДЛЯ Г|дтах И ?д.
51.	Коэффициенты восстановления статичес-
статического давления в диффузорах с заданными
геометрическими параметрами могут быть
определены по зависимости г|д от пп1 для
различных углов расширения а и условий
входа (/о/А)), приведенных на рис. 5-14—5-16
(кривые получены на основании диаграмм
5-1—5-5 для Re>4-105).
52.	На рис. 5-17 и 5-18 приведены данные
[5-144] для конических диффузоров с углом
расширения а =10° в виде зависимости
г|'1д— КПД диффузора, вычисленного по фор-
формуле, аналогичной E-14), и соответственно
коэффициента сопротивления Q, вычисленного
как отношение разности полных давлений
в сечениях 0—0 и 7—7 к разности динамичес-
динамических давлений в тех же сечениях, т. е.
г,	РО—Р\
N'o
Ро^о
от параметров яп1, 8*/ZH и Ма0.
Здесь No и N'i—коэффициенты неравно-
неравномерности распределения параметров потока
по сечениям 0—0 и /—/; Ма0—число Маха
в сечении 0—0. Связь между числом Маха
и приведенной скоростью Хо см. A-41).
53. Данные по коэффициентам г|'1д и
?д получены при числе Рейнольдса Re =
= 2 • 105-f-1,7 • 10б, числе Маха при дозвуковых
*1 Поскольку окончательное выравнивание
скоростей и давлений по сечению происходит
не непосредственно за диффузором, а на
некотором расстоянии на прямом участке за
ним, то и указанный максимум восстановле-
восстановления статического давления достигается на
некотором расстоянии за диффузором (прак-
(практически на расстоянии до 2DU где Dx—диа-
Dx—диаметр выходного сечения диффузора; для
плоского диффузора вместо Di следует при-
принимать широкую сторону выходного сечения,
т. е. 2ах).
195

88
IS
Зол
я о о.
«4
tfv
III'
?^2
196

19
0,3
19
0,8
0,6
Ma0 = 0,2 0,4 &?	r s
0,8
0,6
Ofi
Рис, 5-17. Зависимость КПД диффузора
ц1д с а = 10° от числа Маха (Ма0), условий
входа (8*/D0) и степени расширения (Лд) [5-144]
скоростях в пределах от Мао = 0,2 до наступ-
наступления режима запирания потока и при сверх-
сверхзвуковых скоростях в пределах Мао = 1,2 ч-1,4.
Между величинами ?д и ц'1а существует
СВЯЗЬ ?д=1-Г|1д-
54.	Наиболее подробные данные в виде
зависимости коэффициента восстановления
р\
ро~— полного давления р\ на выходе из
Ро
конических диффузоров в долях полного дав-
давления (торможения) ро в их узком сечении
@—0) от чисел Хо и Re приведены на
диаграмме 5-3. Зависимости /?0=/(А.0> Re) (по
опытам И. Е. Идельчика и Я. Л. Гинзбурга
[5-27, 5-51 ч-5-54]) даны для углов расширения
а=4-г 14°, степени расширения лп1=2-г-16
и относительной длины /о//)о = 0-г-10.
При скоростях, близких к звуковой, зави-
зависимость р0 от Хо вырождается в вертикальные
прямые (см. диаграмму 5-3). Это объясняется
наступлением в диффузоре режима запирания
потока, при котором происходит скачок уп-
уплотнения. Чем больше относительная длина
прямого входного участка, тем раньше, т. е.
при тем меньших значениях А.о, наступает
режим запирания.
55.	Связь между коэффициентом сопротив-
сопротивления диффузора и коэффициентом полного
давления может быть получена на основании
следующей формулы [5-19]:
Ар Jfc+1 1
1
где р*0 — плотность заторможенного потока
8о входном сечении диффузора.
0,020 0,015
MaQ=0,2 0,4 0,6 0~8
0,020 0,015
0,2
О
0,5
О
Ofir
0L Ма0-0,2 0,4 0,6 0,8
Рис. 5-18. Зависимость коэффициента сопротив-
сопротивления ?д диффузора с а = 10° от числа Маха
(Ма0), условий входа E*/D0) и степени расши-
расширения (лп1) [5-144]
Для диффузоров с небольшими углами
расширения, при которых потери давления
невелики [5-2],
отсюда
RT*0; ро—плотность
где Хо=—; ахр= ——
«кР	у/k+l
заторможенного потока во входном сечении
диффузора; Т*о—температура заторможенно-
заторможенного потока в том же сечении.
56.	На диаграмме 5-6 приведены коэффи-
коэффициенты восстановления полного давления р0
и коэффициенты гидравлического сопротивле-
сопротивления ?д плоского пятиканального дозвукового
диффузора при следующих геометрических
параметрах: а, равном 8; 12; 16°; ТОу равном
3,23; 6,45; 9,68; лп1 = 6,45; Re = @,6~4)-105.
57.	При очень малых числах Рейнольдса
(по крайней мере в пределах 1 < Re < 30 -г 50)
коэффициент сопротивления диффузоров опи-
описывается тем же уравнением, что и при
внезапном расширении [5-4]:
" pvv5/2 Re
При этом величина А является функцией как
угла, так и степени расширения:
A=f(oi,nal).
197

При 3 5*40'
(tgaH-75'
58.	При больших скоростях потока газа
удобнее оперировать не коэффициентом со-
сопротивления, а коэффициентом восстановле-
восстановления полного давления р01 в конце диффузора,
взятого в долях полного давления (торможе-
(торможения) /?оо в его узком сечении @—0):
- Jl
Ро'
59.	Наличие за диффузором сопротивления,
равномерно распределенного по сечению (сет-
(сетка, решетка, насадка, калорифер и т. п.), упо-
упорядочивает поток как в диффузоре, так и в ка-
канале за ним. При этом потери в диффузоре
несколько уменьшаются. Однако суммарные
потери в диффузоре и решетке (сетке и пр.)
изменяются мало.
Для прямолинейных диффузоров с углами
расширения а до 40—60° и особенно для
криволинейных диффузоров эти потери оста-
остаются равными сумме потерь, взятых отдельно
для диффузора и решетки [5-47 — 5-49], т. е.
где ?бшР = A/?5.p/(pvvo/2) — коэффициент сопро-
сопротивления диффузора без решетки, определяе-
определяемый, как ?, по соответствующим диаграммам
Ар
С = —~-
pWp/2
пятого раздела; С =
— коэффициент со-
противления решетки (сетки, насадки и пр.),
приведенный к скорости потока перед ее
фронтом, определяемый, как ?, по соответст-
соответствующим диаграммам восьмого раздела.
60. Условия протекания потока в коротких
диффузорах (с большими углами расширения)
могут быть значительно улучшены, а сопро-
сопротивление уменьшено, если предупредить в них
отрыв потока или ослабить вихреобразование.
К основным мероприятиям, способствую-
способствующим улучшению течения в диффузорах, отно-
относятся (рис. 5-19): отсасывание (рис. 5-19, а)
и сдувание (рис. 5-19,6) пограничного слоя;
установка направляющих лопаток (дефлек-
(дефлекторов, рис. 5-19, в) и разделительных стенок
(на всю длину диффузора, рис. 5-19, г или
укороченных, рис. 5-19, д); применение криво-
криволинейных стенок (рис. 5-19, е, ж и з), ступен-
У!)	м)
Рис. 5-19. Схемы способов улучшения работы коротких диффузоров
198

0,04	0,08
Рис. 5-20. Схема отсасывания
пограничного слоя (а) и зависи-
зависимость ?п от относительного рас-
расхода q (б) [5-93]:
сплошная линия—при отсасывании
потока через щель в начальном сече-
сечении диффузора Cy=0); штриховая —
при одновременном отсасывании че-
через две щели в сечениях х=0
и лг1=0,781>о при а = 30°; *=0 и
^=0,351>о при а = 60°; 1—лп1=8;
2— лп1=4; 3— лп1=3; 4— лп1=2
чатых стенок (ступенчатые диффузоры, рис. 5-
19, л) и предотрывных диффузоров (рис. 5-
19, и); совмещение вдува с применением про-
профилированного доотрывного участка диффу-
диффузора (диффузор Гриффита, рис.5-19,л«, см.,
например, [5-67 ]); устройство поперечного
оребрения (рис. 5-19,.к).
61.	При отсасывании пограничного слоя
(см. рис. 5-19, а) оторвавшаяся от стенки
часть потока вновь прилипает к поверх-
поверхности, вследствие чего зона отрыва ото-
отодвигается вниз по потоку, течение стано-
становится более плавным, а сопротивление умень-
уменьшается.
Сдувание пограничного слоя (см.
рис. 5-19,6) увеличивает скорость потока
вблизи стенок. В этом случае "зона отрыва
также перемещается вниз по потоку.
62.	Эффективность отсасывания погранич-
пограничного слоя зависит от отношения расхода
Я отсасываемой среды через щели в боковых
стенках диффузора к общему расходу Q этой
среды через диффузор (от коэффициента рас-
расхода q — qjQ) и относительного расстояния
°т щели до входного сечения диффузора.
При # = 0,02— 0,03 сопротивление диффузора
снижается на 30—40%. При этом собственные
потери в системе отсоса для указанных q срав-
сравнительно невелики [5-91, 5-93].
63.	На рис. 5-20 приведены результаты опы-
опытов М. О. Франкфурта [5-93] по определению
значений ?п конических диффузоров, работаю-
работающих на выхлоп, с углами расширения а 30°
и 60° и степенью расширения пп1 =2-г-8 в зави-
_ Яотс
симости от степени отсоса я =— и местопо-
Q
ложения отсасывающей щели x—xJDq при
Re = C,7-=-4,8)-105. Здесь ?п учитывает и поте-
потери в системе отсоса. Для а = 30° оптимальная
степень отсоса находится в пределах q =
= 0,024-0,03. При этом наименьшие потери
получаются в случае применения комбиниро-
комбинированного отсоса через щели — на расстоянии
хо = 0 и x1=.v1/Z)o = 0,78i)o. Для а = 60° оп-
оптимальная степень отсоса наблюдается при
q = 0,04. Наименьшие потери получаются, если
щель отсоса расположена в начальном сече-
сечении диффузора (хо = 0).
64.	В случае сдувания пограничного слоя
в конических диффузорах с большими углами
расширения а C0° и 60°) оптимальным являет-
является нулевое местоположение (хо — 0) щели сдува
[5-95]. Эффективность диффузора со сдува-
нием зависит от относительной площади
199

0,S
0,2
г.»
'т\Ч
J
0,8
0,4
— _/
N

<
©
У
О, OS
0,12 I?
Рис, 5-21. Зависимость ?п от q при сдувании
пограничного слоя [5-95]:
а—а=30°, лп1=3~8: 1—?=0,03; 2— ?=0,06;
3—?=0,08; ff—а, = 60о; яп = 4 и 8: /—?=0,03; 2—
?1=0,06; 3— ?-0,08
сечения щели T3 = {fs/ns)F0 (ns = FJFQ). Зависи-
Зависимость коэффициента ?п (учитывающего и за-
затраты энергии на сдувание) от относительного
расхода на сдувание при различных значениях
Js и степени расширения диффузора ип1 для
а = 30° и 60° приведена на рис. 5-21. Оп-
Оптимальная степень сдувания находится в преде-
пределах ?=0,04 -г 0,12; при этом она не зависит
от величины ип1. Значение ?п может быть
уменьшено путем сдувания пограничного слоя
в 2—3 раза, или при одинаковых ?л во
столько же раз может быть уменьшена длина
диффузора. Последнее подтверждается
рис. 5-22, на котором приведена зависимость
минимального коэффициента ?nmin от Js при
различных а.
65. Направляющие лопатки (дефлекторы)
отклоняют часть потока с большими скорос-
скоростями из средней области диффузора к его
стенкам, в зону отрыва (см. рис. 5-19, в).
В результате зона отрыва уменьшается или
полностью устраняется. Наибольший эффект
от применения дефлекторов достигается при
больших углах расширения. Так, при ах =
= 90 -г-180° коэффициент сопротивления умень-
уменьшается почти в 2 раза.
Для установки дефлекторов (лопаток)
в диффузоре можно сформулировать несколь-
несколько общих правил:
а) лопатки нужно помещать перед углом
расширения у входа в диффузор и за ним
(см. рис. 5-19, в), причем число лопаток необ-
необходимо увеличивать по мере роста угла
расширения;
б)	каналы между лопатками и стенками
должны, как правило, сужаться, однако для
больших углов расширения можно получить
удовлетворительные результаты и при расши-
расширяющихся каналах. Потоку необходимо дать
возможность расширяться в каналах у стенок
так же, как в центральном канале;
в)	для угла расширения а = 90° относитель-
относительное расстояние /г1/А2 = 0,95; для а=180°
Л1/А2=1,4 (см. рис. 5-1~9,в);
г)	лопатки должны иметь малую кривизну
и могут быть сделаны из листового металла
с постоянными кривизной и хордой;
д)	хорда лопаток может составлять 20—
25% диаметра или высоты сечения диффузора;
е)	наиболее выгодный угол наклона лопаток
можно выбрать, устанавливая их сначала
одна за другой впритык и затем поворачивая
каждую лопатку на некоторый угол, пока не
будет получено минимальное сопротивление
диффузора.
66. Разделительные стенки делят диффузор
с большим углом расширения на ряд диф-
диффузоров с меньшими углами (см. рис. 5-19, г).
Этим достигается как уменьшение сопротив-
сопротивления, так и более равномерное распределение
скоростей по сечению [5-50].
Эффективность разделительных стенок тем
значительнее, чем больше общий угол расши-
расширения диффузора. При сравнительно малых
Рис. 5-22. Сводная зависимость минимальных
потерь полного давления от площади щели
при различных углах раскрытия диффузора
и сдувании пограничного слоя [5-95J
200

л в,
опт
s
4
?
.
J	4	пП1
Рис. 5-23. Зависимость угла А90ПТ от степени
расширения лп1 [5-961
углах расширения разделительные стенки мо-
могут повысить сопротивление диффузора, так
как увеличивается общая поверхность трения.
Подбор и построение разделительных стенок
на всю длину диффузора с большими углами
расширения проводится следующим образом:
а)	число z разделительных стенок берется
в зависимости от угла расширения а:
а	 30 45 60 90 120
:	 2 4 4 6 8
б)	разделительные стенки располагаются
так. чтобы расстояния а'о между ними
на входе в диффузор были строго одина-
одинаковыми, а а\ на выходе из него—примерно
одинаковыми;
в)	перед входом в диффузор и после выхода
из него разделительные стенки выступают
параллельно оси диффузора; длина / высту-
выступающих участков должна быть соответствен-
соответственно не менее 0,1 я0 и 0,1дх.
67. Правила построения диффузора с уко-
укороченными стенками (лопатками) по схеме
рис. 5-19, д таковы [5-96]:
а)	по рис. 5-23 находят А0ОПТ (угол между
продолжением линии внешней стенки диффу-
диффузора и линией смещения «источника» М*,
т. е. точки, в которой сходятся продолжения
линий всех лопаток, рис. 5-24);
б)	вычисляют фиктивный угол расширения
диффузора
////////А
Лв
*. 5-24. Схема расположения разделительных
лопаток в диффузоре [5-96 J
и вычерчивают дугу а — о окружности, соеди-
соединяющую углы изгиба стенок диффузора (ли-
(линия перехода потока в горловине к потоку,
следующему «радиально» из источника Л/*)
по радиусу
где а0 — ширина горловины диффузора;
а; = 0,01745 а* —фиктивный угол расширения
диффузора, рад;
в) определяют число лопаток так, чтобы
угол расширения каналов между ними
откуда
-1;
7-10
г) находят относительную длину Г/а'о ло-
лопаток в зависимости от C (см. рис. 5-19, д):
7
20
8
16
9
12
10
10
12
9
д)	ширину входа в диффузор делят на
(z+1) равных частей и лопатки располагают
радиально, начиная с точек пересечения линий
деления с линией перехода а—б; длину
лопаток откладывают от линии перехода (см.
рис. 5-19, д);
е)	лопатки в зоне передних кромок изги-
изгибают с тем, чтобы обеспечить плавный пере-
переход из горловины в расширяющуюся часть
канала;
ж)	если диффузоры сравнительно короткие
и длина лопаток превышает длину диффузора,
лопатки можно укоротить до отношения
/7/я = 0,6;
з)	если нужно уменьшить число лопаток,
например, вследствие того, что ширина вход-
входного сечения мала и можно ожидать эффекта
стеснения, следует уменьшить длину лопатки,
поскольку угол расширения Р при этом
увеличивается.
68. В диффузоре с криволинейными стен-
стенками (СхМ. рис. 5-19, е), при которых площадь
сечения возрастает в начале медленнее, чем
в конце, градиент давления изменяется более
плавно; этим ослабляется основная причина
отрыва потока и, следовательно, основной
источник потерь; удачным является такой
диффузор, в котором при потенциальнОхМ
потоке соблюдается постоянство градиента
давления (dp/dx —const) вдоль канала.
При углах расширения а = 25-^90° потери
в таких диффузорах уменьшаются по срав-
сравнению с прямолинейными на 40%. При этом,
чем больше угол расширения в указанных
201

пределах, тем значительнее уменьшаются по-
потери [5-47].
При малых углах расширения (ос< 15 — 20)
потери в криволинейных диффузорах стано-
становятся даже большими, чем в прямолинейных.
Поэтому криволинейные диффузоры целесооб-
целесообразно применять только при больших углах
расширения.
Уравнение образующей криволинейного'
диффузора круглого (и квадратного) сечения
для dpjdx — const (см. рис. 5-19, ё) имеет вид
20
((З4-*
Уравнение образующей для плоского диф-
диффузора
Ух
Коэффициент сопротивления криволинейно-
криволинейного диффузора при dp/dx=const в пределах
Q,l<FQ/Fx<0,9 может быть вычислен по
приближенной формуле, основанной на дан-
данных опытов автора [5-47]:
u
где ф0—коэффициент, зависящий от относи-
относительной длины криволинейного диффузора
(см. диаграмму 5-8).
69.	Заметное снижение сопротивления дости-
достигается также в «радиусных» диффузорах, в ко-
которых образующие целиком [5-100] или ча-
частично [5-55] выполнены по дуге окружности
(см. рис. 5-19, ж и з).
Коэффициенты сопротивления диффузоров
с частичным скруглением образующих и эк-
эквивалентными углами а 45° и 60° близки к ?
для более длинного диффузора с а=30° без
скругления. Это означает, что вместо прямо-
прямолинейного диффузора с а = 30° выгодно при-
применять более короткие диффузоры с эквива-
эквивалентными углами а = 45-г 60°, но со скругле-
скруглением. Длина таких диффузоров меньше диф-
диффузора с а = 30° на 40-г 50%.
70.	Эффективны также диффузоры с пред-
отрывным состоянием турбулентного погра-
пограничного слоя («предотрывные» диффузоры),
приближенный метод расчета которых дан
А. С. Гиневским и Л. А. Бычковой [5-10, 5-21 ].
Такие диффузоры имеют вначале (после вхо-
входа) колоколообразную форму, переходящую
затем в участок с прямолинейными стенками
(см. рис. 5-19, к). При этом в диффузорах
круглого сечения на этом участке полный
угол расширения а = 4°, а в плоских диф-
диффузорах а = 6°. Предотрывный диффузор яв-
202
Рис. 5-25. Схема течения потока в диффузоре
E-61, 5-62):
а—без оребрения; б—с оребрением
ляется диффузором с безотрывным течением
минимальной длины.
71.	Совмещение вдувания с применением
профилированного доотрывного участка (диф-
(диффузор Гриффита, рис. 5-19, л) еще больше
снижает потери давления и уменьшает длину
диффузора.
72.	Сопротивление снижается значительно
(в 2 раза и более) при поперечном оребрении
диффузора (см. рис. 5-19, м) [5-61, 5-62].
Одновременно с понижением сопротивления
выравнивается профиль скорости по сечению
диффузора. Все это обусловливается тем, что
макроотрыв потока от стенок заменяется
системой мелких отрывов (рис. 5-25), причем
наилучший эффект для диффузора круглого
сечения будет при а = 40 -^45°. Оптимальные
параметры оребрения показаны на рис. 5-25.
Поперечные ребра могут быть сделаны
гибкими. Тогда обратные течения потока,
которые возникают при отрыве пограничного
слоя, поворачивают эти ребра на соответству-
соответствующий угол, изменяя эффективное сечение
диффузора, и препятствуют распространению
обратных потоков в направлении к устью
диффузора [5-32].
73.	В ступенчатом диффузоре (см. рис. 5-19,
и), в котором после плавного изменения
площади поперечного сечения имеет место
внезапное расширение, основные потери (поте-
(потери на удар) происходят уже при сравнительно
малых скоростях. Вследствие этого потери
в диффузоре значительно снижаются (в 2 —
3 раза). Коэффициент суммарного сопротив-
сопротивления ступенчатого диффузора круглого
и прямоугольного сечений может быть вычис-
вычислен приближенно [5-47]:

и соответственно
P»S/2
где ^==l + 2(yDr)tg-; kx =3,2—для диффузо-
диффузоров круглого сечения; fc1«4-r-6 — для диффу-
диффузоров прямоугольного сечения*1; nn = F2IF0 —
степень общего расширения ступенчатого диф-
диффузора (отношение площади самой широкой
части диффузора к площади самой узкой его
части, см. рис. 5-19, и).
74. Коэффициент суммарного сопротивле-
сопротивления плоского ступенчатого диффузора может
быть подсчитан приближенно [5-47]:
т —¦—
pvvo/2
"t
'ДО. gl | ?2
где g1=
^ (b0
постоянно по длине диффузора).
75. Для каждой степени расширения пп
и каждой относительной длины lJDr (или
ljao) ступенчатого диффузора существует оп-
оптимальный угол расширения аопт, при кото-
котором общий коэффициент сопротивления будет
минимальным (см. диаграммы 5-9 — 5-11).
Ступенчатые диффузоры рекомендуется при-
применять именно с оптимальными углами рас-
расширения.
Коэффициент сопротивления таких диф-
диффузоров	- "*
С s
pw20/2
=<;„
r^e Cmin—минимальный коэффициент сопро-
сопротивления, зависящий от относительной длины
плавной части диффузора lJDr (или ljao)
и степени общего расширения ступенчатого
диффузора пп (см. диаграммы 5-9 — 5-11).
76. Предельный угол расширения апред плав-
плавной части ступенчатого диффузора, т. е. угол,
при котором исчезает ступенчатость при
заданных степени общего расширения пп и от-
относительной длине плавной части lJDr (или
'д/^оХ находят из выражения
tg
Апред
-1
2/д/Яг
*' Кривые на диаграмме 5-10 вычислены
при А: [=6,0, что дает некоторый запас в рас-
расчете.
Практически при выборе относительной
длины IJDT (ljao) ступенчатого диффузора
целесообразно руководствоваться не наимень-
наименьшим значением ?min , а несколько большим
(примерно на 10%), что позволяет значи-
значительно сократить длину диффузора без сущест-
существенного увеличения потерь в нем. Линии
оптимальных значений lJDr (ljao) показаны
на графиках а диаграмм 5-9 — 5-11 штриховой
линией.
77.	В случае установки диффузора за венти-
вентилятором следует учесть существенное отличие
структуры потока на выходе из вентилятора
от структуры потока на входе в изолирован-
изолированный диффузор, перед которым имеется прямо-
прямолинейный участок постоянного сечения.
За центробежным вертилятором профиль
скоростей, как правило, несимметричен вслед-
вследствие некоторого отклонения потока в сторону
вращения колеса. При этом профиль скоро-
скоростей зависит как от типа вентилятора, так и от
режима его работы, характеризующегося от-
относительным расходом QIQonr, где QonT—рас-
QonT—расход при максимальном КПД вентилятора.
78.	Отклонение потока в сторону вращения
колеса вентилятора позволяет применять за
центробежными вентиляторами диффузоры
с большими, чем обычно, углами расширения.
При этом плоские диффузоры с углами
расширения a > 25° целесообразно выполнять
несимметричными, так, чтобы наружная стен-
стенка либо являлась продолжением обечайки
кожуха, либо несколько (не более чем на 10°)
отклонялась в сторону обечайки, а внутрен-
внутренняя— в сторону колеса.
Отклонение оси диффузора в сторону обе-
обечайки кожуха вентилятора нецелесообразно,
так как сопротивление таких диффузоров при
a > 15° будет в 2 — 2,5 раза больше, чем
симметричных диффузоров, у которых ось
отклонена в сторону колеса [5-58].
79.	Коэффициент сопротивления плоских
диффузоров с углами расширения a < 15°
и пирамидальных с a < 10° при установке
их за центробежными вентиляторами любых
типов при любых режимах работы можно
практически вычислять по приведенным выше
данным для изолированных диффузоров, при-
принимая для их входного сечения отношение
скоростей wmax/w0«l,l.
При углах расширения диффузоров, боль-
больших 10 —15°, нельзя пользоваться значени-
значениями ? для изолированных диффузоров; они
должны определяться по диаграммам 5-13 —
5-18.
Эти данные практически пригодны при
режимах как Q = 0ollTs так и Q$QonT-
203

Рис. 5-26. Осекольцевой диффузор
80.	При ограниченности места для разме-
размещения диффузора за центробежным вентиля-
вентилятором можно применять ступенчатый диффу-
диффузор, который при том же сопротивлении
будет значительно короче прямолинейного.
Оптимальный угол расширения диффузорной
части, при котором получается минимальный
коэффициент сопротивления, определяют по
диаграмме 5-18.
81.	Для преобразования динамического дав-
давления за выходным лопаточным венцом осевых
турбомашин (вентиляторов, компрессоров, тур-
турбин) широко используются кольцевые диф-
диффузоры, которые выполняют как с прямолиней-
прямолинейными образующими (осекольцевой диффузор,
рис. 5-26), так и с криволинейными образу-
образующими (радиально-кольцевой диффузор, диа-
диаграмма 5-20) или комбинированными (осеради-
ально-кольцевой диффузор, диаграмма 5-20).
Степень расширения осекольцевого диффузо-
диффузора определяется по формулам, приведенным
на диаграмме 5-19, а радиально-кольцевого
диффузора—на диаграмме 5-20.
82.	Коэффициенты внутреннего сопротивле-
А/7 Ар
ния *l ?;H s —=—=—г— осекольцевого диф-
pwl/2 pci/2
фузора с положительными углами ах в зависи-
зависимости от степени расширения лп1 при задан-
заданном dQ имеют для каждого значения Ta~L/D0
*г Под коэффициентами внутреннего сопро-
сопротивления ?вн и ?'вн здесь и далее подразуме-
подразумевается отношение разности полных давлений
на входе и непосредственно на выходе из
диффузора к динамическому давлению на
входе, не учитывающее дополнительных по-
потерь, которые имели бы место в прямом
выходном участке за диффузором вследствие
дальнейшего выравнивания профиля скорости,
получаемого при протекании среды по диф-
диффузору.
204
практически одну кривую. Такие зависимости
;;„ от ппХ при <70 = 0,650-г0,688 и 1^ = 0,5 + 2,0
приведены на графике а диаграммы 5-19.
Кривые Свн = /(^П1) •для ^> Равного 0,5 и 1,0,
построены по опытным данным С. А. Довжи-
ка и А. И. Морозова [5-40], а для осталь-
остальных— приближенно с учетом как опытов
[5-40], так и опытных данных А. Р. Бушеля
[5-9].
В пределах 2 < пп1 < 4 и 0,5 < /д < 2,0 мож-
можно пользоваться интерполяционной формулой
цШ1~и,/:>лп1//д .
При неравномерном поле скоростей на
входе в осекольцевой диффузор или при
установке его за работающей осевой машиной
коэффициент внутреннего сопротивления
Ъвн —	2/"»	Д^вн?
где кд—поправочный коэффициент (см. диа-
диаграммы 5-1 или 5-19).
83. Коэффициент сопротивления осекольце-
осекольцевого диффузора с задним суживающимся
обтекателем (см. диаграмму 5-19)
где фд—общий*1 коэффициент полноты
удара, определяемый в зависимости от
угла расширения а по графику в диаграм-
диаграммы 5-19.
84. В данном разделе рассматривается один
тип радиально-кольцевого диффузора с конту-
контуром криволинейной части, построенным по
дугам окружности с Л1/Ло== 1,5 и 1?о/йо=2,0
(см. диаграмму 5-20), и один тип осерадиаль-
но-кольцевого диффузора с контуром криво-
криволинейной части, выполненным на основе дуги
эллипса (см. диаграмму 5-20 и рис. 5-27)
с полуосями:
и b^DJ2 — ro~LHtga,
где a = A 2)
Осевая линия принималась за геометри-
геометрическое место центров окружностей, вписанных
в контур диффузора, а диаметры этих окруж-
окружностей изменялись вдоль осевой линии от
начального диаметра Ао до конечного hx по
линейному закону. Относительный диаметр
втулки при входе в диффузоры обоих типов
50 = 0,688.
85. Коэффициенты внутреннего сопротивле-
сопротивления ?вк указанных типов диффузоров*2 даны
*1 Общий коэффициент полноты удара учи-
учитывает суммарные потери в диффузоре [5-47,
5-49].
*2 Значения коэффициентов полного сопро-
сопротивления С см. в одиннадцатом разделе.
-тр

Рис, 5-27. Схема построения осерадиально-
кольцевого диффузора
на диаграмме 5-20 в зависимости от степени
расширения пп1 _при различных значениях
«радиальности» D = Dl/D0 для двух случаев:
с работающим компрессором при cfl = 0,5
(где са=— = й/0=
v	и
и—окружная
скорость лопастей компрессора на наружном
радиусе, м/с; Q—расход, м3/с) и с неработа-
неработающим компрессором.
Величина ?вн при работающем компрессоре
превышает соответствующее значение ?вн при
неработающем компрессоре (турбомашине) на
15—20%. При этом коэффициент сопротивле-
сопротивления рассматриваемых диффузоров зависит от
режима работы компрессора, т. е. от коэф-
коэффициента расхода с (см. С. А. Довжик
и А. С. Гиневский [5-39]).
86.	Комбинированный, т. е. осерадиально-
кольцевой диффузор, у которого участок
радиального поворота расположен за корот-
коротким кольцевым диффузором, более соверше-
совершенен. В таком диффузоре радиальный поворот
осуществляется при пониженных скоростях
потока, поэтому и потери давления несколько
меньше. Вместе с тем осевые размеры такого
диффузора существенно больше, чем у ради-
радиально-кольцевого.
87.	Сопротивление кольцевых диффузоров,
как и обычных, можно заметно снизить,
устанавливая в них одну или несколько
направляющих поверхностей, которые разде-
разделяют диффузор, соответствующий большому
значению а, на несколько диффузоров с мень-
меньшими значениями а и способствуют общему
упорядочению течения в диффузоре. Как
и в обычных диффузорах, направляющие
поверхности эффективны только при больших
углах расширения и при определенных сочета-
сочетаниях углов ах и а2, т. е. таких, при которых
коэффициенты сопротивления диффузоров без
этих поверхностей имеют наибольшие значе-
значения [5-36, 5-39, 5-40].
88.	В различных механических системах,
включающих такие машины, как насосы,
турбины, компрессоры и т. п., помимо необхо-
необходимости замедления и поворота потока требу-
требуется еще и компактность подводящих каналов.
Все это достигается в диффузорных коленах
или (что то же) кривоосных диффузорах (см.
диаграмму 5-21). Течение в таких диффузорах
значительно сложнее, чем в прямоосных диф-
диффузорах, и является синтезом: а) течения
в прямоосном диффузоре; б) течения в изогну-
изогнутом канале постоянного сечения. Последнее
сопровождается вторичными потоками, свя-
связанными с неравномерностью поля скоростей
и давлений в направлении, перпендикулярном
к плоскости изгиба, и наличием пограничных
слоев у стенок канала (см. шестой раздел).
Эти факторы обусловливают более ранний
отрыв потока и вызывают потери давления,
отличные от потерь в прямоосных диффузо-
диффузорах. На сопротивление кривоосного диффузо-
диффузора, помимо параметров, указанных в п. 11,
влияют угол изогнутости оси Р и относитель-
относительный радиус кривизны оси R0/D0(r/b0).
89.	Коэффициенты внутреннего сопротивле-
сопротивления ?ве плоских кривоосных диффузоров
постоянной длины (/д/^о.^8,3), наиболее часто
встречающихся в многоступенчатых насосах,
даны на диаграмме 5-21 в зависимости от
угла расширения а*1 для четырех значений
относительного радиуса изгиба внутренней
боковой стенки диффузора: r/bQ, равного оо;
22,5; 11,6 и 7,5. Эти данные получены Полоц-
Полоцким [5-69, 5-70] при установке диффузоров
непосредственно за плавным входным коллек-
коллектором, т.е. при /0/60 = 0.
90.	Коэффициенты внутреннего сопротивле-
сопротивления пространственных кривоосных диффузо-
диффузоров различной формы выходного сечения
(круг, эллипс с расположением большой оси
в плоскости изгиба, эллипс с расположением
малой оси в плоскости изгиба, см. диаграмму
5-22) при постоянных длине (/Д/2)О = 7,15) и сте-
степени расширения (nni~4)*2 и различных углах
изгиба (C = 0; 15 и 30°, J?o/Z>o = оо; 27,30;
13,65) приведены на диаграмме 5-22*3. Часть
данных приведена для постоянного числа
Рейнольдса (Re = 5,2-105), а часть—в зависи-
зависимости от этого числа. Во всех случаях
*х Для диффузора круглого сечения угол
расширения а = 8°.
*2 Под углом расширения кривоосного
диффузора понимается угол, составленный
боковыми стенками прямоосного диффузора,
полученного распрямлением кривоосного диф-
диффузора.
*3 Эти данные получены на основе прибли-
приближенного пересчета значений КПД, взятых из
экспериментальной работы Шпренгера [5-173].
205

Wf
1,81 85,8%
2,0.7 79,6°/o
92,8%
S2,7%
По
Рис. 5-28. Значения цг и wmMlwx
для кривоосных диффузоров при
лп1=4; /д/?>0 = 7,15 (а = 8°); р, рав-
равном 15 и 30°; 70/Д) = 0,35; 25*0Ш=
= 0,51%; Re = 5,2 105 и для прямо-
осных диффузоров с отклоняющими
коленами [5-172, 5-173)
диффузоры испытывались при установке их
за плавным входным коллектором с неболь-
небольшим прямым участком (/o/Z)o = 0,35).
91.	В кривоосных диффузорах некоторых
форм вторичные потоки могут оказать и по-
положительный эффект вследствие того, что
они переносят часть движущейся среды из
области с большей кинетической энергией
в затронутые отрывом пограничные слои.
8	этом случае коэффициент сопротивления
искривленного диффузора становится заметно
меньшим коэффициента сопротивления пря-
моосного диффузора с теми же параметрами
[сравни кривые ? = /(Re) для диффузоров
9	и 10 диаграммы 5-22].
92.	В некоторых случаях вместо кривоосных
диффузоров может быть применен прямо-
осный диффузор с коленом, снабженным
направляющими лопатками. Как это влияет
на сопротивление, видно из некоторых резуль-
результатов, приведенных на рис. 5-28.
Конфузоры в сети
93.	Переход от большего сечения к мень-
меньшему через плавно сужающийся участок —
конфузор также сопровождается сравнительно
большими невосполнимыми потерями полно-
полного давления. Коэффициент сопротивления кон-
конфузора с прямолинейными образующими
(диаграмма 5-23) зависит от угла сужения
а и степени сужения no — FoIFi (и соответствен-
соответственно от относительной длины IJDQ), а при
малых числах Рейнольдса также и от числа Re.
94.	При достаточно больших углах (а > 10°)
и степенях сужения (п0 < 0,3) после перехода
от сужающегося участка прямолинейного кон-
конфузора к прямой части трубы поток отры-
отрывается от стенок, что и обусловливает в ос-
основном местные потери полного давления.
/,SJ
Чем больше а и меньше п0, тем
значительнее отрыв потока и боль-
больше сопротивление конфузора. Мак-
Максимум сопротивления получается,
естественно, при a =180°, когда про-
происходит внезапное сужение сечения
(см. рис. 4-12).
По длине сужающегося участка
имеют место потери на трение.
95. Для инженерных расчетов об-
общий коэффициент сопротивления кон-
конфузоров удобно представить в виде
С =
"" Ьм ' Sto •
Коэффициент местного сопротив-
сопротивления конфузора [5-136]
- 0,00723 п I + 0,00444 л0 - 0,00745) х
(j 2J O)
где ap = 0,01745a рад (а-в0).
Коэффициент сопротивления трения ?тр
сужающегося участка определяется по E-6),
E-8) — E-10), в которых X принимается при-
приближенно постоянным вдоль всего участка,
но зависящим от числа Re на входе и относи-
относительной шероховатости А стенок.
На диаграмме 5-23 приведены также значе-
значения суммарного коэффициента сопротивления
?, полученные Б. И. Яньшиным [5-100] опыт-
опытным путем при Re = 5-105.
96.	В пределах 10°<а<40° общий коэффи-
коэффициент сопротивления конфузора с прямоли-
прямолинейными образующими имеет минимум, ко-
который, по крайней мере при Re^lO5, остается
практически постоянным и равным ?»0,05.
97.	Сопротивление конфузоров можно зна-
значительно уменьшить, осуществив плавный
переход от большего сечения к меньшему,
с помощью криволинейных образующих (по
дуге окружности или другой кривой, см. диа-
диаграмму 5-23), а также скруглив прямолинейные
стенки конфузоров на выходе в прямой участок
(тонкие линии на схеме диаграммы 5-23).
При плавном уменьшении сечения, когда
угол сужения очень мал (а<10°) или когда
сужающийся участок имеет очень плавные
криволинейные образующие (см. схему б диа-
диаграммы 5-23), поток не отрывается от стенок
в месте перехода в прямой участок, и потери
давления сводятся только к потерям трения
в сужающейся части:
pvv 5/2
98. При очень малых числах Рейнольдса
(l<Re<50) коэффициент сопротивления кон-
конфузоров, как и диффузоров [5-4],

Ар
А
Re"'
PWo,
В пределах 5"^а^40"
Л=20>о-°-51§-°-75
а.
Переходные участки
99.	Переходные участки бывают двоякого
рода:
а) с изменением поперечного сечения вдоль
потока при сохранении формы сечения посто-
постоянной; б) с изменением и поперечного сече-
сечения, и формы.
100.	К первому виду переходных участков
относятся, в частности, конфузорно-диффузор-
ные переходы (диаграмма 5-25). Согласно
опытам Б. И. Яньшина [5-100], оптимальные
параметры переходов в виде конфузора с пря-
прямолинейными образующими следующие:
ак = 30-40° и ад = 7-10°.
Для конфузора с криволинейными образую-
образующими оптимальный радиус скругления его
K
101. Коэффициент сопротивления конфузор-
но-диффузорных переходов круглого сечения,
как и для обычных диффузоров, зависит от
относительной длины промежуточного прямо-
прямого участка /оД?о и от отношения площадей
FJF0 и может быть определен по формуле
'pwg/2
E-15)
Здесь ?х— коэффициент сопротивления пере-
перехода с плавным (криволинейным) конфузором
w0D0
при /0/jD0=1,0, определяется при ке =	^
^2-105 по кривым Ci=/i(°^) диаграммы 5-25,
полученным на основании данных Б. И. Янь-
Яньшина [5-100]. При Re<2-105 коэффициент СI
для диффузоров круглого сечения см. ? на
диаграмме 5-2; кх =Cin/Ci«>4 — отношение
коэффициента ^ при ni*=Fi/F0<4 к его
значению при ni^4 см. кривые &1=/2(ад,
FJF0) диаграммы 5-25; к2 — поправка на
влияние относительной длины lo/Do; в преде-
пределах 0,25 ^lo/Do^ 5,0
А?—дополнительный член, - учитывающий
влияние lo/Do; A = 1,0 — для перехода с плав-
плавным конфузором; А—/(а.п)—для переходов
с конфузором, имеющим прямолинейные об-
образующие (см. диаграмму 5-25).
102. Для переходов прямоугольного (квад-
(квадратного) сечения и плоских переходов (у
которых как сужение, так и расширение
сечения происходят в одной плоскости) коэф-
коэффициент сопротивления может быть опреде-
определен ориентировочно по E-15) и E-16),
но вместо Cj принимается ^д диффузора
при /0/ZH = 0 соответственно по диаграммам
5-4 и 5-5.
103.	На переходных участках, сопрягающих
трубы круглого и прямоугольного сечений
(см. диаграмму 5-27), переход потока из осе-
симметричного в плоский (и наоборот) соп-
сопровождается деформацией его в двух взаимно
перпендикулярных плоскостях — расширением
в одной и сужением в другой [5-84]. В таком
сложном потоке могут одновременно наблю-
наблюдаться эффекты, присущие как диффузорам,
так и конфузорам. Если длинная сторона
прямоугольного сечения больше диаметра
круглой трубы (bi>D0), то могут иметь
место срывные явления, приводящие к боль-
большим потерям давления. Поэтому длина
и форма переходных участков рассматрива-
рассматриваемого типа должны выбираться таким об-
образом, чтобы устранить возможность отрыва
или переместить отрыв в область с меньшими
скоростями течения. Это можно получить
подбором геометрической формы и соответ-
соответствующих габаритных размеров.
104.	Переходные участки по форме обра-
образующих их стенок можно разделить на три
характерных типа (рис. 5-29). Форма перехода
типа А получается пересечением усеченного
кругового конуса (с прямолинейными обра-
образующими) с плоскостями.
Форма В строится из условия получения
линейного закона площадей поперечного се-
сечения по длине переходов; при этом в плос-
плоскости симметрии, параллельной длинной сто-
стороне прямоугольника, образующие переходов
оставлены прямолинейными.
Форма С на большей длине переходов,
так же как и форма В, сохраняет линейным
закон изменения площадей и в то же время
обеспечивает более равномерное распределе-
распределение средней скорости в каждом поперечном
сечении. В этих переходах все образующие
криволинейны.
105.	В переходах типа А при условии
bl>D0 безотрывное течение у расходящихся
стенок можно получить при угле между ними
а = 20 + 30°. Длину конфузорного перехода
в этом случае следует принимать равной:
/к« l,8Fi-/>о) ПРИ &i>l,5?0;
/,«1,5^ при 6^1,5/V
Длину конфузорных переходов типа
В и С можно сократить в 1,5—2 раза по
сравнению с длиной перехода типа А. Ори-
Ориентировочно для этих переходов
В этих случаях, когда bi<D0, все стенки
конфузорных переходов оказываются сходя-
207

Рис, 5-29. Переходные участки
с различными формами образую-
образующих их стенок [5-84]
щимися, и тогда длина их
должна соответствовать опти-
оптимальному углу сходимости, как
в круговых конфузорах, т. е.
а=40 -г 50°. В этом случае
106.	Увеличение длины кон*
фузорных переходов приводит
к возрастанию потерь на тре-
трение, а при недостаточной длине
сопротивление увеличивается
из-за отрыва потока от рас-
расходящихся стенок.
107.	Для диффузорных пере- ;
ходов (аналогично плоским или
коническим диффузорам) опти-
оптимальной длине соответствует
минимальное гидравлическое сопротивление.
При этом особенно важно предупредить воз-
возникновение отрыва на начальном участке
перехода. Для этого полный угол между
расходящимися стенками в начале перехода
не должен превышать 8—10°. Выполнение
этого условия в переходах типа А приводит
к сравнительно большой их длине'; при а =10°
рис. 5-29 *\ Например, при расчете средней
части / известна ширина bxI = D0, а размер
ах1 находится по зависимости F-f(xjl). При
расчете же крайних частей /7 будет известен
размер ахП = ах1, и размер Ъх11 определится
также из заданной зависимости F=f(x/l).
Очевидно, полная ширина любого сечения
Поэтому для сокращения длины следует
применять диффузорные переходы формы ти-
типа В или С; в этом случае
108.	При небольшой относительной ширине
прямоугольного сечения {bJD0<2) следует
использовать переходы типа В. Стенки пере-
перехода, примыкающие к длинной стороне пря-
прямоугольного сечения, при этом лучше делать
криволинейными, а стенки, примыкающие
к короткой стороне, оставлять прямолинейны-
прямолинейными. При отношении bJtD0>2 необходимо
создавать диффузорные переходы типа С.
109.	Размеры любого поперечного сечения
по длине перехода типа В могут быть
найдены аналитически:
E-17)
где Fx—площадь поперечного сечения на
расстоянии х от входа.
НО. Размеры поперечных сечений переходов
типа С можно найти по формулам E-17),
применяя их отдельно для каждой из трех
характерных частей перехода, показанных на
208
111.	Гидравлическое сопротивление рас-
рассматриваемых переходных участков зависит,
так же как и обычных (плоских и осесим-
метричных) диффузоров и конфузоров, от
геометрических параметров [степени расшире-
расширения или сужения пп и относительных длин
(переходов IJDO и IJDO), режима течения
(числа Рейнольдса Re)], входных условий
и т. п. Кроме того, для этих переходных
участков существенное значение имеет от-
отношение сторон прямоугольного сечения
bjau форма образующих стенок перехода
и закон изменения по длине площадей по-
поперечного сечения.
112.	Коэффициент сопротивления рассматри-
рассматриваемых переходных участков можно опреде-
определить по интерполяционной формуле А. В. Та-
нанаева [5-84]:
-*2^), E-18)
Re
pwo/
где числовые коэффициенты А и к2 зависят
от закона изменения величин и формы пло-
** В ответственных случаях уточнение
и окончательный выбор оптимальных форм
и размеров следует проводить на основе
экспериментальных исследований.

адей по длине перехода и отношения bja^
I?1 _ коэ<{)фиииент сопротивления в автомодель-
автомодельном режиме течения (Re^Rea%5-105); w0 —
»1няя скорость потока в круглом сечении
'хода; ^==^^0,5 и ki — k^ — Sfi—для диф-
фузориого перехода; /* = /4к^0,3 и k2 = kKzz
^'^о—-для конфузорного перехода.
"~ Первый член правой части выражения E-18)
где г зависит от длины и формы перехода.
Для переходных участков с линейным законом
изменения площадей значения сх см. график
о диаграммы 5-27.
Коэффициент cQ — сопротивление участка
грубы постоянного сечения, длина которого
равна длине переходного участка:
гче D —среднее значение (по длине перехода)
гидравлического диаметра. При длине пере-
переходов I/OО^3,5 ориентировочно можно при-
принять: б*о«0,06, с1д«0,01— для диффузорного
перехода и сХк&0,002 — для конфузорного пе-
перехода. Величина по = Ро/Р{, где Fo —площадь
круглого сечения перехода; Г1=а1Ь1 — пло-
площадь прямоугольного сечения.
113. Коэффициенты сопротивления переход-
переходных участков, у которых прямоугольное сече-
сечение с небольшим отношением сторон
(ai/bi^2,0) переходит в круглое или наоборот
(см. схему диаграммы 5-28), могут быть оп-
определены по данным для дифффузоров прямо-
прямоугольного сечения с эквивалентными углами
расширения. Эквивалентный угол аэ находит-
находится из выражений:
для перехода с круга на прямоугольник
для перехода с прямоугольника на круг
a, D^
tgT=	2l
5-1. Оптимальные характеристики диффузоров
0
2
5
10
20
0
10
0
10
л,..,
Коническ
0,84—0,91
0,69—0,82
0,64—0,77
0,58—0,71
0,57—0,70
-ие диффузоры
0,13—0,08
0,29—0,17
0,30—0,20
0,17—0,27
0,19—0,27
= 14^10°)
6—10
6—10
4—6
2—6
2—6
Прямоугольные диффузоры (квадратного сечения при с
0,74—0,84
0,66—0,76
0,18—0,13
0,28—0,18
Плоские диффузоры (с
0,78—0,80
0,71—0,75
0,16—0,14
0,23—0,17
6
4
х = 14-г-10°)
4
4—2
5,8—12,3
5.8—12,3
4,1—8,2
1,7—8,2
1,7—8.2
с = 10-^6°)
8,2—13,5
5,7—9,4
12,2—17,0
12,0—5,7
5-2. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Диффузоры. Определение условий входа (ка) [5-51—5-55, 5-127]
Диаграмма
5-1
Участок прямой тру$ь>
h—т
2. Участок свободной труп
Диффузор
209

Продо.1женце
Диффузоры. Определение условий входа (кл) [5-51—5-55, 5-127]
Диаграмма
5-1
1.	При известном vt>max/w0 или 25#/Dr в симметричном поле скоростей перед диффузором
/0
(схема 1) относительная длина — определяется по кривым wm.dK/w0~fAl0/Dr) (график а)
или соответственно по кривым 25$/Д.=/2(/0/?>г) (график б); затем по этим значениям -2.
на соответствующих диаграммах находится кп.
2.	Для свободной струи (рабочая часть аэродинамической трубы—схема 2) по известной
длине /р.ч//)г определяется wmax/w0=/3(/p ч//)г) (график в), затем по графику а находится
lo/Dr и, наконец, по соответствующим диаграммам определяется А:д=/(/0/?>г).
3.	При установке диффузоров (любой формы) с а = 6~14° за отводом (схема 3) или за
другими фасонными частями со сходными профилями скоростей перед диффузором (график г)
ka=f(w/w0,R0/Dr,l0/Dnz) берется по таблице (см. ниже).
^	/. Начальный участок— прямая тру fa
V
¦^—-~
-———
Re
.—
Re
-*—
Re
~2-
~*~
=2
/a*
¦fO\
¦to'
-—¦—
-—.
to
ZSo/Пг,'/'
6,0
?
2fi
6
V
\ Rc=$<W*
\ \ Re^5-W5
\
®
* 8 12 16 lQ/Dr
15	20	Lo/Dr
2.Начальныа участок-свободная струя
?
Круглая
Плоская
О 0,8 1,6 2,*
w/w0
1,0
0,5
-y/r0 'O
\f
О 0,5 у/г0
Форма про-
профилей ско-
скоростей (гра-
(график г)
1
2

—

—
Параметры
R /П
01 г
0,8—1,0
0,8—1,0
0,8—1,0
2,0
2,0
5=3,0
отвода (схема 3)
0
0
0
0
1,0
0
Число
концент-
концентрических
лопаток :
0
2
3
0
0
0
1с
6,8
2Д
1,9
2,6
1,0
1,0
210

«I III
диффузор круглого сечения в сети (lJD{>0) при а = 3~180 [5-51—5-55]
Диаграмма 5-2
1.	Равномерное поле скоростей на входе в
диффузор (ivmax/n-o=l,0 или lo/Do*0)*1: С =
А/7
= —T~- = (Su=f(xnni,Re) см. таблицу и график
pVV0/Z
а; аппроксимационные формулы см. пп. 38, 39,
параграф 5.1.
Расчет доотрывных диффузоров см. п. 31, па-
параграф 5.1.
2.	Неравномерное поле скоростей на входе в
диффузор (^?«>1Д), —->0 или I0/Dr>o\
(
Y
=^ДСД; Для диффузоров за прямым участком /сд=/(а,—-,/0//H,лш,Ке | см. таблицы
p/	\ Do	}
и графики бив; для диффузоров за свободной струей (рабочая часть аэродинамической
грубы) ^=/(a,n;max/w0,«nl,Re) см. таблицы и графики бив, где ^mJw0=fi{klD0)
или 2So/A)==/2(/q/A)) см. диаграмму 5-1; для диффузоров с а = 6-П4° за фасонной частью
к. =/(и>/и>0) см. таблицу диаграммы 5-1.
*1 Здесь и далее /о/?>о = 0 означает, что диффузор установлен непосредственно за плавным
коллектором.
Re-10
0,5
1,0
2
^4
Re-lO
0,5
1,0
2
>\
RelO'5
0,5
! 1,0
2
! 4
3
0,148
0,120
0,093
0,079
16
0,141
0,122
0,073
0,051
4
0,135
0,106
0,082
0,068
20
0,191
0,196
0,120
0,068
Значения
6
0,121
0,090
0,070
0,056
30
0,315
0,298
0,229
0_120
?д при /0
/Do*
=0
a0
8
0,112
0,083
0,068
0,048
10
0,107
0,080
0,062
0,048
12
(
(
(
(
a°
45
0,331
0,297
0,279
0,271
60
0,326
0,286
0,268
0,272
90
0,315
0,283
0,268
0,272
),109
),088
),062
),048
14
0,120
0,102
0,063
0,051
120
0,308
0,279
0,265
0,268
180
0,298
0,276
0,263
0,268
a°
3
0
0
0
0
0
4
,197
,154
,120
,101
,101
0,180
0,141
0,112
0,091
0,091
6
0,165
0,126
0,101
0,085
0,085
8
10
12
nni=4
0,151
0,119
0,096
0,079
0,089
0,157
0,120
0,096
0,082
0,080
14
0,174
0,131
0,107
0,090
0,107
0,197
0,155
0,120
0,107
0,135
211

Продвижение
Диффузор круглого сечения в сети (ll/D1>0) при а = 3^-180° [5-51—5-55]
Диаграмма 5-2
Re-10
0,5
1,0
2
4
>6
16
0,225
0,183
0,146
0,124
0,169
20
0,298
0,262
0,180
0,172
0,240
30
0,461
0,479
0,360
0,292
0,382
a
45
0,606
0,680
0,548
0,462
0,506
о
60
0,680
0,628
0,586
0,562
0,560
90
0,643
0,600
0,585
0,582
0,582
120
0,630
0,593
0,580
0,577
0,577
180
0,615
0,585
0,567
0,567
0,567
Re-10
0,5
1,0
2
4
2*6
a°
3
0,182
0,153
0,129
0,106
0.092
4
0,170
0,144
0,118
0,095
0,090
6
0,168
0,131
0,109
0,090
0,080
8
0,168
0,126
0,101
0,084
0,079
10
0,179
0,132
0,101
0,087
0,080
12
0,200
0,159
0,118
0,104
0,098
14
0,240
0,193
0,151
0,151
0,137
Re-lO
0,5
1,0
2
4
5=6
16
0,268
0,218
0,185
0,160
0,160
20
0,330
0,286
0,280
0,224
0,286
30
0,482
0,488
0,440
0,360
0,456
oc
45
0,655
0,680
0,895
0,588
0,600
о
60
0,766
0,755
0,700
0,660
0,690
90
0,742
0,731
0,710
0,696
0,707
120
0,730
0,720
0,708
0,695
0,700
180
0,722
0,707
0,690
.0,680
0,695
RelO
0,5
1,0
2
4
^6
3
0,195
0,160
0,123
0,100
0,085
4
0,181
0,156
0,120
0,097
0,084
6
l
0,184
0,155
0,120
0,097
0,084
a°
8
0,190
0,156
0,123
0,100
0,085
10
0,200
0,162
0,134
0,106
0,086
12
0,227
0,184
0,151
0,128
0,114
14
0,256
0,212
0,167
0,160
0.160
212

Продолжение
Диффузор круглого сечения в сети (ll/Di>0) при а = 3 — 180 [5-51—5-55]]
Диаграмма 5-2
Re-10
0,5
1,0
2
4
a0
16
0,290
0,240
0,195
0,195
0,212
20
0,380
0,332
0,240
0,254
0,332
30
0,585
0,572
0,426
0,407
0,520
45
0,760
0,812
0,760
0,605
0,600
60
0,800
0,800
0,800
0,735
0,760
90
0,834
0,820
0,806
0,804
0,825
120
0,840
0,820
0,807
0,805
0,840
180
0,827
0,815
0,808
0,809
0,825
Re-КГ5
0,5
1,0
2
4
^6
3
0,179
0,148
0,118
0,102
0,094
4
0,174
0,146
0,120
0,098
0,085
6
l
0,176
0,147
0,120 •
0,095
0,084
a°
8
0,185
0,147
0,120
0,094
0,085
10
0,196
0,151
0,120
0,095
0,094
12
0,224
0,179
0,140
0,118
0,118
14
0,270
0,233
0,176
0,160
0,160
Re-lO
0,5
1,0
2
4
16
0,306
0,275
0,208
0,191
0,212
20
0,378
0,340
0,280
0,264
0,342
30
0,600
0,600
0,520
0,480
0,560
a
45
0,840
0,840
0,760
0,700
0,720
о
60
0,880
0,905
0,868
0,778
0,790
90
0,880
0,877
0,868
0,847
0,853
120
0,880
0,876
0,868
0,868
0,874
180
0,880
0,876
0,868
0,869
" 0,886
213

Продолжение
Диффузор круглого сечения в сети (li/Dl>0) при а = 3~180" [5-51—5-55]
Диаграмма 5-2
0,16 -
0,08 -
li
0,61
0,56
0,*8
0,*0
0,31
0,1*
0,16
0,08
10
3 h 6 8 10 16 20 30 45 SO 90 1Z0 oc°
214

Продолжение
Диффу>г<Р круглого сечения в сети {1XID1>Q) при а = 3-н 180 [5-51—5-55]
Диаграмма 5-2
/0/А)
Значения к я при п п, = 2
10
12
14
16
20
30
45
60
>90
2
5
10
2
5
10
>20
2
5
10
^20
2
5
10
2
5
10
3:20
Re = 0,5 10:
1,00
1,45
1,88
1,68
1,10
1,62
1,96
1,83
1,20
1,75
2,05
1,96
1,25
1,83
2,07
2,00
1,26
1,86
2,07
1,99
1,26
1,80
2,05
1,93
1.23
1,70
2,00
1,85
1,16
1,53
1,93
1,74
1,05
1,10
1,60
1,45
1,00
1,02
1,13
1,03
1,01
1,02
1,11
1,01
1,01
1,02
1,10
1,01
Re = l 10-
1,00
1,63
1,93
1,86
1,10
1,83
2,13
2,07
1,20
2,00
2,41
2,31
1,27
2,11
2,75
2,60
1,43
2,20
2,93
2,68
1,60
2,19
3,00
2,60
1,67
2,11
3,05
2,45
1,60
1,88
2,99
2,13
1,10
1,20
1,40
1,45
0,85
1,00
1,00
1,00
0,96
1,13
1,13
1,13
1,11
1,15
1,15
1,13
Re = 3 10s и Re = 4 105
1,31
1,53
2,20
1,91
1,45
1,70
2,33
2,07
1,60
1,90
2,55
2,25
1,80
2,14
3,00
2,46
2,05
2,54
3,80
3,20
2,33
2,90
4,00
3,70
2,40
3,02
4,07
3,83
2,40
3,00
4,00
3,73
2,20
2,60
3,30
3,03
1,56
1,56
2,00
1,56
1,20
1,20
1,33
1,20
1,15
1,15
1,20
1,15
Re = 2 105
Re =
1,18
1,15
2,06
1,75
1,33
1,75
2,25
1,93
1,50
2,05
2,54
2,28
1,67
2,30
2,91
2,60
1,95
2,60
'3,40
3,00
2,20
2,70
3,70
3,22
2,31
2,80
3,82
3,36
2,13
2,58
3,73
3,20
1,60
1,85
2,27
2,10
1,27
1,33
1,50
1,43
1,14
1,15
1,26
1,20
1,13
1,14
1,20
1,16
Re>6 10s
1,00
1,15
1,73
1,46
1,14
1,33
1,90
1,65
1,33
1,60
2,15
1,95
1,65
1,90
2,45
2,86
1,90
2,06
2,93
2,54
2,00
2,10
3,13
2,65
2,06
2,10
3,25
2,70
1,90
1,92
3,15
2,60
1,53
2,20
2,20
1,70
1,26
1,62
1,62
1,33
1,10
1,30
1,30
1,13
1,07
1,23
1,23
1,12
1,01
,02
,10
,01
,13
,15
,15
,15
1,13
1,13
1,25
1,13
1,11
1,11
1,12
1,11
1,10
1,10
1,10
1,10
Значения к„
2
5
10
^20
2
5
10
>20
2
5
10
^20
3
1,00
1,00
1,50
1,30
1.05
1,30
1,67
1,50
1,07
1,30
1,90
1,52
4
1,04
1,25
1,65
1,43
1.10
1,46
1,83
1,63
1,25
1,47
2,05
1,73
6
1,07
1,47
1,85
1,65
1,14
1,68
2,08"
1,93
1,40
1,67
2,30
2,13
8
1,20
lr60
1 90
1,85
1,26
1,93
2,28
2,15
10
12
14
Re = 0,5 105
1,38
1,66
2,10
1,98
1,28 1,05
1,65
2,10
1,74
1.60
2,05
1,75
Re=l 105
1,47
2,15
2,60
2,60
Re = 3 10
1,60
2,00
2,70
2,50
2,14
2,45
3,38
3,27
1,40
2,15
2,50
2.50
1,28
2,05
2,43
2,27
5 и Re = 4 1
2,25
2,53
3,30
3,13
2,20
2,47
3,13
2,93
16
1,14
1.58
1,93
1,66
1,18
1,90
2,20
2,07
Ю5
2,12
2,40
3,00
2,75
20
1,07
1,43
1,70
1,48
1,06
1,60
1,83
1,73
1,90
2,20
2,65
2,40
30
45
60
3*90
1,05
1,23
1,38
1,23
1,05
1,08
1,26
1,10
1,06
1,06
1,20
1,06
1,05
1,05
1,05
1,05
0,95
1,07
1,30
1,20
0,95
1,00
]
1,53
1,60
1,80
1,67
1,10
1,05
0,95
1,00
1,25
[,26
1,30
1,30
1,03
1,07
1,10
1,15
1,15
1,15
]
[,02
[,02
1,02
1,02
1,05
1,06
1,06
1,06
215

Продо.гжение
Диффузор круглого сечения в сети (li/Dl>0) при а = 3-М80° [5-51—5-55]
Диаграмма 5-2
2
5
10
5=20
2
5
10
^20
'Г
3
1,00
1,30
1,80
1,54
1,00
1,05
1,60
1,35
4
1,20
1,47
2,00
1,73
1,13
1,23
1,82
1,63
6
1,40
1,69
2,25
2,12
1,42
1,60
2,15
2,10
8
Re
1,63
2,00
2,60
2,43
1,73
1,95
2,55
2,43
10
= 2 10
2,05
2,27
3,30
3,20
IV t
1,98
2,25
3,20
3,05
12
14
5 и Re=5 1
2,13
2,35
3,20
3,00
1,93
2,20
3,02
2,70
2,07
2,37
3,00
2,75
D
1,83
2,08
2,53
2,23
16
105
1,95
2,27
2,80
2,50
1,70
1,90
2,20
1,98
20
30
45
1,68
1,95
2,40
2,10
1,50
1,55
1,83
1,60
]
1
1
]
]
1,32
1,40
1,53
[,50
1,23
1,25
1,33
1,30
1
]
1,15
1,19
1,26
1,23
1,13
1,15
1,22
1,20
60
?90
1,13
1,13
1,20
1,15
1,10
1,10
1,18
1,15
1,07
]
]
1,07
1,07
[,07
1,07
1,07
1,07
1,07
2,0
0,8
1,8
V
¦?*
3,0
2,6
1,0
2,2
V
У
/
/
/
V
/
/
Й
/
?
1
j
I
j
J
{
- .
J
;=¦
/
ш
и
M
I/I
/L
4
/
i 1
' j
j
/
t*
/
z\
- h
s
f
/
fl
/m
123
III I 1
7/=*
SJLa
(\/
AN
\
\
dp
*r
4
A
\\
\\
\
? L
134
//
/
A
a
- (?)
и
Rt¦=/• to*
S
?
2 3 <
W
1
?**
и -.
\Re=4
Д
134 ¦
V
lL
U
\\
SI
V
t
4'
II- —
/и
z
v
M
-8;
ч!
J
Номер кривой	lo/Do
1	2
2	5
3	10
4	20
S8W 162030 SO 100a.'
15 7 10 16 20 JO 40 60 WO л
216

Продолжение
Диффузор круглого сечения в сети (lJDi>0) при а = 3—180° [5-51—5-551
Диаграмма 5-2
Значения Ф при различных числах Re
0
0
0
0
5
0,12
0,08
0,04
10
0,26
0,15
0,09
15
0,35
0,24
0,18
20
0,45
0,32
0,25
25
0,58
0,43
0,37
30
40
45
Re = 0,5 105
0,75
0,90
0,95
Re = 2 105
0,60
0,82 1 0,88
Re>6 10s
0,52
0,77 I 0,82
50
0,98
0,93
0,88
60
1,0
0,95
0,91
80
1,02
0,95
0,95
140
1,0
0,97
0,97
180
1,0
0,99
0,98
ф
0,8
шшшт—шштшаашшая
^Re=Z-Ws
r-Re^s-to5
SBBsass
(D
SBS
40 80 1Z0 160 ccr*
Диффузоры круглого сечения в сети (li/Di>0) при больших дозвуковых
скоростях (коэффициенты восстановления полного давления) [5-27]
Диаграмма
5-3
Ро
определяется по графикам а—д;
Ар
k-cJcv см. табл. 1-4;
' 2k
k+l
RTa
217

Продолжение
Диффузоры круглого сечения в сети (ll/Dl>0) при больших дозвуковых
скоростях (коэффициенты восстановления полного давления) [5-27]
Диаграмма
5-3
Л„1
2—6
10—16
2-6
10—16
2
4—6
10—16
2—4
6—16
Значения
Ро при
а = 4° (график а)
ОД
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
0,94
0,95
Re-10'5
1,7
0,999
0,999
0,999
I 0,999
0,999
0,999
0,998
0,999
0,999
Г 3,2
0,998
0,997
0,998
0,997
0,998
0,997
0,996
0,997
0,995
4,6
0,995
0,994
0,995
0,993
0,995
0,994
0,993
0,992
0,990
6,0
0,991
0,990
0,991
0,989
0,991
0,990
0,988
0,985
0,983
1 7,3 1
0,987
0,985
0,986
0,984
0,986
0,985
0,983
/о/А
0,978
0,975
8,6
0,983
0,980
0,981
0,978
0,980
0,978
0,977
,>10
0,969
0,966
9,7
0,975
0,973
0,975
0,973
0,974
0,971
0,970
0,959
0,955
10,8
0,971
0,968
0,969
0,967
0,965
0,930
0,960
11,7
0,964
0,961
0,962
0,961
—
11,9
0,961
0,958
0,960
0,958
—
12,0
0,930
0,920
—
—
at ог oj a* oj 0,6 а?
I» i it i II	II
12
/О 11
218

Продолжение
Диффузоры круглого сечения в сети (li/Dl>0) при больших дозвуковых
скоростях (коэффициенты восстановления полного давления) [5-27 ]
Диаграмма
5-3
г"	"—
2—4
6—16
2
4
10—16
2
4
10—16
2
4
10—16
Значения
р0 при
а = 6 (график б)
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
0,94
0,95
RelO
1,7
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,998
3,2
0,998
0,998
0,998
0,997
0,996
0,998
0,996
0,995
0,995
0,996
0,995
4,6
0,996
0,995
0,995
0,993
0,992
0,995
0,992
0,991
0,993
0,991
0,989
6,0
0,993
0,991
0,992
0,989
0,987
0,990
0,987
0,986
0,987 '
0,985
0,982
7,3
0,989
0,987
0,988
0,984
0,982
/ / л
'о/и
0,985
0,981
0,980
/о/А
0,980
0,977
0,974
8,6
0,984
0,983
0,983
0,977
0,975
0,977
0,975
0,972
0,970
0,967
0,964
9,7
0,980
0,977
0,975
0,970
0,967
0,968
0,966
0,962
0,958
0,956
0,952
10,8
0,975
0,973
0,965
0,960
0,958
0,958
0,955
0,950
—
11,7
0,970
0,966
0,946
—
—
11,9
0,960
0,958
—
—


12,0
0,930
0,930
—
—
—
О/ 0,2 0,3 ф
i i i i i i i i
О 1 I J Ч 5 6 7
0,5 0,6 0,7 ар Ц9 Ао
219

Продолжение
Диффузоры круглого сечения в сети (lJD{>0) при больших дозвуковых
скоростях (коэффициенты восстановления полного давления) [5-27]
Диаграмма
5-3
2—16
2
4
6—16
2
4
6—16
2
4
6—16
0,1
1,7
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,2
3,2
0,998
0,997
0,997
0,996
0,997
0,996
0,995
0,996
0,995
0,993
Значения pQ при а = 8"'
0,3
4,6
0,995
0,995
0,993
0,992
0,995
0,992
0,989
0,993
0,990
0,987
0,4
0,5
Re
6,0
7,3
/0/А>=о
0,992 0,987
0,992
0,989
0,985
0,991
0,986
0,983
0,989
0,984
0,980
0,987
0,984
0,979
0,987
0,979
0,975
0,984
0,974
0,970
(график
0,6
•ю-5
8,6
0,982
0,982
0,978
0,970
0,980
0,971
0,966
0,972
0,962
0,959
в)
0,7
9,7
0,976
0,975
0,971
0,960
0,970
0,961
0,955
—
0,8
0,9
0,95
10,8
11,7
12,0
0,970 0,962 0,930
0,950
0,948
0,942
—
0,948
—
—



0,1 0,2 0,3
Qfi 0,S 0,7 Qfl 0,9
0 12 3
S S
10 11
Re0'
220

Продолжение
диффузоры круглого сечения в сети (ll/Dl>0) при больших дозвуковых
скоростях (коэффициенты восстановления полного давления) [5-27]
Диаграмма
5-3
r-—
«.I
-.		'
2
4
6—16
2
4
6
10-16
2
4
6 — 16
2
4—6
10—16
Значения
p0 при с
х=10° (график г)
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
0,95
0,96
RelO
1,7
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0 999
0,999
0,999
0,999
0,998
0,998
3,2
0,998
0,998
0,998
0,998
0,997
0,996
0,995
0,998
0,996
0,996
0,996
0,995
0,993
4,6
0,997
0,997
0,996
0,995
0,993
0,991
0,989
0,995
0,992
0,989
0,992
0,989
0,985
6,0
0,995
0,994
0,992
0,991
0,988
0,984
0,981
0,990
0,985
0,981
0,988
0,982
0,976
7,3
0,991
0,990
0,987
/о/Л
0,986
0,981
0,977
0,972
0,985
0,978
0,973
/о/А
0,982
0,971
0,965
8,6
0,987
0,985
0,982
= 2
0,978
0,972
0,968
0,963
0,978
0,967
0,962
,5*10
0,975
0,959
0,954
9,7
0,984
0,980
0,975
0,968
0,963
0,958
0,953
0,955
0,950
—
10,8
0,981
0,975
0,970
1U7
0,971
0,963
0,950
0,947
0,940
—
—
—
—
12,0
0,960
0,959
—
—
—
12,2
0,950
0,940
—
—
—
Pi
qss
V
0,98
Орб
1,0
Ц98
1,0
0,98
¦¦¦¦¦¦¦
—вив
—«яв
"¦^
¦ /
6-16
to-t6/
z
??
6~1б/
2
ПП1~ 6+16'
4
Ч
h/ot
;-
<^
ц/в
~0
=2
©
ll
О 1 2 J
0,2 0,J
0,5 0,6 0,7 Ц8 0,9
5 6
8 9 tO 11
Re-
22 i

Продолжение
Диффузоры круглого сечения в сети A{/О{>0) при больших дозвуковых
скоростях (коэффициенты восстановления полного давления) [5-27 ]
Диаграмма
5-3
2
4
6—16
0,1
1,7
0,999
0,999
0,999
0,2
3,2
0,998
0,997
0,996
Значения р0 при а =14'
0,3
4,6
0,996
0,994
0,990
0,4
0,5
Re
6,0
к
0,993
0,990
0,984
7,3
>/А>=о
0,990
0,982
0,974
(график
0,6
•ю-5
8,6
0,986
0,974
0,966
0,7
9,7
0,982
0,965
0,956
0,8
10,8
0,976
0,957
0,945
0,9
11,7
0,948
0,934
0,95
12,0
0,945
0,924
г o,j op qs qs oj qs 0,9 x0
>	I	I	I	!	\	I	I * 	—. -..I ¦ I
Re-1O~*
0 1 2 J 4 5 S 7 8 9 10 11
222

Продолжение
диффроры круглого сечения в сети (li/Di>0) при больших дозвуковых
скоростях (коэффициенты восстановления полного давления) [5-27 ]
Диаграмма
5-3
2
4
6—16
\
6—16
2
4
6—16
0,1
1,7
0,999
0,999
0,998
0,999
0,998
0,998
0,999
0,998
0,997
0,2
3,2
0,997
0,995
0,992
0,997
0,994
0,991
0,995
0,992
0,990
0,3
4,6
0,993
0,988
0,983
0,993
0,987
0,981
0,991
0,984
0,972
0,4
6,0
0,988
0,979
0,972
0,988
0,978
0,968
0,985
0,974
0,963
0,5
Re
7,3
0,982
0,970
0,960
0,982
0,966
0,953
0,978
0,961
0,933
0,6
•ю-5
8,6
0,975
0,957
0,945
0,974
0,952
0,938
0,969
0,948
0,922
0,7
0,8
9,7
0,966
0,941
0,930
0,938
0,920
—
10,8
—
—
—
0,9
11.7
_


0,95
12,0
—
—

223

с*
е-
X
X
ол
7i
чО
CN
О
00
&
о
Л
3
•в*
СХ
X
ю
н
о
X	в
Л
CN
d
Л
о
О
го
>ч
аз о
«
¦ S
8 8.
~ О
ее
л\
S
и
К
S
VO
03
ВТ
О
Я
о
о
4
CN
^
«А ^
х_р
* 2
^—' го
cn
-е-
CL
0> 0->
3 2
|
lit
l
•I-
чо
II
8
о
«
о
сх
о
со
п
сп
U '
к 3
Си
и II
5^4
о
II
I
I
t= if
о"
180
с?
о
О4.
m
cs
—«
сч
о
00
1
о
,300
О
о
CN
СП
О
m
CN
о
чо
СП
о
m
CN
СП
о"
8
СП
О
О
in
CN
О
in
CN СП
II ^Ч
L о
8
CN
О
Г-
о
CN
in
о
СП
о
СП
о"
О
о
о
,300
о
о
СП
о
О
СП
О
in
СП
о
О
О
СП
о
о
CN
О
о
СП
CN
О
8
О
in
оо
о
8
О
О
СП
ч—"•
о
105
о
о
о
о
о
300 !
о
in
CN
СП
О
ш
СП
о
о
СП
о
m
оо
CN
О
о
CN
О
чо
»—«
CN
О
О
оо
1-Й
О
in
г*
о
о
in
о
чо
*—*
о
560
о
о
о"
m
8
О
CN
310
о
wn
CN
СП
о
in
сп
О
о
СП
О
m
оо
CN
О
о
in
CN
О
о
CN
CN
О
in
оо
о
in
ртт*
о
«о
о
CN
Г—t
о
090
о
in
оо
о
о
in
оо
о
о
Л\
640
о
о
nO
о
о
3
о
о
чо
о
о
оо
in
о
о
CN
in
о
о
in
о
О
Tf ОО
II СП
L ож
а
in
СП
СП
о
8
СП
о
in
CN
О
200
о
in
оо
о"
о
о
in
о
625
о
о
СП
чО
о
о
СП
ЧС
О
чо
О
О
чо
О
о
о
in
о
о
СП
о
8
СП
О
«п
СП
СП
о
о
00
CN
О
in
CN
CN
О
180
о
in
in
о"
in
О
<—*
625
о
о
сп
ЧО
О
О
СП
ЧО
о
«п
ЧО
°
о
«п
о
о
in
°
о
СП
о
о
чО
СП
о
«п
СП
СП
о
о
CN
О
8
CN
О
150
о
in
СП
о"
in
о
CN
«П
CN
ЧО
d

о
СП
чо
о4
о
СП
чО
О
in
ЧО
°"
о
чо
in
о
о
in
°
о
СП
о
8
СП
о
in
СП
СП
о
о
CN
о
m
о
о
СП
о
оо
о
чо
о
о
л\
224

ми
со
г*
о*4
О
ON
о
чО
г-
о"
о
о
МП
1
о"
8
О
МП
о
о
чо
о о о о
О '^ О О
ON ^ чо чо
г^. г*- г^ г^
о" о" сГ о"
ми О О О
Г-. МП СЧ СЧ
о" о" о" о"
ми ми мп ми
*-< ON Г- Г-
Г*** чо ЧО чо
о' ©~ о4 ©~
ми ми мп мп
сч оо чо чо
мпл т? Tf^ т?
о4 сГ о" сГ
О ми О О
ОО sO чо ЧО
оо оо оо оо
о4 о о~ о~
о о о о
On оо ми мп
оо со оо оо
о4 о4 о" о
о о о о
ON ОО Г^ Г^
оо оо оо оо
о" <э ©" о*
О мп ми ми
Tf -и ON ON
оо оо г*- г-
о4 о4 о" о4
О ми О О
МП СЧ О О
о4 о" о4 о4
ми ми О О
сп *¦¦¦* On On
чо чо ми ми
о4 о" о4 о"
сп ми ON On
МИ MH^Tf^ Tf^
о" о" сГ сГ
,_, О О О О
^ Г- Tf СЧ СЧ
^Г Tf т> Tf Tf
о о -
о о о о
сч оо чо чо
Tf СИ СП СП
сГ ©л сГ о"
о о о о
г** сч сч о
СП СП СП СП
о4 с? о4 о4
ми О ми О
On ми сп си
СЧ СЧ СЧ СЧ
о4 о" о4 о"
ми ми ми ми
О ОО ЧО Tf
о о о о
О ми О ми
ON чо Tf сч
о о о о
МП МИ О О
оо ми си сч
о4 о4 о4 о"
мпл
О" —« СЧ Tf
л\
о о о о
СП О Г* Г^
Tf Tf СП СИ
г. •» #ч •»
о о о о
ми О О О
Г- Tf СЧ СЧ
СИ СИ СИ СИ
г> г- г» #ч
о о о о
О МО О МО
О чо Tf си
СИ СЧ СЧ СЧ
о4 о" о" <э
О МО О О
Tf О ОО чо
о^сГсГсГ
МО МО МО МИ
On r^ мо си
01 )* 0* о
о о о о
о о о о
оо чо си сч
о о о о
МП
о4— сч
л\
о
оо
о
сч
о
ON
8
ми
Tf
о
СИ
о
сч
чо
Tf
1
сч
о
оо
ЧО
-
Tf
о
а
о
СП
о
о
СП
о
о
ми
СИ
о
МП
ми
СИ
о
ми
ми
СИ
о
о
Tf
СИ
о
ми
сч
СИ
о
сч *^
II ^
L о
ми
©
СИ
о
оо
ON
сч
о
о
оо
сч
о
о
оо
сч
о
о
сч
о
о
о
сч
о
МП
о
310
о
о
сч
СИ
о
о
Tf
СИ
о
о
Tf
СИ
о
о
СИ
СИ
о
о
СИ
о
о
On
сч
о
ми
сч
о
о
ЧО
сч
о
о
МО
сч
о
МО
СИ
сч
о
МО
сч
о
о
о
сч
о
МО
ч—¦
о
о
СИ
о
о
сч
СИ
о
МО
СП
СП
о
о
сч
СИ
о
о
СИ
о
о
00
сч
о
о
ЧО
сч
о
о
сч
о
МО
сч
сч
о
о
сч
о
МО
ON
о
о
on
о
о
ЧО
о
о
Tf
о
сч
310
о
о
сч
СИ
о
ми
СИ
СИ
о
о
сч
СИ
о
о
•CD
СИ
о
ми
чо
сч
о
мп
СИ
сч
о
о
сч
о
ми
ON
о
§
сч
о
о
чо
о
о
1—1
о
ми
сч
о
МО
о
о
л\
640
о
о
ми
чо
©•
ми
МП
vO
о
МП
СИ
чо
о
о
чо
о
ми
чо
ми
о
о
ми
о
в
ми
МП
Tf
о
о
СИ
Tf
о
о
Tf
о
8
СИ
о
о
СИ
о
сч
о
МП
о
640
о
о
МП
чО
о
о
МП
чо
о
о
СИ
чО
о
о
чо
о
о
МП
МО
о
МО
ON
Tf
о
8
Tf
о
МО
СИ
Tf
о
о
CD
Tf
о
МО
чо
СИ
о
СИ
о
о
сч
о
о
сч
сч
о
640
о
о
чС
о
о
МП
ЧС
о
о
сч
чо
о
о
ON
МП
о
о
си
МО
о
о
г-
Tf
о
о
СИ
о
о
Tf
о
МО
чо
СИ
CD"
о
сч
СИ
о
ми
сч
о
о
СИ
сч
о
о
оо
о
сч
640
о
о
ми
ЧО
о
о
МП
чо
о
о
сч
чо
о
о
со
ми
о
о
CD
ми
о
о
СИ
Tf
о
о
о
ми
СИ
о
о
сч
СИ
о
о
сч
о
%
сч
о
о
оо
о
о
СИ
о
Tf
л\
760
о
мп
оо
о
мп
ON
о
МП
г*
г-
о
о
МП
г-
о
МО
ОС
чо
о
МО
чо
о
чо чо
II "!
\ ©
в
о
СИ
МО
о
о
ON
Tf
о
о
МО
Tf
о
о
Tf
о
8
СИ
о
о
СИ
о
МП
о
760
о
ми
г*
о
о
оо
г-
о
ми
г-
о
о
сч
г-
о
о
ми
чо
о
о
оо
ми
о
о
СИ
ми
о
S
МП
о
МО
МО
Tf
о
МО
о
Tf
о
МО
г-
СИ
о
МО
о
СИ
о
о
МП
сч
о
760
о
МП
г-
о
ми
С"*"»
о
ми
Tf
г-
о
о
г-
о
мп
СИ
чо
о
ми
Tf
ми
о
ми
ON
Tf
о
о
чо
Tf
о
о
сч
Tf
о
о
г*
СИ
о
ми
о
си
о
МП
чо
сч
о
о
On
чр-Н
о
сч
760
о
МП
о
о
г-
г-
о
о
Tf
г-
о
ми
ON
чо
о
МО
«—4
чо
о
о
сч
МО
о
8 я
х* II
о II
si3
ми
сч
Tf
о
о
оо
СИ
о
о
сч
СИ
о
ми
ми
сч
о
МО
о
сч
о
о
Tf
о
Tf
л\
880
о
о
сч
On
о
о
чо
ON
о
On
о
о
МО
оо
о
8
г-
о
о
чо
о
о
чо
о
о
г-
мо
о
о
сч
МО
о
о
Tf
о
МО
ч
о
8
СИ
о
8
СИ
о
МП
О
880
о
о
ON
о
о
Tf
ON
о
о
оо
оо
о
о
СИ
оо
О
О
СИ
г**
о
о
Tf
чо
О
о
оо
МИ
о
о
о
о
ON
Tf
о
ми
ми
Tf
о
о
г*-
СИ
о
ми
СИ
о
о
Vlf
сч
о
088
о
о
ON
о
о
СИ
ON
о
о
ЧО
00
о
о
оо
о
ми
1—1
о
о
чо
о
о
МП
МП
о
МО
1—¦
МП
о
о
Tf
о
о
о
Tf
о
МП
сч
СИ
о
ми
ЧО
сч
о
ми
оо
о
(N
088
о
о
ON
о
о
СИ
ON
о
МП
МП
00
о
о
ON
о
о
оо
чо
о
о
МП
о
§
МП
о
о
чо
Tf
о
о
Tf
о
МП
Tf
СП
о
СЧ
о
о
сч
о
о
СИ
1—*
о
Tf
л\
Зак. 1584
225

С45*
41
пг
1 \
|1\
11
п
\
Д
—^
У к
/
j 1
11
ж.
\ 1 \
V
\
\
II4
0,32
>
у
л
V
ч
ч
-\
\
\
\
\
л
\
J
ж
т
\\\
\ v
Vs
\
ч^
ч
1-
\
\
1
J
л
г—
\
А
Л\
\
/
V
Ч s
s
ч,
ч
II
—S
"^
^ч
4S
ч
ч.
Ч^;
Ч^
Ч^4
«^
\
л
^v
Ч>
V п.,
Ч
\
Ч^
ч>,
Ч4'
N
\
м
i i i i
i i > i
с
<
<
| ! 1 1
ч,
^ч
Ч
\
i
:*-
4
^ч
*4^
4J4]
4J
\
см
4
\
г
1 1
4
4"
^ s s
II II II
(^ ^ (^
1 1 1
ч
\
Cq On ^ CSJ
h^ CSj *S| ^*»
^T ^* ^/* ^**
1 1 1 1 1
к
*v
A\
к
1
\

1111
4
4~
1-
1 1 1 i i 1 1 1 1
^*^ ^* 4^* ^^ ^* ^
II
V
\
4
4,
>
ц
41
j
Д
i
V
^\-
г
r~
11
ч>
/ гjf IL
-A
3
il
я
H
If
4
4
-)
и
u
II II II Л1
5* A* 5* 5*
4
и
T-
•^ CSJ <|» Cq Qm C^ CSj ^}> (^ ^0
ss.
226

Продолжение
Диффузор прямоугольного сечения в сети (/1/Z)lr>0)
при а = 4-180° [5-26]
Диаграмма 5-4
/
А
-ReH=0,5-10s
-ReH^2-t05
i
—' —.
0	W 30 /20 160 ос,
Значения Ф при различных числах Re
0
10
15
20
25
30
40
45
50
60
80
140
180
Re = 0,5 105
0 I 0,10 I 0,20 I 0,28 I 0,36 I 0,48 I 0,60 I 0,84 I 0,89 I 0,97 I 1,04 I 1,10 I 1,09 I 1,06
Re=2 105
0
0,05
Диффузор
0,12
0,23 0,30
в сети (lJDlr>0)
0,45 '0,60
0,84
с расширением в
0,89
ЭДНОЙ
0,97
1,04
1,10
плоскости [5-26]
1,09
1,06
Диаграмма
5-5
ос/2
1.	Равномерное поле скоростей на входе в диф-
диффузор (—«1,0 или /0/2)г«0|:
Ар
С=—2~=Сд=/(а? лп1, Re) см. таблицу и
pwo/2
график а.
Аппроксимационные формулы см. п. 41, параг-
параграф 5-1.
Расчет доотрывных диффузоров см. п. 31, параг-
параграф 5-1.
2.	Неравномерное поле скоростей на входе в диф-
диффузор (wmax/wo>l,0, 28*o/Z)r>l,0% или /о/)г^10):
=—
=^д=/(а, лп1, Re) см. таблицу и график б диаграммы 5-5.
3. Для диффузоров с ос = 6-т-2О° за фасонной частью ? =
и график а;
кл=Л —) и wmax/w0 =/(/0//)r) см. диаграмму 5-1
\wo/
=к?ю где ^д см. таблицу
227

Продолжение
Диффузор в сети (/1/?Iг>0) с расширением в одной плоскости [5-26]
Диаграмма
5-5
Значения ?д при /о//)г =
Re-ИГ5
0,5
1
2
2*4
a0
4
0,200
0,180
0,163
0,150
6
0,165
0,145
0,125
0,115
8
0,142
0,125
0,110
0,100
10
0,135
0,115
0,100
0,096
14
0,125
0,105
0,093
0,083
20
0,154
0,120
0,115
0,115
30
0,235
0,200
0,200
0,200
45
0,350
0,335
0,335
0,335
60
0,370
0,370
0,370
0,370
90
0,380
0,380
0,380
0,380
120
0,370
0,370
0,370
0,370
180
0,350
0,350
0,350
0,350
0,80
0,72
0,64
.0,56
0,48
0,40
щ
0,16
0,08
1
0,64
0,56
0,48
0,40
0,32
0,24
0,16
008
-цгч
-0,16
-Ц08
- 0
ч^
[Ч
/
\
V
чл
А
ч
31
s
Z
к
Z
к
ч
2
/
Ч
\з
/
it *.
г>
3
ч
*- -
3
%
I
ml
«Г*
*!?
>< —
ftTS
if '
5
/
I
4
/
1
j
1
If
J
/1
j
i
t
/1
у
1
1
1
/
/
г
L,/no=O
- y.
7
1
f
t
3
4
5
у
¦¦ ¦
(
k,
-Re=0,5*10
-Re = 2 -10*
-Re**4'10*
"a)
s
s
S
Г
г
»
г
3 4 5 7 10 14 20 30 45 60 90 120 oc°
0,5
l
2
0,275
0,230
0,210
0,195
0,225
0,182
0,162
0,150
0,185
0,160
0,142
0,133
0,170
0,153
0,140
0,135
0,182
0,180
0,162
0,162
0,250
0,250
0,250
0,250
0,420
0,420
0,420
0,420
0,600
0,600
0,600
0,600
0,680
0,680
0,680
0,680
0,700
0,700
0,700
0,700
0,700
0,700
0,700
0,700
0,660
0,660
0,660
0,660
228

Продолжение
Диффузор в сети (lJDlr>Q) с расширением в одной плоскости [5-26]
Диаграмма
5-5
0,5
1
2
4
>6
RelO
0,5
1
2
4
^6
0,310
0,250
0,235
0,215
0,200
0,250
0,205
0,190
0.165
0,150
0,215
0,175
0,160
0,143
0,130
0,205
0,170
0,158
0,143
0,130
0,210
0,190
0,190
0,190
0,190
Значения
0,300
0,300
0,300
0,300
0,300
0,480
0,480
0,480
0,480
0,480
0,650
0,650
0,650
0,650
0,650
Сд при IJD^IO
0,760
0,760
0,760
0,760
0,760
0,830
0,830
0,830
0,830
0,830
0,830
0,830
0,830
0,830
0,830
0,800
0,800
0,800
0,800
0,800
4
0,260
0,225
0,150
0,125
0,125
6
0,225
0,200
0,130
0,110
0,110
8
0,210
0,190
0,125
0,100
0,100
10
0,210
0,190
0,125
0,105
0,105
14
0,220
0,200
0,150
0,120
0,120
i
20
0,240
0,220
0,185
0,155
0,155
30
0,300
0,270
0,245
0,205
0,205
45
0,360
0,344
0,340
0,340
0,340
60
0,370
0,370
0,370
0,370
0,370
90
0,380
0,380
0,380
0,380
0,380
120
0,370
0,370
0,370
0,370
0,370
180
0,350
0,350
0,350
0,350
0,350
J 4 5 6 78 10 14 10 JO 45 SO SO 1ZOOL°
229

Продолжение
Диффузор в сети (lJDir>0) с расширением в одной плоскости [5-26]
Диаграмма
5-5
0,5
1
2
4
>6
0,5
1
2
4
>6
0,300
0,280
0,210
0,185
0,170
0,335
0,280
0,215
0,190
0,180
0,280
0,250
0,190
0,160
0,155
0,310
0,260
0,200
0,180
0,165
0,270
0,240
0,195
0,160
0,150
0,300
0,255
0,205
0,185
0,165
0,275
0,240
0,200
0,170
0,160
0,305
0,270
0,220
0,210
0,180
0,320
0,295
0,260
0,230
0,210
0,360
0,350
0,320
0,300
0,280
^1=4
0,420
0,400
0,380
0,375
0,360
0,500
0,490
0,475
0,460
0,440
0,570
0,560
0,520
0,520
0,520
0,650
0,640
0,610
0,610
0,590
0,660
0,650
0,640
0,640
0,640
0,760
0,750
0,730
0,730
0,710
0,690
0,690
0,680
0,680
0,680
0,810
0,800
0,790
0,790
0,780
0,700
0,700
0,700
0,700
0,700
0,830
0,830
0,830
0,830
0,830
0,700
0,700
0,700
0,700
0,700
0,830
0,830
0,830
0,830
0,830
0,660
0,660
0,660
0,660
0,660
0,800
0,800
0,800
0,800
0,800
Значения Ф при различных числах Re
«I
0
0
0
5
0,10
0,10
10
0,40
0,30
15
0,60
0,50
20
0,69
0,60
25
0,76
0,68
30
40
Re=0,5 1
0,84
R(
0,78
0,92
5^1 1С
0,88
45
05
0,95
I5
0,90
50
0,98
0,93
60
1,02
0,97
80
1,05
1,00
140
1,05
1,02
160
1,03
1,00
0,8
0,4
ffi^ReH=a,5io5
——:
¦¦¦¦
40 80 ПО 160
Плоский пятиканальный дозвуковой диффузор в сети;
лп1=6,45; Re=@,6-~4)l05 [5-55]
Диаграмма
5-6
0-0
=— см. график а;
Ро
см. rpa-
фик б
230

Продолжение
Плоский пятиканальный дозвуковой диффузор в сети;
лл1=6,45; Re = @,6-4I05 [5-55]
Диаграмма
5-6
8
12
16
8
12
16
8
12
16
Значения
р0 при различных
'л
К
0,1
.
0,999
0,999
0,999
0,999
0,998
0,997
0,998
0,996
0,995
0,2
0,995
0,995
0,996
0,992
0,991
0,991
0,990
0,990
0,988
0,3
0,990
0,990
0,987
0,988
0,984
0,983
0,983
0,982
0,978
0,4
1
0,988
0,989
0,979
7
/.
0,979
0,976
0,959
7
1.
0,975
0,970
0,963
0,5
0,6
Я = /Д/ЛО=3,23
0,981
0,975
0,968
/ ID j
0,969
0,965
0,954
0,963
0,957
0,948
0,975
0,963
0,934
0,956
0,950
0,954
0,950
0,940
0,927
0,7
0,967
0,950
0,938
0,945
0,930
0,913
0,931
0,917
0,900
0,8
0,960
0,938
0,920
0,926
0,904
0,887
0,913
0,888
0,868
0,9
0,95
0,950
0,870
0,870
0,907
0,850
0,82
0,84
0,83
0,900
0,88
—
5 Г I l I I I i I хм i
0,1 0,2 OJ 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 к0
Значения ?д при различных L
8
12
16
0,1
0,10
0,20
0,23
0,2
0,10
0,20
0,23
0,3
0,11
0,21
0,23
0,4
7
0,12
0,22
0,24
0,5
a = lJD0 =
0,13
0,22
0,24
0,6
0,12
0,21
0,24
0,7
0,11
0,20
0,23
0,8
0,10
0,18
0,23
0,9
0,10
0,18
0,33
0,95
0,18
0,28
231

Продолжение
Плоский пятиканальный дозвуковой диффузор в сети;
лп1=6,45; Re = @,6~4)-105 [5-55]
Диаграмма
5-6
а0
8
12
16
8
12
16
Х°
0,1
0,16
0,23
0,28
0,22
0,30
0,36
0,2
0,16
0,23
0,28
0,22
0,30
0,36
0,3
0,17
0,23
0,28
0,23
0,30
0,37
0,4
7
0,17
0,24
0,29
7
0,23
0,30
0,37
0,5
0,18
0,24
0,30
0,23
0,31
0,37
0,6
0,17
0,24
0,30
0,22
0,31
0,36
0,7
0,16
0,24
0,29
0,21
0,30
0,35
0,8
0,15
0,24
0,28
0,20
0,29
0,35
0,9
0,20
0,31
0,38
0,29
0,38
0,43
0,95
—
—
—
—
О,/ 0,2 0,3 O,t O,S 0,6 0,7 0,8 0,9 Л о
Диффузоры круглого сечения в сети (lJDl>0);
ламинарный режим течения I Re=——-^50) [5-4]
Диаграмма
5-7
Г =
Ар
"М°-
75
pwl/2 Re'
где при а ^40°
см. кривые /i=/(a, nnl)
232

Продолжение
Диффузоры круглого сечения в сети {lJDl>0);
ламинарный режим течения
{ Re = ^
[5-4]
Диаграмма
5-7
А
100
ifO
100
80
SO
50
to
30
^Ч
ч
On
ч
ч
Ч
ч
ч;
Ч
s
ч
ч
ч
ч
с *
S3
J
/\
\
ч
г'
Sj
ч
Ч!
/
s
s
ч
ч
ч
ч
ч
ч
S
\
%
ч,
ч
*
ч
ч
ч
ц
ч
цЧ
i V
s4
ч
ч>
чч
ч^
8 10
20
30 ос9
Значения Л
"nl
1,5
2
3
4
6
а''
4
178
197
227
251
290
6
130
144
166
184
212
8
104
115
133
147
169
10
87.5
96,8
112
123
142
14
67?
74 4
85,7
94 8
109
20
50 1
55 4
63,8
70 6
81 4
25
41 4
45 8
52,8
58 4
67 3
30
35 1
38 8
44,7
49 5
57 0
35
30 3
33 5
38,6
4? 7
49?
40
?6 3
99 1
33,5
37 1
4? 7
Диффузоры с криволинейными • образующими в сети (lJD1>0);
Re=!!^?^iO5 [5-47 — 5-49]
Диаграмма
5-8
Диффузор круглого или
сечения
Диффузор плоский
Ар
—-z—
pw20/2
(
формула применима в пределах
,U^0,9j, где ао = 1,43-
Ч1-7Г) =Л1тг) см- график
а: Фо=/1-^-) или
фо=/(-1) см. график б

TIpodojiDKenue
Диффузоры с криволинейными образующими в сети (ll/Dl>0);
105 [5-47 — 5-49]
Диаграмма
5-8
Значения а0 н d*
Пара-
Параметры
<*0
d*
FolFi
0,1
1,30
0,81
0,2
1,17
0,64
0,3
1,04
0,49
0,4
0,91
0,36
0,5
0,78
0,25
0,6
0,65
0,16
0,7
0,52
0,09
0,8
0,39
0,04
0,9
0,26
0,01
а*
So
0,1, 0,3 0,5 0,7
Значения ф0
lJDr(lJa0)
0
1,02
1,02
0,5
0,75
0,83-
1,0
1.
0,62
0,72
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
Диффузор круглого или прямоугольного сечения
0,53
0,64
0,47
2.
0,57
0,43
Плоский
0,52
0,40 0,38 0,37
—
i диффузор
0,48
0,45
0,43
0,41
5,0
0,39
6,0
—
0,37
0	t?0 2,0 J,0 b}0
234

Диффузор круглого сечения со ступенчатыми стенками в сети
(IJD^O); Re = -5—^105 [5-47 — 5-49]
Диаграмма
5-9
"ШГТ	*»"Ь »2,Ь
Формула применима при выборе оптимального угла аопт
по графику б; ?min см. график а в зависимости от IJDO
Значения
1,5
2,0
2,5
3,0
4,0
5,0
8,0
10,0
14,0
20,0
IJDO
0,5
0,03
0,08
0,13
0,17
0,23
0,30
0,34
0,36
0,39
0,41
1,0
0,02
0,06
0,09
0,12
0,17
0,22
0,26
0,28
0,30
0,32
2,0
0,03
0,04
0,06
0,09
0,12
0,16
0,18
0,20
0,22
0,24
3,0
0,03
0,04
0,06
0,07
0,10
0,13
0,15
0,16
0,18
0,20
4,0
0,04
0,04
0,06
0,07
0,09
0,12
0,13
0,14
0,16
0,17
5,0
0,05
0,05
0,06
0,06
0,08
0,10
0,12
0,13
0,14
0,15
6,0
0,06
0,05
0,06
0,06
0,08
0,10
0,11
0,12
0,13
0,14
8,0
0,08
0,06
0,06
0,07
0,08
0,09
0,10
0,11
0,12
0,12
10
0,10
0,08
0,07
0,07
0,08
0,09
0,09
0,10
0,10
0,11
12
0,11
0,09
0,08
0,08
0,08
0,09
0,09
0,09
0,10
0,11
14
0,13
0,10
0,09
0,08
0,08
0,08
0,09
0,09
0,10
0,10
0,3$
0,32
0,28
0,24
0,20
0/S
0,/2
0,08
0,0*
X
1
I
V
V
\
N
\
N
nn=20
i/ .»
M
,4
>
/ 10
/r*
/
_—
s
/
Щ
-A
—
3
( *>*
/
|
1
2,0
/
I
¦¦¦¦¦¦а
fa*1,5
A
Ш
(LeJDo)onT
m
.
2 3
S 6 7 8 9 tO ft /2 /J
235

Продолжение
Диффузор круглого сечения со ступенчатыми стенками в сети
(/1//>1>0); Re = ^^105 [5-47-5-49]
Диаграмма
5-9
Значения
1,5
2,0
2,5
3,0
4,0
6,0
8,0
10,0
14,0
20,0
0,5
17
21
25
27
29
31
32
33
33
34
1,0
10
14
16
17
20
21
22
23
24
24
2,0
6,5
8,5
10
11
13
14
15
15
16
16
3,0
4,5
6,2
7,4
8,5
9,8
11
12
12
13
13
4,0
3,5
5,0
6,0
7,0
8,0
9,4
10
11
И
И
5,0
2.8
4,3 1
5,4
6,1
7,2
8,2
8,8
9,4
9,6
9,8
6,0
2,2
3,8
4,8
5,6
6,6
7,4
8,0
8,4
8,7
9,0
8,0
1,7
3,0
4,0
4,8
5,8
6,2
6,6
7,0
7,3
7,5
10
1,2
2,3
3,5
4,2
5,2
5,6
5,8
6,2
6,3
6,5
12
1,0
2,0
3,0
3,8
4,8
5,2
5,4
5,5
5,6
6,0
14
0,8
1,6
2,5
3,2
4,4
4,7
5,0
5,2
5,4
5,6
**-опт
20
16
11
8
О	1 2 J 4 5 6 7 8 3 10 11 12 13
1
V
1
1
10
м
— --
8 6
i4
i—
— -
4 3
8
- -
— 11
2,5
т
- -
—1
2,0
ш
п„-1,5
т
«¦мяк
— ¦¦
¦маа
—' 11
Диффузор прямоугольного сечения со ступенчатыми стенками в сети
(lx/Dir>0); Re = ^^105 [5-47 — 5-49]
Диаграмма
5-10
Формула применима при выборе оптималь-
оптимального угла а оПТ по графику б; Cmin определя-
определяется по графику а в зависимости от iJDT
и пп (с большим запасом)

Продолжение
Диффузор прямоугольного сечения со ступенчатыми стенками в сети
(lJDlr>0); Re =
[5-47-5-49]
Диаграмма
5-10
Значения Cmin
1,5
2.0
2,5
3,0
4,0
6,0
8,0
10
14
20
lJDr
0,5
0,04
0,11
0,16
0,21
0,27
0,36
0,41
0,44
0,47
0,49
1,0
0,03
0,08
0,13
0,17
0,22
0,28
0,32
0,35
0,37
0,40
2,0
0,03
0,06
0,09
0,12
0,17
0,21
0,24
0,26
0,28
0,30
3,0
0,04
0,06
0,08
0,10
0,14
0,18
0,21
0,22
0,24
0,26
4,0
0,05
0,06
0,08.
0,09
0,12
0,16
0,18
0,20
0.21
0,23
5,0
0,05
0,06
0,07
0,09
0,11
0,15
0,17
0,18
0,20
0,21
6,0
0,06
0,07
0,08
0,09
0,11
0,14
0,16
0,17
0,18
0,19
8,0
0,08
0,07
0,07
0,09
0,11
0,13
0,14
0,15
0,16
0,17
10
0,10
0,08
0,08
0,09
0,11
0,12
0,13
0,14
0,15
0,16
12
0,11
0,09
0,08
0,09
0,10
0,12
0,12
0,13
0,14
0,15
14
0,13
0,10
0,09
0,09
0,10
0,11
0,12
0,13
0,14
0,14
Id/do
&0ПТ
20
16
8
\
m
4
п„=2О'
4<:
i
14 10
1 !
__
8 6
nf
— —
if
U
m
—I
1
И
2,0
I
J
"n '
r^
Ш
Eg»
г- ¦	;
as
•	¦
©
F=
10 11 12 13
237

Продо.гжение
Диффузор прямоугольного сечения со ступенчатыми стенками в сети
(lJDir>0); Re=
[5-47 — 5-49]
Диаграмма
5-10
Значения сг
п.
1,5
2,0
2,5
3,0
4,0
6,0
8,0
10
14
20
0,5
14
18
20
21
22
24
25
25
26
26
1,0
9,0
12
14
15
16
17
17
18
18
19
2,0
5,3
8,0
9,0
10
11
12
12
12
13
13
3,0
4,0
6,3
7,2
7,8
8,5
9,4
9,7
10
10
11
4,0
3,3
5,2
6,1
6,5
7,1
8,0
8,3
8,7
9,0
9,2
5,0
2,7
4,5
5,4
5,8
6,2
6,9
7,3
7,6
7,8
8,1
6,0
2,2
3,8
4,8
5,2
5,5
6,2
6,5
6,9
7,1
7,3
8,0
1,7
3,0
4,0
4,4
4,8
5,2
5,5
5,8
6,1
6,4
10
1,2
2,3
3,2
3,6
4,0
4,5
4,8
5,0
5,2
5,5
12
1,0
2,0
2,9
3,3
3,8
4,3
4,6
4,8
5,0
5,2
14
1,0
1,8
2,4
2,9
3,5
4,0
4,2
4,5
4,7
4,9
Диффузор с расширением в одной плоскости, со ступенчатыми стенками
в сети (l1/Du>0); Re=
[5-47 — 5-49]
Диаграмма
5-11
Whfi wiffz **
Формула применима при выборе оптималь-
оптимального угла ос?пт по графику б; ?min определя-
определяется по графику а в зависимости от ljao
и п„
r = 4F0/U0; nal=ajao =
I с/
g
а0 2
«П2 = аг\ах; ип = F2jF0 = а2/а0
Значения C,min
1,5
2,0
2,5
3,0
4,0
6,0
8,0
10
14
20
0,5
0,04
0,12
0,18
0,23
0,30
0,38
0,43
0,46
0,50-
0,53
1,0
0,04
0,09
0,14
0,18
0,24
0,31
0,36
0,38
0,41
0,44
2,0
-0,04
0,07
0,11
0,14
0,19
0,25
0,28
0,30
0.33
0,35
3,0
0,04
0,07
0,10
0,12
0,16
0,21
0,25
0,26
0,29
0,31
4,0
0,05
0,06
0,09
0,11
0,15
0,19
0,22
0,24
0,26
0,28
5,0
0,06
0,07
0,09
0,11
0,14
0,18
0,20
0,22
0,24
0,25
6,0
0,06
0,07
0,09
0,10
0,13
0,17
0,19
0,21
0,22
0,24
8,0
0,08
0,07
0,09
0,10
0,12
0,16
0,17
0,19
0,20
0,22
10
0,10
0,08
0,09
0,10
0.12
0,15
0,16
0,18
0,19
0,20
12
0,11
0,10
0,10
0,10
0,12
0,14
0,16
0,17
0,18
0,19
14
0,13
0,12
0,10
0,11
0,12
0.14
0,15
0,16
0,18
0,19
238

Продолжение
Диффузор с расширением в одной плоскости, со ступенчатыми стенками
в сети (/t/Z)lr>0); Re^^—^IO5 [5-47 — 5-49]
Диаграмма
5-11
0,32
0,24
0,16
\1
у
1 14
LLJL-
щ

—^
....
в
\
^=
®
0
2
S
8
10
12 П If/Dp
Значения <х°пт
1,5
2,0
2,5
3,0
4,0
6,0
8,0
10
14
20
0,5
25
33
37
39
42
45
47
48
49
50
1,0
18
23
26
27
30
31
32
33
34
35
2,0
11
15
18
20
21
23
23
24
25
25
3,0
8,0
12
14
16
17
18
19
20
20
21
4,0
6,4
9,7
12
13
15
16
17
17
17
18
ljao
5,0
5,4
8,4
10
12
13
14
15
15
16
16
6,0
4,7
7,5
9,4
И
12
13
14
14
14
15
8,0
3,5
6,0
8,0
9,1
10
11
12
12
13
13
10
2,8
5,2
7,0
8,0
9,0
10
11
11
12
12
12
2,4
4,7
6,3
7,2
8,2
9,4
10
10
11
11
14
2,0
4,3
5,6
6,4
7,4
8,5
9,1
9,5
9,9
10
JO
26
22
18
10
6
?
wni %~f
ш
mi
\\
\
4
4
10
1
1
ч>
s
1
1
i
ft
1
1
J
/
1
F
1
\l
m
— i—
— —
- m
— —
— —
— —
—" —
i
m
*- i-
*— —
———
— i -
—" —
— -
m	—
¦¦¦ ¦
=—
— —
— ii
—	—
Г11 i.
— 1—
0 1 2 J * S В 7 8 9 10 11 12 13 1а/а0
239

Диффузоры пониженного сопротивления в сети (l{/D{>0):
Re=-
5 [5-50, 5-55]
Диаграмма
5-12
Внутреннее устройство диффузора
Разделительные стенки.
Количество стенок zx
or
30
45
60
90
120
6—8
Дефлекторы
Схема
Дефлекторы
Коэффициент сопротивления
А
где ?д определяется, как
диаграммам 5-2, 5-4 и 5-5
по
где ?д определяется, как
диаграммам 5-1—5-5
?, по
Скругленная вставка длиной /'
входной части; nnl^Fl /F2=2 -~ 4
где ?д см. диаграммы 5-1—5-5:
а)	при Г/А)*0,5 и а=45 и 60°
^«0,72;
б)	при r/DQ*0,% и a = 60° ^«0,67
Сетка или решетка на выходе
а)	при a=0-r60° C-
б)	при а>60° С = (
где to определяется, как ?, по ди-
диаграммам 5-2, 5-4 и 5-5, а ?р, как ?
сетки или решетки, по диаграм-
диаграммам 8-1—8-7;
240

диффузор с симметричным расширением в одной плоскости, установленный
за центробежным вентилятором, работающим в сет» (lllDlr>0) [5-58]
Диаграмма
5-13
0,3
—2~TZ
p»Vo/2
—-—
mm
5'
Т/7
20
— ¦
	'
ггвяи
— -*
/5
шл
=f{F\/Fo) см- кривые при различных а
Значения С,
10
15
20
25
30
35
FJFo
1,5
0,05
0,06
0,07
0,08
0,16
0,24
2,0
0,07
0,09
0,10
0,13
0,24
0,34
2,5
0,09
0,11
0,13
0,16
0,29
0,39
3,0
0,10
0,13
0,15
0,19
0,32
0,44
3,5
0,11
0,13
0,16
0,21
0,34
0,48
4,0
0,11
0,14
0,16
0,23
0,35
0,50
t,t 1,8 2,2 2,6 .3,0 jr*
Диффузор с несимметричным (при (Xi=0) расширением в одной плоскости,
установленный за центробежным вентилятором, работающим
в сети (lJDlr>0) [5-58]
Диаграмма
5-14
0,J
0,2
0.1
-маме
-¦п --
,—.II —
У.
15
\

25
—-—'
га
Ed
—и	"
/G'
—. —
ши ¦¦¦
щи —
мнямям
¦ммяи
ШИШ—
tmmmm
¦ими*
¦¦И
мм»
CM- кривые
при различных а
10
15
20
25
30
35
Значения
1,5
0,08
0,10
0,12
0,15
0.18
0.21
2.0
0,09
0,11
0,14
0,18
0,25
0,31
2,5
0,10
0,12
0.15
0,21
0,30
0,38
3,0
0.10
0,13
0,16
0,23
0,33
0,41
3,5
оТП
0,14
0,17
0,25
0.35
0,43
4,0
0,15
0,18
0,26
0,35
0,44
241

Диффузор с несимметричным (при а1 = 10°) расширением в одной плоскости,
установленный за центробежным вентилятором, работающим
в сети (lJDXr>0) [5-58]
Диаграмма
5-15
см- кривые
при различных а
0,3
0,1
1
—"-•
— И"—
25
=====
— "—
«ям
1—•
wmmm
10
15
20
25
30
35
Значения
С
Л/*"о
1,5
0,05
0,06
0,07
0,09
0,13
0,15
2,0
0,08
0,10
0,11
0,14
0,18
0,23
2,5
0,11
0,12
0,14
0,18
0,23
0,28
3,0
0,13
0,14
0,15
0,20
0,26
0,33
3,5
0,13
0,15
0,16
0,21
0,28
0,35
4,0
0,14
0,15
0,16
0,22
0,29
0,36
/,* Г,8 2J. 2,6 3,0
Диффузор с несимметричным (при ax = —10°) расширением в одной
плоскости, установленный за центробежным вентилятором, работающим
в сети (lJDlr>0) [5-58]
Диаграмма
5-16
0,6
0,5
0,1
О,1
—II -
*>"
— 2
	1
— ОС'
У _
SF —
>0 -
=<-
тштшш
яшяшв
— —
F^
—*
w—
¦мм
=AFilFo) см. кривые
при различных а
/,* /,<f ^2 2,5 3,0
F,/Fo
Значения
а°
10
15
20
25
30
35
FJF0
1,5
0,11
0,13
0,19
0,29
0,36
0,44
2,0
0,13
0,15
0,22
0.32
0,42
0,54
2,5
0,14
0,16
0,24
0,35
0,46
0,61
3,0
0,14
0,17
0,26
0,37
0,49
0,64
3,5
0,14
0,18
0,28
0,39
0,51
0,66
4,0
0,14
0,18
0,30
0,40
0,51
0,66
242

Диффузор прямоугольного сечения, установленный за центробежным
вентилятором, работающим в сети (ll/Dlr>0) [5-58]
Диаграмма
5-17
?
0,5
?
p—=
-ft**0*
—-—
—*
pi—SS
*****
Й-
*--—-
—у —¦
—¦¦¦¦a
-—•
¦¦¦¦
f
t,? 1,8 2,2 2,6 J,0
Ар
pw§/2
= f(F1/F0) см. кривые
при различных а
a0
10
15
20
25
30
Значения
С
FJF0
1,5
0,10
0,23
0,31
0,36
0,42
2,0
0,18
0,33
0,43
0,49
0,53
2,5
0,21
0,38
0,48
0,55
0,59
3,0
0,23
0,40
0,53
0,58
0,64
3,5
0,24
0,42
0,56
0,62
0,67
4,0
0,25
0,44
0,58
0,64
0,69
Диффузор со ступенчатыми стенками, установленный за центробежным
вентилятором, работающим в сети (/1/?>1г>0) [5-58]
Диаграмма
5-18
см. кривые при раз-
личных /д/60 на графике а; аопт =
см. кривые при различных /д/60 на графике б
243

Продо.гжение
Диффузор со ступенчатыми стенками > установленный за центробежным
вентилятором, работающим в сети (/1//Iг>0) [5-58]
Диаграмма
5-18
\rnin
0,5
0,3
0,2
V
у
г
—-—
— '«¦
®
«МММ
2,0 2,5 3,0 1,5 Ь,0 %5 5,0 F2/Fg
Значения ^п
/./*о
1,0
1,5
2,0
3,0
4,0
5,0
Wo
2,0
0,16
0,13
0,12
0,09
0.08
0,06
2,5
0,25
0,20
0,17
0,13
0,12
0,10
3,0
0,33
0,26
0,22
0,18
0,15
0,13
3,5
0,38
0,31
0,26
0,21
0,18
0,15
4,0
0,43
0,34
0,29
0,24
0,20
0,17
4,5
0,47
0,38
0,33
0,26
0,22
0,18
5,0
0,50
0,41
0,35
0,28
0,24
0,20
6,0
0,56
0,46
0,38
0,31
0,26
0,22
/л
1,0
1,5
2,0
3,0
4,0
5,0
Значения а
О
опт
ад
2,0
9
8
7
6
4
3
2,5
10
9
8
7
5
4
3,0
10
9
8
7
6
5
3,5
И
10
9
7
6
6
4,0
11
10
9
7
7
6
4,5
11
10
9
8
7
6
5,0
11
10
9
8
7
6
6,0
12
10
9
8
8
7
Диффузоры кольцевые с внутренним обтекателем в сети
(/l/ZI>0); ^ = 0,688 [5-40, 5-128]
Диаграмма
5-19
(
1 — с/о
Tlo~dojDo;
_
-</oteat)
47„
1. Внутренний расширяющийся обтекатель
t! =8^ 16°):
гДе s'bh см- график ^ или в пределах
2<ял1<4 и 7Д = 0,5-1,0 определяется по
формуле
/:1 см. диаграмму 5-1 или график б (при
установке за работающей осевой машиной)
244

Продолжение
Диффузоры кольцевые с внутренним обтекателем в сети
(/,//>!>0); Зо = 0,688 [5-40, 5-128]
Диаграмма
5-19
0,20
0,1 *
Ц10
0,07
7
(•д
L
if
\y
\f /
V
—03
/
/
/
It
'/
f
J
>
f
J
f
A
у
/
у
/
У
г
>
У
/
У
\
'У
®
Ъ-^2,0
1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 пп1
2,8
0,8
т ¦"
^—'
¦мим
г
шшшшшш
¦—-
— —
¦— ¦¦
—	и
(?)
6
J
f
J
s
=
—Г"
U
10 11 12 13 GCZ
Значения С,'в
0,5
0,75
1,0
1,5—2,0
«л.
1,5
0,06
0,06
0,06
0,05
2,0
0,22
0,15
0,10
0,07
2,5
0,50
0,24
0,15
0,10
3,0
0,35
0,23
0,15
3,5
0,35
0,18
4,0
0,46
0,25
2. Внутренний сужающийся обтекатель
где фд см. график в в зависимости от
угла расширения а; кД см. график б в за-
зависимости от угла расширения ос2 для
различных профилей скоростей, показанных
на графике г
Значения
a?
7
8
10
12
14
Профиль скорости
1
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
2
1,40
1,60
1.60
1,45
1,40
3
2,00
2,10
2,10
2,00
1,86
(графики 6 i
4
1,16
1,21
1,20
1,10
1,08
5
0,90
U5
1,36
1,42
1,50
i г)
6
2,74
2,98
3,02
2,70
2.48
-
10
11
13
у
Сечение
У
/"V
/-/ .
t5
\* \
V
7
8 •
10
12
14
Фд
0,25
0,25
0,30
0,37

Диффузоры турбомашин (радиально-кольцевой и осерадиалыю-кольцевой)
в сети (lx/Dx>0); do = 0,688 [5-39]
Диаграмма
5-20
1. Радиально-кольцевой
2. Осерадиально-кольцевой
«Hi
1
1^=2,06; ос2 = 8°; са0 = 0,5;
nQ \-?а0
Q
где Q—расход, м3/с; и—окружная
скорость на наружном радиусе, м/с
см. графики а — в
1. Значения
1,4
1,8
а) Диффузор за
1,5
1,7
1,9
2,2
—
—
—.
—
0,45
0,34
—
—
б) Диффузор
1,4
1,6
1,8
2,0
0,31
0,25
0,19

0,41
0,33
0,26
0,20
2,2
п
2,6
работающим
0,55
0,48
0,37
—
0,62
0,56
0,49
0,35
п
3,0
3,4
3,8
компрессором; сл0
0,65
0,61
0,56
0,45
за неработающим
0,48
0,40
0,33
0,25
0,55
0,46
0,39
0,30
0,60
0,52
0,44
0,35

0,64
0,62
0,52
—
—
0,65
0,60
4,2
=0,5



0,65
компрессором
—
0,55
0,48
0,40
—
—
0,51
0,43




?
0,1
.Л/
0
2,2 2,S
3ft ПП
пп
2. Значения
Кем
0,4
цз
V
— 2
+ 2
+ 4
1,8
0,28
0,14
0,08
2,2
0,31
0,22
0,13
2,6
0,35
0,27
0,18
3,0
0,38
0,31
0,24
3,4
0,40
0,35
0,29
3,6
0,41
0,37
0,32
4,0
0,43
0,41
0,39
У
/
л" -
(ё)
У
1,4 1,8 2,2 2,6 2,0 2,4 ф Пр
246

Диффузоры с изогнутой осью (кривоосные) и с расширением
в одной плоскости; /Д/?О = 8,3; /о/6о = 0 [5-69, 5-70]
Диаграмма
5-21
pwlll
=каС,'т; ?«=/(<*» rjbQ); кя см. диаграмму 5-1
Значения ?'„
*
oo
(диффузор прямоосный, Р = 0)
22,5
(Р=21° 15')
11,6
(Р=40° 5')
7,5
(р = 63° 42')
2
0,037
0,042
0,043
0,043
4
0,068
0,072
0,077
0,081
6
0,088
0,097
0,103
0,113
(X
8
0,106
0,113
0,124
0,136
о
10
0,123
0,130
0,140
0,153
12
0,138
0,144
0,154
0,163
14
0,150
0,155
0,163
0,170
16
0,160
0,163
0,168
0,175
0,18
0,14
0,12
0,10
0,08
Щ
0,04
у/
<у
/у
'J
й
•ч,
22,5
S 8 10
ос
247

Диффузоры круглого сечения с изогнутой осью (кривоосные);
лп1=4; /дД>0 = 7,15 (а = 8°); /0/Z>0 = 0,35 [5-172, 5-1731
Диаграмма
5-22
По 100
ZD,
?=Э-
11
- АР .к г-
см. таблицу при Re>5-105 и кривые ^'m—f(Re) на графике; кд см. диаграмму 5-1
Параметр
Р°
r/D0
С™ при
1
0
00
0,081
2
15
27,30
0,131
3
30
13,65
0,192
4
0
ос
0,087
5
15
27,30
0,108
№ диффузора
6
30
13,65
0,145
7
0
00
0,087
8
15
27,30
0,131
9
30
13,65
0,154
10
0
оо
0,115
11
30
13,65
0,265
•
12
30
13,65
0,118
0JQ
0,10
0,10
qo?
1—-^
"^
J
ч
<
4
$
s
4
***
V
N
4
4
i
>
*\
s
Nil
4N
\
4
4
0,1
o,j 0,4 0,5 qs 0,3 1,0 Re-io
-5
248

Продолжение
Диффузоры круглого сечения с изогнутой осью (кривоосные);
лп1=4; /Л//)О = 7,15 (а = 8°); /0//H = 0,35 [5-172, 5-173]
Диаграмма
5-22
Значения ^'в
№ диффузора
i
(p=15°; r/D0 = 27,30)
3
(P = 30°; rjD0= 13,65)
9
(p = 30°; r/?>0= 13,65)
10
' 11
(P = 30°; r/D0 = 13,65)
Re-10~5
0,10
0,244
0,410
—
—
0,2
0,216
0,366
0,385
0,375
0,4
0,178
0,290
0,338
0,265
0,6
0,160
0,240
0,250
0,340
0,220
0,8
0,150
0,200
0,230
0,280
0,185
1,0
0,140
0,180
0,216
0,240
0,175
0,375
1,2
0,120
0,160
0,210
0,180
0,140
0,300
1,4
0,100
0,150
0,200
0,136
0,122
0,275
1,6
0,088
0,132
0,198
0,132
0,113
0,253
1,8
0,075
0,127
0,184
0,132
0,103
0,244
Конфузоры круглого сечения в сети (lo/DQ>0)
[5-47, 5-49, 5-100, 5-136]
Диаграмма
5-23
*ffi
^7
\ \ \
/ 2 J
a)
1. Прямолинейные образующие (схема а, 1):
C = —5— см. график а
pwi/2
le = woDo/v^l05) или приближенную формулу
С, = (- 0,01 25л t+0,0224л § - 0,00723п I+0,00444«о -
-0,00745) (а*-: "
V
где ло=^о/^1^1,0; ар = 0,01745а.
2* Криволинейные образующие — полностью по радиусу
Ro окружности (схема а, 2):
Ар
см. график б
см. графики в и г
3.	Прямолинейные образующие со скруглением на выходе
по радиусу г (схема а, 3) при а = 90° и 120°
г= Ьр
ри-о/2
4.	Криволинейные образующие двоякой кривизны (соп-
(сопло — схема б):
,_ Ар _
pw§/2
S)
где СТР см. E-6)—E-10).
249

Конфузоры круглого сечения в сети (lo/Do>0)
[5-47, 5-49, 5-100, 5-136]
Продолжение
Диаграмма
5-23
Значения
"о
0,64
0,45
0,39
0,25
0,16
0,10
3
0,072
0,076
0,098
0,100
0,108
0,118
5
0,067
0,064
0,070
0,071
0,084
0,093
10
0,054
0,052
0,051
0,047
0,048
0,053
15—
40
0,040
0,050
0,046
0,044
0,044
0,050
50—
60
0,058
0,072
0,064
0,068
0,074
0,079
76
0,076
0,104
0,110
0,127
0,136
0,142
90
0,094
0,138
0,162
0,174
0,184
0,190
105
0,112
0,170
0,210
0,220
0,232
0,237
120
0,131
0,202
0,250
0,268
0,278
0,285
150
0,167
0,246
0,319
0,352
0,362
0,367
180
0,190
0,255
0,364
0,408
0,420
0,427
5 6 7 10 11 15 20 30 40 60 30 120130л9
Значения
0,64
0,45
0,33
0,25
0
0,190
0,255
0,364
0,408
0,1
0,055
0,076
0,062
0,070
0,2
0,046
0,065
0,056
0,068
*./
0,3
0,044
0,060
0,054
0,066
0,5
0,044
0,054
0,052
0,062
1,0
0,044
0,052
0,048
0,053
1,5
0,044
0,049
0,045
0,052
2,0
0,045
0,047
0,048
0,052
О 0,0* 0,08 0,12 0,18 *0/П0
250

0,64
0,45
0,33
0,25
0,64
0,45
0,33
0,25
Конфузоры круглого сечения в сети (lQ/DQ>0)
[5-47, 5-49, 5-100, 5-136]
Значения С,
I
0,24
0,20
0,16
0,12
0,08
Диаграмма
5-23
r/D0
0
0,097
0,138
0,150
0,160
0,130
0,196
0,237
0,250
0,02
0,063
0,074
0,113
0,108
0,087
0,138
0,165
0,170
0,04
0,061
0,064
0,092
0,071
0,064
0,090
0,115
0,120
0,06
a = 90°
0,060
0,060
0,077
0,056
a=120°
0,062
0,067
0,085
0,083
0,08
0,059
0,058
0,066
0,053
0,060
0,065
0,072
0,063
0,10
0,058
0,057
0,059
0,052
0,059
0,064
0,065
0,055
0,15
0,055
0,057
0,058
0,049
0,057
0,062
0,055
0,054
0,20
0,052
0,057
0,057
0,045
0,054
0,060
0,053
0,053
О 0,02
0,08 0,10 г/П0
\
V
\
\
п0 = 0,25
К ,°>33
/
Q,Of 4,06 0,08 O,iO r/D0
Конфузоры круглого сечения в сети (/о/?>о>0);
ламинарный режим течения Re = w0DT/v^50 [5-4]
Диаграмма
5-24
Ар =А
pwl/2 Re'.
где при 5°<а<40°
см- кРивые С=
Dr=4F0/n0;
251

Продолжение
Конфузоры круглого сечения в сети (/о/?>о>0);
ламинарный режим течения (Re = w0Z)r/v^50) [5-4]
Диаграмма
5-24
А
300
200
МО
/00
SO
SO
SO
JO
ч
4
\
4
4
s
ч
s
s
/
s
s
1
na=.Q,15
0.25
/ 7
>
N
/
s
ч
s
чч
ч
s
S
4
A
O.JJ у
6.50,
П0~ц60/
ч
^»
4j
\
\
/
A
>
\
4s
ч
ч
\
\
v
\
\^
\\
1Z
20
30 ос°
Значения А
"о
0,15
0,25
0,33
0,5
0,6
5
333
255
221
178
162
10
197
151
131
105
95,7
15
144
110
95,5
77,0
70,0
20
114
87,6
75,8
61,1
55,5
25
95,0
72,8
63,0
50,8
46,2
30
80,8
61,9
53,6
43,2
39,3
35
69,9
53,6
46,4
37,4
34,0
40
61,0
46,8
40,5
32,6
29,7
Конфузорно-диффузорные переходные участки в сети (/1/Z)r>0) [5-100]
Диаграмма
5-25
"«>*</
1. Круглое сечение
а) Конфузор криволинейный (схема а):
АР , , >
где при Re = >vo?>o/v^2-105 Ci=/iW CM-
график; при Re<2*105 ?x определяется, как
?д, по диаграмме 5-2; ^1=/2(ад,/г1//'о) см-
график; к2ъ0,66 + 0,35lQ/D0 при
0,25</0/D0<5; Л^ см. таблицу
Параметры
с,
А
¦
5
0,10
1,08
7
0,10
1,09
«2
10
0,11
1,13
12,5
0,13
1,16
15
0,16
1,15
252

Продолжение
Конфузорно-диффузорные переходные участки в сети (lJDr>0) [5-100]
Диаграмма
5-25
Значения кх
FJF0
1,5—1,6
2,2—2,3
3,0—3,2
«1,25
«1,50
«1,75
5*2,0
5
0,59
0,81
0,90
1,0
7
0,55
0,81
0,89
1,0
10
0,48
0.78
0,85
1,0
12,5
0,40
0,77
0,81
1,0
15
0,33
0,66
0,77
1,0
Значения
FJF0
1,5-1,6
2,2—2,3
3,0—3,2
5*4,0
FJF0
1,5—1,6
2,2—2,3
3,0—3,2
5*4,0
«1,25
«1,75
2*2,0
DJD0
«1,25
«1,5
«1,75
5=2,0
'о /A>
0,25
-0,012
-0,020
-0,022
-0,028
0,50
-0,08
-0,014
-0,016
-0,020
0,75
0,004
0
-0,010
-0,010
1,00
о о о о
1,25
0,004
0
0,010
0,010
1,50
0,008
0,014
0,014
0,016
/о/Л,
1,75
0,012
0,020
0,022
0,028
2,0
0,016
0,026
0,027
0,030
2,5
0,038
0,038
3,0
0,048
0,050
3,5
0,06
0,062
4,0
0,072
0,073
0,9
?
0,3
¦— —*«
¦¦¦¦нм
/
-
ттт -¦¦¦¦ t*"
Ft/F, >%0
3,0-1,1
2,1-2,3
Ff/Fa=/,J-r/,S
A
/
— mm
б) Конфузор прямолинейный (схема б):
С - Ар АС
// 13
«i
0,18
0,16
0,14
0,12
0,10
где ^кр находится как ? для криволинейного
конфузора; Aj==f(aa) см. график.
2. Квадратное сечение (ориентировочно):
см. п. 1,
определяется, как
pwl/2
при /0/?>0 = 0, по диаграмме 5-4.
3. Прямоугольное сечение с расширением
в одной плоскости (ориентировочно):
Ар
см. п. 1, но ?t находится, как
при /0/?H = 0, по диаграмме 5-5.
253

Переходные участки с резким изменением сечения в сети (lJDl>0)
Диаграмма
5-26
), wf,f,
; = w>oZ)o/v>104
/Г \2
где при
?C==O,5I 1 -—I см. диаграмму 4-9, п. 1; ?p= I 1 -™
при Re<104j;c определяется, как ?, по диаграмме 4-10,
а ?р, как ^, по диаграмме 4-1; при всех Re &!=/( —; -—
см. график; X сАм. диаграммы 2-1—2-6
Значения kt
FJFoiDJDo)
1,5—1,6(« 1,25)
2,2—2,3 («1,5)
3,0—3,2 («1,75)
3*4,0C*2)
УА>
0,5
1,02
1,06 '
0,6
1,01
1,03
1,10
1,15
0,7
1,0
1,02
1,06
1,10
0,8
1,0
1,01
1,04
1,08
1,0
1,0
1,0
1,01
1,04
1,4
1,0
1,0
1,0
1,03
5*2,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,12
1,08
1,0if
1,00
\Fi/F0>?
\
\
/
Fi/F0--
J ,v-v
= 1,5-1,6
^*	.
0,5 0,7
о,з
1,1 1,J 1,5 1,7 1,3 lg/D0
254

Переходные участки от прямоугольного сечения к круглому в сети (/о/?>о>0);
Re = woi)o/v>104 [5-7, 5-84]
Диаграмма
5-27
1. Диффузорный переход (F0>F{):
?д ,р( —Re-10~5) см. график а.
2. Конфузорный переход (FO<FX):
;к = О,Зехр( —Re- ю 5) см. график а; ?а =
; cx=f— см. график б (с1д —для
л 1 г, D
диффузорного перехода; си—для конфузорного перехода); со = \—; /)г=h
DT	2 «i+*i
4-0,5Do; ^ см- диаграммы 2-1—2-6.
Выбор формы и оптимальных размеров переходных участков см. пп. 101—108 (переходные
участки)
Параметры
RelO
1
0Д72
0,453
2
0,245
0,409
4
0,201
0,335
6
0,165
0^75
8
0,135
0,225
10
0,111
0,185
20
0,041
0,068
40
0,005
0,009
50
0,002
0,003
Of tO
0,31
0,08
0
1
Aid
S
<
\
ч.
s
ч
ч
s
2 3 4 6 8 ТО
®
7 Z 3 U
R6
0,06
0,02

v
\l

I"
**—
12 3
l/Dr
Пара-
Параметры
//A>
1,0
0,055
0,002
1,5
0,030
0,002
2,0
0,023
0,002
2,5
0,018
0,002
3,0
0,015
0,0015
4,0
0,008
0,001
5,0
0.006
0
255

Диффузор с переходом с круга на прямоугольник
или с прямоугольника на круг в сети (/1/ZI>0)
Диаграмма
5-28
см. диаграмму 5-4 для пирамидального диф-
диффузора (прямоугольного сечения) с эквивалент-
эквивалентным углом расширения, который определяется
из соотношений:
с круга на прямоугольник
a lyJalbllTt'-'D0
tgr % ;
с прямоугольника на круг
g2~
256

РАЗДЕЛ ШЕСТОЙ
СОПРОТИВЛЕНИЕ ПРИ ТЕЧЕНИИ С ИЗМЕНЕНИЕМ
НАПРАВЛЕНИЯ ПОТОКА (КОЭФФИЦИЕНТЫ
СОПРОТИВЛЕНИЯ ИЗОГНУТЫХ УЧАСТКОВ —
КОЛЕН, ОТВОДОВ ПОВОРОТОВ)
6-1. ПОЯСНЕНИЯ
И ПРАКТИЧЕСКИЕ
РЕКОМЕНДАЦИИ
1.	В изогнутых трубах и каналах (коленах,
отводах **) вследствие искривления течения
потока появляются центробежные силы, на-
направленные от центра кривизны к внешней
стенке трубы. Этим обусловливается повыше-
повышение давления у внешней 'стенки .и понижение
его у внутренней при переходе потока из
прямолинейного участка трубопровода в изо-
изогнутый (до полного поворота). Поэтому
скорость потока соответственно будет мень-
меньше у внешней стенки и больше у внутренней
(рис. 6-1). Таким образом, в этом месте
вблизи внешней стенки проявляется диф-
фузорный эффект, а вблизи внутренней стен-
стенки—конфузорный. Переход потока из изо-
изогнутой части в прямолинейную (после по-
поворота) сопровождается обратными явлени-
явлениями: диффузорным эффектом вблизи внут-
внутренней стенки и конфузорным вблизи
внешней.
2.	Диффузорные явления приводят к соот-
соответствующему отрыву потока от обеих стенок.
*1 Под отводами подразумеваются изог-
изогнутые участки, в которых при равенстве
входного и выходного сечения закругления
обеих стенок (внешней и внутренней) пред-
представляют собой дуги концентрических окруж-
окружностей:
го^0 и rx=rQ+b0,
где г0—радиус закругления внутренней стен-
ки' /i—радиус закругления внешней стенки.
Поскольку закругления обеих стенок описа-
описаны из общего центра, кривизна поворота
характеризуется радиусом закругления Ro осе-
в°й линии, причем R0/bQ^0,5.
Под коленами подразумеваются изогну-
изогнутые участки, у которых закругления внутрен-
внутренней и внешней стенок не являются дугами
концентрических окружностей.
j Ьк. 1584
При этом отрыв от внутренней стенки уси-
усиливается стремлением потока двигаться по
инерции в изогнутом участке по направле-
направлению к внешней стенке. Образованная вслед-
вследствие отрыва от внутренней стенки вихревая
зона распространяется далеко вперед и в ши-
ширину, существенно сокращая сечение основ-
основного потока.
3.	Появлением центробежной силы и нали-
наличием пограничного слоя у стенок объясняется
возникновение в изогнутой трубе вторичного
(поперечного) течения, т. е. образование так
называемого парного вихря, который налага-
налагается на главный поток, параллельный оси
канала, и придает линиям потока винтообраз-
винтообразную форму (рис. 6-2).
4.	Основная часть потерь давления в изог-
изогнутых трубах вызывается вихреобразованием
у внутренней стенки, которое вместе со
вторичными потоками определяет в основном
и характер распределения скоростей за пово-
поворотом.
Коэффициент сопротивления изогнутых труб
и структура потока в них изменяются под
влиянием факторов, определяющих степень
турбулентности потока и форму профиля
скорости на входе (Re = w0Dr/v, относительная
шероховатость стенок ?=A/Dr, условия вхо-
входа: относительная длина прямого входного
участка /0//H*2, относительное расстояние от
предшествующей фасонной части и др.), а так-
также геометрических параметров трубы (угол
поворота 8, относительный радиус закруг-
закругления r/b0 или R0/D0(R0/b0)—рис. 6-3, от-
относительная вытянутость поперечного сечения
ао/Ьо, отношение площадей входа и выхода
FJF0 и т. п.).
5.	При прочих равных условиях изогнутая
труба создает наибольшее сопротивление
в том случае, когда кромка изгиба на внутрен-
внутренней стенке острая; отрыв потока от этой
стенки происходит наиболее интенсивно. При
*2 /о/А)—длина прямого участка за плав-
плавным входом (коллектором).
257

угле поворота трубы 5 = 90° область отрыва
потока у внутренней стенки за поворотом
достигает 0,5 ширины трубы. Следовательно,
интенсивность вихреобразования и сопротив-
сопротивление изогнутой трубы (канала) тем значи-
значительнее, чем больше угол поворота. Скруь
ление кромок колена (особенно внутренней)
Лро/риль скоростей
Профиль давлений
Вихревая область
0,05 0,16
Рис. 6-1. Схема изменения профилей скоростей и давлений в колене и в прямой трубе за ним
А-А
Рис. 6-2. Парный вихрь в отводе:
а—продольный разрез; б—поперечное сечение (прямо-
(прямоугольный канал); в—поперечное сечение (труба круг-
круглого сечения)
0,8
?
—*
1
1
1
1
1
V
f
r^const
^ ro=O
г0Ф const
1 ^
—
Рис. 6-3. Схема скруглеяия колена и зависи-
зависимость коэффициента сопротивления колена от
радиуса закругления г/Ь0
258
значительно смягчает условия отрыва потока
и, следовательно, снижает сопротивление.
6.	Если внешнюю кромку колена оставить
острой (радиус внешнего закругления ^i=0),
а закруглять только внутреннюю (увеличивать
радиус внутреннего закругления г0), то мини-
минимальное сопротивление колена с поворотом
на 90° будет получено при го/6о=1,2-т~1,5.
При дальнейшем увеличении ro/bQ сопротив-
сопротивление начнет заметно возрастать. Такой рост
сопротивления объясняется тем, что при зна-.
чительном скруглении внутренней кромки
в месте изгиба существенно увеличивается
площадь поперечного сечения и соответствен-
соответственно падает скорость. Это усиливает диффузор-
ный отрыв потока, который возникает в месте
перехода от входного участка к колену.
7.	Скругление внешней стенки при сохране-
сохранении внутренней кромки острой (го = 0) не
приводит к заметному снижению сопротивле-
сопротивления колена. Значительное увеличение радиуса
кривизны внешней стенки вызывает даже
повышение сопротивления колена. Это указы-
указывает на нерациональность скругления одной
только внешней стенки (при острой внутрен-
внутренней кромке), так как при этом уменьшается
площадь поперечного сечения потока в месте
его поворота и увеличиваются диффузорные
потери, возникающие при переходе от колена
к выходному участку трубопровода.	]
Минимальное сопротивление создает коле-
колено, у которого rilbo^ro/bo + Оуб (колено оп-
оптимальной формы), а близкое к минимуму—-
отвод или «нормальное» колено, у которого
ri/Z>o = ro/Z>o4-l,0. Так как отвод технически
легче выполнить, то в большинстве случаев
он может заменить оптимальное колено.
8.	Сопротивление прямоугольных колен мо-
может быть существенно уменьшено путем уста-

новки на внутренней кромке круговых обте-
обтекателей (см. диаграмму 6-10). Оптимальное
значение относительного радиуса закругления
обтекателя составляет го/6о = 0,45. При таком
обтекателе коэффициент сопротивления пря-
прямого колена E = 90°) снижается с ^ = 1,15 до
^0,55 [6-30].
Скругление наружной кромки колена по
радиусу гг /Ьо = 0,45 дополнительно снижает
потери до С = 0,49.
Снижение сопротивления колен достигается
также срезом (по хорде) острых кромок поворота
(особенно внутренней, см. диаграмму 6-10).
9.	Изменение соотношения площадей Fi/F0
входа и выхода из колена изменяет его
сопротивление. При увеличении площади се-
сечения за поворотом возрастает диффузорный
эффект, что усиливает отрыв потока и вих-
реобразование (увеличивает вихревую зону).
Вместе с тем при постоянном расходе ско-
скорость потока в выходном участке уменьша-
уменьшается. Эффект от уменьшения скорости, выра-
выражающийся в уменьшении потерь давления,
сказывается при увеличении отношения Fx/F0
до определенных пределов сильнее, чем эф-
эффект от увеличения вихревой зоны, приводя-
приводящий к возрастанию потерь. Вследствие этого
общие потери при расширении сечения колена
в определенных пределах уменьшаются.
10.	Минимум сопротивления прямых колен
E = 90°) с острой кромкой соответствует от-
отношению FJFq, равному 1,2—2,0. В коленах
и отводах с плавными поворотами оптималь-
оптимальное отношение Fi/F0 ближе к единице; в не-
некоторых случаях оно даже меньше единицы
(рис. 6-4). Коэффициент внутреннего сопро-
сопротивления i^*1 плоских отводов с 8=90°
и отношением высоты к ширине ао/Ьо = 2,4
зависит от относительного радиуса rljb0
закругления внешней стенки при различных
значениях относительного радиуса ro/bo за-
закругления внутренней стенки. Огибающая кри-
кривых Ci=f(r0/b09ri/b0) во всем диапазоне зна-
значений rQ/b0 и гх/Ь0 расположена выше для
диффузорного канала, когда Fl/iro = l,3, и ни-
ниже при ir1//7o = 0,5. Промежуточное поло-
положение занимает канал постоянного сечения
(FxlF0=lfl).
Рис. 6-4 может служить руководством для
выбора оптимальных соотношений между зна-
*1 Коэффициент внутреннего сопротивления
ъ,н, полученный как отношение разности пол-
полных давлений на входе и выходе из отвода
к динамическому давлению на входе, не
Учитывает дополнительных потерь, которые
имели бы место в прямом выходном участке
¦*а поворотом вследствие дальнейшего вырав-
выравнивания профиля скорости, нарушенного при
повороте потока в отводе.
2 3 * rf=rf/t>,
Рис. 6-4. Зависимость ?вн колен с 5 = 90° от
rjbo при различных rolbo [6-77]
чениями ro/bo и rl/b0 плоских отводов
с 5 = 90°.
При отсутствии данных по сопротивлению
колен и отводов с расширением в указанных
пределах отношения FJF0 уменьшением по-
потерь давления можно пренебречь и коэффи-
коэффициент сопротивления принять таким же, как
при ir1/ir0 = l. При значениях F^IF^ значи-
значительно отличающихся от оптимальных, уве-
увеличением сопротивления пренебрегать нельзя.
11.	Сопротивление изогнутых труб (кана-
(каналов) уменьшается с увеличением относитель-
относительной вытянутости поперечного сечения колена
Яо/^о> и> наоборот, с уменьшением ао/Ьо
в пределах, меньших единицы, сопротивление
колена возрастает.
12.	Общий коэффициент сопротивления ко-
колен и отводов для удобства инженерных
расчетов в большинстве случаев определяется
как сумма коэффициентов местного сопротив-
сопротивления ?м и сопротивления трения ?тр поворота:
где ?тр = Х7//)г вычисляется, как ? прямых
участков, при которых X принимается по
диаграммам 2-1—2-6 в зависимости от числа
Re и относительной шероховатости А = Д//)Г;
/—длина колена или отвода по оси.
Отношение
5° Rn
Тогда
180° DT
Г =0,01755°АЛо/Яг
259

13. Коэффициент местного сопротивления
отводов вычисляется по формуле, предложен-
предложенной Г. Н. Абрамовичем [6-11]*1:
_ 4 ВС
F-1)
где Ai—коэффициент, учитывающий влияние
угла 8 изогнутости отвода; Вг—коэффициент,
учитывающий влияние относительного радиу-
радиуса R0/DQ(R0/b0) закругления отвода; Ct —
коэффициент, учитывающий влияние относи-
относительной вытянутости поперечного сечения от-
отвода ao/bQ.
Величина At находится по данным
Б.Б.Некрасова [6-31]:
при 5 = 90° Ах =
при 8<70° 41==
при 5>100° Ах =0,7+0,355/90°
или по графику а диаграммы 6-1.
Величину Bt можно вычислить по приб-
приближенным формулам:
при Ro/Do(Ro/bo)<\90 Вг=-
0,25
при Ro/Do(Ro/bo)^l90 Я1==-
0,21
*2
или по графикам б и в диаграммы 6-1,
а величину Сг—по графику г диаграммы 6-1.
14. Для очень плавных криволинейных труб
и каналов (отводов, змеевиков) (Ro/D0^3,0)
общее сопротивление может рассматриваться
как повышенное сопротивление трения, при
котором коэффициент сопротивления является
не только функцией числа Рейнольдса и шеро-
шероховатости, но и относительного радиуса за-
закругления Ro/Do(Ro/bo) или параметра
Fo [6-3, 6-4, 6-51, 6-79]:
5, Д, Ro/Do,
При этом
где Хх—коэффициент сопротивления трения
криволинейного канала (отвода).
15. Зависимость коэффициента сопротивле-
сопротивления трения криволинейных труб (отводов) Хх
от R.Gy/2R0/D0> Rq/Dq и 5, установленная
различными авторами (рис. 6-5), указывает
на существование для таких труб аналогии
с тем, что наблюдается для прямых труб
(см. второй раздел). При этом возможны
четыре режима течения потока.
*1 В формулу входит числовой коэффици-
коэффициент 0,73, который включен в величину Вх.
*2 Для прямоугольного сечения вместо
RofDo принимается RQ/b0.
260
Первый режим (до Re = 6,5*103) является
ламинарным. Он характеризуется тем, что
прямые сопротивления для различных RQ/D0
и К параллельны между собой и расположены
под острым углом к абсциссе lg(Re>/2/?0/D0).
Второй режим F,5-103<Re<4-104) — пере-
переходный. При нем коэффициент Хх практически
мало зависит от числа Рейнольдса.
В третьем режиме—турбулентном
D-104 < Re < 3 • 105) кривые сопротивления
криволинейных труб располагаются как кри-
кривые сопротивления прямых технических труб
(с неравномерной шероховатостью) в пере-
переходной области (см. диаграмму 2-4) — они
плавно снижаются с увеличением параметра
Rey/2R0/D0. Для различных Ro/Do и А эти
кривые также параллельны друг другу.
В четвертом режиме (при Re>3-105) кривые
^«—/(R^v 2R0/DQ) расположены параллельно
оси абсцисс, так что Хх практически перестает
зависеть от числа Re и остается функцией
только RQ/D0 и К.
16.	Для гладких криволинейных труб круг-
круглого сечения (стеклянные, латунные, свинцовые,
резиновые, стальные при К < 0,0002 и т. п.) при
любых 5, включая целые спирали (змеевики),
величина Хх до Re« 105 может быть вычислена
по формуле вида (см. также диаграмму 6-2)
Хх = a-Re ~nBR0/D0) ~m*3.	F-2)
17.	Формулы аналогичного вида получены
для криволинейных каналов квадратного се-
сечения [6-84] (см. диаграмму 6-2). Несколько
иной вид имеют формулы для прямоугольно-
прямоугольного сечения разной ориентации: величина Хк
может быть вычислена по формулам, пред-
предложенным К. В. Дементьевым и И. 3. Ароно-
вым [6-12] (см. также диаграмму 6-2):
при Re = @,5-r-7)*103
37 тр^-ОЛб^
или
при Re = G-r38)-103
или
*3 Формула F-2) получена И. 3. Ароновым
[6-3, 6-4] на основании обработки своих
опытов и опытов Адлера [6-51 ] и Уайта
[6-95]. Данные, близкие к значениям Хх по
[6-4], приведены в работах Ю. В. Квитковско-
го [6-24], И. PL Кошелева и др. [6-27],
Д. Я. Мазурова и Г. В. Захарова [6-28],
В.К.Щукина [6-49] и др.

261

18. В пределах докритического числа Дина,
определяемого приближенно по формуле
[6-89],
{где Л/о = Ло[1+(УBл:ЛоJ]; ^р —шаг спирали
(рис. 6-6)}, можно воспользоваться следующей
единой формулой расчета коэффициента со-
сопротивления трения Хк, верной для любой
формы сечения криволинейного канала (круг-
(круглого, прямоугольного, квадратного и эллип-
эллиптического) [6-89 ];
+ 3,945/(y)(Re
+ 7,782/(y)(Re
+ 9,Q97/(Y)(Re
-0,5
+
где X =/(Re)—коэффициент сопротивления
трения канала, определяемый для данной
формы сечения по соответствующим диаграм-
диаграммам второго раздела; у=Ь0/а0—отношение
осей сечения канала;
для прямоугольного сечения
Ду)=/?г/2
при
при
для эллипса
при
при
19. Коэффициент местного сопротивления
колен с острыми кромками на повороте для
всего диапазона углов поворота 5 от 0 до 180°
где ?'
[6-92]
определяется по формуле Вейсбаха
?' * 0,95sin2 E/2) + 2,05sin4E/2);
А—поправочный коэффициент, полученный
на основании обработки экспериментальных
данных Рихтера [6-79] и Шубарта [6-81];
определяется по кривой А =/E) диаграммы
6-7.
20.	Коэффициенты местного сопротивления
любых колен и отводов можно практически
принять постоянными, не зависящими от числа
Рейнольдса, только при Re>2105-r-
3-105. При меньших значениях этого числа
его влияние на сопротивление начинает ска-
сказываться в тем большей степени, чем меньше
Re. Это особенно относится к отводам, а также
коленам с плавным внутренним закруглением.
21.	Зависимость ?=/(Re) сложная, и харак-
характер ее определяется согласно данным автора
[6-16—6-17], главным образом изменением
состояния потока в пограничном слое. В ча-
частности, в отводах с i?0/60 = 0,55-1,5, осо-
особенно при их установке недалеко за плавным
входом, характер течения аналогичен внеш-
внешнему обтеканию цилиндра или шара.
22.	Начиная с очень малых значений числа
Рейнольдса коэффициент полного сопротив-
сопротивления ?п отвода*1 при Ло/?о « 0,55-f-1,5 умень-
уменьшается, достигая первого минимума примерно
при Re = 5104 (рис. 6-7). После этого наблю-
наблюдается незначительное возрастание ?п, пока
он не достигнет значения, соответствующего
ReKp (в данном случае около 105), при
котором наступает резкое падение коэффици-
коэффициента сопротивления (переходный режим—
кризис сопротивления) до второго минимума
при Re=0,2-r-2,5*105 (установившийся или за-
критический режим). Затем с увеличением Re
опять наблюдается незначительное возраста-
возрастание коэффициента сопротивления.
23.	При сравнительно малых числах Рей-
Рейнольдса (примерно до Re=105) в отводе,
расположенном близко от плавного входа,
пограничный слой ламинарен, поэтому при
небольших R0/b0 имеет место ламинарный
отрыв потока от стенок с внутренним закруг-
закруглением. Критическое число Re, при котором
начинается падение ?п, характеризуется пере-
переходом от ламинарного течения к турбулентно-
турбулентному. Турбулизация оторвавшегося погранично-
пограничного слоя, ведущая к усилению обмена коли-
количеством движения между отдельными части-
частицами жидкости, вызывает сужение внутренней
вихревой зоны и, как, следствие, расширение
струи в этом слое (рис. 6-8).
24.	По мере увеличения числа Re точка
перехода все больше и больше перемещается
назад (вверх по потоку), а оторвавшийся
пограничный слой расширяется до тех пор,
пока не присоединится снова к внутренней
стенке отвода. Центробежные силы на пово-
повороте не дают, однако, прилипшему слою
удержаться на всем закруглении отвода,
и в каком-то месте поток опять отрывается
Рис. 6-6. Схема обмотки винтовой трубы
** Коэффициент ?п включает и потери ди-
динамического давления на выходе из отвода
в большое пространство (атмосферу).
262

'to
4
- -<K
0,20
0,25
QJO
Рис. 6-7. Зависимость коэффициента полного сопротивления ^п от числа Re для отвода с 5 = 90°
и гладкими стенками (А = 0,00003) [6-17]
от стенки, но это уже является отрывом
турбулентного слоя на более далеком рассто-
расстоянии от внутреннего закругления (см. рис. 6-8).
25.	В первый момент между точкой ла-
ламинарного отрыва и точкой прилипания об-
образуется замкнутая вихревая зона, которая
с дальнейшим увеличением Re окончательно
рассасывается. Полностью вихревая зона рас-
рассасывается тогда, когда точка перехода сов-
совпадает с точкой ламинарного отрыва. Этот
момент соответствует завершению переходно-
переходного режима течения, после которого коэффи-
коэффициент сопротивления перестает уменьшаться
и принимает почти постоянное значение.
В рассматриваемом случае этому соответ-
соответствует значение Re = B~2,5)-105.
26.	Отрыв ламинарного слоя, происходя-
происходящий в наиболее близкой к началу закругления
отвода точке, создает наиболее обширную
вихревую зону у внутренней стенки (см.
рис. 6-8). По мере приближения точки пере-
перехода к точке ламинарного отрыва эта зона
сжимается. Наименьшие размеры она прини-
принимает при турбулентном отрыве в точке,
наиболее удаленной от начала закругления.
27. Влияние числа Рейнольдса на коэффи-
коэффициент местного сопротивления отводов и ко-
колен при Re^lO4 учитывается на соответ-
соответствующих диаграммах коэффициентами kRe,
входящими в качестве множителей в выраже-
выражения для коэффициентов местного сопротив-
сопротивления ?м. При этом значения ?Rc приводятся
в виде кривых зависимости от числа Re
[6-17, 6-88], которые впредь до уточнения
принимаются ориентировочно для всех углов
поворота 5.
ремам)
6-8. Схема отрыва потока от внутренней стенки и распределение скоростей по средней линии
сечения отвода с гладкими стенками при различных режимах течения [6-17]:
точка ламинарного отрыва; 2—«мертвая» зона; 3—точка перехода; 4—точка прилипания оторвавшегося
; 5—турбулентное расширение оторвавшегося слоя; 6 и 7—нижняя граница оторвавшихся соответственно
ламинарного и турбулентного слоев; 8—точка турбулентного отрыва
263

0,20
0,25
о,зо яе-w{
Рис. 6-9. Кривые сопротивления ?n = /(Re) отвода, с внутренней стенкой [6-17]:
1—гладкой; покрытой: 2—оберточной бумагой; 3—афишной тисненой бумагой; 4—шлифовальной шкуркой
№ 140; 5—шлифовальной шкуркой № 60
28. Коэффициент сопротивления ?м при
Re < 2*103 можно определить по формуле,
предложенной В. П. Зубовым [6-13]:
где ?ам — значение ?м при Re>2-105 (автомо-
(автомодельная область); kl—поправочный коэффи-
коэффициент; для угольника с нишей
5°...ЗО 45 75 90
Jfc1...6,0 3,6 1,5 1,3
А — коэффициент, зависящий от геометричес-
геометрических параметров колена (отвода), в частности
от Ro/Do; по некоторым данным (см., напри-
например, [1-2]), при Re^lO2 для угольника 90°
Л «400, для угольника 135° А «600; при
Re<103 для колена 90°, r/ZH = 2,6 ,4» 1300,
для колена 180°, г/2H = 1,5-2,0 Л«1200.
29. Влияние сжимаемости жидкости (газа)
при больших дозвуковых скоростях пото-
потока на сопротивление изогнутых каналов мо-
может быть учтено коэффициентом кх, опре-
определяемым по следующей эмпирической
формуле, полученной в работе [6-74] на
основе обработки результатов эксперимен-
экспериментальных исследований некоторых типов колен
и отводов:
где А.сзи>ср/акр— приведенная скорость потока
на входе в изогнутый канал; wcp = 0,5(w0-!-w1);
С,х и ?—коэффициенты сопротивления изо-
изогнутого канала соответственно при данном
дозвуковом значении Хс и при малом его
значении, определяемом по соответствующим
диаграммам настоящего раздела; ах и |3 —
константы, значения которых приведены на
диаграмме 6-4. Очевидно, Сх^^х^-
30. Состояние внутренней поверхности (рав-
(равномерная или местная шероховатость на всей
поверхности или на части ее) колен и отводов
непосредственно перед поворотом при боль-
больших числах Re [6-17] влияет значительнее
264
на коэффициент местного сопротивления, чем на
коэффициент сопротивления трения. При малых
значениях Re коэффициент сопротивления отво-
отвода с различной степенью шероховатости внут-
внутренней стенки мало отличается от ?п отвода
с гладкой поверхностью внутренней стенки
(рис. 6-9). С увеличением числа Re коэффициент
сопротивления начинает резко уменьшаться; при
некотором значении этого числа С,а достигает
минимума, а затем опять начинает расти. -
31.	Критическое число Re, при котором
достигается минимум ?п, а также число Re,
при котором ?п начинает снова расти, зависят
от относительной шероховатости A = A/DT.
Чем больше Д, тем меньше указанные зна-
значения Re и тем больше значения как мини-
минимума ?п, так и ?п, достигаемого при больших
Re (на режимах автомодельности).
32.	Пока число Re мало, толщина лами-
ламинарного пограничного слоя столь велика, что
этот слой почти полностью покрывает бугор-
бугорки на шероховатой стенке (рис. 6-10, д),
и последние практически не оказывают вли-
влияния на состояние потока. Вследствие этого
пограничный слой, оторвавшийся от внут-
внутреннего закругления отвода, остается лами-
ламинарным, а сопротивление отвода с шерохова-
шероховатыми стенками — близким к ?а отвода с глад-
гладкими стенками.
33.	С увеличением числа Re толщина погра-
пограничного слоя уменьшается, бугорки на стенке
начинают частично выступать (рис. 6-10, б)
и турбулизировать поток. Таким образом,
по сравнению с гладкой стенкой точка пе-
перехода ламинарного течения в пограничном
слое в турбулентное появляется ближе к на-
началу закругления отвода, а турбулентный
отрыв происходит раньше, т. е. уменьшается
как критическое число Re, при котором
коэффициент сопротивления начинает падать»
так и значение Re, при котором достигается
минимальная величина ?ц.
34.	При дальнейшем увеличении числа Rc
толщина пограничного слоя продолжает умень-

Рис. 6-10. Схема отрыва
потока и распределение
скоростей по средней ли-
нИи сечения отвода с ше-
шероховатой	внутренней
стенкой (А = 0,001) при
оазличных режимах тече-
Р иия [6-17]:
д и в—соответственно лами-
ламинарное и турбулентное обтека-
обтекание бугорков; б—переходный
режим; /—нижняя граница
оторвавшегося ламинарного
слоя при Re<Rexp; 2—лами-
2—ламинарный отрыв; 3—турбулент-
3—турбулентное расширение оторвавшего-
оторвавшегося слоя при ReKJ,<Re<ReyCT;
4—турбулентный отрыв при
Re^ReycT; 5—нижняя грани-
граница оторвавшегося турбулент-
турбулентного слоя при ReItp<Re<
<ReycT; tf—бугорки на шеро-
шероховатой стенке
шаться, а бугорки на стенке выступают
столь значительно, что на них начинают
образовываться местные срывы потока (рис.
^10, в). Эти срывы способствуют перемеще-
перемещению вверх по потоку точки турбулентного
°фыва потока от внутренней стенки. Такое
Псрсмеще1ше точки отрыва приводит х рас-
!111Фению области завихрения и снова к воз-
возрастанию коэффициента сопротивления от-
и>ла. Чем больше относительная шерохова-
•°сть, тем раньше и интенсивнее сказывается
е влияние, следовательно, тем раньше насту-
•а°т минимум сопротивления и тем больше
значение этого минимума и величина цп при
больших Re.
35.	Решающее влияние на коэффициент со-
сопротивления отвода оказывает состояние по-
поверхности только внутренней стенки. Шерохо-
Шероховатость остальных трех стенок практически
не влияет на величину ?п (рис. 6-11).
36.	При частичной (местной) шероховатости
или местных выступах на внутренней стенке
отвода кривые коэффициентов сопротивления
отводов получаются более плавными (без
резко зыраженного минимума). При этом
значение С,а при больших Re тем выше, чем
265

V
Рис. 6-11 • Кривые сопротивления ?n=/(Re) при покрытии различных стенок (сторон) отвода
шероховатой бумагой [6-17 ]:
1—все четыре стенки шероховатые (тисненая бумага, 5 = 0,0005); 2—внутренняя стенка шероховатая,
остальные три гладкие; 3—внутренняя стенка гладкая, остальные три шероховатые; 4—все стенки гладкие
E=0,00003)
ближе к началу закругления отвода располо-
расположен выступ и чем больше его размеры
(рис. 6-12).
37. Для колен и отводов с неплавным
закруглением, т. е. с очень малыми относи-
относительными радиусами внутреннего закругления
в пределах 0<r/Do< 0,05 @,5 < Ro/Do < 0,55),
влияние регулярной шероховатости А (немест-
(неместных выступов) значительно меньше, чем при
плавном закруглении, так как при этом место
отрыва потока является фиксированным (у
кромки поворота). Для таких колен и отводов,
впредь до опытного уточнения, можно учи-
учитывать влияние равномерной шероховатости
ориентировочно по формуле
F-3)
а при Re>4-104 и Д>0,001
определяется, как ?м при гладких стенках
38. Для колен и отводов с относительным
радиусом внутреннего закругления в пределах
0,05<r/D0< 1,0@,55<R0/D0<\,5) можно учи-
учитывать влияние равномерной шероховатости
коэффициентом кА в выражении F-3), который
при 4104<Re<2105 и ?<0,001 принимается
ориентировочно, впредь до опытного уточ-
уточнения.
По формуле [6-1]
где при Re>4104 и ?<0,001
А:д«A+0,5103Д),
при Re > 2 • 105 и К<0,001 — ориентировочно
по формуле [6-17]
Рис. 6-12. Кривые сопротивления ?п = /(Re) отвода с местной шероховатостью и с различными
выступами на внутренней стенке 16-17]:
/—вся внутренняя поверхность стенки шероховатая (А = 0,002); 2—уступ на расстоянии от закруглен**
х/Ь0 = 0,13; 3 и 4—шероховатая наклейка (А = 0,002) соответственно на расстоянии */Z>0, равном 0,13 и 0,63;
5—шп;п левочный слой на расстоянии */Z>0=l,45; 6—гладкие стенки (А = 0,00003)
266

а при Re>4104 и Д>0,001—ориентировочно
Здесь Хгл— коэффициент сопротивления тре-
трения гладкой трубы, определяемый как X при
заданном Re > 4104, по диаграммам 2-1 и 2-6;
Хд—коэффициент сопротивления трения ше-
шероховатой трубы, определяемый, как X при
заданных Re > 4-104 и А = 0—0,001, по диа-
диаграммам 2-2—2-6.
39. Для отводов с Ro/Do> 1,5 влияние рав-
равномерной шероховатости можно ориентиро-
ориентировочно учесть на основании [6-17] и [4-64]
при Re>4-104 и А<0,001:
а при Re>4104 и ?>0,001
40.	При Re < 4104 коэффициент сопротив-
сопротивления всех колен и отводов можно практи-
практически принимать не зависящим от степени
равномерной шероховатости, а функцией
только числа Re. Поэтому он вычисляется,
как указано в п. 28.
41.	Коэффициент сопротивления колен с за-
закругленными кромками на повороте и с рас-
расширенным или суженным выходным сечением
(nn^Fl/Fo = bj/bоф 1,0) может быть вычислен
приближенно [6-37]
г		Р _ л •
где ^1=/(8) и С1=/(а0/Ьсуж) определяются,
как и выше; &1 = 2,31gC0; Со—коэффициент
сопротивления колена при nu=FJF0= 1,0
и 5 = 90°; и>суж—средняя скорость в суженном
сечении колена; Ьсуж—ширина суженного се-
сечения колена.
42. Коэффициент местного сопротивления
сварных отводов при прочих равных условиях
получаются большими, чем для гнутых отво-
отводов, так как на их внутренних поверхностях
образуются сварные швы, которые увеличи-
увеличивают местную шероховатость. С увеличением
диаметра относительная величина местной
шероховатости (швов) уменьшается, вслед-
вследствие чего коэффициент сопротивления сни-
снижается.
Коэффициент местного сопротивления
складчатых отводов при прочих равных усло-
условиях получается большим, чем „ для гнутых
и сварных отводов, а вследствие того что
абсолютные размеры складок возрастают
с увеличением диаметра отвода, коэффициент
сопротивления при этом также растет.
К изогнутым участкам с повышенным коэф-
коэффициентом сопротивления относятся и отводы
*п листового материала, соединенные «в за-
замок» из нескольких звеньев, или гофриро-
гофрированные.
Уступ
Рис. 6-13, Чугунные отводы, соединенные с по-
помощью резьбы
43.	В случае соединения чугунных (сталь-
(стальных) отводов с помощью резьбы в месте
стыка прямого участка с изогнутой частью
образуется уступ, приводящий к резкому
изменению поперечного сечения в этом месте
(рис. 6-13), что вызывает дополнительные по-
потери давления. Чем меньше размеры таких
отводов, тем больше относительная величина
уступа. Поэтому коэффициент сопротивления
стандартных газовых фитингов, отличающих-
отличающихся малыми размерами, значительно превы-
превышает величину ? для обычных отводов, соеди-
соединенных фланцами.
Приведенные на диаграмме 6-3 значения
коэффициентов сопротивления газовых фитин-
фитингов могут быть распространены на стандарт-
стандартные отводы с размерами, близкими к указан-
указанным на этих диаграммах.
44.	Сопротивление составных (спаренных)
отводов и колен в большой степени зависит
от относительного расстояния IJDO между
обоими поворотами (коленами): общий коэф-
коэффициент сопротивления ? может быть для
крутоизогнутых каналов больше или меньше
суммы коэффициентов сопротивления двух
изолированных поворотов, а для плавно изог-
изогнутых—меньше коэффициента сопротивления
даже одного изолированного (одиночного)
поворота.
45.	Различие коэффициентов местного со-
сопротивления плавных отводов при их взаимо-
взаимодействии определяется в основном положени-
положением максимальных скоростей («ядра» потока)
перед входом во второй отвод и направле-
направлением инерционных сил в нем.
46.	В зависимости от относительного рас-
расстояния IJDO [6-8—6-10] возможны различ-
различные ситуации. Например, для отвода типа
«утка» с 5 = 30° и Яо/.Ьо = 1,0 (рис. 6-14):
а) проставка между отводами мала (в дан-
данном случае IJDQ <2,5)—инерционные силы
во втором отводе препятствуют развитию
поперечного (вторичного) течения, вызванного
первым отводом. Результирующая скорость
поперечного течения меньше, чем она была
бы за отдельным отводом, и коэффициент
сопротивления ?м канала типа «утка» меньше
коэффициента сопротивления ?из отдельного
(изолированного) отвода с теми же геометри-
геометрическими параметрами E и R0/b0), т. е. ?М<СИЗ;
267

0,15
0,10
0,05\
г*
Г
штшшшт
Л
штат*
*-*
1 1 J b 5 В 7 8 a 10 11 11 13 П 15 16 lK/D0
Рис. 6-14, Характеристики отвода типа «утка» при 5 = 30°; J?0/Z?0 = 1,0; Re=l,6 105 и А = 0,0003
[6-8, 6-10]:
а—схема распределения потока вдоль выходного участка отвода; б—зависимость коэффициента ?м от 1JDO
б)	проставка увеличивается до значения
/X/ZH = 5,0. В этом случае инерционные силы
во втором отводе, действуя на ядро, увели-
увеличивают интенсивность поперечной циркуля-
циркуляции— потери растут, достигая максимума,
когда ядро потока на входе во второй отвод
занимает положение, соответствующее пози-
позициям / и II на рис. 6-14. Отсюда ?>И2<?)М<2{ЗЯЗ;
в)	проставка увеличивается до /х/Д} = 11,0.
Инерционные силы оказывают все меньшее
воздействие на поток (этому способствует
и одновременный процесс выравнивания пото-
потока по сечению). Экстремальной точке (ми-
(минимуму) кривой ?м соответствует такое по-
положение второго отвода, когда он практичес-
практически не влияет на величину поперечной циркуля-
циркуляции. Коэффициент сопротивления канала типа
«утка» приблизительно равен коэффициенту
сопротивления одного изолированного отво-
СмСи3;
г) дальнейшее увеличение длины проставки
ведет к росту потерь вследствие более полного
выравнивания потока по сечению за первым
отводом и повторного возбуждения попереч-
поперечной циркуляции и потерь во втором отводе.
В соответствии с этим возрастает и общий
коэффициент сопротивления, приближающий-
приближающийся в пределе к См-^из-
Аналогичные ситуации возникают и при
других параметрах составных отводов.
47. Коэффициент сопротивления отводов:
спаренных (типа «утка»), строенных в одной
плоскости, а также в пространстве (см. диаг-
диаграммы 6-18—6-21)
268
где ?'м определяется, как i^M одиночного от-
отвода, a A=f(lx/Dr) по соответствующим кри-
кривым, полученным на основании данных опы-
опытов И. 3. Гольденберга [6-8—6-10], Л. С. Кляч-
ко и др. [6-26], а также Чун Сик Ли [6-56].
48.	В случае крутоизогнутых каналов вза-
взаимодействие спаренных колен определяется
главным образом положением и величиной
отрывных зон за поворотом. В частности,
для П-образного колена, составленного из
пары колен под углом 8 = 90° с острыми
кромками и малым относительным расстоя-
расстоянием между обоими коленами (lJbo&0), поток
отрывается от внутренней стенки только после
полного поворота на угол 8=180°. При таком
большом угле поворота получается наиболее
интенсивный отрыв потока, вследствие чего
коэффициент сопротивления принимает наи-
наибольшее значение.
49.	Значительное увеличение относительно-
относительного расстояния ljbo (до /K/Z>0=4-r-5 и более)
приводит к тому, что на прямолинейном
участке после отрыва за первым поворотом
на 90° поток успевает почти полностью рас-
растечься по сечению, и условия поворота на
последующие 90° получаются такими же,
как и для первого поворота. В результате
суммарный коэффициент сопротивления тако-
такого П-образного колена приближается к уд-
удвоенному коэффициенту сопротивления пря-
прямого колена (8 = 90°).

50.	При некотором промежуточном значе-
значении ljbo порядка 1,0 зона отрыва за первым
поворотом на 90° не успевает полностью
развиться и, замыкаясь у внутренней стенки
перед вторым поворотом на 90°, создает для
основного потока плавное закругление. При
этих условиях второй поворот потока проис-
происходит почти без отрыва, а следовательно,
с малыми потерями давления. Поэтому об-
общий коэффициент сопротивления такого П-
образного колена получается минимальным.
51.	При скруглении кромок поворота П-об-
разных колен разница в значениях ? для
различных ljbo уменьшается, но в целом поток
и характер кривых сопротивления аналогичны
таковым для колен с острыми кромками.
52.	Для пары колен с углом 8 = 90°, состав-
составленных Z-образно (рис. 6-15), увеличение от-
относительного расстояния Vxjb0 между осями
обоих колен приводит вначале к резкому
возрастанию общего коэффициента сопротив-
сопротивления, а затем, после достижения определен-
определенного максимума, к его плавному снижению
до величины, близкой к удвоенному коэф-
коэффициенту сопротивления прямого колена
E = 90°).
Рис. 6-15. Спектр потока в Z-образяом колене
53.	Наибольшее значение коэффициент соп-
сопротивления Z-образного колена получает тог-
тогда, когда второе из пары колен расположено
вблизи сечения с максимальной шириной
вихревой зоны, образованной за первым по-
поворотом на 90° (см. рис. 6-16). В этом случае
в месте второго поворота достигается на-
наиболее значительное уменьшение живого сече-
сечения потока.
54.	В случае составного колена с поворотом
потока в двух взаимно перпендикулярных
плоскостях (рис. 6-16) общий коэффициент
сопротивления с увеличением относительного
расстояния l'x/b0 между осями каждой из
пары колен (8 = 90°) возрастает от величины,
равной коэффициенту сопротивления одного
прямого колена (8 = 90°), до максимума при
некотором небольшом относительном рассто-
4 t'K/b0. При дальнейшем увеличении Гк/Ь0
й коэффициент сопротивления начинает
уменьшаться, стремясь к величине,
Низкой к удвоенному коэффициенту сопро-
п*аления прямого колена E = 90°).
\
Рис, 6-16. Поток в составном колене с поворо-
поворотом на 90° в двух взаимно перпендикулярных
плоскостях
55.	Зависимость коэффициента сопротивле-
сопротивления изогнутых каналов от формы профиля
скорости на входе может быть различной.
Форма профиля скорости, в свою очередь,
также получается различной в зависимости
от условий подвода потока к этим каналам.
56.	В частности, при подводе потока по
прямому участку, расположенному за плав-
плавным входным коллектором, коэффициент со-
сопротивления ? отводов и колен возрастает
до определенного предела вместе с увеличе-
увеличением относительной длины lQ/b0 прямого
входного участка (рис. 6-17). Рост ? прекраща-
прекращается тогда, когда длина входного участка
приближается к длине начального участка,
т. е. участка, в котором происходит развитие
и установление профиля скорости, соответст-
соответствующего данному режиму течения.
57.	Увеличение коэффициента сопротивле-
сопротивления изогнутого канала с развитием профиля
скорости, т. е. с утолщением пограничного
слоя, вызывается, очевидно, влиянием послед-
последнего как на усиление отрыва потока от
стенок, так и на образование и развитие
вторичных токов (парного вихря).
58.	Профиль скорости, сильно нарушенный
перед входом в изогнутый канал какими-либо
препятствиями на пути потока или предшест-
предшествующими фасонными частями, может оказать
более значительное влияние на коэффициент
сопротивления изогнутого канала, чем прямой
входной участок. Этот коэффициент может
при этом как возрасти, так и уменьшиться
в зависимости от профиля скорости. Если
О	4	8	12 Lq/Ьо
Рис. 6-17. Зависимость коэффициента сопротив-
сопротивления ? плавного отвода от относительной
длины начального (входного) участка 101Ь0
16-11
269

Рис. 6-18. Различные профили скорости на
входе в колено [6-32]:
1—jymax у внутренней кромки поворота; 2—wmax
у внешней кромки поворота; 3—wmax у левой стенки
колена; 4—wmax у правой стенки колена
максимум скорости находится вблизи внут-
внутренней кромки поворота (рис. 6-18), то коэф-
коэффициент сопротивления изогнутого канала
становится даже меньше, чем при равномер-
равномерном распределении скорости. При других
положениях максимума скорости коэффици-
коэффициент сопротивления повышается.
59. Сопротивление колена' может быть
уменьшено не только скруглением или срезом
кромок поворота, но и установкой направ-
направляющих лопаток. В первом случае увеличи-
увеличиваются габариты канала, во втором—сохра-
втором—сохраняется компактность установки. Направляю-
Направляющие лопатки могут быть профилированными
(рис. 6-19, а), упрощенными и изогнутыми по
поверхности цилиндра (рис. 6-19,5 и в) и тон-
тонкими концентрическими (рис. 6-19,г). Про-
Профиль направляющей лопатки строится по
приведенным ниже размерам.
Обозна-
Обозначения
х2
г2
Ух
Относитель-
Относительные размеры
1,0
0,519*!
0,489*1
0,663*1
0,553*1
0,463*1
Обозна-
Обозначения
Уг
Р
Относитель-
Относительные размеры
0,215*.
0,139*1
0,338*!
0,268*1
0,033*!
В коленах обычно устанавливают лопатки
одинаковых формы и размеров; при этом
чаще всего их располагают по линии изгиба
канала (рис. 6-19, а, б и в).
В отводах следует устанавливать концент-
концентрические лопатки (рис. 6-19, г).
60. Для плавного поворота потока за цент-
центробежным вентилятором устанавливают отво-
отводы [3-3, 3-4]. Коэффициенты сопротивления
таких отводов зависят от режима работы
вентилятора и угла установки Р, т. е. от угла
между векторами скорости на входе в вен-
вентилятор и на выходе из отвода, отсчитываемого
по направлению вращения колеса вентилятора
(см. диаграмму 6-4). При всех режимах работы
вентилятора коэффициент сопротивления уста-
Рис. 6-19, Направляющие лопатки в коленах и отводах:
а—профилированные; б—тонкие, по дуге 95°; в—тонкие, по
дуге 107°; г—концентрические; д—разрезные
новленного за ним отвода значительно больше
чем при обычных условиях течения.
61. Аэродинамическая решетка в колене, со*
ставленная из направляющих лопаток, вслеД'
ствие развивающейся на ней аэродинамике-
270

в)
Irfri
Рис. 6-20. Схема распределения безразмерных
скоростей (скоростных давлений) в колене
[6-15]:
а—без лопаток; б—с установкой «нормального»
числа лопаток; в—с установкой уменьшенного числа
лопаток
ской силы вызывает отклонение потока к вну-
внутренней стенке. При правильном выборе раз-
размеров, числа и угла установки лопаток
это отклонение потока предотвращает отрыв
струи от стенок и образование вихревой
области. При этом улучшается распределение
скоростей по сечению за поворотом (рис. 6-20)
и уменьшается сопротивление колена.
62. Так как основным фактором уменьше-
уменьшения сопротивления и выравнивания поля ско-
скоростей является уничтожение вихревой обла-
области у внутренней стенки канала, то и наиболь-
наибольший эффект создают лопатки, расположенные
ближе к внутреннему закруглению.
Отсюда вытекает возможность сокращения
числа лопаток путем удаления отдельных
лопаток, расположенных ближе к внешней
стенке колена [6-5, 6-15].
63. В том случае, когда особенно важно
получить равномерное распределение скоро-
скоростей непосредственно после поворота, число
лопаток в коленах принимают «нормальным»:
^HoPM = 2,13(r/D0)-l-l*1.	F-4)
В большинстве практических случаев мож-
можно ограничиться сокращенным числом лопа-
лопаток («наивыгоднейшим» или минимальным)
[6-15]:
F-5)
или
nmin*0,9(r/D0)-1.	F-6)
При этом в обычных коленах меньшее
сопротивление и лучшее распределение ско-
скоростей достигается при выборе наивыгодней-
наивыгоднейшего числа лопаток [по F-5)].
Хорда tx профилированной лопатки прини-
принимается как хорда дуги окружности, равная
90°, т. е. дуги внутреннего закругления колена,
и, следовательно,
F-7)
или
t^D^rl Do) у/2.
F-8)
Формулы F-4)—F-6) верны именно при
этом соотношении между размерами хорды
лопаток и радиусом закругления колена.
64.	Если колено не имеет плавных закруг-
закруглений (острая или срезанная кромка), то
/1=@,15-^-0,60/H). Тогда число лопаток мож-
можно определить по формулам [6-15]:
ЛноРм = ЗА>/'1-1;	F-9)
nm9^2D0/t1;	F-10)
*min*l,5iH/'i.	F-П)
65.	Для колен с расширением, у которых
сечение за поворотом больше сечения перед
поворотом (Ь1>Ь0), число лопаток
где S=/
66. В случае применения «нормального»
числа лопаток последние располагают вдоль
линии изгиба колена равномерно, так что рас-
расстояние между хордами лопаток а,==57(л + 1).
При выборе сокращенного числа лопаток
расстояние а между ними предложено [6-15]
принимать по арифметической прогрессии
.и так, что в случае наивыгоднейшего числа
лопаток отношение an^.i/al=2J а в случае
*1 В случае плоского колена в F-4) — F-11)
вместо Do используют Ьо.
271

минимального числа ал+1/а1 = 3, где а{—рас-
а{—расстояние от хорды дуги внутреннего закругле-
закругления колена до хорды первой лопатки (см.
рис. 6-19, а); ап+{—расстояние между хордами
последней лопатки и внешнего закругления.
Промежуточные расстояния между лопатка-'
ми определяются по формулам [6-16]:
при наивыгоднейшем числе лопаток
а( = 0,67-
1 +
при минимальном числе лопаток
S
0,5 +
67.	В большинстве практических случаев
в коленах применяются наиболее упрощенные
тонкие лопатки, выбираемые при повороте
на 90° в среднем по дуге окружности ф1=95°
независимо от параметров колена (относи-
(относительного радиуса закругления, степени расши-
расширения и т. д.). Расположение и угол установки
таких лопаток выбирают по тем же указа-
указаниям, что и для профилированных лопаток.
Коэффициейт сопротивления колен с такими
лопатками получается заметно больше, чем
для колен с профилированными лопатками.
68.	Малое сопротивление, близкое к сопро-
сопротивлению колен с профилированными лопат-
лопатками, получается при выборе тонких лопаток
по методу Е. Я. Юдина [6-50]/ Оптимальный
угол дуги лопаток и угол установки их
в колене зависят как от относительного
радиуса закругления колена, так и от степени
его расширения (см. диаграмму 6-30).
69.	Установка направляющих лопаток в коле-
коленах оправдывает себя, пока относительный
радиус закругления сравнительно мал. Для
колен с постоянным сечением установка лопаток
целесообразна, пока г/Ьо^ 0,4 ч- 0,5. Для диффу-
зорных колен (т. е. с расширенным выходным
сечением) предельное отношение г/Ь0 увеличива-
увеличивается примерно до 1,0. Для конфузорных колен (с
суженным выходным сечением) предельное
отношение r/b0 уменьшается примерно до 0,2.
70.	Концентрические лопатки, установлен-
установленные в отводах, расчленяют данный отвод на
ряд отводов с большей степенью вытянутости
поперечного сечения, что и приводит к умень-
уменьшению потерь давления. Нормальное число
пк тонких оптимально установленных кон-
концентрических лопаток в отводе прямоуголь-
прямоугольного сечения определяется по данным
В. И. Ханжонкова и В. Н. Талиева [6-46]:
ro/b0	0—0,1 0,1—0,4 0,4—1,0 1,0
л,	3—4	2	1	0
Оптимальное расположение лопаток в отво-
отводе (см. рис. 6-19, г) достигается при
/-,= 1,26/^+0,0760.
272
71. Коэффициент сопротивления отвода пря-
прямоугольного сечения с нормальным числом
оптимально установленных концентрических
лопаток может быть найден приближен-
приближенно [6-46]:
С = %;= @,4бЛо/йо +
pwo/z
где ?б#л определяется как коэффициент сопро-
сопротивления ? отвода без лопаток.
72. Нормальное число лопаток в отводе
круглого сечения согласно опытам Ито
и Имаи [6-68]:
0—0,5
0,5—1,0
1
1,0
0
При установке одной лопатки ее оптималь-
оптимальное расстояние (см. рис. 6-19, г)
При двух лопатках
ro и r2 = r0 \/{l+D0/r0J.
Значения коэффициентов сопротивления от-
отводов круглого сечения с направляющими
концентрическими лопатками и без них
см. диаграмму 6-27.
73. При установке направляющих лопаток
в составных коленах коэффициент сопротивле-
сопротивления вычисляется как сумма коэффициентов
сопротивления изолированных колен с ло-
лопатками:
где ?л—коэффициент сопротивления изолиро-
изолированного колена с лопатками; пт — число пово-
поворотов в составном колене.
74.	Коэффициент местного гидравлического
сопротивления пространственно (кольцевого)
поворота на 180° [6-19] зависит от относи-
относительного расстояния h/D0 от кромок обреза
внутренней трубы до крышки (колпака) коль-
кольцевой трубы; отношения площадей na = F1/F0
кольцевой и внутренней труб; относительной
толщины bJD0 или радиуса закругления rjD0
кромки обреза внутренней трубы, а также
относительного радиуса закругления R/Di
крышки (рис. 6-21).
75.	Наибольшее влияние на коэффициент
местного сопротивления ?м оказывает пара-
параметр hjDQ. С увеличением h/DQ от нуля
коэффициент ?м вначале резко падает, дости-
достигая при некотором значении h/D0 минимума,
затем происходит некоторое новое, сравни-
сравнительно резкое возрастание ?м, после чего
в одних случаях он остается постоянным,
а в других опять снижается до определенного
значения или продолжает плавно возрастать.
76.	В некоторых пределах h/D0 (за первым
минимумом ?м) при отдельных значениях пп

h/D0 О
\
1
V,
i
1
-2
J
>—«—<
»—в—«
>— »-
Ю
2fi
Рис. 6-21. Зависимость коэффициента сопротивления ?м кольцевого поворота от	hlD0 при
RIDi =0,3 [6-19]:
я— нагнетание при r/Do=0,l; б—всасывание при г/1>0 = 0,2; /—лп = 0,80; 2—лп = 1,07;	3—лп = 2Д;
в—всасывание при r/Do = 0,l: /—1^ = 0,76; 2—1^ = 1,06; 3—1^ = 2,07
и r/D0 (8JD0) наблюдается колебание во	/	II
времени значения коэффициента ?м, вызванное
неустойчивостью потока. Такая неустойчи-
ность потока при поворотах с малыми значе-
значениями r/D0 (8K/D0) может быть объяснена
гем, что отрывные (вихревые) зоны / у вне-
внешней стенки и зоны 2 у внутренней стенки
кольцевого поворота (рис. 6-22, 1) при опреде-
определенных условиях периодически сдуваются
и уносятся потоком. Этот момент соответ-
соответствует резкому падению сопротивления. После
того вихри начинают снова зарождаться,
л вместе с сужением сечения за поворотом
pciKo повышается сопротивление.
Кривые ZM = f{h/D09 r/D0 или 8JD0, nn)
диаграмм 6-31—6-32 соответствуют средним
по времени опытным значениям См.
77. В табл. 6-1 приведены значения ?min
кольцевых поворотов, соответствующие пер-
первому минимуму коэффициента сопротивления
11 оптимальным значениям {h/D0)onT для раз-
ных rfD0(b*/D0)9 и пп. Там же приведены
значения (fllDQ)aeycr, в пределах которых наб-
наблюдается заметная неустойчивость потока.
73. Относительная толщина кромки 5*/А>
аиУтренней трубы кольцевого поворота наря-
л-' с h/D0 является также существенным
втором, влияющим на 'Qmin, заметно снижая
Рис. 6-22. Спектры потока при его повороте
иа 180° без направляющих лопаток (]) и с на-
направляющими лопатками и обтекателями (Л)
I6-47J:
/—а — нагнетание; б—всасывание; 1 — вихревые зо-
зоны у внешней стенки; 2—вихревые зоны у внут-
внутренней стенки; 3 — рассечка; //—а—нагнетание; б—
всасывание: /--лопатка; 2—обтекатель
273

6-1. Характеристики пространственного (кольцевого) поворота на 180°
Характеристики
поворота
Smin
Smin
Характеристики
поворота
г
(л/1H)нсуст
fefc.
Всасывание (вход)
5./00
0,1
1,70
0,23—0,27
0,28 — 1,4
1,05
0,27—0,34
0,38 — 1,40
0,55
0,35—0,45
0,50 — 1,80
•
0,1
0,24
0,40—0,62
0,60 — 2,0
0,40
0,50—0,60
0,55—2,0
0,34
0,75 — 1,0
1,0—2,0
0,2
1,10
0,22—0,28
0,20 — 1,4
0,45
0,23—0,33
0,77—1,45
0,50
0,22—0,48
0,50 — 1,40
0,4
r/D.
0,05
Ft =0,75-4-0,80
0,72
0,30—0,3?
Устойчивое
«1,0-5-1,10
0,40
0,26—0,36
Устойчивое
= 2,0-2,1
0,40
0,26—0,40
1,1 — 1,30
Нагнетание (выход)
8,/A>
0,2
0,4
«„ = 0,75-4-0,80
0,22
0,40—0,50
0,55—2,0
0,26
0,35—0,55
0,90—2,0
0,32
0,65—0,93
0,55—2,0
0,36
0,32—0,45
Устойчивое
= 1,0+1,1
0,26
0,30—0,40
0,75 — 1,0
= 2,0-2,1
0,30
0,50—0,90
0,30—1,8
1,90
0,18—0,22
0,25 — 1,0
1,05
0,24—0,33
0,26—1,40
0,50
0,33—0,60
0,45 — 1,60
0,05
0,19
0,40—0,80
0,75 — 2,0
0,40
0,47—0,83
0,80—2,0
0,34
0,65—0,95
0,30 — 2,0
0,1
0,96
0,18—0,23
0,40—1,0
0,40
0,20—0,29
0,60 — 1,0
0,20
0,28—0,40
0,40—1,60
r/D0
0,1
0,16
0,25—0,50
0,40—2,0
0,23
0,30—0,50
0,60—2,0
0,32
0,60 — 1,0
1,1—2,0
0,2
0,70
0,22—0,30
0,60—1,4
0,32
0,18—0,28
Устойчивое
0,16
0,17—0,50
Устойчивое
0,2
0,30
0,23—0,45
Устойчивое
0,20
0,25—0,45
Устойчивое
0,40
0,20 — 1,0
1,0—2,0
его, особенно при пп<2. Закругление этой
кромки в пределах г/?>0 = 0,05-^0,2 незначи-
незначительно снижает Cmin- Поэтому в тех случаях,
когда это вызывает затруднение, кромку мож-
можно не закруглять.
79. Оптимальное значение парамет-
параметра nu — FJF0 в случае всасывания (вход через
кольцевую трубу) при всех r/D0Ex/D0) нахо-
находится в пределах 1,0—2,0; в случае нагнетания
(выход через кольцевую трубу) оно
различных параметров различно. При г/2?о<
< 0,2 целесообразно осуществить кольцевой
поворот с лп<1,0. При r/D0^0,2(8ХДH^0,4)
оптимальное значение лп = 1,0ч-1,5.
80. Оптимальный радиус закругления кры-
крышки Ri/Dx в случае всасывания находите*
в пределах 0,18 — 0,35, а в случае нагнета-
нагнетания— в пределах 0,2 — 0,45.
274

6-2. Характеристики плоского симметричного поворота на 180°
Поворот
Без рассечки, без обтекателей и направ-
направляющих лопаток
Без рассечки, без направляющих лопаток,
но с обтекателями, установленными с внут-
внутренней стороны шахты
Без рассечки, но с обтекателями и с направ-
направляющими лопатками
Без рассечки, без обтекателей, но с направ-
направляющими лопатками
Без обтекателей, без направляющих
лопаток, но с плоской рассечкой
С рассечкой, с обтекателем, но без
направляющих лопаток с внутренней сто-
стороны шахты
С рассечкой, с обтекателями и с направ-
направляющими лопатками
С рассечкой, без обтекателя, но с направ-
направляющими лопатками
С рассечкой, с обтекателями, с направля-
направляющими лопатками, но с садкой
(*/*о)о„т
0,40 — 0,60
@,55 — 0,70)
0,40 — 0,60
@,45 — 0,60)
0,35 — 0,50
@,35-0,50)
0,40 — 0,55
@,45 — 0,57)
0,53 — 0,65
( > 0,60)
0,50 — 0,65
@,55 — 0,70)
0,35—0,55
@,40 — 0,65)
0,45 — 0,60
@,50 — 0,70)
0,40—0,50
( > 0,40)




0,76
@,76—0,127)
0,127
@,127)
—
—
—
—
0,76
—
0,127
—
0,076
@,076 — 0,127)
Примечание. Числа без скобок относятся к всасыванию (вход),
к нагнетанию (выход).
4,0-4,2
D,0-4,2)
3,4 — 3,5
B,3-2,5)
1,70—1,75
@,90 — 1,0)
1,75 — 1,80
A,30 — 1,35)
3,6—3,7
C,9-4,0)
3,3 — 3,4
B,2—2,3)
1,2 — 1,3
@,90 — 1,0)
1,2-1,3
A,30)
3,1—3,2
B,6)
а в скобках —
81.	Для большей стабилизации пототса в ко-
кольцевом повороте может быть установлена
рассечка 3 (см. рис. 6-22,7), которая сущест-
существенно не влияет на потери.
Сопротивление кольцевого поворота может
быть уменьшено установкой вблизи внутрен-
внутренних кромок поворота направляющих лопаток
1 (рис. 6-22,//).
82.	Симметричный (двусторонний) поворот
потока на 180° может быть осуществлен
и в плоском канале [6-47]. Плоские симмет-
симметричные (двусторонние) повороты часто при-
применяются, например, в нагревательных печах
с циркулирующим по замкнутому циклу пото-
потоком газа. Коэффициент сопротивления такого
поворота зависит от тех же параметров, что
и при кольцевом повороте (п. 74).
83.	В табл. 6-2 приведены значения ?min,
получаемые при оптимальных геометрических
параметрах плоского поворота на 180° как
при отсутствии, так и наличии рассечки 3 (см.
рис. 6-22,/) в месте слияния (разделения)
потоков. При оптимальных значениях {h/a0)oaT
рассечка несколько уменьшает коэффициент
сопротивления поворота *1. Однако главным
назначением рассечки следует считать ее дей-
действие, стабилизирующее поток. При этом
всегда нужно применять только плоскую
*1 При малых значениях h/a0 рассечка даже
несколько повышает сопротивление поворота.
рассечку, которая при всасывании более за-
заметно снижает сопротивление, чем профили-
профилированная. При нагнетании влияние плоской
и профилированной рассечек практически
одинаково. Сопротивление поворота умень-
уменьшается также при установке на одной из
сторон внутреннего канала обтекателя 2 (см.
рис. 6-22,//). Еще большее снижение со-
сопротивления плоского поворота достигается
в случае применения направляющих лопаток
(см. рис. 6-22,//), устанавливаемых вблизи
внутренних кромок поворота. Минимальные
значения коэффициентов сопротивления по-
поворотов с направляющими лопатками до-
достигаются при заметно меньших отношениях
(h/ao)min, чем без таких лопаток.
84.	Лучшим из исследованных является пло-
плоский поворот с обтекателями и направляю-
направляющими лопатками. При всасывании (h/a0)onT&
«0,45 и (ho/a0)oar2z0,076, а в случае нагнета-
нагнетания (Л/а0)опт = 0,5-0,6 и (АоЮоот = 0,076-
0,175.
85.	Изогнутые гибкие стеклотканевые
воздуховоды, как и прямые воздуховоды
(см. п. 72, параграф 2-1, обладают повы-
повышенным гидравлическим сопротивлением.
Некоторые данные по коэффициентам со-
сопротивления таких отводов, полученные эк-
экспериментально [2-53], приведены на диа-
диаграмме 6-25.
86.	При пневмотранспорте пылевидных ма-
материалов наибольшее сопротивление движению
275

создается в местах изменения направления
потока — в изогнутых каналах (коленах, отво-
отводах и т. п.) [6-69].
Суммарный коэффициент сопротивления
изогнутых каналов при загрузке потока пыле-
пылевидным материалом
F-40)
где ^0 и ^ — коэффициенты сопротивления
изогнутого канала соответственно при отсут-
отсутствии (х = 0) и при наличии (х=1) в потоке
пылевидных материалов; x = mn/mr—коэффи-
mn/mr—коэффициент запыленности (отношение массового
расхода пылевидного материала к массовому
расходу газового потока).
87. При 2,5 • 105 ^ Re < 4,5 • 105 и 20 ^ Fr ^
^ 36 суммарный коэффициент сопротивления
? не зависит ни от числа Рейнольдса Re =
-w0D0/vc , ни от числа Фруда Fr*=wo/y/gD^9
где vc — среднее значение кинематического
коэффициента вязкости газового потока, несу-
несущего пылевидный материал.
Потери давления в потоке с пылевидным
материалом
где р—среднее значение плотности газового
потока, несущего пылевидный .материал.
88. Коэффициент сопротивления изогнутых
каналов при загрузке потока пылевидным
материалом практически не зависит от того,
движется ли транспортирующий поток в гори-
горизонтальной плоскости или изменяет свое
движение с горизонтального на вертикальное
положение и наоборот.
Значения ? не зависят также от размера
частиц пылевидного материала.
89.	Отводы прямоугольного сечения отли-
отличаются от отводов круглого сечения меньшим
местным износом при движении пылевидных
частиц.
Колена с резкими углами поворота и без
направляющих устройств для пневмотранс-
портирующих систем непригодны, так как
в наружных угловых элементах оседает пыль,
периодически возвращающаяся в основной
поток. При этом резко повышается сопротив-
сопротивление и износ системы.
Составные колена в этом случае занимают
промежуточное положение между коленом
с резким поворотом и плавными отводами.
90.	Направляющие лопатки или пластины
в коленах и отводах не только снижают
сопротивление, но уменьшают износ, так как
он распределяется равномерно по этим
устройствам.
При пневмотранспорте материала неболь-
небольшой твердости (например, опилок) в трубах
большого диаметра можно применять состав-
составные колена круглого сечения. При транспорти-
транспортировании материалов, вызывающих большой
износ, в трубах большого диаметра следует
применять колена с направляющими лопат-
лопатками.
276

6-2. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Отвода при Ro/DQ{Ro/bo)<3, 0<5^180°; lo/Dr^l0*1
[6-1, 6-17, 6-31, 6-61, 6-64, 6-77, 6-78, 6-91]
Диаграмма
6-1
1. Гладкие стенки (А = 0) и Re = K'0Z)r/v^2 • 105:
^01
формулы:
см. график а, или приближенно—соответствующие
5°
л,
До 70
0,9 sin 5
90
1,0
Св. 100
0,7 + 0,35 5/90°
Bi=f(R0/D0) или f(R0/b0) см. графики бив, или приближенно
RQ/D0(R0/b0)
в,
0,5-1,0
0,21(КоД)о)-2-5
Св. 10
0,21(i?0/?H)-°-5
C1=f(a0/b0) см. график г (при круглом или квадратном
сечении Сх = 1,0) или приближенно
ао1Ьо
с,
До 4
Св.4
1.115-^
C,rv = 0,0\15bXR0!Dv (здесь и далее 5°)
2. Шероховатые стенки (А>0) и
= A/Z)r) см. таблицы; ArRe=/(Re) см. график д или приближенно
R0/DQ {Rojbo)
0,50-0,55
1 +4400/Re
Св. 0,55 до 0,70
5,45/Re0-131
Св. 0,70
1,3-0,29 In (Re-10)
= /(Re, А) см. диаграммы .2-2—2-6: при
Здесь и далее /0/Dr = 0 означает, что колено (отвод) расположено за плавным коллектором,
a lQIDr>0 означает, что колено находится за прямым участком (проставкой), расположенным
"*а коллектором.
277

Продо.юкение
Отводы при Ro/Do(Ro/bo)<3, 0<5=$180°; /0/?>r^ 10*1
[6-1, 6-17, 6-31, 6-61, 6-64, 6-77, 6-78, 6-91]
Диаграмма
6-1
3. 3103<Re<104:
где А2 см. таблицу (ориентировочно); ?а м определяется так же, как ?м при Re>2 105
R0/D0{R0/b0)
ro/DQ
л2-ю-3
0,50-0,55
0-0,05
4,0
Св.
Св.
0,55-0,70
0,05-0,20
6,0
Св.
Св.
0,70-1,0
0,2-0,5
4,0-2,0
Св.
Св.
1,0-2,0
0,5-1,5
1,0
Св.
Св.
2,0-2,5
1,5-2,0
0,6
Значения кА
0
0-0,001
Св. 0,001
R0/D0{R0/b0)
0,50-0,55
Св. 0,55
Re
3-103-4-104
1,0
1,0
1,0
Св. 4-10*
1,0
1+0,5-103Д
-1,5
3-103—410*
1,0
1,0
1,0
Св. 4-10*-2-105
1,0
К/К»
-2,0
Св. 2 105
1,0
1+Д-103
-2,0
где Хгл см. X технически гладких труб при заданном Re на диаграммах 2-5 и 2-6; кА см. X
шероховатых труб (S>0) при заданных Re и Д на диаграммах 2-2—2-6.
1,2
0,8
О 20 W 60 30 /00 /20 МО /60
5°
Ai
5°
л,
0
0
75
0,90
20
0,31
90
1,00
30
0,45
ПО
1,13
45
0,60
130
1,20
60
0,78
150
1,28
180
1,40
278

Продолжение
Отводы при RoIDQ(Ro/bo)<3, 0<5^180°; lo/Dr^l0*1
[6-1, 6-17, 6-31, 6-61, 6-64, 6-77, 6-78, 6-91]
Диаграмма
6-1
8,
\
\
©
0,5 0,7 0,9 1,1 R0/D0{R0/be)
Ro/Do(Rolbo)
в,
R0/D0{R0/b0)
в.
0,50
I,l8
0,90
0,28
0,60
0,77
1,00
0,21
0,70
0,51
1,25
0,19
0,80
0,37
1,50
0,17
0,18
0,10
0,06
0,02
N
2 3 « 5 7 10
R0/DQ(R0/b0)
в,
R0/D0{R0/b0)
в,
2,0
0,15
20
0,05
4,0
0,11
30
0,04
6,0
0,09
8,0
0,07
10
0,07
>40
0,03
0,8
\
\
\
©
О 2 U 6 ao/bo
1,0
ao/bo
ao/bo
0,25
1,30
3,0
0,85
0,50
1,17
4,0
0,90
0,75
1,09
5,0
0,95
1,0
1,00
6,0
0,98
1,5
0,90
7,0
1,00
2,0
0,85
8,0
1,00
ч
S
/
ц
ч
Чл
У
T
II
Ro/Bo> 0,7
sj
4,
4
ч
4^
4,
4,
/
У
4
4
2 J ¦ 5 S 370
x/0*
utA
• as:
• —
<D
\
«a
у
0,50-
:^.
-o,
2 3
xfO*
©
170
55
ч
Rt
Значения к
Re
R0/D0(R0/b0)
0,5 0,55
> 0,55-0,70
>0,70
R0ID0{Rolb0)
0,5-0,55
>0,55-0,70
>0,70
0,1
1,40
1,67
2,00
0,14
1,33
1,58
1,89
0,2
1,26
1,49
1,77
1,19
1,40
1,64
0,4
1,14
1,34
1,56
Re-10
~5
0,8
1,06
1,21
1,38
1,0
1,04
1,19
1,30
1,4
1,0
1,17
1,15
2,0
1,0
1,14
1,02
3,0
.1,0
1,06
1,0
0,6
1,09
1,26
1,46
4,0
1,0
1,0
1,0
279

Криволинейные трубы и каналы (гладкие), плавно изогнутые
(отводы, змеевики) при /?0/?>г^З с любым углом поворота
l0 [6-3, 6-4, 6-12, 6-24, 6-28, 6-51, 6-79, 6-84]
Диаграмма
6-2
1. Круглое сечение
Ар
pvvo/2
где XK = /(Re, RQ/D0) см. кривые или при круглом
сечении:
при 50<Re
1
при 600<Re
при >400<R= /^
°«175
0,225
0,275
Л*
0,30
0,25
0,20
0,16
0,11
0,10
0,08
0,06
0,05
0,04
0,03
0,02
Ра
/Й
N
ш
1
Отх
ы
и
s
Чд
ч
ч
\
ч,
S
N
\
45
5,0
s^
^^
V
Эмм
0
L^
•ч,
k^
ч
ч^
11
S
•*¦
7-
/
15
2С
/
1
У
С,
}5
,30-50
Rq/O0>50
¦мм,
"См
Мм.
**м,
м«
9м
¦м,
|*М.
MMj
Mj«
>Ма
мм,
1м«
а
«=:
**—
м«,
мн
Мма
И5-
мм.
¦мм,
¦м«,
мая
ММ1
¦мм
MB
ММ
Б.
мм
9м
5=5
¦¦' —
___
--мм.
—мм.
мм.
•мм
»*s
-=
¦мм
ммв
МММ.
¦мм'
«мм
*-м
=:
м«
2»
мм.
ЭМм
Мм
я
мм
ММ
мм
Мм.
ММ
М!
Ма
ЕЕ
мам
иммш
Мама
мм.
— пи
ЕЕ
ESS
BBS
ммшв
МММ
мш
¦м
SSS
«мм
=:
й
SS
ъ
i
8 /Of
2 3 ? 5 6 8W1
' х to3
2 2 4 5 6 8 Re
Значения Хк (график а)
RQID0(R0/b0)
3,0—3,2
3,8—4,0
4,3^4,5
5,0—8,0
10—15
20—25
30—50
>50 '
0,4
0,34
0,30
0.28
0,26
0,24
0,22
0,20
0,18
0,6
0,26
0,23
0,22
0,20
0,18
0,16
0,15
0,135
0,8
0,22
0,19
0,18
0,16
0,15
0,14
0,13
0,105
Re-10
1
0,19
0,17
0,16
0,14
0.13
0,12
0,11
0,09
2
0,12
0,11
0,10
0,09
0,08
0,075
0,070
0,052
4
0,078
0,070
0,065
0,060
0,055
0.048
0,045
0.040
6
0,063
0,060
0,056
0,052
0,043
0,040
0.038
0.035
280

Продолжение
Криволинейные трубы и каналы (гладкие), плавно изогнутые
(отводы, змеевики) при R0/Dr^3 с любым углом поворота
/o/Dr^10 I6-3, 6-4, 6-12, 6-24, 6-28, 6-51, 6-79, 6-84]
Диаграмма
6-2
3,0—3,2
3,8—4,0
4,3—4,5
5,0—8,0
10—15
20—25
30—50
>50
RelO
8
0,058
0,055
0,052
0,049
0,040
0,037
0,035
0,032
10
0,055
0,052
0,049
0,047
0,038
0,035
0,033
0,030
20
0,050
0,047
0,045
0,043
0,034
0,030
0,028
0,025
30
0,048
0,045
0.043
0,042
0,033
0,029
0,027
0,023
50
0,046
0,044
0,041
0,040
0,030
0,027
0,025
0,022
100
0,044
0,042
0,040
0,038
0,028
0,026
0,023
0,020
2. Квадратное сечение
При Rey/ao/BRo)= 100-400 или Re = -
100-400
A.« = 16,5-(Rev/e0/BJJ0))°-3S/Re см. график б;
при Rey/(aJ2Ro)>400 X* см. график б
R0/a0
1,70
3,40
6,85
13,7
0,4
0,272
0,240
0,212
0,188
0,6
0,210
0,180
0,160
0,142
0,8
0,172
0,152
0,136
0,120
Значения
1,0
0,160
0,132
0,116
0,104
1,5
0,140
0,112
0,092
0,080
л., (график о)
RelO":
2,0
0,148
0,112
0,080
0,068
2,5
0,140
0,108
0,072
0,060
>
3
0,136
0,104
0,068
0,056
4
0,132
0,096
0,061
0,048
6
0,120
0,088
0,052
0,044
8
0,112
0,080
0,048
0,040
10
0,108
0,076
0,044
0,038
20
0,092
0,072
0,040
0,034
^ч
Ч^
ч
ч
ч
ч^
ч^
ч]
4 S 8 U
*1Ог
**ч"
ц^Ч
-
¦"*
V
шш
ч.
на
ч
т
ч
Ч^
***
ч^
•а.
^а
в—
*ч^
¦¦в;
^^
X..
^«»
^[
11 2 J 4 6 8 16
:=*
• »^-
**.
•¦¦¦
S9
9to
¦¦¦
0.
)
Ro/Do-pO
em
¦на
¦1
1
5.8
5".
I
Ч 2 Re
281

Продолжение
Криволинейные трубы и каналы (гладкие), плавно изогнутые
(отводы, змеевики) при /?0/Ц.>3 с любым углом поворота
10 [6-3, 6-4, 6-12, 6-24, 6-28, 6-51, 6-79, 6-841
Диаграмма
6-2
3. Прямоугольное сечение
1)	Re= @,5-4-6) • 103 (ламинарный режим)
Хк= [1,97 + 49,1 (?>г/BЛ0))
или \JAa = Re-°A6;
2)	Re = G-^38)-10 3 (турбулентный режим)
\х= [0,316 + 8,65 (i)r/
или X,/^T = Re-°-2S
Отводы; Re = w0ZH/v>2-105[6-22, 6-90]
Диаграмма
6-3
Характеристика отвода и схема
Коэффициент сопротивления ? =
pn-g/2
5 = 30°
wo,Fa
L, мм
1/2"
0,02
30
0,81
0,01
44
0,52
1 1/2"
0,0075
56
0,32
2"
0,0050
66
0,19
5=45°
L, мм
36
0,73
52
0,38
68
0,27
81
0,23
5=90° (угольник)
L, мм
30
2,19
40
1,98
55
1,60
65
1,07
282

Продолжение
Отводы; Re = w0 Do/v ^ 2 ¦ 105 [6-22, 6-90]
Диаграмма
6-3
Характеристика отвода и схема
5=90°; До/А, = 1,36-г 1,67
Коэффициент сопротивления (, =
L, мм
45
1,20
63
0,80
85
0,81
98
0,58
5 = 90°; До/А, = 2 + 2,13
Щ/о
L, мм
55
0,82
85
0,53
116
0,53
140
0,35
L, мм
38
1,23
102
0,70
102
0,65
127
0,58
Отвод; 8 = 90°; складчатый
Do, мм
50
0,25
100
0,30
150
0,33
200
0,37
250
0,42
300
0,45
350
0,50
283

Отводы и колена круглого сечения при больших дозвуковых
скоростях потока [6-74, 6-41]
Диаграмма
6-4
Рср^ср/2
где ?—см. соответствующие диаграммы
шестого раздела при малых скоростях.
1. Колена и отводы малого диаметра
B5 мм), чистые (не ржавые) при Хс < 0,9
и 105<Re<7-105:
где K = wJa^; и'ср = 0,5(и'о + и'1); рср = 0,5х
х (po + Pi); axp—критическая скорость потока
V
1,0
t
А
У
шттттшшшт
.5
7 *'
?
У
1
шттттшт
J
х0 QJ 0,2 QJ ty 0,5 Ц6
2. Обычные отводы и колена
kk = f(Xc) см. график
90
90
90
90
90
90
90
180
180
45
45
45
45
89
89
90
91
180
0,90
0,90
1,34
1,34
0,62
0,62
1,34
1,34
1,34
1,34
1,34
1,20
3,25
2,48
8,36
29,29
15,57
4,80
Значения о
5,84
6,86
6,57
6,76
1,52
2,56
3,40
3,88
5,02
7,34
7,53
3,14
4,45
13,47
9,33
8,24
4,39
4,45
Р
с, и р
А, мкм
Колена
3,17
3,17
3,17
3,17
1,95
1,95
1,95
3,17-:
3,17
3,17
3,17
1,85
15
1,5
15
1,5
120
1,5
15
15
1,5
15
1,5
120
Отводы
3,18
3,17
3,17
3,17
3,17
3,17
2,5
2,5
2,5
2,5
2,5
2,5
Примечание
Стыковая
сварка
То же
»
»
Резьбовое
соединение
То же .
Стыковая
сварка; переход
от колена диа-
диаметром 32 мм
к прямому
участку трубы
диаметром
25 мм
Стыковая
сварка
То же
»
»
Резьбовое
соединение
п/п
1
2
3
4
5
Наименование
Отвод; 5 = 45+90°; RJDO>1
Отвод; 5=45°; R0/D0 = l
Отвод; 5 = 90°; R0/D0 = l
Отвод; 5 = 90°; 0,75 < i?0/?>0 < 1
Колено; 5 = 90°;
rJD0 = Q; rHJD0 = 0-0,5
од
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
0,2
1,0
1,0
1,02
1,03
1,0
0,3
1,0
1,0
1,08
1,10
1,05
0,4
1,0
1,0
1,17
1,19
1,16
0,45
1,0
1,02
1,22
1,24
1,26
0,5
1,0
1,04
1,28
1,30
1,41
0,52
1,0
1,05
1,30
1,32
1,50
0,55
1,0
1,08
1,34
1,35
—
0,60
1,0
1,15
1,40
1,42
284

Отводы, расположенные за центробежными вентиляторами [3-3, 3-4, 3-26]
Диаграмма
6-5
w
pwg/2
Значения ц
Отвод
Прямоугольного по-
поперечного сечения (а)
Круглого сечения
Прямоугольного се-
сечения
с пирамидальным
диффузором (б)
Прямоугольного се-
сечения (а)
Круглого сечения
Прямоугольного се-
сечения
с пирамидальным
диффузором (б)
Угол установки
элемента, °
Лопатки
90—270
90—360
90—360
Лопатки
90—180
270—360
90—360
90—1-80
Режим работы вентилятора
номинальный;
вентилятора загнуты назад
0,6
0,5
0,2
0,2
0,5
0,2
0,3
0,4
0,2
вентилятора загнуты вперед
0,2
0,7
0,3
0,4
0,3
0,5
0,4
0,2
0,3
0,5
0,4
0,2
Тип
вентиля-
вентилятора
Ц4-76
Ц14-46
Примечание. r|B, ri^ax — КПД и максимальный КПД вентилятора соответственно.
285

Колена с острыми кромками в месте поворота (r/bo =
при 5 = 90°; /o/Z)r>0*' [6-36]
Диаграмма
6-6
1. Гладкие стенки (А = 0),
Ар
= w0Dr/v>2-105:
v»
pw20/2
при /0//)г=о-
см. график а:
при lo/DT^l0
Значения
ao/tQ-0,25
/У
/ V
%
©
тттшштттят
¦*- -
	.
¦ -
——
¦ ¦
0,25
1,0
4,0
00
0,6
1,76
1,70
1,46
1,50
0,8
1,43
1,36
1,10
1,04
1,0
1,24
1,15
0,90
0,79
1,2
1,14
1,02
0,81
0,69
1,4
1,09
0,95
0,76
0,63
1,6
1,06
0,90
0,72
0,60
2,0
1,06
0,84
0,66
0,55
ufi 0,8* 1,2 1,6 2,0 by/bo
2. Шероховатые стенки (А>0) и
4
Значения к.
где kA—f(Re и K=A/Dr) см. таблицу;
^Re=/(Re) см. график б или прибли-
приближенно
fcRe«4,06/Re(
°-118
А
0
0—0,001
Св. 0,001
RelO
3—40
1,0
1,0
1,0
Св. 40
1,0
1+,05-103Д
Re •10~4
?Re
1
1,40
1,4
1,33
2
1,26
3
1,19
4
1,14
6
1,09
8
1,06
10
1,04
14
1,0
Св. 20
1,0
?
ч
^^
¦ч,
/ /,* 2 3 *+ 5 6 8 10
х7О*
-*—
--а
1Ш1
штшявт
/ /;* Re
*fOs
*х Здесь и далее /0//)г = 0 означает, что колено (отвод) расположено непосредственно
за плавным коллектором.	'
286

Колена с острыми кромками в месте поворота I —=0 I
\ho )
при 0<8^180°; 10IDT>10 [6-1, 6-17, 6-77, 6-79, 6-81, 6-92]
Диаграмма
6-7
1. Колено без ниши
1) Гладкие стенки (А = 0),
= wo/)r/v^2-105:
Ci=f{ao/bo) см. график а (при круглом и квадратном
сечениях С1 = 1,0), или приближенно
Сх =0,97—0,13 In (aQ/b0);
См = 0,95sin2r+2,05sin4-=/(8) см. график б:
A=f{8) см. график б, или приближенно
Л «0,95+ 33,5/5;
2) Шероховатые стенки (А>0) и
&д и kRe—соответственно в зависимости от K=A/Dr
и Re см. диаграмму 6-6
См
А
0
0
—
20
0,05
2,50
30
0,07
2,22
45
0,17
1,87
60
0,37
1,50
75
0,63
1,28
90
0,99
1,20
НО
1,56
1,20
130
2,16
1,20
150
2,67
1,20
180
3,00
1,20
4—
¦
— —
—' —
B)
7 ао/Ьо
ао/Ьо
Q
0,25
1,10
0,50
1,07
0,75
1,04
1,0
1,00
1,5
0,95
2,0
0,90
3,0
0,83
4,0
0,78
5,0
0,75
6,0
0,72
7,0
0,71
8,0
0,70
U А
''
0,8
\
\
4
A
L /
/
У
/
A
\
©
2. Колено с нишей
см- С Для колена без ниши
7Z0 /SO
287

Колена с закругленными кромками в месте поворота
и расширенным или суженным выходным сечением
lo/DT^ 10 [6-37]
Диаграмма
6-8
?
1. Гладкие стенки (Д = 0) и Re =
Ьсуж — ширина суженного сечения:
ey*
^2-103:
см. график а;
;тр = ( 1+0,0175 — 5 \Х; X см. диаграммы 2-1 и 2-6; при А,^0,02
;тр = 0,02+0,00035Г5г//)г; А,=/E) см. график б;
С\ =/(ао / ^суж = #о / ^о) приближенно см. гра-
график г диаграммы 6-1; A:1 = 2,31g^oj Co —
коэффициент сопротивления колена при
nn-FlIFQ-\fi и 8 = 90°; и>суж—средняя ско-
скорость потока в суженном сечении.
2. Шероховатые стенки (А>0) и
где к. и A:Re см. диаграмму 6-1
Значения
г
ьсуж
0,10
0,15
0,20
0,30
0,40
1,00
0,2
0,20
0,13
0,08
0,06
0,04
0,04
0,5
0,45
0,32
0,20
0,13
0,10
0,09
1,0
0,69
0,57
0,45
0,30
0,25
0,21
1,5
0,78
0,68
0,58
0,45
0,40
0,35
2,0
0,83
0,76
0,67
0,56
0,51
0,47
3,0
0,88
0,83
0,76
0,67
0,64
0,59
4,0
0,91
0,87
0,81
0,74
0,70
0,67
5,0
0,93
0,89
0,85
0,79
0,76
0,73
•—-
А,
5°
А,
0
0
20
0,31
90
1,00
30
0,45
ПО
1,13
45
0,60
130
1,20
60
0,78
150
1,28
75
0,90
180
1,40
20
60 80 WO 120 140 /SO
288

Колена с закругленными кромками в месте поворота
при 0,05 <r/ZH< 0,5 и 0<5<180°; /0/Z)r^10
[6-1, 6-17, 6-31, 6-61; 6-64, 6-77, 6-79, 6-91]
Диаграмма
6-9
1. Гладкие стены (А = 0) и Re = w0Z)r/v>2-105:
где CIM = AlBlCi; CTp = (l+0,01755/7Dr)X; X см. диаграммы
2-1 и 2-6; при X« 0,02 Стр = 0,02 + 0,000358г//)г; Ay=f(b)
и C^/fco/^o) см. диаграмму 6-1; Bl=f(r0/D0) см.
таблицу, или приближенно i?!«0,155 (ro/Do)°-$95.
2. Шероховатые стенки (А>0) и R^lO4
где &д и кце см. диаграмму 6-1
0,8
?
0,1
V
\
\
—¦ 1
о 0,1 0,2 0,3 qt 1~/д„(г/ь0)
ro/Do(r/bo)
в,
0,05
0,87
0,10
0,70
0,20
0,44
0,30
0,31
0,40
0,26
0,50
0,24
0,60
0,22
Колена прямоугольного сечения с различными формами
внутренней и внешней кромок в месте поворота
при 8 = 90°; /0/Д. = 0-2 [6-5, 6-30, 6-37]
Диаграмма
6-10
Характеристика колена
Коэффициент сопротивления ?=г—-
Внутренняя кромка закруглена,
внешняя острая
1. Гладкие стенки (Д = 0) и Re=^-2>2-105
v
где Стр = ( 1 + 1,57^-jX,; A,=/(Re и К) с?л. диаграммы 2-1
и 2-6; при Х-0,02 С,тр = 0,02 + 0,031го/6о; Сх=/{а01Ь0)
см. график г диаграммы 6-1.
2. Шероховатые стенки (А>0) и Re>104:
где Агд и /cRe см. диаграмму 6-1; См^/^о/^о) см- график а
или приближенно ?м л 0,39 (г0 / 60)""Of3 5 2
За
к- 1584
289

Продо.ижение
Колена прямоугольного сечения с различными формами
внутренней и внешней кромок в месте поворота
при 5 = 90°; lo/Dr = 0 + 2 [6-5, 6-30, 6-37]
Диаграмма
6-10
Характеристика колена
Коэффициент сопротивления ? =
0,05
1,10
0,1
0,88
0,2
0,70
0,3
0,56
0,5
0,48
0,7
0,43
1,0
0,40
0,8
\
N
—
о о? q* qs ty г0/ь0
Внутренняя кромка скруглена
(rojbo = l,0), внешняя срезана
см. п. 1 при ?м=0,20
Внутренняя кромка срезана, внешняя
острая
-—то же, что в п. 1, но CM=
см- график б, или
1
0,1
1,10
0,2
0,90
0,3
0,80
0,4
0,69
0,5
0,60
Хм
0,8
0,6
ч
©
Of qz о/
290

Продолжение
Колена прямоугольного сечения с различными формами
внутренней и внешней кромок в месте поворота
при 5 = 90°; /о/?г = 0-2 [6-5, 6-30, 6-37]
Диаграмма
6-10
Характеристика колена
Коэффициент сопротивления ? =
Внутренняя кромка «оформлена»
двумя хордами, внешняя острая
—то же, что в п. 1, но ?м =
Внутренняя и внешняя кромки сре-
срезаны
— то же, что в п. 1, но ?м =
Колено прямое E = 90°) прямоуголь-
прямоугольного сечения с круговым обтека-
обтекателем
a) rJbo^O
—то же, что в п. 1, но
—по графику в
0,1
1,13
0,2
0,88
0,3
0,69
0,4
0,57
0,5
0,55
0,6
0,58
0,7
0,65
V
0,9
0,7
0,5
\
\
V
\
©
0,2 4* W ro/b0
б) ro/6o = 0,45; rt/Z>0 = 0,45
?,—то же, что в п. 1, но ?м =
291

Колена, составленные из отдельных звеньев под различными
углами 5; круглое сечение; lo/Do^ 10 [6-22, 6-71, 6-81]
Диаграмма
6-11
Характеристика колена
Коэффициент сопротивления ?=
5 = 45°; три звена под углом 22,5°
1.	Гладкие стенки (Д = 0) и Re = w0ZH/v>2-105:
где С„ = 0A1; ^p = XlJD0; при Х = 0,02 Стр = 0,02/,//
2.	Шероховатые стенки (Д>0) и	4
ДдДяе см. диаграмму 6-1
5 = 60°; три звена под углом 30°
—то же, что в п. 1, но (;м =
5^=60°, четыре звена под углом 20°
?—то же, что в п. 1, но ?т =2X/It/JD0; при
«0,02 СТР=0,04/К/^0
5 = 90°; три звена под углами 60 и 30°
60* -
—то же, что в п. 1, но ?м =
292

Продолжение
Колена, составленные из отдельных звеньев под различными
углами 5; круглое сечение; lo/Do^ 10 [6-22, 6-71, 6-81]
Диаграмма
6-11
Характеристика колена
Коэффициент сопротивления ?=-
pwg/2
5 = 90°; три звена под углами 45°
соединены сварными швами; Re>
>10105
/H, мм
50
0,80
100
0,60
150
0,45
200
0,38
250
0,32
300
0,30
350
0,30
0,5
ч
\
ч
—--—
ШШшт—шшш
50 100 150 ZOO 250 П0,мм
Колено (составное) круглого сечения при 5 = 90°,
lo/Do> 10 [6-71, 6-68]
Диаграмма
6-12
Характеристика
Из пяти звеньев под
v; vV
/v ГТ
1 1
колена
углом 22,5°
л?-
y^22,S'
1
Коэффициент сопротивления ^ =
1. Гладкие стенки (А = 0) и Re = vv0ZH/v>2-105:
где CM=/(/J-Do)
при i?o/?>osgl,9
а2= -2,257211; f
а5 = 1,464781; аб =
ао = 0,6408985; а,
с3 =-0,5663924 •
а5 = -0,4796866-
при Ro/Do^\0
Стр=К-1)ч/^0;
Стр=0,02 (я,-!)/.
см. график а, или
t = 0
ао = 1,100609; ^ = -0,2413919;
23 = 3,920123; а4=-3,270671;
= -0,2737305; л = 6; при 1,9<RQ/D0<10
= -0,5625683; а2 = 0,2448837;
Ю"l; a4 = 0,7245266-10~2;
10'3; а6 = 0,1279164 Ю; л = 6;
^м = 0,14
X см. диаграммы 2-1 и 2-6; при Хл0,02
/?>0; /г, — число звеньев в колене.
293

Продо.гжение
Колено (составное) круглого сечения при 5 = 90°,
/0//H>10 [6-71, 6-68]
Диаграмма
6-12
Характеристика колена
Коэффициент сопротивления ?г
Др
0,9
0,5
\
\
\
(а)
2. Шероховатые стенки (А>0) и
где кА и кЯе см. диаграмму 6-1
0 1 1 3 Ч 5 S LK/Dg
О 2,5 510 7,5 70,0 /2f Р0/О0
0,2
0,50
0,75
0,4
0,98
0,45
0,6
1,47
0,34
0,8
1,90
0,15
1,0
2,50
0,12
2,0
5,00
0,10
3,0
7,50
0,12
4,0
10,0
0,14
5,0
12,5
0,14
6,0
15,0
0,14
Из четырех звеньев под углом 30е
so'
JO'
С,—то же, что в п. 1, но ?,M=f{lJD0) см. график б, или
по формуле A):
при RQ/DO<7,5 ao = l,110851; ах =-0,6822401;
а2=0,3342034;- аэ=-0,2609621; а4=0,127691;
аъ= -0,3035488• НГ1; а6=0,339646• 1<Г2;
а7==О,144361-1О-3; л=7;
при RO/DO>7,5 С„=0,2
Км
Ц9
0,5
0,3
V
\
\
\
\
G)
О 1 2 3 * 5 lK/Da
It	I	I
3,70 5,55 7,*O S&5 /fe/De
1,10
0,2
0,4
0,37
0,92
0,6
0,75
0,70
0,8
1,12
0,58
1,50
0,40
1,0
2,0
1,85
0,30
3,0
3,70
4,0
5,55
0,100,19
7,46
5,0
6,0
9,25
0,20 0,20
11,0
0,20
Из трех звеньев под углом 45°
С,—то же, что в п. 1, но C,M=f(R0/D0) см. график *, или
по формуле A);
при i?0/?>0<4,5 ao = l,118112; ^ = -0,6977857;
а2= -0,4818015; а3 =0,7030898; а4= -0,2244795;
а5= -0,6968263-10~3; аб = 0,1058802- КГ1;
а7= -0,1241125-Ю; я = 7;
при Ro/D0>4,5 ^M = 0,4
294

Продолжение
Колено (составное) круглого сечения при 5 = 90°,
/0/А>> Ю [6-71, 6-68]
Диаграмма
6-12
Характеристика колена
Коэффициент сопротивления ?г
Ар

pw20/2
If
0,9
0,5
Г
L
Т
^^
(?)
0 1 2 J « 5 1Я/Ла
1 1 1 1 1 ' 1 1
а 1,2
1,10
0,2
0,4
0,24
0,95
0,6
0,48
0,72
0,8
0,72
0,60
0,97
0,42
1,0
2,0
1,20
0,38
3,0
2,40
0,32
4,0
3,60
0,38
4,80
0,41
5,0
6,0
6,0
0,4
7,25
0,41
j;s ч,8 6,0 Ив/в,,
Колена Z-образной формы с острыми кромками
(ro/bo = 0) [6-36, 6-71, 6-68]
Диаграмма
6-13
Характеристика колена
Коэффициент сопротивления ? =
pwl/2
Из двух колен под углом 90°; по-
поворот потока в одной плоскости;
/о/6о = 0ч-2; сечение прямоугольное
По
L_
1. Гладкие стенки (Д = 0) и Re = wobo/v^2-105:
где ?м=/D/*о) см. график а;
; X см. диаграммы 2-1—2-6;
при ^«0,02 значение ^ = 0,02/^/^0; Ci приближенно
см. график а диаграммы 6-5.
295

Продолжение
Колена Z-образной формы с острыми кромками
(ro/bo = Q) [6-36, 6-71, 6-68]
Диаграмма
6-13
Характеристика колена
Коэффициент сопротивления ?s
А/?
I*

/
ЛИ
	_
. ЕГ
/
....tx
/
.. ,,г/
. ,LL
..,,#:
...tj
.,, Ё
Л
я,,
ii
tt--i
n,,iL
Й
к
L T
^ 1
С Л J
'I,
'"'I
2. Шероховатые стенки (Д>0) и
^ и кк& см. диаграмму 6-1;
l'Jb0
0,S US Г
Z 3
5 Sirx/d0
0,4
0,62
0,6
0,90
0,8
1,61
1,0
2,63
1,2
3,61
1,4
4,01
1,6
4,18
1,8
4,22
2,0
4,18
2,4
3,65
2,8
3,30
3,2
3,20
4,0
3,08
5,0
2,92
6,0
2,92
7,0
2,80
9,0
2,70
10
2,45
oo
2,30
Из двух колен под углом 90°; поворот
потока в двух взаимно перпендикуляр-
перпендикулярных плоскостях; /о/6о = 0-н2; сечение
прямоугольное
С,—то же, что в п. 1, но См=
по графику б
Хм
?
2,2
1
/
)
t
N
S
s
1
'"ч
1
1
l'Jb0
0,6 qsr
2 3 U 5 В l'x/ba
о-
1,15
2,4
3,16
0,4
2,40
2,8
3,18
0,6
2,90
3,2
3,15
0,8
3,31
4,0
3,00
1,0
3,44
5,0
2,89
1,2
3,40
6,0
2,78
1,4
3,36
7,0
2,70
1,6
3,28
9,0
2,50
1,8
3,20
10
2,41
2,0
з,п
оо
2,30
296

Продолжение
Колена Z-образной формы с острыми кромками
(го/&о = 0) [6-36, 6-71, 6-68]
Диаграмма
6-13
Характеристика колена
Коэффициент сопротивления ? =
рн'2/2
Из двух колен под углом 30°; поворот
потока в одной плоскости; /0/7?0>10;
сечение круглое
1
5
i
$55 7,40 3,Z5 Rtt/Da
i;— то же, что в п. 1, но C,M=f[R0ID0(lJ Do)] по гра-
графику в или
4
С„ = I at{lJDof,
где о0 = 0,0095; а, =0,22575; а2=-0,1177083;
«3 = 0,02475; а4= -0,1791667-10~2.
Формула справедлива при IJDQ<3; при IJDO~^.
1,0
1,85
0,15
2,0
3,70
0,15
3,0
5,55
0,16
4,0
7,40
0,16
5,0
9,25
0,16
6,0
11,1
0,16
Колена Z-образной формы с закругленными кромками поворота
(г/Дг>0); lo/Dr>l0 [6-32]
Диаграмма
6-14
Характеристика колена
Коэффициент сопротивлении ? =
pvfo/2
Из двух колен под углом 90°; поворот потока
в одной плоскости
?>,=-
4Fft
Пг
WOtFg
На входе профиль скорости стабилизирован-
стабилизированного турбулентного течения;
при Re = ivoZ>/v>104
где %=f{!JDr) см. график a; C,'M=k.kReCM см.
диаграмму 6-1; Стр«E,0/-/1> +IJDJX; X см.
диаграммы 2-1—2-6; при А. «0,02 значение
C 0l/D 002/JD
297

Продо.гжение
Колена Z-образной формы с закругленными кромками поворота
(r/Dr>0); lo/Dr^l0 [6-32]
Диаграмма
6-14
Характеристика колена
Коэффициент сопротивления ? =
При неравномерном профиле скорости
на входе
где кх см. ниже
0,5
г
1
v
г/D0=0,2
r/DL
1
1
1=0,5
шшшмяшаш
тятя—*
(а)
¦¦и -¦
№ профиля скорости
(рис. 6-18)
(при всех lJDr)
0,8
1,05
1,2
1,2
5 6 LK/Dr
Значения Z,
0,2
0,5
0,4
1,20
0,6
1,45
1,0
1,45
0,85
1,5
1,12
0,73
2,0
1,08
0,77
3,0
1,02
0,79
5,0
1,04
0,83
10
1,0
0,90
оо
1,0
1,0
Из двух колен под углом 90°; поворот потока
в двух взаимно перпендикулярных плоскостях
На входе профиль скоростей стабилизирован-
стабилизированного турбулентного течения при Re 3*104:
где С=/D/^г) см. график б; Cm=^a^rcCm
см. диаграмму 6-1; ^ см. п. 1.
При неравномерном профиле скоростей на
входе
Значения кх
№ профиля
скоростей
(рис. 6-18)
r/Do=O,Z'
г/Dо=О,5'
1
2
3
4
1—3
0,85
1,10
1,05
1,15
0,87
1,15
1,13
1,17
0,89
1,20
1,18
1,20
0,94
1,32
1,34
1,26
Значения
r/D0
(Фо)
0,2
0,5
0,4
1,20
0,6
1,0
1,05
0,94
1,5
1,10
0,82
2,0
1,10
0,81
3,0
1,09
0,81
5,0
1,09
0,81
10
1,05
0,85
оо
1,0
1,0
298

Колена П-образной формы A80°) с острыми кромками поворота (г/60 =
прямоугольное сечение; /0/Z?0 = 0~2 [6-36]
Диаграмма
6-15
Коэффициент сопротивления ? =
I. F IFq — Ь Ib = 0 5:
1. Гладкие стенки (А = 0) и Re = ° °^2
где C,M=AlJb0) см. график о; C,TVxX(l+tJb0);
X см. диаграммы 2-1—2-6; при A.ss0,02 значение ?1р =
= 0,02 + 0,02/,/60; Cj ориентировочно см. график а диаграммы
6-7.
2. Шероховатые стенки (А>0)
и Re^lO4:
где Лд и кКе см. диаграмму 6-6.
Значения
0,5
0,73
1,0
2,0
0
7,5
5,8
5,5
6,3
0,2
5,2
3,8
3,5
4,2
0,4
3,6
2,4
2,1
2,7
0,6
3,4
1,9
1,7
2,1
0,8
4,5
2,2
1,9
2,1
1,0
6,0
2,7
2,1
2,2
1,2
6,7
3,3
2,3
2,2
1,4
7,1
3,7
2,4
2,0
1,6
7,8
4,0
2,6
2,0
1,8
7,5
4,3
2,7
1,8
2,0
7,6
4,7
2,7
1,6
—то же, что в п. 1, но CM=
П.
по графику б
Значения С,ы
О,*. 0,8 1,2 1,6 LK/b0
0,5
0,73
1,0
2,0
ljbo
0
7,9
4,5
3,6
3,9
0,2
6,9
3,6
2,5
2,4
0,4
6,1
2,0
1,8
1,5
0,6
5,4
2,5
1,4
1,0
0,8
4,7
2,4
1,3
0,8
1,0
4,3
2,3
1,2
0,7
1,2
4,2
2,3
1,2
0,7
1,4
4,3
2,3
1,3
0,6
1,6
4,4
2,4
1,4
0,6
1,8
4,6
2,6
1,5
0,6
2,0
4,8
2,7
1,6
0,6
2,4
5,3
3,2
2,3
0,7
299

Продолжение
Колена П-образной формы A80°) с острыми кромками поворота (rlbo =
прямоугольное сечение; /о/6о = 0-г2 [6-36]
Диаграмма
6-15
— —
—¦—.
' \
\
— —
0,73
1,2 ГУ6 2,0LK/d0
Км
6
-	^,
ГГ. i
Ьк/Ь0=0,5
1
"—
— —
ьк/ьа
1,0
=2,0
О
¦«¦МММ
О	Of 0,8 1,2 1,6
III. Fl/F0 = bl/b0=\,4:
то же, что в п. I, но ?,M=f(lJb0) по графику в
Значения l,m
0,5
0,73
1,0
2,0
ljbo
0
7,3
3,9
2,3
1,7
0,2
6,6
3,3
2,1
1,4
0,4
6,1
3,0
1,9
1,2
0,6
5.7
2,9
1,8
1,0
0,8
5,4
2,8
1,7
0,9
1,0
5,2
2,8
1,7
0,8
1,2
5,1
2,8
1,8
0,8
1,4
5,0
2,9
1,8
0.7
1,6
4,9
2,9
1,9
0,7
1,8
4,9
3,0
2,0
0,8
2,0
5,0
3,2
2,1
0,8
IV. FJFo^bJbo
то же, что в п. 1, но См=
Значения См
по графику г
bjbo
0,5
0,73
1,0
2,0
Ub0
0
8,4
4,1
2,5
1,2
0,2
7,8
3,9
2,5
1,1
0,4
7,3
3,8
2,4
1,0
0,6
6,8
3,6
2,3
1,0
0,8
6,3
3,5
2,2
0,9
1,0
5,9
3,4
2,1
0,9
1,2
5,6
3,2
2,0
0,8
1,4
5,3
3,1
2,0
0,8
1,6
5,2
3,0
1,9
0,8
1,8
5,0
3,0
1,9
0,9
2,0
4,9
2,9
1,9
0,9
Колена П-образной формы A80°) с закругленными кромками
поворота (r/Z>r>0); FJFo = l,0; lo/Dr>l0 [6-32]
Диаграмма
6-16
Щ/а
На входе профиль скоростей стабилизированного турбулентного течения
при Re = H>0Z)r/v> 104:
где ^f(lJDr) см. график; См = ^д^кеСм
см. диаграмму 6-1; ?тр= E,0r/Dr + lJDT)\;
см. диаграммы 2-1—2-6; при А.%0,02 ?
и неравномерном профиле скорос
k;jvi. дней paiMivitoi z.-i--—x-u, i ijj.nl /\,/>iv,Vw ^ Tp = 0,1 r///r-f,02/K/Z/r
При неравномерном профиле скорости на входе ^HCp = klC>CfslJrC)rv
300

Продолжение
Колена П-образной формы A80°) с закругленными кромками
поворота (r/Z)r>0); Fl/Fo= 1,0; lo/DT^l0 [6-32]
Диаграмма
6-16
I
0,75
0,25
\
V
r/D0^0,5
— ¦—
m» —
mmmmmmmm
m -
шаяшашшл
5 6 LK/Dr
Значения kx
№ профиля
скорости
(рис. 6-18)
1
2
3
4
1—3
0,80
1,15
1,20
1,20
3*4
0,80
1,05
1,15
1.15
Значения С,
r/D0
(r/b0)
0,2
^0,5
0,4
0,93
0,6
0,75
1,0
0,57
0,63
1,5
0,60
0,58
2,0
0,67
0,58
3,0
0,77
0,63
5,0
0,86
0,74
10
0.97
0,85
ос
1,0
1,0
Колена U-образной формы A80°); прямоугольное сечение;
FJFo^lfi; /0/60 = 0-2 [6-36]
Диаграмма
6-17
Коэффициент сопротивления ? =
pw20/2
1. Гладкие стенки (Д = 0) и Re = vvo6o/v^2-105:
где См^Л'х/^о) см. график а; С, я (l,5 + 2ljbo) X; X
см. диаграммы 2-1—2-6; при А.»0,02 значение Стр= 0,03-г-0,04IJb0;
Сх ориентировочно см. график а диаграммы 6-7.
2. Шероховатые стенки (А>0) и R^lO4
tp; kA и ^Re см. диаграмму 6-1;
Значения ?м
2,0 LK/b0
bjbo
0,5
0,75
1,0
2,0
Klbo
0,2
2,6
1,1
1,8
2,1
04
1 3
0,8
1 1
1 9
06
08
0,7
09
1 7
08
07
07
08
1 5
1 0
07
06
08
1 4
1 ?
08
06
07
1 1
1 4
09
06
06
\ 1
1 6
1 0
07
06
1 0
1 8
1 1
07
06
09
70
1 ?
07
05
08
301

Продолжение
Колена U-образной формы A80°); прямоугольное сечение;
FJF0^\fi; /о/6о = 0-2 [6-36]
Диаграмма
6-17
\
ЬК/ЬО = О,5
/
0,75
2,0
Ак/Л,
-
¦ааааваааавааааа
©
¦=:—
0,1 0,6 1ft 1,4	LK/b0
o = bl/bo=\,0:
С —то же, что в п. I, но Z,
графику б
Значения ?м
= f(lJb0) по
bjbo
0,5
0,75
1,0
2,0
Ubo
0,2
4,5
2,5
1,6
1,6
0,4
2,6
1,5
0,9
1,0
0,6
1,9
0,9
0,5
0,8
0,8
1,7
0,7
0,3
0,7
1,0
1,5
0,5
0,3
0,6
1,2
1,3
0,5
0,3
0,5
1.4
1,2
0,4
0,2
0,5
1,6
1,1
0,4
0,2
0,4
1,8
1,0
0,4
0,2
0,4
2,0
0,9
0,3
0,3
0,4
\ bJbo-0,5
V /
^7
0,75
¦*-—,
/
ьх/ьо=г,о
L
-| м,
— i
¦мшима»
ааава
¦вааамав
о,г
у*
Lk/Ьо
С—то же, что в п. 1, но См=/(/к/60) по
графику в
Значения
bJh
0,5
0,75
1,0
2,0
Ubo
0,2
4,2
2,8
1,9
1,2
04
3 1
1 8
1 3
0,9
06
?5
1 4
09
0,8
08
??
1 1
07
0,7
1 0
?0
09
05
0,6
1 ?
1 9
0,8
04
0,5
1 4
1 9
0,8
04
0,4
1 6
1 8
0,7
01
0,4
1 8
1 8
0,7
0?
0,4
?0
1 8
0,7
0,2
0,4
Z,—то же, что в п. 1, но ?,M=f(lJb0) по
графику г
1,5
0,5
д
	,
Ьк/Ь0=0,5
7
0,7!
— —
©
fbK/bo=l,0
— -
«¦¦шв*
0,1 0,6 1,0
1,8 Ск/Ьо
bjbo
0,5
0,75
1,0
2,0
Значения <
зм
Ubo
0,2
6,0
2,9
2,0
1.0
0,4
3,5
"> 1
1,6
09
0,6
2,8
1 7
1,2
08
0,8
2,5
1 5
1,0
07
1,0
2,4
1 3
0,9
07
1,2
2,3
\,2
0,8
0,7
1,4
2,2
1,1
0,8
0,7
1,6
2,1
1,0
0,8
0,8
1,8
2,1
1,0
0,9
0,9
2,0
2,0
0,9
0,9
0,9
302

Отводы (сопряженные) при различных 8;
/o/Dr>10 [6-8—6-10, 6-26]
Диаграмма
6-18
l.R0/Do>l,0
S-образной формы (типа «ут- где ?'м см. С,м одиночного отвода на диаграммах 6-1 и 6-2;
ка»); поток в одной плоскости	,/'.	\
R
см. диаграммы 2-1—2-6;
/
/	R
при Х«0,02 С =0,02—+0,0007—5;
= f\ —) см. табл. 1 и график а (верен при Re^2
\D
А
1,0
I/
(A
у
$=120'
I
У
SO
I
75
i
60
г
*—
/
----
(a)
6 8 W tl /4 /S /8 20
1. Значения А
5°
15
30
45
60
75
90
120
	—
0
0,20
0,40
0,60
1,05
1,50
1,70
1,78
1
0,42
0,65
1,06
1,38
1,58
1,67
1,64
2
0,60
0,88
1,20
1,37
1,46
1,40
1,48
3
0,78
1,16
1,23
1,28
1,30
1,37
1,55
•
¦4
0,94
1,20
1,20
1,15
1,27
1,38
1,62
6
1,16
1,18
1,08
1,06
1,30
1,47
1,70
I
8
1,20
1,12
1,03
1,16
1,37
1,55
1,75
JI>r
10
1,15
1,06
1,08
1,30
1,47
1,63
1,82
12
1,08
1,06
1,17
1,42
1,57
1,70
1,88
14
1,05
1,15
1,30
1,54
1,68
1,76
1,90
16
1,02
1,28
1,42
1,66
1,75
1,82
1,92
18
1,0
1,40
1,55
1,76
1,80
1,88
1,95
20
1,10
1,50
1,65
1,85
1,88
1,92
1,97
25
1,25
1,70
1,80
1,95
1,97
1,98
1,99
40—50
2,0
2,0
2,0
2,0
2,0
2,0
2,0
303

Продолжение
Отводы (сопряженные) при различных 5;
/o/Z>r^10 [6-8—6-10, 6-26]
Диаграмма
6-18
А
2,6
2,2
2,0
\
2
/
®
О 2
В 8 10 12
2. Ro/Do = 0,& (круглое сечение)
С=лсм+С1Р,
где См = /E) см- табл. 2; A=f(lx/D0) см. табл. 2 и
график б или С = 3,5Ц'25- C-Ci'5)(X/./ZH)°-34« +
+? A)
Р
СМ. П. 1
2. Значения
№ кривой
1
2
5°
45
90
См
0,23
0,35
0
2,39
2,66
5
2,26
2,20
10
2,13
2,11
15
2,00
2,02
3. 8 = 90° (прямоугольное сечение)
?м = /G?0/&0, Ь0/а0) см. табл. 3; A~f{lJDr) см. табл. 3 и график в или формулу A)
(вместо Do берется Dr); ?тр см. п. 1
?
2,8
2,0
\
N
/
—
2
/
J
/
®
3. Значения А
0 2 * 6 8 ГО 12 П ISLk/Вг
№ кри-
кривой
1
2
3
Rolbo
0,75
0,70
0,60
*0
«0
1,25
1,0
1,0
См .
0,75
0,52
0,45
0
2,87
2,98
3,20
6
2,60
2,50
2,33
12
2,33
2,11
2,26
18
2,00
2,11
1,93
304

Отводы (сопряженные) S-образной формы, пространственные
(ноток в двух взаимно перпендикулярных плоскостях)
[6-8—6-10, 6-26]
Диаграмма
6-19
1. Ro/Do> 1,0:
где ?'м см. См одиночного отвода на диаграммах
6-1 и 6-2;
X—см. диаграммы 2-1—2-6; при А. «0,02
C = 0,02/K/?>r + 0,0007o R0/Dr; A=f(lJDr) no табл. 1
и графику а (верен при	4
1. Значения А
— —'
/$ = 60'
,——-
@
/2 tS 20...
8°
60
90
0
2,0
2,0
1
1,90
1,80
2
1,50
1,60
3
1,35
1,55
4
1,3.0
1,55
6
1,20
1,65
8
1,25
1,80
10
1,50
1,90
12
1,63
1,93
14
1,73
1,98
20
1,85
2,0
25
1,95
2,0
40
2,0
2,0
2. Ro/Do = 0,& (круглое сечение)
где (;м=/E) см. табл. 2; A=f(lK/D0) см. табл. 2 и график 5, или
С^ЗД)^25 — 3,3(?m5+2jD0/4)
С™ см. п. 1
А
2,2
2,0
>,*
— 1-
wam—m
—i —
2
_i_
¦¦¦¦¦¦¦
@
Ч
2 М 6 8 10 12 1К/ВО
A)
№ кри-
кривой
1
2
Ь"
45
90
2.
См
0,23
0,35
Значения А
0
2,09
2,28
5
2,04
2,23
10
1,95
2,20
15
2,0
2,03
3. 5 = 90° (прямоугольное сечение)
^u-f{Rolb0,b0/a0) см. табл. 3; A-f{lJDr) см. табл. 3 и график в или формулу A) (вместо
Do берется Z)r); ?тр см. п. 1
А |	,	, , , , , , "	,	3. Значения А
2,0
ч
-^—
N
3
2
©
/^кри-
/^кривой
О 2
В 8 Ю 11 14- 161К/ВГ
2
3
0,75
0,70
0,60
1,25
1,0
1,0
С
0,75
0,52
0,45
0
2.33
2,50
2,67
2,21
2,27
2,34
12
2,11
2,11
2,20
18
2,06
2,11
2,06
_1_
305

Отводы (сопряженные обводы) U-образной формы в одной
плоскости; /o/Z)r^10 [6-8—6-10, 6-26]
Диаграмма
6-20
U-образной формы в одной пло-
плоскости; плавные (Ro/Do^ 1,0);
0518°
1.
где С,'м см.
Ар
одиночного отвода на диаграммах 6-1 и 6-2;
А. см. диаграммы 2-1—2-6; при X «0,02
/	R
^-+0,0007-
/	R
= 0,02^-+0,0007-^5; A=f{lJDt) см. табл. 1 и гра-
график а.
——-
/2 «"
1. Значения
5°
60
90
/./Яг
0
1,50
1,37
1
1,15
0,95
2
1,05
1,10
3
1,10
1,25
4
1,20
1,35
6
1,30
1,45
8
1,35
1,45
10
1,46
1,45
12
1,57
1,50
14
1,73
1,60
20
1,85
1,70
25
1,95
1,90
40—50
2,0
2,0.
2. i?o/i)o=0,8 (круглое сечение)
где С„=/(б) см. табл.2; A=f(lJD0) см. табл.2
и график б или
C=l,2CM+l,87(CS-5 + 2i?o7/«)R/^o)CS-25+CTp. A)
Стр СМ. П. 1
',*
1
/
г
—
^7 2 * 6- 8 W 12 LK/D0
2. Значения А
№ кривой
/
2
5°
45
90
См
0,23
0,35
/,/А> !
0
1,30
1,29
5
1,61
1,49
10
2,0
1,77
15-'!
2,0
2,0
306

Продолжение
Отводы (сопряженные обводы) U-образной формы в одной
плоскости; lo/Dr^l0 [6-8—6-10, 6-26]
Диаграмма
6-20
-4
',*
а
. 1 ¦
/
'А
г
j
(?)
о г
б 8- to и
3. 8 = 90° (прямоугольное сечение)
lbo,bQlao) см. табл.3; A=f(lJDr) см.
табл. 3 и график в или формулу A) (вместо Do
берется Dr);
Стр см. п. 1
3. Значения А
№ кри-
кривой
/
2
3
0,75
0,70
0,60
Ь01а0
1,25
1,0
1,0
0,75
0,52
0,45
0
1,20
1,35
1,20
6
1,67
1,73
1,45
12
1,78
1,83
1,80
18
2,0
1,93
2,0
Отводы (сопряженные, воротообразные), обводы;
lo/Dr>\0 [6-26]
Диаграмма
6-21
Строенные в
одной плоскости
1. 0<8<180°, Ro/Do^\,0 (схема 1)
rP (ориентировочно),
где ^ определяется, как ?, по п. 1 диаграммы 6-18;
^ = X/i/Z)r; X см. диаграммы 2-1—2-6;
при Х«0,02 ?;р =
2. 0<5<180°, Ro/Do^ 1,0 (схема 2);
{, = —5— = Ci+C2+Stp (ориентировочно), где C)l—как С, по п. 1 диаграммы 6-18; С,2 — как
С по п. 1 диаграммы 6-19; С,'тр см. п. 1
3.	8 = 90°, i?0/D0 = 0,8 (круглое сечение; схема 1);
С=1,55 + СТР,
где ^ = Л.B/к/Z>0-h/к/^Оо + 5,04); при А.«0,02 ?тр = 0,1 +
4.	5 = 90°, Яо /^о = 0,6 (квадратное сечение; схема 1);
Строенные в
пространстве
307

Отводы, обводы и колена (сопряженные), 3 х 90° и 4 х 90° прямоугольного
сечения, ао/Ь0 = 0,5; lo/bo > 10 [6-8 — 6-10, 6-88 ]
Диаграмма
6-22
1. Отводы (Ro/bo = 0,15)
а-о
1. Гладкие стенки (Л = 0) и Re = ^-^4-105:
2. Шероховатые стенки (А>0) и 104<Re<4-10
где A=f(ljbo) см. график а;
''.1 '«
X см. диаграммы 2-1—2-6; при
^«0,02(^+^1+0,07;
кА см. диаграмму 6-1; ?Re=/(Re) см. график
/7/7L
\
v—
— —
©
Ubo
А
0
1,63
1
1,53
2
1,16
3
1,07
4
1,03
5
1,0
3. Обвод пространственный (круто-
(крутоизогнутый)
Без направляющих лопаток:
направление потока а—а
2
Г 14л
а
б
W
a b
направление потока Ъ—Ъ
5 = 8,7**;
с направляющими лопатками
C = 0,4fcRe.
Здесь &Re см. график б
308

Продолжение
Отводы, обводы и колена (сопряженные), 3 х 90° и 4 х 90° прямоугольного
сечения, ао/6о = 0,5; /о/6о>10 [6-8 — 6-10, 6-88]
Диаграмма
6-22
4. Обвод пространственный (круто-
(крутоизогнутый)
Без направляющих лопаток:
направление потока а — а
направление потока Ъ — Ъ
с направляющими лопатками
Здесь кЯе см. график б
2,0
\
ч
S
V
s
\
V
ч
1 р 2 J * 5 S 810
Х/О*
\
ч
ч
0
/ ^ 2 3 U Re
*fOs
Re-IO
I
2,20
1,4
2,03
2
1,88
3
1,69
4
1,56
6
1,34
8
1,14
10
1,02
14
0,89
20
0,80
30
0,83
40
1,0
5. Колена при r/bo~0 без лопаток
C=/(Re) см. таблицу и график в
6. Колена при r/bo = 0,25 с направляющими
лопатками
?=/(Re) см. таблицу и график г
_*Ч^
309

Продолжение
Отводы, обводы и колена (сопряженные), 3 х 90° и 4 х 90° прямоугольного
сечения, ао//>о = 0,5; /0/60^10 [6-8 — 6-10, 6-88]
Диаграмма
6-22
Значения
Схема
5 (график в)
6 (график г)
Re-lO'4
2
9,70
1,0
3
9,70
1,0
4
9,55
0,77
6
9,00
0,61
10
9,25
0,53
20
8,75
0,46
40
8,75
0,38
——
5S
¦¦
mt
¦¦
наш
«¦¦¦
OS
Z 3 4 5 6 8 W
xfO*
-
/ Z 3 fie
. *10s
Ц5
\
ч
2 s * s s am
X/0+
0
/ Z 3 fie
*tOs
Обводы 4x90° (крутоизогнутые) прямоугольного сечения при
ао1Ьо = 0,5; lo/bo> 10 [6-88]
Диаграмма
6-23
Характеристика обвода
^==^2=?3=^4==()
^0 ^0 ^0 ^0
Тх Тг Г-х Га
t>o bQ bQ b0
Схема
Коэффициенты
сопротивления
Ар
6,Пк{е
6,38fcL
310

Продо.гжение
Обводы 4x90° (крутоизогнутые) прямоугольного сечения при
ао/Ьо = 0,5; 10/Ь0> 10 [6-88]
Диаграмма
6-23
Характеристика обвода
Схема
Коэффициенты
сопротивления
А
г-
^.=^-=0,07; ?=?=<
b0 bo	bo b0
_	 и, — u
?0 b0	bQ
5- —-1 5
b0
Щ/а
^=0,25; ^=0; Jt-1.5
с направляющими лопатками в коленах № 1 и
№ 4*1
rz r2
ft гг
0 0	0	0
с направляющими лопатками в коленах № 1 и
N9 2*1
0,60A:kVe
b0 b0 b0 b0
с направляющими лопатками во всех коленах4
*1 Расположение и построение лопаток см. пп. 64—72.
Не
к1к\
kZ
1
1,28
1,40
1,86

2
1,15
1,26
1,60
2,65
3
1,10
1,19
1,46
2,20
4
1,06
1,14
1,37
1,95
Re-
6
1,04
1,09
1,24
1,65
10
8
1,02
1,06
1,15
1,52
10
1,01
1,04
1,10
1,40
20
1,0
1,0
1,0
1,23
30
1,0
1,0
1,0
1,11
>60
1,0
• 1,0
1,0
1,0
311

Продолжение
Обводы 4x90° (крутоизогнутые) прямоугольного сечения при
ао/Ьо=0,5; /0/60>Ю [6-88]
Диаграмма
6-23
*е
2fi
Ц
V
V
10
¦s;
'ч
s
ч
ч
ч
S
ч
\
i
\
\
\
/К ж
¦^
ц-ч
\
\
>
*?е
>
s
ч
\
ч
'ЛRe
\
ч
——
«Hi
х fO*
s
ч
ч
s
«*¦
to
\
*ч
а
ч
ч
i
t
•ч,
J
*tos
ч
к
5 i
Re
Колена (сопряженные) из оцинкованной жести при Ro/Do = \y0; Z)o = 100 мм
и гофрированные при i?o/Do = 0,7; Z>0 = 100 мм;
1,5 • 105;
[6-58]
Диаграмма
6-24
Характеристика колена
Колено; 5'= 45°
Схема
Коэффищхент
сопротивления
0,60
312

Продолжение
(Солена (сопряженные) из оцинкованной жести при i?o/Z)o=l,0; Z>0 = 100 мм
и гофрированные при /?o/Z)o = 0,7; Z)o=100 мм;
Диаграмма
6-24
Характеристика колена
Схема
Коэффициент
сопротивления
Ар
Колено; 5 = 90°
щ,Ъ
0,92
Утка; 28 = 2x90°
2,16
Утка (поворот в двух плоскостях);
5
1,50
У пса (поворот в двух плоскостях); 25 = 2x90°
1,60
313

Продолжение
Колена (сопряженные) из оцинкованной жести при JRo/Z)o = l,0; D0 = 100 мм
и гофрированные при /?o/Do = 0,7; Do=100 мм;
; lo/Do>\0 [6-58]
Диаграмма
6-24
Характеристика колена
Схема
Коэффициент
сопротивления
Обход; 45'=4х45°
2,65
Колено; 5'= 45°
0,53
Колено; 28' = 2х45°
0,82
Колено; 5 = 90°
1,33
Утка; 25' = 2x45°
Щ,?о
3/i6D0
1,00
314

Продолжение
Долена (сопряженные) из оцинкованной жести при Ro/Do = 1,0; Z)o = 1 00 мм
и гофрированные при Ro/Do = 0J; Do = \00 мм;
Re=^2^iM-105; lQ/Do^\0 [6-58]
Диаграмма
6-24
Характеристика колена
Утка; 25 = 2x90°
Схема
Коэффициент
сопротивления
Ар
5
3,30
Утка (поворот в двух плоскостях); 8 + 8' = 90° + 45°
1,93
Утка (поворот в двух плоскостях); 8 = 2 х 90°
2,56
Обход; 48'=4х45°
2,38
315

Отводы гибкие стеклотканевые со складчатыми
поверхностями; Re ^ 105 [2-53 ]
Диаграмма
6-25
Ар
Y —
где С„ см. таблицы; Стр = X (/„/?„ +0,03 5 Ло/?);
= 0,052A0?»о)од/°о@,05*H-2; 6 —ширина ленты, нави-
ваемой на проволочный каркас стеклотканевой трубы,
мм (см. п. 72, параграф 2-1); Do—диаметр трубы,
м; ии — число изгибов
Значения ?м при RJD0—\,5 (схема а)
Do, м
0,100
0,155
0,193
0,250
5°
30
0,69
0,43
0,26
45
1,18
1,07
0,50
0,39
60
1,48
0,73
0,41
90
1,78
1,30
0,86
0,73
При Z)o<0,3* м ?
где я = 3,88; с = 7,8 м'1;
Значения
при
—c/H)sin5,
3 ?м«0,4
при 5 = 90° (числитель) н 5=45° (знаменатель)
(схема а)
Do, м
0,100
0,155
0,193
0,250
0,75
2,28
1,25
1,30
1,12
1,12
0,90
0,44
1,5
1,78
1,18
1,30
1,07
0,86
0,73
0,39
3,0
1,70
1,04
1,18
1,05
0,52
0,25
*)
Значения С„ при Ro/Do = 1,5 и 5=90°
Схема отвода
В одной плоскости:
а
б
Пространственная:
в
В одной плоскости:
г
д
е
Число изгибов л„
1
2
2
2
3
4
Do, м
0,100
1,78
3,55
3,11
5,06
6,03
0,193
0,73
1,29
1,40
1,33
1,89
2,40
XCm=o,<K?m
1
316

Колена и отводы E = 90°) прямоугольного сечения
с направляющими лопатками*1 [6-5, 6-15]
Диаграмма
6-26
I. Колено	(>o=:ri:=r;
t ssry/2) с профилиро-
профилированными направляющи-
направляющими лопатками
= 2-105;
5;
где ?м=/(г/60) см. график а; Стр=A + 1,57г/60)А,; А, см. диаграм-
диаграммы 2-1—2-6; при Х*0,02 Стр = 0,02 + 0,03 lr/60; ?Re()
ориентировочно см. график б или формулу
Нормальное число лопаток
«норм = 2,13 (г/Ь0) ~1 -1 = 2,13S/tt -1.
Сокращенное число лопаток
Минимальное число лопаток
Значения
Число лопаток (см. график а)
Нормальное (кривая 1)
Сокращенное (кривая 2)
Минимальное (кривая 3)
г/Ь0
0
0,33
0,33
0,45
, 0,1
0,23
0,23
0,33
0,2
0,17
0,15
0,27
0,3
0,16
0,11
0,22
0,4
0,17
0,13
0,17
0,5
0,22
0,19
0,15
0,6
0,31
0,30
0,17
Re-10"*
3
2,10
4
1,80
5
1,60
6
1,50
8
1,35
10
1,23
14
U2
20
1,0
30
0,90
^60
0,80
0,1
\
\
ч
1—.
©
О 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 r/bg
2,0
1,3
I*
0,8
Г
V
\
\
\
3 15 6 8
101 1,4 2 J 4
0
У
Ifeto
Re
*1
Расположение и построение лопаток см. пп. 64 — 72.
317

Колена и отводы E = 90°) прямоугольного сечения
с направляющими лопатками*1 [6-5, 6-15]
Продо.гжение
Диаграмма
6-26
2. То же, что по п. 1, но направляющие
лопатки тонкие при
ФХ =90 + 95°
С—то же, что п. 1, но См=/(г/&0) по
графику в или по формулам
1м
0,5
qj
qz
\
ч
^?
J
2
©
"———1
0,05 0,10
0,20 qZ5r/b0
Значения С,м
Число лопаток
(см. график в)
Нормальное (кривая 1)
Сокращенное (кривая 2)
Минимальное (кривая 3)
Фо
0
0,42
0,42
0,57
0,05
0,35
.0,35
0,48
0,10
0,30
0,30
0,43
0,15
0,26
0,24
0,39
0,20
0,23
0,20
0,35
0,25
0,21
0,17
0,31
0,30
0,20
0,14
0,28
См
1/(8,39г/60+2,58)
0,4 • 0,037 г/ьо
1/E,43г/60 + 1,85)
*1 Расположение и построение лопаток см. пп. 64—72.
Отводы E = 90°) с концентрическими направляющими
лопатками [6-46, 6-68 ]
Диаграмма
6-27
1. Отвод прямоугольного сечения (ro/bo = R0/b0~Q,5) с лопатками
при Re=105
Re=10
при
где ?м«@,4бЛо/6о-0,04)^л см. график а;
на диаграмме 6-1; С^-1957ХR0/bQ; X см.
^л см. С без лопаток
диаграммы 2-1—2-0.
др	; ^90/Q	р
При А. = 0,02 значение i;Tp = 0,03i?0/*0; fcRe — ориентировочно см.
график д диаграммы 6-1. Расстояние между лопатками
318

Продо.гжение
Отводы E = 90°) с концентрическими направляющими
лопатками [6-46, 6-68 J
Диаграмма
6-27
Ro/bo
0,5
0,24
0,6
0,15
0,7
0,12
0,8
0,10
0,9
0,09
1,0
0,08
1,1
0,07
1,3
0,06
1,5
0,07
I»
0,2*
0,20
0,16
0,12
0,08
I
\
\
ч
——-
©
2. Отвод круглого сечения с лопатками
"pW/2
Ар
=/(Re, R0/b0) см. график б;
:/(ri/^o> &е) см- график в
0,5 0,7 0,9 1,1 1,3
Значения С, при различных
I (одна лопатка)
I (две лопатки)
1,8 (одна лопатка)
3
0,32
0,31
0,30
4
0,30
0,29
0,27
6
0,29
0,28
0,24
Re-
8
0,25
0,24
0,23
10
10
0,24
0,23
0,22
15
0,23
0,21
0,20
20
0,22
0,20
0,20
30
0,20
0,20
0,19
0,30
0,25
0,20
2
k
3
1
**•
—
5 6 7 8 10 '/* . 20 Z5ReW~s
4
ар
RC=5-1O*
/ R6=T-f0s
f / Re=2-Ws
Ik
0,1 O,? 0,6 0,8 r,/ut
Значения С, при Ro/bo=0,75 и одной лопатке ('=1)
Re-10
5
10
20
rjbo
0
0,60
0,54
0,48
0,1
0,42
0,34
0,29
0,2
0,35
0,29
0,26
0,3
0,31
0,27
0,23
0,4
0,32
0,28
0,24
0,5
0,35
0,30
0,26
0,6
0,39
0,35
0,30
0,7
0,44
0,39
0,35
0,8
0,49
0,44
0,39
0,9
0,55
0,49
0,43
1,0
0,60
0,54
0,48
319

Колена прямоугольного сечения при 5 = 90°
и с тонкими направляющими лопатками*1 (ф1=95°) [6-5, 6-15]
Диаграмма
6-28
jNb по
пор.
Характеристика колена
Схема
Коэффициент сопротивления
Внутренняя кромка на по-
повороте острая (tx = 0);
а=45°; нормальное число
лопаток
S
То же, что в п. 1, но ос = 5О°
То же, что в п. 1, но сокра-
сокращенное (наивыгоднейшее)
число лопаток:
/,
То же, что в п. 1, но внут-
внутренняя кромка на повороте
срезана (t1 =
Колено с расширением
а«53°; нормальное число
лопаток
_ s
То же, что в п. 5, но сокра-
сокращенное (минимальное) чис-
число лопаток
^Re
2-1—2-6
*2; при X «0,02
e; X см. диаграммы
при Х«0,02 С, «0,42 A:Re
; при
4 при Х«
,28X; при Х«0,02
при Х«0,02
*1 Расположение лопаток см. пп. 64—72.
*2 ЛКе ориентировочно см. диаграмму 6-26.
320

Колена (плавные) прямоугольного сечения при 5 = 90° и с расчетными
тонкими направляющими лопатками [6-50]
Диаграмма
6-29
тгт
. TT = 0,5:f = 0,2;
число лопаток (наивыгод-
(наивыгоднейшее) лнаив=П
Ар
где (;тр = A + 1,57г/60)Х; X см. диаграммы 2-1—2-6; при А.«0,02
?тр = 0,02 +0,03 lr/60; &Re=/(Re) см. диаграмму 6-26 (ориентиро-
(ориентировочно); ?м=/(9) см. график а
С„
106
0,52
108
0,46
ПО
0,43
112
0,42
114
0,44
116
0,48
118
0,52
Км
0,5
«¦
ч
10* 106 108 110 112 11* 116 0°
2. ?-1; f=0,2;
число лопаток (наивыгод-
(наивыгоднейшее) лнаив = 5
ГоЛ
3. FJF0 = 2; rQ = rx=r:
a)r/feo = 0,2; ф1»154°;
= 0,5; ф1«138°;
в)г/6о=1,0; Ф1=90о;
С — то же, что по п. 1,
но ?м=/(9) см. график в
—то же, что по п. 1, но См=/(в) см. график б
8°
С„
82
0,50
84
0,30
86
0,22
88
0,17
90
0,14
92
0,12
94
0,11
96
0,12
98
0,14
Хм
0,2
\
\
>
©
	'
80 8* 88 92
Значения ?м
96 в°
Кривая
/
2
3
6°
68
0,39
0,32
0,40
70
0,36
0,29
0,26
72
0,34
0,27
0,21
74
0,33
0,26
0,21
76
0,34
0,26
0,25
78
0,37
0,25
0,32
80
0,40
0,25
0,52
82
0,44
0,25
0,67
?
0,5
ЦТ
0,1
	-
А
г
мни
9
А
1
2
шшввшшшш
S8 70 7Z 7f 78 80 в°
I l Зак. 1584
321

Колена круглого сечения при 6 = 90°
и с профилированными направляющими лопатками4'1 [6-15]
Диаграмма
6-30
Характеристика колена
Схема
Коэффициент сопротивления
Плавный поворот
(r/D0 = 0,18); нормальное
число лопаток
C = 0,23JfcRe+l,28A.;
при X = 0,02 ?«0,26A:Re; X см.
диаграммы 2-1—2-6
Плавный поворот
(r/D0 з= 0,18); сокращен-
сокращенное число лопаток
лопатки установлены по
арифметической про-
прогрессии при
при
^0,02 C-0,
Срезанные кромки на
повороте (tx/D0 = 0,25);
нормальное число лопа-
гок
при
Срезанные кромки на
повороте (tJD0 =s 0,25);
сокращенное число ло-
лопаток n^lDo/tx; лопат-
лопатки установлены по
арифметической про-
прогрессии при
при А. «0,02 i;«0,26/:Re
Срезанные кромки на
повороте (tx/D0 = 0,25);
сокращенное число ло-
лопаток (вынуты 1-я и 3-я
лопатки от внешней
стенки)
= 0,21*^+1,2831;
при
*х Расположение и построение лопаток см. пп. 64—72;kRe ориентировочно см. диаграмму
6-26.
322

Пространственный (кольцевой) поворот на 180° (при всасывании);
RJDt = 0,2 -г 0,5; Re = w0D0/v^ 4 • 104 [6-19]
Диаграмма
6-31
А. Скругленные кромки на повороте
(r/Do>0):
=/ Иг-. тг> пп см. гра-
фик а;
Значения
0,05
0,10
0,20
0,75
1,08
2,05
0,76
1,06
2,07
0,80
1,07
2,10
h/D0
0,10
5,80
4,70
3,45
4,10
3,30
2,20
2,70
1,40
0,50
0,15
2,90
2,60
1,50
1,40
1,12
0,60
1,05
0,50
0,23
0,20
1,90
1,35
1,00
0,98
0,42
0,40
0,80
0,33
0,20
0,25
2,40
1,10
0,73
1,17
0,40
0,30
0,70
0,32
0,18
0,30
2,80
1,08
0,60
1,33
0,47
0,22
0,80
0,40
0,16
0,40
3,00
1,30
0,50
1.60
0,90
0,23
1,03
0,68
0,16
0,50
3,25
1,77
0,50
1,80
1,10
0,35
1,26
0,90
0,18
0,60
3,55
1,80
0,70
2,00
1,17
0,52
1,43
1,00
0,28
0,70
4,00
1,73
1,20
2,15
1,20
0,66
1,58
1,06
0,43
0,80
2,80
1,66
1,37
2,20
1,25
0,75
1,72
1,08
0,55
0,90
2,10
1,55
1,37
1,20
1,43
0,77
1,84
1,00
0,58
1,0
1,95
1,48
1,30
1,00
0,90
0,75
1,90
1,00
0,53
1,20
1,90
1,33
0,80
0,96
0,60
0,63
1,55
1,05
0,45
1,40
1,95
1,23
0,60
0,48
0,60
0,46
1,27
0,90
0,32
1,60
2,00
1,30
0,55
1,03
0,60
0,40
1,15
0,55
0,27
1,80
2,03
1,30
0,55
1,07
0,60
0,40
1,15
0,53
0,26
2,0
2,05
1,30
0,55
1,10
0,60
0,40
1,25
0,55
0,25
323

Продо.ижение
Пространственный (кольцевой) поворот на 180° (при всасывании);
/?о/?> 1=0,2-4-0,5; Re = w0Z>0/v5=4-104 [6-19]
Диаграмма
6-31
Б. Утолщенные кромки на повороте без скругления (r/Z>0 = 0); С, см. графики б—г
qj ^s 0,7 о}з р r,j r,s
q/ o,s qs tp qs 1,1 ij r,s 1,7 h/o0
qr qj 0,5 0,7 qs p r,J f,s t}7 b<,/D0
324

Продолжение
Пространственный (кольцевой) поворот на 180° (при всасывании);
R0IDl =0,2-г-0,5: Re =
• 104 [6-19]
Диаграмма
6-31
Значения
5/А>
0,10
0,20
0,40
0,75
1,08
?05
0 76
1 06
2,07
0 80
1,07
7 10
h/D0
0,10
8,70
4,20
8,26
5,75
4,40
8,26
3,90
2,00
0,15
3,90
3 90
??0
3 00
1 60
0,75
?40
2,00
0 60
0,20
2,20
1 75
0 80
1 50
0 80
0,60
1 ?5
0,70
0 43
0,25
1,70
1 ?0
0 6?
1 10
0 50
0,53
0 90
0,46
040
0,30
2,80
1 00
0,56
1 90
0 46
0,50
0 78
0,40
0 40
0,40
3,10
1 40
0,45
? 50
0 90
0,52
?5П
0,60
0 43
0,50
3,40
7 10
0,50
7 85
1 30
0,55
3 40
1,40
0 50
0,60
3,70
?66
0,70
3 70
1 67
0,65
3 90
2,00
0 60
0,70
4,25
?66
1,00
3 45
1 98
0,78
4 30
2,46
0 73
0,80
3,40
? 10
1,38
3 55
??6
0,90
4 75
2,66
0 87
0,90
2,30
1 60
1,60
3 30
7 5^
1,03
4 05
2,72
1 00
1,00
2.00
1 30
1,87
7 60
^63
1,13
3 65
2,65
1 14
1,20
1,90
1 70
1,20
1 60
1 10
1,35
7 4?
1,70
1 36
1,40
1,95
1 16
0,93
1 30
0 83
0,70
?00
1,30
1 ?0
1,60
2,00
1 17
0,73
1 75
0 80
0,56
1 83
1,13
0 65
1,80
2,00
1 18
0,60
1 77
0 83
0,60
1 77
1,03
0 58
2.00
2,00
1.20
0,57
1 30
0.85
0,63
1 75
0,95
0 57
Пространственный (кольцевой) поворот на 180° (при нагнетании);
RJDi =0,2+0,5; Re = w0i>0/v>4 104 [6-19]
Диаграмма
6-32
А. Скругленные кромки на повороте (r/DQ>0):
Ар (h r \
pwt/2 \D0 Do )
Значения С,
r/D0
0,05
0,10
0,20
0,75
1,08
2,05
0,76
1,06
2,07
0,80
1,07
2,10
0,10
5,70
7,60
1,95
2,80
3,40
1,15
1,20
1,35
0,15
2,40
2,60
3,16
0,62
1,20
1,28
0,60
0,50
0,70
0,20
1,18
1,45
2,05
0,35
0,40
0,85
0,40
0,32
0,45
А/А,
0,25
0,70
0,90
1,48
0,26
0,30
0,70
0,33
0,23
0,40
0,30
0,40
0,70
1,15
0,20 .
0,25
0,60
0,32
0,20
0,40
0,40
0,20
0,52
0,72
0,17
0,23
0,50
0,32
0,20
0,40
0,50
0,18
0,42
0,55
0,20
0,28
0,43
0,40
0,20
0,40
0,60
0,18
0,40
0,43
0,60
0,80
0,36
1,15
0,30
0,40
325

Продо.гжение
Пространственный (кольцевой)
R0/Dl = 0,2-0,5; Re
r/D0
0,05
0,10
0,20
0,75
1,08
2,05
0,76
1,06
2,07
0,80
1,07
2Д0
0,70
0,19
0,42
0,38
0,90
1,15
0,35
1,53
0,73
0,40
0,80
0,20
0,42
0,35
1,00
1,37
0,33
1,70
1,30
0,40
поворот
0,90
0,75
0,45
0,38
1,10
1,40
0,33
1,76
1,45
0,40
на 180°
/^4- 10*
1,00
1,08
0,80
0,60
1,18
1,27
0,35
1,55
1,45
0,40
(при нагнетании);
[6-19]
h/D0
1,20
1,10
0,77
0,88
1,25
1,18
0,70
1,37
1,40
0,20
Диаграмма
6-32
1,40
1,00
0,67
0,72
1,20
1,15
0,75
1,37
1,30
0,15
1,60
0,80
0,56
0,70
1,00
1,14
0,77
1,37
1,30
0,10
1,80
0,60
0,50
0,88
0,80
1,10
0,80
1,36
1,27
0,10
2,00
0,40
0,45
0,85
0,75
1,08
0,80
1,35
1,23
0,10
ЦГ
0,7 0,9 // t,J t,S ff7 h/D0
Б. Утолщенные кромки на повороте без скругления (r/Z)o = 0); ? см. график б
Значения ?
8/Яо
0,10
0,20
0,75
1,08
2,05
0,76
1,06
2,07
h/D0
, 0,10
7,70
5,70
6,60
4,10
0,15
2,25
• 2,10
3,90
2,90
1,80
3,00
0,20
1,20
1,60
2,50
1,35
0,85
1,60
0,25
0,60
1,10
2,60
0,60
0,46
1,10
0,30
0,40
0,83
1,32
0,40
0,35
0,90
0,40
0,25
0,60
0,80
0,22
0,28
0,65
0,50
0,23
0,48
0,56
0,24
0,27
0,50
0,60
0,24
0,46
0,45
0,70
0,50
0,45
326

Продолжение
Пространственный (кольцевой) поворот на 180° (при нагнетании);
Ro/D х =0,2 + 0,5; Re = w0ZH/v^4-104 [6-19]
Диаграмма
6-32
5/А>
0,40
0,80
1,07
2,10
0,10
2,40
0,15
3,10
2,45
0,80
0,20
1,45
1,00
0,56
h/D0
0,25
0,70
0,50
0,48
0,30
0,50
0,33
0,45
0,40
0,38
0,27
0,40
0,50
0,60
0,40
0,36
0,60
1,60
0,77
0,35
Значения
8/А>
0,10
0,20
0,40
0,75
1,08
2,05
0,76
1,06
2,07
0,80
1,07
2,10
*/А>
0,70
0,30
1,10
0,40
1,27
1,00
0,40
1,85
1,20
0,33
0,80
0,50
1,35
0,35
1,52
1,40
0,40
1,80
1,60
0,30
0,90
1,20
1,30
0,34
1,68
1,50
0,40
1,75
1,60
0,33
1,00
1,40
1,20
0,35
1,77
1,50
0,60
1,70
1,55
0,56
1,20
1,50
1,00
0,82
1,85
1,43
0.75
1,80
1,60
0,80
1,40
1,40
0,83
0,92
1,78
1,40
0,75
1,77
1,67
0,88
1,60
0,90
0,70
0,90
1,60
1,30
0,73
1,75
1,73
0,93
1,80
0,60
0,60
0,87
1,40
1,28
0,72
1,73
1,76
1,00
2,00
0,50
0,57
0,86
1,25
1,25
0,70
1,70
1,75
1,00
0,1 0,3 Of 0,7 0,0 1,1 1,3 1,5 1,7
327

Симметричный поворот на 180° в одной плоскости
(при всасывании); Re = woao/v ^ 0,8 • 105 [6-47 ]
Диаграмма
6-33
Лопатка
Рассеяна
/
7 I if
t ?|
1
А. Без рассечки:
? см. график а
W
Значения
Схема*1
и кривая
1
2
3
4
5
h/a0
0,20

10,5
7,9
—
3,8
0,25
9,5
7,5
6,3
4,2
2,3
0,30
7,9
5,7
5,0
2,6
и
0,35
5,5
4,7
4,4
1,8
1,5
0,40
4,5
3,9
4,0
1,6
1,4
0,45
4,1
3,5
3,8
1,5
1,5
0,50
4,0
3,4
3,9
1,5
1,6
0,55
4,0
3,7
4,0
1,6
1,8
0,60
4,2
4,5
5,0
1,8
2,2
0,65
5,2


2,1

9
8
7
6
5
*.!
з
\\
\.	V ftn/fi
©
, /
,/
27
0,2 0,3 0,1* 0,5 0,S h/a0
Ц* 0,5 0,6 h/a0
См. диаграмму 6-34.
328

Продолжение
Симметричный поворот на 180° в одной плоскости
(при всасывании); Re = woao/v2*0,8 • 105 [6-47]
Диаграмма
6-33
. С плоской рассечкой:
см. график б
Значения С,
Схема
и кривая
1
2
3
4
5 '
0,20
—
10,5
8,6

3,0
0,25
9,5
8,0
6,7
3,6
2,1
0,30
7,5
6,0
5,3
2,3
1,6
0,35
5,6
4,6
4,3
1,7
1,3
А/во
0,40
4,6
4,0
3,8
1,4
1,2
0,45
4,1
3,5
3,6
1,3
1,2
0,50
3,8
3,3
3,5
1,3
1,3
0,55
3,6
3,2
3,5
1,3
1,3
0,60
3.6
3,3
3,6
1,4
1,5
0,65
3,6
3,3
3,8
1,5
1,6
Симметричный поворот на 180° в одной плоскости
(на нагнетании); Re = wQaQ/v ^ 0,8 • 105 [6-47 ]
Диаграмма
6-34
Лопатка
Рассечка
^
fir
1
А. Без рассечки:
? см. график а
Значения С,
Схе-
Схема
1
2
3
4
5
0,20

8,8
7,0
—
3,0
0,25
10
6,6
4,7
3,8
1,7
0,30
7,3
5,2
3,7
2,3
1,2
0,35
6,0
4,4
3,2
1,7
1,0
0,40
5,2
3,9
2,7
1,4
0,9
А/во
0,45
4,6
3,6
2,5
1,3
0,9
0,50
4,3
3,4
2,4
1,3
0,9
0,55
4,2
3,3
2,4
1,3
1,0
0,60
4,0
3,4
2,5
1,4
1,1
0,65
4,0
3,4
2,6
1,5
1,2
0,70
4,0
3,9
2,7
1,7
1,4
Б. С плоской рассечкой:
С, см. график б
Значения ?
Схема
1
2
3
4
5
0,20

8,7
6,6

3,0
0,25
9,7
6,5
4,6
3,6
1,7
0,30
7,3
5.0
3,6
2,3
1,3
0,35
6,0
4,3
3,1
1,7
1,1
0,40
5,2
3,8
2,7
1,5
1,0
А/во
0,45
4,7
3,5
. 2,5
1,4
1,0
0,50
4,4 .
3,3
2.3
1,3
0,9
0,55
4,2
3,2
~> 3
1,3
0,9
0,60
4,0
3,2
2,2
1,3
0,9
0,65
4,0
3,1
2,2
1,3
1,0
0,70
3,9
3,0
2,2
1,3
1,0
329

Продо,гжение
Симметричный поворот на 180° в одной плоскости
(на нагнетании); Re = woao/v ^ 0,8 • 105 [6-47 ]
Диаграмма
6-34
г
j
i
1
f
Г
f
1
г
1
i
J
2
1
Д
\\
\
4
У
>
5^.
f
^^
•—.
¦MHMM
©
==L-
¦«¦маинш
¦d—
0,1 O,J 0,* 0,5 0,6 h/a0	0,2 0,3 Ofi 0,5 0,6 h/a0
Отводы и колена в системе пневмотранспорта
105 [6-69]
Диаграмма
6-35
А?
где ?0—коэффициент сопротивления без транспортируемого материала;
t,t—то же при транспортировании пылевидного материала с х=1;
(x=mn/mr — коэффициент запыленности, кг/кг)
Наименование
Схема
Отвод круглого сечения
Колено круглого сечения
Составное колено круг-
круглого сечения
1,44
3,33
5,0
0,5
1,5
0,17
0,15
0,13
1,14
0,33
1,96
1,84
1,67
3,28
2,20
330

Продоугжение
Отводы и колена в системе пневмотранспорта
Re = woZ)o/vc>2 105 [6-69]
Диаграмма
6-35
Наименование
Схема
z—число звеньев)
1,5
1,64
3,0
1,5
3,0
0,22
0,20
0,20
0,19
0,15
2,05
1,94
1,92
2,05
1,84
Отвод квадратного се-
сечения с переходом на
вписанный круг
1,5
3,0
0,23
0,09
1,98
1,57
Наименование
Схема
Геометрические
характеристики
So
Отвод прямоугольного
сечения Ах В с пере-
переходом на равновеликий
круг:
АхВ=
0,15
0,15
1,51
1,61
Отвод переменного пря-
прямоугольного сечения с
переходом с квадрата на
вписанный круг
0,15
0,18
1,50
1,57
Колено с переходом
с вписанного круга на
квадрат
R -R -Do
0,84
0,56
3,66
3,17
Колено с направляющи •
ми лопатками при пере-
переходе с вписанного круга
на квадрат
То же, но с направляю-
направляющими пластинами
ло/з
X 2
Две лопатки
Пять лопаток
Две пластины
Четыре пластины
0,24
0,20
0,35
0,33
1,80
1,48
1,87
1,82
331

РАЗДЕЛ СЕДЬМОЙ
СОПРОТИВЛЕНИЕ ПРИ ТЕЧЕНИИ СО СЛИЯНИЕМ ПОТОКОВ
ИЛИ РАЗДЕЛЕНИЕМ ПОТОКА (КОЭФФИЦИЕНТЫ
СОПРОТИВЛЕНИЯ ТРОЙНИКОВ, КРЕСТОВИН,
РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫХ КОЛЛЕКТОРОВ)
7-1. ПОЯСНЕНИЯ И
ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ
1.	В справочнике рассмотрены тройники
различных типов: нестандартные при
F6+Fn = Fc (рис. 7-1,а и б) и при F6+FU>FC;
Fn = Fc (рис. 7-1, в), стандартизованные обыч-
обычной конструкции (рис. 7-1, г) стандартизован-
стандартизованные с узлами ответвления промышленного
изготовления (рис. 7-1, д).
2.	Тройник характеризуется углом ответвле-
ответвления а и отношениями площадей сечения
ответвлений (боковых и прямого) F6/Fc, FJFe
и FJFn. В тройнике могут изменяться отноше-
отношения расходов Q6/Qc и QJQC и соответственно
отношения скоростей wQ/wc и wjwc. Тройники
могут быть установлены как на участках
всасывания (вытяжной тройник) при слиянии
потоков, так и на участках нагнетания (при-
(приточные тройники) при разделении потока.
3. Коэффициенты сопротивления вытяжных
тройников зависят от перечисленных выше
параметров, а приточных тройников обычной
формы (без плавных закруглений бокового
ответвления и расширения или сужения обоих
ответвлений) — практически только от угла
ответвления а и отношений скоростей и>б/и>с
и wjwc соответственно.
Коэффициенты сопротивления тройников
прямоугольного сечения впредь до уточнения
здесь принимаются практически не завися-
зависящими от отношения сторон их поперечного
сечения.
Рис. 7-1. Схемы тройников:
а—с одинаковым направлением потоков при 6 n c
б и в—-с потоком, направленным под углом а соответ-
соответственно при F6-\-Fll — Fc н при F6+Fa>Fe; Fn — Fc; r—
стандартизованные; д—с узлами ответвления промышлен-
промышленного изготовленш!
532

4.	При слиянии двух одинаково направлен-
направленных потоков, движущихся с различными ско-
скоростями (рис. 7-1, а), наблюдается турбулент-
турбулентное смешение потоков (удар), сопровождаемое
невосполнимыми потерями полного давления.
В процессе смешения происходит обмен коли-
количествами движения между частицами пере-
перемещаемой среды, обладающими различными
скоростями. Этот обмен способствует вырав-
выравниванию поля скоростей потока. При этом
струя с большей скоростью теряет часть
кинетической энергии, передавая ее струе,
движущейся с меньшей скоростью.
5.	Разность полных давлений между сече-
сечениями до и после смешения для струи,
движущейся с большими скоростями, всегда
большая положительная величина. Эта раз-
разность тем больше, чем значительнее часть
энергии, передаваемая ею струе, движущейся
с меньшими скоростями. Поэтому коэффици-
коэффициент сопротивления, определяемый как от-
отношение указанной разности полных давлений
к среднему скоростному давлению в данном
сечении, всегда величина положительная. За-
Запас энергии струи, движущейся с меньшими
скоростями, при смешении - увеличивается.
Следовательно, разность полных давлений
и соответственно коэффициент сопротивления
ответвления, в котором поток движется
с меньшей скоростью, могут иметь и отрица-
отрицательные значения (см. п. 2 параграфа 1-1).
6.	На практике в тройнике ответвление
присоединяется к сборному рукаву сбоку
(боковое ответвление) под некоторым углом
а (см. рис. 7-1,6 и в). В этом случае к потерям
л тройнике прибавляются потери на поворот
Рис. 7-2. Спектры потока в приточных
тройниках:
а—<?6<<?П; 6—Q6^Qn; в— <?б=0 G-371
потока, которые происходят главным образом
из-за отрыва потока от внутренней стенки,
сжатия струи в месте поворота и последую-
последующего ее расширения (см. рис. 7-1,6). Сжатие
струи и ее расширение происходят в месте
слияния потоков и, следовательно, сказы-
сказываются на потерях не только в боковом
ответвлении, но и в прямом проходе.
7.	Если ответвления имеют не цилиндри-
цилиндрическую, а коническую форму или внезапное
расширение, то возникают потери на расшире-
расширение потока (потери в диффузоре или
на «удар»). Если боковое ответвление снаб-
снабжено плавным поворотом, добавляются
еще потери в нем.
В общем случае основные потери в вытяж-
вытяжном тройнике складываются из потерь на
турбулентное смешение двух потоков, обла-
обладающих различными скоростями («удар»),
потерь на поворот потока при выходе его
из бокового ответвления в сборный рукав,
потерь на расширение потока в диффузорной
части и потерь в плавном отводе.
8.	Характер потока в приточном тройнике
при разделении на две струи (боковое
ответвление и прямой проход) меняется с из-
изменением отношения скоростей и>б/и>п или
расходов QJQn [7-37].
9.	При Q6<Qn за поворотом при входе
потока в боковое ответвление образуется
большая вихревая зона (значительно большая,
чем при повороте потока). Этому способст-
способствует диффузорный эффект, т. е. образование
большого положительного градиента давле-
давления в месте разветвления тройника, где
площадь сечения резко увеличивается по
сравнению с площадью ответвления. Большой
градиент давления вызывает частичный отрыв
потока также и от противоположной прямой
стенки, относящейся к прямому проходу
(рис. 7-2, а). Обе зоны отрыва потока от
стенки обусловливают местное сжатие струи
как в боковом, так и в прямом ответвлении.
За сжатием следует расширение потока.
333

5,5	6,5
Ш tf 1,59 1,37
1,12	1,055 1,05
0,6	1,6	2,6	396
W/Wq,*2939 2,98	2,5
w/wcp-1976\ !,72
5,5 x/Un
1,243
w/wCp**1,285
Рис. 7.З. Профили и
поля осевых состав-
составляющих скоростей
в боковом ответвлении
прямого равнопроход-
ного тройника [7-1J:
^ = 0; б-
? 05?
Рис. 7-4. Профили и
поля осевых состав-
составляющих скоростей
в проходе прямого рав-
нопроходного тройника
17-1]:
?0?
?б?с; ?п
-0,5<?с;	б— <?б =
= 0,27<?с; <?п = 0,7
11. При 2б = 0 во входном отверстии боко-
10. При Q6^Qn поток более интенсивно вого ответвления образуется вихревая зона
отрывается от наружной стенки прямого про- (рис. 7-2, в), которая вызывает местное сжатие
хода, а также от стенки бокового ответвления струи, идущей в прямой проход, с последую-
за поворотом (рис. 7-2, б).	щим ее расширением.
334

12.	Распределение скоростей в боковых
ответвлениях и прямых проходах приточного
тройника при а = 90' и /76 = Fn = Fc для случаев
qjqc = 0,5 и <2б/<2с=1Д полученное О. И. Ас-
ланьяном и др, [7-1 ], показано соответственно на
рис. 7-3 и 7-4. Эти характеристики даны в виде
профилей и полей осевых составляющих скоро-
скоростей в сечениях на различных относительных
расстояниях от места пересечения осей тройника.
13.	Потери в приточном тройнике в основ-
основном складываются из потерь на удар при
внезапном расширении в месте разделения
потока, потерь на поворот потока в боковом
ответвлении, потерь в плавном отводе боко-
бокового ответвления и потерь на внезапное
сужение прохода (индустриальный тройник).
14.	При некоторых отношениях расходов
QelQc коэффициент сопротивления прямого
прохода может иметь отрицательное значение,
т. е. в этом ответвлении может возрасти
энергия потока, Это объясняется тем, что
при разделении потока в боковое ответвление
отходит часть медленно текущего слоя, при-
прилегающего к стенке, и энергия единицы
объема среды, перемещаемой в прямохм про-
проходе, оказывается большей, чем в боковом
ответвлении.
Кроме того, при боковом отводе потока
отделяющаяся масса отдает часть количества
движения потоку в прямом проходе,.
Возрастание энергии в прямом проходе
сопровождается увеличением потерь в боко-
боковом ответвлении, так что течение в целом
сопровождается невосполнимыми потерями
давления.
15.	Коэффициенты сопротивления нестан-
дартизованных вытяжных тройников обычной
формы (без закруглений и расширения или
сужения бокового ответвления или прямого
прохода) могут быть вычислены по формулам
С.Р.Левина [7-31] и В. Н. Талиева [7-43],
в которые внесены поправочные коэффици-
коэффициенты, полученные путем сопоставления рас-
расчета с опытами С.Р.Левина [7-31], Гарделя
[7-54], Кинне [7-60], Петермана [7-66] и Фо-
Фогеля [7-78].
Боковое ответвление
Ар
G-1)
Для тройников типа F6 + Ftt>Fc, Fn-Fc при
всех а значение А см. табл. 7-1, полученную
В. П. Зубовым на основе обработки опытных
данных Гарделя [7-54]. Величина Кб во всех
случаях равна нулю. Для тройников типа
Fe + Fn = Fc значение /4 = 1, а К6 принимается
по табл. 7-2.
7-1. Значения А
FJF,
QJQc
А
^0,35
<1,0
1,0
>0,35
<0,4
К1-!)
>0,4
0,55
7-2. Значения Кб и
для тройников типа F6
a°
15
30
45
60
90
ад
0,10
к.
о о о о о
*:
0
0
0,05
0
0
0,20
к.
0
0
0
0
0,10
К
0
0
0,14
0
0
0,33
к*
0
0
0
0
0,20
к:
0,14
0,17
0,14
0,10
0
0,5
к6
0
0
0
0,10
0,25
К
0,40
0,35
0,30
0,25
0
Прямой проход.
Для тройников типа F6 + Fn>Fc, Fa =
Д/>
pvfc/2
Ус
G-2)
где К'а см. табл. 7-3
7-3. Значения К'п
FJFe
QJQc
К'а
<О,35
0 — 10
0.8&/&
>0,35
<0,6
0,5
>0,6
OfiQJQe
Для тройников типа
335

или
pwc2/2
Q*
9±2
где Kl см. табл. 7-2.
16. Коэффициенты сопротивления нестан-
дартизованных приточных тройников нор-
нормальной формы при турбулентном течении
могут быть вычислены по формулам С. Р. Ле-
Левина [7-28] и В. Н. Талиева [7-43], в которые
внесены поправочные коэффициенты, получен-
полученные путем сопоставления расчета с опытными
данными [7-28, 7-54, 7-60, 7-66, 7-78].
Боковое ответвление
-2^cosa|-^f^
и>
J
или
где К'6—коэффициент сжатия потока.
Для тройников типа F6+Fa>FG, Fn=Fc
величину А' см. табл. 7-4, а К'б принимается
равной нулю.
7-4. Значения А'
ад
QJQ.
А'
<0,35
<0,4
1,1-0,76,/е.
>0,4
0,85
<О,35
<0,6
1,о-о,бе6/ес
>0,6
0,6
Для тройников типа F6 + Fa=Fc значение
А '=1,0 и #б см. табл. 7-5.
7-5. Значения К'б
к16
15
0,04
30
0,16
45
0,36
60
0,64
90
1,0
Прямой проход
Для тройников типа
пределах wn/wc ^ 1,0)
6 + Fn>Fc, Fa = Fc (в
G-4)
где тп см. диаграмму 7-20.
Для тройников типа F6-f-Fn = Fc ?сп =
=/(и>п/и>с) см. диаграмму 7-20.
17.	Независимость коэффициента сопротив-
сопротивления приточных тройников нормальной
формы от отношений площадей F6/Fc и FJF
позволяет при графическом выражении этих
коэффициентов в функции wjwc и соответ-
соответственно wjwc (а не QJQC и QJQJ получить
обобщенные кривые. Поэтому в седьмом
разделе в отдельных случаях кривые сопро-
сопротивления даются в виде Cc.6=/(w6/wc) и
соответственно C,Q.a=*f(wJwe)9 хотя большин-
большинство кривых приведено в виде ?с б —f{QJQc)
18.	Коэффициенты сопротивления стандар-
стандартизованных тройников и тройников с узлами
ответвления индустриальной конструкции
могут быть вычислены при турбулентном
течении по экстраполяционным формулам
Л. С. Клячко и Л. Б. Успенской [7-21]
(см. диаграммы 7-15 — 7-17, 7-25, 7-26).
19.	Между коэффициентами сопротивления
тройников, приведенныхми к средней скорости
в сборном рукаве и к средней скорости
в ответвлениях, существует простая связь
¦1.
"ЭС.б
pwg/2
W,
И
Сел
W,
W.
Общий коэффициент сопротивления трой-
тройника, приведенный к кинетической энергии
в сборном рукаве [7-17 и 7-66],
20. Сопротивление тройников обычной фор-
формы может быть заметно снижено, если не-
несколько скруглить место стыка бокового
ответвления со сборным рукавом. При этом для
вытяжных тройников следует скруглить угол
поворота потока (гх на рис. 7-5). Для приточных
тройников скругление следует выполнять также
и на разделяющей кромке (г2 на рис. 7-5); оно
делает поток более устойчивым и уменьшает
возможность его отрыва от этой кромки.
Практически схругление кромок сопряжения
образующих бокового ответвления и основ-
3N1 Имеется в виду несжимаемая жидкость.
336

Рис. 7-5. Схема тройника улучшенной формы
ного трубопровода достаточно при r/Dc =
= 0,2-0,3 [7-14].
21.	Предложенные выше формулы расчета
коэффициентов сопротивления тройников
и соответствующие им графические и таб-
табличные данные на диаграммах 7-2 относятся к
тщательно изготовленным (точеным) тройни-
тройникам. Производственные дефекты в тройниках,
допущенные при их изготовлении [«провалы»
бокового ответвления и «перекрытие» его
сечения неправильным вырезом стенки в
прямом участке (сборном рукаве, основном
трубопроводе) для присоединения бокового
ответвления], становятся источником резкого
увеличения гидравлического сопротивления.
Особенно значительно возрастание сопротив-
сопротивления боковых ответвлений, если диаметр
выреза в основном трубопроводе для боко-
бокового ответвления меньше его диаметра.
22.	Повышенное сопротивление получается
также в тройниках, изготовленных из кровель-
кровельной стали, отдельные детали которых соеди-
соединены между собой с помощью лежачего
фальца (см. диаграмму 7-22).
23.	Эффективно снижает сопротивление как
вытяжных, так и приточных тройников посте-
постепенное расширение (диффузор) бокового
ответвления, которое заметно снижает потери
как вследствие относительного уменьшения
скорости потока в расширенном сечении, так
и вследствие уменьшения истинного угла
поворота потока при одном и том же номи-
номинальном угле разветвления тройника (ах<а
на рис. 7-5). Сочетание скругления и среза
кромки и расширения бокового ответвления
еще больше снижает сопротивление тройника.
Наименьшее сопротивление имеют тройники
с боковыми ответвлениями в виде плавных
отводов (рис. 7-6), и там, где это практически
возможно, следует применять тройники с ма-
малыми углами ответвления (до 60е).
Рис. 7-6. Схема тройника с плавным отводом
б)
Рис. 7-7. Схема кольцевого выступа в стан-
стандартном тройнике:
а—сварной тройник; б—соединение труб в тройнике
на резьбе
24.	В вытяжных тройниках при Q6IQC^O,S
и соединении ответвлений на резьбе значения
коэффициентов сопротивления получаются
больше на 10—15%, чем при выполнении
этого соединения сглаженным. При Q5/Qc>0?
наблюдается обратное явление: коэффициент
сопротивления обработанного тройника на
10—15% больше, чем при соединении ответ-
ответвлений на резьбе [7-8, 7-9]. Это объясняется,
вероятно, тем, что образование участка рас-
расширения сечения в области соединения ответв-
ответвлений на резьбе (рис. 7-7) создает условие,
подобное ступенчатому диффузору, при кото-
котором достигается уменьшение сопротивления
по сравнению с диффузором с прямолиней-
прямолинейными стенками (см. пятый раздел).
В приточных тройниках при соединении
ответвлений на резьбе значения коэффициен-
коэффициентов ?с б остаются практически такими же, как
и для обработанных тройников. Значения ^с п
получаются соответственно выше [7-8, 7-9].
25.	Значения коэффициентов сопротивления
тройников возрастают с увеличением приве-
приведенной скорости потока в сборном рукаве
K = WJaKP- ЗаВИСИМОСТИ Сс.б и Сед ОТ К
приведенные в работе [7-47] для некоторых
тройников, даны на диаграмме 7-24.
26.	При турбулентном течении (Rec = wcjDc/v^
^4000) коэффициенты сопротивления тройни-
тройников мало зависят от числа Рейнольдса. Незна-
Незначительное снижение ?с б с ростом Rec наблюда-
наблюдается только в вытяжных тройниках [7-8, 7-9].
27.	При переходе от турбулентного
к ламинарному течению в пределах
Rec = 2-103-4-3-103 происходит скачкообраз-
скачкообразное возрастание коэффициента ?Сшб как вытяж-
вытяжных, так и приточных тройников (рис. 7-8).
То же самое происходит с коэффициентом
?сп приточного тройника. Для вытяжного
тройника такой скачок коэффициента ?сп
имеет место при а > 60° и FJFC = 1; при
337

а = 45"' и FJFc—l возрастания С,сп не проис-
происходит— он не зависит от Rec. В случае а = 30°
и FJFC = 1,0 наблюдается даже резкое умень-
уменьшение ?сп при переходе от турбулентного
к ламинарному течению [7-8, 7-9].
28.	При ламинарном течении значения коэф-
коэффициентов сопротивления тройников сущест-
существенно зависят от относительной длины
прямого входного участка lo/Do, возрастая
с увеличением этой длины в пределах стабили-
стабилизации профиля скорости, как это имеет место
и для отводов (см. шестой раздел) [7-8, 7-9].
29.	Выражение для коэффициента сопротив-
сопротивления тройников при ламинарном течении
имеет вид, предложенный В. П. Зубовым
[7-8, 7-9]:
-7^> G-5)
pwi
где "-к\[*
- коэффициент кинети-
кинетической энергии (Кориолиса) потока в сечении
с—с; кх—поправочный коэффициент; индек-
индексы л и т обозначают соответственно ламинар-
ламинарное и турбулентное течение.
гл
1,6
0,8
30. Для вытяжного тройника при ламинар-
ламинарном течении N=2, а для бокового ответвле-
ответвления &! = !, так что согласно G-5)
¦sr G-6>
где С1б = Сс.б см- G-1); Л — величина, зависящая
от параметров a, QJQC и FJFC, но численное
ее значение пока не установлено; ориентиро-
ориентировочно ^4^150.
Для прямого прохода согласно данным
[7-8, 7-9]
где ?с.б см. G-6); а0 см. табл. 7-6.
7-6. Значения а0
Q6/Q<
^0,35
0—1,0
w-a/a
>0,35
<0,2
1,8—4б6/бе
>0,2
h2-QJQe
31. Для приточного тройника при ламинар-
ламинарном течении (JV=2) коэффициент сопротивле-
сопротивления бокового ответвления согласно G-5)
где ^.б = Ссб см- G-3); ориентировочно А «150;
к1 см. табл. 7-7 (при FJFQ-\)*1.
Для прямого прохода тройника N=2
и кх = 2, так что согласно G-5)
90°

2 4 6 810
*1Ог
2
?
45*
в=зо*
•^90*
V1
л
\\
|\\
——
¦¦¦i
НК
1 1 4 6 810
¦ т
¦¦
Ос
———
1
/ 2 4 6 8/0
•
*/os
с.п = ^с.п см- G*4); ориентировочно ^«33.
32. В равносторонних (симметричных) трой-
тройниках, которые применяются на прак-
практике в условиях противотока (слия-
(слияния) (см. диаграмму 7-29), коэффици-
коэффициенты сопротивления обоих ответвле-
ответвлений практически совпадают.
33. При наличии перегородки в месте
соединения двух боковых ответвлений
симметричного тройника до слияния
в сборном рукаве оба потока движутся
независимо один от другого. После
слияния в сборном рукаве происходит
обычное турбулентное перемешивание
потоков, движущихся с различными
Рис. 7-8. Зависимость коэффициентов сопротивления
тройников от числа Re 17-8]:
а—вытяжные тройники; б—приточные тройники
*х При других значениях F6/Fc ко-
коэффициент кх пока неизвестен.
338

7-7. Значения
QJQ.
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
До 0,4
Св. 0,4
а"
30
При
0,9
1,8
3,4
6,1
7,2
6,0
При
0,9
0
45
0,9
1,8
2,9
4,3
4,3
3,6
0,9
0
60
0,9
1,5
2,2
3,0
2,7
2,3
1
0,9
0
90
0,9
1,1
1,3
1,5
1,4
1,3
0,9
0
скоростями. Потери в тройнике при этом
складываются из потерь при смешении (удар)
и потерь при повороте на 90°.
34.	Для части потока, движущегося в одном
из ответвлений с меньшей скоростью, коэффи-
коэффициент сопротивления может иметь отрица-
отрицательное значение, как и в обычном вытяжном
тройнике (вследствие приобретения дополни-
дополнительной энергии от потока, движущегося
с большими скоростями).
При отсутствии перегородки характер
потока в симметричном тройнике менее четок.
Перепад давлений до и после слияния потоков
в основном отражает потери, общие для обоих
ответвлений, величина которых положительна
при любых отношениях скоростей (расходов)
в ответвлении и сборном рукаве w6jwc (Qr/Qc)
и близка к потерям в колене с расширением.
35.	Коэффициент сопротивления каждого
ответвления симметричного тройника при
слиянии можно вычислить по формуле
С. Р. Левина [7-32]:
+ 3 ^ ^ -^ .
36. Если симметричный тройник установлен
на участке нагнетания (разделения), условия
протекания потока в нем примерно такие
же, как и при обычном повороте. Поэтому
потери в этом тройнике можно определять
приближенно по данным для колен с раз-
различными отношениями сторон bjbo. Коэф-
Коэффициент сопротивления рассматриваемого
тройника можно вычислить по формуле [7-32]
Рис. 7-9. Тройники симметричной формы типа
F6 = Fa = Fc [7-57]:
п—ответвления впритык; б—ответвления на резьбе
при 5 = 0; в—ответвления на резьбе при 5/2>0«0,13
где А:г«1,5—для стандартных тройников из
ковкого чугуна на резьбе; к1^0,3—для свар-
сварных тройников.
37.	Симметричный тройник может быть
выполнен с плавными отводами («ласточкин
хвост»), и тогда сопротивление его может
быть значительно снижено.
38.	Коэффициент сопротивления вытяжных
симметричных тройников при а<90° и FC=*2F6
можно найти по формуле [7-32]
-4( —) cos2a-4@,2 + 0,5cos2a).
39.	Коэффициент сопротивления приточных
симметричных тройников при а<90° и Fc = 2jF6
можно вычислить ориентировочно, так же
как для бокового ответвления обычного
тройника типа F6 + Fn — Fc по диаграмме 7-19.
40.	На диаграмме 7-31 приведены значения
коэффициентов сопротивления симметричных
тройников типа F6 — Fn = Fc при a=45°. Эти
данные получены экспериментально [7-57] для
тройников с ответвлениями, соединенными
как впритык (рис. 7-9, а), так и не вплотную
друг к другу, на резьбе (рис. 7-9, б и в).
Последние испытаны в двух вариантах:
при полном завинчивании ответвлений
(рис. 7-9, б, 8 = 0) и неполном завинчивании их
(рис. 7-9, в, 8/?>0«0,13). Для случая соединения
впритык в той же работе получены аппрокси-
мационные формулы расчета коэффициентов
(см. указанную диаграмму).
41.	Характер потока в крестовинах в основ-
основном аналогичен потоку в тройниках.
Коэффициенты сопротивления крестовин
с площадью Fn = Fc при слиянии потоков (см.
диаграммы 7-33 — 7-37) можно определить
приближенно [7-29, 7-30]:
при одном из боковых ответвлений (на-
(например, № 1)
339

4-(i+e26/eie)eie/ec
-2
c.
16
при другом боковом ответвлении
индексы 1 и 2 меняются местами;
при прямом проходе
^ '0,75 + 0,25 —
Q.Y Fc
16
	1 cosa.
42. Для определения коэффициентов сопро-
сопротивления вытяжных сварных крестовин
цилиндрических трубопроводов для пара,
воды и т. п. при a = 90° рекомендуются
следующие формулы [7-29, 7-30]:
при одном из боковых ответвлений (на-
(например, № 1)
,
4-{i+Q2JQi6)QJQc'
при прямом проходе
pwf/2
Для стандартных крестовин из ковкого
чугуна при QJQC > 0,7 к значениям ?СаП прибав-
прибавляется величина
43. Коэффициенты сопротивления крестовин
при делении потока (приточные крестовины)
определяются ориентировочно, как для при-
приточных тройников, по диаграммам 7-18 —
7-20.
Для прямых приточных крестовин (а = 90°),
выполненных из кровельной стали (отдельные
детали которых соединялись между собой
с помощью лежачего фальца), значения коэффи-
коэффициентов сопротивления, полученные на осно-
основании экспериментов, проведенных М. JI. Со-
синым и Л. И. Неймарк [7-40] при турбулентном
течении, приведены на диаграмме 7-38.
44.	При близком расположении одного
бокового ответвления тройника от другого
сказывается их взаимное влияние. Это отно-
относится особенно к вытяжным тройникам.
Степень влияния первого тройника на второй
зависит как от относительного расстояния
между ними, так и от отношения расходов
Се/Се-
45.	Пока нет достаточных данных по опре-
определению поправок на взаимное влияние для
всех типов тройников; для ориентировочного
учета этого влияния в случае всасывания
(вытяжки) можно воспользоваться результа-
результатами опытов Э. В. Бездеткиной [7-2].
Значения поправочных коэффициентов к2,
представляющих собой отношение коэффи-
коэффициента сопротивления ?б2 второго бокового
ответвления к коэффициенту сопротивления
?б1 первого ответвления, приведены в табл.
7-8 для различных относительных расходов
QJQc и различных относительных расстояний
IJDC между соседними ответвлениями.
7-8. Значения к2
0 — 3
4
6
8
9
<0,l
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
0,2
0,75
0,83
0,96
1,0
1,0
0,3
0,70
0,77
0,88
0,91
1,0
0,4
0,66
0,74
0,83
0,93
1,0
46.	При малых относительных расходах
(QJQc ^ 0Л) взаимное влияние тройников
ничтожно мало (к2я1,0 см. табл. 7-8).
Поэтому в случае большого числа боковых
ответвлений, при котором отношения бб/б«
для каждого отдельного ответвления малы*
взаимным влиянием практически можно пр*
небречь и значения коэффициентов сопротив-
сопротивления каждого из них принимать, как ДЛ*
изолированного тройника.
Некоторые дополнительные данные Л*
взаимному влиянию тройника см. двена#*
цатый раздел (подраздел «Взаимное влияние
местных гидравлических сопротивлений»).
47.	К участкам типа тройников относятся
также раздающие и собирающие коллектора
(см. диаграммы 7-39 — 7-43). Основнь*
требования, предъявляемые к таким	тс^
340

рам, — это равномерная раздача и соответ-
соответственно равномерный отсос потока через все
их ответвления.
48. Степень равномерности раздачи (отсоса)
потока (расхода) по боковым ответвлениям
коллекторов зависит, как показывает теория
[7-15 — 7-19], от основного определяющего
критерия — «характеристики коллектора» А1Л,
являющейся функцией параметров
Л 1.2 =Ф (? Ц ИЛИ Сотв'Сл),
где индексы 1 и 2 относятся соответственно
к раздающему и собирающему коллекторам;
/== Ytfe/Fn ~ Яб/б/^н — относительная площадь
сечений п6 боковых ответвлений;/б — площадь
входного сечения одного бокового ответвле-
ответвления, м2; Fa—площадь сечения коллектора
(начальная для раздающего и конечная для
собирающего), м2;
и = ,	— коэффициент	расхода
/(//ЛJ ^
ч()
через боковое ответвление; /а—площадь
выходного сечения конечного участка сети
бокового ответвления, м2; Ств = —г2-—коэф-
pwg/2
фициент сопротивления всего ответвления,
включающего сопротивление всех примыкаю-
примыкающих к нему участков, аппаратов или других
устройств; он приведен к скорости w6 в бо-
боковом ответвлении;
где Cs
-коэффициент сопротивления
только бокового ответвления; Сч==—~-—
коэффициент сопротивления всех участков
бокового ответвления после разделения (до
слияния), за исключением сопротивления
Д/?а
аппарата (устройства); ? = —^	коэффи-
Р^б/2
циент сопротивления аппарата (устройства),
установленного на боковом ответвлении;
*• — кол—коэффициент сопротивления
раздающей (собирающей) части коллектора,
приведенный к средней скорости потока н>н
в сечении FH коллектора.
Для практических расчетов при отсутствии
каких-либо дополнительных препятствий
вдоль каналов принимается
где L — общая длина коллектора, м; DrH =
= 4^И/ПН — гидравлический диаметр началь-
начального сечения раздающего канала, м.
49. При постоянном сечении коллектора
и прочих равных условиях степень равномер-
равномерной раздачи (отсоса) потока тем значительнее,
njri|itn
жги
8)
Рис. 7-10. Коллекторы переменного сечения:
а—ступенчатое изменение сечения с резким ответ-
ответвлением; б—ступенчатое изменение сечения с плав-
плавным ответвлением; в—с профилированной боковой
стенкой
чем больше Fn (условием совершенно рав-
равномерной раздачи является /->0).
Для получения равномерного распределе-
распределения расхода без увеличения площади попереч-
поперечного сечения коллектора целесообразно
выполнить его сужающимся в направлении
потока (коллектор переменного сечения).
Последнее может быть осуществлено раз-
различным образом: линейным изменением сече-
сечения (см. штриховые линии на схемах диа-
диаграмм 7-40—7-43), ступенчатым изменением
сечения (рис. 7-10, а и б), или путем соответ-
соответствующего профилирования одной из боковых
стенок (рис. 7-10, в).
Собирающий коллектор при А2>0,3 не
следует выполнять переменного сечения, так
как при этом не только не улучшается
распределение потока по ответвлениям, но
даже несколько ухудшается*1.
** В случае запыленного потока для умень-
уменьшения оседания пыли при движении вдоль
собирающего коллектора скорость потока
должна быть не меньше определенного пре-
предела A0—15 м/с) на всем протяжении кол-
коллектора. При этом собирающий коллектор
целесообразно выполнить переменного сече-
сечения, хотя это и влечет за собой некоторое
ухудшение распределения потока по отзетвле-
ниям.
341

При Аг<ОуЗ в целях снижения металлоем-
металлоемкости собирающий коллектор можно выпол-
выполнять и переменного сечения, практически не
ухудшая равномерность распределения потока
по ответвлениям.
50.	Общий коэффициент сопротивления
изолированных (одиночных) . коллекторов
постоянного и переменного сечения с линей-
линейным изменением поперечного сечения канала
вдоль потока определяется по интерполяцион-
интерполяционным формулам, полученным на основании
опытных данных [7-50] и приведенным на
диаграммах 7-40 — 7-41.
51.	В большинстве случаев раздающие и со-
собирающие коллекторы работают совместно
(спаренные коллекторы). При этом поток
в них может иметь или противоположное
направление (П-образный коллектор, диаграм-
диаграмма 7-42), или одинаковое направление (Z-
образный коллектор, диаграмма 7-43). При
одинаковом сопротивлении обоих коллекто-
коллекторов (раздающего и собирающего) и ?>кол<1
П-образный коллектор обеспечивает более
равномерное распределение потока, чем Z-
образный. При ?кол>1 результат получается
противоположным.
52.	В спаренном коллекторе Z-образной
формы его раздающую часть целесообразно
выполнять переменного сечения (сужение в на-
направлении потока), собирающую часть при
А4 > 0,3 *1 — постоянного сечения (см. п. 49).
В П-образном коллекторе более равномерная
раздача потока может быть получена в
некоторых случаях при переменном сечении
собирающего коллектора к его началу и при
постоянном сечении раздающего коллектора.
53.	Общий коэффициент сопротивления
спаренных коллекторов П- и Z-образных
форм с постоянным сечением обоих каналов
или с переменным сечением раздающего
канала и постоянным сечением собирающего
Рис. 7-11. Спаренный коллектор П-образной
формы с плавными ответвлениями у раздаю-
раздающего коллектора
канала определяется по интерполяционным
формулам [7-50], приведенным на диаграм-
диаграммах 7-42 — 7-43.
54.	Для уменьшения сопротивления боковых
ответвлений коллектора переходные участки
к ним могут быть выполнены в соответствии
со схемами диаграммы 7-39. Эти участки
простой конструкции и имеют минимальные
коэффициенты сопротивления. Их можно при-
принять как стандартные.
Сопротивление боковых ответвлений кол-
коллектора резко снижается при плавном их
отводе (см. рис. 7-10, б и 7-11).
55.	Коэффициент сопротивления /-го
ответвления ?l6 s
раздающего (при-
*х А4—характеристика Z-образного кол-
коллектора.
точного) короба с переходными участками
по схеме диаграммы 7-39 зависит только от
отношения скоростей wi6/w{i _ 1} с.
Этот коэффициент практически не зависит
ни от числа Re, начиная по крайней мере
со значения Re=104, ни от отношения сторон
поперечного сечения раздающего короба (в
пределах h/b = 0,5 -г-1,0), ни от отношения
площадей F6/Fc.
Коэффициент сопротивления ответвления,
установленного сбоку раздающего короба,
меньше коэффициента сопротивления ответ-
ответвления, установленного сверху или снизу этого
короба, так как во втором случае поток
совершает два последовательных поворота на
90° в двух взаимно перпендикулярных направ-
направлениях (см. диаграмму 7-39).
342

7-2. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Тройник (вытяжной) типа F6 + Fa>Fc; Fn = Fc; a = 30c
[7-31, 7-43]
Диаграмма
7-1
Боковое ответвление
где г;;.6 см. таблицу и кривые Cc.6=/(QS/Sc) ПРИ различных F6/Fc
(график a); A=f(FJFc, QJQC) см. табл. 7-1 (с. 335);
ten
О
-0,8
-1,6
-3,2
-4,0
-4,8
Проход
г - АР°
\ \
к
N
\
\
\
\
\
\
\
\
А
\
\
®
\^
ч
\
CM.
таблицу и кривые Сс.п^Дбб/^с) ПРИ различ-
различных F6/Fc (график б);
АРп	Сс.п
=
pw?/2 (Q, F,
>
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
Значения ?'с.
б
0,1
— 1,00
0,21
3,02
7,45
13,5
21,2
30,4
41,3
53,8
67,9
83,6
0,2
— 1,00
—0,46
0,37
1,50
2,89
4,58
6,55
8,81
11,5
14,2
17,3
0,3
— 1,00
—0,57
—0,07
0,50
1Д5
1,83
2,60
3,40
4,32
5,30
6,33
0,4
— 1,00
—0,60
—0,20
0,20
0,58
0,97
1,37
1,77
2,14
2,52
2,90
0,6
—1,00
—0,62
—0,28
0,01
0,26
0,47
0,64
0,76
0,84
0,88
0,88
0,8
— 1,00
—0,63
—0,30
—0,04
0,18
0,35
0,46
0,52
0,53
0,48
0,39
1,0
—1,00
—0,63
-0,31
—0,05
0,16
0,32
0,41
0,46
0,45
0,38
0,26
Значения Qln
Q.
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
0,1
0
+ 0,02
-0,34
-1,06
-2,15
-3,60
-5,40
-7,60
-10,2
-13,0
-16,4
0,2
0
0,10
+0,01
-0,27
-0,75
-1,43
-2,29
-3,35
-4,61
-6,06
-7,70
0,3
0
0,13
+0,13
-0,01
-0,30
-0,70
-1,25
-1,95
-2,74
-3,70
-4,80
0,4
0
0,15
0,19
+ 0,12
-0,06
-0,35
-0,73
-1,20
-1,82
-2,55
-3,35
0,6
0
0,16
0,24
0,22
0,17
0,00
-0,20
-0,50
-0,90
-1,40
-1,90
0,8
0
0,17
0,27
0,30
0,29
0,21
+0,06
-0,15
-0,43
-0,77
-1,17
1,0
0
0,17
0,29
0,35
0,36
0,32
0,21
+0,06
-0,15
-0,42
-0,75
*х При прохождении потока в проходе
мимо свободной поверхности в углублении
бокового ответвления, образуемой при
Q6/Qc = 0, всегда наблюдается некоторая по-
потеря энергии. Поэтому в реальных условиях
при Qe/Qc-Q Сс.п не равно нулю. В таблицах
здесь и далее значение ?,с.п = 0 получено только
на основании расчета по приведенным фор-
формулам.
343

Тройник (вытяжной) типа F6 + Fn>Fc;
F	[7-31, 7-43]
= Fc; a = 45";
Диаграмма
7-2
Знамения
Боковое ответвление
Qc
где ?с.б см. таблицу и кривые ?..б =/( —
при различных Fs/Fc (график а);
A=f{FJFe, QJQe) см. табл. 7-1 (с. 335);
Проход
см. таблицу и кривые Сс.п=/(бб/бс) ПРИ
различных /д//*с (график б);
~~Q
QelQc
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
0,1
— LOO
0,24
3,15
8,00
14,0
21,9
31,6
42,9
55,9
70,6
86,9
0,2
— 1,00
—0,45
0,54
1,64
3,15
5,00
6,90
9,20
12,4
15,4
18,9
0,3
— 1,00
—0,56
—0,02
0,60
1,30
2,10
2,97
3,90
4,90
6,20
7,40
Л/F.
0,4
— 1,00
—0,59
—0,17
0,30
0,72
1,18
1,65
2,15
2,66
3,20
3,71
0,6
-ч;оо
-г 0,61
—0,26
0,08
.0,35
.0,60
. .0,85
• 1,02
1,20,
1,30
1,42,
0,8
— 1,00
—0,62
—0,28
0
0,25
0,45
0,60
0,70:
0,79
0,80:
0,80
1,0
— 1,00
—0,62
—0,29
^—0,03
0,21
0,40
: о,5з
0,60
0,66
0,64
0,59'
Значения
Qo/Qc
JmrOI Jm» С
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
FJF<
0,1
0
0,05
—0,20
—0,76
— 1,65
—2,77
—4,30
—6,05
—8,10
— 10,00
— 13,20
0,2
0
0,12
0,17
—0,13
—0,50
— 1,00
— 1,70
—2,60
-3,56
—4,75
—6,10
0,3
0
0,14
0,22
0.08
—0,12
—0,49
—0,87
— 1,40
—2,10
—2,80
—3,70
0,4
0
0,16
0,27
0,20
0,08
—0,13
—0,45
—0,85
— 1,30
— 1,90
—2,55
0,6
0
0,17
0,27
0,28
0,26
0,16
—0,04
—0,25
—0,55
—0,88
-1,35
0,8
0
0,17
0,29
0,32
036
0,30
0,20
0,08
—0,17
—0,40
—0,77
1,0
0
0,17
0.31
0,40
0,41
0,40
0,33
0,25
0,06
—0,18
—0,42
7,2
5,6
1,6
0,8
Q
0,8
',6
1 I 1
1
\
I
I
I
h
Ш
Fs/Fc ,1
i
I
1
у
I
у
У
/
r
\2
о,зу
/
f -
4
3 ff,* 0,5 0,6 0,
0,4
Л
паннам
J
/
®
/
у
mm—
7 0,8 Qg/пс
344

Тройник (вытяжной) типа Fe + Fn>Fe; Fn = Fc; a = 60°
[7-31, 7-43]
Диаграмма
7-3
Wn*Fn
Боковое ответвление
где A=f(F6/Fc, QJQC) см. табл. 7.1 (с. 335); ?.6 см. таблицу
и кривые Сс.б=/(бб/бс) при различных F6/Fc (график а);
у ___
pwf/2
0=4
= 1-
р</
(график б);
SJ
~( — см. таблицу и кривые СсП=/Bб/6с) при различных F6/Fc
F6 \QJ
с-
&Рп
2*
7,2
*,«
з,г
о
0,8
1,6
л
t
г
I
/
i
/
\l
-L
/
/
У
/
r
1
vi
A
j
/
/
/
/
f
/
+**
¦няа
У
——
,5 0,6 a,7 0,8Qf/Qc
1
,2
\
A
N
\
N
0.2
\
Ы
\
\
Qs/Oc
0,8
0,4
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
Значения ^ б
FJF.
0,1
— 1,00
0,26
3,35
8,20
14,7
23,0
33,1
44,9
58,5
73,9
91,0
0,2
— 1,00
—0,42
0,55
1,85
3,50
5,50
7,90
10,0
13,7
17,2
21,0
0,3
— 1,00
—0,54
0,03
0,75
1,55
2,40
3,50
4,60
5,80
7,65
9,70
0,4
— 1,00
—0,58
—0,13
0,40
0,92
1,44
2,05
2,70
3,32
4,05
4,70
0,6
— 1,00
—0,61
—0,23
0,10
0,45
0,78
1,03
1,40
1,64
1,92
2,11
0,8
— 1,00
—0,62
—0,26
0
0,35
0,58
0,80
0,98
1,12
1,20
1,35
1,0
— 1,00
—0,62
—0,26
—0,01
0,28
0,50
0,68
0,84
0,92
0,99
1,00
QblQc
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
Значен
0,1
0
0,09
0
—0,40
— 1,00
-1,75
—2,80
—4,00
—5,44
—7,20
—9,00
0,2
0
0,14
0,16
0,06
—0,16
—0,50
—0,95
— 1,55
—2,24
—3,08
—4,00
0,3
0
0,16
0,23
0,22
0,11
—0,08
-0,35
—0,70
— 1,17
— 1,70
-2,30
0,4
0
0,17
0,26
0,30
0,24
0,13
—0,10
—0,30
—0,64
— 1,02
— 1,50
0,6
0
0,17
0,29
0,32
0,37
0,33
0,25
0,08
—0,11
—0,38
-0,68
0,8
0
0,18
0,31
0,41
0,44
0,44
0,40
0,28
0,16
—0,08
—0,28
1,0
0
0,18
0,32
0,42
0,48
0,50
0,48
0,42
0,32
0,18
0
345

Тройник (вытяжной) типа F6 + Fn>Fc; Fn = Fc; a = 90'
[7-31, 7-43]
Диаграмма
7-4
Боковое ответвление
pwt/2
где Сс.б см. таблицу и график a; A = f(FJFc, QJQC) см.
табл. 7-1 (с. 335);
Проход
Сс.6
"pwf/2
см. таблицу и кривые Св.п=/(бб/Сс)> верную практически для всех
значений F6/Fc (график б);
7,2
0,8
ft6
/
/
/
f
I/I/
I/I/
i
'A
r°
1
/
h
r
1 /
L
i
f
	^
J
/
/
f
/
/
Fg/Fc'UO
3 Ц1 US 0,6 0
/
у
@
/
¦MB
\7 0t8Qs/9e
Значения ?'с б
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
ад
0,1
— 1,00
0,40
3,80
9,20
16,3
25,5
36,7
42,9
64,9
82,0
101,0
0,2
— 1,00
—0,37
0,72
2,27
4,30
6,75
9,70
13,0
16,9
21,2
26,0
0,3
— 1,00
-0,51
0,17
1,00
2,06
3,23
4,70
6,30
7,92
9,70
11,90
0,4
— 1,00
—0,54
—0,03
0,58
1,30
2,05
2,98
3,90
4,92
6,10
7,25
0,6
—1,00
—0,59
—0,17
0,27
0,75
1,20
1,68
2,20
2,70
3,20
3,80
0,8
—1,00
—0,60
—0,22
0,15
0,55
0,89
1,25
1,60
1,92
2,25
2,57
1,0
—1,00
—0,61
—0,30
-0,11
0,44
0,77
1,04
1,30
1,56
1,80
2,00
0,2 093 0,** 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 Q5/Uc
QelQc
0
0
0,1
0,16
0,2
0,27
0,3
0,38
0,4
0,46
0,5
0,53
0,6
0,57
0,7
0,59
0,8
0,60
0,9
0,59
1,0
0,55
346

Тройник (вытяжной) типа F6 + Fn = Fc; a=15'
[7-31, 7-43]
Диаграмма
7-5
Боковое ответвление
см. таблицу и кривые Сс.б=/(??б/бс) для различных
lcn
2с FJ
Проход
Сс.п= _.., ,^ = 1+| ТГ ) I 1~7г) ~2—I 1— —-I —
см. таблицу и кривые Сс.п=/(бб/бс) Д™ различных
0—0,2
0,33
0,50
К
0
0,14
0,40
Ссп
pw2/2 {\-Q6IQaf(FJFaf
0,06
0,10
0,20
0,33
0,50
Значения ?с.б (в числителе) и
Сс.» (в '
шаменателе)
Се/Со
0
-1,12
0
-1,22
0,01
-1,50
0,06
-2,00
0,40
-3,00
1,40
0,03
-0,70
0,06
-1,00
0,10
-1,40
0,15
-1,80
0,42
-2,80
1,40
0,05
-0,20
0,04
-0,72
0,12
-1,22
0,20
-1Л
0,45
-2,60
1,39
0,1
1,84
-0,13
0,01
0,02
-0,84
0",22
-1,40
0,47
-2,24
1,37
0,2
9,92
-0,95
2,80
-0,36
0,02
0,05
-0,67
0,42
-1,56
1,24
0,3
23,0
-2,50
7,17
-1,20
1,20
-0,28
-0,16
0,24
-1,00
1,01
0,4
41,0
-4,00
13,1
-2,50
2,55
-0,89
0,42
-0,08
-0,40
0,78
0,5
64,3
-7,50
20,6
-4,10
4,20
-1,66
1,05
-0,52
0,02
-0,43
0,6
29,7
-6,12
6,12
-2,63
1,67
-1,25
0,40
-0,10
0,7
8,20
-3,84
2,30
-1,80
0,66
-0,82
0,8
10,7
-5,22
2,95
-2,60
0,93
-1,08
1,0
4,20
-4,66
1,14
-2,46
347

Тройник (вытяжной) типа F6
[7-31, 7-43]
= Fc; a = 30°
Диаграмма
7-6
Боковое ответвление
™-pw2J2 \QCFJ Fn\~ Qc
см. таблицу и кривые Сс.б=/(бб/бс) Для различных
7,2
бЛ
5,6
ЧА
%0
2,4
О
-0,8
?5/Ьа0,О6\ 0J0
Fn/Fe' 0,94h 0,90
Проход
см. таблицу и кривые Cc.n=/(Q6/Sc) Для различных
0—0,2
0,33
0,50
0
0,17
0,40
Ссп
FJFe
0,06
0,10
0,20
0,33
0,50
Значения ^.б (в числителе) и
?сфП (в знаменателе)
QJQc
0
-1,13
0
-1,22
0,01
-1,50
0,06
-2,00
0,42
-3,00
1,40
0,03
-0,70
0,06
-1,00
0,10
-1,35
0,10
-1,80
0,45
-2,80
1,40
0,05
-0,30
0,04
-0,76
0,08
-1,22
0,13
-1,70
0,48
-2,60
1,40
0,1
1,82
-0,10
0,02
0,04
-0,84
0,16
-1,40
0,51
-2,24
1,36
0,2
10,1
-0,81
2,88
-0,33
0,05
0,06
-0,72
0,52
-1,44
1,26
0,3
23,3
-2,10
7,34
-1,05
1,40
-0,24
-0,12
0,32
-0,91
1,09
0,4
41,5
-4,07
13,4
-2,14
2,70
-0,73
0,52
0,07
-0,36
0,86
0,5
65,2
-6,60
21,1
-3,60
4,46
-1,40
1,20
-0,32
0,14
0,53
0,6
29,4
-5,40
6,48
-2,30
1,89
-0,82
0,56
0,15
0,7
8,70
-3,34
2,56
-1,47
0,84
-0,52
0,8
11,4
-3,59
3,30
-2,19
1,18
-0,82
1,0
17,3
-8,64
4,80
-4,00
1,53
-2,07
348

Тройник (вытяжной) типа F6
[7-31, 7-43]
a — Fc; a = 45°
Диаграмма
7-7
"pvv^/2
Боковое ответвление
(Qe Fe\2 Fj Q5\2	Fjoy
Ф/
см. таблицу и кривые ^c.6=f{Q6/Qc) для различных FJFe;
F5/Fc-0706l0,t0
0,90
\
Проход
см. таблицу и кривые Ccc=/(Q6/Sc) Для различных
	 цги
FJFC
0,Ю
0,20
0,33
0,50
0,05
0,14
0,14
0,30
0,06
0,10
0,20
0,33
0,50
Значения ^ б (в числителе) и
Sen (в :
шаменателе)
«в.
0
-1,12
0,00
-1,22
0,06
-1,50
0,20
-2,00
0,37
-3,00
1,30
0,03
-0,70
0,05
-1,00
0,10
-1,40
0,25
-1,82
0,42
-2,80
1,30
0,05
-0,20
0,05
-0,78
0,12
-1,25
0,30
-1,69
0,45
-2,60
1,30
0,10
1,82
-0,05
0,06
0,11
-0,85
0,30
-1,38
0,48
-2,24
1,27
0,2
10,3
-0,59
3,00
-0,15
0,12
-0,26
-0,66
0,50
-1,50
1,20
0,3
23,8
-1,65
7,64
-0,71
1,42
0,04
-0,10
0,40
-0,85
1,10
0,4
42,4
-3,21
13,9
-1,55
3,00
-0,33
0,70
0,20
-0,24
0,90
0,5
64,3
-5,13
22,0
-2,71
4,86
-0,86
1,48
-0,12
0,30
0,61
0,6
31,9
-3,73
7,05
-1,52
2,24
-0,50
0,79
0,22
0,7
9,50
-2,40
3,10
-1,01
1,26
-0,20
0,8
12,4
-3,42
3,95
-1,60
1,60
-0,68
1,0
5,76
-3,10
2,18
-1,52
349

Тройник (вытяжной) типа Fs
[7-31, 7-43]
n = Fc; a = 60°
Диаграмма
7-8
Боковое ответвление
2jxqJ
см. таблицу и кривые Cc.e-AGe/Qc) Для различных F6/Fc;
«
4,0
1,6
0,8
Л
и
ЛЯ
Fs/Fc*09Q6\
Fn/FC=OM
\ 1 1
/
/
У
/
/ /
Fs/Fc'0,06
0,10
КО,9О
/
I /
/
/
QW П 7П
ч
^^
0,20
'0,80
/
/
0,67
/
0,33 Fg/F/^50
UI \
ч
/
0,50
'"-ajO&fy/.ge
Проход
QJ Fa\ ?
см. таблицу и кривые ?c.n =/(б3/ Qc) для различных
FJFC
0—0,2
0,33
0,50
*б
0
0
0,10
ка
0
0,10
0,25
0,06
0,10
.«.
0,33
0,50
0
-1,12
0,00
-1,22
0,01
-1,50
0,06
-2,00
0,33
-3,00
1,25
0,03
-0,72
0,05
-1,00
0,06
-1,25
0,10
-1,81
0,39
-2,80
1,25
Значения ^сб (в числителе) и
0,05
-0,20
0,05
-0,68
0,09
-1,19
0,14
-1,69
0,41
-2,60
1,25
0,1
2,00
-0,03
0,10
0,10
-0,83
0,19
-1,37
0,45
-2,13
1,23
0,2
10,6
-0,32
3,18
-0,03
0,20
0,20
-0,67
0,49
-1,38
1,17
Sen (В 3
QJQc
0,3
24,5
-1,10
8,01
-0,38
1,52
0,09
0,09
0,45
-0,68
1,07
0,4
43,5
-2,03
14,6
-0,96
3,30
-0,14
0,91
0,34
-0,02
0,90
шаменателе)
0,5
68,0
-3,42
23,0
-1,75
5,40
-0,50
1,80
0,16
0,60
0,75
0,6
33,1
-2,75
7,80
-0,95
2,73
-0,10
1,18
0,48
0,7
10,5
-1,50
3,70
-0,47
1,72
0,22
0,8
13,7
-2,20
4,70
-0,85
2,22
-0,05
1,0
'-
6,60
-1,90
_-	—*'
з,ю
-0,78
———*
350

Тройник (вытяжной) типа F6
[7-31, 7-43]
= Fc; a = 90°
Диаграмма
7-9
1,0
3,2
г,ч
1,6
Of
о
-0,8
-1,6
Боковое ответвление
F6J
см. таблицу и кривые Сс.б=/(бб/2с) для различных F6/Fc;
ff/fc* 0,0610, Ю
Fs/^OMOf9Q
\\\
QZ
Ш
i
h
_\Lo,zo
—1 0,80
К
\
7
У
/
г
-У
аг-—
/
У
/
j
~?
У
-
?о,зз
t-0,67
A/Fe=O,SO
fFi/Fn*0,50.
•^ У
J
f"
/
'fS/Fe=Oj0
,0,33
1/о(А2АЗ 0>Ч 0,5 0,6 0%
Wy
YFS/FC=O,Q6
1
/
7 0,8 Qf/Oc
—:1ц.
— Sen
pwl/2
Проход
см. таблицу и кривые Сс.п=/"Fб/бс) для различных
F/F
FJF,
0,06
0,10
0,20
0,33
0,50
0
0
0,10
0,20
0,25
Fc
0,06
0 10
0,20
0,33
0,50
Значения ?с б (в числителе) и
Sen (В 3
шаменателе)
QJQc
0
-1,12
0,02
-1,22
0,04
-1,40
0,08
-1,80
0,45
-2,75
1,00
0,03
-0,75
0,05
-1,00
0,08
-1,25
0,12
-1,78
0,50
-2,55
1,04
0,05
-0,20
0,08
-0,75
0,10
-1,10
0,18
-1,50
0,52
-2,35
1,06
0,1
2,06
0,08
0,20
0,20
-0,68
0,25
-1,20
0,59
-1,96
1,16
0,2
11,2
—
3,58
—
0,50
0,34
-0,45
0,66
-1,15
1,25
0,3
25,0
—
8,91
—
2,13
0,32
0,56
0,64
-0,35
1,28
0,4
46,2
—
16,2
—
4,20
—
1,59
0,62
0,42
1,22
0,5
72,5
—
25,5
—
6,70
—
2,70
0,58
1,25
1,10
0,6
36,7
—
9,70
—
4,05
—
2,05
0,88
0,7
13,1
—
5,42
—
2,80
0,70
0,8
17,0
—
6,93
—
3,65
—
1,0
10,4
—
5,25
—
351

Тройник (вытяжной) из ковкого чугуна на резьбе типа
F6 + Fa>Fc; Fa = FQ; * = Ж [7-13]
Диаграмма
7-10
ч
С...=-
pw
Боковое ответвление
см. таблицу и кривые C,c.6=f(Q6/Qc) при различных
Проход
см. таблицу и кривую t,c.n=f(QJQJ;
Значения
0,09
0,19
0,27
0,35
0,44
0,55
1,0
0,1
-0,50
-0,53
-0,69
-0,65
-0,80
-0,88
-0,65
0,2
2,97
0,53
0
-0,09
-0,27
-0,48
-0,40
0,3
9,90
2,14
1,11
0,59
0,26
0
-0,24
0,4
19,7
4,23.
2,18
1,31
0,84
0,53
0,10
Се/С.
0,5
32,4
7,30
3,76
2,24
1,59
1,15
0,50
0,6
48,8
11,4
5,90
3,52
2,66
1,89
0,83
0,7
66,5
15,6
8,38
5,20
4,00
2,92
1,13
0,8
86,9
20,3
11,3
7,28
5,73
4,00
1,47
0,9
ПО
25,8
14,6
9,23
7,40
5,36
1,86
1,0
136
31,8
18,4
12,2
9,12
6,60
2,30
Значения
При всех
FJFc
0,70
0,64
0,60
0,65
0,75
0,85
0,92
0,96
0,99
1,00
————
352

Тройник (вытяжной) улучшенной формы типа
F, + Fn>Fc; />FC; a = 45" [7-66]
Диаграмма
7-11
№1 j~
№3
О
-о.г
-0,6
~о,в
/У
Z
/
2^
1
(
ол
1Ю(Ш)
г
V
N3@.34)
с
W
1 1
N3
¦sg
N
\ 1 л
X
\
акту
w
\
\
\
п
V
\
\
\
з4)У
г
\
(?)
We
<0,8 1,0
\
V
N1(W/\
J{NZ(W)
Боковое ответвление
Sc.es—57т—см. таблицу и кривые (,c.6=f(QJQc)
pw c/z
графика а для различных F6/Fc;
Ъб — "
(Q6IQCFJF6J
Значения (,сб
QslQc
0,1
0,3
0,6
1,0
№ 1
<Л/о.=
№ 2
г=оДГ
№ 3 E'= 8°)
0,122
0,00
4,30
19,5
53,7
0,34
-0,47
+ 0,30
2,10
5,40
1,0
-0,62
-0,17
+0,22
0,30
1,0
-0,62
—0,17
+ 0,22
0,38
0,122
-0,04
+ 1,80
0,50
22,5
0,34
-0,58
0,000
0,90
2,10
с-п pwc2/2
Проход
-см. таблицу и кривые
графика б для различных Fs/Fc;
Г - А^п =	Сед
Цп pw2j2 (l-Q6/QcJ
Значения С,с
QJQc
0,1
0,3
0,6
1,0
№ 1
™..
№ 2
=0,2)
№ 3 E'-8°)
FJF.
0,12
+ 0,10
-0,50
-3,20
-9,70
0,34
0,10
0,00
-0,66
-2,90
Ю
0,14
0,19
+0,06
-0,58
1,0
0,14
0,18
0,08
-0,61
0,12
0,10
0,36
2,20
-7,10
0,34
0,10
0,09
0,40
-1,95
12 3uk. 1584
353

Тройник (вытяжной) улучшенной формы типа
n>Fc; Fn = Fc; а = 60° [7-60]
Диаграмма
7-12
НЧ 7*ш0,1
it a-7 -ХьТГ
We/с
Боковое ответвление
— см. таблицу и кривые Сс.б=Д2б/бс)
¦pwc2/2
графика а для различных FJFe;
г _ АРй	Сс.6
(QJQC-FJF6)
2*
QJQ.
0,1
0,3
0,6
1,0
№ 1
Значения
= 0,1)
№ 2
= 0,2)
Gc.6
№ 3 E'= 8°)
FJFc
0,12
0,0
5,5
21,9
60,0
0,34
-0,43
+0,42
2,30
6,18
1,0
-0,60
-0,14
+0,30
0,53
1,0
-0,60
-0,16
+0,26
0,50
0,12
-0,50
+ 1,40
7,50
21,1
0,34
-0,56
0,00
0,87
2,00
	 1-лг п
Ад,
"pvvc2/2
Проход
—см. таблицу	и	кривые
>с) графика б для различных FJFC;
Qa/Sc
0,1
0,3
0,6
1,0
№ 1
Значения ^с п
'0,1)
№ 2
=0,2)
№ 3
E'= 8°)
FJF.
0,12
+ 0,10
-0,10
-1,45
-6,14
0,34
0,15
+ 0,19
-0,26
-1,65
1,0
0,13
0,23
+ 0,14
-0,30
1,0
0,13
0,23
+ 0,13
-0,35
0,12
0,15
0,00
-0,78
-3,10
0,34
0,15
0,25
0,00
-0,75
354

Тройник (вытяжной) улучшенной формы типа F6+Fn>FQ; Fn = Fc; ч. = 90°
[7-78]
Диаграмма
7-13
„
-2
N3@,122)
Ч
<г
Боковое ответвление
Сс. б = —17;—см. таблицу и кривые Сс. 6 = f{Q6/Qc)
графика а для различных F6/Fc;
=
pwi/2 (Q6/QC-FJF6J
Значения
fie/C.
0,1
0,3
0,6
1,0
№ 1
0,1)
№ 2
№ 3E
' = 8°)
ад
0,12
-0,50
+ 4,60
23,6
0,34
-0,36
+ 0,54
2,62
7,11
1,0
-0,60
-0,10
+0,43
0,87
1,0
-0,64
-0,15
+0,31
0,71
0,12
-0,50
+ 3,24
19,2
62,0
0,34
-0,43
+ 0,49
2,20
5,38
Проход
Ар
Сс. п=—Т7^~см' таблВДУ	и
pwf/2
Cc.e=/(ee/ee)
графика б для различных F6/Fc;
кривые
Значения
0,2
1
	--.
О	0,2	О,*	0,6 0,8 QS/QC
Q,IQc
0,1
0,3
0,6
1,0
№ l(r\/Dt~0,l)
№ 2(г;//>в = 0,2)
F*IFC
1,0
0,12
0,29
0,36
0,35
1,0
0,08
0,21
0,25
0,17
12*
355

Тройник (вытяжной, плавный г/дб = 1,0) типа
угольного сечения; а = 90° [7-44, 7-49]
прямо-
Диаграмма
7-14
¦6^
Боковое ответвление
~Q l CM-таблицУ и гРаФик а;
а0, Ь^ и <?! см. таблицу;
*¦ п ^ ¦* с'
0,25 @,25)
0,33 @,25)
0,50 @,50)
0,67 @,50)
1,00@,50)
1,00A,00)
1,33A,00)
2,00 A,00)
Значения
Сс.6
Qe/Qc
0,1
-0,50
-1,20
-0,50
-1,00
-2,15
-0,60
-1,20
-2,10
0,2
0
-0,40
-0,20
-0,60
-1,45
-0,30
-0,80
-1,40
0,3
0,50
0,40
0
-0,20
-0,95
-0,10
-0,40
-0,90
0,4
1,20
1,60
0,25
0,10
-0,50
-0,04
-0,20
-0,50
0,5
2,20
3,00
0,45
0,30
0
0,13
0
-0,20
0,6
3,70
4,80
0,70
0,60
0,40
0,21
0,16
0
0,7
5,80
6,80
1,00
1,00
0,80
0,29
0,24
0,20
0,8
8,40
8,90
1,50
1,45
1,30
0,36
0,32
0,25
0,9
11,40
11,00
2,00
2,00
1,90
0,42
0,38
0,30
2JJ
1,6
t,2
0*
0,4
0
'0,4
-0,8
-t,z
о,/
J
^^
Проход
Sc nS	7	=za2\ 	 ) + #2	Ь"С2 СМ- Таб"
рИ>с/2	\бс/	Qc
лицу и график б; а2, Ь2 и с2 см. таблицу;
QJ \F>
Значения
0,75 @,25)
1,00 @,50)
0,75 @,50)
0,50 @,50)
1,00 A,00)
0,75 A,00)
0,50 A,00)
0,1
0,30
0,17
0,27
1,15
0,18
0,75
0,80
0,2
0,30
0,16
0,35
1,10
0,24
0,36
0,87
0,3
0,20
0,10
0,32
0,90
0,27
0,38
0,80
0,4
-0,10
0
0,25
0,65
0,26
0,35
0,68
QJQc
0,5
-0,45
-0,08
0,12
0,35
0,23
0,27
0,55
0,6
-0,92
-0,18
-0,03
0
0,18
0,18
0,40
0,7
-1,45
-0,27
-0,23
-0,40
0,10
0,05
0,25
0,8
-2,00
-0,37
-0,42
-0,80
0
-0,08
0,08
0,9
-2,60
-0,46
-0,58
-1,30
-0,12
-0,22
-0,10
356

Продолжение
Тройник (вытяжной, плавный г/6б=1,0) типа
угольного сечения; ос = 90° [7-44, 7-49]
c прямо-
прямоДиаграмма
7-14
FJFn
0,25
0,33
0,50
0,67
1,00
1,00
1,33
2,00
FJF<
1,00
0,75
1,00
0,75
0,50
1,00
0,75
0,50
FJF*
0,25
0,25
0,50
0,50
0,50
1,00
1,00
1,00
19,82 ,
11,43
1,96
1,96
-0,63
-1,55
-2,64
-4,46
*i
-5,27
3,97
1,04
1,64
5,55
2,88
4,54
-7,41
ci
-0,03
-1,76
-0,58
-1,05
-2,65
-0,90
-1,60
-2,77
-4,38
-0,45
-1,70
-2,68
-1,27
0,16
-2,68
b2
0,65
-0,39
0,57
0,42
0,88
-1,30
-0,42
0,32
0,22
0,25
1,23
0,11
0,84
1,23
Тройник стандартизованной конструкции (вытяжной); а = 30° [7-21]
Диаграмма 7-15
Проход при
0,4-0,13 -xn-^
Боковое ответвление при /п = —^0,5:
F <>
-=;сб-0,1/хб-0,3 + Р6, где
0,2-с6
/б-с6+0,3
J / п F V F	F*
Ja~\0 FJ F ' Je~F'
\йс гб/ -'с	г с
Рп' Х~
Се.
pwI/2
- = Др° ^
'п pwn2/2
С..П
357

Тройник стандартизованной конструкции (вытяжной); а = 30° [7-21]
Диаграмма 7-15
Значения ?б (в числителе) и ?п (в знаменателе)
0,80
0,63
0,50
0,40
0,32
0,25
0,20
0,16
0,125
0,10
/n = Fn//>l,0
Л = 0,8
Се/Се
0,5
-0,21
0,33
0,32
0,26
0,79
0,13
1,03
-0,08
1,07
-0,47
1,07
-1,05
—
0,4
-1,02
0,35
-0,04
0,31
0,63
0,26
0,95
0,17
1,04
0,04
1,04
-0,21
1,09
-0,60
—
0,3
-3,65
0,32
-1,29
0,30
0,02
0,28
0,65
0,24
0,87
0,18 ,
0,94
0,06
0,99
-0,11
1,12
-0,39
1,38
-0,95
—
0,2
-7,40
0,28
-2,97
0,27
-0,88
0,25
0,08
0,21
0,52
0,15
0,71
0,07
0,88
-0,06
1,12
-0,32
1,35
-0,75
0,1
-21,44
0,23
-10,19
0,21
-4,32
0,18
-1,75
0,14
-0,51
0,06
0,25
-0,07
0,66
-0,28
0,05
-14,68
0,09
-5,92
0
-2,33
-0,15
0,6
-0,05
0,10
0,38
-0,03
0,80
-0,24
1,02
-0,55
1,05
-1,02
0,5
-0,45
0,27
0,21
0,21
0,74
0,12
0,99
-0,01
1,04
-0,20
1,01
-0,51
0,4
-1,49
0,33
-0,27
0,30
0,51
0,25
0,89
0,18
0,98
0,08
0,98
-0,07
1,00
-0,26
1,11
-0,55
0,3
-4,76
0,32
-1,83
0,31
-0,25
0,28
0,50
0,24
0,78
0,19
0,85
0,10
0,90
-0,01
1,00
-0,15
1,21
-0,39
0,2
-9,46
0,28
-3,94
0,27
-1,37
0,25
-0,19
0,22
0,35
0,17
0,58
0,10
0,75
0,01
0,97
-0,12
	**»
—'	-*
од
	¦ —
-13,0$
0,22
-5,58
0,19
-2,42
0,19
-0.W
0,09
0,01
0,01
358

Тройник стандартизованной конструкции (вытяжной); а = 30° [7-21]
Продолжение
Диаграмма 7-15
i
р IF
.-—-——
! 0,80
0,63
0,50
0,40
0,32
0,25
0,20
0,16
0,125
0,10
/„ = 0,63
Л = 0,5
Се/Се
0,7
—
0,38
-0,86
0,79
-1,21
—
—
—
—
0,6
—
0,28
-0,14
0,76
-0,28
0,98
-0,47
1,01
-0,71
—
—
—
—
0,5
—
0,04
0,16
0,65
0,08
0,94
-0,04
0,99
-0,17
0,95
-0,35
—
—
—
—
0,4
—
-0,58
0,30
0,35
0,25
0,79
0,18
0,91
0,09
0,90
-0,04
—
—
—
—
0,3
—
-2,53
0,30
-0,61
0,29
0,29
0,26
0,64
0,21
0,75
0,12
—
—
—
—
0,7
—
0,74
-1,20
0,96
-1,48
—
—
—
—
0,6
—
0,68
-0,32
0,94
-1,47
—
—
—
—
0,5
—
0,53
0,12
0,86
0
—
—
—
—
0,4
—
0,15
0,31
0,66
0,26
—
—
—
—
359

Тройник нормализованной конструкции (вытяжной);
а = 45п [7-21]
Диаграмма
7-16
хп и х см. диаграмму 7-15;
Боковое ответвление при /п = —^0,5
где х5 см. диаграмму 7-15.
—2 I ^r<0,5
,. _ Apn° 0,4-0,13.vn-°-5
J\
Сс.6
Ссп
QJ \F,
Значения ^б (в числителе) и ^п (в знаменателе)
FJFC
0,8
0,63
0,50
0,40
0,32
0,25
0,20
0,16
/n=Fn/Fc=l,0
7п = 0,8
QJQc
0,5
0,23
0,33
0,45
0,26
0,53
0,13
0,59
-0,08
0,67
-0,41
0,83
-1,05
0,4
-0,58
0,35
0,09
0,31
0,37
0,26
0,51
0,17
0,64
0,04
0,80
-0,21
1,01
-0,60
0,3
-3,21
0,32
-1,16
0,30
-0,24
0,28
0,21
0,24
0,47
0,18
,70
ОМ
0,91
-0,11
1,17
-0,39
0,2
-7,27
0,28
-3,23
0,27
-1,32
0,25
-0,32
0,21
0,28
0,15
0,63
0,08
0,93
-0,06
0,1
-21,88
0,23
-10,59
0,21
-4,56
0,18
-1,87
0,14
-0,46
0,06
0,05
-14,63
0,09
0,6
0,39
0,29
0,51
0,16
0,54
-0,05
0,58
-0,36
0,65
-0,83
0,5
-0,01
0,39
0,34
0,33
0,48
0,24
0,55
0,11
0,64
-0,08
0,77
-0,39
0,4
-1,05
0,41
-0,14
0,38
0,25
0,33
0,45
0,26
0,58
0,16
0,74
0,01
0,92
-0,18
1,16
-0,47
0,3
,-4,32
0,38
-1,70
0,37
-0,51
0,34
0,06
0,30
0,38
0,25
0,61
0,16
0,82
0,05
1,05
-0,09
0,2
~9,33
0,33
-4,20
0,32
-1,81
0,30
-0,59
0,27
0,11
0,22
0,50
0,15
0,80
0,06
0,1
-13,45
0,26
-5^82
0,23
-2,50
0,19
,
-0,81
_———'
360

Продолжение
^-—
fit.
0.125
0,11)
«
0,8
U,oJ
0,50
U,4U
0,32
0,25
0,20
0,16
0,125
0,10
Тройник стандартизованной конструкции (вытяжной);
а = 45° [7-21]
7„=
Диаграмма
7-16
0,8
бв/бс
0,5
0,4
0,3
1,52
-0,95
0,2
1,26
-0,32
1,56
-0,75
0,10
0,39
-0,07
0,87
-0,28
0,05
-5,78
0,00
-2,12
-0,15
0,6
7„=о,бз
0,5
0,4
J
0,3
1,35
-0,33
—
0,2
1,11
-0,07
0,1
0,15
0,05
—
;=о,5
бе/б.
0,7
—
0,51
-0,12
0,53
-0,47
—
—
—
—
0,6
—
0,41
0,28
0,50
0,14
0,54
-0,05
0,61
-0,29
—
—
—
—
0,5
—
0,17
0,43
0,39
0,35
0,50
0,23
0,59
0,10
0,71
-0,08
—
—
—
—
0,4
—
-0,45
0,48
0,09
0,43
0,35
0,36
0,51
0,27
0,66
0,14
—
—
—
—
0,3
—
-2,40
0,44
-0,87
0,43
-0,15
0,40
0,24
0,35
0,51
0,26
—
—
—
—
0,7
—
0,48
-0,14
0,52
-0,42
—
—
—
—
0,6
—
0,42
0,27
0,50
0,12
—
—
—
—
0,5
—
0,27
0,50
0,42
0,38
—
—
—
—
0,4
—
-0,11
0,57
0,22
0,52
—
—
—
—
361

Тройник индустриальной конструкции (вытяжной);
[7-21]
Диаграмма
7-17
Проход при с
\
Г.:
/ -'а
fii Боковое ответвление при у^ = —^0,5
где x6 = c6-Jl
0,8 -с6	0,8 -с,
; сг=—
' 0,86сб + 0,
w
. \2
^=^Y-<0 5 С Ара =0'4~°'13л:п0'5. *.-°>02.
0,8
0,63
0,50
0,40
0,32
0,25
0,20
0,16
0,125
0,10
Значения с,,
, (в числителе) и (,п (в
/n=Fn/Fc = l,0
0,5
1,17
0,33
0,79
0,26
0,70
0,13
0,75
-0,08
0,84
-0,41
0,95
-1,05

0,4
1,45
0,35
0,98
0,31
0,74
0,26
0,73
0,17
0,81
0,04
0,93
-0,21
1,04
-0,60
-
—
0,3
1,16
0,32,
0,85
0,31
0,69
0,28
0,67
0,24
0,74
0,18
0,87
0,06
1,00
-0,11
1,13
—0,39
1,23
-0,95

0,2
-1,47
0,28
-0,52
0,27
-0,01
0,25
0,32
0,21
0,61
0,15
0,83
0,07
1,03
-0,08
1,23
-0,32
1,36
-0,75
0,1
-13,64
0,23
-7,26
0,21
-3,34
0,18
-1,37
0,14
-0,23
0,06
0,49
-0,07
0,83
-0,28
0,05
-16,86
0,09
-7,42
0
-3,00
-0,15
'2с
0,6
0,66
0,29
0,58
0,16
0,61
-0,05
0,70
-0,36
0,81
-0,83
знаменателе)
0,5
0,61
0,39
0,55
0,33
0,58
0,24
0,65
0,11
0,77
-0,08
0,91
-0,39
7п = 0,8
0,4
0,19
0,41
0,37
0,38
0,47
0,33
0,58
0,26
0,70
0,16
0,85
0,01
1,00
-0,18
1,12
-0,47
0,3
-1,86
0,38
-1,61
0,37
-0,01
0,34
0,31
0,30
0,52
0,25
0,72
0,16
0,90
0,05
1,07
-0,09
1,22
-0,33
0,2
-7,00
0,33
-3,26
0,32
-1,37
0,30
0,36
0,27
0,24
0,22
0,58
0,15
0,84
0,06
-0,07
0,1
-17,»
0,26
-7,70
0,23
—
—3*2f
0,19
-1,10
0,13
0,05
	-
_^
362

Продолжение
-^—
.—i —— "
0.8
0.63
0,50
0,40
0,32
0,25
0,20
0,16
0,125
i
0,10
Тройник индустриальной
конструкции (вытяжной);
[7-21]
/„ = 0,63
Диаграмма
7-17
/п=0,5
QJQ.
0,7
—
0,45
-0,12
0,54
-0,47
—
—
—
—
0,6
—
0,38
0,28
0,45
0,14
0,60
-0,05
0,74
-0,29
—
—
—
—
0,5
—
0,19
0,43
0,38
0,35
0,52
0,23
0,66
0,10
0,84
-0,08
—
—
—
—
0,4
—
-0,40
0,48
0,09
0,43
0,35
0,36
0,53
0,27
0,73
0,14
—
—
—
—
0,3
—
-2,80
0,44
-1,02
0,43
-0,19
0,40
0,21
0,35
0,52
0,26
—
.—
—
—
0,7
—
0,42
-0,14
0,55
-0,42
—
—
—
—
0,8
—
0,32
0,27
0,47
0,12
—
—
—
—
0,5
—
0,13
0,50
0,35
0,38
—
—
—
—
0,4
—
-0,39
0,57
0,08
0,52
—
—
—
—
363

Тройник (приточный) типа F6 + Fn>Fc; Fn = Fc;
а = 0-90
Боковое ответвление [7-28]
Диаграмма
7-18
\. 0<а<60° и а =
при
h6 — высота сечения бокового ответвления; /гс —
высота сечения сборного рукава.
Pw2/2 |_ \wj wc J
где А' см. п. 15 параграфа 7-1; при a = 90° принять
/4'= 1,0.
2. a = 90° и А6//2С=1,О (до w6/W(:«2,0):
где ^с.б см. таблицу и кривые ^.б^
различных а;
0,1
0,2 0J 0,4 0,5 0,7 1,0 2,0ws/wc
pwi/2
W,
0
0,1
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
2,0
2,6
3,0
4,0
5,0
6,0
8,0
10
Значения I
5C.6
a0
15
1,0
0,82
0,65
0,38
0,20
0,09
0,07
0,12 -
0,24
0,46
1,10
2,75
7,20
14,1
23,2
34,2
62,0
98,0
30
1,0
0,84
0,70
0,46
0,31
0,25
0,27
0,36
0,70
0,80
1,52
3,23
7,40
14,2
23,5
34,5
62,7
98,3
45
1,0
0,87
0,75
0,60
0,50
0,51
0,58
0,74
0,98
1,30
2,16
4,10
7,80
14,8
23,8
35,0
63,0
98,6
60
1,0
0,91
0,84
0,76
0,65
0,80
1,00
1,23
1,54
1,98
3,00
5,15
8,10
15,0
24,0
35,0
63,0
99,0
a'= 90°
1,0
1,01
1,04
1,16
1,35
1,64
2,00
2,44
2,96
3,54
4,60
7,76
9,00
16,0
25,0
36,0
64,0
100
A6/Ac=l,0
1
]
]
]
]
1,0
1,0
1,01
1,05
1,11
1,19
1,30
1,43
1,59
1,77
2,20
—
—
—
—
—
—
364

Тройник (приточный) типа F6 + Fn = Fc; а = 0 -=- 90
Боковое ответвление [7-28 ]
Диаграмма
7-19
pwi/2
a0
К',
15
0,04
30
0,16
45
0,36
60
0,64
90
1,00
ПРИ различных a см. также таблицу и график
=
"с 2с
15
30
45
60
90
Значения (
зс.б
w6/we
0,1
0,81
0,84
0,87
0,90
1,00
0,2
0,65
0,69
0,74
0,82
1,00
0,3
0,51
0,56
0,63
0,79
1,00
0,4
0,38
0,44
0,54
0,66
1,00
0,5
0,28
0,34
0,45
0,59
1,00
0,6
0,20
0,26
0,38
0,53
1,00
0,8
0,11
0,19
0,29
0,43
1,00
1,0
0,06
0,15
0,24
0,36
1,00
1,2
0,14
0,15
0,23
0,33
1,00
1,4
0,30
0,30
0,30
0,39
1,00
1,6
0,51
0,51
0,51
0,51
1,00
1,8
0,76
0,76
0,76
0,76
1,00
2,0
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
0.8
0.6
0,4
0,1
90*
60
0,1 0,3 0,5 ОУ7 0,9 /,/
US
W5/wc
Тройник (приточный) типа F6 + Fn>Fc; Fn = Fc (№1) и F6 + Fn=*Fe (№2).
a = 0-r90\ Проход [7-8, 7-28]
Диаграмма
7-20
№ I.
где тп см. таблицу; ^с „ см. также табл. I и график а
365

Продолжение
Тройник (приточный) типа F6 + Fn>Fc; Fn = Fc (№1) и
а = 0-90°. Проход [7-8, 7-28]
= Fc (№2).
Диаграмма
7-20
1
с.п
0,35
0,30
0,25
0,20
0J5
0,10
0,05
О
-0,05
У
/
/
1
\ i
/
/
/
/
©
/
f
1
/
4^j7,2 0,4 -- 0,6 O,8QS/QC
Ч2
№2.
см* ицу
^7
и график 5;
Ссп
2с
FJFC
Qe/Qc
<0,4
0-1,0
0,4
>0,4
<0,5
2BQ6/Qc-\)
>0,5
O,3BQ6/0C~1)
1. Значения
ot=lSf60°npa всех Fn/Fc;
<х=9О°/гр« Г„/Ъ=
2. Значения
0,8 t,2 !,6wn/wc
0
од
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
15—60°
90°
FJFC
0—1,0
1,00
0,81
0,64
0,50
0,36
0,25
0,16
0,04
0,00
0,07
0,39
0,90
1,78
3,20
0—0,4
1,00
0,81
0,64
0,50
0,36
0,25
0,16
0,04
0,00
0,07
0,39
0,90
1,78
3,20
0,5
1,00
0,81
0,64
0,52
0,40
0,30
0,23
0,17
0,20
0,36
0,79
1,40
2,44
4,00
0,6
1,00
0,81
0,64
0,52
0,38
0,28
0,20
0,10
0,10
0,21
0,59
1,16
0,7
1,00
0,81
0,64
0,50
0,37
0,27
0,18
0,07
0,05
0,14
0,39
а/с.
0
0
0
0,1
0,004
-0,016
0,2
0,016
-0,048
0,3
i.
0,036
-0,072
0,4
0,5
FJF.40A fie/fi.-C
0,064
0,100
0,6
N-1,0
0,144
0,7
0,196
0,8
0,256
0,9
0,324
1,0
0,40
2. FJFG>0A; Q6/Qc^0,5
-0,064
0
—
—
—
—
3. F6/FC>OA; QJQc>0,5
—
—
—
—
—
0
0.021
0,059
0,115
0,194
0,30
2*0,8
1,00
0,81
0,64
0,50
0,36
0,25
0,16
0,04
0,00
0,07
366

Тройник (приточный) типа F6 + FC>FC; Fn = Fc
из ковкого чугуна на резьбе; а = 90° [7-13]
Диаграмма
7-21
icS'tlc.t
fZ
W
8
6
Боковое ответвление
Cc.6s_..JO/>» см- табли«У и кривые ;e.e=/(Ge/6e) ПРИ различных
г -
	 lc.5
	ten
_J
i
у
/
i
/
/
й
/
f
— —
——
J
/
A
*****
к
I
f
J
/
У
+**
sa—
hi
Л
j
1
= 0,1
I
J
/
J
У
^-"
79 С
/
> fQ
h
' 0,35
~y
/
' 0,55
t,0
Проход
см. таблицу и кривую Сс.п =
—5 I при всех
0,1 0,3 0,5 0,7 Qs/Qc;Qn/Qc
Значения
и (;сп
0,09
0,19
0,27
0,35
0,44
0,55
1,00
При всех
0,1
2,80
1,41
1,37
1,10
1,22
1,09
0,90
0,70
0,2
4,50
2,00
1,81
1,54
1,45
1,20
1,00
0,64
0,3
6,00
2,50
2,30
1,90
1,67
- 1,40
1,13
0,60
QJQc
0,4
для Сс.6;
0,5
Значения С,с
7,88
3,20
2,83
2,35
1,89
1,59
1,20
9,40
3,97
3,40
2,73
2,11 .
1,65
1,40
Значения С,с
0,57
0,55
QJQe для С...
0,6
0,7
б
11,1
4,95
4,07
3,22
2,38
1,77
1,50
13,0
6,50
4,80
3,80
2,58
1,94
1,60
п
0,51
0,49
0,8
15,8
8,45
6,00
4,32
3,04
2,20
1,80
0,55
0,9
20,0
10,8
7,18
5,28
3,84
2,68
2,06
0,62
1,0
24,7
13,3
8,90
6,53
4,75
3,30
2,30
0,70
367

Тройник (приточный); а = 90°; ответвления конические (а { = var);
w D
_i_?>104; материал — кровельная сталь (грубое исполнение) |7-35|
Диаграмма
7-22
2,0
1,6
иг
0,8
0,4
"б/б
"¦ Р"с2/2
Боковое ответвление
см. таблицу и график а
Значения ?сб (график а)
а',
0
15
30
45
0
1,08
1,05
1,05
1,05
0,2
1,01
0,90
0,90
0,90
0,4
1,0
0,77
0,77
0,77
0,6
1,02
0,70
0,70
0,70
1,0
1,22
0,75
0,70
0,68
1,4
1,57
0,90
0,80
0,70
1,6
1,8
1,0
0,90
0,80
1,8
2,05
1,2
1,02
0,90
2,0
2,45
1,4
1,20
1,05
2,2
2,8
1,6
1,4
1,25
¦мм*
¦в
Г
/
/
г
1
«,= 0/
/
/
/
15°,
30°
/
f
У
7у
У
Проход FJFe = 1,0;
pwc2/2
см. таблицу и график б
0,4 0,8 Ц 1,6
0,2
0,1
0 0,1 0,2 0,3 Ofi 0,5 0,6 0,7
Значения ?в п (график б)
otf*0;30o;f5°; Ь5°
<
ч
ч
1
ч
ч
Ф
0,30
15,45
0
0,272
0,243
0,1
0,263
0,236
0,2
0,250
0,215
0,3
0,225
0,185
0,4
0,200
0,160
0,5
0,163
0,135
0,6
0,125
0,100
0,7
0,100
0,060
0,8
0,063
0,032
0,9
0,050
0,065
1,0
0,082
0,050
Проход FJFC=0,67; F6/f>0,67
у — п см. таблицу и график в
Icj,
В.*
0,3
0,2
0,1
=7=
ос, = 0
1
цг
0,6 o,s t,o иг w >,6 >,s 2,0 wn/*,e
368

Продолжение
Тройник (приточный); а = 90°; ответвления конические (aj=var);
—-—->104; материал — кровельная сталь (грубое исполнение) [7-35]
Диаграмма
7-22
Значения ?СшП (график в)
а",
0
15
30
45
0
0,467
0,325
0,375
0,425
0,2
0,445
0,325
0,367
0,400
0,4
0,400
0,325
0,333
0,355
0,6
0,361
0,300
0,300
0,325
0,8
0,310
0,260
0,250
0,250
1,0
0,275
0,220
0,200
0,190
1,2
0,175
0,167
0,150
0,133
1,4
0,125
0,09
0,10
0,10
1,6
0,080
0,067
0,067
0,05
1,8
0,075
0,050
0,06
0,006
2,0
0,125
0,050
0,075
0,075
2,2
0,212
0,125
0,150
0,15
Тройник (приточный) типа F6+Fn>Fc; Fn =
улучшенной формы [7-60, 7-66, 7-78, 7-14]
Диаграмма
7-23
pwc2/2
Боковое ответвление
см. таблицы и кривые
= /(бб/бс) графиков а, б, в;
(QJQC-FJF6J
N1
'22)^
N3@,/22)^
з
/
j
/
/
— ¦¦
mmmmmm
1
/
4
/
/
r
~7
J
/
/
/
<N1@,3<h)^
N3@.3*)
\
У
©
Значения ?с. б (а = 45°)
О	0,2
0,6 0,8 3f/at
од
0,3
0,6
1,0
№ 1
№ 2
г=йГ
№ 3 E'= 8°)
FJFC
0,12
0,4
1,9
9,6
30,6
0,34
0,62
0,35
0,90
3,35
1,0
0,77
0,56
0,32
0,32
1,0
0,77
0,56
0,32
0,32
0,12
0,4
0,9
5,4
17,4
0,34
0,62
0,35
0,60
2,00
369

Продо.гжение
Тройник (приточный) типа F6+Fn>Fc; Fn —
улучшенной формы [7-60, 7-66, 7-78, 7-14]
Диаграмма
7-23
Nf( ^
=о.л
N3@, /22) ^
/
1
1
А
1
/
/
/1
У
	/
~7_
у
/
/
у
/
'N1@,31)
/N3@,34)
/N1,2G,0,
=1
Г
•^
45
/V/
3@.122)^
SEE
h
I
n
к
n
//N3@.1*)^
f
wm ><*
¦¦¦¦¦
\
¦¦Hi
M2(r.t
ff J
J
/
/
V
¦5-Я
0	OtZ 0,4- 0.6 Ц8 Qf/Qc
Проход
c.n——~T7Z см- диаграмму 7-20
Значения ?с б (а = 60°)
0,1
0,3
0,6
1,0
№ 1
=0,1)
№ 2
№ 3 (
,-„
F-IF
0,12
0,9
2,7
12,0
36,7
0.34
0,77
0,60
1,10
3,16
1,0
0,84
0,67
0,53
0,62
1,0
0,84
0,67
0,53
0,62
0,12
0,7
1,3
5,4
16,6
0,34
0,67
0,44
0,68
1,85
Значения
с б
(а = 90°)
QJQc
0,1
0,3
0,6
1,0
№ 1
{г'г/D,--
=0,1)
№ 2
= 0,2)"
№ 3 (
,-„
FJF.
0,12
1,2
4,0
17,8
—
0,34
1,15
1,42
2,65
6,30
1,0
0,85
0,77
0,78
1,00
1,0
0,85
0,74
0,69
0,91
0,12
0,9
3,4
17,3

0,34
1,10
1,30
2,17
5,20
<A
Боковое ответвление
при а = 90° и F6/Fc=l,0
с 6 =
pwt/2
графика г
см- таблицы и кривые t,c 6=f(Q6/Qc, r/Dc)
370

Продолжение
Тройник (приточный) типа F6+Fa>Fc; Fn =
улучшенной формы [7-60, 7-66, 7-78, 7-14]
Диаграмма
7-23
I
0,8
0.6
0,4
0,2
Значения CJc6 (JVfe 4)
0,07
0,22
0
0,89
0,88 .
0,1
0,84
0,78
0,2
0,81
0,71
0,3
0,78
0,66
0,4
0,76
0,64
0,5
0,75
0,63
0,6
0,76
0,63
0,7
0,79
0,65
0,8
0,84
0,71
0,9
0,91
0,78
1,0
1,0
0,87
\
Nile!
1
J
1
'a
0,22
1//
У
Проход при а = 90° и F6/Fc = 1,0
Ар
Cc. п^
pw2j2
см. таблицы и кривые
с б
f{QJQ
графика г
, r/D)
Значения С,с а (№ 4)
0,2	Ц<*	0,6 0.8
Г
0,07
0,22
0
0,13
0,10
0,1
0,07
0,06
0,2
0,03
0,02
0,3
0
0
QeK
0,4
0,01
0,03
0,5
0,04
0,09
0,6
0,08
0,15
0,7
0,16
0,23
0,8
0,24
0,30
0,9
0,34
0,40
1,0
0,45
0,50
Тройники при больших скоростях; a = 90°,
улучшенной формы; Re > 2 • 105 [7-47 ]
Диаграмма
7-24
ifc
0,9
0,8
0,7
О.6
0.5
Кг.
^*
Схема 1
тшт
— ¦*
>
2
Боковое ответвление
Схема 2
с б
см. таблицы и кривые графиков а, б и в
а. Симметричный тройник типа F6 — Fc;
r/Z)c = 0,5 (схема 1, график а)
Значения Сс.
№ кри-
кривой
2
0,2—0,8
1,0
0,2
0,68
0,57
0,3
0,68
0,57
0,4
0,64
0,58
0,5
0,71
0,60
0,6
0,77
0,62
0,7
0,83
0,68
0.Z 0,3
0,5 0,6 Л.с
371

Продолжение
Тройники при больших скоростях; а = 90°,
улучшенной формы; Re>2 105 [7-47]
Диаграмма
7-24
0.8
0,6
о.г
—-

— —
-•

8 ~
3
5
шлттшт
•г
в
Sen
б. Тройник при разделении потока типа
F5 + Fn>Fc; F6 = Fn = Fc; r/Z)c = 0,5 (схема 2,
график б)
№
кри-
кривой
2
3
4
о*.
0,2
0,5
0,8
1,0
0,2
0,62
0,58
0,51
0,58
Значения
0,3
0,65
0,59
0,52
0,59
0,4
0,69
0,60
0,54
0,59
5с.
0,5
0,73
0,62
0,59
0,6
5
0,6
0,80
0,63
0,62
0,61
0,7
0,87
0,67
0,68
0,8
0,95
0,82
0,77
0,9
1,05
0,2
0.6
0,8 Хс
в. Тройник при разделении потока типа
Ft + Fn = Fc\ F6 = Fn; r/Dc = 0,5 (схе-
(схема 2, график в)
— —'
¦миа
—| ¦""
шшвтв»
3
1
6
г
/
—-
tin
№ кри-
кривой
1
2
3
0,25
0,5
0,8
Значения ?с
б
0,2
0,87
0,57
0,46
0,3
0,88
0,57
0,46
0,4
0,90
0,57
0,47
0,5
0,61
0,6
0,73
?с. п^
Проход
см. таблицы и кривые графиков б и в.
0 0,1
0,6 Л
Значения
а. Тройник при разделении потока типа F6 + Fa>Fc;
F6-Fa = Fc; r/Z)c = 0,5 (схема 2, график б)
б. Тройник при разделении потока типа
F6 + Fn = Fc; ^б = ^п; г//>с = 0,5 (схема 2,
график в)
№
кри-
кривой
5
6
7
8
GJG,
0,2
0,5
0,8
1,0
0,2
0,28
0,16
0,10
0,12
0,3
0,31
0,17
0,10
0,12
0,4
0,33
0,18
0,10
0,13
0,5
0,37
0,20
0,10
0,14
'с/акр
0,6
0,41
0,22
0,12
0,15
0,7
0,47
0,27
0,13

0,8
0,55
0,32
0,17

0,9

—
0,22
—
№ кри-
кривой
4
5
6
GJGC
0,25
0,5
0,8
Значения цс
0,2
0,22
0,11
0,08
К
0,3
0,22
0,11
0,08
п
= И> /й
0,4
0,22
0,11
0,08
0,5
0,22
0,12
0,08
0,6
	-
0,13

372

Тройник нормализованной конструкции (приточный);
' [7-21]
Диаграмма
7-25
р Боковое ответвление при vv6 = —^3:
'с-6 pwc2/2
= 1_U38_2+ _JM -0,06 M
wr
'с-п pwc2/2 '
Проход
при й>=—-<2
Рн-в/2
Значения ^б (в числителе) и С,п (в знаменателе)
0,8
0,63
0,50
0,40
0,32
0,25
0,20
0,16
0,125
0,10
Jn=FJFc=l,0
7„=0,8
QJQc
0,5
1,31
0,20
0,80
0,20
0,58
0,20
0,46
0,20
0,43
0,20
0,44
0,20
0,4
2,21
0,14
1,30
0,14
0,79
0,14
0,56
0,14
0,46
0,14
0,43
0,14
0,44
0,14
0,3
4,41
0,13
2,48
0,13
1,44
0,13
0,89
0,13
0,61
0,13
0,47
0,13
0,43
0,13
0,44
0,13
0,45
0,13
0,2
6,44
0,14
3,78
0,14
2,21
0,14
1,31
0,14
0,79
0,14
0,56
0,14
0,46
0,14
0,43
0,14
0,44
0,14
0,1
11,46
0,16
6,81
0,16
3,78
0,16
1,90
0,16
1,31
0,16
0,79
0,16
0,56
0,16
0,05
19,09
0,17
11,46
0,17
6,81
0,17
3,78
0,17
2,21
0,17
0,6
0,89
0,20
0,60
0,20
0,47
0,20
0,43
0,20
0,44
0,20
0,5
1,31
0,13
0,80
0,13
0,56
0,13
0,46
0,13
0,43
0,13
0,44
0,13
0,4
2,21
0,14
1,27
0,14
0,79
0,14
0,56
0,14
0,46
0,14
0,43
0,14
0,44
0,14
0,46
0,22
0,3
4,41
0,15
2,48
0,15
1,44
0,15
0,89
0,15
0,61
0,15
0,47
0,15
0,43
0,15
0,44
0,15
0,45
0,15
0,2
6,44
0,18
3,78
0,18
2,21
0,18
1,31
0,18
0,79
0,18
0,56
0,18
0,46
0,18
0,43
0,18
0,1
19,09
0,20
11,47
0,20
6,80
0,20
3,78
0,20
1,90
0,20
1,31
0,20
0,79
0,20
373

Продолжение
Боковое ответвление при и>б =
vvc
Тройник нормализованной конструкции (приточный);
а^45° [7-21]
0,8
0,63
0,50
0,40
0,32
0,25
0,20
0,16
0,125
0,10
7„=0,63
Диаграмма
7-25
7п=0,5 •
QJQ..
0,7
—
0,50
0,23
0,44
0,23
—
—
—
—
—
0,6
—
0,60
0,13
0,47
0,13
0,43
0,13
0,44
0,13
—
—
—
—
0,5
—
0,80
0,14
0,56
0,14
0,46
0,14
0,43
0,14
0,44
0,14
—
—
—
—
0,4
—
1,27
0,17
0,79
0,17
0,56
0,17
0,46
0,17
0,43
3,17
—
—
—
—
0,3
—
2,48
0,20
1,44
0,20
0,89
0,20
0,61
0,20
0,47
0,20
—
—
—
—
0,7
—
0,44
0,14
0,43
0,14
—
—
—
—
0,6
—
0,47
0,14
0,43
0,14
—
—
—
—
0,5
—
0,58
0,18
0,46
0,18
—
—
—
—
0,4
—
0,79
0,21
0,56
0,21
—
—
—
—
Тройник нормализованной конструкции (приточный);
<х<45° [7-21]
Диаграмма
7-26
Проход при wa = wjwc<2
сп pwe2/2
-028 09M4°'95YV°| °'15YM'-
pw62/2
374

Продолжение
0,8
0,63
0,50
0,40
0,32
0,25
0,20
0,16
0,125
0,10
Тройник
нормализованной конструкции (приточный);
а ^45° [7-21]
Значения С,6
7П = FJ
F.-1.0
(в числителе) и С,п (в
знаменателе)
Диаграмма
7-26
7„=0,8
QJQ.
0,5
1,31
0,20
0,80
0,20
0,56
0,20
0,46
0,20
0,43
0,20
0,44
0,20
0,4
2,21
0,14
1,30
0,14
0,79
0,14
0,56
0,14
0,43
0,14
0,44
0,14
0,3
4,41
0,13
2,48
0,13
1,44
0,13
0,89
0,13
0,61
0,13
0,47
0,13
0,43
0,13
0,44
0,13
0,45
0,13
—
0,2
6,44
0,14
3,78
0,14
2,21
0,14
1,31
0,14
0,79
0,14
0,56
0,14
0,46
0,14
0,43
0,14
0,44
- 0,14
0,10
11,46
0,16
6,81
0,16
3,78
0,16
1,90
0,16
1,31
0,16
0,79
0,16
0,56
0,16
0,05
19,09
0,17
11,46
0,17
6,81
0,17
3,78
0,17
2,21
0,17
0,6
0,89
0,30
0,60
0,30
0,47
0,30
0,43
0,30
0,44
0,30
0,5
1,31
0,22
0,80
0,22
0,56
0,22
0,46
0,22
0,43
0,22
0,44
0,22
0,4
2,21
0,22
1,27
0,22
0,79
0,22
0,56
0,22
0,46
0,22
0,43
0,22
0,44
0,22
0,46
0,22
0,3
4,41
0,23
2,48
0,23
1,44
0,23
0,89
0,23
0,61
0,23
0,47
0,23
0,43
0,23
0,44
0,23
0,45
0,23
0,2
6,44
0,25
3,78
0,25
2,21
0,25
1,31
0,25
0,79
0,25
0,56
0,25
0,46
0,25
0,43
0,25
0,10
19,09
0,27
11,47
0,27
6,81
0,27
3,78
0,27
1,90
0,27
1,31
0,27
0,79
0,27
375

Продолжение
Тройник нормализованной конструкции (приточный);
а<45° [7-21]
Диаграмма
7-26
Значения ?6 (в числителе) и ^п (в знаменателе)
FJF*
0,8
0,63
0,50
0,40
0,32
0,25
0,20
0,16
0,125
0,10
7„=о,бз
Л = 0,5
QJQ,
0,7
—
0,50
0,43
0,44
0,43
—
—
—
—
0,6
—
0,60
0,32
0,47
0,32
0,43
0,32
0,44
0,32
—
—
—
—
0,5
—
0,80
0,32
0,56
0,32
0,46
0,32
0,43
0,92
*
0,44
0,32
—
—
0,4
—
1,27
0,33
0,79
0,33
0,56
0,33
0,46
0,33
0,43
0,33
—
—
—
0,3
—
2,48
0,34
1,44
0,34
0,61
0,34
0,47
0,34
0,44
0,34
—
—
—
—
0,7
—
0,44
0,44
0,43
0,44
—
—
—
—
0,6
—
0,47
0,41
0,43
0,41
—
—
—
0,5
—
0,56
0,42
0,46
0,42
—
—
0,4
—
0,79
0,42
0,56
0,42
—
—
—
—
Тройник (приточный, плавный) (г/Л6 = 1,0) типа F6+Fn^Fc
прямоугольного сечения; а = 90° [7-44, 7-49]
Диаграмма
7-27
Боковое ответвление
см. график а; а0, bv, cv см. таблицу;
Сс. 6
376

Продолжение
Тройник (приточный, плавный) (г/6б=1,0) типа
прямоугольного сечения; а = 90° [7-44, 7-49]
Диаграмма
7-27
Значения
с б
т
0,25 @,25)
0,33 @,25)
0,50 @,50)
0,67 @,50)
1,00 @,50)
1,00 A,00)
1,33 A,00)
2,00 A,00)
QJQc
од
0,55
0,35
0,62
0,52
0,44
0,67
0,70
0,60
0,2
0,50
0,35
0,48
0,40
0,38
0,55
0,60
0,52
0,3
0,60
0,50
0,40
0,32
0,38
0,46
0,51
0,43
0,4
0,85
0,80
0,40
0,30
0,41
0,37
0,42
0,33
0,5
1,20
1,30
0,48
0,34
0,52
0,32
0,34
0,24
0,6
1,80
2,00
0,60
0,44
0,68
0,29
0,28
0,17
0,7
3,10
2,80
0,78
0,62
0,92
0,29
0,26
0,15
0,8
4,35
3,75
1,08
0,92
1,21
0,30
0,26
0,17
0,9
6,00
5,00
1,50
1,38
1,57
0,37
0,29
0,21
иг
0,8
0,4
Si
й
/
А
У
-0,33; 0,25
0.50; 0,50^ у
UOO; О,5О?>9
¦¦ -
Г
ы
J
У
0
LOO;f*OO
/2,00; (ОО
Проход
см. график б; а2, Ь2, с2 см. таб-
таблицу;
г - АРп	Сс. п
pw2j2 1-
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
0,7 0,8 0,9 f,0
Значения
1,00 @,25)
' 0,75 @,25)
1,00 @,50)
0,75 @,50)
0,50 @,50)
1,00 A,00)
0,75 A,00)
0,50 A,00)
0,1
-0,01
0,08
-0,03
0,04
0,72
-0,02
0,10
0,62
0,2
-0,03
0,00
-0,06
-0,02
0,48
-0,04
0
0,38
0,3
-0,01
-0,02
-0,05
-0,04
0,28
-0,04
0,01
0,23
0,4
0,05
-0,01
0,00
-0,03
0,13
-0,01
-0,03
0,13
0,5
0,13
0,02
0,06
-0,01
0,05
0,06
0,01
0,08
0,6
0,21
0,08
0,12-
0,04
0,04
0,13
0,03
0,05
0,7
0,29
0,16
0,19
0,12
0,09
0,22
0,10
0,06
0,8
0,38
0,24
0,27
0,23
0,18
0,30
0,20
0,10
0,9
0,46
0,34
0,35
0,37
0,30
0,38
0,30
0,20
371

Продолжение
Тройник (приточный, плавный) (г/ Ъ 2 = 1,0) типа F6+Fn ^ Fc
прямоугольного сечения; ос = 90° [7-44, 7-49]
Диаграмма
7-27
FJF*
0,25
0,33
0,50
0,67
1,00
1,00
1,33
2,00
F IF
1,00
0,75
1,00
0,75
0,50
1,00
0,75
0,50
0,25
0,25
0,50
0,50
0,50
1,00
1,00
1,00
я0
12,50
8,57
3,75
3,89
3,00
1,39
1,09
1,04
ь,
-5,80
-2,77
-2,68
-2,88
-1,60
-1,74
-1,59
-1,60
<ч
1,07
0,55
0,56
0,79
0,57
0,84
0,86
0,77
а2
0,64
1,18
0,64
1,36
2,80
0,75
1,34
2,13
Ь2
-0,15
-0,83
-0,15
-0,95
-3,32
-0,22
-1,07
-2,63
Сг
-0,03
0,14
-0,03
0,12
1,02
-0,02
0,18
0,85
Тройники (вытяжные) типа F6 = Fn = Fc; несимметричные с
плавными отводами на проходах (RJDC=2,0); а = 90°; Re = wc2)<./v2sl04 [7-53]
Диаграмма
7-28
Боковое ответвление
см. таблицу и кривую ?с,б
1. Кромка бокового ответвления
слегка закруглена (r/Z>c = 0,l)
Проход
Ъвл~р*.а/2
см. таблицу и кривую t,c.n=f(Q6/QJ;
2. Боковое ответвление плавное
Схема
7
1
2
0
-0,80
0,11
-0,60
0,28
Значения
0,1
-0,59
0,15
-0,40
0,30
0,2
-0,35
0,19
-0,27
0,29
?сб (в числителе) и ?С1
0,3
-0,15
0,22
-0,14
0,28
0,4
0,02
0,24
-0,02
0,25
QJQ,
0,5
0,18
0,24
0,05
0,20
, (в знаменателе)
0,6
0,31
0,23
0,12
0,15
0,7
0,40
0,21
0,15
0,10
0,8
0,54
0,20
0,20
0,05
0,9
0,70
0,19
0,24
-0,02
1,0
0,90
0,17
0,27
-0,08
378

Тройник симметричной формы (равносторонний)
с резким поворотом на 90° [7-27, 7-29]
Диаграмма
7-29
Перегородка
1. Слияние потоков (противоток):
а) без перегородки
г
щ Слияние
——¦ Разделение
см. таблицу и кривые ?1с б=/| —— 1 при различных F16/Fc
на графике а; А см. табл. 7.1, параграф 7-1 (с. 335)
=
Sl6—
Для другого бокового ответвления вместо индекса 1 применяется индекс 2
Значения С'1сб и Cic.6
t
0,25
0,50
0,75
1,0
1,0
Ce/Cc
0
17,0
5,02
2,78
2,00
-3,25
0,10
12,7
3,94
2,30
1,73
-2,40
0,20
9,30
3,10
1,92
1,52
-1,51
0,30
0,40
0,50
0,60
Без перегородки (С'1с.б)
6,92
2,50
1,66
1,37
' С
-0,80
5,48
2,14
1,50
1,28
5,00
2,00
1,57
1,25
5,48
2,14
1,56
1,28
перегородкой (?1с.б)
0
0,75
1,45
0,70
6,92
2,50
1,66
1,37
2,15
0,80
9,32
3,10
1,92
1,52
2,85
0,90
12,7
3,94
2,30
1,73
3,50
1,0
17,0
5,00
2,78
2,00
4,15
б) с перегородкой
1п.5\
16
14
12
10
8
6
Ч
г
о
-г
-ч
т
V
N
F,S
V*
\
\
0,5
J
J
1
0,2у '0,4 0,6 Qtf/Qc
У
Cic.es/rCd/6e;
см. штриховую линию графика а.
2. Разделение потока (прямоток)
w.
см. таблицу и кривые ^^.o—ffwjwj графика б, где ^«1,5 —
для чугунных стандартных тройников на резьбе; /с2«0,3—для
сварных тройников
1*м
го
6,0
5,0
4,0
3,0
гл
•
	¦>—gg
штят
—-*
/
1
\
г
\
/
/
/
/
(д
/
f
0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,8 1,0 /,* wg/we
379

Продолжение
Тройник симметричной формы (равносторонний)
с резким поворотом на 90° [7-27, 7-291
Диаграмма
7-29
Значения
Вид тройника
Стандартный чугун-
чугунный
(кривая 1)
Сварной (кривая 2)
wjwe
0,1
1,02
1,0
0,2
1,06
1,01
0,3
1,14
1,03
0,4
1,24
1,05
0,5
1,38
•
1,08
0,6
1,54
1,11
0,7
1,74
1,15
0,8
1,96
1,19
0,9
2,22
1,24
1,0
2,50
1,30
1,2
3,16
1,43
1,4
3,94
1,59
1,6
4,84
1,77
2,0
7.0
2,2
Тройник симметричной формы типа FC = F
с острыми углами поворота при ос = 15-г 45° [7-32]
Диаграмма
7-30
1) Слияние потоков (вытяжной тройник)
lc'6 pWo/2 ' Qc
Слияние
~^._ Развеаениг
Ztc.5
2,0
1,0
4,0
-2,0
-3,0
ос = 45° 30° У
У
7
/
у
V
у
0,6
***
0,8Qis/uc
QioX*
+ 1-^ -
а=
^1сб см. таблицу и график.
2) Разделение потока (приточный тройник): С1сб =
Др1б
= —-— определяется ориентировочно, как для
pWc/2
бокового ответвления обычного тройника типа
Fс = F6 + Fn9 по диаграмме 7-19.
Значения
a°
15
30
45
QJQ,
0
-2,56
-2,05
-1,30
0,10
-1,89
-1,51
-0,93
0,20
-1,30
-1,00
-0,55
0,30
-0,77
-0,53
-0,16
0,40
-0,30
-0,10
0,20
0,50
0,10
0,28
0,56
0,60
0,41
0,69
0,92
0,70
0,67
0,91
1,26
0,80
0,85
1,09
1,61
.0,90
0,97
1,37
1,95
1,0
1,04
1,55
2,30
380

Тройник симметричной формы типа F6 = Fn = Fc; [7-57]
Диаграмма
7-31
1. Слияние потоков (вытяжной тройник) под
углами 45° и 90' (схемы 1 и 2):
1) ответвления впритык:
см. таблицу и кривую / графика
КО
0,8
0,6
0,2
\
\
-——
\
\
1
Л
\
J
/
2
±~
1
( +
г
А
©
/
^"pw|/2
а, или по формулам:
при
при
^_з = 0,26 + 0,38б2/23;
2) ответвления на резьбе при 8 = 0E см.
рис. 7-9):
-з =
pwi/2
см. таблицу и кривую 2 графика <з;
3) ответвления на резьбе при 8/ZH«0,13;
An
см. таблицу и кривую 3 графика а
pw23/2
о,г
0,6 0,8 Цг/Ч5
№
кри-
кривой
1
2
3
Ответвление
Впритык
На резьбе при
5 = 0
На резьбе при
5/Z)o = 0,13
0
0,32
0,94
1,15
0,1
0,34
0,71
1,12
Значения С
0,2
0,36
0,54
0,68
0,3
0,38
0,50
0,60
1-3
0,4
0,41
0,50
0,63
Q IQ3
0,5
0,45
0,54
0,64
0,6
0,50
0,59
0,63
0,7
0,53
0,60
0,60
0,8
0,56
0,64
0,73
0,9
0,60
0.72
0,85
1,0
0,66
0,84
0,87
2. Разделение потока (приточные тройники)
под углом 45° (схемы 3 и 4):
1) ответвления впритык:
1,0
0,8
0,6
0,4
Ар
см. таблицу и кривую / графика б,
0,2
\
\
\
V
7
/
— —
¦ —
-
>
3
2
/
* у
¦Bsas
¦i -
0
О	O,Z	0,4	0,6	0,8 Qz/di
381

Продолжение
Тройник симметричной формы типа FQ = Fn = Fc; [7-57]
Диаграмма
7-31
или по формулам:
при e22i
+о,85B2/б02;
при
2) ответвления на резьбе при 8 = 0:
см. таблицу и кривую 2 графика б;
pwf/2
3) ответвления на резьбе при 5/D0«0,13:
см. таблицу и кривую i графика б
pwf/2
№
кри-
кривой
/
2
3
Ответвление
Впритык
На резьбе при
5 = 0,13
На резьбе при
5/?>0«0,13
Значения (,
1-3
0
0,32
0,94
1Д5
0,1
0,30
0,96
0,99
0,2
0,27
0,90
0,74
0,3
0,27
0,85
0,90
0,4
0,29
0,83
0,95
0,5
0,32
0,81
0,95
0,6
0,37
0,82
0,91
0,7
0,43
0,82
0,88
0,8
0,49
0,82
0,82
0,9
0,54
0,82
0,82
1,0
0,60
0,82
0,82
3. Слияние потоков (вытяжной тройник) под
углом 45° (схемы 5 и 6):
1) ответвления впритык:
^ з=—^— см таблицу и кривую / графика в,
или по формуле
2) ответвления на резьбе при 8 = 0:
Л _ з = 2 ^ см. таблицу и кривую 2 графика в\
1,2
1,0
0,8
0,6
0,4
3) ответвления на резьбе при 8//)о«0,3-
Ар
-з =
см. таблицу и кривую 3 графика в
-о,г
•0,4
\
\
А
у
\
<
\
SJ
\
\
\
у

0,2 0,4 0,6 \ав Q2/U3
\
>
382

Продолжение
Тройник симметричной формы типа F6 = Fn = Fc; [7-57]
Диаграмма
7-31
кри-
кривой
1
2
3
Ответвление
Впритык
На резьбе при
5 = 0
На резьбе при
5/?>0«0,13
0
0,34
0,90
1,20
од
0,35
0,87
1,20
0,2
0,32
0,54
0,60
Значения с, t _
0,3
0,27
0,49
0,52
0,4
0,23
0,45
0,53
3
Pw
0,5
0,17
0,36
0,45
0,6
0,09
0,25
0,34
0,7
0
0,14
0,20
0,8
-0,12
0
0,09
0,9
-0,25
0
0,14
1,0
-0,40
-0,15
0
4. Разделение потока (приточные тройники)
под углами 45° и 90° (схемы 7 и 8):
1) ответвления впритык:
Ар
?	см- таблицу и кривую 1 графика г,
или по формулам:
при
при
Ct-3 = -0,58+1,77 Q2/Ql-0,73{Q2/O1J;
2) ответвления на резьбе при 8 = 0:
Ар
pwl/2
см. таблицу и кривую 2 графика г;
3) ответвления на резьбе при S/.Do«0,13:
i-3 = —T7Zсм. таблицу и кривую 3 графика г
рн'1/2
1,-3
1,0
0,8
0,6
0,2
V
\
\
\
\\
^.
3
2
/
^^
,—
у*
***
-
^*
(Т)
0,6 0,8 пг/Q,
кри
вой
;
2
3
Ответвление
Впритык
На резьбе при
8 = 0
На резьбе при
0
0,34
0,90
1,20
0,1
0,27
0,81
1,18
Значения С,
0,2
0,23
0,60
0,63
0,3
0,20
0,41
0,45
1-3
0,4
0,18
0,30
0,40
Q,JQ,
0,5
0,20
0,28
0,38
0,6
0,23
0,31
0,43
0,7
0,27
0,36
0,45
0,8
0,30
0,41
0,50
0,9
0,33
0,42
0,54
1,0
0,38
0,48
0,55
383

Продолжение
Тройник симметричной формы типа F6 = Fn =
[7-57]
Диаграмма
7-31
5. Слияние потоков (вытяжной тройник) под
углами 45° и 90° (схемы 9 и 10);
1) ответвления впритык:
Ар
?« з = —;— см. таблицу и кривую 1 графика д,
pwf/2
или по формуле
2) ответвления на резьбе при 5 = 0:
Ар
— см. таблицу и кривую 2 графика д;
3) ответвления на резьбе при 8/?>0^0,13:
Ар
— - см. таблицу и кривую 3 графика д
li-s
иг
ио
0,8
0,6
0,2
п
и
¦0,2
ч
N
\
\
\
V
\
к
V
\
0,2 0,4 0,6
\
(
/
/
0,8 Яг/Чз
N
\
Значения
кри
вой
1
2
3
Ответвление
Впритык
На резьбе при
5 = 0
На резьбе при
5/?>о«0,13
0
1,3
1,17
1,36
0,1
1,01
1,08
1,30
0,2
0,88
0,9С
1,06
0,3
0,70
0,73
0,90
0,4
0,60
0,62
0,77
QilQ
0,5
0,44
0,48
0,60
0,6
0,30
0,32
0,44
0,7
0,14
0,18
0,21
0,8
0
0,14
0,14
0,9
-0,15
0,10
0,40
1,0
-0,30
0,14
0,30
6. Разделение потока (приточные тройники)
под углами 90° и 45° (схемы 11 и 12):
1) ответвления впритык:
С. , = —;— см. таблицу и кривую / графика е
pwi/2
а2
12
',2
ио
0,8
0,6
\
к
ч
\
N
Ч
\
¦¦№¦
¦11
-^,
1 —
—1 1
у
/
2
/
/
©
\
Nr-
>
0,2	0,4	0,6 0,3 02/Sl
384

Продолжение
Тройник симметричной формы типа F6 = Fn = Fc; [7-57]
Диаграмма
7-31
или
3) ответвление на резьбе при 8/ZH»0,13:
h/Qi + hWiQi/QiJ;
2) ответвления на резьбе при 5 = 0:
Ар
—	см. таблицу и кривую 2 графика е;
Значения ?х_3
РИ/2
см. таблицу и кривую 3 графика в
№
кри-
кривой
/
2
3
Ответвление
Впритык
На резьбе при
5=0
На резьбе при
8/?>о«0,13
0
1,13
1,17
1,36
0,1
1,00
1,08
1,17
0,2
0,90
1,00
1,10
0,3
0,81
0,91
1,02
0,4
0,74
0,87
0,97
Qz/Qi
0,5
0,89
0,87
0,93
0,6
0,66
0,87
0,93
0,7
0,65
0,87
0,96
0,8
0,67
0,90
1,30
0,9
0,70
1,13
1,40
1,0
0,75
1,05
1,20
Тройник симметричной формы с плавным поворотом на 90° [7-44, 7-53]
Диаграмма
7-32
Слияние
Разделение
Круглое сечение
APl6
Clc.5 =	Г7Ч ОПРеДеЛЯеТСЯ:
а) при слиянии и i?0/Z>c = 2cM. таблицу и кривую
-OS
'0,2
о,
г*—
\ч о.
6 4<
3Qs/9c
б) при разделении и
ниже таблицу значений
= 0,5, Q16/Qc=0,5 см.
Для другого бокового ответвления вместо ин-
индекса 1 принимается индекс 2
ewe.
Мс.б
0
-0,13
Чил
0,10
-0,10
0,50
1,10
0,20
-0,07
0,75
0,60
1,0
0,40
- 0,30
-0,03
1,5
0,25
0,40
0
2,0
0,20
0,50
0,03
0,60
0,03
0,70
0,03
0,80
0,03
0,90
0,05
1,0
0,08
13 Зак. 1584
385

Продолжение
Тройник симметричной формы с плавным поворотом на 90° [7-44, 7-53]
Диаграмма
7-32
—I Слияние
— м^. Разделение
Прямоугольное сечение при Л0/?с=1,5 и
Значения ?1с
Состояние
потока
Слияние
Разделение
0,50
0,23
0,30
1,0
0,07
0,25
Крестовина типа JF16=jF2e = F6; Fn=Fc; a =15°
[7-29, 7-30]
Диаграмма
7-33
1. Слияние потоков (вытяжная крестовина)
Боковое ответвление
ем 2LY-8^Na
Слияние
^^«.— Разделение
см. таблицу и кривые Сic.6 =/((?„/(?<¦> бгб/бхб) ПРИ различных F16/Fc.
Для другого бокового ответвления индексы 1 и 2 меняются местами
Проход
i+QJQc
q
см. таблицу и кривые ^e.a-f(QJQe,Q26/Qi6) ПРИ различных Р1б/^с.
2. Разделение потока (приточная крестовина): ?1сб и ?сп определяются ориентировочно,
как для приточных тройников, по диаграммам 7-18 и 7-20.
386

Продолжение
Крестовина типа
16 26
[7-29, 7-30]
, = FC; ct=153
Диаграмма
7-33
0,2 0,f 0,6 Sff/S,
Значения
0,5
1,0
2,0
0,5
1,0
2,0
0,5
1,0
2,0
0,5
1,0
2,0
0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
од
-0,37
-0,29
-0,32
F
-0,50
-0,39
-0,27
-0,51
-0,39
-0,22
-0,51
-0,38
-0,18
Q
0,2
0,46
0,43
-0,31
1б/^о = 0
-0,05
0,06
-0,10
-0,11
0,05
+ 0,08
-0,12
0,09
0,27
0,3
1,48
1,23
-1,13
,4
0,34
0,31
-0,65
-0,21
0,40
-0,18
0,20
0,36
0,19
0,4
2,69
1,80
0,65
0,35
0,42
0,31
0,39
0,44
0,5
4,07
2,81
0,90
0,14
0,55
0,09
,49
0,28
0,6
5,62
1,04
0,53
0,37
Значения
eve,.
0,5 и 2,0
1,0
0,5 и 2,0
1,0
0,5 и 2,0
1,0
0,5 и 2,0
1,0
QJQ.
0
-4,37
-3,84
-1,70
-1,42
-0,81
-0,61
-0,35
-0,21
0,1
-2,93
-2,93
-1,19
-0,96
-0,47
-0,31
-0,11
0,02
0,2
-2,04
-2,13
-0,76
-0.58
-0,19
-0,05
0,10
0,19
0,3
F
-1,44
-1,44
?
Г
-0,40
-0,26
С
г
0,04
0,13
F
0,26
0,33
0,4
'1б/^с = (
-1,08
-0,89
-0,12
-0,02
0,20
0,27
'1б/^с=1
0,36
0,41
0,5
),2
-0,58
-0,45
0,08
0,15
0,30
0,35
1,0
0,42
0,45
0,6
-0,22
-0,13
0,21
0,26
0,36
0,39
0,43
0,45
0,7
0,3
0,08
0,27
0,29
0,35
0,37
0,39
0,41
0,8
0,16
0,17
0,25
0,26
0,29
0,29
0,31
0,31
0,9
0,14
0,14
0,16
0,16
0,17
0,17
0,18
0,18
1,0
0
0
0
0
0
0
0
0
13*
387

Крестовина типа Fl6 = F26 = F6; Fn = Fc; a = 30° [7-29, 7-30]
Диаграмма
7-34
Слияние
-^—— Разделение
icJVlc.
о,ч
'0,2 0,4 0,6 0,8
1. Слияние потоков (вытяжная крестовина)
Боковое ответвление
см. таблицу и кривые Z,ic.6=f(QJQc, QzJQie) при
различных Fi6/Fc.
Для другого бокового ответвления индексы 1 и 2 меня-
меняются местами
Проход
QJ @J5+0,25QJQcy
см. таблицу и кривые Сс.п=Лбп/бс. QiJQie) при различ-
различных F16/Fc.
2. Разделение потока (приточная крестовина): ?с б и ?с о
определяются ориентировочно, как для приточных трой-
тройников, по диаграммам 7-18 и 7-20.
Значения ?с6
0,5
1,0
2,0
0,5
1,0
2,0
0,5
1,0
2,0
0,5
1,0
2,0
QJQo
0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
0,1
-0,36
-0,27
-0,27
-0,49
-0,38
-0,25
-0,51
-0,38
-0,21
-0,51
-0,37
-0,17
0,2
0,3
FJF,. = 0,2
+0,51
0,51
-0,11
1,59
1,41
-0,72
FJF,=0,4
-0,03
0,10
0,01
-0,10
0,08
0,15
-0,11
0,10
0,31
0,40
0,40
-0,42
0,25
0,45
0,08
0,22
0,40
0,28
0,4
2,89
2,12
0,75
0,51
0,50
0,42
0,43
0,51
0,5
4,38
2,91
1,06
0,34
0,65
0,25
0,55
0,38
0,6
6,10
1,44
0,68
0,55
388

Продолжение
Крестовина типа
= F26 = F6; Fa = Fc; a = 30° [7-29, 7-30]
Диаграмма
7-34
Значения
Qze/Qie
0,5 и 0,2-
1,0
0,5 и 2,0
1,0
0,5 и 2,0
1,0
0,5 и 2,0
1,0
0
-3,81
-3,34
-1,42
-1,16
-0,62
-0,45
-0,03
0,13
0,1
-,2,51
-2,53
-0,97
-0,76
-0,32
-0,18
0,21
0,29
0,2
-1,81
-1,81
-0,58
-0,48
-0,07
0,04
0,34
0,41
0,3
-1,20
-1,20
FJF,
-0,26
-0,14
0,13
0,21
0,45
0,49
QJQ,
0,4
-0,86
-0,71
: = 0,4
0,02
0,07
0,27
0,33
0,50
0,54
0,5
-0,44
-0,32
0,15
0,21
0,35
0,39
0,52
0,54
0,6
-0,13
-0,05
0,26
0,30
0,39
0,41
0,49
0,51
0,7
0,08
0,12
0,30
0,31
0,37
0,39
0,43
0,44
0,8
0,18
0,18
0,26
0,27
0,29
0,30
0,32
0,32
Крестовина типа F16-
=F26=F5; Fa = Fc; a = 45° [7-29, 7-30]
0,9
0,14
0,14
0,17
0,17
0,17
0,18
0,18
0,18
1,0
0
0
0
0
0
0
0
0
Диаграмма
7-35
1. Слияние потоков (вытяжная крестовина)
Боковое ответвление
Qj 4-(l +Q26/Ql6)QJQc
m Слияние
•^•—— Разделение
см. таблицу и кривые t,u.<>=f(QJQc, QzeiQie) ПРИ различных Fi6/FQ.
Для другого бокового ответвления индексы 1 и 2 меняются местами
0,5
1,0
2,0
0,5
1,0
2,0
0,5
1,0
0,5
1,0
2,0
Значения I
эс.б
QJQc
0
-1,0
-1,0
-1,0

1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
од
-0,36
-0,24
-0,19
-0,48
-0,36
-0,18
-0,50
-0,37
-0,18
-0,51
-0,37
-0,15
0,2
0,59°
0,63
0,21
0,3
1,77
1,70
0,04
F16/Fc=0,4
-0,02
0,17
0,16
-0ДO С
0,12
0,26
-0,09
0,13
0,38
0,58
0,55
-0,06
0,31
0,55
0,16
0,25
0,46
0,42
0,4
3,20
2,64
—
0,92
0,72
—
0,60
0,60
0,50
0,61
—
0,5
4,88
3,73
—
1,31
0,78
0,82
0,52
—
0,65
0,54
—
0,6
6,79
—
—
16,3
—
0,92
—
—~
0,64
—
389

Продо.гжение
Крестовина типа
= Fc; a = 45° [7-29, 7-30]
Диаграмма
7-35
IcJ lien
Проход
Q
1 +
/026
0,75 + 0,25-
14--
см. таблицу и кривые Сс.п=Л ~> 77^) ПРИ Различных —.
\Qc Qi6/	F'
2. Разделение потока (приточная крестовина): ?с б и
определяются ориентировочно, как для тройников, по
диаграммам 7-18 и 7-20.
с
СП
Значения
QiJQ 16
0,5 и 2,0
1,0
0,5 и 2,0
1,0
0,5 и 2,0
1,0
0,5 и 2,0
1,0
QJQ,
0
-2,92
-2,54
-0,98
-0,77-
-0,32
-0,18
0,11
0,29
0,1
-1,87
-1,87
-0,61
-0,44
0,08
-0,04
0,36
0,42
0,2
-1,29
-1,30
-0,30
-0,16
0,11
0,21
0,46
0,51
0,3
FiJF,
-0,80
-0,80
FJF,
-0,06
0,05
FX6/F,
0,27
0,34
0,53
0,57
0,4
:=0,2
-0,56
-0,42
s = 0,4
0,14
0,21
: = 0,6
0,37
0,42
0,57
0,59
0,5
-0,23
-0,12
0,26
0,31
0,43
0,46
0,56
0,58
0,6
-0,01
0,08
0,33
0,36
0,44
0,46
0,52
0,54
0,7
0,16
0,20
0,34
0,35
0,40
0,41
0,44
0,45
0,8
0,22
0,22
0,28
0,29
0,31
0,31
0,33
0,33
0,9
0,15
0,15
0,17
0,17
0,18
0,18
0,18
0,18
1,0
0
0
0
0
0
0
0
0
390

Крестовина типа
l6 26 6
[7-29, 7-30]
= Fc; a = 60°
Диаграмма
7-36
1. Слияние потоков (вытяжная крестовина)
Боковое ответвление
•** / ¦» Слияние
J/i / -^ — — Разделение
pwc2/2
-i+ ^-44-i
16У
J.
qJ Qc
см. таблицу и кривые Сс. б=/(бб/бс> (Wfiie) ПРИ
Для другого бокового ответвления индексы 1 и
Qc
различных FX6/FC.
2 меняются местами
Проход
с п=-
Q
f(QJQc, Qie/Qie) при
см. таблицу и кривые ?с
различных F16/Fc.
2. Разделение потока (приточная крестовина): ?с> б
и С с. а определяются ориентировочно, как для приточ-
приточных тройников, по диаграммам 7-18 и 7-20
«ft.
0,5
1,0
2,0
0,5
1,0
2,0
0,5
1,0
2,0
0,5
1,0
2,0
Значения ц,
:. б
QiJQ.
0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
0,1
-0,31
-0,20
-0,09
-0,47
-0,34
-0,15
-0,50
-0,36
-0,15
F,
-0,50
-0,36
-0,13
0,2
б/^с = 0
0,59
0,80
0,62
-0,06
0,25
0,27
0,04
0,18
0,40
0,3
2,00
2,07
0,97
0,60
0,73
0,41
0,38
0,67
0,47
б/ С *
-0,07
0,16
0,46
0,30
0,53
0,61
0,4
3,62
3,30
1,12
1,10
0,74
0,82
—
0,58
0,74

0,5
5,54
4,77
1,63
1,31
1,03
0,87
0,79
0,75

0,6
7,72
—
"""""
2,10
—
——
1,23
—
—
0,88
—
/И0.2 0,4 0,6 0,8
391

Крестовина типа
l6 26 6
[7-29, 7-30]
= Fc; a = 60°
Продолжение
Диаграмма
7-36
0,5 и 2,0
1,0
0,5 и 2,0
1,0
0,5 и 2,0
1,0
0,5 и 2,0
1,0
0
-1,77
-1,50
-0,40
-0,25
0,06
0,16
0,44
0,50
0,1
-1,02
-1,03
-0,14
-0,02
0,23
0,32
0,54
0,59
Значения
0,2
-0,64
-0,64
0,07
0,16
0,36
0,43
0,60
0,64
0,3
-0,30
-0,30
г1б/гс-
0,24
0,31
0,46
0,51
Fl6/Fe =
0,65
0,67
С.
QJ
0,4
-0,15
-0,05
0,35
0,40
0,51
0,55
= 1,0
0,65
0,67
0,5
0,06
0,13
0,41
0,44
0,52
0,55
0,62
0,63
0,6
0,20
0,24
0,42
0,45
0,50
0,51
0,56
0,57
0,7
0,26
0,29
0,39
0,40
0,43
0,44
0,47
0,47
0,8
0,26
0,26
0,30
0,31
0,32
0,33
0,34
0,34
0,9
0,16
0,16
0,18
0,18
0,18
0,18
0,18
0,18
1,0
0
0
0
0
0
0
0
0
Крестовина типа F16=F26=F6; Fn=Fc; a=90°
[7-29, 7-30]
Диаграмма
7-37
Wt,Fe
1. Слияние потоков (вытяжная крестовина)
Боковое ответвление
f \2	/п \2
	 » Слияние
-^-- Разделение
см. таблицу и кривые Cic.6=/Fi6/6c 626 /Qie) ПРИ различных Fl6/Fc.
Для другого бокового ответвления индексы 1 и 2 меняются местами
Проход
с _Арп /g.y /g,y
Sen—_ .2 / <¦» """ * М ~ I	I ^
Qj \Qj @
см. таблицу и кривые С«?.п=/(бп/бс) ПРИ всех F16/Fe и
Для стандартных крестовин из ковкого чугуна при —^>0,
^-pwf/2-^ + 2'5Uc
2. Разделение потока (приточная крестовина): ?с.б и ^с.п определяются ориентировочно,
как для приточных тройников, по диаграммам 7-18 и 7-20.
392

Продолжение
Крестовина типа Fl6 = F26 = F6; Fn = Fc; a = 90°
[7-29, 7-30]
Диаграмма
7-37
0,2 ОЛ 0,6 0,3
Значения ?с.б
0,5
1,0
2,0
0,5
1,0
2,0
0,5
1,0
2,0
0,5
1,0
2,0
0,5
1,0
2,0
Gie/Ge
0
-0,85
-0,85
-0,85
-0,85
-0,85
-0,85
-0,85
-0,85
-0,85
-0.85
-0,85
-0,85
-0,85
-0,85
-0,85
0,1
-0,10
-0,05
-0,31
-0,29
-0,14
0,12
-0,32
-0,18
0,09
Fi6i
-0,33
-0,18
0,08
0,2
IFc = 0
1,09
1,35
1,77
0,34
0,60
1,02
0,20
0,46
0,88
/Fe = 0
0,13
0,41
0,83
0,3
2,72
3,12
3,37
1,03
1,33
1,68
0,72
1,02
1,37
,8
0,61
0,91
1,26
Fl6/Fc=l,0
-0,34
-0,19
0,07
0,13
0,39
0,81
0,56
0,86
1,21
0,4
4,77
5,05
1,77
2,05
1,22
1,50
1,02
1,30
0,93
1,21
0,5
7,25
7,40
2,50
2,71
1,70
1,85
1,38
1,54
1,25
1,40
0,6
10,1
3,37
2,13
1,68
1,48
QJQc
0
1,20
0,1
1,19
0,2
1,17
0,3
1,12
0,4
1,05
0,5
0,96
QJQc
;..„
0,6
0,85
0,7
0,72
0,8
0,56
0,9
0,39
1,0
0,20
393

Крестовины прямые (ос = 90°) приточные из кровельного железа;
Re>104 [7-40]
Диаграмма
7-38
"Nt
Боковое ответвление
см. таблицы и графики а и б
Значения ?с.6 при Si6/626 = 1 (график
FJFC
1
0,445
0,284
FiJFz6
0,445
0,445—1
0,64—1
w«/wc
0
1,0
1,0
1,0
0,2
0,80
0,80
0,80
0,4
1,4
0,80
0,78
0,48
2,1
0,80
0,80
0,6
0,85
0,83
0,8
1,4
0,95
1,0
3,0
1,2
1,1
5,6
1,4
1,2
1,7
1,4
2,6
1,6
5,0
1,8
7,6
Fs/Fc-0,28*
*,0
2,8
2,0
*,'
Г.2
0,8
0,4
/
/
1
/
j
/
/
/
JjslFe,28f
Г
z_
.F6/Fe~0,tf4S
О 0,<t 0,8 7,2 Wj/wc
W 0,8 1,2 7,6 2,0 2,(f
394

Продолжение
Крестовины прямые (а = 90°) приточные из кровельного железа;
Re>104 [7-40]
Диаграмма
7-38
Значения ?с.б при 615/626 Ф1 (график б)
FJFC
0,445
0,284
FJFlc
0,64—1
0,64—1
0
0,5
0,5
0,4
0,75
0,75
0,8
0,90
0,90
1,2
1,3
1,3
1,4
1,4
1,5
1,6
1,6
1,75
1,8
1,8
2,2
2,0
2,0
2,6
2,2
2,2
3,0
2,4
2,4
3,4
2,8
4,2
3,4
5,4
_ Ад,
Прямой проход
см. таблицы и графики виг
0,6
0,3
0,2
\
i
\
\
\
? ар
0,6
0,5
О,*
0,3
0,2
0,1
ч
\
\
\
\
/
©
i
f
0,2 0,? 0,6 0,8 1,0 1,2 ?* Ifi 1,8 2fi wa/wc
Значения С,са при fn=const, любых Fl6lF26 ш любых FJFe (график в)
0
0,63
0,1
0,62
0,2
¦ 0,40
0,3
0,15
0,4
0
0,5
-0,05
0,6
-0,08
0,7
-0,08
0,8
-0,05
0,9
0
1,0
+0,05
Значения ^сп
0
0,6
0,2
0,55
при наличии ]
0,4
0,45
0,6
0,25
конического перехода на проходном участке (график г)
0,8
0,10
1,0
0,05
1,2
0,05
1,4
0,05
1,6
0,07
1,8
0,10
2,0
0,17
2,2
0,27
395

Раздающий (приточный) короб с переходными
участками [7-61 ]
Диаграмма
7-39
и
Направление патока
в раздающей канале
II
а и 5' - боковое ответвление
41
в)
г)
ваг- верхнее или нижнее ответвление
pvvf6/2
см. кривые ^6=j
И':,
где w'A_i)c—средняя скорость в коробе
перед /-М ответвлением
U6
0,8
о
11
V
V
\
	¦
1,1 2,0 2,8 3,6 Wts/w(l_,)c
Размеры к схемам (И—высота сечения короба)
Схе-
ма
а
б
в
г
D
0,6—0,9/*
—
0,6—0,9/z
——
А'

1,15—1,25/1
—
1,15—1,25/2
В'

0,30—0,45А
—
0,35—0,45/1
А
«1,7/)
1 — 1,5Л
1,15—1,25/z
Z)
0,6—0,94/2
D
0,6—0,9/2
L
1 — 1,3/)
0,6—1,1/2
—

/
—
0,2/)
—
R

—
—
0,6—0,9/2
г
_
—
—
0,3—0,4/2
Значения
Ответвление
1. Боковое
2. Верхнее или
нижнее
0,4
4,30
0,6
1,6
3,00
0,8
0,88
1,80
1,0
0,60
1,43
(.-..с
2,0
0,24
0,92
3,0
0,20
0,90
4,0
0,19
1,12
5,0
0,18
1,67
396

Коллекторы (раздающие) при а = 90° и L/DtH< 150 (без дополнительных
препятствий в канале); Re = wH?>rH/v^ 104 [7-50]
Диаграмма
7-40
0,9 < А \^ 2,6
0<К,<0,3:
Ар
-«2,63-0,54Л\
¦ри^/2
0,З^К,<0,6:
0,6^ < 0,9:
; а 2,20 - 0,57^ + 0,60^ + 0,0086L/Х»гн -
-0,002A\L/Dre^f(A'u Ku !/?>„),
где А\=Т-
Cy,
Ару
г =—-^— см. данные справочника для соответствующих
pvg/2
участков, присоединенных к боковым ответвлениям до
и после аппарата;
? =
АРа
см. двенадцатый раздел или другие источники
Ро/
для данных аппаратов (устройств), примыкающих к бо-
боковым ответвлениям;/=«0/5//^ (по—число ответвлений);
i
2,2
',8
/.«
1,8
1,0
Kt=099
'¦•'¦'¦
—S.
0,5
f ^
0,6
L/i
ч.
^>
"<;
s
/.г
I
к,
0
0,3
0,6
0,9
0
0,3
0,6
0,9
0
0,3
0,6
0,9
0,4
2,40
2,30
2,40
2,60
2,30
2,40
2,70
3,00
2,30
2,70
3,05
3,45
0,6
2,10
2,20
2,28
2,50
2,10
2,30
2,55
2,85
2,10
2,60
2,80
3,30
0,8
2,00
2,13
2,23
2,43
2,05
2,20
2,45
2,70
2,25
2,55
2,77
3,10
1,0
1,80
1,97
2,07
2,26
,93
2,18
2,33
2,56
2,13
2,48
2,71
2,97
Значения
А
1,2
1,4
1
1,6
L/Z)rH = 5 -г-10
1,65
1,83
1,90
2,10
1,60
1,70
1,77
1,94
1,50
1,59
1,65
1,80
L/Z)rH = 60
1,80
2,04
2,16
2,37
Г
jL
2,00
2,31
2,51
2,75
1,70
1,90
2,00
2,20
1,87
2,15
2,33
2,55
1,60
1,77
1,86
2,04
1,75
2,01
2,16
2,37
0,8 1,2
1,8
2,0
1,38
1,48
1,59
1,67
1,30
1,39
1,41
1,54
1,50
1,65
1,72
1,89
1,65
1,87
2,00
2,19
1,40
1,54
1,59
1,75
1,55
1,75
1,85
2,03
',6
2,2
1,20
1,29
1,31
1,43
1,31
1,44
1,48
1,62
1,44
1,63
1,72
1.88
2,0 2,f a;
2,4
2,6
1,13 1,07
1,20 1,12
1,20 1,12
1,33 1,23
1,23 1,15
1,34 1,25
1,37 1,27
1,50 1,39
1,35 1,27
1,52 1,41
1,59 1,47
1,75
1,62
397

Коллекторы (собирающие) при а = 90° и L/DtH< 150;
04 [7-50]
Диаграмма
7-41
? = —-—~—	\ см кривые ? =
где ф = 0,09 + 0,50 Л '2 + 0,02 ^-0,09 А'2КХ;
1
=—г:!;
см. данные справочника для соответствую-
щих участков, присоединенных к боковым ответвле-
ответвлениям до и после аппарата;
см. двенадцатый раздел или другие источники для данных аппаратов (устройств),
примыкающих к боковым ответвлениям; /=«0/6/FH (п0 — число ответвлений); Ki = \—Fx/FB
Значения С,
к,
0
0,3
0,6
0,9
0,2
27,5
27,2
27,0
27,0
0,3
17,0
17,3
17,5
18,0
, 0,4
11,8
12,0
12,4
12,8
0,6
6,30
6,60
7,00
7,42
0,8
3,90
4,12
4,43
4,77
1,0
2,52
2,78
3,02
3,28
1,2
1,76
1,97
2,16
2,37
1,4
1,30
1,44
1,59
1,77
Ю
0,20* 0,25 0,30 0,35 09<t0
398

Коллекторы П-образной формы при а = 90° и L/Z)rH^5,0;
Л^0,9 для раздающего и А? = 0 для собирающего каналов;
04 [7-50]
1,0;
Диаграмма
7-42
с
1
0,788Л'з +0,029^! +0,115-FH/F*-0,130A3 К, f
-0,353Л'з /•„//?* -0,090'
см. данные справочника для
соответствующих участков, примыкающих к боковым ответвлениям до и после аппарата
Ар
(устройства); ?ап=—— см. двенадцатый раздел или другие источники для данных аппаратов
риб/2	^
(устройств), примыкающих к боковым ответвлениям; J-nof6/FH (no — число ответвлений);
Значения С,
в1,* 0,6 0,8 1,0 1,2 t,it А'3
К,
0
0,3
0,6
0,9
0
0,3
0,6
0,9
0
0,3
0,6
0,9
0,54
3,66
3,80
3,97
4,15
3,88
4,05
4,23
4,44
4,12
4,32
4,53
4,76
0,6
3,00
3,13
3,28
3,44
3,22
3,38
3,56
3,76
3,50
3,69
3,90
4,13
0,8
FJF*
2,19
2,30
2,43
2,57
2,41
2,55
2,70
2,88
F IF*
2,68
2,85
3,05
3,27
1,0
= 0,5
1,73
1,82
1,93
2,05
= 0,75
1,92
2,04
2,18
2,33
= 1,0
2,17
2,33
2,50
2,71
1,2
1,43
1,51
1,60
1,70
1,60
1,71
1,82
1,96
1,83
1,96
2,12
2,31
1,4
1,6
1,21
1,29
1,37
1,46
1,00
1,12
1Д9
1,27
1,37
1,46
1,57
1,69
1,20
]
1,58
1,70
1,84
2,01
1
1,28
1.38
1,49
1.39
1,60
1,63
1,79
399

Коллекторы Z-образной формы при ос = 9О° и L/DrH^50; 0,5
Кх ^ 0,9 для раздающего и Kf = 0 для собирающего каналов;
04 [7-50]
Диаграмма
7-43
0,54 sU;< 1,6:
С=—?— t
pw2j2
1
0.692Л '^-0,073К,+0,mFJF*-0.424Л 4 FH/F*-0,013'
у,
где
см- Данные справочника для соответствующих участков, примыкающих
к боковым ответвлениям до и после аппарата (устройства); Сап =
pvl/2
см. двенадцатый
раздел или другие источники для данных аппаратов (устройств), примыкающих к боковым
ответвлениям; f=nQf6/Fa (по—число ответвлений); K1^l-FJFH
Значения ^
0,6 0,8 1,0 /92 /,*
0
0,3
0,6
0,9
0
0,3
0,6
0,9
0
0,3
0,6
0,9
л\
0,54
3.44
3,72
4,05
4,44
3,70
4,03
4,42
4,89
4,02
4,40
4,87
5,46
0,6
2,95
3,15
3,39
3,66
3,25
3,50
3,79
4,14
3,63
3,94
4,31
4,76
0,8
2,30
2,42
2,56
2,71
FJF*
2,62
2,78
2,96
3,16
FJFt
3,04
3,25
3,50
3,79
1,0
1,88
1,96
2,05
2,15
=0,75
2,19
2,30
2,42
2,56
t __ 1 Л
2,61
2,71
2,95
3,15
1,2
1,59
1,65
1,71
1,78
1,88
1,96
2,05
2,15
2,29
2,41
2,55
2,70
1,4
1,38
1,43
1,47
1,52
1,6
1,22
1,25
1.29
1,33
1,65
1,71
1,78
1,85
1,47
1,52
1,57
1,62
2,04
2,14
2,24
2,30
1,84
1,92
2,00
2,09
400

РАЗДЕЛ ВОСЬМОЙ
СОПРОТИВЛЕНИЕ ПРИ ТЕЧЕНИИ ЧЕРЕЗ ПРЕПЯТСТВИЯ,
РАВНОМЕРНО РАСПРЕДЕЛЕННЫЕ ПО СЕЧЕНИЮ КАНАЛОВ
(КОЭФФИЦИЕНТЫ СОПРОТИВЛЕНИЯ РЕШЕТОК, СЕТОК,
ПОРИСТЫХ СЛОЕВ, НАСАДОК И ДР.)
8-1. ПОЯСНЕНИЯ
И ПРАКТИЧЕСКИЕ
РЕКОМЕНДАЦИИ
1.	К препятствиям, равномерно распреде-
распределенным по сечению труб и каналов и созда-
создающим равномерное сопротивление потоку,
относятся различные решетки, сетки, слои,
ткань, насадки из колец Рашига, кускового
или сыпучего материала, поперечные пучки
труб и т. п.
2.	Природа сопротивления плоских решеток
(перфорированных листов), помещейных
в прямую трубу, такая же, как и при
протекании потока через диафрагму (шайбу).
Жидкость (газ), подходя к решетке, поджима-
поджимается в ее отверстиях и с повышенной ско-
скоростью отдельными струйками выходит из
решетки в трубу. Таким образом, возникают
потери, связанные как со входом в отверстия,
так и с внезапным расширением на выходе
из отверстия решетки (рис. 8-1).
Коэффициент сопротивления плоской (тон-
(тонкостенной) решетки зависит от коэффициента
живого сечения /=ljrOTB/irp=iro/^i и формы
краев отверстий, а также от числа Рейнольдса
Re = wOTBrfOTB/ve Вычисляется он по формулам
D-7) —D-27):
^==/(/, r/dm, l/dm9 Re).
3. При малых коэффициентах живого сече-
сечения/решетки скорость потока в ее отверстиях
и особенно в наиболее сжатом сечении
струек в отверстиях может получиться очень
большой даже при сравнительно небольшом
ее значении перед фронтом решетки. В некото-
некоторых случаях скорость потока в сжатом
сечении струек может быть близкой к ско-
скорости звука (числа Маха — близким к еди-
единице). При этих условиях коэффициент со-
сопротивления решетки начинает зависеть от
числа Маха Ма1 = ^1/д1 (см. п. 38 четвертого
раздела), т. е.
где км—поправка на влияние числа Маха,
полученная на основании опытных данных
Корнелла [8-63 ] (см. диаграмму 8-7); ? опре-
определяется, как при Мг«0 по формулам
четвертого раздела; wi—средняя скорость
потока перед препятствием (решетки, сетки
и т. п., м/с).
4. Для построения перфорированных реше-
решеток можно воспользоваться следующей
связью между числом отверстий лотв, а также
между поперечным St и продольным S2
шагом отверстий, их диаметром dOTn и коэф-
коэффициентом живого сечения решетки /.
Число отверстий
Расстояние между отверстиями:
при коридорном (прямоугольном) располо-
расположении отверстий (рис. 8-2, а)
(8-1)
0,785<&.
= sj ¦
В первой формуле (8-1) известным предпо-
предполагается шаг 52, а во второй — шаг 5\;
Рис. 8-1. Схема перетекания потока через ре-
решетку (сетку)
401

7. Коэффициент сопротивления двухплоско-
стных сеток (см. диаграмму 8-6) может быть
определен [8-34] как
Рис. 8-2. Перфорированная решетка с коридор-
коридорным (а) и шахматным (б) расположением
отверстий
в частном случае, когда 5t = 52,
(8-2)
при шахматном (ромбовидном) расположе-
расположении отверстий под углом 9 (рис. 8-2,6)
В частном случае при одинаковом расстоянии
между отверстиями как в поперечном направле-
направлении, так и диагональном E2 = 5'2; 0 = 60°)
^=0,824
При Sl=S2 получим формулу (8-2).
5. Коэффициент сопротивления незагрязнен-
незагрязненных плетеных сеток при больших числах
Рейнольдса
где для плетеных сеток из проволоки круглого
поперечного сечения с обычным состоянием
поверхности (но не окисленных и не запылен-
запыленных) ко=1,3 (по данным Г. А. Адамова); для
новых сеток &0=1,0, а для шелковых ниток
*0 = 2,1 [8-49].
6. При числах Рейнольдса Re<103 для
плетеных сеток из проволоки круглого попе-
поперечного сечения и Re < 500 для шелковых
сеток коэффициент сопротивления может быть
определен по следующим формулам:
1) сетки их проволоки при 50<Re<103
при Re<50
2) сетки из шелковых* ниток
при 40 < Re < 500
при Re<40
где ?кв определяется, как ? по формуле (8-3);
k'Re и A: Re—см. соответствующие кривые
диаграммы 8-6.
Неравномерность расположения прутков не
влияет на коэффициент сопротивления сетки;
он зависит только от суммарного живого
сечения / [8-34].
8.	Сетки, сплетенные на основе нихромовой
проволоки и в поперечном направлении из
диэлектрической капроновой нити того же
диаметра (J = O,5-f-1,2 мм), исследовались в ра-
работе [8-40] при установке их под разными
углами (ф = 0ч-75°) к потоку. При увеличении
ф в пределах 0—45° коэффициент сопротивления
сетки увеличивается относительно мало. Резкое
увеличение ? (примерно вдвое) наступает при
увеличении ф с 45 до 60°. Затем при дальнейшем
увеличении ф коэффициент ? опять уменьшается.
9.	Как и для решеток, скорость в отверсти-
отверстиях сетки при малых коэффициентах ее живого
сечения может быть близкой к скорости звука
(Ма1 = 1,0). Влияние числа Маха Мах учиты-
учитывается по формуле
где к'и—поправка на влияние числа Маха
[8-63] (см. диаграмму 8-7).
10.	Аналогичное явление может иметь мес-
место и при других пористых (фильтрующих)
материалах. Значения коэффициентов сопро-
сопротивления некоторых из них, полученные при
больших давлениях (до 20 МПа) в зависимо-
зависимости от числа Рейнольдса, приведены на ди-
диаграмме 8-8 [8-58]. Там же для тех же
материалов приведены кривые зависимости
отношения давлений p~p2IPi от скорости
потока wv
Ни коэффициент сопротивления ?, ни отно-
отношение давления р практически не зависят от
давления рх перед пористым материалом.
11.	Установка двух сеток вплотную одна
к другой в идеальном случае не должна приво-
приводить к увеличению сопротивления, так как
при точном совмещении проволок обеих сеток
это означало бы только увеличение размера
этих проволок по потоку. Практически, однако,
проволоки обеих сеток частично перекрывают
одна другую, вследствие чего живое сечение
несколько уменьшается и сопротивление уве-
увеличивается, но редко вдвое. При установке
двух сеток на некотором расстоянии одна от
другой (примерно на расстоянии больше
15 диаметров проволоки) сопротивление сеток
удваивается. Поэтому при практических рас-
расчетах коэффициент суммарного сопротивления
последовательно установленных сеток можно
402

Рис. 8-3. Сетчатые тарелки в ректификационной
колонне
определять как сумму коэффициентов сопро-
сопротивления отдельных сеток, т. е.
"с
где пс — число рядов сеток.
12.	В случае применения решеток (сеток)
в качестве барботажных тарелок (сетчатые
тарелки) в аппаратах, где происходит процесс
массообмена (ректификация, сорбция, увлаж-
увлажнение газов и т. п., рис. 8-3), их сопротивление
зависит, во-первых, от условий работы та-
тарелки (сухая тарелка, смоченная при движении
по ней столба жидкости без барботажа и дви-
движении жидкости при наличии барботажа),
во-вторых, от физических свойств рабочих
сред и конструктивных размеров тарелки.
13.	Коэффициент сопротивления сухой та-
тарелки определяется по данным пп. 2, 5 и 6,
как для обычной решетки (сетки).
Сопротивление смоченной тарелки с малы-
малыми отверстиями больше сопротивления сухой
тарелки, так как в отверстиях образуется
жидкостная пленка, на разрыв которой затра-
затрачивается определенная энергия протекающего
через отверстия газового (воздушного) потока.
Коэффициент сопротивления смоченной та-
тарелки (с малыми отверстиями) можно вычис-
вычислить по формуле И. П. Усюкина и Л. С. Ак-
сельрода [8-47 ]:
„ Ар , /С142
Pr^o/2	\FX
где ?сух—коэффициент сопротивления сухой
тарелки, определяемый, как ? для обычной
решетки (сетки), см. диаграммы 8-1—8-6;
а—коэффициент поверхностного натяжения
жидкости на границе раздела фаз газ—жид-
газ—жидкость, Н/м; рг — плотность газа,- кг/м3; а0 —
радиус круглого отверстия или ширина ще-
щелевого отверстия тарелки, м; w0—средняя
скорость потока в живом сечении препятствия
(решетки, сетки и т. п.), м/с.
14. Коэффициент сопротивления тарелки
в условиях ее нормальной работы с бар-
ботажем [8-47 ]
„ Ар „ fF0\\ 2-КГ*о/а0
/2~ScyVi
/2'
PrW/2
где рв и рж — плотность воды и рабочей
жидкости, кг/м3; Асл, /сл —высота и длина
сливной перегородки тарелки, м.
15. Коэффициент сопротивления барботаж-
барботажных тарелок, у которых отсутствуют спе-
специальные переливные устройства, может быть
вычислен с допустимой для технических ра-
расчетов точностью по формуле В. В. Дильмана
и др. [8-44]:
Ар
Коэффициент живого сечения щелей тарел-
тарелки, через которую стекает жидкость,
/'=
*
4<V Рж СсУх(^
где Go, Lo—массовая скорость соответствен-
соответственно газа и жидкости, кг/(м2 -с); цж — коэффици-
коэффициент расхода жидкости через щель (отверстие)
тарелки.
16. Общие потери в решетках, выполнен-
выполненных из стержней различных форм сечения,
складываются, как и для обычных утол-
утолщенных решеток, из потерь на вход, на
трение и на внезапное расширение (удар) при
выходе из суженного сечения между стерж-
стержнями в канал.
Коэффициент сопротивления решеток при
, = 5 и ao/Sx^075 можно определить по
формуле Киршмера [8-69]:
pwi/2
= рх кх sin 9.
(8-4)
Здесь рх—коэффициент формы стержней (см.
диаграмму 8-9); кх = (Sx/aQ -1L/3; 0—угол
наклона стержня к потоку; dM—ширина
(диаметр) миделева сечения стержня решет-
решетки, м; а0—просвет между двумя сосед-
соседними стержнями, м; Sx—расстояние между
осями двух соседних стержней, м; /—длина
стержня, м.
17. Коэффициент сопротивления решеток
при любых значениях коэффициента живо-
живого сечения J=Fon/F0 = a0/Sx и любой от-
относительной глубине просветов (толщине ре-
решетки) 1/а0 может быть определен прибли-
приближенно:
An
= P2C'sin9,	(8-5)
где р2 — коэффициент формы стержней (см.
диаграмму 8-9); ?' — коэффициент сопротивле-
403

ния обычной решетки или шайбы с утолщен-
утолщенными краями отверстий, определяемый как
? по формуле автора D-12) или диаграмме 8-3.
18. При значениях ao/Sl^0,5 коэффициент
сопротивления стержневой решетки (с любой
формой сечения стержня), помещенной не-
посредственно за поворотом потока под уг-
углом атаки <х0 [8-82],
Ар
(8-6)
где сх — коэффициент, зависящий практически
только от угла атаки а0 (для данной формы
стержня см. график а диаграммы 8-10); а2 —
коэффициент, зависящий от угла атаки а0
и коэффициента живого сечения aQ/Sx (см.
график б диаграммы 8-10).
19. В случае применения стержневых реше-
решеток в гидротехнических сооружениях значе-
значения С, этих решеток получаются большими, чем
по расчету, вследствие загрязнения и конструк-
конструктивных особенностей решеток. Поэтому
В. Б. Дульнев [8-15] рекомендует ввести в фор-
формулы (8-4), (8-5) и (8-6) поправочный множитель
с', учитывающий род и количество содержащего-
содержащегося в зоде мусора, способ очистки решетки,
возможность отложения перед решеткой нано-
наносов и другие условия. При машинной очистке
решеток с'= 1,1 -~ 1,13, при ручной d = 1,5— 2,0.
Конструктивные особенности рекомендуется
учитывать поправочным множителем
1
где L—высота решетки в свету, м; А—сум-
А—суммарная высота поперечных элементов
(A~h-nl+dn2), м; А и пх—высота и число
промежуточных опорных балок, м; d и п2 —
диаметр и число распорно-связных элементов,
м.
20.	В пористой среде наблюдается посте-
постепенный переход от ламинарного режима те-
течения к турбулентному. Плавность перехода
объясняется, во-первых, извилистостью пор,
сужениями и расширениями, а также шеро-
шероховатостью поверхности пористой среды, что
способствует вихреобразованиям и возмуще-
возмущениям потока; во-вторых, постепенным распро-
распространением турбулентности с больших пор
на малые, что связано с характером распреде-
распределения пор в среде по их размерам.
21.	Пористые среды можно разделить на
три основные группы:
1)	цементированные или связанные (порис-
(пористая керамика, уголь, пористый металл);
2)	сыпучие или несвязанные (порошки, раз-
различные кусковые материалы, насадки из эле-
элементов правильной геометрической формы —
шары, цилиндры, кольца);
3)	решетчатые или хордовые насадки, на-
404
Рис. 8-4. Относительное расположение сфери-
сферических тел в слое
садки из сеток или сит, труб, гофрированных
лент и т. п.
22. Пористость и просвет (коэффициент жи-
живого сечения) слоя, состоящего из одинаковых
сферических тел, не зависят от диаметра
зерна; они являются функциями взаимного
расположения зерен, т. е. угла 0 (рис. 8-4):
6A-cos 9) VI-
/=l-0,257i/sin9.
Крайние значения угла 0 равны 60 и 90°.
Теоретическая пористость г' и просвет
J в этом интервале угла даны в табл. 8-1.
8-1. Значения е' и /
в
60°
60°02'
6Г18'
62°36'
64°03'
65°37'
е'
0,259
0,26
0,28
0,30
0,32
0,34
/
0,0931
0,0977
0,1045
0,1155
0,1266
0,1337
в
67°21'
69°17'
7Г28'
74°03'
77°10'
8Г25'
90°00'
г'
0,36
0,38
0,40
0,42
0,44
0,46
0,476
7
0,1491
0,1605
0,1719
0,1832
0,1946
0,2057
0,2146
23. Для слоя сыпучих тел или кусков сфе-
сферической или неправильной формы коэффи-
коэффициент сопротивления может быть вычислен
с точностью до ±20—35% ** по выражению,
вытекающему из уточненной [8-66] формулы
Эргана [8-64]:
J
Ар Г360A~в')
где Х=
Ар	360A -г'J
pwl/2lo/d,
(8-7)
(8-8)
#1 Такая точность является относительно
хорошей, если учесть, что применимость пред-
предлагаемой формулы в интервале изменения
числа Рейнольдса от Ю до 103 изменяет
коэффициент сопротивления на два порядка
(от 0,5 до 50) [8-4].

Ret sw^/v; d3 = (p{d,; dJ — средний размер
(диаметр) тела; фг— коэффициент формы те-
тела; #'=1,8— для тел с гладкой поверхностью,
#' = 4,0—для тел с шероховатой поверхно-
поверхностью. Значения в', d3 и <рх для тел из
различных материалов приведены на диаграм-
диаграмме 8-11.
24. Для слоя из тел неправильной формы,
а также из колец, для которых известен
гидравлический диаметр пор dT, коэффициент
сопротивления
С»-^ = *4т.	(8-9)
где по данным Н. П. Ишкина и М. Г. Кага-
нера [8-32] при
er=--^—^ <3
X=180/Rer,
(8-10)
а при Rer>3
А,= 164/Кег + 7,68/Ке?Д1. (8-11)
Формулами (8-9)—(8-11) можно пользовать-
пользоваться также для определения коэффициента со-
сопротивления связанного пористого материала.
25.	Сопротивление «регулярных» пористых
насадок из колец Рашига, уложенных пра-
правильными рядами (см. диаграмму 8-13), и на-
насадок из деревянных реек, уложенных па-
параллельно (см. диаграмму 8-14), при отсут-
отсутствии орошения их жидкостью обусловле-
обусловлено главным образом потерями давления на
трение.
Коэффициент сопротивления таких наса-
насадок может быть вычислен по формуле (8-9),
где по уточненным данным [8-16] при
0,4- 103<Relr<w1rfr/v^8 • 103 (где Relr принят
в соответствии со скоростью перед насадкой)
X = 3,2/Re?;.375,	(8-12)
а при Relr>8-103
X«0,ll=const,	(8-13)
где </г = 4е'/5—гидравлический диаметр про-
просвета между кольцами, м E—удельная пло-
площадь поверхности всех колец, м2/м3).
26.	Сопротивление насадок из колец Раши-
Рашига, уложенных в шахматном порядке (см.
диаграмму 8-13), и хордовых насадок, за-
загруженных накрест (см. диаграмму 8-14),
при отсутствии орошения их жидкостью обус-
обусловливается как потерями на трение, так
и потерями при внезапном сужении и рас-
расширении потока в местах пересечения рядов
насадки.
27.	Коэффициент сопротивления керамиче-
керамических колец Рашига с отношением наружного
диаметра к внутреннему dHjdB& 1,2 и относи-
относительной высотой /к/^н«1,0 при укладке их в
шахматном порядке может быть определен по
формуле (8.9), где при 0,4- 103<Relr<6 • 103
X вычисляется по уточненной автором форму-
формуле Н. М. Жаворонкова [8-16]:
375,	(8-14)
(8-15)
а при Relr>6-103
А.» 0,36 = const.
С некоторым приближением формулы (8-14)
и (8-15) можно распространить и на кольца
с иными размерами.
28. Коэффициент сопротивления хордовых
насадок, загруженных накрест, вычисляется
по формуле (8-9), в которой при
0,4103<Relr<6103 согласно [8-16]
X=/:WRe?r375,	(8-16)
а при Relr>6*103
(8-17)
где к'х и А/ принимаются в зависимости от
номера решетки (см. диаграмму 8-14) *1.
29.	Сопротивление движению газового потока
в орошаемой насадке значительно больше, чем
в сухой. Возрастание сопротивления вызывается
как сужением потоков жидкости живого сечения
насадки, так и барботированием газа через
жидкость, которая задерживается в мертвых
зонах насадки. При этом влияние интенсивности
орошения на сопротивление насадки тем боль-
больше, чем меньше размер элементов в насадке.
30.	При движении газа противотоком через
орошаемую насадку наблюдаются три режи-
режима: устойчивый, при котором жидкость пол-
полностью стекает вниз; неустойчивый, при ко-
котором вначале происходит подвисание (зах-
(захват) жидкости, а потом обратное движение
жидкости, приводящее к «захлебыванию»
и выбрасыванию ее из насадки вместе с газом.
Моменты захвата и захлебывания жидкости
наступают при тем меньшей скорости газо-
газового потока, чем больше плотность А оро-
орошения насадки жидкостью [8-16].
31.	Коэффициент сопротивления орошаемой
насадки, как упорядоченной, так и неупоря-'
доченной, до начала подвисания жидкости,
т. е. при скорости w1«wlnp примерно до Л =
= 50 м3/(м3-ч), может быть приближенно вы-
вычислен на основании данных Н. М. Жаво-
Жаворонкова [8-16]
где ?сух—коэффициент сопротивления сухой на-
насадки, определяемый, как ? на основании фор-
формул (8-7)—(8-17); А—плотность орошения на-
насадки жидкостью, м3/(м2*ч); т—коэффициент,
** Подробнее о геометрии и сопротивлении
зернистых слоев и слоев из тел нерегулярной
формы см. работу М. Э. Аэрова и О. М. То-
Тодеса [8-3].
405

учитывающий влияние типа насадхи на уве-
увеличение сопротивления из-за орошения (см.
диаграммы 8-12—8-14); и>1пр — предельная
схорость газового потока в свободном сече-
сечении аппарата (перед насадхой), при которой
начинается подвисание или захлебывание жид-
жидкости (см. диаграммы 8-12—8-14).
32.	Сопротивление насадок при работе их
на запыленном газе может резко возрасти
(в 2—3 раза и более), что следует иметь
в виду при их гидравлическом расчете.
33.	Если прохождение газа через насадку
сопровождается охлаждением или нагревани-
нагреванием его, то общий хоэффициент сопротивления
должен вхлючать дополнительный элемент
Д?„ учитывающий потерю давления на уско-
ускорение (замедление) потока в пределах слоя
(препятствия) вследствие уменьшения (увели-
(увеличения) плотности рабочей среды [8-43]:
Ар
где ? определяется по формулам (8-7)—(8-18);
К = 2(Твых-Твх)/Тср
(в случае нагрева A?t положительно, а в случае
охлаждения Д?, отрицательно);
w
lcp
рср = 273р0/Гср; Relr = vt/lcprfr/v;
lcpскорость потока перед фронтом пре-
препятствия, взятая по среднеарифметической
температуре Гср потока вдоль этого препят-
препятствия, м/с; ро и рср—плотность протекающей
среды соответственно при Г=273 К и под-
подсчитанного по среднеарифметической темпе-
температуре Гср потока вдоль препятствия, кг/м3;
v принимается в зависимости от среднеариф-
среднеарифметической температуры Гср(/ср).
34.	Для сухой очистки газа (воздуха) от
высокодисперсной пыли широко применяются
тканевые фильтры. В отличие от ткани, через
которую проходит чистый (незапыленный)
газ, сопротивление фильтрующей ткани при
запыленном газе возрастает со временем. Это
объясняется тем, что поры ткани со сторо-
стороны входа запыленного газа заполняются ча-
частицами пыли и образуют в порах и на по-
поверхности ткани «вторичную» пористую пе-
перегородку. По мере забивания пор ткани
частицами пыли и увеличения толщины ее слоя
на поверхности сопротивление фильтрующей
пористой среды (ткани и пыли) возрастает.
35.	Сопротивление запыленной фильтрую-
фильтрующей ткани предлагается [8-18] рассматривать
состоящим из двух частей: Ар'—сопротивле-
Ар'—сопротивления, обусловленного неудаляемым запылени-
ем ткани, и Ар"—сопротивления слоя пы-
пыли, удаляемого при периодических процессах
очистки ткани.
Рис. 8-5. Слоевой (пористый) цилиндр
На основании этого Г. М. Гордон и
И. А. Аладжалов [8-12] рекомендуют вычис-
вычислять общее сопротивление запыленной ткани
по следующей формуле:
где А 2—экспериментальный коэффициент, за-
зависящий от вида пыли, типа ткани и степени
запыленности*1; В2—экспериментальный ко-
коэффициент, зависящий от насыпной плотности
пыли и проницаемости слоя пыли; рп —
удельная масса периодически удаленного
слоя, кг/м2; wx—скорость фильтрации (удель-
(удельная нагрузка на ткань), м3/(м2 • с).
36. В некоторых случаях сопротивление за-
запыленной ткани [8-50]
где Аъ и А з—коэффициенты пропорциональ-
пропорциональности, зависящие от вида пыли, типа ткани
и степени запыленности; q^Q\Fx — удельная
нагрузка на ткань, м3/(м2-с); m—эксперимен-
m—экспериментально определяемая величина.
37.	Пористый материал, применяемый в кон-
контактных, фильтрующих и других аппаратах,
часто оформляется в виде цилиндрического слоя
(рис. 8-5). Удельные потери, т. е. потери давле-
давления, приходящиеся на единицу толщины слоя
пористого цилиндра при данном расходе
жидкости (газа), меняются в зависимости от
толщины стенок цилиндра. В случае истечения
потока наружу скорость в направлении истечения
падает вместе с возрастанием площади поверх-
поверхности (из-за диффузорного эффекта) цилиндри-
цилиндрического слоя, а следовательно, удельные потери
уменьшаются. При всасывании имеет место
обратное явление (конфузорный эффект).
38.	Применительно к цилиндрическому слою
формула (8-7) приобретает [8-20, 8-21, 8-25]
следующий вид:
./2
[180A-е')
Re.
J\l-s')D0
Dn
** Некоторое уточнение коэффициентов А2
и В2 см. работу А. Ф. Григорьева [8-13].
406

Образцы
решеток
исходный лро/риль
V*
0 0,4 wzlw%0 OX wzfwl 0 OX wz/wi0 0/f- ivz/tvo
Ряс. 8-6. Поток с
регулярной неравномерностью (по данным Таганова)
ный к одной и
втором
PW^ux/2
80A-8')^
fV(Dx
{
а формулы (8-10) и (8-11) при Rer<3 соот-
соответственно
или
?ВЫХ
Ар
или
т>ВЫХ
V
где
0 вх?
O вых
средние скорости потока в живом сечении
(просвете) слоя на входе и на выходе из
слоя, м/с. .
39. Формулы не учитывают некоторую раз-
разницу в сопротивлении цилиндрического слоя
для случаев истечения и всасывания. В первом
случае (когда наблюдается диффузорный эф-
эффект) коэффициент сопротивления, приведен-
к одной и той же скорости, меньше,
чем во втором случае (когда наблюдается
конфузорный эффект). При не очень большой
относительной толщине слоя эта разница
может достигнуть 20% и более.
40.	Если скорости по сечению распределены
неравномерно, то препятствия, равномерно
распределенные по сечению канала, оказыва-
оказывают выравнивающее действие на набегающий
поток. Создавая сопротивление, препятствия
(различные решетки, сетки, слои сыпучих или
кусковых материалов, ткани и т. п.) заставля-
заставляют набегающую среду (жидкость, газ) расте-
растекаться по фронту данного препятствия и од-
одновременно пересекать его через проходные
отверстия (каналы).
41.	Степень выравнивающего действия пре-
препятствий указанных видов зависит от их гео-
геометрических параметров (коэффициента живого
сечения, относительной толщины слоя и т. д.).
Поскольку эти параметры определяют коэффи-
коэффициент сопротивления препятствий, то в резуль-
результате степень выравнивающего действия (сте-
(степень растекания среды) является функцией
коэффициента сопротивления. Чем больше
коэффициент сопротивления препятствия, тем
выше степень растекания среды по его фронту.
Однако плоские (тонкостенные) решетки, как
перфорированные листы, проволочные и дру-
другие сетки, ткань и т. п., в отличие от прост-
пространственных препятствий (слои сыпучих или
кусковых материалов, трубчатые решетки
и т. п.) обладают особенностями: после дости-
достижения определенного (предельного или «крити-
«критического») значения коэффициента сопротивле-
сопротивления в сечениях на конечном расстоянии за
плоской решеткой профиль скорости получает-
получается «перевернутым» («обращенным»), т. е. на-
наблюдается такая неравномерность потока, при
которой максимум скорости за решеткой
соответствует минимуму скорости перед ней,
и наоборот (рис. 8-6) [8-20, 8-21, 8-28, 8-29].
42.	Указанное объясняется следующим. При
растекании среды по фронту решетки линии
407

'///////Л
V/////A
Решетка^
/////////////////Л
	 >
У/////////////////
Рис. 8-7. Схема набегания узкой струи на
решетку в трубе
тока искривляются. Поскольку решетка тон-
тонкостенная, т. е. ее отверстия не имеют на-
направляющих поверхностей, то поперечное (ра-
(радиальное) направление линий тока неизбежно
сохраняется и после протекания среды через
отверстия. Однако это вызывает дальнейшее
растекание среды, т. е. ее перемещение в ради-
радиальном направлении. Чем больше коэффици-
коэффициент сопротивления решетки, тем резче ис-
искривление линий тока при растекании струи
по ее .фронту, а следовательно, тем значи-
значительнее отклонение к периферии струек, вы-
выходящих из отверстий решетки. При увеличе-
увеличении коэффициента сопротивления решетки до
определенного значения наступает момент,
когда все струи отклоняются к периферии,
следуя дальше поступательно только вдоль
стенки канала, в то время как в центральной
части сечения уже не только нет поступа-
поступательной скорости, но появляется обратный
поток, увлекаемый периферийными струями
(рис. 8-7). Таким образом, за решеткой полу-
получается указанный выше «перевернутый» про-
профиль скорости [8-20, 8-21].
8-2. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Решетка из перфорированных листов или полосок (плоская)
при острых краях отверстий (l/dT = 0 — 0,015);
Re = nv/r/v>105; [8-22—8-24, 8-26, 8-30]*х
Диаграмма
8-1
mm
Решетка (Fa-живое сечение)
см. таблицу и график.
4 = 4/отв/По; J-FJF, =2/отв/^,
/отв—площадь одного отверстия; Fo—площадь
живого сечения решетки; По—периметр
отверстия
7
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,08
0,10
0,12
0,14
0,16
0,18
0,20
С
7083
3089
1716
1082
733
402
250
168
119
88,1
67,2
52,6
7
0,22
0,24
0,26
0,28
0,30
0,32
0,34
0,36
0,38
0,40
0,42
0,45
0,47
41,8
33,8
27,7
23,0
19,2
16,2
13,8
11,8-
10,1
8,75
7,57
6,12
5,31
7
0,50
0,52
0,55
0,60
0,65
0,70
0,75
0,80
0,85
0,90
0,95
1,00
С
4,37
3,81
3,10
2,24
1,60
1,13
0,79
0,54
0,34
0,19
0,09
0
*х Формулы автора, приведенные на
диаграммах 8-1—8-4, несколько уточнены
(см. четвертый раздел).
1
\
\
\
ч
QS 0,7 0,8 Of f
0,2 qs
o,s qs
qs qs f
408

Решетка со срезанными по потоку краями отверстий
или решетка из уголков, поставленных вершинами к потоку;
Re = w0rfr/v>104; [8-22—8-24, 8-26. 8-30]
Диаграмма
8-2
Уголки Решетка
где ?'=/(//</г) см. таблицу или график а диаграммы
4-13; ?=/(/, l/dr) CM- график
р
/= — ^
/отв — площадь одного отверстия;
.Fo — площадь живого сечения решет-
решетки; По—периметр отверстия
Значения ?
«ч
0,01
0,02
0,03
0,04
0,06
0,08
0,12
0,16
0,46
0,42
0,38
0,35
0,29
0,23
0,16
0,13
7
0,02
6840
6592
6335
6140
5737
5300
4748
4477
0,04
1656
1598
1535
1488
1387
1281
1147
1081
0,06
708
682
655
635
592
546
488
460
0,08
388
374
360
348
325
300
267
251
0,10
241
232
223
216
201
185
165
155
0,15
98,2
94,5
90,6
87,7
81,5
75,0
66,7
62,7
0,20
50,7
48,7
46,7
45,2
41,9
38,5
34,1
32,0
0,25
29,5
28,4
27,2
26,2
24,4
22,3
19,7
18,4
0,30
18,5
17,8
17,0
16,4
15,2
13,9
12,2
11,4
0,40
8,39
8,05
7,69
7,40
6,83
6,20
5,40
5,02
0,50
4,18
4,00
3,80
3,66
3,35
3,02
2,61
2,42
0,60
2,13
2,03
1,93
1,84
1,68
1,51
1,29
1,18
0,70
1,08
1,02
0,97
0,92
0,83
0,74
0,62
0,56
0,80
0,51
0,48
0,45
0,43
0,38
0,33
0,27
0,24
0,90
0,18
0,17
0,16
-0,15
0,13
0,11
0,09
0,08
1,0
0
0
0
0
0
0
0
0
800
700
600
500
ЧОО
Ж
200
т
0
[
1
1
1
11
-Ш/6
X
г
80
ТО
60
¦
20
ю
4
\
\
i/dr
%о.ов
Лаю
ч
о
ч
¦|
и
3
?
\
\
\
\\
\\\
\
\
\
V
\
\
\
>
ч
о
V
3
ч
т
0,6
0.*
0.2
0
о.;
l/dr
Л01
ЛОВ
Л'б
\
\
Л
П
\
Л
\
\
t/dr
'ji.oa
л
v\
ч
г 0.8 0.9 Fg/Ft
0,1 0.2 0.3 0Л 0.5
0.6
0,7 Ofi 0.9 F0/r,
409

Решетка из утолщенных реек или перфорированная плита
Re = wo4./v>105; [8-22—8-24, 8-26, 8-30]
Диаграмма
8-3
Решетка (Fo -живое
сечение)
Son
где х см. таблицу, или по формуле
т = B,4-7)-<р^
фG) = 0,254-0,535/8/@,05+Р);
X см. второй раздел. При А, = 0,02 значения ^=/(?7) см. таблицу
и график
</г = 4/отв/П0; 7=ir0/^i=2:/OTB/F1, 7=/Я,
/отв—площадь одного отверстия; Fo—площадь живого сечения
решетки; По—периметр отверстия
1 2 3 * S 6 7
Значения ^ при Х=0,02
т
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
х
1,35
1,22
1,10
0,84
0,42
0,24
0,02
6915
6613
6227
5708
4695
4268
0,04
1676
1602
1533
1382
1137
1033
0,06
716
684
655
591
486
441
0,08
-394
376
360
324
266
242
0,10
244
233
223
201
165
150
0,15
99,5
95,0
91,0
81,9
67,2
61,0
0,20
51,4
49,0
47,0
42,3
34,6
31,4
0,25
30,0
28,6
27,4
24,6
20,2
18,3
Г
0,30
18,8
18,0
17,2
15,5
12,7
11,5
0,40
8,56
8,17
7,83
7,04
5,77
5,24
0,50
4,27
4,08
3,92
3,53
2,90
2,64
0,60
2,19
2,09
2,01
1,82
1,50
1,37
0,70
1,11
1,07
1,03
0,94
0,78
0,72
0,80
0,53
0,51
0,50
0,46
0,39
0,37
0,90
0,19
0,19
0,19
0,18
0,16
0,16
1,00
0
0
0,01
0,01
0,02
0,02
410

Продолжение
Решетка из утолщенных реек или перфорированная плита
(//</г>0,015); Re = wo^r/v^l05; [8-22—8-24, 8-26, 8-30]
Диаграмма
8-3
1,4
2,0
3,0
4,0
5,0
6,0
7,0
8,0
9,0
10,0
X
0,10
0,02
0
0
0
0
0
0
0
0
0,02
3948
3783
3783
3833
3883
3933
3983
4033
4083
4133
0,04
956
916
916
929
941
954
966
979
991
1004
0,06
408
391
391
397
402
408
413
419
424
430
0,08
224
215
215
218
221
224
227
231
234
237
0,10
139
133
133
135
137
139
141
143
145
147
0,15
56,4
54,1
54,3
55,2
56,0
56,9
57,8
58,7
59,6
60,5
0,20
29,1
27,9
28,0
28,6
29,0
29,6
30,0
30,6
31,0
31,6
0,25
17,0
16,3
16,4
16,7
17,0
17,4
17,7
18,0
18,3
18,6
Т
0,30
10,7
10,2
10,3
10,6
10,8
11,0
11,2
11,4
11,6
11,9
0,40
4,86
4,68
4,75
4,88
5,00
5,12
5,25
5,38
5,50
5,62
0,50
2,45
2,38
2,43
2,51
2,59
2,67
2,75
2,83
2,91
3,00
0,60
1,29
1,26
1,30
1,35
1,41
1,46
1,52
1,57
1,63
1,68
0,70
0,68
0,68
0,71
0,75
0,79
0,83
0,87
0,91
0,95
0,99
0,80
0,36
0,36
0,39
0,42
0,45
0,48
0,51
0,54
0,58
0,61
0,90
0,16
0,17
0,20
0,22
0,24
0,27
0,29
0,32
0,34
0,37
1,00
0,03
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
0,14
0,16
0,18
0,20
Решетка с закругленными краями отверстий;
103 [8-22—8-24, 8-26, 8-30]
Диаграмма
8-4
WUF1
"ofо
?
см. график,
где ?' см. таблицу ниже, график б диаграммы 4-13, или
формуле
С' = 0,03 + 0,47 - 10~7'7г~; f^r\dT
по
fQTn—площадь одного от-
отверстия; Fo—площадь жи-
живого сечения решетки; По —
периметр отверстия
Значения
0,01
0,02
0,03
0,04
0,06
0,08
0,12
0,16
0,44
0,37
0,31
0,26
0,19
0,15
0,09
0,06
0,02
6717
6273
5875
5520
4982
4657
4085
3745
0,04
1628
1520
1421
1336
1206
1125
986
902
- 0,06
695
648
607
570
513
479
420
384
0,08
382
356
332
312
281
262
229
210
7
0,10
236
221
206
193
174
162
141
129
0,15
96,4
89,7
83,6
78,3
70,3
65,3
56,8
51,8
0,20
49,7
46,2
43,0
40,2
36,0
33,4
29,0
26,3
0,25
29,0
26,9
25,0 -
23,4
20,8
19,3
16,6
15,0
0,30
18,2
16,8
15,6
14,6
12,9
12,0
10,2
9,26
0,35
12,0
ИЛ
10,3
9,54
8,46
7,80
6,65
5,99
411

Продолжение
Решетка с
закругленными
103 [8-22-
краями отверстии;
-8-24, 8-26, 8-30]
Диаграмма
8-4
0,01
0,02
0,03
0,04
0,06
0,08
0,12
0,16
0,44
0,37
0,31
0,26
0,19
0,15
0,09
0,06
0,40
8,24
7,59
7,01
6,51
5,76
5,29
4,48
4,02
0,45
5,75
5,29
4,87
4,51
3,97
3,63
3,06
2,73
0,50
4,10
3,75
3,45
3,19
2,79
2,55
2,14
1,90
0,55
2,91
2,65
2,43
2,24
1,96
1,78
1,48
1,31
0,60
2,08
1,90
1,74
1.60
1,38
1,25
1,03
0,91
Т
- 0,65
1,49
1,35
1,23
1,13
0,97
0,88
0,71
0,62
0,70
1,05
0,95
0,86
0,79
0,67
0,60
0,48
0,42
0,75
0,73
0,66
0,59
0,54
0,46
0,41
0,33
0,28
0,80
0,49
0,44
0,40
0,36
0,30
0,26
0,21
0,17
0,90
0,18
0,15
0,14
0,12
0,10
0,08
0,06
0,05
1,0
0
0
0
0
0
0
0
0
ч
япп
700
600
500
400
зоо
200
too
0
I
1
i
re
ТОЛЯ
и
80
70
60
50
Ш
W
20
JO
r/dr
,0.07
,0.08
0/6
/
\
\
\
3
г
\
\
\
\
\
\
V
\
.Л
\
\
V
Л
\
f/itr
\.o.ot
\о,ов
\\лю
/
к
>
\
\
ч
чч
\
0,6
0,6
о.г
0
\
\
V
\
\
V
\
\:
X
'!о
\
N
1г
01
08
1>б
\
\
^^ S
0,7 Ц6 Щ9 fo/F,
ч
0,7 ОХ 0.3 ОЛ 0.5 0,5 0.7 0.8 0,9 Fo/F1
Решетки с различными формами краев отверстий, переходная и ламинарные
области течения (Re=—<104~105) [8-30]
v
Диаграмма
8-5
Решетка (Fo жадое
сечение)
\;
^г = 4/отв/По; f=F0/Fl=ZfOTJFl;
/отв — площадь одного отверстия; Fo — пло-
площадь живого сечения решетки; По—пери-
По—периметр отверстия
I. 30<Re<l04-105:
_ Ар
2. l0<Re<30:
3. Re<l0:
где C,=/i(Re, FJF0) и e0Re=/2(Re) см.
таблицы, график или по формулам ниже;
Сив определяется, как ?t при Re> Ю4ч-Ю5,
по диаграммам 8-1—8-4; ?,, = [18/78—
—7,768 //+ 6,337//2]ехр{(- 0,942- 7,246/-
-3,878/2)lgRe}
41?

Продолжение
Решетки с различными формами краев отверстий, переходная и ламинарные
области течения (Re = -^-I< 104-н 105) [8-301
v
Диаграмма
8-5
Re
?ORc
Re
^ORe
10
0,34
20
0,35
4 103
0,74
30
0,36
6-Ю3
0,76
40
0,37
104
0,80
60
0,40
80
0,43
2-104
0,82
102
0,45
4-104
0,85
2 102
0,52
6-104
0,87
4 102
0,58
105
0,90
6 102
0,62
2-105
0,95
• 103
0,65
3 • 105
0,98
2 103
0,69
4-105
1,0
0
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
0,95
25
1,94
1,78
1,57
1,35
1Д0
0,85
0,58
0,40
0,20
0,03
40
1,38
1,36
1,16
0,99
0,75
0,56
0,37
0,24
0,13
0,03
60
1,14
1,05
0,88
0,79
0,55
0,30
0,23
0,13
0,08
0,02
102
0,89
0,85
0,75
0,57
0,34
0,19
0,11
0,06
0,03
0
Значения
2 102
0,69
0,67
0,57
0,40
0,19
0,10
0,06
0,03
a,oi
0
4-102
0,64
0,57
0,43
0,28
0,12
0,06
0,03
0,02
0
0
Re
103
0,39
0,36
0,30
0,19
0,07
0,03
0,02
0,01
0
0
2 103
0,30
0,26
0,22
0,14
0,05
0,02
0,01
0
0
0
4-103
0,22
0,20
0,17
0,10
0,03
0,01
0
0
0
0
104
0,15
0,13
0,10
0,06
0,02
0,01
0
0
0
0
2-104
0,11
0,09
0,07
0,04
0,01
0
0
0
0
0
105
0,04
0,03
0,02
0,02
0,01
0
0.
0
0
0
2-105
0,01
0,01
0,01
0,01
0,01
0
0
0
0
0
413

Сетки [8-24, 8-26, 8-34, 8-49]
Диаграмма
8-6
wbF1 \ Сетка
» \(F0-живое
I сечение)
1. Из металлической проволоки
О 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 Of ?
см. график а;
50<Re<103: ^
Re<50: ^«22/Re + kp,
где к'Ке см. график б.
Для пс рядов последовательно уста-
установленных сеток
К*
V
0,9
\
ч
©
'pwl/2 ?*
или
О 100 200 300 400 S00 600 700 800 900 ЮОО*е
©
2. Из шелковых нитей
0,9
О 100. 200 300 400 Re
40<Re<500; ^с=к'^ш;
Re<40; ^Re« «
где fciU см. график в
7
Snp
/
СПР
0,05
363
0,50
1,65
0,10
82,0
0,55
1,26-
0,15
33,4
0,60
0,97
0,20
17,0
0,65
0,75
0,25
10,0
0,70
0,58
0,30
6,20
0,75
0,44
0,35
4,10
0,80
0,32
0,40
3,00
0,90
0,14
0,45
2,20
1,00
0,00
Re
50
1,44
100
1,24
150
1,13
200
1,08
300
1,03
400
1,01
500
1,01
1000
1,00
1200
1,02
Re
k"
40
1,16
80
1,05
120
1,01
300
1,00
350
1,01
400
1,01
500
1,03
414

Продолжение
Сетки [8-24, 8-26, 8-34, 8-49]
Диаграмма
8-6
Дбухплоскостная сетка
гН
в
J.
-Е
\
\
•——.
©
-—»¦
0,2 0,3
0,5 0,6 0,7 0,8 4,9 /
3. Двухплоскостная сетка из прутков круглого поперечного сечения
Ар	1-/
pwf/2	/
7
0,2
5,12
0,3
2,99
0,4
1,92
0,5
1,28
0,6
0,85
0,7
0,55
0,8
0,32
0,9
0,14
0,95
0,07
Решетки и сетки при больших дозвуковых скоростях
потока (большие числа Маха) [8-63]
Диаграмма
8-7
Решетки с острыми кромками
входа в отверстия:
0,40 0,f0 0,60 Ма7
где С, см. при Ма^О по диаграмме 8-1; khl=f(Ma.1) при различных/приближенно см. график а.
Решетки с закругленными или срезанными по потоку отверстиями сетки:
где ? см. при Ма^О соответственно по диаграммам 8-2, 8-4 и 8-6; k'M=f (Мах) при
различных / для решеток ориентировочно см. график б; Ma1 = w1/a1—число Маха перед
фронтом решетки (сетки)
415

Продолжение
Решетки и сетки при больших дозвуковых скоростях
потока (большие числа Маха) [8-67]
Диаграмма
8-7
Значения км
т
02
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
0
1 00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
0,05
1 09
1,03
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
0,10
1 30
1,13
1,03
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
0,15
1,51
1,14
1,03
1,00
1,00
1,00
1,00
0,20
—
1,41
1,10
1,04
1,03
1,01
1,00
•
0,25
—
—
1,27
1,12
1,08
1,03
1,00
М
0,30

—
1,85
1,30
1,16
1,07
1,02
а,
0,35



1,77
1,35
Ы2
1,04
0,40




1,68
1,20
1,07
0,45

—
—
—
—
1,37
1,13
0,50





1,63
1,21
0,55





2,01
1,33
0,60





—
1,50
0,65
_





1,75
Значения к'м
7
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
0,75
0,80
0,85
0,90
Ма,
0
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
0,05
1,01
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
0,10
1
1
1,04
1,02
1,01
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
0,15
1,12 ,
1,10
1,07
1,04
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
0,20
1,30
1,25
1,19
1,13
1,04
1,02
1,01
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
0,25

1,55
1,40
1,30
1,17
1,11
1
1
1
]
]
1
1,07
1,05
1,03
1,01
1,00
1,00
0,30

—
1,82
1,64
1,42
1,32
1,22
1,16
1,12
1,06
1,00
1,00
0,35
___
—
—
—
]
1
]
]
1
]
1
1,93
1,68
1,47
1,33
1,23
1,15
1,01
1,00
0,40

—
—
—
—
—
1,90
1,60
1,42
1,28
1,08
1,00
0,45
——
—
—
—
—
—
—
2,12
1,73
1,49
1,20
1,01
0,50

—
—
—.
—
—
—
—
2,40
1,81
1,40
1,08
0,55
	_
—,
—
—
—
—
—
—
—
—
1,80
1,32
0,60

—
—
—
—
—
—
—
—
—
2,71
1,75
0,65
_









2,65
0,10 0,20 0,30 0,?0 0,50 0,60 Ma,
416

Фильтрующие материалы при больших давлениях среды
(незагрязненные) [8-58 ]
Диаграмма
8-8
Ар
см. кривые ?=/(Re) графиков а и б; p=p2/Pi см.
кривые p=f(Wl) графика в; Re = w15/v
500
WO
300
гоо
V 50
30
го
юо L ю
г'
у
\
s
s
S
У 1 /
/
>
¦м
т
1
г з ь 5 б 8 т го зо w so so во wo Re
30 ?0 Re
p
0,9
no
0.7
0.6
0.5
1
тшштшттк
/?
N
3 |Ш\
.^-IHfll
———«
\
\
1
——
—^.
4
\
\
A
1
Ю
го
30
Наименование
Металлическая сетка
685/6250
Средний диаметр нити
(зерна) 5, мм
0,048 (основа — 32 мкм,
два утка по 64 мкм)
5ут + 5осн
5 2
Толщина
фильтра, мм
0,128
График (№ кривой)
;=/(Re)
аA)
в G)
14 Зак. 1584
417

Продо.гжение
Фильтрующие материалы при больших давлениях среды
(незагрязненные) [8-58 ]
Диаграмма
8-8
Наименование
Замша черная ГОСТ
3717—84
Капроновые комплекс-
комплексные нити полотняного
переплетения (материал
23759)
Порошковый материал
Средний диаметр, нити
(зерна) 5, мм
0,024
0,300
0,100
Толщина
фильтра, мм
1,5
0,275
1
2
3
1
1
График (№ кривой)
C=/(Re)
а B)
аC)
б
р=/К)
в B)
в (б)
в
И
J
Кри-
Кривая на
графи-
графике а
1
2
3
#
Значения
С
Re
1
600
2
400
3
350
4
55
315
6
32
310
8
20
360
10
15
420
15
13
20.
21
190
25
50
180
30
160
50
130
100
130
150
130
Значения
Кривая на графике
б
1
2
3
4
5
Re
15

5,2
6,1
7,1
20
4,2
5,1
6,0
6,1
7,2
25
4,1
5,0
6,0
6,2
7,4
30
4,0
5,0
6,0
6,3
8,0
35
4,0
5,1
6,2
6,9
9,5
40
4,0
5,2
6,2
7,4
45
4,7
6,5
6,6
—
—
418

Решетка стержневая под углом атаки ао = 0;
Re = woao/v>104 [8-15, 8-26, 8-69, 8-82]
Диаграмма
8-9
Решетка
	\
1. Чистая решетка
a) l/dM = 5 и ао/
т
где (Зх см. таблицу; /c1=(S1/a0~ 1L/3 см.
таблицу и график ki=f(a0/S1);
б) любые //<iM и ao/S{:
А/7
pHi/2
(}2 см. таблицу; % определяется, как ^ утол-
утолщенной решетки, по диаграмме 8-3
Форма стержней решеток
г \
w1
w1
1
№ стержня
Pi
р2
1
2,34
1,0
2
1,77
0,76
3
1,77
0,76
4
1,00
0,43
5
0,87
0,47
6
0,71
0,30
7
1,73
0,74
\|
\
\
\
Яча
\
V
опт
ч
-
0,4- о,5 0.6 О.7 да ao/st
0,1 ОХ 0.3 0,4 0.5 0.6 0.7 0.8 ao/Sj
*i
0
со
0,1
18,7
0,2
6,35
0,3
3,09
0,4
1,72
а0
S,
к,
0,5
1,00
0,6
0,58
0,7
0,32
0,8
0,16
0,9
0,05
1,0
0
14*
419

Продо.гжение
Решетка стержневая под углом атаки ао = 0;
Re = vvoao/v>104 [8-15, 8-26, 8-69, 8-82]
Диаграмма
8-9
2. Загрязненная решетка (в гидротехнике)
где c'=l,l-rl,3 — при машинной очистке решетки; с'= 1,5 ч-2,0 — при ручной очистке решетки
3. Решетка с дополнительным каркасом (в гидротехнике)
где с" = :	rj; A=hni + dn2— суммарная высота поперечных элементов; пх—число проме-
A — AIL)
жуточных опорных балок; п2— число распорно-связных элементов; L—высота решетки в свету
Решетка из стержней, расположенных под углом атаки ао>0
при ao/St^095; Re = woao/v>104 [8-15, 8-26, 8-69, 8-82]
Диаграмма
8-10
\W1
Решетка
1 i 1 1
*/*	tf#	Л* Af
>;
№ профилей стержней 1 2
d*t d*i
Ap
Ъ~Р"*/2 ^
a, a2 см. график б
где ах см. график
№5 6	0	9
Форма стержней решеток
Значения
No КПИВОЙ
7
2
3
4
5
6
8
9
10
и
«8
0
1,00
0,76
0,76
0,43
0,37
0,30
1,00
1,00
1,00
1,00
5
1,00
0,65 -
0,60
0,37
0,37
0,24
1,08
1,06
1,00
1,04
10
1,00
0,58
0,55
0,34
0,38
0,20
1,13
1Л0
1,00
1,07
15
1,00
0,54
0,51
0,32
0,40
0,17
1,18
1,15
1,01
1,09
20
1,00
0,52
0,49
0,30
0,42
0,16
1,22
1,18
1,02
1,10
25
1,00
0,51
0,48
0,29
0,44
0,15
1,25
1,22
1,03
1,11
30
1,00
0,52
0,49
0,30
0.47
0,16
1,28
1,25
1,05
1,10
40
1,00
0,58
0,57
0,36
0,56
0,25
1,33
1,30
1,10
1,07
50
1,00
0,63
0,64
0,47
0,67
0,37
1,31
1,22
1,04
1,00
60
1,00
0,62
0,66
0,52
0,72
0,43
1,20
1,00
0,82
0,92
420

Продолжение
Решетка из стержней, расположенных под углом атаки ао>0
при ao/5i>0,5; Re = woao/v> 104 [8-15, 8-26, 8-69, 8-82]
Диаграмма
8-10
U
V
0.9
0.7
0.5
0.3
0.1
V
\
твтттттят
¦«¦¦¦¦
¦«¦MB*
—
л?
V
\
5
^—=
20 JO W
SO
ю го зо
Значения or?
ao/Sl
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
0,75
0,80
0,85
0
2,34
1,75
1,35
1,00
0,78
0,60
0,37
0,24
5
2,40
1,80
1,38
1,05
0,80
0,62
0,40
0,25
10
2,48
1,85
1,42
1,08
0,85
0,65
0,45
0,30
15
2,57
1,90
1,48
1,12
0,89
0,70
0,50
0,36
20
2,68
2,00
1,55
1,20
0,95
0,75
0,55
0,42
25
2,80
2,10
1,65
1,30
1,05
0,85
0,64
0,50
30
2,95
2,25
1,79
1,40
1,17
0,95
0,75
0,60
40
3,65
2,68
2,19
1,77
1,52
1,30
1,06
0,88
50
4,00
3,55
3,00
2,56
2,30
2,05
1,75
1,40
60
4,70
4,50
4,35
4,25
4,10
3,90
3,70
3,50
Насадка—слой из сферических тел или кусков
неправильной формы [8-3, 8-64, 8-66]
Диаграмма
flux
где *.=
~е)
•5//I
Сферические тела
,з	+7ъ 4}-+Bi< <4, = 360A-е'J/е'3 см. кривую
Б Ке«	?	\\Q i
1 графика; Вх=В[\-€I€г\
F=l,8—для тел с гладкой поверхностью (см. кривую 2); # = 4,0—для
тел неправильной формы с шероховатой поверхностью (см. кривую 3).
Resw^/v; d ^d^ d3, s' и ф1 см. табл. 1 и 3;
Т —Т
Т 4-Г
273
v=/(rcp) см. параграф 1-5
1. Сферические тела
0°
6'
60
0,250
64
0,320
68
0,365
72
0,405
76
0,435
80
0,455
84
0,470
90
0,476
421

Продо^гжение
Насадка—слой из сферических тел или кусков
неправильной формы [8-3, 8-64, 8-66]
Диаграмма
8-11
Тела неправильной формы
2. Значения Ах и Вх
е'
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
12960
6534
3547
3025
1195
Вх при В
1,8
86,4
46,7
27,3
16,87
10,9
4,0
192
103,7
60,6
37,5
24,1
е'
0,50
0,55
0,60
0,65
0*70
Ai
720
438,1
266,8
160,56
98,32
Вг при В
1,8
7,20
4,87
3,33
2,29
1,58
4,0
16,0
10,8
7,4
5,1
3,5
3. Тела и частицы неправильной формы
С гладкой поверхностью
Материал
Песок морской
полидисперсный
Песок речной
Активированный
глинозем
Алюмосиликагель
Антрацит
Гравий
d19 мм
2—3
1,5
2,5-5
1,2-2,5
1—3
3—5
9—10
2,5
3,5
4,5
1,0
2,1
3,5
7—8
12—18
18—25
3,7
12—20
е'
0,35
0,35
0,445
0,390
0,500
0,500
0,520
0,520
0,480
0,500
0,540
0,520
0,510
0,520
0,465
0,475
0,470—0,540
0,370
<Pi
0,66
0,76
0,80
0,76
0,68
0,49
0,50
0,56
0,68
0,49
0,66
0,67
0,66
0,07
0,73
0,68
ОХ цз w 0.5 46 0.7 е1
С шероховатой поверхностью
Материал
Активированный
уголь
Известняк
Кокс
Кварцевый песок
Силикагель КСМ
Сланец
Щебень
dv мм
1—2
1,5
1,5—4,5
1,6
5—25
0,2—0,3
1,2—5
3—5
5—25
2,6
30—25
5—10
е'
0,500
0,445
0,400
0,640
0,480
0,430—0,460
0,390—0,445
0,490
0,43—0,52
0,480
0,500
0,460—0,500
<Pi
0,64
0,92
0,79
0,77
0,77
0,63—
0,70
0,76—
0,80
0,50
0,68—
0,46
0,77
0,62
0,54
422

Насадка—слой из сыпучих тел и кусков неправильной формы
при заданном dT [8-16, 8-34]
Диаграмма
8-12
?вх
ало2.
м3/(м2-с)
0
0,14
0,28
0,7
1,4
м/с
оо
0,8
0,7
0,6
0,5
Материал
Андезит кусковой 43,2 мм
Гравий круглый 42 мм
Катализатор синтеза аммиака
6,1 мм
Катализатор конверсии СО в
таблетках 11,5 х 6 мм
Катализатор сернокислый ва-
ванадиевый в таблетках
11 х 6,5 мм
Кольца стальные
35 х 35 х 2,5 мм
То же 50 х 50 х 5 мм
Кольца керамические
15 х 15x2 мм
То же 25 х 25 х 3 мм
« » 35 х 35 х 4 мм
« » 50 х 50 х 5 мм
Кольца фарфоровые
8х8х 1,5 мм
Седлообразные керамические
элементы 12,5 мм
То же 25 мм
dr, м
0,0333
0,0193
0,00194
0,0033
0,00415
0,0372
0,036
0,0085
0,0145
0,0225
0,0360
0,0045
—
—-
?',
М3/М3
0,565
0,388
0,465
0,380
0,430
0,830
0,970
0,700
0,740
0,780
0,785
0,640
0,710—0,760
0,710
М2/М3
68
80
960
460
415
147
104
330
204
140
88
570
—
—
Сухая насадка
ч
ч
ft
ч
ft
ч
ч
Л
ю
г
г
w
?
г
1
г
1
г
	1
\
Е Ё 1
ЕЕ:
114
X1Q--
1
ш
г
-
-
-
1-
ШГ 2 4
= : I
wit*
« ХЯГ7
-
-
1-
*
= = !
Е ::
v г г #
: =
i
ЕЕ:
I?!
ю 1 г *
хш>
1-
т
¦¦¦I
mW
"'
-1
ЕЕ:
Ю 1 Z *Re
f xwz
г v e'
l=180/Rer=/(Rer) см. график;
3<Rer<1000:
А.= 164/Rer+7,68/Re?-u =/(Re)
см. график
Орошаемая насадка
(ориентировочно)
(при А< 1,4-10; w1^w1 ;
А—плотность орошения жид-
жидкостью, м3/(м2-с); А?г =
	/^ л »ЫХ •* ¦» .
~ Т э
л ср
v—в зависимости от Гсо см. па-
раграф 1-2; Гср=0,5(Г„Р+Г.Н1);
273/Г	r/r
ррф ; с
рср=273р0/Гср;
ср;
.Н1)
/rBI
Re
X
МО
180000
5-НГ3
36000
МО"
18000
5-Ю
3 600
1-Ю
1800
5-Ю
360
1
180
2
90
3
61,5
Re
X
4
47,9
5
39,7
6
33,7
7
29,6
8
26,5
9
24,3
10
22,4
15
16,8
20
13,7
25
12,0
30
10,7
35
9,90
423

Продолжение
Насадка — слой из сыпучих тел и кусков неправильной формы
при заданном dT [8-16, 8-34]
Диаграмма
8-12
Re
X
40
9,24
45
8,70
50
8,30
60
7,62
70
7,16
80
6,80
90
6,52
100
6,27
150
5,62
200
5,12
250
4,84
300
4,65
350
4,49
Re
X
400
4,37
450
4,29
500
4,21
600
4,07
700
3,97
800
3,96
900
3,81
1000
3,74
Насадка из керамических колец Рашига (</„/</„« 1,2) [8-16]
Диаграмма 8-13
N1
*овых
Кольца уложены правильными рядами
пппппгт
1ПППП
пг
апппппп
к?
N2
^
ч„
DOPDDDD
	DDDD
DDDDDDD
nDDDDD
DDDQIDDa
. ?8x
Wr/r
к*
A-102, m3/(m2-c)
0—0,28
0,42—0,70
0,83—1,40
wlnp, м/с
2,0
1,5
1,0
Кольца уложены в шахматном порядке
Л-102,
0-
М3/(М2'
-0,28
0,42—0,70
0,83—1,40
с)
и>1ар, м/с
1,5
1,2
0,8
d11, мм
50
80
100
150
200
dT\ м
0,027
0,036
0,048
0,075
0,100
0,73
0,72
0,72
0,72
0,72
1
1,88
1,93
1,93
1,93
1,93
У, М2/М3
108
—
—
—
—
Значения X
Кри-
Кривая
;
2
4
0,34
1,0
6
0,29
0,85
8
0,26
0,76
Rer-10"
10
0,24
0,71
15
0,21
0,62
-2
20
0,19
0,55
40
0,14
0,42
60
0,12
0,37
80
0,11
0,36
424

Продолжение
Насадка из керамических колец Рашига (</H/rfB%l,2) [8-16]
Диаграмма 8-13
Сухие насадки
л
0.9
Ц7
0.5
(ИЗ
0.1
N
Ч
S
V
***
ч
ч
* баю
Z
¦^
Ч
¦**^
«^
Ч
1 1.5 1 3 Ч- 6 8RB
п . *т3
1Г
?i=;
dT e"
X. = 3,2/Re?v375 = /(Relr) см. кривую 1;
Relr>8103:
>.«0,ll=const;
0,4103<Relr<6-103;
X. = 9,6/Re?v37S=/(Relr) см. кривую 2.
Relr>6-103: X«0,36 = const
Орошаемые насадки (ориентировочно)
(при Л<1,4-10 w
где А—плотность орошения жидкостью,
м3/(м2-с); т'=1,4-102; Д?„ Гср, рср,
н'1ср и v см. диаграмму 8-11
Насадки из деревянных реек (хордовые) [8-16]
Диаграмма 8-14
^
st
**
1.	Рейки уложены параллельно.
2.	Рейки уложены накрест
Сухая насадка
-\lo. l
Kdt Г
3,2/Re?v375=/(Re) см. кривую
Relr>104;
A.«0,H=const;
X=iti/Re?v375=/(Re) см. кри-
кривые 2—5;
Relr>104: X = V
425

Продо^гжение
Насадки из деревянных реек (хордовые) [8-16]
Диаграмма 8-14
Основные характеристики реек, уложенных накрест
Кривая
2
3
4
5
dM, мм
10
10
10
10
а0, мм
10
10
20
30
А, мм
100
50
100
100
dr, мм
22
22
41
63
е'
0,55
0,55
0,68
0,77
1
1Г1
3,31
3,31
2,16
1,69
S, М2/М3
100
100
66
49
4,4
5,7
6,7
8,5
0,14
0,18
0,21
0,26
Значения wla , м/с
Орошаемая насадка (ориентировочно)
(при Л^1,4-10~2 и^и^ )
где А—плотность орошения жидкостью, м 3 / (м 2 • с);
т' = 1,4-102 для схемы 1 и 2,15-102 для схемы 2; Д?„ pcp, wlcp
и v см. диаграмму 8-12
Значения X
Схема
/
2
Л-102м3/(м2-с)
0—0,28
2,0
1,0
0,42—0,07
1,5
0,7
0,83 — 1,40
1,0
0,5
Кривая
1
2
3
4
5
4-Ю2
9,5
0,33
0,46
0,60
0,70
0,90
6-102
11,0
0,28
0,40
0,52
0,61
0,78
•
8-102
12,3
0,25
0,35
0,46
0,54
0,69
103
13,3
0,23
0,33
0,43
0,50
0,64
Relr
1,5-103
2-Ю3
15,5
0,20
0,28
0,37
0,43
0,55
17,3
0,18
0,25
0,33
0,39
0,49
4-Ю3
22,4
0,14
0,20
0,25
0,30
0,38
6-Ю3
26,1
0,12
0,17
0,22
0,25
0,32
8-Ю3
29,1
0,11
0,15
0,19
0,22
0,28
104
31,6
0,11
0,14
0,18
0,21
0,26
и
45
0,3
A1
\
ч
ч
Ч
"ч
ч»
6
хЮ
^ ч
"^^
8 J
г
ч 5
Ч^/
—¦ —
— I»
4*J
*^
===
——
мма
Ч*
«MB
SS
- «.
т ш
V1 г Ч> 6 д Re
426

Фильтрующие ткани (по Адамову)
Диаграмма
8-15
Ар, Па
6000
то
2000
/000
600
too
zoo
то
60
40
р
-:>
f 6 Я
х/Ог
s
t Z t 6 Ю
1 q.M3l(Mz
,81 Aoqm при q>0,6-103 М3/(м2 ч)
Ткань
1. Миткаль
(без ворса)
2. Молескин
(без ворса)
3. Хлопчатобу-
Хлопчатобумажная байка.
(средний ворс с
двух сторон)
т
1,347
1,155
1,097
Л-ю4
2,0
48
87
Значения Ар (числитель в кгс/м2, знаменатель в Па)
Ткань
1. Миткаль
2. Молескин
3. Хлопчатобу-
Хлопчатобумажная ткань
q [числитель в м3/(м2<ч), знаменатель в мэ/(м2-с)] .
600
0,167
1,40
13,7
9,00
88,3
10,9
107
"V
800
0,222
1,80
17,7
10,9
107
13,9
136
1000
0,28
2,30
22,6
13,8
135
17,0
167
2000
0,556
5,20
51,0
29,5
289
35,0
343
3000
0,833
8,70
85,3
46,0
451
53,0
520
4000
U1
12,6
124
66,0
647
73,0
716
5000
1,39
17,0
167
83,0
814
93,0
912
6000
1,67
21,0
206
105
1030
115
1128
Ткань
1. Миткаль
2. Молескин
3. Хлопчатобу-
Хлопчатобумажная байка
7000
1,94
27,0
265
129
1270
138
1355
q [числитель а м3/(м2-ч), знаменатель в м3/(м2-с)]
8000
2,22
32,0'
314
145
1420
160
1570
9000
2,50
39,0
383
167
1640
182
1785
10000
2,78
45,0
442
195
1910
209
2050
20000
5,56
126
1236
457
4480
479
4700
30000
8,33
229
2250
759
7450
767
7525
40000
11,1
369
3620
1080
10600
1110
11900
427

РАЗДЕЛ ДЕВЯТЫЙ
СОПРОТИВЛЕНИЕ ПРИ ТЕЧЕНИИ
ЧЕРЕЗ ТРУБОПРОВОДНУЮ АРМАТУРУ И ЛАБИРИНТЫ
(КОЭФФИЦИЕНТЫ СОПРОТИВЛЕНИЯ КЛАПАНОВ,
ЗАДВИЖЕК, ЗАТВОРОВ, ЛАБИРИНТОВ, КОМПЕНСАТОРОВ)
9-1. ПОЯСНЕНИЯ
И ПРАКТИЧЕСКИЕ
РЕКОМЕНДАЦИИ
1.	Коэффициент сопротивления запорных
и регулирующих устройств зависит от их
конструкции, определяющих прямолинейность
потока, постоянство сечения и т. д. Качество
выполнения внутренней полости также оказы-
оказывает влияние на коэффициент сопротивления
такого устройства.
2.	Длина некоторых типов клапанов и зад-
задвижек не меняется пропорционально размеру
их проходного сечения. Поэтому при измене-
изменении диаметра этого сечения не сохраняется
полное геометрическое подобие. Кроме того,
шероховатость отливки корпуса тем больше,
чем меньше ее размер. Вследствие этого
сопротивление некоторых клапанов и задви-
задвижек меняется с изменением диаметра прохода.
При этом для клапанов больших размеров
коэффициент сопротивления ? растет с увели-
увеличением диаметра прохода, а для малых
размеров ? растет с уменьшением диаметра.
3. Сопротивление задвижек по своей приро-
природе аналогично сопротивлению диафрагм, в ко-
которых после внезапного сжатия происходит
внезапное расширение потока (рис. 9-1, а). Бо-
Более сложная картина потока наблюдается
в дисковом затворе и клапанах различных
конструкций (рис. 9-1, б, в и г). Помимо вне-
внезапных сужений и расширений наблюдаются
сложные повороты потока. Это связано как
с местными повышениями скоростей, так
и отрывами потока, а следовательно, с вихре-
Рис. 9-1. Схема потока в запорных и регулирующих устройствах:
а— задвшкка; б—дисковый затвор; в—тарельчатый клапан; г—запорные и регулирующие клапаны
428

образованиями, что вызывает большое сопро-
сопротивление этих элементов.
Сопротивление каждого типа запорного уст-
устройства зависит от положения закрывающего
органа.
4.	Коэффициенты сопротивления открытых
задвижек различных размеров и разных кон-
конструкций различны по величине. В основном
это различие обусловливается относительны-
относительными размерами выемки (расширения) в корпусе
задвижки под затвором. Чем меньше диаметр
задвижки, тем больше относительные размеры
выемки. Поэтому коэффициенты сопротивле-
сопротивления открытых задвижек одного и того же
типа конструкции тем меньше, чем больше
диаметр задвижки.
5.	При одностороннем расположении регу-
регулирующего органа задвижки нарушается сим-
симметрия потока. Вследствие этого значитель-
значительно увеличиваются пульсации давления и виб-
вибрации трубопровода. С этой точки зрения
прямоугольная задвижка с двусторонними ре-
регулирующими органами и синхронным их пе-
передвижением более благоприятна [9-35, 9-36].
6.	Для уменьшения габаритов задвижки,
а также сил и моментов, необходимых для
управления ею, создается сужение сечения
прохода в корпусе задвижки. Сужение обычно
делается симметричным, однако при односто-
одностороннем направлении движения жидкости оно
может выполняться и несимметричным [9-11].
Сужение прохода увеличивает коэффициент
сопротивления задвижки.
7.	Применяемые в системах водоснабжения,
на напорных трубопроводах гидроэлектро-
гидроэлектростанций, в газо- и нефтепроводах и других
сооружениях и установках задвижки и раз-
различные затворы могут работать как в сети,
так и на выходе из сети (концевые). В первом
случае их устанавливают или в прямой трубе,
или в конфузорно-диффузорном, или в кон-
фузорном переходах (см. соответствующие
схемы на диаграммах 9-5, 9-7—9-13 и 9-20).
Приводимые на указанных диаграммах значе-
значения ? не учитывают дополнительные потери
скоростного давления на выходе и соответ-
соответственно потери в переходах [9-35, 9-36].
Суммарный коэффициент сопротивления кон-
концевых задвижек и затворов и соответственно
задвижек и затворов, установленных в пере-
переходных участках, определяется* как ?П=?-И
и соответственно Ссум=С+Сцер> гДе С—коэффи-
С—коэффициенты для концевых задвижек и затворов; ?пер
определяется, как ? конфузорно-диффузорных
и других переходов, по диаграммам 5-25 и 5-26.
8.	В запорных устройствах существуют та-
такие же три характерные области режима те-
течения (рис. 9-2), как и в диафрагмах (см.
пп. 32, 33 четвертого раздела): лами-
ламинарного, переходного и турбулентного
(квадратичного) режимов [9-4—9-6]. Для та-
10s
10
\
s
\
ч.
s
\
Ч
NN
ч
>k
Xs
A
и ^*>
\
* <N
! s^
4
\
*\
JO"
¦V*
be;
XL
\
T
1 ч
-t
Г
V
1°
\ "^
П
\
¦\
4
4 f
¦Ум
fr
\
*ik
bit
oCc
И
t T
• —*
ooc
Pr
3
¦ b
IT"
с
у
10
10
104
10*
10ч
10s Re
Рис. 9-2. Зависимость ?=/(Re) для дискового
затвора (а=90°-5) [9-5 J:
;-а=9°; 2-а = 18°; 5-а=27°; 4-а=36°; 5-а=45°;
<f-a=54o; 7-a = 63°; ^-а=72°; 4>-а = 81°;
Ю- а=90°; слева от линии А—ламинарная область;
между линиями А и Б—переходная область; справа
от линии Б—турбулентная область
ких устройств также действительна форму-
формула A-3):
характеризующая закон сопротивления для
широкого диапазона чисел Рейнольдса (где
?кв—коэффициент сопротивления в квадратич-
квадратичной области; А — коэффициент, зависящий от
вида запорного устройства).
9. Для регулирующего клапана (при 2H =
= 0,05 м) Э. С. Арзуманов и Р. Е. Везирян
[9-5, 9-6] рекомендуют следующие формулы
расчета коэффициента сопротивления:
1) для углового односедельного клапана
при
4,lh/Dr+23
~pw2/2 ' Reh
при полном открытии клапана (A/Z>r < 1,7)
2) для двухседельного клапана при 4,0 <
Ар 0,5h/Dr+27
pw2/2	Re,
+ 4,l{Fh/F0J;
(l-FJF0J
*l Величины с индексом h при w, Re,
F и П относятся к проходному сечению
клапана.
429

при полном открытии клапана
где
r = 4Fk/IIk.
10.	Относительная глубина погружения плун-
плунжера h\Dv (глубина канала в дроссельном
устройстве—см. диаграмму 9-21) для различ-
различных типоразмеров клапанов различна и зави-
зависит от_степени открытия регулирующего кла-
клапана Н—Н/Нтлх, где Н и Ятах—соответст-
Ятах—соответственно текущее и максимальное значение хода
плунжера [9-5 ].
Величина h принимается равной высоте
седла Лс для случая, когда профилированная
часть плунжера при полном открытии клапана
(Н =1,0) выходит полностью из седла, или
при промежуточных открытиях, когда про-
профилированная часть плунжера располагается
у верхней кромки седла.
11.	Наиболее совершенную конструкцию за-
запорного органа применительно к величине
гидравлического сопротивления имеет прямо-
прямоточный клапан. Коэффициент сопротивления
такого клапана в зависимости от степени
подъема регулирующего органа h/D0 при
Re = w0Z)r/v^3 • 105 может быть определен по
формулам Г. А. Мурина [9-22]: ,
при Do = 38 мм
pwl/2
при Do = 200 мм
0,51
С»
(ft/Do)
2>
при полном открытии клапана при Do =
= 25-200 мм
12. Коэффициент сопротивления дискового
затвора в трубе круглого сечения может быть
вычислен для всего диапазона чисел Рей-
нольдса по формулам [9-5, 9-6]:
Ар
(9-1)
где
л = 12о.ЦОДу1±зш5);
A—D^smSJ
8 — угол открытия клапана, °; Лд = /)д//H;
Du—диаметр диска, м; Re = wo?>o/v; при
Re^50 величина A — 50/Re) принимается рав-
равной нулю.
При 8>20°
'•56 -А1. <«)
13.	При изменении 8 от 0 до 30° на
коэффициент сопротивления дискового затво-
затвора влияют его форма и размеры (относи-
(относительная толщина b/DQ, состояние его кромок
и т. п.). В этих пределах действительные зна-
значения ? получаются больше, чем по (9-3).
В указанных пределах 8 нарушается также
стабильность характеристик приводов затво-
затвора. Поэтому рабочий диапазон применения
дисковых затворов, используемых в схемах
автоматического регулирования, рекомендует-
рекомендуется ограничивать пределами изменения 8 от
30 до 90°, при которых практически пропуск-
пропускная способность не зависит от конструктив-
конструктивных особенностей затвора.
14.	Для определения коэффициента сопро-
сопротивления дисковых затворов в прямоугольной
трубе при малых числах Рейнольдса можно
также пользоваться (9-1), принимая с опреде-
определенной точностью значения А по (9-2) для
круглого поперечного сечения.
15.	Коэффициент сопротивления клапанов
некоторых типов можно определить по фор-
формулам, предложенным Бахом [9-37]:
а) для тарельчатого клапана без нижнего
направления при 0,1<А/2)о<0,25 и 0,1 <6Т/
?>о<0,25
¦pwg/2
А> (A/DoJ'
где br — ширина закраинки тарелки, м;
б) для тарельчатого клапана с нижним
направлением при 0,125 <А/?>0<0,25 и 0,1 <bj
Do<0,25
1,73
где 5Л—ширина лапки направляющей (см. ди-
диаграмму 9-24); i — число направляющих ребер;
в) для конусного клапана с плоской нижней
поверхностью при 0,1 <h/Do<0,25 и 6T/ZH = 0,1
г) для конусного клапана с конусообразной
опорной поверхностью при 0,125<А/2H<0,4
0,15
г;=о,б
д) для шарового клапана с шаровой опор-
опорной поверхностью при 0,1 <h/D0<0,25
\2"
16. В некоторых случаях, например в рухав-
ных фильтрах с обратной продувкой (ФРО),
газовый поток из общего раздающего коллек-
коллектора (подводящего участка, см. диаграмму
9-27) поступает на фильтрацию в секции.
430

Очищеный газ из секций через выпускные
клапаны тарельчатого типа направляется в со-
собирающий коллектор (выпускной канал) и вы-
выводится из аппарата. При необходимости
регенерации какой-либо секции ее отсекают
от основного потока с помощью выпускного
клапана и соединяют с продувочным коллек-
коллектором открытием продувочного клапана.
Значения коэффициентов сопротивления та-
тарельчатого клапана в условиях его работы
по указанным на диаграмме 9-27 схемам,
полученные на основании экспериментальных
исследований В. С. Корягина и др. [9-16], при-
приведены на той же диаграмме.
17. Так как движение газа через запорные
устройства сопровождается большими потерями
давления, то значительно меняется и плотность
газа. Это следует учитывать при определении
сопротивления устройства по формуле [9-11]
0BXр
запорным устройством при давлении р0, м/с;
Рвх—плотность газа перед запорным устрой-
устройством, кг/м3; ксж—поправка на сжимаемость
газа, зависящая от отношения давления р0
перед запорным устройством и давления рх
за ним:
?сж«
Тогда поправки:
1,0 при Рх/ро>0,9 или Ар<0,1р0;
к-\
Ро
к\ iPx/Po)Vk-ipJPo) k
Л
при (pl/PoU«r<Pi/Po<0,9 или l-ipjpo)xpm>
>Ар/ро>0,1 или приближенно [9-7]
к
сж (
A-0,46Д/>АРоJ'
где (pi/Po)Kput—критическое отношение давле-
давлений за запорным устройством и перед ним,
при котором скорость потока в узком се-
сечении становится равной местной скорости
звука; для воздуха и двухатомного газа
(/>1//>о)кр„т = 0-53 и 1~(р1/Ро)кр„х = 0,47.
Подсчет Ap,Pi/pQ и ксж проводится методом
последовательного приближения.
18.	Коэффициент сопротивления конусного
клапана, устанавливаемого на водосбросных
трубах, не зависит от горизонта нижнего
бьефа Лб (рис. 9-3, а), т. е. он одинаков как
при истечении в окружающую среду, так
и при истечении под уровень [9-25]. При
установке конусного клапана в специальной
камере, обеспечивающей надежное гашение
кинетической энергии потока в нижнем бьефе
(рис. 9-3, б), коэффициент сопротивления кла-
клапана несколько меняется (см. диаграмму 9-9).
19.	Суммарный коэффициент сопротивления
запорной арматуры, помещенной одна за
другой или за фасонными частями, получается
меньше, чем сумма единичных коэффициентов
сопротивления этих элементов, получаемых
при их изолированной работе (при отсутствии
их взаимного влияния).
Степень взаимного влияния фасонных час-
частей зависит от относительного расстояния
IJDQ между ними. Чем больше lx/D0, тем
меньше влияние этого параметра. Практичес-
Практически это влияние исчезает при /K/Do = 30-~40.
20.	Взаимное влияние запорной арматуры
(устройства) при полном их открытии можно
учесть по формулам [9-26]:
при Re < 160
при 160 < Re ^500
в квадратичной области при Re > 500
где ?1 + 2—суммарный коэффициент сопротив-
сопротивления пары запорных устройств при их вза-
взаимном влиянии; Cikb и Сгкв—единичные коэф-
коэффициенты сопротивления запорных устройств,
составляющих пару, в квадратичной области
сопротивления (Re > 500); Р—коэффициент, за-
a)	6)
Рис. 9-3. Конусный клапан водосбросной трубы:
а — схема потока; б— клапан
431

f)
a)
Рис. 9-4. Схема потока в лабиринтах:
а—ячейка простого лабиринта; б—лабиринт с криволинейным перетеканием потока
висящий от относительного расстояния между
запорными устройствами.
Коэффициент C для прямоточной запорной
арматуры
для остальных типов запорных устройств
21.	В лабиринтном уплотнении с односто-
односторонним расположением промежуточных но-
ножей на одном уровне поток перетекает пря-
прямолинейно. При входе в первый зазор
(рис. 9-4, а) поток сжимается так же, как
в случае входа в прямой канал, заделанный
заподлицо в стенку, или как при перетекании
через отверстие в тонкой стенке. Входя в ка-
камеру лабиринта, струя расширяется, и бла-
благодаря турбулентному перемешиванию масса
ее увеличивается за счет окружающей среды.
В том случае, когда относительные размеры
камеры (по отношению к зазору) достаточно
велики, в конце камеры из струи выделяется
ядро постоянной массы, которое, сжимаясь,
поступает во второй зазор. Присоединенные
массы окружающей среды, отделяясь в конце
камеры от ядра потока и совершая циркуля-
циркуляционное движение в пространстве камеры,
вновь подмешиваются к струе. Так как ядро
постоянной массы перед входом во второй
зазор обладает большой кинетической энер-
энергией, степень сжатия потока на входе будет
меньшей, чем при входе в первый зазор.
22,	Сопротивление ячейки лабиринта (см.
рис. 9-4, б) вызывается потерями на трение
в зазоре и потерями энергии в ядре посто-
постоянной массы. Последние складываются из
двух частей: разности запасов энергии ядра
постоянной массы в начале и в конце ячейки
и потерь на вход в следующий зазор.
Если размеры камеры относительно малы,
а именно так, что
то струя, выходящая из зазора в камеру,
заполняет все сечение. В этом случае сопро-
сопротивление обусловливается потерями на трение
в зазоре, потерями на удар при внезапном
расширении и потерями на вход в следующий
зазор [где 8;0—половина ширины зазора
лабиринта с двойным углублением или ши-
ширина струи лабиринта с односторонним уг-
углублением; 5гр — половина ширины свободной
струи в конце камеры (или соответственно
ширина струи), м; hx—высота камеры ячейки
лабиринта].
По данным Г. Н. Абрамовича [9-2 ],
А*/5'о<5гр/5'о,
где S—длина свободной струи (длина каме-
камеры ячейки лабиринта), м; астр—коэффициент
структуры (турбулентности) потока, прини-
принимаемый в данном случае равным 0,1.
23.	В лабиринтных уплотнениях с выступа-
выступами или со ступенчатым расположением ножей
струя при больших (по сравнению с зазором;
размерах камер между ножами после сжатия
в зазоре направляется к выступу лабиринта
(рис. 9-4, б). Здесь она отклоняется на 90°
и течет прямо до нижней стенки камеры.
Далее, огибая камеру, струя течет вдоль
второго канала, направляясь ко второму
зазору. В камере лабиринта неподвижные
массы окружающего пространства увлекаются
протекающей струей, вследствие чего воз-
возникает движение этих масс, и при этом
образуются вихревые области. Наличие вы-
выступов между ножами лабиринта удлиняет
путь свободной струи, что еще более способ-
способствует полному ее затуханию. Лабиринты
с непрямолинейным движением потока более
эффективны, так как длина пути струи в них
и соответственно сопротивление получаются
значительно большими, чем в лабиринтах
с прямолинейным перетеканием потока.
24.	Коэффициент сопротивления лабиринтов
с продолговатым зазором вычисляется по
формулам автора [9-13, 9-14]:
432

при
где До* ^i—коэффициенты, зависящие от
относительной длины ячейки лабиринта (см.
диаграмму 9-28); ?тр = Х.//5'0—коэффициент со-
сопротивления трения зазора; X—см. диаграм-
диаграммы 2-1—2-6; ?'— коэффициент, учитывающий
влияние формы входной кромки зазора (оп-
(определяется по диаграммам 3-4 и 3-7 в зави-
зависимости от степени закругления или среза
кромки входа);
при Ак/5'о<5гр/5'о
где
25. Структура потока в сложных фасонных
частях труб и каналов, в которых на близком
расстоянии один за другим расположены
резкие повороты, внезапные расширения и су-
сужения, обходы и т. п., а также вход и выход
в неограниченное пространство (см. диаграм-
диаграммы 9-29—9-32), во многом аналогична струк-
структуре его в изогнутых каналах, диафрагмах
и лабиринтных уплотнениях с большими
зазорами.
При оценке сопротивления таких сложных
фасонных частей необходимо учитывать вза-
взаимное влияние отдельных элементов этой
фасонной части, значительно повышающее
общее сопротивление по сравнению с простой
суммой сопротивлений ее отдельных элемен-
элементов. Это сопротивление увеличивается во
многих случаях в 3—5 раз и более.
26. Если сложная фасонная часть служит
в качестве лабиринтного уплотнения, сопроти-
сопротивление ее является полезным, так как с увели-
увеличением сопротивления увеличивается эффекти-
эффективность ее работы (уменьшается проход возду-
воздуха через него). В прочих случаях, например,
когда усложнение фасонной части диктуется
ограниченностью габаритов установки, сопро-
сопротивление является вредным, и его следует
уменьшить. Потери в таких фасонных частях
могут быть значительно снижены расширени-
расширением отдельных ее поперечных сечений. Эффек-
Эффективно уменьшают сопротивление направля-
направляющие лопатки, установленные на поворотах
под острыми углами (см. параграф 6-1). Такое
мероприятие не требует изменения размеров
фасонной части. Сопротивление заметно сни-
снижается также при закруглении поворотов.
Для препятствий неправильных форм, уста-
устанавливаемых в потоке, полезно применять
обтекатели.
433

9-2. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Клапаны и задвижки при полном открытии в сети: Re = vv0Z)r/v> 104
[9-26, 9-35, 9-37]
Диаграмма
9-1
г=
Re = w0D0/v
Клапан типа «Рэй», ^ = 3,4
Клапан штампованный, (, = 7,8
дАд
Re>104
Задвижка клинкетная, ? = 0,2
Задвижка с рычажным затвором, ? = 0,75
Re>iO4
Задвижка с распорным грибком и
выдвижной трубой,
434

Продолжение
Клапаны и задвижки при полном открытии в сети:
[9-26, 9-35, 9-37]
= w0Z)r/v> 10
Диаграмма
9-1
Яо/?>суж
С
1,0
0,1
1,2
0,3
1,4
0,7
1,8
2,2
При Re<104 для всех клапанов
^530(Q1'25 *х
^Re~ Re '
При двух последовательно установленных клапанах (задвижках) суммарный коэффициент
•противления [9-26 ]
где ^—см. ? первого запорного устройства; ?2 — см. ? второго запорного устройства;
р=4,2 • 10 (///HJ —5 • 10 l/D04-0,15 (/—расстояние между двумя запорными устройствами).
*1 См. сноску на диаграмме 3-1.
Клапан «Косва» при полном открытии1;
R D/0* [9-34, 9-37]
Диаграмма
9-2
С суженным на 30% сечением седла (по стрел-
стрелке А)
Do, мм
60
2,70
80
2,40
100
2,20
150
1,86
200
1,65
250
1,50
300
1,40
350
1,30
С полным сечением седла
2,4
2,0
ч
ч
•
60 100 № 180 220 П0,мм
Do
мм
25
32
40
в дюймах
1
И/4
? (течение
по стрел-
стрелке А)
1,80
2,00
1,70
? (течение
по стрел-
стрелке Б)
1,70
1,90
1,60
1 Для двух последовательно установленных клапанов ? см. диаграмму 9-1.
435

Клапан прямоточного типа 1 [9-22 ]
Диаграмма 9-3
Неполное открытие:
a) Z)O = 38 мм и 0,2</z/ZH<0,8
Ар	0,084
6)iH = 200 мм и 0,2<А//)о<1,0
h
? = 0,51/( — г см. график а.
\ о/
Полное открытие для диаметров
:25 ч-250 мм:
см. график б.
2. Re<3 105
где kRe см. график в
N
Участок А
^/ Do
©
=•200 мм
т 1.
Значения
Do.
ММ
38
Z00
|
0,2
12,0
13,0
0,3
4,40
5,80
0,4
2,60
3,20
0,5
2,00
2,00
h/D0
0,6
1,70
1,40
0,7
1,50
1,00
0,8
1,30
0,80
1,0
1,11
0,50
1,2
0,95
0,40
1,4
0,85
0,36
0,4 0,5 0,8 1,0 1,2 1^ h/D0
0,1 0,1 0,5 Op 0,9 1,1 1,3 h/D0
0,8
?
0,2
\
k
N
©
	.
0,8
0 50 100 /50 Л0,мм
\
\
\
\
101 г Si
G
)
101 2 Re
*10*
Do,
MM
с
25
1,04
38
0,35
50
0,73
65
0,65
75
0,60
100
0,50
125
0,46
150
0,42
200
0,36
250
0,32
Re
5-103
1,40
104
1,07
2-104
0,94
5-104
0,88
105
0,91
2-105
0,96
3-105
1,0
1 Для двух последовательно установленных клапанов ? см. диаграмму 9-1.
436

Клапан (стандартный) с делительными стенками при полном открытии1;
Re = ^—2^Ю4 [9-34, 9-37]
Диаграмма
9-4
см. таблицу или по формуле*
при ?>0<0?08 м
ао = 17,73064; ^
а2-11 634,4; а3
при ?о$*0,08 м
ао = 3,277272; аг
а2= -6,060605;
i
= X *4
685,2598;
65 479,38;
1. Делительные стенки под углом 45° (кривая /)
ММ
13
10,8
20
8,00
40
4,90
80
4,00
100
4,10
150
4,40
200
4,70
250
5,10
300
5,40
350
5,50
10
8
6
\\
V
\
	 -
——-
— —
/7 40 Я7 /20 160 200 240 DOfMM
1 См. сноску к диаграмме 9-3.
* См. сноску на диаграмме 3-1.
2. Делительные стенки вертикальные
(кривая 2)
?>0, мм
С
13
15,9
20
10,5
25
9,30
30
8,60
40
7,60
50
6,90
437

Задвижка в прямой трубе (без выемки для клапана);
Re = wo?»r/v>104 [9-12, 9-14, 9-35, 9-17]
Диаграмма
9-5
1
1
|
Fh
Круглое сечение
см-кривые c=yW ""¦"
или по формуле:
С = ехр[2,з?а1.(А//>0)'])
П„
h
ao.
Прямоугольное сечение
где at см. ниже.
При 0,2<й/?>0<0,9 ао = 7,661175; ^ = -72,63827; а2 = 345,7625; а3= -897,8331; а4=1275,939;
в5=-938,8331; а6 = 278,8193. При h/D0^0,9 C=0,6-0,6 h/D0
bQ
Кривая 1
[),5 B5x50)
Кривая 2
0,5 A50x300 мм)
Кривая 3
1,0 A50x150 мм)
Кривая 4
1,5 B25x150 мм)
Кривая 5
2,0 C00 x 150 мм)
Кривая 6
Значения
С, для односторонних задвижек (график а)
h/D0(h/a0)
0,10
0,15
0,20
0,30
0,40
0?5
0,6
0,7
0,8
0,9
FJFQ для круглого сечения
—
193
105
155
330
203
—
За,
51,5
72,0
122
86,5
0,25
движка к
35,0
Задвнжк
44,5
30,6
42,3
58,2
48,7
0,38
круглого
10,0
а прямоу
17,8
13,5
18,5
19,6
17,9
0,50
сечения (
4,60
гольного
8Д2
6,85
8,78
9,10
8,78
0,61
?>О = 25 м
2,06
сечения
4,02
3,34
4,54
4,68
4,47
0,71
м)
0,98
2,08
1,73
2,43
2,66
2,25
0,81
0,44
0,95
0,83
1,23
1,23
1,12
0,90
0,17
0,39
0?32
0,55
0,47
0,51
0,96
0,06
0,09
0,09
0,17
0,11
0,13
438

Продолжение
Задвижка в прямой трубе (без выемки для клапана);
Re = wo?r/v>104 I92* 94> 9'35> 9~17]
Диаграмма
9-5
qt qz qj qt qs qs q7 qs />/no(f>/a0)
Значения ? для двусторонней задвижки прямоугольного сечения (график б)
<*0
Ьо
0,5
1,0
1,5
2,0
•
aobo
150x300 мм (кривая 1)
150x150 мм (кривая 2)
225 х 150 мм (кривая 3)
300x160 мм (кривая 4)
h/a0
од
112
95,3
287
215
0,2
30,6
31,7
50,1
48,7
0,3
13,1
14,1
17,9
18,5
0,4
6,64
6,95
8,31
8,48
0,5
3,26
3,63
4,22
4,17
0,6
1,52
1,83
2,22
2,14
0,7
0,71
0,91
1,02
1,02
0,8
0,28
0,36
0,39
0,42
0,9
0,06
0,08
0,10
0,12
0,1 0,1 0,3 Ор 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 fi/a0
439

Задвижка (параллельная типа «Лудло» с выемкой для затвора)
в прямой трубе круглого сечения;
04 [9-35]
Диаграмма
9-6
1. Задвижка в сети:
^p^f/2 CM' кРивые Z>=
или по формуле
L
где при
^ = -7,258083;
о/ J
ао = 3,229274;
а2= -44,79518;
д3 = 337,6749; а4=-967,6142; а5 =
= 1404,989; а6 = -1022,797; а7 =
= 295,2782
2. Концевая задвижка (прибли-
(приближенно):
Значения
Положение задвижки
h/D0
0,10
0,1'5
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,0
В сети (за задвижкой
прямая труба; кривая 1)
Концевая (задвижка на
выходе; кривая 2)
В сети (кривая 7)
Концевая (кривая 2)
200
200
С выемкой для затвора (гра
77,0
64,0
33,0
36,0
11,0
14,2
4,70
7,10
1фнк а)
2,35
3,85
1,23
2,30
0,67
1,40
0,31
0,75
0,11
0,21
С полым кольцом на затворе (график о)
400
3900
43,0
260
12,8
70,0
5,30
22,0
2,48
8,7
1,19
4,00
0,51
1,85
0,22
0,78
0,08
0,15
0,05
0,11
0,03
XX
0,1 Ц2 0,3
0,6 0,7 0,8 0,9 fi/D0
440

Продолжение
Задвижка (параллельная типа «Лудло» с выемкой для затвора)
в прямой трубе круглого сечения;
Re = w0ZH/v>104 [9-35]
Диаграмма
9-6
Задвижка (параллельная типа «Лудло» с выемкой для затвора)
в конфузорно-диффузорном переходе круглого сечения;
Re = H>oiVv>l04 [9-14, 9-36]
Диаграмма
9-7
1. Несимметричный переход
- АР =f(h/DQ);
ScyM pw§/2'
где Спер—как С ПО диаграмме 5-25
Do
1,25 (кривая 1)
1,5 (кривая 2)
Значения ?
для несимметричного
перехода *
А/А,
одо -
200
200
0,15
77,0
77,0
0,20
34,0
33,0
0,30
12,5
12,5
0,40
6,50
6,10
0,50
3,65
3,15
0,60
2,15
1,85
0,70
1,35
1,10
0,80
0,71
0,58
0,90
0,24
0,18
*г Значения ^ задвижки в конфузорно-диффузорном переходе не учитывают потери ъ
переходах.
1,0
0,07
0,06
\ этих
441

Продо,1жение
Задвижка (параллельная типа «Лудло»)
в конфузорно-диффузорном переходе круглого сечения;
Re = w0ZH/v>104 [9-14, 9-36]
Диаграмма
9-7
2. Симметричный переход*1. Полное
открытие
Ар
pwc2/2'
где we— скорость в узком сечении затвора.
Для случая 1 [9-27] C = 7tgq> [l-(h/D0J]2/
(h/D0)*; A)
при Re<104 [9-13] CRe=C + 530C1>25/Re, где
С по A)
Do, мм
Ai
L
1. ? (без направляю-
направляющей трубки)
2. ? (с направляю-
направляющей трубкой)
300
0,67
2,50
0,30
0,26
300
0,67
1,68
0,36
0,28
200
0,75
1,33
0,19
0,18
250
0,80
1,50
0,16
0,15
*J Значения С задвижки с симметричным пере-
переходом учитывают потери сужения и последующего
расширения сечения.
Ц5 0,6 Ц7 0,8 Ц9 b/D9 .
442

Затворы (вальцовые); Re = w0D0/v> 104
[9-35, 9-36]
Диаграмма
9-8
1.	Затвор в сети
? = —г— см. таблицу и кривые ?=/E).
РЩ/2
2.	Концевой затвор (приближенно)
3. Затвор в переходном участке (приближенно)
гДе Спер—как С по диаграммам 5-25 и 5-26
DJD0
1,0
1,0
1,25—
1,5
1,0
1,0
* /i
Место установки затвора
В сети (/*!>0); кривая 1
Концевой (/i=*0); кривая 2
В конфузорно-диффузорном пере-
переходе (i\>0); кривая 3
В сети A\>0); кривая /
Концевой (/*!=0); кривая 2
см. схему а диаграммы 9-20.
0
0,02
0,03
0,02
0,01
0,03
Значения С,
10
п
0,08
0,17
0,13
Об
0,19
0,24
20
рямой
0,36
0,90
0,60
ратны
0,70
1,00
30
поте
1,08
2,13
1,60
И ПО1
1,70
2,60
5
40
ж (на
2,80
4,70
3,70
гок (е
3,8
5,50
50
яравл
6,80
9,50
7,5
lanpas
7,70
10,8
о
60
[ение
16,9
21,6
18,0
шенне
15,8
21,5
70
А—А
44,0
49,0
44,0
35,0
44,0
80
% гра
108
112
106
А, гр
81,0
92,0
90
фик i
111
277
277
афнк
191
191
100
я)
540
540
540
б)
549
540
115
620
620
620
820
820
10 20 JO
SO 60 70 80 90 fOO fiO
443

Продолжение
Затворы (вальцовые); Re = wQD0/v> 104
[9-35, 9-36]
Диаграмма
9-8
10 20 J0 40 SO SO 70 SO SO 100 110
Клапаны (выпускные) Re = w0D0/ v > 104
[9-35, 9-36]
Диаграмма
9-9
№1
1. С упорным конусом
ПQ—103 мм
2. С обтекаемым упорным элементом
? см. кривые t>=f{s/D0) графика б.
см. кривые C,=f(s/D0) графика а.
N•3
3. Выпускная труба сужена на выходе при полном открытии
444

Продолжение
Клапаны (выпускные) Re = w0D0/v> 104
[9-35, 9-36]
Диаграмма
9-9
Значения ? (схема 1, график а)
D\/Do
1,5 (кривая /)
1,75—2,0
(кривая 2)
3,0 (кривая 3
оо (кривая 4)
0,40
1,80
1,44
1,58
1,82
0,50
1,50
1,15
1,20
1,50
0,60
1,35
0,97
1,05
1,30
0,70
1,30
0,88
0,95
1,19
0,80
1,26
0,82
0,90
1,12
Значения ? (схема 2, график б)
1,5
1,75
2,0
2,5
3,0
(кривая J)
(кривая 2)
(кривая 3)
(кривая 4)
(кривая 5)
slD0
0,1
13,0
13,8
9,42
11,9
16,0
0,2
3,10
3,08
3,50
4,31
4,92
0,3
1,04
1,45
1,50
2,17
2,51
0,4
0,51
0,85
1,01
1,44
1,66
0,5
0,39
0,35
0,76
1,10
1,28
0,7
0,33
0,41
0,58
0,84
1,00
1,0
0,32
0,35
0,51
0,76
0,86
0,8
\
©
1
>
У част он А
4,1.
0,3 s/D0
QJ5
Q,SS 0,75 s/D0
0,3 0,5
0,9 s/O0
445

Кран (поворотный конусный);
Re = w0ZH/v>104 [9-35, 0-36]
Диаграмма
9-10
у
1. Кран в сети:
Ар
pw20/2
см. кривую ^=/(8).
2. Концевой кран (приближенно):
3. Кран в переходном участке (приближенно):
Ар
Г =_?_ —Г4-Г
Цсум~ри^/2~^ W
где ^пер — как ? по диаграммам 5-24 и 5-25
D ID
1,0
1,0
1,25-
1,5
* h
Место установки затвора
В сети A\>0); кривая /
Концевой (/i=0); кривая 2
В сети; кривая 3
Значения
0
10
0,04
0,05
0,36
0,51
Кран в
6,04
0,36
см. схему а диаграммы 9-20.
20
1,60
2,75
5
30
40
о
50
60
Кран в прямой трубе
5,00
7,70
15,0
17,5
42,5
48,5
130
150
конфузорно-диффузорном переходе;
1,60
5,20
16,0
45,0
ПО
70
800
810
0^ = 40°
250
80
2500
2500
; ад=7
490
85
6000
6000
о
2500
ю го зо
so <?в
446

Затвор (шаровой) с односторонним уплотнением диска;
Re = woDo/v>\0* [9-35, 9-36]
Диаграмма
9-11
1. Затвор в сети:
Ар
см. кривую Z, =/E)
2. Концевой затвор (приближенно):
Место
В сети (/
Концевой
В сети (/
Концевой
установки затвора
?>0); кривая 1
(/J = 0); кривая 2
f>0); кривая 7
(/?=0); кривая 2
* 1Х см. схему а, диаграммы
0
0,02
0,04
0,02
0,04
9-20.
Значения
10 1
0,23 Г
0,44 1
Пр
0,22 Г
0,41 1
20
ЯМОЙ 1
0,98
1,52
ЯМОЙ 1
0,93
1,40
30
юток
2,70
3,70
юток
2,30
3,25
5
1 40
(направл
1 6,40
1 8,10
(направл
1 6,00
1 6,95
о
50
енне
14,8
17,5
енне
13,5
15,0
А
Б
60
—Б,
35,7
38,6
—.А
30,0
31,5
70
график
Г 116
1 118
1 74,5
80
а)
815
815
б)
288
288
85
4450
4450
425
425
ГО 20 SO 40 SO
SO
70 <Г° О
10 20 JO 40 SO SO 70
447

Затвор (шаровой) с двусторонним уплотнением диска;
Re = w0ZH/t;>104 [9-35, 9-36]
Диаграмма
9-12
1=1,87 Do
1. Затвор в сети:
Лп
см. кривую ? =/(8)
2. Концевой затвор (приближенно):
п Р^/2
Место установки затвора
В сети (/*>0); кривая 1
Концевой (/? = 0);
кривая 2
Значения
s°
0
0,02
0,04
10
0,29
0,50
* /х см. схему а диаграммы 9-20.
20
1,10
1,80
30
3,50
4,30
40
9,50
10,3
50
21,7
22,8
60
59,0
59
70
278
278
80
10000
10000
20 SO 40 SO SO
448

Затвор (шаровой) со сферическим диском;
19-35, 9-36)
= w0DJv> 10J
Диаграмма
9-13
I. Затвор в сети:
Ар
см. кривые ? =/(о)
2. Концевой затвор (приближенно):
pwg/2
3. Затвор в переходном участке (приближенно):
, _ Ар
—как С по диаграммам 5-25 и 5-26
Значения ?
1,0;
1,0;
1,25;
1,5;
*
Do; место установки затвора
в сети (/J>0); кривая 1
концевой (/* = 0); кривая 2
в сети; кривая 1
в сети; кривая 2
0
0,02
0,03
Затвор
0,04
0,06
10
0,21
0,47
20
30
Затвор в 1
1,07
1,90
3,35
4,75
5
40
зримой
9,20
12,4
в конфузорно-диффузорном i
0,38
0,57
1Х см. верхнюю схему диаграммы 9-20.
1,70
2,00
4,35
5,00
10,9
11,5
о
50
трубе
24,0
27,5
60
[график
65,0
65,0
70
а)
204
204
75
340
—
гереходе (график б) оск=40°;
25,5
28,0
70,0
70,0
204
204
330
330
85
624
625
ад=7°
624
624
15 Зак. 1584
449

Затвор (сегментный); Re = w0D0/v > 104"
19-35, 9-36)
Диаграмма
9-14
1.	Затвор в сети:
? =	— см. таблицу и кривые ? =/(8)
pwo/2
2.	Концевой затвор (приближенно):
3. Затвор в переходном участке (приближенно):
где Спер — как ? по диаграммам 5-25 и 5-26
Значения С
и*
1,0
1,0
1,25—
1,50
1,0
1,0
Место установки затвооа
В сети (/*>0); кривая /
Концевой (/* = 0); кривая 2
В конфузорно-диффузорном пере-
переходе (/?>0); кривая 3 '
В сети (/J>0); кривая 1
Концевой (/* = 0); кривая 2
*/j см. верхнюю схему диаграмм 9-20.
5°
0
0.02
0,03
0,05
0,02
0,04
10
20
30
40
50
60
70
Прямой поток (направление А — Б, график а)
0,27
0,44
0,47
1,10
2,10
1,64
3,20
5,25
3,94
8,70
12,0
9,40
23,5
30,5
28,3
79,5
91,0
90,0
272
277
277
Обратный клапан (направление Б—А, график 6)
0,12
0,53
0,59
1,60
1,82
3,42
5,62
8,65
18,8
18,8
79,5
73,5
398
398
80
624
624
624
773
773
10 20 30 40 50 60 5'
450

Продолжение
Затвор (сегментный); Re = w0ZH/v> 104
[9-35, 9-361
Диаграмма
9-14
ГО 20
Затвор («захлопка»)в сети; Re = wQDr/v> 104
[9-71
Диаграмма
9-15
«0,35ехр@,07445)
pwl/2
по кривой ?=/E)
5°
С
20 .
U
30
3,2
40
6,6
50
14
60
30
70
62
75
90
20
10
/
/
f
/
/
/
/
/
ю го зо ио so 60 <г
15*
451

Кран в сети (цилиндрический);
[9-471
= wo?>o/v> 104
Диаграмма
9-16
100
80
60
40
20
<>
J
2
/
0
¦¦¦¦а
шттшш
Участок А
i
/
I
I
I/
/
1 i i2
10 20 ff" J/
Участок А
pwg/2
см. кривые С =/E)
10 20 JO 40 50 ff*
l. Цилиндрическая труба
5°
I
5
0,93
0,05
10
0,85
0,31
20
0,69
1,84
30
0,52
6,15
40
0,35
20,7
50
0,19
95,3
55
0,11
275
67
0
со
2. Прямоугольная труба
5°
5
0,93
0,05
10
0,85
0,29
20
0,69
1,56
30
0,53
5,47
40
0,38
17,3
50
0,25
52,6
60
0,14
206
82
0
00
Затвор (плоский дисковый) в трубе круглого сечения
при различных Re = w0 DQ / v (9-5 ]
Диаграмма
9-17
s
Кривая 1:
Кривая 2:
J0,
(при 5 = 0°).
Da=l,0;
/«0,99 (при 5 = 0°)
Ар 120 l+0,5?>a(l-fsin5)
pw§/2*lle~ (l^sin5J
50
1,56
Re/V1-
где А к,
50
i+0,SZ)a(l+sin5I
(l-^sin5J J'
при 8>25°:
i = w0DQ/v;
1,56
-1
для всех 5: Сх" = /E) см- график; при Re<50 вели-
величина 1 — 50/Re принимается равной нулю
452

Продолжение
Затвор (плоский дисковый) в трубе круглого сечения
при различных Re = w0 DQ / v [9-51
Диаграмма
9-17
Значения
Кривая
1
2
Ь"
0
0,60
10
0,85
0,52
20
1,70
1,54
30
4,00
4,50
40
9,40
11,0
50
24,0
29,0
60
67,0
105
70
215
625
75
400
10 20 30 W 50 60 70 S"
Затвор (одностворчатый) в трубе прямоугольного сечения
любые Re = w0Z)r/v [9-6, 9-28, 9-35]
Диаграмма
9-18
Плоский
7=FJF2*0,99 (при 5 = 0°);
Da = D»/a0 = 1,0
Плоскоскошенный
Ар ^120
^ = pwb/2X~ReX
l+0,5(l+sin5)
Х (l-sin5J +
+ (l-50/Re)C,
при Re < 50 величина
1—50/Re принимается рав-
равной нулю; Ск»=/(8)
см. график
T=FJFQ = 0,725(при 5 = 0э);
453

Продолжение
Затвор (одностворчатый) в трубе прямоугольного сечения
любые Re = w0Z)r/v [9-6, 9-28, 9-35]
Диаграмма
9-18
Значения
ао1Ьо
0,5-1
1,5-2
0,5
0,5-1
«о
0
10
20
30
Клапан плоский, тонкостенный
150 — 300 мм; кривая 1
150 — 300 мм; кривая 2
25—40 мм; кривая 3
0,04
0,04
0,30
0,35
0,45
1,10
1,25
1,34
3,00
3,60
3,54
Клапан плоскоскошенный
200-400 мм; кривая 4
0,50
0,65
1,60
4,00
8°
40
8,0
10,0
9,3
9,4
50
23,0
29,0
25,0
24,0
60
60
80,0
77,0
67,0
65
100
158
120
70
190
230
368
215
10 20 30	40 50	60
454

Затворы (параллельно- и непараллельно-створчатые,
тонкостенные) в трубе квадратного сечения;
любые Re = w0Z)r/v [9-6, 9-29, 9-35]
Диаграмма
9-19
N'f
N4
~1\ч\Г
sO,99 (при 5 = 0°);
,_ Ар 120 l+0,5(l + sin5) / _ 50_\
'" 2">*Re' (l-sin5J +{ Rep"''
/=0,725 (при 5 = 0°)
при Re<50 величина 1—50/Re принимается равной нулю; ?К8=/E) см. график
10 20 30 W 50 SO 70 S* О
tO 20 JO 80 50 ВО 70
Значения
Количество
створок
(№ 1фивой)
10
20
30
40
50
60
70
80
2	(кривая	1)
3	(кривая	2)
4	(кривая	3)
5	(кривая	4)
6	(кривая	5)
2 (кривая 1)
Параллельно-створчатые затворы (схема 1, график я)
0,07
0,14
0,12
0,15
0,20
0,40
0,25
0,22
0,20
0,35
1,10
0,80
0,73
0,65
1,00
2,20
2,00
1,70
1,50
2,30
5,50
4,50
4,00
3,00
4,80
11,5
10,0
8,00
7,00
8,50
30,6
20,0
14,0
13,0
16,0
80,0
40,0
30,0
25,0"
35,0
Непараллельно-створчатые затворы (схема 2, график б)
0,70 I 0,95 I 1,50 I 3,00 I 7,50 20,0 | 55,0 I 180
300
140
ПО
70,0
150
800
455

Продо.гжение
Затворы (параллельно- и непараллельно-створчатые,
тонкостенные) в трубе квадратного сечения;
любые Re = wojDr/v [9-6, 9-29, 9-35]
Диаграмма
9-19
Количество
створок
(№ кривой)
О
10
20
30
40
50
60
70
80
Параллельно-створчатые затворы на боковом ответвлении (схема	3,	график б)
3 (кривая 2) I 0,28 | 0,40 | 1,10 | 2,50 | 5,00 | 10,0 | 18,0	|	42,0 | 200
Обтекаемые затворы (схема 4, график б)
2 (кривая 3) — I 0,57 0,92 2,50 5,80 12,5 ! 28,0	I	58,0 130
Затворы дисковые различной формы в трубе круглого сечения
при полном открытии E = 0); Re = iv0ZH/v> 105 [9-36]
Диаграмма
9-20
Для концевых затворов
А/7
'pwl/2'
(приближенно)
Характеристика затвора (опти-
(оптимальная) и его схема
Значения ? =
М/2
Dg/D^, место ус-
установки затвора
b/D0
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
Несимметричый а=40°; ак = 40°
1,0; в сети
0,06
0,098
0,175
0,315
0,525
0,800
1,4—1,8;
в сети (/i>0)
0,082—
0,085
0,090—
0,100
0,110—
0,125
0,180—
0,200
0,200—
0,250
1,35;
концевой (/t=0)
0,085
0,195
0,275
1,0;
концевой (/i=0)
0,405
Плоский с неподвижными обтека-
обтекателями ot2 = 2Oc; Z>o/ZI = l,0
В сети (/!>0)
0,05
0,07
0,09
0,13
0,17
0,23
Концевой (/t = 0)
0,100
0,150
0,135
Плоскоскошенный
В сети (/j>0)
0,08
0,15
0,33
0,53
0,70
456

Клапаны (регулирующие) при любых Re
[9-4—9-6] (Z>0 = 50 мм)
Диаграмма
9-21
1. Угловой односедельный клапан при 1,
^30:
ри>л2/2
где
(	СМ- КРИВУЮ Со1.а=/(Л/То); nP« ПОЛНОМ
открытии клапана Л//)г ^ 1,7:
Со 1кв
Со 2 кв
0,1
99,0
86,0
.0,2
20,5
21,0
0,3
7,50
10,5
0,4
3,40
7,20
0,5
1,72
5,70
0,6
0,95
5,20
0,7
0,55
4,90
2. Двухседельный клапан при 4,0</i/Z)r<60:
-pw2/2 Re, (э2кв'
где
где Со2х»=С2к»(^о/^аJ см. кривую
при полном открытии клапана
0,8
0,34
4,75
0,9
0,24
4,70
1,0
0,18
4,70
80
SO
40
20
1
0,8
0
Ъткв
ч
Of 0,7 Fh/F0
0,2
0,6
457

Обратный затвор и всасывающий клапан с сеткой
[9-18]
Диаграмма
9-22
Ill III 1П
1. Обратный
затвор
9
7
5
V
\
\
\ 2
V
X
1
40 60 80100 200
2. Всасывающий клапан
с сеткой
a)
r = —-i—=/(^o) см- граФик» таблицу или
по формулам (Do в м):
схема 1 -(;= 1,0755 + 5,161422 Do-
-6,714641 Z>§-h4,034111 Z)g;
7
схема 2-С= ? ^Db,
B)
где ао = 22,1298; а1 =-382,4438; а2 = 3920,882;
а3= -22160,76; а4 = 70762,35; а5= -126777,8;
а6 = 118352,6; а7= -44643,31
Значения ^
Схема
/
2
/H, мм
40
1,3
1,2
70
1,4
8,5
100
1,5
7,0
200
1,9
4,7
300
2,1
3,7
500
2,5
2,5
750
2,9
1,6
б) Re<10*
где С, по формулам A) и B).
458

Клапан (тарельчатый) без нижних направляющих [9-30, 9-37]
Диаграмма
9-23
где ао = 0,55+41 — — 0,1 I см. график а\
\А> )
Формула верна в пределах
0,1<Л/А><0,25; 0,1<*т,
0,155
\hlDo)
- см. график б.
bJDQ
«0
0,10
0,55
0,12
0,63
0,14
0,71
0,16
0,79
0,18
0,87
0,20
0,95
0,22
1,03
0,24
1,11
0,25
1,15
А/А)
Ро
0,10
15,5
0,12
10,8
0,14
7,90
0,16
6,05
0,18
4,78
0,20
3,87
0,22
3,20
0,24
2,69
0,25
2,48
в.
•
0,10 0,11
\
^—
0,16 q/s Q.20 ьт/п0
0,14 0}16 0,18 0,20 0,22
Клапан (тарельчатый) с нижними направляющими
[9-30, 9-37]
Диаграмма
9-24
где ao=0,55+4FT/Z>o-0,l) см. график а; у0 см. график б;
P1 = 1,73(A/DO)~2 см. график в; /—число ребер Fn—истинная
площадь прохода.
-Формула верна в пределах
0,125<A/Z)o<0,25; 0,\0<bT/Do<0,25
459

Продолжение
Клапан (тарельчатый) с нижними направляющими
[9-30, 9-37]
Диаграмма
9-24
0,5
0,10
0,55
0,12
0,63
0,14
0,71
0,16
0,79
0,18
0,87
0,20
0,95
0,22
1,03
0,24
1,11
0,25
1,15
0,10 0,12 0,1* 0,16 0,13
©
FJF0
Го
0,80
1,60
0,81
1,48
0,82
1,36
0,83
1,23
0,84
1,14
0,85
1,02
0,86
0,92
0,87
0,80
0,80
0,82
0,84
0,86Fn/F0
fit
so
60
20
\
ч
®
/'/-Do
Pi
0,125
111
0,14
58,4
0,16
67,5
0,18
53,5
0,20
43,3
0,22
35,8
0,24
30,0
0,25
27,7
0,t6 0,18 0,20 0,22 0,2* />/D9
Клапан (конусный) с конусообразной поверхностью
[9-30, 9-37]
Диаграмма
9-25
=/(^-| см. график
Формула верна в пределах 0,125<A/Do<0,4
73
11
9
7
5
\
\
\
\
\
ч
*/D.
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
С
15,6
7,27
4,35
3,00
2,27
1,82
1,54
0,10 0,К 0,18 0,22 0,26 0,30 O,J4
460

Клапаны (конусный) с плоской нижней поверхностью
(шаровой) со сферической нижней поверхностью [9-30, 9-37]
Диаграмма
9-26
/,
Формула верна в пределах
0,1<А//>о<0,25; г>т//>о = 0,1
1. Клапан конусный 2. Клапан шаровой
h/D0
Р2
Рз
0,10
8,00
14,0
0,12
6,66
9,73
А,
12
10
8
6
и
z
0,14
5,71
7,15
А
V
Е
\
>
0,16
5,00
5,46
V
^<
0,18
4,44
4,32
fis
0,20
4,00
3,50
__
0,22
3,63
2,90
0,10 0,12 0,14 0,16 0718 0,20 h/D0
0,24
3,33
2,43
0,25
3,20
2,24
-
Клапан тарельчатый в сложных условиях;
O* [9-16]
Диаграмма
9-27
При 0,15<Я/Лж<0,6
Ар
<+
см. кривые 1—4;
С; см. кривую 5
461

Продолжение
Клапан тарельчатый в сложных условиях;
RO104 [9-16]
Диаграмма
9-27
i)
^2b4?:
;
\.
ш 1
Ji
—cq
^^:
а—г—клапан открыт в направлении объема с высоким давлением; д—клапан открыт
в направлении объема с низким давлением.
а—продувочный клапан; 6 = 0,9^-2,0; с= 1,1 -г-3,3; 0 = 2,5-^-2,8; т1 = 1,2~2,0; пх =0,6-1,7;
б—выпускной клапан: 6= 1,1-=-2,0; с = 0,8~3,5, а = 2,2; /и1 = 0,7; п1 = 1,4; в —выпускные клапаны;
г — впускные клапаны.
1 — подводящий участок; 2—седло; 3—тарелка клапана; 4—подвижный шток; 5 — выпускной
канал
Значения ?к
V
\\
V\
k\
-
¦" и и i,
¦¦
/
2
J
	,f
qi 0,2
qs
qs
№ кри-
кривой
1
2
3
4
5
№ кри-
кривой
1
2
3
4
5
Схема
г
в
а
б
д
Схема
г
в
а
6
д
4,41
3,71
2,81
2,56
2,42
H\dx
0,15

—
8,50
8,50
7,60
0,2
8,85
8,00
6,05
6,05
5,65
0,3
6,35
5,80
5,00
4,75
4,30
H\dx
0,5
5,20
4.60
3,75
3,50
3,35
0,6
5,15
4,45
3,50
3,25
3,15
0,7
5,12
4,45
3,50
3,20
3,05
0,4
5,40
5,00
4,15
3,90
3,60
0,8
5,10
4,45
3,50
3,20
3,05
462

Лабиринтное уплотнение с удлиненным зазором
[9-13, 9-14]
Диаграмма
9-28
У///////////////////////, ?
где
и *i=/2E/80) см. график а; я2 = A — F0/F*)
C f(/D)
и
= l—F0/F* см. график б; ?' определяется,
i/2()	рф	2 ( 0/)	2
как C, = f(r/D0), по диаграмме 3-4; при г/8'0 = 0 ?' = 0,5;	Z,Tp=X-l/Dr; X см. диаграммы
2-1—2-6; пя — число ячеек лабиринта; DT—гидравлический	диаметр зазора; Fo — площадь
сечения зазора; F*—площадь поперечного сечения камеры
0-0*1
0,8
/
— —
—i —
©
шяттшштт
20	40	60	80
si К
0
5
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
о •
0,15
0,28
0,53
0,65
0,73
0,78
0,82
0,84
0,87
0,87
0,87
*i
0
0,08
0,16
0,31
0,40
0,47
0,52
0,55
0,58
0,59
0,61
0,63
V
<
*-—
©
0,2	0,4	OfS	0.3 fo/FK
FJF-Jf
0 * hx
b2
0
1,0
1,0
0,1
0,81
0,90
0,6
0,16
0,40
0,2
0,64
0,80
0,7
0,09
0,30
0,3
0,49
0?70
0,8
0,04
0,20
0,4
0,36
0,60
0,9
0,01
0,10
0,5
0,25
0,50
1,0
0
0
463

Лабиринт с перетеканием из одного объема
в другой через колено 90° (данные автора)
Диаграмма
9-29
Характеристика колена
Схема
Коэффициент сопротивле-
ния ц=
Со срезанным входным (выход-
(выходным) участком без лопаток
А-А
Го же, но с лопатками
Sbux ~-Л'
А-А
С входным (выходным) участ-
сом длиной /о = До> без лопаток
Го же с лопатками
Ч.
г*-,
t
Вход
тятт
Выход
ft
1С i"
?-*4,3;
Лабиринт с перетеканием из одного объема в другой
через удлиненное колено 180° (данные автора)
Диаграмма
9-30
А-А
Значения
экраном; 6/(Зо=1,0 (см. график а)
И
Направление
потока
Вход (кривая /)
Выход (кривая 2)
' bjao
0,2
7,3
13
0,4
4,6
7,6
0,8
4,3
6,8
1,2
4,3
6,6
1,6
4,3
6,3
2,0
4,3
6,1
2',4
4,4
6,0
2,6
4,4
5,9
Значения ? без экрана (см. график б)
Направление
потока
Вход (кривая 1)
Выход (кривая 2)
Ь/а0
0,5
9,5
12,0
0,6
8,0
10,1
0.8
5,8
7,4
1,0
4,4
5,7
1,2
3.6
4,6
1,4
3,2
4,1
464

Продолжение
Лабиринт с перетеканием из одного объема в другой
через удлиненное колено 180° (данные автора)
Диаграмма
9-30
10
8
\
z
<^
J
— -
©
0,8
2,0
го
8
6
\
к
©
0у6 0,8 1,0 Ь/а0
Лабиринт с перетеканием из одного объема в другой
через различные колена (данные автора)
Диаграмма
9-31
А-А
а-о
It
*il»
44
и
а) Короткое колено 180°
Ар (Ь\
=—1Т;=/( —) см* графики
а. Значения
Направление
потока
Вход (кри-
(кривая 1)
Выход (кри-
(кривая 2)
bjao
0,5
11,0
17,2
0,6
9,0
14,5
0,8
6,7
10,2
1,0
5,5
7,4
1.2
4,9
5,8
1,4
4,5
5,1
А-А
\\
б) Колпак с трехсторонним
входом (выходом)
10
\
\
\
\
X
\
©
ч
0,8 0,8 }0 Ьк/а0
465

Продолжение
Лабиринт с перетеканием из одного объема в другой
через различные колена (данные автора)
Диаграмма
9-31
А-А
' —"^Выход
L
*
в) Колпак с прямым участком
на входе (выходе)
б. Значения ?
Направление
потока
Вход (кривая 1)
Выход (кри-
(кривая 2)
0,18
13,3
14,2
0,2
12,4
13,9
0,4
6,2
9,4
0,6
5,7
8,0
0,8
5,8
7,6
1,0
5,5
7,5
в. Значения
Направление
потока
Вход (кривая 1)
Выход (кри-
(кривая 2)
0,5
13,5
13,0
0,6
12,0
11,7
0,8
9,0
9,5
1,0
7,4
8,0
1,2
6,6
7,1
1,4
5,9
6,3
S
\
\\
V
ч
¦*—
Z
— -
©
"ШЯШШШШШЯШЯШ
0,2 0,4- 0,6 0,8 ty0 b/a0
10
8
\
©
0,5 0,7 0,3	1,1 Ь/а0
Компенсаторы [9-34]
Диаграмма
9-32
Наименование
компенсатора
Сальниковый
Схема
fc- -Тт Jr. -^vl *_>?г^гУ_'га
I
I
I
I
I
am
19
{-/пах . j^
Коэффициент сопротивления
с- Ар
pwg/2
С = 0,2
466

Продолжение
Компенсаторы [9-34 ]
Диаграмма
9-32
Наименование
компенсатора
Схема
Коэффициент сопротивления
pw20/2
Лирообразный, гладкий
С=1,6+2ЯО (?>0 в м)
Do,
MM
50
1,7
100
1,8
200
2,0
300
2,2
400
2,4
500
2,6
Лирообразный с фаль-
фальцами
R0/d=6; r/dx6
(Do в м)
мм
80
2,1
100
2,2
200
2,5
300
2,8
400
3,1
500
3,5
Лирообразный, из вол-
волнистой трубы
R0/d=5; r/d*3
C«2,875+4,25Z)O (Do в м)
мм
50
3,1
100
3,3
200
3,7
300
4,2
400
4,6
500
5,0
П-образный
в м)
Do,
MM
50
2,0
100
2,1
200
2,3
300
2,5
400
2,7
500
2,9
Волнистый (многовол-
(многоволновой), сальниковый,
линз*овый, угловой, осе-
осевой
ih
С=о,з
467

Змеевики [6- 3, 6-4 ]
Диаграмма 9-33
Щ,Ь ^
Ар
——
pwl/2
см диаграмму 6-2
468

РАЗДЕЛ ДЕСЯТЫЙ
СОПРОТИВЛЕНИЕ ПРИ ОБТЕКАНИИ ТЕЛ ПОТОКОМ
В ТРУБЕ (КОЭФФИЦИЕНТЫ СОПРОТИВЛЕНИЯ
УЧАСТКОВ С ВЫСТУПАМИ, РАСПОРКАМИ, ФЕРМАМИ
И ДРУГИМИ ТЕЛАМИ)
10-1. ПОЯСНЕНИЯ
И ПРАКТИЧЕСКИЕ
РЕКОМЕНДАЦИИ
1. Сопротивление участков труб и каналов,
в которых помещены тела, обтекаемые пото-
потоком, складывается из сопротивления собст-
собственно участка ?уч (для прямого участка это
сопротивление трения) и сопротивления
тела С,:
A0-1)
2. Мощность, требуемая на преодоление
сил сопротивления тела, обтекаемого потоком
в трубе, выражается через силу лобового
сопротивления Рл этого тела [10-3 ]
P.wMecT.	A0-2)
Сила лобового сопротивления
(Ю-3)
где
и>мест—местная
(Ю-4)
сх—коэффициент лобового сопротивления
тела, зависящий от формы тела, числа Рей-
нольдса Re' = wodM/v и других параметров
и определяемый по данным диаграмм 10-1 —
10-15; 5М, dM—соответственно миделева пло-
площадь (м2) и диаметр или наибольшая сторона
(м) миделева сечения тела;
скорость потока [в живом сечении (Fo
т. е. скорость в сечении трубы за вычетом
миделевой площади тела, м/с; w—ско-
w—скорость в данной точке сечения перед телом,
м/с; т—поправочный коэффициент, учиты-
учитывающий влияние формы тела и сужение
поперечного сечения трубы; для тел обтекае-
обтекаемой формы т^ 1,0; для других тел т>1,0
[Ю-3].
На диаграммах раздела 10 значения т взяты
приближенно с учетом результатов опытов,
описанных в [10-3, 10-4].
3. Указанная в п. 2 мощность может быть
выражена через коэффициент местного
гидравлического сопротивления участка тру-
трубы, в котором помещено тело:
,2
w0F0.	A0-5)
Совместное решение уравнений A0-1) —
A0-3) выявляет связь между коэффициентом
местного сопротивления ? и коэффициентом
лобового сопротивления сх тела:
? = cxSJF0 (wMecT/ vv0K.	A0-6)
4. В общем случае скорость течения в трубе
распределена неравномерно по сечению;
поэтому сопротивление тела зависит и от
места расположения его в сечении.
Для случая стабилизированного ламинар-
ламинарного течения профиль скоростей выражается
формулой
wlwo=kx [1 -BуД>0J]>	(Ю-7)
где для пространственного обтекания (круг,
прямоугольник при ао/Ьо = 0,5 -г- 2,0) кх = 2,
а для плоского обтекания (плоская или коль-
кольцевая щель) fcx = 3/2; у—расстояние между
осями (центрами) тела и трубы (рис. 10-1, а
и б); в случае кольцевого сечения трубы —
расстояние между осью тела и средней окру-
окружностью кольца (рис. 10-1, в) в метрах.
На основании A0-4), A0-6) и A0-7) получим
„ Ар	SJFokl[l-By/DoJY
"х A-тЗД,K
cxSJF0[\-By/D0JY
(l-xSJFoy ¦
5. Для случая стабилизированного турбу-
турбулентного течения профиль скоростей может
быть выражен приближенно степенной функ-
функцией
A0-8)
469

6)
Рис. 10-1. Схема расположения тела:
и б—соответственно при плоскопараллельном и пространственном обтекании в трубе; в—при
пространственном обтекании в кольцевой трубе
где для пространственного течения [10-14,
10-15]
для плоского течения
k1={m+\)/m,
где т—показатель степени, который в общем
случае может меняться в широких пределах
(см. четвертый раздел).
Согласно A0-4), A0-6) и A0-8)
Ар _cxSJFQkl(l-2y/Doy"n_
pwl/2	(l-xSJF0K '
cJSJFo(\-2ylDoy*
2 (l-xSJFoy ¦
6. Для турбулентного течения в прямой
трубе значения т и кх приведены в табл.
10-1 в зависимости от числа Re' = wo<iM/v.
В частности, когда Re' = 6 • 105, m = 9
и Л1 = 1,17, /:2=/г3 = 1,6.
10-1. Значения т и кх
Коэф-
фици-
фициенты
т
к,
Re
4-Ю3
5
1,32
6
1,26
2,5-Ю4
7
1,23
2-10s
8
1,20
6-10s
9
1,17
3 10*
10
1,15
Последнее значение к2 верно для тел с очень
малым отношением площадей миделева сече-
сечения тела и трубы SJF0 при пространственном
обтекании. С увеличением SJF0 значение к2
уменьшается, приближаясь к единице. На
соответствующих диаграммах настоящего
раздела значения к2 взяты приближенно с уче-
учетом указанных обстоятельств и результатов
опытов [10-4].
7. Лобовое сопротивление продолговатого
тела обусловливается двумя факторами:
сопротивлением трения и сопротивлением
470
формы. Последнее является результатом
отрыва потока от поверхности тела и вызван-
вызванного этим вихреобразования. Соотношение
между сопротивлением трения и сопротивле-
сопротивлением формы тела, как и величины этих
составляющих сопротивления, зависит от
конфигурации тела и положения его в потоке
(угла атаки, угла скольжения), шероховатости
его поверхности, числа Рейнольдса, степени
и масштаба турбулентности набегающего по-
потока*1. Для тел плохообтекаемой формы
сопротивление трения весьма мало по сравне-
сравнению с общим лобовым сопротивлением. Для
удобообтекаемых тел значение сопротивления
трения соизмеримо с сопротивлением формы.
8.	Зависимость коэффициента лобового
сопротивления таких тел, как шар, цилиндр и
т. п., от числа Рейнольдса очень сложна (см.
диаграмму 10-1 и график а диаграммы 10-7).
Наибольшее значение сх имеет место при
очень малых числах Re'. По мере увеличения
числа Рейнольдса коэффициент лобового
сопротивления уменьшается, достигая при
определенном значении Re' (порядка 2—
5-Ю3) первого минимума. При дальнейшем
увеличении Re' наблюдается небольшое воз-
возрастание сх до некоторого постоянного значе-
значения, которое сохраняется примерно до
Re'=105-r-2-105. После того как Re' достиг-
достигнет этого значения (критического числа Рей-
Рейнольдса), происходит резкое падение коэффи-
коэффициента сх до второго минимума, который
соответствует Re' - 3 • 105 ~ 5 • 105. Затем
наступает следующее незначительное возрас-
возрастание сх. Но начиная примерно со значения
Re'=106 коэффициент лобового сопротивле-
сопротивления принимает почти постоянное значение.
9.	Сложный характер зависимости коэффи-
коэффициента лобового сопротивления цилиндричес-
1 Влияние сжимаемости потока (числа Ма-
Маха) на лобовое сопротивление различных тел
здесь не рассматривается. Этот вопрос под-
подробно освещается в [10-10, 10-24, 10-34].

ких (сферических) препятствий от числа Рей-
нолъдса обусловливается сильно изменяющейся
картиной обтекания этих препятствий с ростом
числа Re', начиная с очень малых его значений
(Re'«:l) до очень больших (Re' = 106^-107).
Наиболее существенным при этом является
переход от стационарного характера обтека-
обтекания препятствия к пульсирующему, наблю-
наблюдающемуся для цилиндрических тел в диапа-
диапазоне Re'= 30-f-50 и для сферических тел
в диапазоне Re'=130-^200. По мере роста
числа Re' весьма важным является образова-
образование и развитие ближнего аэродинамического
следа, а затем пограничного слоя тела.
10. В диапазоне малых и умеренных чисел
Рейно льдса (Re' < 40 ч- 50) формы обтека-
обтекания рассматриваемых типов препятствий
(рис. 10-2) последовательно сменяют одна
другую:
а)	Re'«:l; при самых малых значениях
числа Рейнольдса инерция потока пренебре-
пренебрежимо мала; поэтому он обтекает препятствие
идеально плавно и симметрично с наветрен-
наветренной (лобовой) и подветренной (кормовой)
стороны (рис. 10-2, а);
б)	0,05 < Re'< E ч-10) для цилиндра и
Re' < A0 -г- 24) для шара; в этом случае начи-
начинает проявляться влияние сил инерции.
Наблюдается несколько большая изогнутость
линий тока, и они приближаются к поверх-
поверхности тела с наветренной стороны. В резуль-
результате возникает асимметрия линий тока с на-
наветренной и подветренной стороны препят-
препятствия.
За препятствием образуется обширная
параболообразная заторможенная зона (не-
Рис. 10-2. Спектры потока в следе за сфери-
сферическим телом при различных режимах обтека-
обтекания в пределах малых и умеренных чисел
Рейнольдса:
a—Re'<l; б— 0,05<Re'<E-10); в—E-10)<Re'<
<D0~50)
Рис. 10-3. Спектры потока в следе за сфери-
сферическим телом при различных режимах обтека-
обтекания при Re >50:
a_D0~50)<Re'<A50-200);	б—
A50 V 200) < Re'< 1500; в— 1500<Re'<2 105; г—
2 • 105<Re'<3,5 106; д— 3,5 • 106<Re'<8 • 106
циркуляционный след, рис. 10-2,6), в каждой
точке которой скорость потока заметно ниже,
чем в симметричной точке менее заторможен-
заторможенной лобовой зоны, образующейся перед
препятствием. С увеличением числа Рейнольд-
Рейнольдса асимметрия линий тока возрастает, а длина
и ширина заторможенной зоны сокращаются;
в) E-f-10)<Re'<D0-r-50) для цилиндра
и Re'< 130 для шара; за цилиндром появля-
появляется пара противоположно направленных вих-
вихрей (рис. 10-2, в), образующих стационарный
рециркуляционный ближний след [за шаром при
Re' > A0 -т-24) возникает один тороидальный
вихревой след]. Скорость потока в каждом вихре
растет от центра к периферии по линейному
закону. С увеличением числа Рейнольдса протя-
протяженность ближнего следа непрерывно увеличива-
увеличивается до момента потери устойчивости.
Для чисел Рейнольдса, превосходящих
Re'«50 (для цилиндра), показательны пять
форм обтекания (рис. 10-3), см. пп. 11 —15.
11. D0-f- 50) < Re' <A50-200). В начале этого
диапазона чисел Рейнольдса более резко, чем
до сих пор, изменяется схема обтекания:
удлиняющиеся вихри ближнего следа теряют
устойчивость и начинают отрываться от
471

цилиндра попеременно с каждой стороны,
уносясь потоком (вихревая дорожка Кармана,
рис. 10-3, а); с этого момента обтекание
цилиндра принимает пульсирующий характер,
так как при каждом отрыве вихря изменяется
давление потока на тело.
Угол а, при котором начинается отрыв
потока, растет с увеличением числа Рейнольд-
са и в рассматриваемом диапазоне Re' состав-
составляет 115—130°. Длина следа xL при Re'= 50
равна 2,5t/M и далее возрастает пропорцио-
пропорционально значению Re'; ширина следа
/>^0,85~ l,05JM. Скорость обратного течения
в следе на границе раздела вихрей возрастает
приблизительно с 10 до 30 — 50% скорости
набегания потока на цилиндр.
Боковые границы следа неустойчивы, на
них возникают хаотически движущиеся вихри,
вызывающие в дальнейшем все возрастающее
турбулентное перемешивание смежных слоев
потока и обмен массами с внешним потоком.
Ближний след шарообразных и других трех-
трехмерных тел вращения характеризуется тем, что
в нем образуется не пара, а один тороидаль-
тороидальный вихрь, отрывающийся спиральными нитя-
нитями. Длина этого вихря меньше, чем для
цилиндра, а частота его отрыва вдвое больше.
12.	A50 -г- 200) < Re' < 1500. Заторможенная
область перед препятствием постепенно
уменьшается и становится малой по сравне-
сравнению с его размером.
В итоге на лобовой стороне препятствия
остается лишь тонкая пленка заторможенного
потока, образующая раздваивающийся по обе
стороны ламинарный пограничный слой
(рис. 10-3,5). Дойдя до некоторой точки близ
миделева сечения тела (а%80°), пограничный
слой отрывается от его поверхности и распо-
располагается уже по внешней границе ближнего
следа. Достигнув конечной точки следа, он
воссоединяется с таким же оторвавшимся
пограничным слоем второй стороны тела.
Причиной отрыва пограничного слоя является
возрастание давления вдоль поверхности тела.
В результате такого явления донное давле-
давление растет. Одновременно в ближнем следе
возникает нерегулярное течение, развиваю-
развивающееся в ясно выраженное турбулентное тече-
течение далее по каналу.
13.	1500<Re'<2* 105. Возникающая за
телом турбулентность начинает проявляться
с все более и более близкого к телу расстояния.
Вследствие этого точка перехода ламинар-
ламинарного пограничного слоя в турбулентный пере-
перемещается ближе к кормовой части цилиндра
(шара).
Процесс перехода, не сопровождающийся
процессом отрыва вихрей, начинается синусо-
синусоидальными колебаниями, которые с ростом
числа Рейнольдса усиливаются до точки
перехода. Донное давление при этом значи-
значительно уменьшается, особенно в области
Re'= 2 * 103-^-10*. Скорость на внешней границе
оторвавшейся (свободной) струи увеличивается,
а расстояние до точки воссоединения, наобо-
наоборот, уменьшается. Переход к турбулентному
течению при этом происходит весьма близко
от точки отрыва пограничного слоя от тела.
В результате вблизи кормовой части тела'
возникают весьма интенсивные пульсации
скорости, превосходящие по амплитуде осред-
ненную скорость течения в тех же точках
следа уже при Re'%8 • 103.
При Re'>5 103 за цилиндром наступает
полное	турбулентное	перемешивание
(рис. 10-3, в).
14.	2- 105<Re'<3,5- 106. В этом крити-
критическом диапазоне чисел Рейнольдса в погра-
пограничном слое начинается переход от лаАминар-
ного режима течения к турбулентному. Отрыв
пограничного слоя возникает еще при лами-
ламинарном режиме течения, приблизительно
в том же месте на лобовой стороне цилиндра,
что и при меньших числах Re'. За этим
отрывом следуют смена режима течения
и второй, уже турбулентный («пузырчатый»)
отрыв на кормовой стороне цилиндра. Регу-
Регулярность и определенность отрыва погранич-
пограничного слоя меньше, чем при меньших и боль-
больших числах Рейнольдса. Донное давление
резко повышается, а зона действия отрыва
сужается (а=110~120°, рис. 10-3,г). В резуль-
результате при Re'%5-105 происходит указанное
выше скачкообразное кризисное снижение
лобового сопротивления цилиндра. Для шара
такое кризисное сопротивление соответствует
Re'^3- Ю5.
15.	3,5-106<Re'<8 • 106. Отрыв вихрей
снова становится регулярным, однако теперь
он появляется при турбулентном пограничном
слое (рис. 10-3, д).
Предполагается, что все дальнейшие изме-
изменения, связанные с увеличением числа Рей-
Рейнольдса и сопровождающиеся сдвигом точки
перехода режима течения к переходной точке
застоя, будут относительно слабы.
16.	Описанные в пп. 10—15 характерные
диапазоны чисел Рейнольдса для различных
форм обтекания цилиндра (шара) верны лишь
при условии обтекания тела ламинарным или
слаботурбулизированным потоком (ет<0,01%,
где ?т == у/ w'2/ w0—степень турбулентности
потока; w' — продольная пульсационная ско-
скорость потока, м/с).
Повышение степени турбулентности набе-
набегающего потока при каждом режиме обтека-
обтекания приближает точку перехода ламинарного
пограничного слоя в турбулентный к кормо-
кормовой части тела и тем самым смещает харак-
характерный диапазон чисел Рейнольдса, и в ча-
частности критическую область, в которой на-
472

Рис, 10-4. Зависимость относитель-
относительного коэффициента лобового сопро-
сопротивления сх кубического и призма-
призматического тела от степени турбу-
турбулентности набегающего потока
Ц0-10]
0,8
0,6
¦—J
Z-— <
^_-
-
—¦—
!
;—•*
блюдается резкое снижение коэффициента сх
при меньших значениях Re' (см. график
б диаграммы 10-7).
17.	На положение точки перехода ламинар-
ламинарного пограничного слоя в турбулентный
влияет и состояние обтекаемой поверхности
(ее шероховатость А). Влияние различных
неровностей поверхности состоит в том, что
они возмущают ламинарное течение, переме-
перемещают точку перехода вперед (к лобовой части
тела) и увеличивают участок с турбулентным
пограничным слоем.
Для цилиндра (шара) кризис сопротивления
наступает тем раньше, т. е. при тем меньшем
числе Рейнольдса, чем больше шероховатость.
Вместе с тем, чем выше Д, тем больше
значения cxmin и сх в закритической области
(см. диаграмму 10-2).
18.	Начальная турбулентность набегающего
потока существенным образом влияет и на
лобовое сопротивление плохообтекаемых
тел (с острыми кромками — особенно при
10%)
Для кубических и призматических тел, а та-
также для плоской пластинки, установленной
нормально к потоку, зависимости сх или,
что то же, сх = схг >qIcXo==oot et качественно
одинаковы и носят кризисный характер по
числу ?т [10-7—10-10], что также связано
с изменением характера обтекания. При не-
небольшом увеличении интенсивности турбулен-
турбулентности набегающего потока коэффициент со-
сопротивления сх увеличивается (рис. 10-4), что
связано с расширением зоны отрыва за телом.
С дальнейшим ростом интенсивности тур-
турбулентности зона отрыва стабилизируется или
несколько сужается вследствие передачи в нее
энергии основного потока, что приводит к по-
постоянству или уменьшению лобового сопро-
сопротивления по сравнению с сопротивлением при
малотурбулентном набегающем потоке.
19. Коэффициент лобового сопротивления
цилиндра при Re' ^0,5 можно вычислить по
формуле Лемба [10-23]:
Сх~~B,002-InRe') Re'*
При Re'> 0,5 величина сх определяется по
диаграмме 10-1.
20. Коэффициент лобового сопротивления
шара при Re'< 0,5 можно вычислить по
формуле Стокса:
?г,т/.
cx = 24/Re',
а в диапазоне 0,5^ Re'^1,0— по формуле
Озеена
В диапазоне 0,1 < Re' < 103 практически
хорошее совпадение с опытом (при Re' =
= 3-г-400 ошибка <2%) дает эмпирическая
формула Л. С. Клячко [10-18]*1
cc = 24/Re'+4/(Re'I/3.
21. Влияние степени турбулентности на
коэффициент сопротивления шара может быть
учтено по формуле Клеймена и Говина [10-17]
г -
3990
4 47 - 10s/(Rc'1-8r°'9Tl
'N'1 '	l	T h
справедливой в диапазоне 400/eT<Re'<3 • 104
при ?т = 0,07 -г- 0,35 и условии малости масшта-
масштаба турбулентности по сравнению с диаметром
шара. До Re' = 8 104 близкое совпадение
с опытом дает формула, предложенная
А. Р. Хенвеном и Д. М. Ляховым [10-37],
сх = А ехр [(л i + kx In Re') In Re'],
где А = 26,555; лх = -0,91528; ^=0,049274.
22. Для определения коэффициента лобового
сопротивления частиц любой изометрической
формы (формы правильного многогранника)
*1 Удовлетворительное совпадение с опы-
опытом (со средней погрешностью ±10%, а в ин-
интервале 10<Re'<102—до 36,9%) обеспечива-
обеспечивает формула Г.А.Адамова [10-1] для всего
диапазона чисел Рейнольдса, вплоть до на-
наступления кризиса сопротивления:
сх = 24[1 +@,0167 Re'I/n]n/Re'—для тел лю-
любых форм;
сд = 24[1 +0,065(Re'K/2]3/2/Re' — для сферичес-
сферических тел.
В диапазоне 0,l<Re'<20 близкое совпаде-
совпадение с опытом обеспечивает формула [10-54]:
сх = 24/Re'+ 1,66,
а в диапазоне 0,5<Re'<103—формула Румп-
фа [10-60]:
Аналогичные формулы приводятся и в дру-
других работах, например в работе Танака
[10-63].
473

при	всех	режимах	обтекания
И. А. Вахрушев [10-6] рекомендует обобщен-
обобщенную формулу
28,47
4,565 ф 0,491 <р
4Re'lg(l5,38/cp) з/Re'
х {1-th [0,01282 Re'(ф-0,9805)]} +
+ 2,86(ф~0,8531)Ш [0,01282 Re'(cp-0,9805)] +
+ G,76- 2,86 ф-4,88/ф)х
х th [0,00104 Re' (ф-0,9038)], A0-9)
где ф—коэффициент несферичности чистиц,
равный отношению площади поверхности
частицы к площади поверхности шара, равно-
равновеликого ей по объему; в качестве опреде-
определяющего размера частиц, входящего в число
Рейнольда, принимается диаметр равновели-
равновеликого шара: Re'='wo^/v.
23. При ф = 1 (шар) формула A0-9) прини-
принимает вид
х [1 - th @,00025 Re')]+0,42 th @,00025 Re')+
+0,02 th @,0001 Re').
Эта формула верна для всего диапазона
чисел Re' практически от 0 до 'Re^,.
В интервале 0<Re'<
с точностью
Ф-0,9732
до 10% можно пользоваться формулой
28,47
Для шара
О < Re'< 2000.
24. В интервале
4,565 ф 0,491 ф
<р- 0,9732
с точностью
до 5% можно пользоваться формулой
сЛ=2,86 (ф-0,853 l)th [0,01282 Re' (<p-
- 0,9805)]+G,76 - 2,86 ф - 4,88/ф) х
xth [0,00104 Re' (q>-0,9038)].
25. Влияние степени турбулентности на
коэффициент лобового сопротивления цилинд-
цилиндра может быть учтено приближенно
где cJC=/1(Re') и cx=/(Re') принимаются по
соответствующим графикам диаграммы 10-1.
Величина сх определена по_ кривым
cJC=/1(Re/), полученным при Г=гД/м = 7,7
и различных ет %, и по кривой cx=f(l/7)
[10-7 — 10-10].
26. Коэффициент лобового сопротивления
цилиндра и других удлиненных тел зависит
от удлинения T=^t/dM; при этом с увеличением
474
/ коэффициент лобового сопротивления воз-
возрастает.
27.	Коэффициент лобового сопротивления
плоской пластинки, установленной поперек
потока, при Re' = w0ZH/v и (wo#o/v)> 1000
практически постоянен и составляет сх =
= 1,12-1,16.
Для прямоугольной пластинки коэффициент
лобового сопротивления зависит от соотноше-
соотношения сторон djlx и меняется от сх= 1,12—1,16
(при djlx = \) до схя2,0 (при dJlx->0).
При наличии отверстия в круглой пластинке
сх изменяется примерно параболически от
1,12 — 1,16 (при </=0,2?0) до 1,78 (при
</=0,82>о).
28.	Если в одном сечении трубы располо-
расположено несколько тел (комплект тел в общем
случае разных форм и размеров), то суммар-
суммарный коэффициент местного сопротивления
этих тел подсчитывается по формуле автора
[10-3], верной при SJFo<093 и Re>104:
где i—порядковый номер тела данного комп-
комплекта; пт—общее число тел в комплекте.
29.	Лобовое сопротивление двух тел (шаров,
цилиндров, пластинок и др.), устанавливаемых
одно за другим по потоку, отличается от
простой суммы лобовых сопротивлений этих
тел, взятых изолированно одно от другого;
при этом коэффициент сопротивления каж-
каждого тела (или их суммарный коэффициент
сопротивления) зависит от относительного
расстояния (продольного калибра) 7"= l2/du
между ними.
30.	Если два цилиндра установлены по
потоку вплотную один к другому, то второй
цилиндр погружается полностью в вихревую
зону, создаваемую передним цилиндром
(рис. 10-5); поэтому он не может вызывать
лобового сопротивления. При этом разреже-
разрежение, существующее за первым цилиндром,
больше разрежения за вторым цилиндром.
Это приводит к тому, что разность давлений,
получаемая у второго цилиндра, создает силу,
направленную против потока, вследствие чего
сх второго цилиндра получается отрицатель-
отрицательным, а суммарный коэффициент лобового
сопротивления обоих цилиндров понижается.
С увеличением относительного расстояния
между цилиндрами эффект подсасывания
заднего цилиндра к переднему ослабляется.
Рис. 10-5. Схема
потока при обтека-
обтекании двух цилинд-
цилиндров, установленных
вплотную друг к
другу

Но поскольку задний цилиндр остается
в аэродинамической «тени», т. е. в затор-
заторможенной и сильно турбулизированной зоне
первого цилиндра, его коэффициент лобового
сопротивления при дальнейшем увеличении
Т продолжает оставаться ниже сх изолирован-
изолированного цилиндра, медленно приближаясь к это-
этому значению.
Пониженное значение сх получается не
только для цилиндров, но и для любых тел,
находящихся в аэродинамической «тени»
впереди стоящих тел.
31.	Среднее значение коэффициента схср
лобового сопротивления и соответственно
коэффициент С>1 местного гидравлического
сопротивления, отнесенного к одному телу
продольного ряда, возрастают с уменьшением
числа пт этих тел в ряду, начиная примерно
с лт = 5. При ят>6-т-50 устанавливаются прак-
практически постоянные средние значения схср
и ?i» соответствующие данному относитель-
относительному расстоянию l2/dM между телами про-
продольного ряда (см. графики диаграмм 10-12
и 10-13).
32.	Для цилиндров, установленных по диа-
диаметру трубы в одном продольном ряду
значение ?i может быть вычислено по фор-
формулам, предложенным П. И. Быстровым
и В. С. Михайловым [10-5] и приведенным
на диаграмме 10-13.
33.	При размещении в трубе комплектов
тел, каждый из которых расположен продоль-
продольными рядами, коэффициент Хм местного
сопротивления этого комплекта на участке
в один калибр (за калибр принимается гидрав-
гидравлический диаметр сечения трубы) вычисляется
по формуле автора [10-3], верной примерно
при 5M/F0<0,3 и Re'>104:
'(pw20/2)-(L/Dr)
3 '
где i—порядковый номер тела данного комп-
комплекта или, что то же, порядковый номер
продольного ряда тел; пр—общее число про-
продольных рядов; cxli—коэффициент лобового
сопротивления одиночного тела /-го продоль-
продольного ряда, определяемого в зависимости от
формы профиля тела, числа Рейнольдса Re'
и других параметров (см. диаграммы десятого
раздела).
34. Коэффициент гидравлического сопротив-
сопротивления . комплекта тел на рассчитываемом
участке L трубы
*?
Рис. 10-6- Профиль удобообтекаемого тела
Коэффициент сопротивления трения пря-
прямого участка трубы
Ар
Отсюда
где Хтр— коэффициент сопротивления трения,
определяемый как Х9 по диаграммам 2-1 —
2-6.
35.	Важным фактором, влияющим на коэф-
коэффициент лобового сопротивления тела, явля-
является форма его профиля. Чем более обте-
обтекаемую форму имеет тело, тем меньше отрыв
потока и вихреобразование, а следовательно,
меньше его лобовое сопротивление. Поэтому
там, где это только возможно, следует ис-
использовать тела обтекаемой формы. Удобо-
обтекаемая форма профиля тела характери-
характеризуется плавно закругленной передней частью
и более длинной клинообразной задней ча-
частью (рис. 10-6).
Чем резче за миделевым сечением тела
сужается профиль (и соответственно замедля-
замедляется поток), тем раньше вверх по потоку
наступит отрыв его и тем интенсивнее вихре-
вихреобразование за телом. Удачно подобрав
профиль хвостовой части тела, можно значи-
значительно отодвинуть начало отрыва потока
к задней кромке тела или совсем избежать
отрыва.
36.	Для построения некоторых профилей
тел удобообтекаемой формы в табл. 10-2
приводятся значения их безразмерных коор-
координат (см. рис. 10-6).
37.	К телам удобообтекаемых форм отно-
относятся и эллиптические цилиндры, а также
круговые цилиндры, снабженные задними об-
обтекателями. Для таких тел коэффициент лобо-
лобового сопротивления получается выше, чем
для тел, профилированных по данным
табл. 10-2. Однако ввиду большей простоты
построения такие тела часто применяются на
практике.
38.	Лобовое сопротивление шюхообтекае-
мых тел (рис. 10-7) может быть существенно
снижено (на 40% [10-32]) путем устройства
на хвостовой части тела выемок (рис. 10-7,
модель 2). Одной из причин такого снижения
сопротивления может быть разрушение разви-
развивающихся в оторвавшемся пограничном слое
475

10-2. Координаты 2y/dM удобообтекаемых профилей
Про-
Профиль
1
3
• 1 г
x/t
0
0
г=0,08*1
0
0,05
0,528
0,490
0,530
0,10
0,720
0,750
0,720
0,20
0,917
0,960
0,940
— радиус закругления лобовой
0,3
0,987
1,00
1,00
0,4
1,00
0,980
0,995
0,5
0,960
0,930
0,940
0,6
0,860
0,840
0,860
0,7
0,737
0,720
0,910
и хвостовой части профиля.
0,8
0,568
0,560
0,520
0,9
0,340
0,370
0,300
1,0
0
г = 0,10
0
вихрей возмущениями потока, создаваемыми
выемками.
39.	Лобовое сопротивление плохообтекае-
мых тел (табл. 10-3) значительно снижается
при устройстве плавных обтекателей впереди
и позади тела, а также при установке соответ-
соответствующих экранов перед телом или даже за
ним [10-28].
40.	Коэффициент лобового сопротивления
системы тел (стержней) в виде фермы или
другого подобного устройства зависит от
формы поперечного сечения стержней, способа
связи стержней в узлах, направления набегаю-
набегающего потока, а также от числа Рейнольдса.
Влияние направления набегающего потока для
такой системы получается сложнее, чем для
одиночного тела, так как при этом меняется
ориентировка задних элементов системы отно-
относительно аэродинамической «тени», рас-
расположенных впереди элементов системы
(рис. 10-8).
41.	Коэффициент местного сопротивления
фермы, помещенной в трубе,
кол
г. U
Рис. 10-7. Схема плохообтекаемых тел враще-
вращения [10-32]:
1—без выемок; 2—с выемками через 90°, представ-
представляющими собой двугранный угол 90°
где SM/F0—степень заполнения элементами
фермы поперечного сечения трубы; SM—сум-
SM—суммарная миделева площадь всех элементов
фермы.
Коэффициент лобового сопротивления фер-
фермы при данном числе Рейнольдса Re' = worfM/v
и данном угле направления набегающего
потока а [10-36]
где сх0, с*х0 и схл—коэффициенты лобового
сопротивления фермы соответственно при
а=0 и Re' = Re'b при а=0 и искомом числе
Re и при искомом а и числе Re'b при
котором получена зависимость cxa=/(a).
42. В практике расчетов шахтных стволов
и выработок было принято оперировать раз-
размерным коэффициентом аэродинамического
сопротивления, выражающимся через X
(в кг-с2/м4):
р X
а
Сопротивление участка ствола (выработки)
выражается через коэффициент осш (в Па):
?Wfl
Рис. 10-8. Спектр потока при обтекании стоек
фермы [10-36 ]
476

7-3. Коэффициенты снижения лобового сопротивления плохообтекаемых тел
тела
Форма тела
Форма тела
1,0
45
0,65
0J5
Эллипс
OfS
5KJ к
>b
0,46
0,33
Эллипс
0,19
45
0,26
45
Эллипс
0,73
317. <j». Эллипс
s
70
0,63
:bJ
^	*
Oft
0"
0,34
0,67
0,46
70
0,41
¦58
fl)
1,16
m
34 t L
0,40
70
Б
0,35
0,34
G,3/
0,47
^-<=^-70
^ -*-{
0,30
0,62
_ Л
^2^
^!:
G,//
Обозначение: см - коэффициент лсёабога сопротивления пластиныf устанавливаемой нормально
к потоку.
477

10-2. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Цилиндр (круговой, гладкий) в трубе; плоскопараллельное обтекание;
SJF0<0,3; [10-10, 10-48, 10-58]
Диаграмма
10-1
при Re>5- 105:
An
КО
0,6
где при ет^О,О1% cJC=/(Re/) см. график а; при ет>0
— степень
где сх0
см. кривые cx=/2(Re') графика б;
турбулентности.
При Re>2-104 ^cx0SMF0{l
см. график в; гт«0,01%
Re'
сх
Re'
0,1
59,0
0,5
22,5
5-Ю4
1,25
1,0
10,0
105
1,25
5
4,50
2-105
1,20
10
2,65
3-105
1,10
5-10
1,65
102
1,50
4-Ю5
0,80
5-102
1,20
5-105
0,60
103
1,00
6105
0,32
5-Ю3
0,90
7-Ю5
0,30
104
1,05
8-Ю5
0,32
2-Ю4
1,20
106
0,35
40
го
ш
8
6
г
UO
098
0,6
s
s
s
ч
ч
ч
ч
ч.
ч
•**
ч,
ч
мм
IB
©
t
it
\\
№' 1
0,2
—
- *-
я
/А
/
to	w* ш3	W4 w5 Re'
Значения cv
2	3	4	5
JNfe кривой
(8т, %)
1 @,3)
2 @,8)
3 E,5)
2,0
0,84
0,36
0,28
2,5
0,69
0,38
0,29
3,0
0,67
0,40
0,32
Re'-lO"
3,5
0,74
0,42
0,36
4,0
0,88
0,48
0,42
-5
4,5
1,08
0,59
0,50
5,0
1,30
0,80
0,62
5,5
1,64
1,10
0,81
6,0
2,80
1,57
1,25
478

Продолжение
Цилиндр (круговой, гладкий) в трубе; плоскопараллельное обтекание;
SJFo<0,3; [10-10, 10-48, 10-58]
Диаграмма
10-1
1,75
1,50
1,25
1,00
0,75
050
0,25
dM/D0=t/2 \
t/з
I/it'
"о
У
TITTn
I
\
\
\
\
\
\
\
u
ч
10"
10s
/fe'
Значения сх0 (ет«(Ш%) [10-58]
dJD0
0,50
0,33
0,25
0,167
SJFo
0,25
0,111
0,0625
0,028
Re'-lO'5
0,2
1,95
1,54
1,41
1,28
0,4
1,92
1,60
1 49
1 35
0,6
1,75
1 63
1 5?
1 39
0,8
1,38
1 6?
1 53
1 47
1
0,88
1 3?
1 50
1 44
2
0,50
0 35
0 40
1 35
4
0,50
0 34
0 38
6
0,50
0 34
0 38
Цилиндр (круговой, шероховатый) в трубе;
плоскопараллельное обтекание (начальная турбулентность
несколько повышена); SJF0 <0,3 [10-50]
Диаграмма
10-2
Сх
КО
0,8
0,6
ей
N
7-
S
Л
N
6
5
1
мм
-
V
|
ч
\
,/
1 /1 X ^*^
г
з А
yL
/_
0,2
0,4 0,6 1
2 Re'-10s
Ар
t
SJF0
X(\-Q,5SJFOK
где cx=f(Re', А) см. график;
479

Продолжение
Цилиндр (круговой, шероховатый) в трубе;
плоскопараллельное обтекание (начальная турбулентность
несколько повышена); SM/Fo<0,3 [10-50]
Диаграмма
10-2
Значения сх
А-104
0 (кривая 1)
5 (кривая 2)
20 (кривая 3)
40 (кривая 4)
70 кривая 5)
90 (кривая 6)
200 (кривая 7)
Re'-HT5
1,0
1,05
1,05
1,05
1,05
1,05
1,05
1,05
2,0
1,18
1,18
1,18
1,18
1,15
1,15
1,15
2,5
1,21
1,20
1,21
1,20
1,15
1,15
1,15
30
1,23
1,22
1,23
1,20
1,15
1,15
1,12
35
1,24
1,24
1,24
1,20
1,15
1,10
1,00
4 0
1,25
1,25
1,25
1 ?0
1,13
1,06
0,85
45
1,25
1,25
1,24
1 18
1,10
0,83
0,86
50
1,25
1,25
1,23
1 17
0,90
0,79
0,87
55
1,25
1,25
1,22
1 15
0,80
0,80
0,88
60
1,25
1,25
1,20
1 1?
0,76
081
0,90
65
1,25
1,25
1,18
1 07
0,75
0 8^
0,91
70
1,25
1,21
1,15
1 00
0,77
0 83
0,92
80
1,25
1,18
1,10
0 60
0,78
0 84
0,93
90
1,23
1,15
1,06
0 65
0,80
0 85
0,94
10
1,20
1,10
1,00
0 70
0,82
0 85
0,95
15
1,00
0,80
0,42
0 83
0,90
20
0,60
0,40
0,60
0%
0,98
40
0,55
0,82
0,98
1,00
Цилиндры (круговые) с гребешками или рейками,
помещенные одиночно в трубе; плоскопараллельное обтекание;
SJFQ<0,3 [10-8]
Диаграмма
10-3
_ Ар
~pw20/2'
SJF0
С гребешками cx=/(Re') см. график а;
Значения сх при ot=O°;
№ кривых
и гребеш-
гребешков
1
2
3
4
1
1,70
1,40
1,0
0,55
Re'-10"
2
1,40
1,25
1,05
0,59
3
1,40
1,27
1,08
0,59
5
4
1,47
1,26
1,11
0,59
5
1,46
1,26
1Д2
0,61
№ кривых
и гребеш-
гребешков
1
2
3
4
Re'-lO'5
6
1,45
1,28
1,13
0,62
7
1,46
1,29
1>14
0,63
8
1,48
1,29
1,15
0,64
10
1,48
1,29
1,16
0,65
480

Продолжение
Цилиндры (круговые) с гребешками или рейками,
помешенные одиночно в трубе; плоскопараллельное обтекание;
SJF0<0,3 [10-8]
Диаграмма
10-3
сх
1,1
0,9
0,7
0,5
\
b/tfM=Q,0S5
\
\
ом
0,083
\
1
0
¦м
¦«¦
Значения сх при c/h = 0,83
fie-
0,027
0,041
0,055
0,087
bldM
0,055
0,083
o,no
0,174
Re'-lO
0,5
1,05
0,88
1,15
0,85
06
0 9?
0,90
1,08
0,61
08
0 66
0,94
0,85
0,70
1 0
0 80
0,95
0,94
0,93
1 5
0 88
0,98
1,00
0,99
2
0 93
1,00
1,01
1,01
3
0 97
1,02
1,04
1,05
5>4
0 99
1,03
1,05
1,06
С продольными рейками cx=/(Re') см. график б
Распорки в трубе; плоскопараллельное обтекание;
SJFo<0,3 [10-12, 10-21, 10-22, 10-44, 10-48]
Диаграмма
10-4
'////////////////Л
ри/5/2
Наименование распорки и схема
Коэффициент лобового сопротивления сх
Круговой цилиндр с обтекателем;
Re'M>106
	L,
WO,F0
6 Зак.
1584
Кривая 1 графика а (т«0,5; &2 =
2
о
0,20
3
4,0
0,10
3,5
6,0
0,07
4,0
8,0
0,06
481

Продолжение
Распорки в трубе; плоскопараллельное обтекание;
SM/F0<0,3 [10-12, 10-21, 10-22, 10-44, 10-48]
Диаграмма
10-4
Наименование распорки и схема
Профилированная распорка,
Re' >106
Коэффициент лобового сопротивлений сх
0,12
0,04
2
\
X
/
/
3
h
2	3 Ч 5 6 8 W
Кривая 2 графика а (т«0,5;
к 2 = 1,0)
t/dn
*/<**
2
0,09
3
0,06
4
0,06
5
0,07
6
0,08
8
0,10
12
0,14
14
0,16
20
0,19
Пластинка с закругленными краями;
r/dM = 0,5
Re'
У//////7л\ t?
510*
2-10e
0,78
0,66
Клинообразная пластинка;
Re',
5105
2-Ю6
^ = 0,0417;
d2/t = 0,025
0,53
0,46
т«0,5;
¦ i	,'
Х////////77Л
Профили различной длины;
Re' «10б
Кривая 3 графика а (т«0,5; А:2 = 1,0)
t/dx
3,0
0,10
5,0
0,080
8,0
0,096
12
0,13
18
0,193
Квадратный брус:
Re'«106
t,0
\
^

~~-—
Ю	20	10	40 at"
2,00
10
1,43
20
1,35
30
1,50
40
1,52
50
1,54
482

Продолжение
Распорки в трубе; плоскопараллельное обтекание;
SJF0<0,3 [10-12, 10-21, 10-22, 10-44, 10-48]
Диаграмма
10-4
Наименование распорки и схема
Коэффициент лобового сопротивления сх
Профилированная стальная труба
(каплеобразный профиль);
Re' >5-104
с ^>
3,0
0,1
5,0
0,2
= 0,5; k2 =
Профилированная проволока;
34
S//S//////У
Сх
1,0
0
-* —
	,
л
\
т*т+
\
У
*—•
N
—•
*т»
ттт
ттш
\
\
\
¦и—
¦«¦
¦и*
на
S
-¦
МП
¦¦
¦¦»
вШ
0,767
~*/б0 ~ 0,L
? f
0,087
0,333
0
0,7 0,2 0,3 0,5 0,7 7 2 Л>"
16*
483

Продолжение
Распорки в трубе; плоскопараллельное обтекание;
SJFo<0,3 [10-12, 10-21, 10-22, 10-44, 10-48]
Диаграмма
10-4
Схема распорки
Схема распорки
1:2
1:2
1:2
1,6
Со w
2:1
2:1
2:1
0,6
1
c,c*
1:2
1:2
1:2
1:2
1:2
1:2
0,021
0,021
0,021
0,083
0,250
0,250
2,5
1,9
1,6
1:1
1:1
1:1
1:1
1:1
1:1
0,021
0,021
0,021
0,167
0,333
0,333
2,0
1,2
1,0
2:1
2:1
2:1
2:1
2:1
2:1
0,042
0,042
0,042
0,167
0,500
0,500
1,4
0,7
0,4
1:2
1:2
1:2
1:2
1:2
1:2
0,021
0,021
0,021
0,083
0,167
0,167
}¦•
1,8
1,7
1
0,015
0,015
0,015
0,118
0,235
0,235
-0,5
0,5
-1,0
1,0
-0,8
-0,8
0,5
-0,5
0,5
0,5
0,5
0,5
0,5
-1,0
1,0
-1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
-1,0
-1,0
1,0
1,1
1,1
-1,1
-0,5
-0,5
-0,5
1,0
1,0
1,0
2:1
2:1
2:1
2:1
2:1
2:1
0,042
0,042
0,042
0,167
0,333
0,333
1,1
1,1
1,1
0,5
0,5
0,5
1,0
1,0
1,0
i
r
4
1:1
1:1
1:1
1:1
1:1
1:1
0,021
0,021
0,021
0,083
0,250
0,250
}¦•
1,2
1,3
1
0,5
0,5
0,5
1,0
1,0
1,0
0,021
0,021
0,021
0,083
0,250
0,250
2,0
1,9
1,8
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
?
0,37
0,75
-0,5
-1,0
О
-0,5
-0,5
-1,0
О
0,5
1,6-1,7
-0,5
-1,0
1,5
0,10
0,5—0,6
0,5
1,0
D
0,67
0,16
1,5
-1,0
-1,1
О
0,67
1,5
-1,0
-1,1
1,85
1,0
0,5
1,0
1,00
1,3—1,45
0,5
1,0
¦<] 90°
0,50
1,6
-1,0
ПО"
0,29
1,85
-1,0
1,1
484

Продолжение
Распорки в трубе; плоскопараллельное обтекание;
SJF0<0,3 [10-12, 10-21, 10-22, 10-44, 10-48]
Диаграмма
10-4
Схема распорки
-*- >«•
1,85
1,00
0,5
0,29
—
—
—
_
1,8
2,0
2,1
2,0—2,1
т
-1,0
-1,0
-1,0
-1,0
к2
-1,1
-1,1
-1,1
-1,1
Схема распорки
1
со/Ьо
4
8
1
1
r/b0
—
—
_
Сх
-0,28
-0,2
1,2—1,3
2,3
т
0,5
0,5
0,5
0,5
к2
1,0
1,0
1,0
1,0
Пара круговых цилиндров в трубе; плоскопараллельное обтекание;
Re'=fforfM/v>105; SM/F0<0,3 [10-21, 10-22]
Диаграмма
10-5
SJFo (i )
xo6m(l-0,5SJFor\ Dj
-2\
1/3
2,0
'''
0,8
04
ятя
т
& *
***
***
***
0»
=
¦¦ ¦ т
ь 8 ю го
во 1гМ„
kldu
1,0
0,60
1,5
0,60
2,0
0,76
2,5
1,10
3,0
1,44
4,0
1,50
5,0
1,52
10
1,62
20
1,82 •
30
1,92
50
2,0
100
2,06
485

Профили (фасонные) в трубе, плоскопараллельное обтекание;
SM/F0<0,3; Re'=»ro</M/v>105; [10-3, 10-48]
Диаграмма
10-6
'///////////////s
Ар
^~~ ,2
X 1 —
i/з
где сх и т см. таблицу для данного профиля при
указанном угле атаки а
Профиль
t/d"
Профиль
//<*"
а *О°
1,0
2,76
¦1,0
0,5
2,68
¦1,0
1,08
2,66
0,46
1,66
-1,1
1,0
1,76
-1,0
-1,1
2,2
2,08
•1,0
•1,1
V//////A
У////Ш
t
0,65
2,2
1,8
0,9
-0,5
1,0
2,2
0,15
0,5
1,0
2,2
0,5
•1,1
0,63
2,2
1,0
-1,1
1
{ 4
t
2,2
0,3
-0,5
1,0
2,1 —
2,2
1,2
-1,0
-1,1
2,40
¦1,0
-1Д
486

Шар в трубе; пространственное обтекание;
SM/F0<0,3 [10-6, 10-17, 10-48]
Диаграмма
10-7
'(\-0,SSJFoy\ Dj '
1) ет = лУ w'2/wo«0 (где sT—степень турбулентности):
a) Re' = wo*/M/v<<l,0; cx = 24/Re';
6H,l<Re'<103; c;c = 24/Re' + 4/(Re'I/3;
BH<Re'<5105;
24 4,565 0,491 ,r
[l-th@,00025Re)]'
2)ет=0,07-0,35 и 400/eT<Re'<3 • 10*; сх=
VRe' VRe'
+ 0,42th@,00025 Re') + 0,02th@,0001 Re')
в целом c;t=/(Re') см. график а.
3990	4,47-10'
', sT) см. график б
Re'
с*
ю-3
2,4-104
5-Ю
4.S- КI
Ю-2
2,4-10 3
5-Ю
4,8-102
ю-1
24,4-10
5-Ю
50,70
1,0
26,90
2,0
14,80
3,0
10,65
4,0
8,45
5
7,12
10
4,32
20
2,74
Сд
60
40
го
10
8
б
4
2
КО
0,8\
0,6
<?,**
V
L
\
зд
—V
S
\
s
N
s
Ш т
=¦4
А
L
- (
кгт
ЯГ9
/о w
to3
/О5 Re'
Re'
сх
30
2,14
Re'
Сх
40
1,80
5-104
0,49
50
1,58
10'
0,50
80
1,23
2-10'
0,49
102
1,09
3-10'
0,40
1,5 102
0,90
410'
0,18
2-102
0,79
5-10'
0,19
3-102
0,68
610'
0,20
5-102
0,57
7-10'
0,21
103
0,47
8-10'
0,21
5-Ю3
0,38
9 10'
0,22
104
0,40
10б
0,22
487

Продолжение
Шар в трубе; пространственное обтекание;
5м//?о<0,3 [10-6, 10-17, 10-48]
Диаграмма
10-7
Значения сх
0,11
0,13
0,15
0,17
0,19
0,21
0,23
0,25
0,30
0,35
0,4
—
—
—
—
—
—
—
—
—
0,80
0,6

—
—
—
—
—
—
—
0,40
0,20
0,8

—
—
—
—
—
0,60
0,40
0,14
0,09
1

—
—
—
0,58
0,42
0,34
0,24
0,10
0,25
Re-
1,15

—
—
0,50
0,40
0,33
0,25
0,17
0,17
0,53
10
1,34

—
—
0,40
0,30
0,25
0,18
0,12
0,45
0,91
1,6

0,40
0,35
0,29
0,23
0,16
0,14
0,36
0,84
1,18
1,7
0,42
0,35
0,35
0,23
0,18
0,14
0,35
0,57
0,97
1,26
1,9
0,33
0,25
0,23
0,18
0,16
0,33
0,54
0,73
1,07
1,31
2,11
0,29
0,20
0,18
0,18
0,31
0,52
0,70
0,85
1,14
1,35
2,36
0,20
0,19
0,19
0,29
0,51
0,68
0,83
0,95
0,19
1,36
0,07
0,09
0,11
0,13
0,15
0,17
0,19
0,21
0,23
0,25
0,30
0,35
2,67

—
0,20
0,21
0.28
0,49
0,67
0,81
0,92
1,02
1,21
1,35
3,08

—
0,24
0,26
0,49
0,65
0,79
0,89
0,98
1,06
1,21
1,31
3,64
_
—
0,25
0,47
0,64
0,76
0,86
0,94
1,01
1,06
1,17
1,25
4,44
_
0,24
0,46
0,61
0,73
0,82
0,89
0,94
0,99
1,03
1,10
1,16
Re'-
5,7
0,23
0,45
0,59
0,69
0,76
0,82
0,86
0,90
0,93
0,95
1,00
1,04
ИГ3
8
0,43
0,55
0,63
0,68
0,72
0,75
0,78
0,80
0,81
0,83
0,85
0,87
10
0,48
0,56
0,61
0,65
0,67
0,69
0,71
0,72
0,73
0,74
0,76
0,77
15
0,48
0,52
0,54
0,56
0,57
0,58
0,59
0,59
0,60
0,60
0,61
0,62
20
0,41
0,46
0,48
0,49
0,50
0,50
0,51
0,51
0,51
0,52
0,52
0,53
25
0,41
0,42
0,43
0,44
0,44
0,45
0,45
0,45
0,46
0,46
0,46
0,46
30
0,38
0,39
0,40
0,40
0,40
0,41
0,41
0,41
0,41
0,41
0,42
0,42
Сх 1
t,o\
о,а\
0,6
vf5
0,4
0,3
0,2
и,/
от
t
\
N 1
\ \
\ \
ш
IY
И .
\!\
1 \
л /
г*
***
5
1/
/
/
SSSS
/г/
i/v / \П Л AL
> /v
\/
4 1/ 7
К XII /
I
?
х \ W / ^
\\\ \l\l
\ \ 1
\\/
Wl
1TI
/56 в/0
М
/ \1
к К
|\ 1
/111
/
•о*
as
¦Hi
/3 ^
j
/
«¦¦
/
59
¦1
на
щ
mm
J
/
1
1
t
¦К
/ 2 3 ¦ 5 6 8 Я
'/О3
1
.(I
%
- гг = 7%
488

Тела изотермической формы; пространственное обтекание;
SJF0<0,3 [10-6]
Диаграмма
10-8
'//////////////Л
d0 см. п. 22;
2>
28,47 4,565 ф 0,491
+
+
Re'lg
15,38 зД?
Ф
х {1-th [0,01282 Re'(cp-0,9805)]} + 2,86 х
х (ф-0,853 l)th [0,01282 Re'(ф-0,9805)]+
+ G,76-2,86 ф-4,88/ф)Л[0т00104 Re'(ф-0,9038)]
см. кривые cJC=/(Re');
Ф = 1,182—для октаэдров; ф = 1,104—для кубо-
октаэдров; ф=1,50—для тетраэдров
Сж
/О*
10
1
0,3
V
^s—i
V
Ess
	1—
/O's
10'
m
Значения сх
Ю3
Й7*
яе
Кривая
1 (октаэдры)
2 (кубооктаэдры)
3 (тетраэдры)
Кривая
/ (октаэдры)
2 (кубооктаэдры)
3 (тетраэдры)
Re'
НГ3
2,5 • 104
2,5 • 104
2,9-104
ю-2
2,5-103
2,5 • 103
2,9-103
ю-1
2,5-102
2,5 • 102
2,9-102
5-10
5,2-10
5,5-10
5,6 • 10
1,0
30
29
33
2,0
15
16
19
5,0
8,0
7,4
9,0
Re'
10
5,0
4,5
5,6
50
1,8
1,7
2,2
102
1,25
1,15
1,80
5 • 102
0,93
0,72
1,90
103
1,0
0,75
2,0
5-Ю3
1,20
0,86
2,05
104
1,25
0,90
2,05
5-104
1,25
0,90
2,05
105
1,25
0,90
2,05
489

Тела различной формы в трубе; пространственное обтекание;
SM/F0<0,3 [10-38, 10-48]
Диаграмма
10-9
2
sJFo
1/3
2у
Do)
Наименование тела и схема
Коэффициент лобового сопротивления сх
Выпуклая полусфера-чашка (без огра-
ограничивающей плоскости); SM-^
e' = 4-105; c,=0,36;
5
Полусфера-конуса; 5М = nd * / 4
DO
Re'= 1,35-10s; cx = O,O88;
Вогнутая полусфера-чашка (без огра-
ограничивающей плоскости); SM~ndl/4
wOfFo
Re; = 4-105; с, = 1,44;
Re' = 5-105; cx=l,42
Конус-полусфера, SM = nd^,/
Re'=l,35 105; ^ = 0,16
0,5
1,0
0,91
0,85
0,85
0,87
0,90
0,95
0,99
Круговой гладкий цилиндр, проду-
продуваемый параллельно образующей;
2
—?3 О
0,9
0,8
V
.	"
у
490

Тела различной формы в трубе; пространственное обтекание;
SM/Fo<0,3 [10-38, 10-48]
Диаграмма
10-9
Наименование тела и схема
Коэффициент лобового сопротивления сх
Кривая 1 графика б
Круговой гладкий цилиндр,
продуваемый перпендикулярно
его образующей; SM = dJv
' = 8,8 -104"
1,0
0,63
2,0
0,68
5,0
0,74
10
0,82
40
0,98
оо
1,20
-1,0
1,1
?
Сх
0,8
0,6
——-—
———
3
г
1
00*
0»
.
G)
2 3+56 8Ю 12 20 L,/dn
онус (прямой, с плоским осно-
основанием) SM=—; Re' = 2,7-105
or
w09f0
о
зо
0,35
60
0,5
1,0
0,61
Свадратный брус; SM = djx;
1,58
10
1,12
20
0,80
30
0,87
40
0,89
50
0,90
o,a
\
©
JO	20	30	UO <*
0,5
1,0
Суб
с =1,05;
0,5
1,0
491

Продолжение
Тела различной формы в трубе; пространственное обтекание;
SM/F0<0,3 [10-38, 10-48]
Диаграмма
10-9
Наименование тела и схема
Коэффициент лобового сопротивления сх
Прямоугольная пластинка;
=4Л; Re'=6io5
Кривая 2 графика б
It Id*
1,0
1,16
2,0
1,16
2,8
1,18
4,0
1,19
5,0
1,21
10
1,29
20
1,40
оо
1,5
1,1
2,0
Ъ
1,16
d
Ъ
0,6
Шайба;
= 3,6-105
-n Re' =
1,25
0,1
1,16
0,7
1,40
0,2
1,16
0,8
1,78
0,3
1,18
0,9
1,92
0,4
1,20
1,0
2,00
0,5
1,22
1,1
t,o
.—-
/
/
0,2
0,6	0,8 d/B
ЕЕризматическое тело квадрат-
ого сечения; Re'^5-105
Кривая 3 графика б
0,15
0,57
0,20
0,67
0,3
0,77
0,5
0,90
1,0
1,05
2,0
1,20
5,0
1,40
оо
2,0
1,0
1,0
Круглый или квадратный диск;
Re'= 6,2-105
^=1,16
1,0
492

Продолжение
Тела различной формы в трубе; пространственное обтекание;
SM/Fo<0,3 [10-38, 10-48]
Диаграмма
10-9
Наименование тела и схема
Коэффициент лобового сопротивления сх
кг
Гело вращения; Re/=E~6)-105;
/гол атаки ос = Он-20°
2/Jf
з
0,05-0,10
0,05-0,12
0,06-0,15
0,075-0,18
0,5
1,0
Цилиндр (эллиптический, гладкий) или эллипсоид в трубе;
пространственное обтекание; SM/Fo<0,3 [10-48]
Диаграмма
10-10
SJF0
1--
1/3
*{l-0,5SJFoy
Эллиптический цилиндр: cx=f(Re') см. график а;
1. Значения сх (график а)
1x14*
2,5
3,0
3,5
4,0
Re'10
0,3
0,38
0,32
0,28
0,25
0,4
0,31
0,26
0,24
0,21
0,5
0,26
0,22
0,21
0,18
0,6
0,22
0,19
0,18
0,16
2,5
3,0
3,5
4,0
0,7
0,18
0,16
0,16
0,15
Re'-
0,8
0,16
0,14
0,14
0,14
lO
0,9
0,14
0,12
0,12
0,13
1,0
0,13
0,11
0,11
0,13
493

Продолжение
Цилиндр (эллиптический, гладкий) или эллипсоид в трубе;
пространственное обтекание; SM/F<0,3 [10-48]
Диаграмма
10-10
0,2
3 Ч
Эллипсоид cx=f(Re') см. график б
2. Значения сх (график б)
0,75
1,33
1,80
3,00
0,2


0,32
—
0,5


0,22
—
1,0
0,62
0,26
0,10
0,07
Re'-
2
0,59
0,10
0,05
0,05
ю-5
3
0,58
—
0,06
0,05
4
0,57
0,12
0,07
0,06
5
0,31

0,08

6
0,20

0,08

3,5 у
й
Si
is
(s)
0,6
0,2
\
\
¦¦¦¦¦¦
1,33
V
шташшшшшш*
1,8
\
Ш
\~' N
®
1 2 3
Прямоугольная пластинка в паре круглых пластинок в трубе;
пространственное обтекание; SM/F0<0,3;
Re' = uv/M/v=D-f-6)-105 [10-10, 10-38, 10-48]
Диаграмма
10-11
= lxt sin a
'////////////////А
w ,F0
0 j >^
'/S///////////
\
/у
.4
ij—
f '
1
1. Прямоугольная пластинка: сх=/(а) см. график а;
Значения сх (график а)
Кривая
(hit)
1 @,2)
2 A,0)
3 E,0)
5
0,02
0,04
0,05
10
0,03
0,09
0,14
20
0,17
0,30
0,30
30
0,44
0,70
0,47
40
0,76
1,10
0,64
50
1,02
1ДЗ
0,80
60
1,08
0,98
0,90
494

Продолжение
Прямоугольная пластинка в паре круглых пластинок в трубе;
пространственное обтекание; SM/FQ <0,3;
Re/ = vv0JM/v = D~6I05 [10-10/ 10-38, 10-48]
Диаграмма
10-11
2. Пара круглых пластинок: cx = cxo6ui~f(l2/dM) см. график б
Сх
1,0
0,9
0,6
о,ч
о,г
о
J
у
V
/
7
у
к®
2,0
0,8
/
/
/
О 0,8
2,<* 3,1 4,0 L2/dn
/5 25 35 <*5 55 ос
Схобщ (график б)
0
1,16
0,25
1,15
0,5
1,13
0,75
1,05
1,0
0,93
1,25
0,86
1,5
0,85
1,75
0,93
2,0
1,11
2,5
1,38
3,0
1,63
3,5
1,85
4,0
2,05
4,5
2,22
Профили (фасонные), помещенные в трубу в один продольный ряд;
плоскопараллельное обтекание; SM/F<0,3 Re' = wodM/v> 10s [10-3]
Диаграмма
10-12
'////////////7/////
Сх
0,8
0,4
1 /А:
V
г
6 ^
f
2^^
3
¦¦
—
Y1'
Ар
сх 1 S»
80L-Lt/dn
¦(l-2y/Doy<3L/DT-
где сх=/G) см. график; X см. диаграммы 2-1—2-6
495

Продолжение
Профили (фасонные), помешенные в трубу в один продольный ряд;
плоскопараллельное обтекание; SM/F<0,3 Re' = w0djv>l05 [10-3]
Диаграмма
10-12
Значения сх
Схема профиля
10
20
30
40
50
60
70
100
1,1
0,10
0,24
0,44
0,75
0,95
1,06
1,14
1,18
1,18
1,18
N•2*$
Ж
0,Ю
0,17
0,28
0,45
0,60
0,71
0,80
0,85
0,88
0,88
*•¦»¦*..
1,0
-1,0
0,10
0,17
0,27
0,37
0,43
0,46
0,47
0,47
0,47
0,47
1,0
0,5
0,17
0,26
0,30
0,30
0,30
0,30
0,30
0,30
0,30
1,0
0,5
0,11
0,12
0,12
0,12
0,12
0,12
0,12
0,12
0,12
1,0
0,5
0,40
0,53
0,70
0,88
1,0
1,10
1,17
1,20
1,20
1,20
496

Цилиндры (гладкие) в трубе в один центральный продольный ряд;
плоскопараллельное обтекание [10-5]
Диаграмма
10-13
(\
V*
[85A - l,lSdJD0)[Blg(l2/dM)j.
2.5
[(Re')°-25(l+0,25/2/JM)l°-5Re]
где пх—число трубок в продольном ряду; Re' = wo
диаграммы 2-1—2-4
Формула верна при 0,08<dJD0^0.35; l,3^l2/dM^4,5; 2,5 • 104<Re<4-105.
При
и lgRe>5,35+ 17'
; ^ см. график и таблицу; X—см.
и lgRe>5,35 +
и при
5dJDo-0,75
0,25 0,50 0,75 1t00 7,25 1,50 7,75 ~2,00 2,25 2,50 2,75 3,00 3,25 3,50
Значения
кри-
кривой
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
dJD0
0,08
0,08
0,08
0,12
0,12
0,12
0,15
0,15
0,15
9,18
1,5
3,0
4,5
2,0
3,0
4,0
1,5
3,0
4,5
1,3
Re'-Ю-5
0,25
0,026
0,070
0,079
0,087
0,096
0,132
0,097
0,157
0,180
0,109
1,0
0,026
0,070
0,079
0,087
0,096
0,122
0,097
0,140
0,157
0,109
2
0,055
0,072
0,079
0,087
0.096
0,122
0,097
0,140
0,157
0,109
3
0,039
0,073
0,079
0,087
0.096
0,122
0,097
0,140
0,157
0,104
4
0,039
0,074
0,079
0,087
0,096
0,122
0,097
0,140
0,157
0,104
№
кри-
кривой
11
12
13
14
15
16
17
18
19
dJDQ
0,18
0,18
0,18
0,22
0,22
0,22
0,34
0,34
0,34
2,0
2,7
3,3
2,0
3,0
4,0
2,0
2,7
3,3
Re'-Ю-5
0,25
0,210
0,220
0,235
0,270
0,350
0,420
0,600
0,750
0,900
1,0
0,183
0,190
0,210
0,235
0,300
0,340
0,480
0,570
0,650
2
0,174
0,183
0,210
0,225
0,260
0,300
0,530
0,490
0,550
3
0,174
0,183
0,205
0,225
0,250
0,295
0,400
0,450
0,500
4
0,174
0,183
0,205
0,225
0,250
0,295
0,383
0,445
0,470
497

Труба (ствол) с различными фасонными распорками
(расстрелами) поперек сечения и вдоль канала; 5M/F0<0,3;
04 [10-3]
Диаграмма
10-14
\
У/Ж
Y//////X/77/777s
'/////77,
Dr=4F0/U0
где /—порядковый номер ряда распорок;
ир—число рядов; cxli определяется, как сх1 для
данного профиля, в зависимости от T=l2/dM
по диаграмме 10-12; X см. диаграммы 2-1-—2-6;
т{ находят в зависимости от формы профиля:
а)	для двутавра, швеллера, уголка, пластин
с фронтальным набеганием потока, прямо-
прямоугольника и т. д.— по кривой ^=/G);
б)	для профилей удобообтекаемой формы
0 Ш 20 JO 40 50 60 70 80 l-L2/dn
т
0
1,00
2
1,35
4
1,70
6
2,10
8
2,40
10
2,60
15
2,60
20
2,50
30
2,30
40
2,10
50
1,90
80
1,55
100
1,45
Ферма, помещенная в трубу; плоскопараллельное
SJF0<0,3 [10-36]
обтекание;
Диаграмма
10-15
"pvvo/2
= Cv
где c^ = cx0
Треугольная ферма: сла=/(сс) см. график a (Re' =
==wo<4/v=l,18-105); cx0 см. кривые cxo=/(Re')
графика б, полученные при а = 0; с*х0 см. график
а при а = 0
JovJo
b — ширина профиля;
ср' — коэффициент заполнения
фермы
498

Продолжение
Ферма, помещенная в трубу; плоскопараллельное обтекание;
SJFQ<0,3 [10-36]
Диаграмма
10-15
Ферма
безраскосная
сварная t
встык
Г1* 0,183
Ферма
раскосная
сварная №3
встык
(?'= 0,230
Ферма
раскосная
| г шарами №4
f1* 0,249
Ферма
раскосная
с косынками
ио
шттшят
ттшшш
шашаят
шашшшш
Ч
шшшшт
***
0 4 8 11 16 20 24 28 32 J6 W ЧЧ 48 52 or •
Значения сГ(
0,4 0,6 0,8 1,0 /,2 1,4 Ке'-НГ5
Ферма
и кри-
кривые
1
2
4
0
1,32
1,52
1,57
10
1,37
1,52
1,57
15
1,37
1,49
1,54
20
1,25
1,43
1,47
25
1,13
1,35
1,39
30
1,10
1,30
1,35
35
1,15
1,32
1,37
40
1,25
1,42
1,46
45
1,39
1,53
1,57
50
1,42
1,58
1,60
60
1,40
1,58
1,55
2,0
Кб
кг
^
/
0
ю
20
30
40 or
Значения с*
хО
Фермы
и кри-
кривые
/
2
4
0,5
1,65
1,65
Re'
0,6
1,63
1,63
1,55
•10~5
0,8
1,61
1,60
1,50
1,0
1,58
1,55
1,41
1,2
1,55
1,50
1,32
1,5
1,50
1,40
1,17
1,6
1,35
1,12
499

Продолжение
Ферма, помещенная в трубу; плоскопараллельное обтекание;
SM/F0<0,3 [10-36]
Диаграмма
10-15
1,8
иг
t,o
5:
—*
— —
¦¦¦¦¦И
k—,
1.2
*L
©
1
0,6 о,д по
Квадратная ферма: сЛа=/(а) см. график
в (Re' = vv0JM/v= 1,18 • 105); с*х0 см. кривые
^o=/(Re;) графика г, полученные при а = 0;
сх0 см. график в при а = 0
Значения
Ферма и
кривые
1
2
3
4
0
1,35
1,50
1,49
1,59
5
1,42
1,60
1,56
1,68
10
1,55
1,78
1,73
1,88
15
1,78
1,93
1,89
2,03
20
1,79
1,95
1,93
2,05
30
1,78
1,95
1,93
2,03
35
1,67
1,93
1,91
1,99
40
1,54
1,83
1,80
1,90
45
1,50
1,81
1,77
1,88
Значения с*0
Ферма и кривые
/
2
3
4
Re'-КГ5
0,4
1,80
1,72
1,84
0,6
1,55
1,74
1,68
1,77
0,8
1,50
1,70
1,64
1,73
1,0
1,44
1,65
1,59
1,70
Ц
1,38
1,6
1,55
1,68
1,4
1,30
1,54
1,51
1,66
1,6
1,22
1,46
500

РАЗДЕЛ ОДИННАДЦАТЫЙ
СОПРОТИВЛЕНИЕ ПРИ ТЕЧЕНИИ НА ВЫХОДЕ
ИЗ ТРУБ И КАНАЛОВ (КОЭФФИЦИЕНТЫ
СОПРОТИВЛЕНИЯ ВЫХОДНЫХ УЧАСТКОВ)
11-1. ПОЯСНЕНИЯ
И ПРАКТИЧЕСКИЕ
РЕКОМЕНДАЦИИ
1. При выходе потока из сети кинетическая
энергия выходящей струи всегда теряется для
этой сети; поэтому в общем случае потери
на выходе складываются из внутренних по-
потерь в выходном участке Арвн и потерь
динамического давления Ард струи, выходя-
выходящей из сети:
Коэффициент сопротивления выхода, при-
приведенный к скорости в узком поперечном
сечении,
Ар Ар
pwl/2 "U+^
В общем случае поле скоростей на выходе
не бывает равномерным; поэтому динамичес-
динамическое давление определяется по заданному рас-
распределению скоростей:
1 Q)
-dF
Ся ри>§/2 Fo J \w0
#=5~—x
17—'
где nl=FBblx/F0—степень расширения выход-
выходного участка; JV=-
1
w
dF—коэффи-
dF—коэффициент кинетической энергии потока (коэффи-
(коэффициент Кориолиса) в сечении выходного
участка.
2. В случае свободного выхода потока из
прямого участка трубы (канала) постоянного
сечения в большой объем полные потери
сводятся только к потерям динамического
давления на выходе, и так как при этом
^о==^вых(л1 = 1)» то общий коэффициент со-
сопротивления
**
pw%/2
Коэффициент N зависит от характера рас-
распределения скоростей на выходе. При равно-
равномерном распределении скоростей он равен
единице, в остальных случаях всегда больше
единицы.
3. Если скорости на выходе распределяются по
степенному закону (см. пп. 6—9 параграфа 4-1)
[где w, wmax—соответственно скорость в дан-
данной точке и максимальная скорость по сече-
сечению, м/с; Ro—радиус сечения, м; у—расстоя-
у—расстояние от оси трубы (канала), м; m^l], то
коэффициент сопротивления выхода из трубы
круглого и (практически квадратного) сечения
вычисляется по формуле автора
[11-15, 11-17]
а коэффициент сопротивления выхода из плос-
плоской трубы—по формуле
„_ Ар (т+1K
При распределении скоростей на выходе
из плоской трубы по закону тригономет-
тригонометрической функции (см. п. 10 параграфа 4-1)
(где Aw — отклонение скорости в данной точке
от средней по сечению скорости, м/с; кх — це-
целое число; 7Г = 3,14...) коэффициент сопротив-
сопротивления выхода
501

А/?
4.	При заделке выходного участка заподли-
заподлицо в стенку, вдоль которой проходит поток
со скоростью w^ (независимо от протека-
емого по каналу потока), возникает такое
же явление, как и в случае притока струи
через отверстие в тонкой стенке (см. четвер-
четвертый раздел, пп. 41—48).
В случае притока струи через прямые
каналы струя выходит из них без поджатия
сечения, благодаря чему потери динамическо-
динамического давления не становятся больше его значе-
значения, взятого по средней скорости в сечении
канала. Потери полного давления в случае
притока при определенных отношениях ско-
скоростей wao/wo>0 становятся даже меньше
указанного динамического давления (?<1),
что обусловливается (см. пп. 41—48 четверто-
четвертого раздела) явлением возрастания разрежения
в вихревой зоне на подветренной стороне
струи, выходящей из канала [11-27].
5.	Сопротивление диффузоров при свобод-
свободном выходе в большой объем (диффузоров,
установленных на выходе из сети) склады-
складывается из потерь в самом диффузоре и потерь
динамического давления на выходе из него.
Подробно о влиянии основных параметров
на сопротивление диффузоров и структуру
потока в них см. пятый раздел. Значения
коэффициентов сопротивления диффузоров,
установленных на выходе из сети, полученные
экспериментально [11-21], приведены на диа-
диаграммах 11-3—11-6 в зависимости от а, п19
условий входа и числа Рейнольдса Re=>v0Z>0/v.
6.	Значения коэффициентов восстановления
давления p^pjpb^pjpo (где рл—давления
окружающей среды; р*0 — полное давление
в сечении 0—0) в зависимости от относитель-
относительной скорости А.с==и/0/аКр (и числа Re) при
различных пх и lo/DQ для диффузоров, уста-
установленных на выходе из сети, при больших
дозвуковых скоростях [11-7] приведены на
диаграммах 11-4.
Связь между коэффициентом сопротивления
диффузоров и коэффициентом восстановления
давления может быть получена по формулам,
аналогичным формулам п. 55 пятого раздела,
в которые вместо р0 подставляется р.
7.	При выходе потока -на экран потери
зависят от относительного расстояния между
экраном и выходным участком трубы. В од-
одних случаях установка экрана приводит к уве-
увеличению потерь, а в других — к их уменьше-
уменьшению. В частности, экран за цилиндрическим
участком или за прямолинейным диффузором
с углами расширения а до 30° всегда вызывает
увеличение потерь. Экран за криволинейным
диффузором или за прямолинейным с углами
расширения, большими 30°, при соответст-
502
Ю
Рис. 11-1. Схема потока при выходе его из
диффузора на экран:
а—без закругления выходной кромки диффузора;
б—с закруглением выходной кромки диффузора
вующем выборе расстояния от экрана до
диффузора может значительно уменьшить об-
общие потери.
8. Экран за диффузором создает подпор,
заставляющий поток растекаться по сечению.
Это приводит к уменьшению области отрыва
потока, а следовательно, к более эффективному
его растеканию. При этом уменьшаются как
потери внутри диффузора, так и потери
динамического давления на выходе. Одновре-
Одновременно экран заставляет поток повернуться
в радиальном направлении (на 90°) до выхода из
сети. При отсутствии плавного закругления на
выходной кромке диффузора этот поворот
сопровождается значительным сжатием струи
(рис. 11-1, я), а следовательно, повышением ее
кинетической энергии, поэтому при установке
экрана за диффузором с небольшой степенью
расширения, когда средняя скорость потока
в месте поворота значительна, выигрыш,
получаемый из-за растекания и более полного
расширения струи в диффузоре, может оказаться
меньше тех дополнительных потерь, которые
появляются вследствие сжатия струи на выходе.
При большой степени расширения (большом
угле) диффузора потери из-за поворота потока
становятся сравнительно небольшими и влияние
экрана оказывается более благоприятным.
9. Плавное закругление выходной кромки
диффузора или прямого участка уменьшает,

во-первых, сжатие струи (рис. 11-1, о), во-вто-
во-вторых, приводит к образованию кольцевого
диффузора, в котором происходит дополни-
дополнительное расширение струи и соответственно
переход кинетической энергии в энергию дав-
давления. Поэтому установка экрана за диффу-
диффузором с закругленными краями целесообразна
как при большой, так и малой степени
расширения диффузора (включая и /it = l, т. е.
прямой участок).
10.	Для прямолинейных диффузоров с боль-
большими углами расширения и диффузоров или
прямых участков с закругленными кромками
существует оптимальное расстояние (h/Dr)onT
между экраном и выходным отверстием, при
котором коэффициент сопротивления участка
с выходом на экран получается минимальным.
При большом расстоянии экрана от выходного
участка (практически при h/Dr>0,6) влияние
экрана не сказывается, и потери равны потерям
без экрана. При близком расположении экрана
к выходному отверстию участка, практически
при A/Z>r<0,15, скорость протекания потока
между экраном и выходной кромкой повышает-
повышается, и потери резко возрастают. Оптимальное
расстояние (A/Z)r)onT=0,15-r-0,25 соответствует
наиболее благоприятным условиям, при которых
одновременно со снижением скорости протека-
протекания уменьшается и вихреобразование из-за
отрыва потока при его повороте и расширении.
11.	Если принять [11-13] следующие пара-
параметры диффузоров с закругленными краями
и с экраном: /д/?>г = 2,5; а= 14-16°; R0/Dr =
=0,6+0,7; DJDr=3,0; Л/Д =0,24-0,26, то
коэффициент полного сопротивления такого
диффузора
Ар
= 0,25 + 0,35.
12. Меньшее значение С, получается при
тщательной обработке (полировании) поверх-
поверхности диффузора и очень плавном переходе
от входного коллектора к диффузору (см.
схему диаграммы 11-8).
Значения коэффициентов сопротивления та-
таких тщательно изготовленных диффузоров
с выходом потока на экран
где ца — КПД диффузора, определяемый по
данным опытов [11-41], см. диаграмму 11-8.
13. При установке выходного диффузора
за центробежным вентилятором следует
учесть рекомендации, изложенные в пп. 77-80
пятого раздела. Установка диффузора за
вентилятором, работающим на всасывании
с выпуском потока в большой объем («на
выпуск»), особенно необходима, так как при
этом потери на выходе, согласно данным
И. Л. Локшина и Газирбековой [11-24], могут
быть уменьшены в 3-4 раза.
Относительную длину пирамидального диф-
диффузора, помещенного за центробежным венти-
вентилятором (работающим на всасывании), целе-
целесообразно выбирать не больше /д/60 = 2,5 ч-3,0
при углах расширения а = 8ч-12°, а относи-
относительную длину плоского диффузора—не бо-
более /д/60 = 4ч-5 при ос=15ч-25°. Коэффициенты
сопротивления диффузоров, установленных за
центробежными вентиляторами, определяются
по диаграммам 11-11 —11-15.
14.	В некоторых случаях осуществляется
выпуск потока из центробежного вентилятора
через диффузор или отвод в короб [11-6] (см.
диаграмму 11-14). На той же диаграмме
приведены коэффициенты сопротивления сос-
составных элементов (диффузор, отвод, короб) за
вентиляторами с лопатками, загнутыми назад.
15.	Коэффициенты сопротивления коничес-
конических диффузоров, установленных за осевыми
вентиляторами [3-3, 11-6], приведены на диа-
диаграмме 11-15.
16.	Коэффициент полного сопротивления ?п
осекольцевого диффузора с прямолинейными
образующими (см. пп. 82, 83 пятого раздела),
расположенного за лопаточным венцом осевых
турбомашин (вентиляторов, компрессоров, ту-
турбин), при свободном выходе движущейся
среды в большой объем определяется по
экспериментальным данным, полученным
С. А. Довжцком и В.И.Морозовым [11-12]
и приведенным на диаграмме 11-9 в зиде
зависимости ?п от угла ах при различных ос2 для
диффузоров с Jo = 0,688 и Тп, равным 0,5 и 1,0.
При неравномерном поле скоростей на
входе в диффузор или при расположении
диффузора за работающей осевой машиной
коэффициент сопротивления
РЩ/2
где кд—поправочный коэффициент, опреде-
определяемый по диаграмме 5-1 или соответственно
по диаграмме 5-19.
Коэффициенты полного сопротивления ра-
радиально-кольцевых и осерадиально-кольцевых
(комбинированных) диффузоров выпускных
патрубков турбомашин (см. пп. 84—89 пятого
раздела), установленных на всасывании и вы-
выбрасывающих поток в большой объем, при-
приведены на диаграмме 11-10.
17. Анализ экспериментальных данных, про-
проведенный И. В. Брусиловским [11-4], показал,
что коэффициент сопротивления ?п осекольце-
осекольцевого диффузора с достаточной для инженер-
инженерных расчетов точностью может быть также
определен как ?"л, значения которых даны
на диаграмме 11-9 (графики гид) для
плоских диффузоров в зависимости от
nl—FljF2 и приведенной длины
503

T ,
A1-1)
при этом /пр = 2/пл, где /ПЛ = /ПЛ/ЛО —относи-
—относительная длина образующей плоского диффузо-
диффузора, значение которой по всей области рассмат-
рассматриваемых графиков отличается от относитель-
относительной осевой длины диффузора, как правило,
не более чем на 1%; Ло—ширина входного
сечения диффузора, остальные обозначения
см. диаграмму 11-9.
18.	Выходные участки в виде вытяжных
шахт имеют такие же форму и параметры,
что и приточные шахты; при выборе их
следует руководствоваться рекомендациями,
приведенными в п. 27 третьего раздела.
19.	К выходным участкам относятся и при-
приточные насадки, называемые так в соот-
соответствии с помещением, в которое притекает
воздух. Основные требования, которые предъ-
предъявляются к приточным насадкам,—это обес-
обеспечить быстрое затухание струи, выходящей
из насадки, или, наоборот, обеспечить сосре-
сосредоточенную струю. Природа потерь в таких
насадках такая же, как и в рассмотренных
выше случаях выхода потока из сети. В ос-
основном они сводятся к потере кинетической
энергии при той или иной степени сжатия
или расширения струи.
20.	В справочнике коэффициенты сопротив-
сопротивления приведены не только для наиболее
рациональных форм насадков, но и для
насадков более простых форм, к которым,
в частности, относятся насадки в виде обыч-
обычных колен или отводов.
21.	В некоторых случаях раздача приточно-
приточного воздуха осуществляется через воздуховоды
с перфорированной поверхностью (см. диаг-
диаграмму 11-19). Такая раздача воздуха обеспечи-
обеспечивает быстрое затухание приточных струй, что
во многих случаях является желательным.
Вместе с тем при больших отношениях сум-
суммарной площади отверстий к площади попе-
поперечного сечения воздуховода (fo=FOTn/Fo>0,5)
равномерная раздача потока по длине не
обеспечивается.
Клиновидные воздуховоды обеспечивают
более равномерную раздачу потока вдоль
перфорированной поверхности, чем воздухо-
воздуховоды постоянного сечения, если отношение
конечной площади к начальной находится
в пределах Fx/Fo=z0,l5 + l,Q.
22.	Коэффициент общего сопротивления
приточного насадка с перфорированной по-
поверхностью в пределах 0,5</О<3,0 и 0<^/
^о<1,0 можно вычислить по формуле
М. И. Гримитлина [11-9]
При этом для FJFo>0 получаются нес-
несколько завышенные значения (^на 20%).
Более точные данные получаются по другой
формуле Гримитлина
Ар 1,8 //
D
0,15
A1-2)
График а на диаграмме 11-19 построен
в соответствии с более упрощенной формулой
A1-1).
23.	В качестве приточных насадков часто
применяются и обычные колена или отводы
с выходом потока в большой объем. Сопроти-
Сопротивление таких колен и отводов существенно
зависит от длины выходного участка. Вначале
с удлинением этого участка потери несколько
возрастают, затем начинают резко умень-
уменьшаться и с некоторого значения lo/bQ стано-
становятся постоянными. Такой характер измене-
изменения кривой сопротивления объясняется фор-
формой и величиной вихревой зоны, образуемой
у внутренней стенки колена за поворотом.
24.	Вихревая зона в колене начинает обра-
образовываться у самой кромки поворота и,
постепенно расширяясь, достигает на некотором
расстоянии от этой кромки максимальной
ширины. После этого вихревая зона начинает
опять сжиматься, пока поток полностью не
растечется по сечению. Таким образом, при
укорачивании выходного участка колена до
сечения, в котором ширина вихревой зоны будет
наибольшей, т. е. живое сечение наиболее сжатое,
поток выходит в большой объем с наибольшими
скоростями, а следовательно, с наибольшей
потерей энергии. Этому случаю и соответствует
максихмум ? на графиках диаграмм 11-16—11-18.
25.	При полном отсутствии выходного
участка за коленом вихревой зоны еще нет,
и поток выходит в большой объем с меньшей
скоростью, а следовательно, коэффициент со-
сопротивления ? меньше. При этом он все же
снижается незначительно. Последнее объясня-
объясняется тем, что поток по инерции поджимается
к верхней стенке, вследствие чего скорость
на выходе получается значительно больше
средней скорости по сечению.
26.	При установке сравнительно длинного
выходного участка обеспечивается полное рас-
растекание потока по сечению, и коэффициент
сопротивления ? получает наименьшее значе-
значение, увеличиваясь с возрастанием li/b0 вслед-
вследствие возрастания потерь на трение в прямом
участке.
Для колена со свободным выходом потока
и расширенным вдвое выходным сечением
коэффициент сопротивления уменьшается на
40—50%.
27.	Для уменьшения сопротивления колен,
установленных на выходе в большой объем,
можно также применять направляющие ло-
504

Рис. 11-2. Спектры выхода задымленного потока воздуха из бокового отверстия на концевом
участке трубы [11-36]:
i-/"=0,29; 2-Л=0,62; 5-/"= 1,15
патки. При этом относительное уменьшение
сопротивления получается даже больше, чем
для колен с длинными выходными участками,
так как абсолютное значение сопротивления
выходных колен значительно больше, чем
сопротивление колен с участками за ними.
28. Коэффициент сопротивления прямого
выходного участка с плоской решеткой или
шайбой на выходе (истечение из отверстия
в неограниченное пространство F2 = oo, см.
схему диаграммы 11-22) при Re = w0Jr/v>105
в общем случае вычисляется по формуле
автора [см. формулу D-10)]:
где ?'—коэффициент сопротивления входа,
определяемый, как ?, по диаграммам 3-4
и 3-7; т—коэффициент, учитывающий влияние
толщины стенки решетки (шайбы), формы
входной кромки отверстия и условий протека-
протекания потока через него; X—коэффициент со-
сопротивления трения в отверстиях решетки
(шайбы); ?~Forn/Fp—коэффициент живого се-
сечения решетки (шайбы).
Общий случай приводится к ряду частных
случаев:
а) при острых краях отверстий (//</г = 0)
?' = 0,5; т=1,41 и X//dr = 0 выражение A1-3)
приводится к следующей формуле автора:
+ 1,41A-Л0-3"]-7-2г
б)	при утолщенных краях отверстий коэф-
коэффициент ?' = 0,5, а коэффициент т=/(//я?г) опре-
определяется по диаграмме 11-23 (график а);
в)	при срезанных или закругленных по
потоку краях отверстий
Ар
= U и --¦" ' ' ' -
При срезанных по потоку краях отверстий
коэффициент ?' определяется как ? коническо-
конического коллектора с торцовой стенкой в зависи-
зависимости от угла сужения а и относительной
длины l/dT по графику б диаграммы 11-23.
При закругленных краях отверстий коэффи-
коэффициент С,' определяется как ? кругового коллек-
коллектора с торцовой стенкой в зависимости от
r\dT по графику в той же диаграммы.
29. Для переходной и ламинарной областей
течения коэффициент сопротивления может
быть определен по следующим приближенным
формулам (в соответствии с пп. 36—37
четвертого раздела):
при 30<Re<104-105
pwg/2
при 10 < Re < 30
при Re<10
= 33/(Re/2),
где ^=/!(Re, F0IFx)J-FmIF0 и соответст-
соответствует отношению F0/Fx; ^oKe—fii^) определя-
определяются по диаграмме 4-19; ?м—коэффициент
сопротивления данного вида решетки находят
соответственно по формулам A1-4)—01-5).
30. Сопротивление бокового выхода из
концевого участка трубы (см. схему диаграм-
диаграммы 11-25) больше conpoi явления прямого
выхода через шайбу или решетку (см. диа-
диаграммы 11-29), так как это связано с дополни-
дополнительным поворотом потока на 90° (с измене-
изменением количества движения струи). Чем боль-
больше T=ForB/FQ, тем относительно больше эта
разница.
На относительное возрастание сопротивле-
сопротивления с увеличением / влияет и то обстоятельст-
обстоятельство, что с ростом отношения площадей возрас-
возрастает относительная скорость потока в трубе,
усиливающая скос и сжатие струи при выходе
из отверстия (рис. 11-2).
505

Боковой выход через два отверстия, распо-
расположенные одно против другого, повышает
сопротивление выхода в тем большей степени,
чем больше /
31. Коэффициент сопротивления решеток
с неподвижными жалюзи при установке их
на выходе из прямого канала (см. диаграмму
11-26) может быть приближенно вычислен по
следующим формулам:
а) 1/Ь\^{ЦЬ\)опт:
Р
pwg/2
б) 11Ъ\<A1Ъ\\
¦[
1+0,85
где
для стандартной решетки (входные кромки
срезаны вертикально); /ct=0,6 — для улучшен-
улучшенной решетки (входные и выходные кромки
срезаны горизонтально); f-F0TB/FQ— коэффи-
коэффициент живого сечения решетки; X — коэффи-
коэффициент сопротивления трения каналов жалюзи,
определяемый в зависимости от Re — wornb\/v
по диаграммам 2-1—2-6.
32. Энергия утопленной свободной струи,
выходящей в неограниченный объем, является
потерянной для данной сети. В табл. 11-1
и 11-2 приведены формулы для расчета соот-
соответствующих параметров свободной струи,
как для начального ее участка, так и для
основного (данные Г.Н.Абрамовича [11-1]).
Под начальным участком понимается участок
струи, в котором, начиная от выходного
отверстия подводящего канала, скорость по
оси остается неизменной и равной начальной
скорости. Под основным участком понимается
участок всей остальной части струи, в которой
скорость по оси постепенно уменьшается
и затухает. Сечение раздела обоих участков
называется переходным (рис. 11-3).
11-1. Параметры осесимметричной свободной затопленной струи*1
Параметры
Участок
начальный
основной (s>12)
Гангенс угла односто-
одностороннего расширения
внешней границы*2
Гангенс угла односто-
одностороннего сужения ядра по-
постоянной скорости
Относительный диаметр
знешней границы
Относительная площадь
течения
Относительная толщина
пограничного слоя
Относительная ширина
ядра первоначальной
массы
Относительная длина
начального участка
Относительная толщина
струи в конце начального
участка
Относительная скорость
го оси струи
Относительная средняя
фифметическая (по пло-
дади) скорость
Осесимметричная струя
=0,144;
= 0,126;
= 7°10'
tgax=0,22;
Ds=0,22s
Fs=@,22sJ
=1 +0,0186J+0,00012j
= RJR0 = 2,16
j2
где л л -
см. рис. 11-4
и>т=12,4Д
= 0,258 = const
p	>	(
1 + 0,073.?+0,0(Ш2- 0,000 U3 4-
+ 0,000002s4
"+0ДШШ4
506

Продолжение
Параметры
Относительная средняя
квадратичная (по расхо-
расходу) скорость
Относительный расход
через данное сечение
Относительный запас
кинетической энергии в
данном сечении
Относительный запас
энергии постоянной масы
струи в данном сечении
Коэффициент сопротив-
сопротивления (потери энергии)
Коэффициент количества
движения
коэффициент кинетичес-
кинетической энергии
Участок
начальный
ср~ ср/ т wmms
= A +0,073J+0,002j2-0,0001 J3+
-f-0,000002^4)"
q = Q/Qo = l+0fi73s + 0,002s2-
-0,0001 s3 + 0,000002^
e = 2?'/(mowg)= 1 - 0,036*-0,0008j2+
+0,00006i3 + 0,000002**
ея = 2?я/(тои/§) = A-0,125*J +
+ 0,54i(l + 0,144^-0,27^,
где ^^(tiJ и K2=f2(r)HJ
см. табл. 11-3 или формулы A1-6);
цн , = 0,515-0,0061
;. д? =. *
ОСНОВНОЙ E>12)
^ср — 0,52 — const
?=0,1555
e=7,75/J
ex = 92HJs, где Я^/Лл,)
см. табл. 11-3 или формулу
A1-7); r\,=fls) см. рис. 11-4
Г 1-е
Ms	2,02
4wmwcp
^-rr^rr-4,88
Плоская струя
Гангенс угла односто-
одностороннего расширения
внешней границы
Гангенс угла односто-
одностороннего сужения ядра
постоянной скорости
Относительная полуши-
полуширина
Относительная площадь
сечения
Относительная толщина
пограничного слоя
Относительная ширина
ядра первоначальной
vtaccbi
Относительная длина на-
начального участка
Относительная толщина
да струи в конце на-
начального участка
Относительная скорость
по оси
Относительная средняя
арифметическая (по пло-
площади) скорость
x =0,158
0,114
а2 = 6°30'
= 1+0,019*
1 +0,0036J
1+0,158.?
tgai=0,22
а1«12°3(Г
0,22лЯ1 где П*=
см. рис. 11-4
vvcp = 0,45 = const
507

Продолжение
Параметры
Относительная средняя
квадратичная (по расхо-
расходу) скорость
Относительный расход
жидкости через данное
сечение
Относительный запас ки-
кинетической энергии струи
з данном сечении
Относительный запас
энергии постоянной мас-
массы струи в данном се-
сечении
коэффициент сопротив-
сопротивления (потеря энергии)
Участок
начальный
J wdm
-, _гт __ *
WcP" п*™* ~1+0,036*
$гб/бо= 1+0,036*
es2?/(wowg)= 1-0,019*
2Е
ёя=	*г-1 -0,275@,416-^),
где К1—/(ця) см. табл. 11-3 или
формулу A1-6а)
С=1-<?
основной (J>12)
й>'ср —0,7 —const
9 = 0,3757?
e^UHjfs, где Я2=/2(Ля)
см. табл. 11-3 или формулу
A1-76), г\я см. рис. 11-4
С=1-в
*1 По новой теории Г.Н.Абрамовича [11-1].
*2 В переходном сечении происходит как бы излом границ струи (ах>а1н).
В действительности угол наклона границ переходного участка плавно изменяется
от величины <х1н до ах.
11.2. Значение
(рис. 11.4)
12,4
15
17,5
20
30
40
60
80
100
120
160
1. Осеснмметрнчная струя
0,6 I 0,4 10,3410,3210,2510,2210,1810,1610,1410,1210,10
2. Плоская струя
0,6 |0,3510,3210,3010,2310,2010,1610,1410,1210,1010,09
33. Профиль безразмерных скоростей осе-
симметричной и плоской свободных струй
можно описать следующими формулами Шли-
хтинга [11-1]:
для начального участка
У-Уг
=1С'
для основного участка
Рис. 11-3. Схема
свободной струи
508

Рис. 11-4. Зависимость r\ = f(s\
111-Ц:
/—осесямметричная струя; 2—плос-
2—плоская струя
0.1
1
г
	—
"^	 ¦¦—
20
60
80
ТОО
Для начального участка струи К=Ъ^-ъо-
лная толщина пограничного слоя (рис. 11-3);
^-расстояние от заданной точки до стыка
пограничного слоя с ядром постоянной
11-3. Значения /:=/(tih.«) и #=/(ru) [формулы A1-6), A1-7)]
яо . у^^т ядра постоянной ско-
^-'общая (внешняя) граница струи.
ос;2овного уча'стка К^т^ сечения
Пара-
Параметры
К2
0,10
0,347
0,275
0,009
0,093
0,15
0,347
0,275
0,018
0,131
0,20
0,346
0,275
0,029
0,162
0,25
0,346
0,275
0,041
0,188
0,30
0,346
0,275
0,052
0,208
0,35
0,345
0,275
0,061
0,222
0,40
0,340
0,270
0,069
0,233
0,5
0,338
0,265
0,080
0,245
0,6
0,300
0,250
0,084
0,250
Пн.я
1
(а)
(б)
*)н.я
(б)
Лн., = 0,515-0,0061
Л,—см. табл. 11-2
(П-6)
A1-7)
A1-8)
509

11.2. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Выход (свободный) из прямой трубы при различном
распределении скоростей [11-15, 11-17]
Диаграмма
11-1
Распределение скоростей и схема
Коэффициент сопротивления ?з
Равномерное
	9»
По степенному закону
Л >Л1/т
Труба круглого или квадратного сечения:
см' КРИВУЮ 1 графика а
Am Bт 4- 3) (т + 3)
(т+1K
Плоская труба: ?=—j^——- см. кривую 2 графика а
w
< <"<^>
*
штат
•
f
/
/
У
К
/
/
г
0,8 J/m
Значения
Труба
1.	Кругло-
1.	Круглого сечения
2.	Плоская
т
1,00
2,70
2,00
1,35
2,00
1,63
2,00
1,50
1,35
3,00
1,25
1,19
4,00
1,15
1,12
7,00
1,06
1,04
оо
1,00
1,00
Параболическое:
(J
-У
Труба круглого или квадратного сечения: ? = 2,0
Плоская труба: ?=1,55
510

Продолжение
Выход (свободный) из прямой трубы при различном
распределении скоростей [11-15, 11-17]
Диаграмма
11-1
По закону тригонометрической
функции в плоской трубе: w/wo =
= 1 + A w/w0 • sin Dk{ ny/b0); kl —це-
—целое число
ч-
,= 1 + 1,5 -(Aw/w0J- см. график б
Aw/wQ
Aw/w0
0,1
1,02
0,6
1,54
0,2
1,06
0,7
1,74
0,3
1,13
0,8
1,96
0,4
1,24
0,9
2,20
0,5
1,38
1,0
2,50
Несимметричное в плоской трубе:
w/w0 = 0,585+1,64 sin @,2 + З,9у/Ьо)
i
WfffFff
* *
У
г о
й
-у
W |
	*^
;—-*-
4
/в
1*
1,0
¦¦наш
^>
<
/
О O.Z 0,4- 0,6 0,8 uwjw0
С = 3,67
Выход из трубы, заделанной заподлицо в стенку,
при наличии проходящего потока (wco>0); Re = woZ)r/v^l04 [11-27]
Диаграмма
11-2
511

Продолжение
Выход из трубы, заделанной заподлицо в стенку,
при наличии проходящего потока (w^>0); Re = wQDJv^ 104 [11-27]
Диаграмма
11-2
Значения ? для отверстий круглого и прямоугольного сечений (с округлением до 10%)
Ь/а
[),5; 1; 2,0 (график а)
0,1—0,2 (график б)
5—10 (график в)
5°
(№ кривой)
30—45 G)
60 B)
90C)
120—135D)
150 E)
30—90 (б)
120 G)
150 (8)
45(9)
60 G0)
90 G7)
120 G2)
0
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
0,5
1,00
0,90
0,80
0,80
0,82
0,95
0,92
0,75
0,92
0,87
0,82
0,80
1,0
1,10
1,05
0,95
0,95
0,83
1,15
1,07
0,95
0,93
0,87
0,80
0,76
1,5
1,33
1,35
1,35
1,25
1,00
1,45
1,40
1,35
1,10
1,03
0,97
0,90
2,0
1,55
1,60
1,65
1,65
1,25
1,80
1,90
1,75
1,30
1,25
1,20
0,98
и
V
0.9
7
г
6/a*ffJi7u2,O
Z
Г/
<
f
/
/
0,5 1,0 1,5
1.5
1.1
0.9
47
V
6/аш
j
о,1±т
i
у/
/
W 15
О	Ц5	1,0 7,5
512

Выход (свободный) из прямолинейного конического диффузора
[11-19 — 11-22]
Диаграмма
11-3
' Равномерное поле скоростей на входе в диффузор (wmax/ wQ % 1,0):
27
pwQ/z
=С„=/(а, nl9 Re) см. график а.
Неравномерное поле скоростей на входе в диффузор
(wm«Jwo > ЬО см. диаграмму 5-1):
а)	для диффузоров за прямым участком с lo/Do^ 10
kn=f(<x1n1, Re) см. график б;
б)	для диффузоров с а = 6~14° за фасонной частью кп
определяется, как А:д=/(и>/и>0), по диаграмме 5-1;
в)	для диффузоров с а>20° за фасонной частью кп прини-
принимается ориентировочно, как NQ, по табл. 12-1 —12-7.
Re-10'5
1
2
3
4
>6
1
2
3
4
5*6
1
2
3
4
>6
1
2
3
4
5*6
1
2
3
4
5*6
Значения ^
при wmjwox
1,0 (/0Д>0*0)
a°
3
0,409
0,355
0,360
0,346
0,360
0,213
0,190
0,184
0,178
0,184
0,171
0,155
0,150
0,133
0,150
0,155
0,133
0,129
0,117
0,133
0,144
0,122
0,117
0,106
0,113
4
0,369
0,342
0,342
0,325
0,320
0,209
0,186
0,173
0,167
0,160
0,169
0,153
0,146
0,129
0,127
0,159
0,131
0,126
0,115
0,109
0,142
0,119
0,110
0,102
0,095
6
0,342
0,324
0,320
0,310
0,295
0,217
0,186
0,169
0,160
0,157
0,180
0,155
0,146
0,129
0,122
0,169
0,138
0,127
0,117
0,102
0,164
0,123
0,115
0,099
0,089
8
0,357
0,320
0,321
0,315
0,291
0,235
0,200
0,182
0,167
0,155
0,200
0,164
0,160
0,146
0,127
0,175
0,146
0,133
0,120
0,104
0,164
0,133
0,120
0,106
0,090
10
0,326
о;зю
0,302
0,302
0,293
0,213
0,182
0,173
0,167
0,157
0,186
0,160
0,153
0,138
0,129
0,164
0,127
0,115
0,114
0,110
0,155
0,115
0,104
0,102
0,099
12
0,342
0,320
0,313
0,303
0,306
0,240
0,204
0,190
0,199
0,180
п. ••
1
0,217
0,186
0,173
0,160
0,159
0,182
0,150
0,138
0,133
0,142
0,159
0,135
0,133
0,120
0,122
14
=2
0,365
0,333
0,323
0,315
0,329
=4
0,280
0,240
0,226
0,233
0,239
= 6
0,257
0,222
0,200
0,209
0,218
= 10
0,237
0,190
0,180
0,186
0,200
= 16
0,200
0,173
0,160
0,175
0,175
16
0,400
0,355
0,329
0,344
0,360
0,320
0,280
0,247
0,275
0,295
0,293
0,253
0,233
0,249
0,273
0,275
0,226
0,209
0,239
0,266
0,253
0,200
0,190
0,219
0,235
20
0,506
0,440
0,360
0,418
0,458
0,400
0,355
0,298
0,360
0,422
0,373
0,320
0,280
0,346
0,384
0,359
0,295
0,266
0,320
0,384
0,355
0,270
0,253
0,298
0,360
30
0,902
0,740
0,527
0,578
0,635
0,697
0,542
0,440
0,555
0,637
0,666
0,493
0,400
0,520
0,618
0,680
0,498
0,400
0,520
0,613
0,657
0,493
0,400
0,499
0,600
45
1,049
0,969
0,898
0,782
0,858
0,986
0,938
0,760
0,782
0,858
0,986
0,938
0,760
0,782
0,858
0,986
0,938
0,760
0,782
0,858
0,986
0,938
0,760
0,782
0,858
60
1,037
0,994
0,995
0,982
0,969
1,004
0,995
0,995
0,982
0,969
1,006
0,980
0,989
0,982
0,969
1,006
0,715
0,989
0,982
0,969
1,006
0,997
0,989
0,982
0,969
>90
1,02
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
17 Зак. 1584
513

0,88
0,80
0,7Z
0,64-
0,56
0,48
0,40
0,3t
0,24
0,15
0,0В
- 0,56
-0,48
¦ 0,40
- 0,32
- 0,24-
¦ 0,16
¦П ПО
• VfUo
-
z
~4-
"
1"
-2.-.
.t
S'
1-
V'
±
'Ц
¦ft
4-/tf=10
S-n,=1B
-N
> IB»
¦—a.
=*¦
4^
BBBB
N*B
¦¦¦
aa
•Чв,
BBB.
BBBB
вам
¦Mi
«¦
4
**<
W*
mem
m**
m»
mwm
BBBi
wm
¦¦ts
*m+\
4«
¦ваш
s
m* m
mm m
шт т
Ш S
*+ m
s:
m* ¦¦
mt Ж
5B
•• м
hi m,
•* вГ
Г
:;^
;^
' * mm
/
7 ?5
й-
/
{^
/
A
1
J
Л
Г" I
I
ДО
1
\/
\
г
/
1/
Л!
/1
/1
Л1
If
V
1
f
/1 //
и ill
ln\№
ЯШ
Ш / /
??
я
/
"Иг
/Я И/
И Ifl 1 11/ 1 >
"чМ
''УЖ\
V Ми
ш
ми
Ж щ
11 VI
ш
Ж
иг
/
(
.. v
э
« ¦ Ш1
¦BI ВШ
Re=Z-10>
!•¦
Re=3-to*
fie=4'10J
^ п яя
- 0,80
- 0,72
- 0,64-
- 0,56-
- 0,48-
- 0,40-
- 0,32 -
- 0,24-
- 0,16-
- 0,08-
-
-
я
in
0,88
0,80
0,72
0,64
0,56
0,48
0,40
0,32
0,24
0,16
0,08
-
0,88
0,80
0,72
0,64-
0,56
0,48
0,40
0,32
0,24
0,16
0,08
2 3 4 6 8 10 16 20 30 W 60 100 d
514

Продолжение
Выход (свободный) из прямолинейного конического диффузора
[11-19 — 11-22]
Диаграмма
11-3
ЗНАЧЕНИЯ кп при wmax/n>o>l,0 (/o/Do>10)
Re-10~5
0,5
1,0
2,0
^3,0
0,5
1,0
2,0
5*3,0
0,5
1,0
>2,0
4
1,30
1,33
1,33
1,33
1,52
1,52
1,52
1,52
1,70
1,70
1,80
6
1,40
1,50
1,55
1,57
1,55
1,68
1,85
1,90
1,73
1,73
1,93
8
1,50
1,65
1,70
1,75
1,70
2,00
2,28
2,35
1,80
2,15
2,40
10
1,70
1,82
1,87
1,88
2,00
2,30
2,60
2,65
f
2,15
2,60
3,05
12
1,60
1,85
2,00
2,00
L=4+6
1,96
2,23
2,52
2,63
2,10
2,40
2,75
14
— 2
1,35
1,75
2,00
2,03
1,90
2,12
2,42
2,60
1,95
2,17
2,53
ot°
16
1,30
1,60
1,87
2,03
1,80
2,00
2,30
2,50
1,88
2,02
2,30
20
1,22
1,40
1,60
1,95
1,65
1,85
2,15
2,35
1,68
1,85
2,10
30
1,10
1,12
1,12
1,55
1,20
1,23
1,60
1,90
1,20
1,20
1,60
45
1,05
1.06
1,10
1,30
1,05
1,05
1,10
1,40
1,05
1,05
1,12
60
1,00
1,05
1,10
1,10
1,00
1,00
1,05
1,10
1,00
1,03
1,08
90
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
к„
3,0
2,8
Z,6
2,4-
2,1
2,0
1,8
1,6
>,*
1,2
1,0
1,8
1,6
1Л
1,1
1,0
1,0
>
/
/
/
7
/
)
//
/
ft
/
/
A
у
v
i
/
//
7
/
/
?
/
' \
\
\
2"
s
\
N
ч
4
s
ч
/V
mm
\
\
/
4
ч
s
\
s
s
v
4
Л
4
s
s
s
/-
2-
J-
4-
- Ri
- R
- R
M
\
\
\
\
s
\
\
e = 0,5- 10s
e = 1,0-10s
e = 2,0-10s
e>J-1ffs
\
V
vv
N
\
\
V
\
\
ч
\
4
V
4
s
s
•*¦
4
4
-
-*.
4
4 5 6 7 8 910 /« 20 30 4S 60 o/°
17*
515

Выход (свободный) из конических диффузоров при больших дозвуковых
скоростях
(коэффициенты восстановления давления) [11-7]
Диаграмма 11-4
-~=-~=/(^с» а, л1э lo/Do) см. график,
Ро Ро
Ар k+l 1
к+1
л»
2
4
6
10-16
2
4
6
10-16
2
4
6
10-16
2
4
6
10-16
Значения р i
при а=4
(график а)
be
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
0,94
0,945
RelO
1,7
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,998
0,999
0,999
0,999
0,998
0,999
0,999
0,999
3,2
0,994
0,996
0,997
0,997
0,991
0,996
0,998
0,999
0,990
0,997
0,998
0,999
0,990
0,994
0,995
0,996
4,6
0,982
0,992
0,993
0,993
0,980
0,990
0,993
0,995
0,980
0,991
0,994
0,995
0,978
0,987
0,989
0,990
6,0
0,971
0,986
0,988
0,990
7,3
0
0,958
0,979
0,983
0,985
8,6
0,943
0,971
0,977
0,980
lo/Do-2
0,966
0,984
0,987
0,990
0,966
0,983
0,987
0,990
0,962
0,978
0,983
0,984
0,952
0,977
0,980
0,984
0,952
0,975
0,980
0,984
0,936
0,970
0,974
0,978
0,937
0,966
0,974
0,977
10
0,945
0,968
0,975
0,977
0,927
0,957
0,965
0,968
9,8
0,926
0,963
0,970
0,975
0,920
0,961
0,970
0,975
0,922
0,956
0,965
0,969
——.
0,944
0,954
0,957
10,8
0,955
0,963
0,969
11,7
0,945
0,956
0,964
0,953
0,963
0,969
0,946
0,956
0,960
—_




——
0,930
0,942
0,946
—
—
12,1
- •
0,940
0,945
0,955




*"-"—


12,2
0,920
0,930
0,940
—
—
—
—

—
—
516

Продолжение
Выход (свободный) из конических диффузоров при больших дозвуковых
скоростях
(коэффициенты восстановления давления) [11-7]
Диаграмма 11-4
0,94
' О 0,1 0,1 0,J 0,Ь 0,S 0,6 0,7 0,8 0,9 Лс
i I i i it» t i t	i \	it
0 1 Z J 4 S 6 7 8 9 10 11 #e-10~J
Значения р при a=6° (график б)
«1
2
4
6
10
16
0,1
1,7
0,999
0,999
0,999
0,999
0,999
0,2
3,2
0,994
0,997
0,999
0,999
0,999
0,3
4,6
0,985
0,992
0,995
0,996
0,997
0,4
6,0
/o/A,=
0,974
0,985
0,989
0,990
0,992
0,5
7,3
0
0,958
0,978
0,983
0,985
0,987
0,6
Rel0~s
8,6
0,947
0,970
0,977
0,979
0,982
0,7
9,8
0,932
0,963
0,970
0,974
0,976
0,8
10,8
0,954
0,963
0,968
0,970
0,9
11,7
0,946
0,955
0,961
0,963
0,94
12,1
0,940
0,950
0,950
0,950
0,95
12,2
0,930
0,930
0,930
0,930
517

Продвижение
Выход (свободный) из конических диффузоров при больших дозвуковых
скоростях
(коэффициенты восстановления давления) [11-7]
Диаграмма 11-4
1
2
4
6
10-16
2
4
6
10-16
2
4
6
10-16
2
0,998
0,999
0,999
0,999
0,998
0,999
0,999
0,999
0,997
0,998
0,999
0,999
3
0,990
0,995
0,997
0,997
0,990
0,995
0,996
0,996
0,988
0,993
0,995
0,996
4
0,980
0,989
0,991
0,993
0,980
0,988
0,990
0,992
0,977
0,985
0,988
0,990
5
0,968
0,982
0,985
0,988
0,967
0,980
0,983
0,986
0,961
0,976
0,980
0,982
6
h
0,953
0,973
0,978
0,983
k
0,951
0,970
0,977
0,979
0,941
0,965
0,970
0,973
7
,/ZH = 2
0,937
0,963
0,970
0,976
)/A, = 5
0,931
0,959
0,968
0,971.
0,918
0,952
0,958
0,962
8
0,920
0,953
0,960
0,968

0,947
0,958
0,962
0,938
0,945
0,950
9
0,940
0,950
0,962
10
—
0,938
0,953
11

—
0,941
12


—

0,933
0,947
0,952
0,924
0,932
0,937



	ь
—
—
—


_





—
—
—
—
—
—
О 0,1 0,Z O,J ОЛ 0,5 0,6 0,
0 1 Z J
5 6 7 8 9
10 11 Re-10~
518

Продо;1жение
Выход (свободный) из конических диффузоров при больших дозвуковых
скоростях
(коэффициенты восстановления давления) [11-7]
Диаграмма 11-4
Л,
2
4
6
10—16
Значения р
при ot=8 (график д)
К
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
0,94
0,95
RelO
1,7
0,999
0,999
0,999
0,999
3,2
0,995
0,997
0,998
0,998
4,6
0,986
0,993
0,994
0,995
6,0
0,972
0,986
0,988
0,986
7,3
0,957
0,978
0,982
0,985
8,6
3
0,942
0,970
0,974
0,979
9,8
0,927
0,960
0,967
0,972
10,8
0,910
0,950
0,959
0,965
11,7
0,937
0,951
0,959
12,1
0,931
0,947
0,953
12,2
0,920
0,930
0,940
p
0,96
0,96
0,94
1,0
0,98
0,90
0,98
0,90
Ь0
0,98
0,96
<t = 8'
Ъ/л,-о
4\
X X
o,s
0,7 0,8 0,9 Ле
1	I	I I
1 Z 3
S 6 7 0 9 10 11 Re-10"*
519

Продолжение
Выход (свободный) из конических диффузоров при больших дозвуковых
скоростях
(коэффициенты восстановления давления) [11-7]
Диаграмма 11-4
2
4
6
10—16
2
4
6
10—16
2
4
6
10—16
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
0,94
0,95
RelO
1,7
0,998
0,999
0,999
0,999
0,998
0,999
0,999
0,999
0,998
0,998
0,999
0,999
3,2
0,990
0,993
0,994
0,995
0,990
0,993
0,995
0,995
0,990
0,932
0,994
0,994
4,6
0,979
0,987
0,990
0,996
0,977
0,986
0,988
0,989
0,975
0,983
0,987
0,998
6,0
0,966
0,979
0,983
0,985
0,961
0,975
0,980
0,983
J
I
0,959
0,970
0,975
0,978
7,3
8,6
/0/A=2
0,950
0,970
0,975
0,979
/ //3 —
0,943
0,963
0,971
0,976
0,940
0,957
0,963
0,967
0,932
0,960
0,965
0,971
С
J
0,925
0,951
0,960
0,966
Л
U
0,920
0,942
0,950
0,956
9,8
0,948
0,954
0,962
0,938
0,948
0,954
0,925
0,933
0,942
10,8
11,7
12,1
12,2
0,932
0,943
0,952
0,924
0,934
0,941
—
0,930
0,938
——

—
—
i
—
—
—
Значения р при а = 10° (график г)
2
4
6
10—16
2
4
6
10—16
2
4
6
10—16
К
од
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
0,95
Re-10'5
1,7
0,998
0,999
0,999
0,999
0,997
0,998
0,998
0,998
0,997
0,998
0,998
0,999
3,2
0,994
0,996
0,996
0,997
0,991
0,994
0,994
0,995
0,989
0,993
0,994
0,994
4,6
0,984
0,991
0,993
0,994
¦ 0,978
0,987
0,987
0,988
0,976
0,982
0,985
0,986
6,0
7,3
8,6
/0/A>=o
0,972
0,985
0,987
0,989
0,959
0,977
0,981
0,984
0,945
0,968
0,973
0,977
/o/A, = 2
0,963
0,976
0,978
0,981
0,948
0,964
0,968
0,973
0,933
0,950
0,958
0,964
/0/A>=5
0,960
0,968
0,973
0,976
0,940
0,953
0,960
0,965
0,918
0,936
0,948
0,952
9,8
0,930
0,959
0,966
0,970
0,914
0,933
0,943
0,952
0,934
0,939
10,8
0,913
0,950
0,958
0,963
0,910
0,923
0,934
—
11,7
0,940
0,951
0,956
—
—
12,2
0,933
0,940
0,951
—
—
520

Пэодолжение
Выход (свободный) из конических диффузоров при больших дозвуковых
скоростях	2м дграмма 11-4
(коэффициенты восстановления давления) [11-7]
я,
2
4
6
10
16
0,1
0,2
0,3
0,4
К
0,5
0,6
0,7 ] 0.8 :.9
0,95
Re-10
1,7
0,996
0,998
0,998
0,998
0,999
3,2
0,988
0,992
0,993
0,993
0,994
4,6
0,973
0,982
0,984
0,984
0,985
6,0
k
0,956
0,968
0,971
0,974
0,976
7,3
0,935
0,953
0,959
0,961
0,964
8,6
0,937
0,942
0,945
0,949
9,8 j 10.S
0,918 j — —
0.922 1 — —
0,928 j - -
0,934 - -
12,2
—
p
0,96
0,96
0,S*
1,0
0,91
0,98
1 0
1, U
0,98
0,96
1,0
0,98
0,96
0 QIl
rif = 10+16
n'f~10+16
/
tif~ 10+16 ^
n,=W
•
6
4
4.
44
j
nt=d
Л/ш Z
NN
у N
\
dim10°
^^
n'f-Z^
4
si
k4N^v
\ '
\
\
4,
N>
\N
>
\
\
\
\
л
\
N
!x
•
\^
Y '
i
i
1,13,'S
l,/D,'1O
0 0,1 0,1 0,3
0,f 0,5 0,7 . 0,8 0,9 Xs
0 1 Z /
S 6 7 8 9 10 /7 Re-10's
521

Продолжение
Выход (свободный) из конических диффузоров при больший дозвуковых
скоростях
(коэффициенты восстановления давления) [11-7]
Диаграмма 11-4
0,1 0,2 0,J 0,b 0,S 0,6 0,7 0,0 0,9
15 6 7 6 9 10 11 /?e-10's
Значения р при а = 14° (график д)
2
4
6
10
16
К
од
1,7
0,998
0,998
0,999
0,999
0,999
0,2
-
3,2
0,993
0,995
0,995
0,996
0,996
0,3
4,6
0,983
0,988
0,988
0,990
0,991
0,4
6,0
0,968
0,978
0,980
0,981
0,983
0,5
Re-lO
7,3
0,953
0,967
0,969
0,971
0,975
0,6
8,6
0,932
0,953
0,958
0,960
0,965
0,7
9,8
0,915
0,940
0,943
0,948
0,954
0,8
10,8
0,895
0,926
0,930
0,936
0,942
0,9
11,7
0,910
0.915
0,923
0,930
522

Продолжение
Выход (свободный) из конических диффузоров при больших дозвуковых
скоростях
(коэффициенты восстановления давления) [И-7]
Диаграмма 11-4
2
4
6
10
16
2
4
6
10
16
2
4
6
10
16
К
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
RelO
1,7
0,998
0,998
0,998
0,999
0,999
0,996
0,997
0,997
0,997
0,998
0,996
0,997
0,997
0,998
0,998
3,2
0,987
0,990
0,990
0,991
0,993
0,986
0,988
0,989
0,989
0,991
0,985
0,987
0,987
0,988
0,989
4,6
0,974
0,979
0,980
0,981
0,983
0,970
0,976
0,977
0,978
0,980
0,968
0,972
0,973
0,975
0,977
6,0
0,954
0,965
0,968
0,970
0,973
0,950
0,960
0,963
0,965
0,968
' 'о/А
0,948
0,955
0,958
0,960
0,962
7,3
0,932
0,947
0,952
0,955
0,960
0,930
0,942
0,948
0,950
0,953
0,927
0,936
0,940
0,944
0,947
8,6
0,909
0,925
0,930
0,935
0,940
0,906
0,922
0,930
0,933
0,937

0,910
0,917
0,927
0,931
9,8
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
10,8
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
П,7
—
—
—
—
—
—
—
—
—
Выход из прямолинейного пирамидального диффузора
квадратного сечения [11-19—11-22]
Диаграмма
11-5
Равномерное поле схоростей на входе в диффузор
	—
pwo/l
={;и=/(а, nl9 Re) см. график а.
1 п =4F /П °	Неравномерное поле скоростей на входе в диффузор
г~~	°	- (^тах/^о^^Д см- диаграмму 5-1):
а)	для диффузоров за прямым участком с /0/Dr>10 С = ?п=/(ос, л1? Re) см. график б;
б)	для диффузоров с а = 6-=-14° за фасонной частью
где ?п см. график а; кп определяется, как клУ по диаграмме 5-1;
в) для диффузоров с ос>2О° за фасонной частью
где кп принимается ориентировочно, как NQ, по табл. 12-1 —12-7.
523

Продо.гжение
Выход из прямолинейного пирамидального диффузора
квадратного сечения [11-19—11-22]
Диаграмма
11-5
3 4 6 7 $10 14 ZO
Значения ?п при и>тах/и>0«1,0; lQ/Dr
SO 45 60 90 1ZQ<*
RelO
0,5
1
2
4
0,40
0,38
0,36
0,34
6
0,40
0,39
0,37
0,36
S
0,43
0,42
0,39
0,38
10
0,47
0,46
0,44
0,43
а0
14
= 2
0,58
0,58
0,58
0,58
20
0,70
0,70
0,70
0,70
30
0,86
0,86
0,86
0,86
45
1,01
1,01
1,01
1,01
3*60
1,10
1,10
1,10
1,10
524

Продолжение
Выход из прямолинейного пирамидального диффузора
квадратного сечения [11-19 — 11 -22 ]
Диаграмма
11-5
RelO
0,5
1
2
>4
0,5
1
2
^4
0,5
1
2
а°
4
0,25
0,22
0,20
0,18
0,23
0,19
0,16
0,145
0,20
0,17
0,14
0,13
6
0,27
0,24
0,22
0,20
0,24
0,21
0,185
0,16
0,23
0,19
0,17
0,15
8
0,32
0,28
0,25
0,23
0,28
0,25
0,22
0,20
0,26
0,24
0,21
0,18
10
0,30
0,34
0,31
0,30
"х-
0,34
0,31
0,29
0,28
0,34
0,30
0,26
0,25
14
= 4
0,48
0,48
0,48
0,48
= 6
0,47
0,47
0,47
0,47
= 10
0,47
0,46
0,45
0,44
20
0,61
0,61
0,61
0,61
0,62
0,62
0,62
0,62
0,60
0,60
0,60
0,60
30
0,76
0,76
0,76
0,76
0,74
0,74
0,74
0,74
0,73
0,73
0,73
0,73
45
0,94
0,94
0,94
0,94
0,94
0,94
0,94
0,94
0,89
0,89
0,89
0,89
2» 60
1,06
1,06
1,06
1,06
1,05
1,05
1,05
1,05
1,04
1,04
1,04
1,04
RelO
0,5
1
2
5=4
0,5
1
2
0,5
1
2
0,5
1
2
5=4
Значения С,а при
1,1; Io/Dq
5*10
<x°
4
0,550
0,510
0,470
0,416
0,380
0,330
0,265
0,220
0,335
0,300
0,240
0,180
0,300
0,250
0,200
0,160
6
0,600
0,560
0,510
0,460
0,460
0,390
0,340
0,295
0,420
0,385
0,335
0,265
0,370
0,320
0,260
• 0,215
8
10
0,645
0,610
0,565
0,500
0,530
0,485
0,420
0,360
0,495
0,465
0,420
0,340
0,450
0,400
0,340
0,280
0,680
0,655
0,610
0,555
0,595
0,550
0,500
0,440
0,570
0,535
0,480
0,435
0,530
0,480
0,440
0,400
14
20
Я1-2
0,740
0,730
0,700
0,640
0,685
0,660
0,620
0,560
0,660
0,630
0,600
0,560
^ = 10
0,640
0,620
0,560
0,545
0,820
0,810
0,790
0,760
0,780
0,775
0,740
0,700
0,770
0,760
0,730
0,725
0,740
0,730
0,690
0,670
30
0,920
0,900
0,890
0,880
0,895
0,895
0,870
0,840
0,910
0,980
0,880
0,855
0,850
0,850
0,820
0,800
45
1,05
1,04
1,04
1,02
1,02
1,02
1,00
0,990
1,02
1,02
1,00
0,98
0,970
0,970
0,950
0,930
60
1,10
1,09
1,09
1,07
1,07
1,07
1,06
1,06
1,07
1,07
1,06
1,06
1,10
1,10
1,10
1,09
>90
1,08
1,08
1,08
1,08
1,09
1,09
1,08
1,08
1,08
1,08
1,08
1,08
1,12
1,12
1,11
1,11
525

Продсгжение
Выход из прямолинейного пирамидального диффузора
квадратного сечения [11-19 — 11 -22 ]
Диаграмма
11-5
20 JO 4f 60 90 120dc
526

Выход (свободный) из прямолинейного плоского диффузора
[11-19—11-22]
Диаграмма
11-6
Равномерное поле скоростей на входе в диффузор
= ?п=/(а, /ix, Re) см. график а.
'pw20/2
Неравномерное поле скоростей на входе в диффузор
max/wo^U см- диаграмму 5-1):
а)	для диффузоров за прямым участком с lo/DQ^ 10
С = ?п=/(а, «1, Re) см. график б;
б)	для диффузоров с ос = 6-т-2О° за фасонной частью
где ?п см. график а; кп определяется, как кд, по диаграмме 5-1;
в) для диффузоров с а>20° за фасонной частью
где кп принимается, как N09 по табл. 12-1 —12-7.
Значения ?п при wmax/wo«l,0; lo/Dox0
RelO
0,5
1
2
4
^6
0,5
1
2
4
>6
0,5
1
2
4
5=6
4
0,46
0,44
0,42
0,40
0,38
0,34
0,30
0,28
0,26
0,24
0,33
0,28
0,26
0,24
0,22
6
0,43
0,41
0,39
0,37
0,36
0,30
0,27
0,24
0,22
0,21
0,28
0,24
0,22
0,19
0,18
3
0,42
0,40
0,38
0,36
0,34
0,28
0,24
0,22
0,21
0.20
0,25
0,21
0,19
0,18
0,16
10
0,42
0,39
0,37
0,36
0,34
0,26
0,23
0,21
0,20
0,20
0,24
0,21
0,19
0,18
0,17
а
14
0,42
0,39
0,36
0,36
0,34
0,26
0,25
0,25
0,25
0,25
П1=6
0,33
0,31
0,28
0,28
0,28
о
20
0,47
0,42
0,38
0,37
0,38
0,34
0,34
0,37
0,37
0,37
0,44
0,45
0,47
0,47
0,47
30
0,56
0,50
0,50
0,50
0,57
0,50
0,50
0,57
0,57
0,57
0,61
0,64
0,64
0,64
0,64
45
0,76
0,75
0,75
0,75
0,76
0,79
0,79
0,82
0,82
0,82
0,83
0,87
0,87
0,87
0,87
60
0,90
0,90
0,90
0.90
0,90
0,96
0,96
1,00
1,00
1,00
0,96
0,98
1,00
1,00
1,00
3=90
1,06
1,06
1,06
1,06
1,06
1,07
1,07
1,09
1,09
1,09
1,02
1,02
1,06
1,06
1,06
527

Продо^гжение
Выход (свободный) из прямолинейного плоского диффузора
[11-19 — 11-22]
Диаграмма
11-6
3 4 S 6 8 10 1b 20 30 4S60 SO 1ZOd
528

Продолжение
Выход (свободный) из прямолинейного плоского диффузора
[11-19 — 11-22]
Диаграмма
11-6
ZO 30 tf 50 90 120 cf
Значения Сп ПРИ ^так/
М; /0/A>>10
RelO's
0,5
1
2
5*4
<x°
4
0,51
0,48
0,42
0,38
6
0,50
0,47
0,42
0,38
8
0,50
0,48
0,44
0,40
10
0,51
0,50
0,46
0.42
14
Wl=2
0,56
0,56
0,53
0,50
20
0,63
0,62
0,63
0,62
30
0,80
0,80
0,74
0,74
45
0,96
0,96
0,93
0,93
60
1,04
1,04
1,02
1,02
90
1,09
1,09
1.08
1,08
529

Продолжение
Выход (свободный) из прямолинейного плоского диффузора
[11-19 — 11-22]
Диаграмма
11-6
RelO
0,5
1
2
>A
0,5
1
2
4
>6
4
0,35
0,31
0,26
0,21
0,34
0,32
0,26
0,21
0,21
6
0,32
0,30
0,26
0,21
0,34
0,28
0,24
0,20
0,19
8
0,34
0,30
0,26
0,22
0,32
0,27
0,24
0,20
0,18
10
0,38
0,36
0,31
0,27
0,34
0,30
0,26
0,24
0,23
a
14
0,48
0,45
0,40
0,39
0,41
0,41
0,36
0,36
0,34
о
20
0,63
0,59
0,53
0,53
0,56
0,56
0,52
0,52
0,50
30
0,76
0,72
0,67
0,67
0,70
0,70
0,67
0,67
0,67
45
0,91
0,88
0,83
0,83
0,84
0,84
0,81
0,81
0,81
60
1,03
1,02
0,96
0,96
0,96
0,96
0,94
0,94
0,94
90
1,07
1,07
1,06
1,06
1,08
1,08
1,06
1,06
1,06
Выход из трубы (канала) на экран [11-13, 11-25, 11-34]
Диаграмма
Dr = 4FQ/Il0; n^FJFo.
1. Прямолинейный диффузор при /д/Д.= 1,
см. график а
Значения
0A,0)
15A,59)
30 B,37)
45 C,34)
60 D,65)
90(9,07)
h/D0
0,10




1,50
0,15
——


1,50
0,98
0,72
0,20
—
1,23
0,85
0,76
0,74
0,25
1,50
0,79
0,73
0,80
0,83
0,30

1,06
0,66
0,75
0,90
0,89
0,40

0,72
0,64
0,79
0,96
0,94
0,50
1,37
0,61
0,66
0,81
1,00
0,96
0,60
1,20
0,59
0,66
0,82
1,01
0,98
0,70
1,11
0,58
0,67
0,82
1,02
1,00
1,0
1,00
0,58
0,67
0,82
1,02
1,00
111! \
- lul \
\ \iyr—
г*
4
л
60°; 4
^M -I
"¦-17
90j 9,07'
J0°;Z,J7
15°; 1,59
®
———
1,0
0,8
0,6
' 0 0,1 0,2 0,3 0,4- 0,S 0,6 0,7 0,8 0,9h/Da
530

Продолжение
Выход из трубы (канала) на экран [11-13, 11-25, 11-34]
Диаграмма
11-7
Значения
r/D0
0,2
0,3
0,5
hjD0
0,05
2,50
0,07
2,30
1,60
1,30
0,10
0,90
0,75
0,63
0,15
0,52
0,47
0,44
0,20
0,51
0,48
0,41
0,25
0,62
0,55
0,49
0,30
0,75
0,66
0,58
0,35
0,82
0,73
0,65
0,40
0,85
0,78
0,71
0,50
0,86
0,81
0,76
0,60
0,85
0,82
0,87
1,0
0,85
0,82
0,78
2. Прямой участок с за-
закругленными краями
() см. график б
Знран
0,1	0,2	0,3
0tS h/no
3. Диффузор с оптимальными
параметрами
(/д/А>*2,5; а =14°; До/А>*0,7;
?>э/?>0«3,0);
? =/(А//H) см. график в
0,9
0,7
0,5
0,3,
1
1
1
1
\
\
0,1 0,3 0,5 0,7 0,9 h/U0
h/D0
0,10
0,78
0,15
0,46
0,20
0,36
0,25
0,32
0,30
0,32
0,35
0,33
0,40
0,33
0,50
0,34
0,60
0,34
1,0
0,36
531

Выход из диффузора (с плавным коллектором) на экран:
105 [11-41]
Диаграмма
11-8
где Т1Д=/(А/1>О, a, Ro/D0)
см. график
0,33
0,67
0,85
1,0
Чд
0,6
0,2
О
Пд
0,6
ОЛ
o,z
о
о,в
ол
0,2
о
0,6
о,г
Р
О 0,* 0,8 fifllg
к
—-
Vs.
"s
/7 0,4- 0,8 fr/ffa
/
/
1
^ III'
\
\ /1°
¦МММ
k
|
\
0 0,b 0,8 h/Do
\
d==/2"
X
IR
0 0,4 0,8 h(Од
532

Выход (свободный) из асимметричного кольцевого диффузора;
^	[11-5, 11-12]
Диаграмма
11-9
Направляющая
поверхность
pwg/2 д™
где ?п определяется или в зависимости от ах и ос2 по
графикам а—в (при *70 = 0,688), или в зависимости от
пх и Тпр (при До = 0,015 и 0,03) по графикам гид, где
Тпр вычисляется по формуле A1-1); /сд см. диаграмму
5-1 или 5-18 (при установке за работающей осевой
машиной).
[ о
«7

/
	-*
Значения ^п при 7^ = 0,5 (без направляющей
поверхности)
8
10
12
14
16
-4
0,45
0,45
0,47
0,54
0,61
-2
0,46
0,45
0,46
0,51
0,58
0
0,48
0,45
0,45
0,50
0,56
2
0,51
0,47
0,44
0,48
0,54
4
0,57
0,49
0,44
0,47
0,51
6
0,65
0,54
0,47
0,46
0,48
8
0,77
0,61
0,50
0,47
0,47
10
_
0,72
0,58
0,50
0,46
12
_
0,68
0,56
0,48
0,5
0,4
0.3
до'0,688
>
У
А
Значения ?п при 7^= 1,0 (без направляющей
поверхности)
16
8
8
10
12
14
16
а!
-4
0,34
0,38
0,44
0,50
0,55
-2
0,33
0,35
0,38
0,44
0,50
0
0,33
0,33
0,35
0,40
0,45
2
0,34
0,32
0,32
0,36
0,41
4
0,38
0,32
0,30
0,33
0,38
6
0,47
0,35
0,30
0,31
0,35
8
_
0,42
0,32
0,30
0,32
10
_
0,55
0,38
0,32
0,30
12
_
—
0,52
0,36
0,31
1
if -15
у
Значения ^п при 7^=0,5 (с направляющей поверхностью)
-2
*2
12
14
16
-4
0,43
0,44
0,45
-2
0,42
0,43
0,43
0
0,42
0,42
0,42
2
0,44
0,43
0,42
4
0,47
0,45
0,43
6
0,50
0,47
0,44
8
0,57
0,52
0,47
533

Продо.юкение
Выход (свободный) из асимметричного кольцевого диффузора;
^, = 0,688 [11-5, 11-12]
Диаграмма
11-9
у а/г
iff
0.5
0,2
1
1м= 1 2
\
3 Ь 5
• 6
t
7
у
й
8
'/
/
9
/
10
/
12
/
/
/у
16
©
в п1
Выход (свободный) из радиально-кольцевого диффузора
[11-11, 1Ы2]
Диаграмма
11-10
Радиально-кольцевой диффузор по дуге круга при го/Ло
и г1/Л1=2, Jo = 0,688:
pwo/2
=y^i? D^ см графики а и б
534

Продолжение
Выход (свободный) из радиально-кольцевого диффузора
[11-11, 11-12]
Диаграмма
11-10
hQ l-td0
—c/g)
Q—расход, м3/с;
и—окружная скорость на
наружном радиусе, м/с
1,5
1,7
1,9
2.2
1,4
1.6
1,8
2,0
Значения 'С,
U
1,8
2,2
2,6
3,0
3,4
Диффузор за работающим компрессором
vvo»0,5 (см. график а)
Диффузор при неработающем компрессоре
(см. график б)
3,8
—
—
—
—
0,76
0,65
—
0,76
0,69
0,58

0,76
0,71
0,64
0,49
0,76
0,72
0,67
0,55

0,73
0,71
0,61
0,72
0,66
0,82
0,76
0,70

0,72
0,64
0,57
0,51
0,69
0,61
0,54
0,46
0,70
0,61
0,53
0,45
0,71
0,63
0,55
0,46
—
0,64
0,57
0,48
0,58
0,50
0,7
0,6
0.5
***
У*
——¦
	'
п
^—-
J
г
1,8 Z.Z 2,6 3,0 З.Ь 3,8 п1
0,8
0,7
0,6
05
0.4
Ч
ч
ч
ч
^.
*^
¦¦¦¦¦
samt
——
¦BBS
-*-
¦¦*¦
——
—^
——5)
—¦¦
/<?
J-
Радиально-кольцевой диффузор по дуге эллипса и <7о = 0,7
C,=zf{hl/h0) см. график в
Значения
л
1,5
1.8
2,1
/Ч/Ло
0,8
0,85
0,72
0,61
0,9
0,78
0,66
0,65
1,0
0,73
0,63
0,52
1,1
0.70
0.61
0,52
1.2
0,69
0,61
0,54
1,4
0,67
0,62
0,57
1,6
0,66
0,63
0,59
1,8
0,66
0,64
0,61
2,0
0,66
0,65
0,62
535

Продолжение
Выход (свободный) из радиально-кольцевого диффузора
[11-11, 11-12]
Диаграмма
11-10
0,8
0.6
0.5
Радиально-кольцевой диффузор при ZI = 2,06; 30 = 0,688;
\
\
ч
ч
4
Ч.
швам*
1,8
f = 2t?\
*****
mast
\
V-
Л-
МММ
— —
¦•¦¦¦¦
а»-
¦мам
¦МММ
-^=
¦¦¦¦¦¦
ттвтш
*——
—¦—
——
а2 = 8°; н>0 = 0,5; ?>=
см. график г
Значения С,
-2
2
4
1,4
0,61
0,56
0,52
1,8
0,54
0,45
0,39
2,2
0,52
0,43
0,34
п
2,6
0,50
0,42
0,33
3,0
0,49
0,43
0,35
3,4
0,49
0,44
0,38
3,6
0,49
0,45
0,40
4,0
0,49
0,47
0,46
Выход (свободный) из диффузоров за центробежным
вентилятором, работающим на всасывании [П-24]
Диаграмма
11-11
Плоский несимметричный диффузор:
A
10
15
20
25
35
С,=
pwo/z
CM- график а
Формулы
С = 0,827и-0,059
6,72л1-7,5)-1
6^-5,79)-'
3,95/1,-3.31)-1
536

Продолжен ие
Выход (свободный) из диффузоров за центробежным
вентилятором, работающим на всасывании [11-24]
Диаграмма
11-11
0.5
1
¦*— ¦-
¦II 1
- ,1
¦ 1
¦'
- ¦¦
- —
- -
¦
¦ 11
••
©
oc-JS*
	 Z5
	го
	75
if is
2,2
2.6 3,0
3,8
Значения С,
а0
10
15
20
25
30
35
1,5
0,51
0,54
0,55
0,59
0,63
0,65
2,0
0,34
0,36
0,38
0,43
0,50
0,56
п
2,5
0,25
0,27
0,31
0,37
0,46
0,53
1
3,0
0,21
0,24
0,27
0,35
0,44
0,52
3,5
0,18
0,22
0,25
0,33
0,43
0,51
4,0
0,17
0,20
0,24
0,33
0,42
0,50
Пирамидальный диффузор
^ =/(«!) см. график б
a°
10
15
20
25
35
Формулы
4,05^! - 3,32
2,34л! - 1,23
1,71/j,-0,52
~ 1
— 1
— 1
С = 0,641-0,22л ~i
5-^A,44^-0.36)
а0
10
15
20
25
30
1,5
0,54
0,67
0,75
0,80
0,85
2,0
0,42
0,58
0,67
0,74
0.78
п
2,5
0,37
0,53
0,65
0,72
0,76
1
3,0
0,34
0,51
0,64
0,70
0,75
3,5
0,32
0,50
0,64
0,70
0,75
4,0
0,31
0,51
0,65
0,72
0,76
537

Выходной (свободный) несимметричный диффузор
за центробежным вентилятором, работающим
на всасывании [11-6] at=var, а2 = 0"
Диаграмма
11-12
n1=F1/F0
г|в—КПД вентилятора
Лопатки колеса вентилятора загнуты назад
Значения ?
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
Номинальный режим Лв = Лтах> Q = QH
1,0
1,5
2,5 — —
0,06
0,06
—
0,10
0,15
—
0,20
0,23
0,13
0,40
0,30
0,13
—
0,40
0,14
—
—
0,20
0,33
Режим
Q>Qa
1,0
1,5
2,5 —
0,08
0,15

0,13
0,18
0,10
0,30
0,24
0,13
—
0,33
0,19
—
0,45
0,25
—
—
0,32
0,40
Лопатки колеса вентилятора загнуты вперед
Значения С,
п.
1,0
1,5
5,3
1,0
1,5
2,5
5,3
0,9
1,5
2,5
5,3
1,2
0,22
0,08
0,08
0,11
0,10
1,4
0,28
0,18
0,09
1,6
1,8
2,0
РеЖИМ Ц'> 0,9Л max, <2<бн
0,34
0,22
0,10
Номинальный
0,16
0,09
0,27
0,16
0,09
0,16
0,28
0,15
0,11
0,15
0,43
0,23
0,12
0,27
0,15
реЖИМ ЛВ=!Лтах, Q:
0,48
0,23
0,12
0,15
0,35
0,15
0,15
РеЖИМ Л"^0,9Л max, Q>Q«
0,41
0,23
0,15
0,15
0,60
0,36
0,25
0,15
0,53
0,36
0,17
2,2
0,18
0,22
0,17
0,48
0,20
2,4
0,21
0,32
0,19
0,58
0,25
2,6
0,27
0,50
0,20
0,64
0,30
538

Выходной (свободный) пирамидальный диффузор за центробежным
вентилятором, работающим на всасывании [11-6]
Диаграмма
11-13
Ар
pwl/2
Лопатки колеса вентилятора заг-
нуты назад
1,0
1,5
1,0
1,5
1,2
1,08
Значения
п
1,4
1,6
1,8
Режим r\B^Q,9r\l
1,10
1,12
1,18
Номинальный режим
—
—
0,25
0,12
0,22
0,12
0,20
0,15
Режим г\'^0,9г\)
0,12
0,12
0,12
С
1
2,0
2,2
пах, Q<Qa
1,22
лв=л;
0,22
0,20
п„, е
0,15
0,13
1,33
«, Q
0,30
0,28
><2Н
0,20
0,13
2,4
1,45
0,48
0,38
0,30
0,15
2,6
1,6
0,5
0,42
0,20
Лопатки колеса вентилятора загнуты вперед
Значения С
1,0
1,5
2,5
1,0
1,5
2,5
1,0
1,5
2,5
пх
1,4
0,20
0,10
0,15
1,6
0,50
0,28
0,26
0,30
0,18
1,8
2,0
2,2
Режим г)'
0,66
0,40
0,75
0,55
0,65
0,37
Номинальный ]
0,32
0,22
0,38
0,35
0,40
0,20
Режим г\
0,40
0,28
0,48
0,35
0,42
0,20
2,4
'^0,9riJ
0,78
0,40
режим
0,44
0,28
В2* 0,9 л 1!
0,50
0,28
2,6
2,8
3,0
пах, Q<Qa
0,88
0,42
0,48
0,55
лв=т1"™; Q=Qa
0,35
0,40
0,46
пах, Q>Qn
0,54
0,36
0,40
0,45
3,2
0,62
0,52
0,50
3,6
0,8
0,56
0,56
4,0
1,0
0,56
0,62
539

Выходные элементы за центробежными вентиляторами [11-6]
Диаграмма
11-14
Г|в—КПД вентилятора; Z)r = 4F0/Ilc
Значения
Схема элемента
Характеристика элемента
Режим работы вентилятора с лопат-
лопатками, загнутыми назад
номи-
номинальный
Пирамидальный диффу-
диффузор при 7W/Z)r=l -г-1,5;
л,-1,54-2,6
короб (#=#/?>г =
= 1-г2) с выходом по-
потока в две стороны
1,9
0,7
0,6
Пирамидальный диффу-
диффузор при 7=1н-1,3; пх —
= 1,5—2,6 _
короб (#=1+2)
с выходом потока в
одну сторону
2,0
0,8
0,6
Пирамидальный диффу-
диффузор при Г= 1-7-5; л, =2,6;
отвод (RJDr=\,0);
короб (Я=1—2) с вы-
выходом потока в две
стороны
1,6
Пирамидальный диффу-
диффузор при 7= 1 -т-1,5; «! =
= 2,6; отвод {R0/Dr =
короб (Я= 1-4-2) с
выходом потока в од-
одну сторону
1,9
0,7
0,8
0,5
0,6
540

Продолжение
Выходные элементы за центробежными вентиляторами [11-6]
Диаграмма
11-14
Г =	—
pw^/2
Значения
Схема элемента
Характеристика
элемента
Угол
установ-
установки эле-
элемента Р°
Режим работы вентилятора
лопатки, загнутые
назад
*
О»
01 л
лопатки, загнутые
вперед
«Л
о»
• 8
Отвод прямо-
прямоугольного сече-
сечения (R0/Dr=l)
90; 180;
360 270
0,6
0,6
0,2
0,2
0,3
0,3
0,2
0,7
0,3
0,5
0,3
0,5
Отвод кругло-
круглого сечения
[R0/Dr=2)
90—360
0,5
0,5
0,4
0,3
0,4
0,4
Отвод прямо-
прямоугольного се-
сечения с пира-
пирамидальным
диффузором
(ЛО/2>Г=1,5)
90—180
270—360
0,2
0,2
0,2
0,2
0,2
0,2
0,4
0,2
0,2
541

Продо.гжение
Выходные элементы за центробежными вентиляторами [11-6]
Диаграмма
11-14
Схема элемента
и
Ф
\
&Вх I
В-Г6(
в*.
/
г\
1ST
\
Характеристика
элемента
Переходник с
квадратного
сечения на
круглое рав-
равновеликой
площади
Угол
установ-
установки эле-
элемента Р°
—
Режим работы вентилятора
лопатки, загнутые
назад
X
а
я- S
^ of
т
Р"
0,1
а
О) ц
я
0,1
в - 1
т
Р-
0,1
лопатки, загнутые
вперед
к
я
Р"
0,2
3
я
р-
0,2
• я
Р"
0,2
Выходные диффузоры за осевыми вентиляторами
[3-3, 11-6]
Диаграмма
11-15
Q, г\ш—производитель-
г\ш—производительность и КПД вентиля-
вентилятора
Конические диффузоры
1,0
1,75
1,0
1,75
1,0
1,5
pw§/2
Значения С,
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
1,0
1,0
Режим
0,94
1,0
0,96
1,0
1,03
1,0
4,0
1,0 I 1,0
Номинальный режим Ца = г\11ах, Q = Qa
0,30
0,25
0,22
0,30
0,35
0,40
0,40
0,55
0,43
0,46
Режим Лв^0,9г|тах, Q<Qa
0,26
0,24
0,38
0,28
0,35
0,43
0,50
0,54
4,5
1,0
0,55
0,65
542

Продолжение
Выходные диффузоры за осевыми вентиляторами
[3-3, 11-6]
Диаграмма
11-15
Ступенчатые диффузоры
&
t/D0
1,0
1,5
1,0
1,5
1,0
1,5
"i
1,0
Pe;
1,5
ким ti"^0,
0,65
0,72
2,0
9Птах, Q<
0,51
0,66
2,5
0,64
0,72
Номинальный режим г1в=Лтя,, (? = <?„
0,23
0,18
0,13
0,27
0,23
Режим
0,16
0,16
0,32
0,23
0,32
0,25
0,40
0,30
0,55
0,38
3,0
0,95
0,79
0,54
0,38
0,53
Выход из прямого колена E = 90°)
при острой кромке поворота [11-28]
Диаграмма
11-16
с
где X см. диаграммы 2-1—2-6
V
—^
•
1
шшшшшт
bt/l
btlt
®
io-0,S
1,0
8 10 11
Колено квадратного сечения (ао/Ьо-
-1,0)
b0) см. график а.
Значения ?м (график а)
bjbo
0,5
1,0
1,4
2,0
U bo
0
9,0
2,9
2,0
1,3
0,5
10
3,0
2,2
1,5
1,0
7,6
2,9
2,2
1,6
1,5
6,7
2,8
2,1
1,6
2,0
6,5
2,6
1,9
1,6
4,0
6,2
2,2
1,7
1,4
6,0
6,2
2,2
1,6
1,3
8,0
6,1
2,2
1,5
1,2
15,0
5,9
2,2
1,5
1,1
543

Продолжение
Выход из прямого колена E = 90°)
при острой кромке поворота [11-28]
Диаграмма
11-16
Плоское колесо (яо/Ьо =
\
V
— -
.
4/4
©
1,0
ЫЬ,-2,0
2 4
8 10 12 14
см. график б
Значения ?м (график б)
0,5
1,0
1,4
2,0
Ixlbo
0
8,8
2,7
1,8
1,3
0,5
9,5
3,2
2,1
1,5
1,0
7,2
3,3
2,2
1,6
1,5
6,6
3,1
2,2
1,5
2,0
6,3
2,9
2,1
1,5
4,0
6,0
2,3
1,8
1,4
6,0
5,9
2,1
1,6
1,3
8,0
5,8
2,0
1,4
1,2
15,0
5,8
2,0
1,4
1,1
Хм
9
Колено прямоугольного сечения (ао/Ьо—4)
?f/bo) CM- график в
V
"—,
®
,'2,0
0 2 4 6 8 10 12
Значения
(график в)
0,5
1,0
1,4
2,0
0
9,9
3,2
2,0
1,3
0,5
8,5
3,3
2,2
1,4
1,0
7,6
3,5
2,3
1,4
1,5
7,1
3,4
2,2
1,3
2,0
6,8
3,0
2,0
1,2
4,0
6,2
2,1
1,7
1,2
6,0
5,9
2,1
1,6
1,2
8,0
5,7
2,1
1,6
1,1
15,0
5,6
2,0
1,5
1,1
544

Выход из плавного колена при 5 = 90° [11-38]
Диаграмма
11-17
А
Ь,/Ь0*2,0 [*	^
Колено с r/bo = 0,2:
=У| •— I см. график а
19
bjbo
С
0,5
4,92
1,0
2,80
2,0
1,3
\
\
\
\
ч
8,8 1,1 1,6
U
		*#
Колено при r/60 = var:
?>=f(r/b0) см. график б	О 0,2
Значения С (Ci и C-v
Л
¦— —
»т/», -
®
г,о
нам
V
Цб
0,5
2,0
0,1
5,20
1,40
0,2
4,92
1,30
0,3
4,64
1,23
rib
0,4
4,44
1,17
О
0,5
4,31
1,11
0,6
4,24
1,05
0,8
4,20
0,95
1,0
4,18
0,87
Колено при 5 = 90° (bJbo=2,0) с пятью
тонкими направляющими лопатками:
С, =f(r/b0) см. график. в
Характе-
Характеристика
8°
rlb0
0,2
70
154
0,59
0,5
72—74
99
0,49
1,0
72—74
90
0,44
18 Зак. 1584
0.5
ч
ч
®
— ¦—
о.г
г/ь0
545

Выход из отвода и составного колена при 5 = 90 [11-3, 11-37]
Диаграмма
11-18
Отвод
где CM=/(r/fe0, IJb0);
а. см. диаграммы 2-1—2-6
Значения ?м
r/bQ
0,0
0,2
0,5
2,0
0
2,95
2,15
1,80
1,46
1,19
0,5
3,13
2,15
1,54
1,19
1,10
1,0
3,23
2,08
1,43
1,11 ,
1,06
1.5
3,00
1,84
1,36
1,09
1,04
2,0
2,72
1,70
1,32
1,09
1,04
3,0
2,40
1,60
1,26
1,09
1,04
4,0
2,24
1,56
1,22
1,09
1,04
6,0
2,10
1,52
1,19
1,09
1,04
8,0
2,05
1,49
1,19
1,09
1,04
12,0
2,00
1,48
1,19
1,09
1,04
Составное колено
0,4
1,52
0,8
1,41
Хм
3,0
z,z
1,0
A
/
к
\
\
\
>
V
\
V
\
—
¦*=
—" !¦—
¦«МММ
¦——
¦¦MM*
a pi
-4-7-
«¦Mi
'Ibf
—¦ i—
wmmmm
тшяшт
mm—mm
10 I/iff
546

Приточные насадки (воздухораспределители)
[11-3, 11-9, 11-23]
Диаграмма
11-19
и 0<F1/Fo<l,0
Значения С,
.1
\
\
*==—d-
(а)
30
1
=х—
о.д ?л 16 г,о
zte
10
20
30
40
0,5
8,61
8,77
8,87
8,94
0,6
6,41
5,57
6,67
6,74
0,8
4,22
4,38
4,48
4,55
J
1,0
3,21
3,37
3,47
3,54
э
1,5
2,21
2,37
2,47
2,54
2,0
1,86
2,02
2,12
2,19
2,5
1,69
1,85
1,95
2,02
3,0
1,61
1,77
1,87
1,94
Насадок в виде тонкостенной
решетки на боковой стенке:
c=
?+? -ла
Значения
Лопатки
1. Профили-
Профилированные
2. Упрощен-
Упрощенные
a0
30
6,4
40
2,7
50
1,7
1,5
60
1,4
1,2
70
1,6
1,2
80
1,4
90
1,8
100
2,4
110
3,5
J
2
1
\
\
\
/
—«-^
f
©
30
SO
70
90
Насадок конструкции В. В. Ба-
Батурина
18*
547

Продолжение
Приточные насадки (воздухораспределители)
[11-3, 11-9, 11-23]
Диаграмма
11-19
Характеристика насадка и схема
Ар
Двухструйный, шестидиффузорный типа ВДШ
1,9.
Нестандартный перфорированный (прямоугольный или круглый)
2,4
Стандартизованный, перфорированный, круглого сечения:
1)	ВК-1 F рядов отверстий)
2)	ВК-2 A2 рядов отверстий)
А—А
Схема расропожетт
отберопий по длине
?-32 -номера Ывдухороспределителеи
1,7-3-2,0
отнесен к пло-
площади F0 = rc2)§/4,
где DQ—диаметр
присоединитель-
присоединительного патрубка)
548

Продолжение
Приточные насадки (воздухораспределители)
[11-3, 11-9, 11-23]
Диаграмма
11-19
Характеристика насадка и схема
f —*•
рн-5/2
Пристенный типа ВП
6,8
Статический (улиточный) центробежный: а—приточный;
б—приточно-вытяжной
Оптимальные характеристики
(логарифмическая спираль):
b/dQ= 1,05;
а/6 = 0,8 - 0,9;
abjdl = 0,85-0,90;
6,5
С тремя диффузорами
О,6й0
/
/1
1
L
1
1У7])О
1,1
549

Продолжение
Приточные насадки (воздухораспределители)
[11-3, 11-9, 11-23]
Диаграмма
11-19
Характеристика насадка и схема
Ар
Щелевой с параллельными на-
направляющими лопатками при
la
I
I
I.
*
It
1,5
Прямоугольный в виде решетки
с параллельными направля-
направляющими лопатками
1*40
7
1,8
Душирующий патрубок
0,75
С поворотным патрубком
типа ПП
1,1
Комбинированный приточно-
вытяжной плафон типа ВК
2,0
550

Продолжение
Приточные насадки (воздухораспределители)
[11-3, 11-9, 11-23]
Диаграмма
11-19
Характеристика насадка и схема
Ар
В виде потолочного плафона:
J0
bo/D о = 0,3
bo/Do = 0,
4,0
2,3
1,9
С универсальным тарельчатым плафоном типа ВУ:
а)	при поднятом диске;
б)	при опущенном диске	,	и0
3,0
1,9
В виде полусферы с отверстиями:
,3
Li
V J
1
%
J
*
[
\
11,0
1,0
В виде полусферы со щелями FOTJF0 = 1,
2,0
551

Продолжение
Приточные насадки (воздухораспределители)
[11-3, 11-9, 11-23]
Диаграмма
11-19
Характеристика насадка' и схема
ри^/2
С веерной решеткой типа РВ
(Р = 45°, р = 60°, р = 90°)
С приточной регулирующей решеткой типа РР
1+32
1,0
Тип решетки
А,
Б,
Г
2,2
В
3,3
В виде цилиндра с перфорированной поверхностью F01JF0=4,7
Ж
6Р0
2,6DO ^
Л
0,9
552

Шахты (вытяжные, прямые) круглого сечения; Re = n0D0/v> 104 [11-32]
Диаграмма
11-20
№ кри-
кривой
Шахта
Схема
Коэффициент сопротивления ? = -
С плоским
экраном
1
f
С рассеч-
рассечкой
С зонтом
С зонтом и
с рассечкой
¦
1
в
*
¦
1
Y
1
-Л
Шахта
1
2
3
4
5
Шахта
1
2
3
4
5
0,10
4,00
2,60
0,40
1,70
3,50
1,30
1,50
0,65
3,6
3,2
2,3
2,4
2,0
1,6
1,2
Значения
klD0
0,20
2,30
2,90
1,20
0,25
3,40
1,90
2,30
1,00
0,30
2,60
1,60
1,90
0,80
h/D0
0,50
1,40
2,00
1,15
1,30
0,60
0,60
1,20
1,50
1,10
1,20
0,60
0,80
1,10
1,20
1,00
1,10
0,60
0,8
О, к
L/ 1
ш \
L-Угг
\
\\
\
\
ммии
мнив
0,35
2,10
1,40
1,70
0,70
1,0
1,00
1,10
1,00
1,00
0,60
О 0,2 0,Ь 0,6 0,8 1,0 h/Да
553

Продо.гжепие
Шахты (вытяжные, прямые) круглого сечения; Re = w0D0/v> 104 [11-32]
Диаграмма
11-20
№кри-
вои
Шахта
Схема
Др
Коэффициент сопротивления ? =
pwg/2
С диффузо-
диффузором и с
зонтом
2Л
Шахты (вытяжные) прямоугольного сечения; боковые отверстия
с неподвижными жалюзийными решетками и без них [11-26]
Диаграмма
11-21
у
L
1
* э
и?/
Л
i
1
h/B=0,5: f=nobh,'FQ
554

Продолжение
Шахты (вытяжные) прямоугольного сечения; боковые отверстия
с неподвижными жалюзийными решетками и без них [11-26]
Диаграмма
11-21
Прямые шахты
Количество
отверстий
Схема расположения
отверстий
без
решеток
с решет-
решетками
Коэффициент сопротивления
без ре-
решеток
ос=ЗО°;
— = 0,029;
h
— = 0,058
а = 45°
Ъ\
-р=0,024;
п
г"
— = 0,07
Одно
Два
Три
Четыре
П
0,36
0,36
0,36
0,36
0,24
0,12
1,5
1,5
1,5
1,5
1,0
0,5
15,5
5,0
3,50
2,20
5,30
15,6
22,0
7,2
5,0
2,6
7,0
19,6
3,5
10,0
29,0
Одно
Два
г
г
0,36
0,36
0,36
0,36
1,5
1,5
1,5
1,5
14,0
17,6
5,2
7,0
18,6
26,0
6,6
9,3
555

Продо.гокение
Шахты (вытяжные) прямоугольного сечения; боковые отверстия
с неподвижными жалюзийными решетками и без них [11-26]
Диаграмма
11-21
Три
Четыре
и
0,36
0,36
0,36
0,24
0,12
1,5
1,5
1,5
1,0
0,5
4,0
7,0
4,0
6,6
16,0
4,6
9,0
4,2
8,0
20,0
5,0
10,7
29,5
Выход из прямой трубы через шайбу или плоскую решетку;
с острыми краями отверстий (// й?г = 0 -т- 0,015);
05 [11-16—11-18]
Диаграмма
11-22
см. график
\
\
ч
\
Участок А
Ц5 Ц6 Q7 0.8 0.9 f
Участил А
0,1 O.Z 0J ОЛ 0,5 0,6 0,7 0,3 0,9 /
556

Продолжение
Выход из прямой трубы через шайбу или плоскую решетку;
с острыми краями отверстий (//*/г = 0-7-0,015);
05 [11-16—11-18]
Диаграмма
11-22
7
7
0,05
1107
0,50
9,30
0,10
273
0,55
7,49
0,15
119
0,60
6,12
0,20
66
0,65
5,05
0,70
4,20
0,25
41,4
0,75
3,52
0,30
28,2
0,80
2,95
0,35
20,3
0,85
2,47
0,40
15,2
0,9
2,06
0,45
11,8
0,95
1,63
1,0
1,0
Выход из прямой трубы через шайбу или решетку
с различными формами краев отверстий; Re = wOTBJr/v>104
[11-16—11-18]
Диаграмма
11-23
Схема и график
Коэффициент сопротивления
г- Ар
T=FnJFQ; 4-
Края отверстий, утолщенные
-(
1,1
0,8
0,4
О	0,Ь 0,8 1,2 1,6
где X см. диаграммы 2-1—2-6;
\
N
штат
i/dT
1,35
1,0
0,24
0,2
1,22
1,2
0,16
0,4
1,10
1,6
0,07
0,6
0,84
2,0
0,02
0,8
0,42
2,4
557

Продолжение
Выход из прямой трубы через шайбу или решетку
с различными формами краев отверстий; Re = w0T1idr / v > 104
[11-16—11-18]
Диаграмма
11-23
где ?«
Края отверстий, срезанные по потоку
V
0,3
0,1
N
Ч
Ч,
l/dr
с
i/dr
О	0,0k 0,08 0,11 b/dr
0,01
0,46
0,06
0,29
0,02
0,42
0,08
0,23
0,03
0,38
0,12
0,16
0,04
0,35
0,16
0,13
w,,F0
ЩтВ
WqtJL
I fore
где O
Гот В
Края отверстий, закругленные по потоку
Г
0,4
0,2
\
\
ч
ч
¦ -
r/dT
0,50
r/dT
0,04 0,08 0,12 0,16 r/dr
0,06
0,19
0,01
0,44
0,02
0,37
0,03
0,31
0,04
0,26
0,05
0,22
0,08
0,15
0,12
0,09
0,16
0,06
0,20
0,03
558

Выход из трубы через шайбу или решетку с различными формами краев
отверстий в переходной и ламинарной областях
= vvOTB?>r/v<104-M05, ориентировочно) [11-16 — 11-18]
Диаграмма
11-24
1)	25<Re< 10-*-МО5:
2)	10 < Re < 25:
„ 33 1
3) Re<10:
где e0Re=/2(Re) и ^^ (Re, F0/Fx) см. диаграмму
4-19 (имея в виду, что f=ForB/F0 соответствует
отношению FQIFX)\ ^кв определяется, как ? при
Re>104-r-105, по диаграммам 11-22—11-23
Выход (боковой) из последнего отверстия трубопровода
круглого сечения (данные автора и [11-36])
Диаграмма
11-25
2.Д6а отЗерстия
РЩ/2
T=zF IF*
J x otb/ x О
Значения
w
20
m
в
6
/(
?
, i
\
V
\
4
/'
^^
4
2
J
Число отверстий
Одно (кривая /)
Два (кривая 2)
7
0,2
65,7
67,7
0,3
30,0
33,0
0,4
16,4
17,2
0,5
10,0
11,6
0,6
7,30
8,45
0,7
5,50
6,80
0,8
4,48
5,86
0,9
3,67
5,00
1,0
3,16
4,38
1,2
2,44
3,47
1,4
2,90
1,6
2,52
1,8
2,25
559

Продолжение
Выход (боковой) из последнего отверстия трубопровода
круглого сечения (данные автора и [11-36])
Диаграмма
11-25
1 1
к-
\
у
ш
5
Ч
-L
/
из
'Ч
б/Во=о,бгщтд
JL
т
*-*
На
гоо
то
т
чо
го
ю
8
б
г
г
0,1 0,3 0,5 0,7 0,9 1,1 U 1,5 f
Значения ?
0,13
0,26
0,38
0,48
0,62
0,70
/
0,1
253
248
244
240
228
220
0,2
63,3
62,0
61,0
60,0
57,0
55,0
0,3
28,1
27,7
27,1
26,6
25,6
24,8
0,4
15,9
15,7
15,5
15,3
14,6
14,3
0,5
10,2
10,1
9,90
9,60
9,30
0,6
7,22
7,12
7,00
6,80
6,60
0,7
5,43
5,36
5,26
5,15
5,05
0,8
4,25
4,17
4,07
4,00
0,9
3,56
3,46
3,36
3,31
1,0
3,00
2,93
2,85
2,80
1,1
2^93
2,48
2,44
1,2
2,56
2,22
2,18
1,3
2,29
2,01
1,92
1,4
1,86
1,82
1,5
1,73
1,69
1,6
1,56
1,7
1,52
Выход из прямого канала через неподвижную
жалюзийную решетку [11-39, 11-40]
Диаграмма
11-26
№ 1. Кромки перьев
срезаны вертикально
№ 2. Кромки перьев
срезаны горизонтально
2) llb\<{llb\)om:
560

Продолжение
Выход из прямого канала через неподвижную
жалюзийную решетку [11-39, 11 -40 ]
Диаграмма
11-26
60
40
20
Ю
б
6
\
—
*
\
ч
где ?=1,0 для № 1; ? = 0,6 для № 2; Д?«
«0,5 [0,5 [11A-/)-//^]]; U = W/6'b X см.
диаграммы 2-1—2-6.
При l/b\=(l/b\)oaT; T=FOTJFp = ForJF0 и Х =
= 0,064 (при Re = w0A'1/v=103), значения С =/G)
см. график
0.7 V	0,5 0.7 0.9 f
7
С
/
0,1
247
0,6
4,60
0,2
55,0
0,7
3,00
0,3
23,8
0,8
2,06
0,4
12,3
, 0,9
1,43
0,5
7,00
1,0
1,00
Выходные участки при различных условиях
Диаграмма
11-27
Условия выхода
Схема
Коэффициент сопротивления
1з прямой трубы (канала) с
сеткой на выходе
где ?с определяется, как
С, сетки, по диаграмме
8-6 (приближенно)
Из тумбочки с сеткой
/=%=0,8
\ =s 1,1 (ориентировочно)
Через штампованную стан-
стандартную жалюзийную решетку
при J=Forb/Fp^i0yS с поворот-
поворотными перьями при их полном
открытии
4
н
iSd
bo
w
H
но)
-f-3,5 (ориентировоч-
(ориентировоч561

Продолжение
Выходные участки при различных условиях
Диаграмма
11-27
Условия выхода
Через штампованные или ли-
литые фигурные решетки
Через плавно сужающийся на-
насадок (сопло)
Схема
Схему см. диаграмму 3-21
or
Коэффициент сопротивления
С =/(/) см- Диаграмму
11-22 (приближенно)
Струя свободная осесимметричная [11-1]
Диаграмма
11-28
г_ 4р __х ¦
ри'5/2
1. Начальный участок
+0,000002Г*; e=2E/mowl = 1 -0,036s-
- 0,0008 s2 + О,ОООО613+0,0000021*;
гя = A -0,125jJ+0,54?A -0,144s) Kt -0,27Ж2;
где К у и К2 см. табл. 11-3 или формулы A1-6);
2. Основной участок (J> 12):
4 = Q!Qo = 0,l55s; e-7J5/s; ex = 92HJs, где #t см. табл. 11-3 или формулу A1-7а);
wmswm/w0«12,4/J; Fs —@,22sJ; q—относительный расход через данное сечение струи;
ё—относительный запас энергии в данном сечении струи; Fs — относительная площадь
данного сечения струи
Пара-
Параметры
q
ё
ёя
Fs
0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
2
1,15
0,93
0,87
1,0
1,66
4
1,32
0,86
0,76
1,0
2,48
d
1,49
0,77
0,66
1,0
3,48
9
1,76
0,67
0,53
1,0
5,27
10
1,85
0,60
0,50
1,0
6,25
s=s/R0
11
1,90
0,58
0,46
1,0
6,5
12
2,0
0,55
0,43
1,0
7,0
12,5
1,94
0,53
0,41
0,99
7,50
15
2,33
0,52
0,34
0,83
10,9
20
3,10
0,39
0,25
0,62
19,4
25
3,88
0,31
0,18
0,50
30,3
30
4,65
0,26
0,13
0,41
43,6
40
6,20
0,19
0,07
0,31
77,5
50
7,75
0,16
0,05
0,25
121
*1 См. сноску к п. 32, параграф 11-1 (с. 508).
562

Продолжение
Струя свободная осесимметричная [11-1]
Диаграмма
11-28
too
90
80
70
60
50
40
30
Z0
10
0
1
-8,0
-и
-5,6
-V
-4,0
-2,1
¦2Л
¦1,6
-0,8
¦ 0
V
\
\
Л
\
i
V
\
\
\
I
Ч-
/
\
N
N
й
ч
<
у
А
/
1
*¦ N11
- -
1,0
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
М
0,3
0,2.
0,1
О 4 8 11 16 20 24 18 31 36 40 44 48 S
Струя свободная плоскопараллельная A1-1]
Диаграмма
11-29
Ар	-
pwg/2
1. Начальный участок E<9)*х:
9 Q/eo	j{o)= 1-0,0195;
^=1-0,275@,416-^),
где К^ см. табл. 11-3 или формулу A1-6а).
2. Основной участок A> 12)
= 3,S/s; FS = FJFO = 0,22s;
где Н2 см. табл. 11-3 или формулу A1-76); обозначения см. диаграмму 11-28.
*х См. сноску к п. 32, параграф 11-1 (с. 508)
563

Струя свободная плоскопараллельная [11-1]
Диаграмма
11-29
Пара-
Параметры
Я
е
ёя
F.
0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
2
1,07
0,96
0,95
1,0
1,32
4
1,14
0,92
0.89
1,0
1,63
6
1,22
0,89
0,84
1,0
1,95
9
1,32
0,83
0,77
1,0
2,42
10
1,35
0,81
0,75
0,99
2,50
11
1,38
0,80
0,73
0,98
2,60
5=s/60
12
1,40
0,78
0,71
0,96
2,70
12,5
1,42
0,76
0,71
0,95
2,90
15
1,45
0,73
0,65
0,92
3,30
20
1,68
0,67
0,55
0,85
4,40
25
1,88
0,60
0,47
0,76
5,50
30
2,05
0,55
0,40
0,69
6,60
40
2,372
0,48
0,33
0,60
8,80
50
2,65
0,43
0,26
0,54
11,0
10
9
8
7
6
5
3
г
1
0
-5,0
-V
-3,5
-3,0
-2,5
•2,0
-1,5
¦1,0
• 0,5
- 0
1,0
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,1
0,1
\
*—
•
*****
>
"ё
1
\
ч
у
Ч/
/ '
**—"
^>
—>—'
/
—*
/
^—¦
-"—*
0 4 В 11 16 20 2Ь 28 32 36 WWW s

РАЗДЕЛ ДВЕНАДЦАТЫЙ
СОПРОТИВЛЕНИЕ ПРИ ТЕЧЕНИИ ЧЕРЕЗ РАЗЛИЧНЫЕ
АППАРАТЫ (КОЭФФИЦИЕНТЫ СОПРОТИВЛЕНИЯ
АППАРАТОВ И ДРУГИХ УСТРОЙСТВ)
12-1. ПОЯСНЕНИЯ
И ПРАКТИЧЕСКИЕ
РЕКОМЕНДАЦИИ
Газовоздухоочистные аппараты
1.	Газовоздухоочистные аппараты можно
разделить на несколько групп в соответствии
с принципами, на которых основаны процессы
очистки газа (воздуха) от взвешенных в нем
частиц. Рассмотрим сопротивление ицерцион-
ных жалюзийных пылеотделителей, циклонов
—одиночных, групповых и батарейных, мок-
мокрых газоочистных аппаратов, фильтров—по-
фильтров—пористых и тканевых, электрофильтров.
2.	В инерционных жалюзийных пылеотде-
лителях пыль отделяется от газа (воздуха)
вследствие того, что поток, разбиваемый
лопастями жалюзийной решетки на мелкие
струйки, резко поворачивается вокруг этих
лопастей (рис. 12-1). При этом возникают
центробежные силы, под действием которых
частицы пыли выделяются из потока. Этому
способствуют удар и отражение частиц от
поверхности лопастей решетки.
Степень очистки газа (воздуха) зависит от
скорости движения потока в момент подхода
к лопастям решетки, от размеров частиц
пыли, их плотности, вязкости и плотности
газов, радиуса кривизны траектории, описы-
описываемой струйкой, проходящей через решетку,
а также от конструкции пылеотделителя.
8 аи*лог
золой, газы
газы
Путь газо5 а
частиц пыла
Н дымососу
Рис. 12-1. Схема работы жалюзийного пыле-
пылеуловителя
3. Процесс отделения взвешенных частиц из
потока в возвратно-противоточных циклонах
основан на использовании сил инерции, возни-
возникающих при движении потока в корпусе
циклона по спирали—в направлении от тан-
тангенциального входа к пылепропускному от-
отверстию в днище корпуса (рис. 12-2). По мере
течения по нисходящей (внешней) спирали
часть потока с уменьшающейся скоростью
направляется к выходной трубе, а взвешенные
в нем частицы отбрасываются к стенке корпуса
и вместе с остальной частью потока продолжа-
продолжают двигаться к пылепропускному отверстию.
Некоторая часть потока, вращающегося по
внешней спирали, проходит через пылепро-
пускное отверстие корпуса в бункер, вынося
с собой взвешенные частицы. В бункере
Рис. 12-2. Схема течения в корпусе циклона
с раскручивающей улиткой на выходе
565

скорость потока постепенно теряется, вследст-
вследствие чего выпадают взвешенные в нем частицы.
Очищенный поток из бункера входит обрат-
обратно в корпус циклона через то же пылепропуск-
ное отверстие, но по восходящей (внутренней)
спирали. Движение потока по этой спирали
продолжается. до входа в выходную трубу
и в самой трубе. При этом по пути очищен-
очищенный поток присоединяет к себе часть потока,
отделяющегося от нисходящей спирали.
4.	Степень очистки потока в циклонах
зависит от конструкции и размеров циклонных
аппаратов, скорости запыленного потока, фи-
физических свойств пыли и размеров ее частиц,
физических свойств перемещающейся среды,
концентрации пыли и от других факторов. Как
правило, эффективное улавливание циклонами
достигается при размерах частиц более 5 мкм.
5.	Пропускная способность (производитель-
(производительность) циклона является прямой функцией
его гидравлического сопротивления. Чем ме-
меньше коэффициент сопротивления циклона,
тем больше его пропускная способность.
Теоретически коэффициент сопротивления ци-
циклона может быть оценен по методу
Л. С. Клячко [12-47] или Е. М. Минского [12-
62].
Приведенные в справочнике значения коэф-
коэффициентов сопротивления циклонов различ-
различных типов получены экспериментально.
Для сравнения работы циклонов наиболее
характерным является скорость потока в их
корпусе, а для расчета целесообразнее опери-
оперировать скоростью на входе. Поэтому даются
два коэффициента сопротивления циклонов:
приведенные к средней скорости на входе
Kos2Ap/(ptt>o)] и к средней скорости по
поперечному сечению корпуса Ki=2A/?/(pwf)].
6.	При работе циклона в сети, когда
движущаяся среда из циклона выходит в га-
газовый тракт через сравнительно длинный
прямой участок (l/d> 10) диаметром d, рав-
равным диаметру выходного патрубка, к потерям
полного давления непосредственно в циклоне
прибавляются потери, связанные с раскручи-
раскручиванием и выравниванием потока за циклоном.
При этом повышаются также потери на
трение, поскольку при вращательном движе-
движении увеличивается градиент скорости в при-
пристенной области. Все потери являются неотъ-
неотъемлемой частью «местных» потерь в циклоне.
7.	При работе циклона на выход непос-
непосредственно в большой объем или окружаю-
окружающую среду потерянной для данного циклона
является и вся кинетическая энергия вращаю-
вращающейся среды, выходящей из циклона в боль-
большой объем. Эта энергия больше энергии,
теряемой в прямом выходном участке при
раскручивании струи, примерно на величину
кинетической энергии, взятой по средней ско-
скорости и>вых в сечении выходного патрубка.
Поэтому, если для первого случая (циклон
в сети)
то для второго случая (полные потери)
и соответственно
где ?1с = 2Арс1 (ри;?) — коэффициент сопротив-
сопротивления одиночного циклона, работающего в се-
сети; ?1п s 2Apn/(pwf)—коэффициент полного
сопротивления одиночного циклона с выхо-
выходом потока в большой объем.
8.	Коэффициент сопротивления циклона ?х
зависит от числа Рейнольдса Re^Wji^/v, но
в отличие от обычного коэффициента трения
он возрастает с увеличением Re в определен-
определенных пределах и, наоборот, снижается с умень-
уменьшением этого числа. Это означает, что он
также возрастает с увеличением скорости
потока в циклоне wt при постоянных Dx
и v или диаметра циклона при постоянных и^
и v. Такое изменение ?i объясняется влиянием
сопротивления трения в циклоне на интенсив-
интенсивность вращения потока [12-30, 12-32]. Чем
меньше Re, тем больше коэффициент трения
X и, следовательно, тем большее тормозящее
действие оказывают стенки циклона на поток
при его вращении. Так как основные потери
в циклоне связаны с вращательным движени-
движением среды, то уменьшение интенсивности вра-
вращения приводит к снижению коэффициента
полного сопротивления циклона.
9.	На ? влияет и относительная шероховатость
стенок циклона, а также относительная величина
местных выступов (места сварки, швы и т. п.).
При постоянной абсолютной шероховатос-
шероховатости стенок циклона коэффициент сопротивле-
сопротивления ?i с увеличением диаметра циклона
возрастает еще более резко, так как при
этом снижается относительная шероховатость,
а следовательно, уменьшается коэффициент
трения и его тормозящее действие.
Для циклонов типа ЦН коэффициент ?i
возрастает с увеличением диаметра циклона
практически до /I = 500мм, после чего его
можно считать постоянным*1.
10.	Повышение концентрации взвешенных
в потоке частиц снижает сопротивление цик-
*i Некоторые опыты показывают, что для
циклонов других типов, например для цикло-
циклонов типа СДК, коэффициент сопротивления
с увеличением ?>х неуклонно растет.
Технические характеристики типоразмерно-
го ряда циклонов ЦН-15, а также циклонов
других типов, не описанных в настоящем
справочнике, приводятся в каталоге [12-15].
566

лона. Это обстоятельство объясняется рядом
факторов: уменьшением турбулентности пото-
потока при наличии в нем взвешенных частиц;
уменьшением части энергии, идущей на транс-
транспортирование твердых (или жидких) частиц,
и уменьшением доли энергии, идущей на
закручивание движущейся среды; эффектом
дополнительного торможения вращательного
движения среды осаждающимися на стенки
циклона твердыми (или жидкими) частицами
[12-30, 12-32]. Чем больше в известных
пределах концентрация взвешенных в потоке
частиц, тем значительнее снижается сопротив-
сопротивление циклона*1.
11.	Сопротивление циклона существенно
снижается при уменьшении закручивания по-
потока в выходном патрубке. Последнее дости-
достигается установкой специального раскручива-
теля (см. схему а диаграммы 12-2) перед
выходным патрубком или кольцевого диффу-
диффузора на выходе из патрубка. Кольцевой
диффузор эффективен как при работе циклона
с выходом потока в большой объем (см.
схему б диаграммы 12-2), так и при работе
в сети (см. схему в диаграммы 12-2). При-
Применять вместе раскручиватель и кольцевой
диффузор нецелесообразно.
12.	Небольшое снижение сопротивления ци-
циклона дает также и раскручивающая улитка
(см. рис. 12-2 и схему г диаграммы 12-2),
которая позволяет осуществить одновременно
и изменение направления потока на 90°.
Для изменения направления потока можно
также использовать и обычный отвод (см.
схемы в и д диаграммы 12-2). При установке
отвода с углом поворота 90° и RQ/d—1,5
в непосредственной близости от циклона
сопротивление последнего не повышается. То-
Только при расположении отвода далеко за
циклоном (на расстоянии l/d> 12) следует
учитывать его дополнительное сопротивление
[12-38].
13.	Производительность циклона тем выше,
чем больше его диаметр, но с увеличением
диаметра снижается степень очистки. Поэтому
для большого количества очищаемого потока
вместо одиночных циклонов больших разме-
размеров целесообразнее применять группу цикло-
циклонов меньших диаметров или батарейные цик-
циклоны, которые отличаются от групповых не
только значительно меньшими размерами эле-
элементов, но и конструкцией. В частности, для
обеспечения вращательного движения потока
в элементах батарейного циклона устанавли-
устанавливают специальные направляющие аппараты
(розетки с лопастями под углом 25—30°
^ Выпадающие<^
частицы пыли
а)	6)
*1 Пока затраты энергии на транспортиро-
транспортирование взвешенных частиц не станут превы-
превышать указанное сопротивление.
Рис. 12-3. Элементы батарейного циклона:
п—с винтообразной лопастью; б—с розеткой
к оси циклона или винтообразные лопасти,
рис. 12-3).
14.	Общее гидравлическое сопротивление
группового, а также батарейного циклона
включает в себя сопротивление не только
собственно циклонных элементов, но и подво-
подводящих и отводящих участков (от сечения 0—0 до
сечения 2—2, см. схемы диаграмм 12-5 и 12-6).
Кроме того, общее сопротивление учитывает
и влияние условий входа в циклонные элементы.
Коэффициенты сопротивления ?1гр группо-
группового циклона вычисляют по формулам, при-
приведенным на диаграмме 12-5, а батарейного
циклона ?1б—по формулам, приведенным на
диаграмме 12-6.
15.	Во многих случаях целесообразно при-
применять прямоточные циклоны, которые име-
имеют небольшие габариты при относительно
низких коэффициентах сопротивления.
Некоторые типы таких циклонов обеспечи-
обеспечивают и достаточно высокие коэффициенты
очистки (см. диаграмму 12-7). Эффективность
очистки значительно зависит от степени отсо-
отсоса q~q/Q пылегазовой смеси из бункера
циклона (где q—количество отсасываемой
пылегазовой смеси, м3/с).
,16. На диаграмме 12-7 приведены также
оптимальные скорости потока в сечении кор-
корпуса прямоточного циклона, при которых
567

достигается практически максимальная эффек-
эффективность очистки без дальнейшего увеличения
этой скорости, а следовательно, увеличения
его сопротивления. Наиболее низкий коэффи-
коэффициент сопротивления (?=1,5—1,7) обеспечи-
обеспечивает циклон, разработанный С. Е. Бутаковым
и Г. М. Барахтенко [12-9].
17.	Прямоточные циклоны хорошо компо-
компонуются в группы (батареи), особенно циклоны
с лопастными закручивателями.
Коэффициент сопротивления батареи пря-
прямоточных циклонов остается почти таким
же, как и для одиночного циклона.
18.	Для повышения степени очистки газа
(воздуха) от взвешенных частиц часто при-
применяют мокрые газоочистные аппараты. Улу-
Улучшение улавливания в мокрых аппаратах
достигается орошением газового потока жид-
жидкостью, разбрызгиваемой форсунками (соп-
(соплами), или водяной пленкой, создаваемой на
поверхности газоочистного аппарата.
На диаграммах 12-8—12-12 приведены зна-
значения коэффициентов сопротивления ? или
абсолютные значения сопротивления А/? от-
отдельных типов мокрых газоочистных аппаратов.
19.	К мокрым газоочистным аппаратам,
обеспечивающим высокий коэффициент очист-
очистки, относится и турбулентный промыватель
(скруббер Вентури), состоящий из двух основ-
основных частей: трубы-распылителя lf (рис. 12-4),
выполняемой в виде трубы Вентури, и кагше-
уловителя 2. У этого аппарата достигается
большая скорость потока в горловине F0—
150 м/с).
Жидкость, вводимая в трубу Вентури стру-
струями или каплями, благодаря большой скорос-
скорости газового потока в горловине дробится на
мельчайшие капли с большой суммарной
площадью поверхности (большим числом час-
частиц в единице объема). Большая скорость,
кроме того, повышает турбулентность потока.
Эти факторы увеличивают вероятность со-
Вода
Газ
Рис. 12-4. Труба-распылитель (скруббер Вен-
Вентури):
1—труба Вентури (распылитель); 2—каплеулови-
тель
ударения жидких и твердых частиц в запы-
запыленном газе. Следовательно, процесс очистки
в таком аппарате можно рассматривать в ос-
основном как коагуляционный процесс. Скоа-
гулированные частицы в дальнейшем улавли-
улавливаются второй частью турбулентного промы-
вателя — каплеуловителем.
20. Коэффициент сопротивления трубы Вен-
Вентури [12-64, 12-76, 12-83, 12-84, 12-88]
где ?г = 2Д/?Г / (ргwjf) — коэффициент сопротив-
сопротивления трубы Вентури без жидкостного орошения;
?ж = 2&pJ{prw*) — коэффициент сопротивления
трубы Вентури, учитывающий влияние орошения
потока жидкостью; wr—средняя скорость рабо-
рабочего газа в горловине трубы-распылителя, м/с;
Рг» Рж—плотность соответственно рабочего газа
в горловине трубы-распылителя и орошающей
жидкости, кг/м3; тх — удельный расход ороша-
орошающей жидкости (степень орошения), м3/м3.
21. Коэффициент сопротивления «сухой»
трубы Вентури (без орошения) может быть
вычислен по приближенной формуле Ф. Е. Ду-
бинской [12-22, 12-23], полученной на основе
обработки экспериментальных данных:
-3 • 10~3vt;r@,064-0,028/0/Dr), A2-1)
где Dr—гидравлический диаметр горловины
трубы Вентури, м; /0—длина горловины, м;
коэффициент 3 • 10 " 3—размерный (с/м).
Формула A2-1) применима для труб Венту-
Вентури как круглого, так и прямоугольного (ще-
(щелевого) сечения при шероховатости внутрен-
внутренней поверхности не более Ra = 3,2 мкм и верна
при и>г<150м/с и 0,15^/o/.Dr<10.
22. Коэффициент сопротивления трубы Вен-
Вентури, учитывающий орошение может быть
вычислен по следующим эмпирическим фор-
формулам [12-22, 12-23]:
при и>г<60 м/с
A2-2)
при и>>60 м/с
где
,-1 -0,98 (/О/Дг)
0'026;
A2-3)
A2-4)
A2-5)
Формулы A2-2) — A2-5) получены для слу-
случаев подачи жидкости для орошения форсун-
форсункой или наконечником в конфузорную часть
трубы Вентури круглого или прямоугольного
(щелевого) сечения при 0,15</0/J9r<12.
23. Часто по конструктивным и практичес-
практическим соображенияхМ применяют батарейные
турбулентные промыватели, набранные из
568

нескольких десятков мелких труб Вентури.
Для вычисления коэффициента сопротивления
?ж батареи труб Вентури круглого сечения
(диаметром ?г%90~ 100 мм, ак«60-г65°, а»
^7°, /o/Dr = 0,15) с орошением, подаваемым
в конфузор каждой трубы Вентури с помощью
механических форсунок различного типа,
Ф. Е. Дубинской [12-22, 12-23] рекомендуется
следующая эмпирическая формула:
24.	Гидравлическое сопротивление капле-
уловителя определяется в зависимости от
выбранного типа этого аппарата.
25.	В мокром пылеуловителе с провальными
решетками (см. схему диаграммы 12-10) при
взаимодействии газа с жидкостью возникают
различные гидродинамические режимы: а) смо-
смоченной решетки; б) барботажный; в) пенный;
г) волновой.
Обычно пылеуловитель работает в пенном
режиме.
26.	Сопротивление провальной решетки
со слоем пены определяется по формуле,
предложенной А. Ю. Вальдбергом [12-66, 12-
76, 12-88]:
где
J=Forn/Fp—коэффициент живого сечения ре-
решетки; и>г—скорость газового потока в сво-
свободном сечении аппарата, м/с; L и G—массо-
G—массовый расход соответственно жидкости и газа
через единицу поверхности решетки, кг/(м2 • с);
Ара—гидравлическое сопротивление, вызван-
вызванное силами поверхностного натяжения, Па.
Для щелевых решеток
Для дырчатых решеток (по формуле, пред-
предложенной Д. С. Артамоновым)
где а—поверхностное натяжение на границе
раздела фаз газ—жидкость, Н/м; don—диа-
don—диаметр отверстия решетки, м; Ьщ—ширина щели
решетки, м*1.
27. Для очистки воздуха, подаваемого в по-
помещение, от относительно крупных частиц
(более 10 мкм) применяют масляные фильтры.
Воздух в них очищается главным образом
в результате инерционной сепарации частиц
пыли на поверхности пористого слоя и свя-
связывания частиц масляными пленками, со-
создаваемыми на этих поверхностях.
*1 Технические сведения о других конкрет-
конкретных типах аппаратов мокрой очистки газов
приведены в каталоге [12-15].
Гидравлическое сопротивление ячейковых
унифицированных фильтров типа Фя приведе-
приведено на диаграмме 12-13 (ФяР — конструкции
Е. В. Рекка, заполнение гофрированной сталь-
стальной сеткой; ФяП—обработанный пенополиу-
пенополиуретаном; ФяУ — фильтрующим материалом
ФСВУ—упругим стекловолокном [12-70,
12-77].
28.	В рукавных фильтрах газ очищается
в результате фильтрации через ткань, задер-
задерживающую пыль.
Основные потери давления в рукавных
фильтрах происходят в тканевых рукавах;
поэтому сопротивление таких фильтров, как
правило, может быть оценено на основа-
основании данных по сопротивлению различных
тканей.
На диаграммах 12-14—12-17 приведены ха-
характеристики и сопротивление фильтров раз-
различных типов (ФВК, ФРУ, ФРП, ЛАИК,
АФА).
Более полные сведения о рукавных и других
фильтрах см. каталог [12-15], а также спра-
справочник [12-76].
29.	К фильтрам тонкой очистки вентиля-
вентиляционного воздуха относятся фильтры, обеспе-
обеспечивающие очистку приточного и вытяжного
воздуха, а также воздуха систем кондициони-
кондиционирования и рециркуляции [12-68].
Наиболее распространенной конструкцией
вентиляционных фильтров (см. диаграмму
12-16) является конструкция рамочного фильт-
фильтра ЛАИК, разработанного лабораторией
аэрозолей ФХИ им. Л. Я. Карпова.
Сопротивление фильтра ЛАИК в пределах
скоростей фильтрации и>=0,01 -г- 0,1 м/с при-
примерно в 2 раза больше сопротивления фильт-
фильтрующего материала ФП (фильтрующий ма-
материал И. В. Петрянова), которым снаряжен
этот фильтр.
30.	В пределах скоростей фильтрации до
iv =10 -г- 20 м/с для материалов ФП сохраняет-
сохраняется пропорциональность сопротивления Ар
(Па) скорости w (м/с):
где Ар0—стандартное сопротивление, т. е.
сопротивление в Па, при скорости и>=1 м/с.
Сопротивление фильтрующих материалов
может быть определено по формуле Фукса—
Стечкиной (в Па):
где тх—плотность волокон; рп—плотность
полимера волокон материала; р—плотность
упаковки (доля объема слоя, занятого волок-
волокнами); а — радиус волокон; s—коэффициент,
равный 0,75 для параллельных волокон; 0,4
для системы изотропно распределенных во-
волокон, подобных материалам ФП.
569

Формула справедлива только в том случае,
когда радиус волокон фильтра намного
больше средней свободной длины пробега
молекул газа.
31.	Материалы ФП применяются также
в аналитических аэрозольных фильтрах АФА,
предназначенных для контроля и анализа
загрязненности воздуха аэрозольными приме-
примесями. Такие фильтры отличаются высокой
задерживающей способностью, которая дает
возможность улавливать практически все на-
находящиеся в воздухе частицы независимо от
их размера.
32.	Для улавливания пыли применяются
также слоевые фильтры из сыпучего или
кускового материала (песок, гравий, шлак,
кольца Рашига и др.), фильтры из набора
металлических сеток или из специально при-
приготовленных пористых материалов, бумажные
фильтры и т. д.
Гидравлическое сопротивление таких фильт-
фильтров может быть определено по тем же
данным, что и для насадок и сеток (см.
восьмой раздел).
33.	В промышленных электрофильтрах поч-
почти всех типов потери давления в основном
складываются из потерь входа в рабочую
камеру (электрополя); потерь выхода из рабо-
рабочей камеры (последнего электрополя); потерь
при прохождении через межэлектродное про-
пространство (в случае пластинчатого электро-
электрофильтра—между осадительными пластинами,
а в случае трубчатого электрофильтра—по
осадительным трубам).
Общий коэффициент сопротивления уста-
установки электрофильтра
где цвх — коэффициент сопротивления входного
участка аппарата; ^вых — коэффициент сопроти-
сопротивления выходного участка; ?к — коэффициент
сопротивления рабочей камеры (электрополей)
аппарата с осадительными элементами. Все
коэффициенты приведены к скорости w0.
34. В электрофильтрах так же, как почти
во всех технологических аппаратах, поток из
подводящего газохода входит в рабочую
камеру с внезапным расширением*1 (см.
схемы диаграммы 12-19), поэтому коэффи-
коэффициент сопротивления входа в случае отсутст-
отсутствия газораспределительных устройств
1 4
где ni—F}C/FQ—степень расширения аппарата
(отношение площади рабочей камеры к вход-
входному отверстию); NQ = l/F0 j (w/w0K^— ко-
коэффициент кинетической энергии, характери-
характеризующий распределение скоростей на входе
в аппарат.
Значения этого коэффициента, а также коэф-
коэффициента количества движения MQ = 1 /FQ J (w/
F
w0J dF (грубо ориентировочно) для различных
случаев подвода потока к аппарату приведены
в табл. 12-1 — 12-7.
s 2Ар/ pwl=
** В тех случаях, когда поток подводится
через диффузор (горизонтальные электро-
электрофильтры), можно также считать, что имеет
место внезапное расширение, так как угол
расширения диффузора, как правило, больше
60—90°.
12-1. Колено 5=45°; г/60=0
|М
Коэффициент
м0
. No
x/b'o
0—1,2
1,12
1,36
3,25
1,08
1,25
>5,0
1,02
1,06
12-2. Колено 5 = 90°; r/Z>0 = 0;
I1
Ьо
* F
X
\
tt
—^»
Коэффициент
м0
х/Ь'о
1,2
1,80
3,50
3,0
1,50
2,80
6,0
1,10
1,30
10
1,02
1,06
570

12-3. Колено 5 = 90";
b'0/b0=\
\Wo.Fc
I
Ьл
x
M
m
Коэффициент
Mo
x/b0
0—0,5
1,40
2,30
1,5
1,25
1,75
3,0
1,12
1,36
6,0
1,06
1,18
8,0
1,02
1,06
I
/ F
X
/r
12-4. Колено 6 = 90° с расширением
и
• Коэффициент
м0
1,3); r/bo =
0,18
xlb'o
0—0,5
1,70
3,20
1,5
1,40
2,30
3,0
1,25
1,75
6,0
1,10
1,30
10
1,02
1,06
.WOffoi к к
12-5. Отвод 5=90°; r/bo=0,5; RQ/bc
Коэффициент
, = 1,5
•
х/Ь0
0—0,5
1,25
1,80
1,0
1,13
1,40
2,0
1,07
1,21
3,0
1,03
1,10
4,0
1,02
1,06
12-6* Диффузор круглого или прямоугольного сечения с расширением в двух плоскостях
t
"^Of **Q Г^ 1' Wq$ *q
f
Коэффи-
Коэффициенты
м0
м0
No
3,0
4,0
6,0
10
a=6°
1,15
1,45
1,50
2,50
1,20
1,60
oc =
1,85
3,50
1,40
2,20
15°
2,30
4,80
1,25
1,75
1,80
3,40
3,0
4,0
6,0
10
o=10°
1,20
1,60
1,30
1,90
1,90
3,70
1,40
2,20
a = 30°
2,00
4,00
2,50
5,30
3,10
7,20
2,55
5,70
571

Продолжение
г
Коэффи-
Коэффициенты
Мо
м0
No
3,0
4,0
6,0
10
а=45°
2,50
6,00
2,90
6,90
3,90
9,70
4,5
11,5
а = 90°
2,80
6,90
3,75
9,00
5,20
13,5
7,0
19,0
3,0
4,0
6,0
10
а = 60°
2,70
5,80
3,30
8,00
4,50
11,5
5,90
15,7
а=180°
4,00
10,0
5,10
13,0
7,30
20,0
9,00
25,0
Коэф-
фици-
фициенты
м0
12-7. Диффузор
ni = F0IF0
1,21
1,40
1,60
а
2
1,0
1,0
4
1,07
1,28
6
1,11
1,33
t
<*/2W
1
1,86
О
8
1,15
1,45
t
2,07
10
1,20
1,60
2,28
12
1,27
1,86
•
Коэф-
фици-
фициенты
м0
No
м0
No
м0
No
MQ
No
плоский
"t=F'o/Fo
3,0
4,0
6,0
10
a = 6°
1,10
1,30
1,40
2,20
1,15
1,45
a=
1,50
2,50
1,35
2,05
15°
1,70
3,10
1,15
1,45
1,40
2,20
a=45°
2,00
4,00
2,25
5,10
2,60
5,80
a=
3,20
7,80
2,30
4,90
90°
4,80
13,5
2,00
4,00
6,60
17,0
3,0
1,12
1,36
4,0
a =
1,20
1,60
6,0
10°
1,60
2,80
10
1,30
1,90
a = 30°
1,80
3,40
2,50
5,40
2,20
4,60
1,80
3,40
a=60°
2,10
4,30
3,00
7,00
2,90
7,00
a=
4,50
11,5
3,70
9,00
180°
7,00
19,0
3,50
8,50
8,00
22,0
35. Коэффициент сопротивления выхода из
аппарата (электрофильтра) через конфузор	^вы*:
или выхода с внезапным сужением (см. схемы
диаграммы 12-19) может быть определен на	где ?' — коэффициент смягчения входа, опре-
основании формулы C-1):	деляемый, как ? входного участка, по диаг-
572

раммам 3-1, 3-2, 3-4 и 3-7; FBbtx— площадь
узкого сечения выходного участка, м2.
36. Коэффициент сопротивления рабочей
камеры в виде трубчатого электрофильтра
pwg/2
¦этр'
где ?'„ = 0,5A -FJFK){F0/F3J—коэффициент
сопротивления входа в осадительные трубы;
С/вых = A ^"Рэ/^хJ(ро1рэУ—коэффициент сопро-
сопротивления выхода из осадительных труб;
?тр = Х1ЭIД, (Fo IF3 J — коэффициент сопротивле-
сопротивления трения осадительных труб; F3—суммар-
F3—суммарная площадь сечения осадительных труб; Ьэ
и /э—их диаметр и длина.
37. Коэффициент сопротивления пластинча-
пластинчатого электрофильтра может быть определен
по формуле автора:
где ?эл—коэффициент сопротивления межэлек-
межэлектродного канала, зависящий от формы оса-
осадительных электродов, формы коронирующих
электродов и стоек t рамы их крепления;
расчеты показывают, что значение этого коэф-
коэффициента лежит в пределах 0,2—0,3; лэ—чис-
лэ—число элементов осадительных электродов в од-
одном электрополе; пп—число электрополей;
?н=С?/?э*н—отношение коэффициента сопро-
сопротивления межэлектродного канала при нали-
наличии коронного разряда к этому коэффициенту
при отсутствии коронного разряда; это от-
отношение зависит от скорости газового потока
в электрофильтре: чем меньше скорость, тем
оно значительнее (рис. 12-5).
38. Во многих аппаратах (не только в эле-
электрофильтрах) для равномерной раздачи по-
потока после его входа в рабочую камеру
устанавливают газораспределительные решет-
решетки. Весь участок от конечного сечения под-
подводящего патрубка до решетки включительно
можно рассматривать как единый.
Поток в рабочую камеру большинства
промышленных аппаратов может быть под-
подведен по следующим трем основным схемам
3,0
2,6
',8
V
\
\
\
\
Ч
0,8
Рис. 12-5. Зависимость коэффициента кп от
w3 при длине электрополя 1=6ми электронап-
электронапряжения 45 кВ [12-87 ]
набегания потока на решетку: 1) центральное
(фронтальное) (рис. 12-6, а); 2) периферийное
(рис. 12-6, б); 3) боковое (рис. 12-6, в).
В зависимости от отношения площадей
FJFQ применяют или одиночную решетку,
или систему последовательно установленных
решеток [12-27, 12-28].
39. Коэффициент сопротивления входного
участка аппарата при фронтальном набегании
потока на решетку * * вычисляется по формуле
автора [12-27, 12-28]:
A2-6)
** Имеется в виду не только плоская
решетка (перфорированный лист), но и другие
виды сопротивления, равномерно рассредо-
рассредоточенные по сечению (различные насадки или
слои кускового или сыпучего материала
и т. п.).
Рис. 12-6. Различные схемы подвода потока к аппаратам:
а—центральное (фронтальное) набегание потока на газораспределительную решетку; б—периферийное набегание
потока на газораспределительную решетку; в—боковое набегание потока на газораспределительную решетку
573

где Cootb = 0,5J;0otb; ?0oTB — коэффициент сопро-
сопротивления отвода, через которой поток под-
подводится к решетке; он определяется, как ?, по
соответствующим диаграммам шестого раз-
раздела; ?р—коэффициент сопротивления решетки,
определяемый, как ?, по диаграммам восьмого
раздела; Яр—расстояние от выходного отвер-
отверстия подводящего отвода до решетки, м.
Последний член правой части формулы
A2-6) следует принимать во внимание только
при #р/?>0<1,2.
40. Коэффициент сопротивления входного
участка аппарата при периферийном набега-
набегании потока на решетку [12-27, 12-28]
правой части форму-
формуучитывать только при
0,05
A2-7)
где Яд—расстояние от выходного отверстия
подводящего отвода до днища аппарата или
до экрана (если экран установлен за отводом).
Последний член правой части формулы
A2-7) следует принимать во внимание только
при HJD0<\X
41. Коэффициент сопротивления входного
участка аппарата при боковом набегании
потока на решетку [12-27, 12-28]
+ B-20#p/Z)K),	A2-8)
где DK—диаметр или большая сторона сече-
сечения камеры, м.
Последний член
лы A2-8) следует
#р//>к<0,1.
42.	Для системы последовательно установ-
установленных решеток в аппарате коэффициенты
сопротивления входного участка определяют
по формулам A2-6) — A2-8), но вместо ?
подставляют сумму коэффициентов сопротив-
сопротивления всех решеток системы, приведенных
к одной и той же скорости wx [12-27]:
где тр — количество последовательно установ-
установленных решеток.
43.	Подвод потока к электрофильтрам час-
часто осуществляется по схемам, представленным
на рис. 12-7, а—г. При этом для более
равномерного распределения потока и на-
направления его параллельно оси электрофиль-
электрофильтра в местах поворота его к рабочей каме-
камере (электродам) устанавливают направляю-
направляющие лопатки (схема НИИОГаза, рис. 12-7, а)
или пространственные уголки (схема МЭИ,
рис. 12-7,6). В случае фронтального подвода
потока к электрофильтру (рис. 12-7, г) для
лучшего распределения скоростей в диффузоре
устанавливают разделительные стенки (см.
рис. 5-19, г и д). При этом значение коэф-
коэффициента сопротивления входа ?вх заметно
снижается (на 20—30%) по сравнению с тем,
что дает расчет по формуле A2-8) [12-34,
12-35]. Технические сведения о конкретных
типах электрофильтров приведены в каталогах
[12-15, 12-101].
Рис, 12-7, Различные условия
подвода потока к электро-
электрофильтрам:
а и б—снизу с поворотом на
90°; распределительные устрой-
устройства соответственно конструкции
НИИОГаза и МЭИ; в—сверху
с поворотом на 90°; г—фрон-
г—фронтальный через двойной диффузор
v //////////////////
574

Теплообменные аппараты
44. Общие потери давления в сотовых ра-
радиаторах, применяемых для охлаждения воз-
воздуха, складываются из потерь на вход в труб-
трубку радиатора, на трение в трубках и на
внезапное расширение потока при выходе из
трубок в общий канал. Коэффициент сопро-
сопротивления сотового радиатора определяется
по формуле Н.Б.Марьямова [12-61]:
где Суд = (^0_) ^(	0Я)(^/0)
Г=(ГВЫХ-ГВХ)/ГВХ—отношение
разности температур выходящей и входящей
среды к температуре входящей среды; Х=2Др/
pwolo/dr — коэффициент сопротивления тре-
трения по длине трубки (глубине) радиатора;
индексы 0 указывают, что соответствующие
величины относятся к трубке радиатора.
45. Для сотовых радиаторов с круглыми
и шестигранными трубками коэффициент со-
сопротивления трения [12-61]
при 35<Re*^275;
при 275<Re*<500,_
где Re * = w0 ax Д / v; Д=A / dT — относительная
шероховатость трубок радиатора.
46. Общие потери давления в трубчато-реб-
ристых и трубчато-пластинчатых радиаторах
складываются из потерь на трение и потерь
на сужение и расширение потока при переходе
от одного ряда трубок к другому.
Коэффициент сопротивления таких радиа-
радиаторов [12-60]
+ (l,7 + X/0/rfr)(f1/F0Jr=(zpi;c + X/0/rfr)x
где Сс= 1,5A -FoIF'of;
*(*i/*oJy; dT = 2b0h2/(b0 + h2); Fo—площадь
самого узкого сечения радиатора (между
трубками), м2; F'o—площадь сечения каналов
между пластинками в межрядном участке, м2;
zp—число рядов труб; Ьо—средний просвет
между ребрами или пластинками, м; h2—про-
h2—просвет между соседними трубками радиатора, м.
47. Коэффициент сопротивления трения для
трубчато-ребристых радиаторов при 3000 <
= wOBX/v<25000 [12-60]
Рис, 12-8. Пучок труб:
а—коридорный; б— шахматный
48. Коэффициент сопротивления трения для
трубчато-пластинчатых радиаторов [12-60]
при
при Re>104.
49.	Сопротивление калориферов аналогично
сопротивлению радиаторов (охладителей).
Оно складывается также из потерь на вход, на
трение и на удар при выходе из узкого сечения
между трубками и пластинками калорифера.
Основным параметром, которым пользуются
при подборе калориферов, является массовая
скорость в его живом сечении рсри> (где рср—
средняя плотность нагретого воздуха, прохо-
проходящего через калорифер, кг/м3). Поэтому
сопротивление калориферов дается в виде
зависимости Ар (Па) от рсри>0 [кг/(м2-с)].
Технологические характеристики и констру-
конструктивные размеры современных калориферов
приведены В. М. Зусмановичем [12-77].
50.	Поперечные пучки труб теплообменных
аппаратов располагают как в коридорном
порядке, так и в шахматном. При течении
через пучок труб, расположенных в коридор-
коридорном порядке, из пространства между труб-
трубками первого ряда выходят струйки и, рас-
расширяясь, распространяются в межрядном про-
пространстве (рис. 12-8). К основному ряду по-
потока примешиваются присоединенные массы
из теневых областей, а подходя ко второму
575

ряду труб, струйки разделяются. При этом
основное ядро проходит во второй ряд тру-
трубок, а присоединенные массы образуют замк-
замкнутую циркуляцию потока (вихревую зону)
в теневых областях. Схема течения в последу-
последующих межрядных пространствах аналогична
описанной*1. Таким образом, природа потерь
давления в пучке труб сходна с природой
потерь в свободной струе [12-1].
51.	Значение коэффициентов сопротивления
пучков труб зависит от числа рядов и распре-
распределения труб, а также от числа Рейнольдса
Re. Скорость потока в них определяют по
сжатому сечению газохода, расположенному
в осевой плоскости труб перпендикулярно
потоку. Коэффициент сопротивления пучка
учитывает также и сопротивление входа в ря-
ряды труб и выхода из них.
52.	Коэффициент сопротивления гладкотру-
бного шахматного пучка при 3 • 103 <Recp< 105
вычисляют по следующим формулам [12-6,
12-58]:
1) SJdK<\944 и 0,Ui<l,7:
A2-9)
A2-10)
lJRe-°-27(zp+l);	A2-11)
,0 и 1,
2) SJdH^\M и 0,1
^ = 3,2+0,66A,7-
3)	Si/4,< 1,44 и l,
4)	1,44^S
C = 0,
5)
2Re-°'27(zp+1);	A2-12)
и J>1,7:
°-27(zp+l), A2-13)
где wOcp = wnTJTn; Тер=(Т„+Таых)/2; рср =
= 273ро/Гср; Recp = wOcpufH/v; j=(S1-rfH)/E'2-
~~^и)' ZP—число рядов труб по глубине пучка;
v принимают по среднеарифметической темпе-
температуре Гср (см. параграф 1-2).
Коэффициент сопротивления, приведенный
к скорости перед пучком труб, дается через
коэффициент ?:
Ар /~ \г/г \2
51 PiW/2 Чр=р'-
*х В действительности поток после обтека-
обтекания первого поперечного ряда труб турбули-
зируется и тем самым несколько меняются
условия обтекания последующих рядов.
576
53. Коэффициент сопротивления гладкотруб-
ного коридорного пучка при 3 • 103<Re < 105
[12-6, 12-58]*1 SJdH^S2/dH и 006
PcpWOcp/2
A2-14)
n2»
1,0 < 5^8,0:
C = 0,34(^1-0,94)-°^E'1/t/H-l)-05 x
xRe;°'2/^zp,	A2-15)
где ^=E^da)/E2-JH).
При переменных значениях шагов S1 и S2,
чередующихся в пределах пучка, сопротивле-
сопротивление рассчитывают по их среднему значению.
54. Расчет сопротивления пучков с нерав-
неравномерными поперечными шагами (рис. 12-9)
рекомендуется [12-65] проводить по среднему
коэффициенту сопротивления ?ср, определяе-
определяемому по формуле A2-16) и учитывающему
различие как геометрии каналов, так и ско-
скоростей омывающего потока в каналах разного
сечения.
Формула для определения значения ?ср,
приведенного к средней расходной скорости
потока, имеет вид
Ъу
lnv
Г	* 1
LFy + Fmyfefcl
A2-16)
где F—осевое сечение поперечного ряда труб
для прохода потока; ппр—число проходов
между поперечными рядами труб; ?у и ?ш—
коэффициенты сопротивления пучков соответ-
соответственно с «узкими» [(^i/^Oy] и «широкими»
*1 Формулы A2-14) и A2-15) несколько
уточнены на основании рекомендаций, приве-
приведенных в работе [12-65].
Рис. 12-9. Пучок труб переменного шага

[(^iMJin] поперечными шагами. Последние
рассчитываются не только в зависимости от
фактических шагов sJdH и параметров s и со-
соответственно it, но и по значению Re,
вычисленному по средней скорости потока.
55. Если в пучке труб имеется теплообмен,
то к значениям ?, рассчитанным по формулам
A2-9) — A2-16), необходимо прибавить член
Д?,, учитывающий потерю давления на уско-
ускорение (замедление) потока в пределах пучка
вследствие уменьшения (увеличения) плотно-
плотности рабочей среды [12-63]:
(см. п. 33 восьмого раздела).
56. При косом обдуве пучка труб сопро-
сопротивление его уменьшается [12-42], так как
при этом улучшаются условия обтекания
труб. Степень понижения сопротивления (ко-
(коэффициент «направления» потока) v|f = ?e/t90°
зависит при этом как от угла наклона 9,
так и от других параметров пучка. Однако
для практических расчетов влиянием других
параметров можно пренебречь, считая среднее
значение \|/ постоянным для каждого угла
наклона. Ниже даны средние значения \|/.
Коридорное располо-
жение пучка труб
0 = 60°,	\|/ = 0,82
9=45°,	\|/ = 0,54
9 = 30°,	v|/ = 0,30
Шахматное располо-
расположение пучка труб
9 = 60°,	\|/ = 0,80,
9=45°,	\|/ = 0,57,
9 = 30°,	v|/ = 0,34.
57. Для увеличения поверхности нагрева
(охлаждения) часто применяют ребристые,
а также плавниковые трубы.
Коэффициент сопротивления пучка с шах-
шахматным расположением ребристых труб (см.
схему диаграммы 12-30) [12-6]
Рср^Оср/2
где cr=/(zp)—поправка на число рядов труб
для малорядных пучков (zp<5); при zp^6
cz=l,0 (см. диаграмму A2-30).
При //</г = 0,16-6,55 и Re. = 2,2-103-l,8-105
При Re.>l,8-105
? = 0,26(//4)°'4(zp+l),
где Re. = wOcp//v.
Для труб с круглыми ребрами
(D*-dl)mp |
2LP
2d.Lt
V(-^),	A2-17)
где D — диаметр по вершинам ребер (диаметр
оребрения), м; L—длина трубы, м; C — коэф-
коэффициент оребрения (отношение полной пло-
площади поверхности к площади поверхности
19 Зак. 1584
гладкой трубы диаметром dH)\ mp — число
ребер на трубе с общей площадью поверх-
ности Яр5.
р
Гидравлический диаметр
По
A2-18)
где Л, 5 — соответственно высота и толщина
ребер, м; Sp6—расстояние между средними
плоскостями двух соседних ребер, м.
Для труб с квадратными ребрами
)
Н/тр
H/mv
A2-19)
где Н/тр = ndu(Sp5- 5) + 2[BА + rfHJ - 0,785^] +
+4BА + ^M; ^ A2-20)
Я—полная площадь поверхности оребрен-
ной трубы, м2.
58. Коэффициент сопротивления пучка с ко-
коридорным расположением ребристых труб
[12-6]
АР	_,_/«. -0.08-
4» _____
Рср^Оср/2
где c'z=/(zp) — поправка на число рядов для
)	6	0
p
малорядных пучков (zp<5); при
сг=1,0
p	p
(см. диаграмму 12-30). При l/dr = 0,9 -f-11,
35
^ = 0,5 + 2,0 и Re.=4,3-103-rl,6-10
r
5
59.	Для уменьшения сопротивления попе-
поперечно омываемого пучка труб часто приме-
применяют обтекаемые трубы. Данные для опре-
определения коэффициентов сопротивления обте-
обтекаемых и других типов труб в пучке приве-
приведены на диаграмме 12-31.
60.	В многоходовых теплообменниках по-
поток, поперечно омывающий пучок труб, при
переходе из одного хода в следующий пово-
поворачивается на 180°. При этом, как и в П-
образном колене без пучка труб, после второ-
второго поворота потока на 90° у внутренней
стенки создается вихревая зона, но несколько
меньшая из-за выравнивающего действия пуч-
пучка труб.
Чтобы повысить эффективность теплооб-
теплообмена, следует по возможности уменьшить
или полностью устранить вихревую зону. Для
этого на повороте потока устанавливают
направляющие лопатки (по дуге окружности).
Иногда употребляют устройство [12-102]
в виде выдвинутой вперед (в сторону поворот-
поворотной части) прямой или загнутой против
потока перегородки (см. схему диаграммы
12-32).
577

Дефлекторы и аэрационные фонари
61.	Дефлекторы применяют в тех случаях,
когда желательно использовать энергию ветра
для усиления вентиляции. Действие ветра за-
заключается в том, что при обдуве им дефлектора
на части поверхности дефлектора создается раз-
разрежение, способствующее перемещению воздуха
из помещения наружу. Полная потеря давления
в дефлекторе состоит из потерь в его сети
и из потери динамического давления на выходе.
Наибольший интерес представляют дефлек-
дефлекторы типа ЦАГИ, Шанар-Этуаль и Григо-
Григоровича. Коэффициенты сопротивления этих
дефлекторов приведены на диаграмме 12-35.
62.	Для естественного удаления загрязнен-
загрязненного воздуха из промышленных зданий при-
применяют аэрационные фонари, устанавливае-
устанавливаемые на кровле зданий. К наиболее произво-
производительным относятся фонарь-здание и фонарь
конструкции ЛенПСП, а также фонари КТИС,
двухъярусный, Гипротиса и Рюкина — Ильинс-
Ильинского. К числу практически незадуваемых мож-
можно отнести фонари: прямоугольный с пане-
панелями, Батурина—Брандта, ЛенПСП, КТИС,
ПСК-2, Гипротиса и фонарь-здание.
Значения коэффициентов сопротивления фо-
фонарей различных типов приведены на диаг-
диаграммах 12-36, 12-37.
Для прямоугольных фонарей с панелями
коэффициент сопротивления может быть вы-
вычислен по данным В. Н. Талиева [12-80]
и И. А. Фрухта [12-92, 12-93]:
где и>0—средняя скорость в проемах фонарей,
м/с; /—расстояние от панели до внешнего края
створки, м; А—высота всех проемов на одной
стороне фонаря, м; коэффициент я, зависящий от
угла а открытия створки, см. диаграмму 12-37.
Взаимное влияние местных
гидравлических сопротивлений
63.	В общей гидравлической (воздушной)
сети расстояния между следующими друг за
другом отдельными фасонными частями, пре-
препятствиями, запорными или регулирующими
устройствами и т. п. часто бывают небольши-
небольшими (а иногда и вовсе отсутствуют), и имею-
имеющиеся прямолинейные участки недостаточны
для стабилизации потока. В этих случаях
наблюдается взаимное влияние местных со-
сопротивлений. Вследствие этого изменяется
степень деформации потока во втором и по-
последующих элементах. Соответственно изме-
изменяется и коэффициент местного гидравли-
гидравлического сопротивления взаимодействующих
элементов по сравнению с коэффициентами
сопротивления изолированных элементов.
64.	В зависимости от вида фасонных частей
и других элементов, составляющих рассмат-
578
риваемую систему (узел), и их взаимного
расположения общий коэффициент сопротив-
сопротивления узла может быть больше или меньше
суммы изолированных элементов данной си-
системы (узла). Поэтому систему, состоящую
из нескольких фасонных частей, других пре-
препятствий, соединенных между собой корот-
короткими .участками [менее A0-r-20)Do], следует
рассматривать как совокупное местное сопро-
сопротивление, имеющее свой собственный коэф-
коэффициент сопротивления. Его определение воз-
возможно, как правило, только путем экспери-
эксперимента. Вместе с тем некоторые данные
для учета взаимного влияния отдельных
фасонных частей и регулирующих устройств
приводятся ниже. В частности, на основе
исследований по взаимному влиянию за-
запорной арматуры авторы работ [12-14, 12-18,
12-19, 12-26, 12-48, 12-49, 12-90] предлагают
следующую формулу:
A2-21)
где Cz =:Ci + 2—суммарный коэффициент со-
сопротивления двух запорных устройств, полу-
полученный экспериментально при их совместной
работе; ??=Ci + ^2—сумма коэффициентов
сопротивления соответственно .первого и вто-
второго запорных устройств при их изолирован-
изолированной работе; р—коэффициент, зависящий от
относительного расстояния l/D0 между запор-
запорными устройствами, определяемый для всех
их видов, кроме прямоточного, по формуле
[12-74]
-5-КГ3//2>0 + 0,15,	A2-22)
справедливой в диапазоне 0<//ZH^60 и Re =
= vt/oDo/v>500.
Для арматуры, по конструкции близкой
к прямоточной, предлагается принять [12-69]
Р~22,2-10-5(//2>0J-
-26,7-10-3//?>o+0,8.	A2-23)
65.	По данным тех же авторов, формулы
A2-21) — A2-23) с достаточной для практики
точностью применимы для учета взаимного
влияния и других пар фасонных частей,
например, внезапное сужение + запорное уст-
устройство; клапан 4- колено и т. п.
66.	Взаимное влияние \|/ для других фа-
фасонных частей (тройник + тройник; трой-
тройник 4- арматура;	отвод + тройник;
тройник 4- отвод; отвод 4- отвод; отвод 4- ар-
арматура; арматура + отвод; арматура 4- трой-
тройник и др., [12-14, 12-18,- 12-19, 12-26, 12-48,
12-49, 12-90], приведено на диаграммах 12-39—
12-44 в зависимости от основных параметров
фасонных частей, относительного расстояния
l/D0 между ними и их взаимной ориентации.

12-2. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Циклоны НИИОГаза типа ЦН (без раскручивающих устройств);
[12-28, 12-29, 12-31, 12-33, 12-38, 12-97]
Диаграмма
12-1
Параметры
ос°
а
к
я,
К
н
Сю E00)
UE00)
Тип циклона
ЦН-15
ЦН-15у
ЦН-24
ЦН-11
</=0,59?>,; rf,=0,3-r0,4?>,; b = Q,2Di, ?,=0,26/),; /=0,6?>,;
D =0,8Z)l (диаметр по средней линии циклона);
15
0,660 х
1,740!
2,26D1
2,00 х
0,301
4,560!
155
163
15
0,660!
1,500!
1,510!
1,500!
0,30!
3,310!
165
170
24
1,110!
2,110!
2,110i
1,750!
0,40!
4,260!
75
80
11
0,480!
1,560!
2,0601
2,001
0,301
4,380i
245
250
? lc'E00)=—j	коэффициент сопротивления циклона диаметром /Э^ 500 мм при работе
«в сети» и при незапыленном потоке; CmE00)—то же при работе циклона с выходом потока
в большой объем.
При меньших D1 и запыленном потоке
4fl
эОс:
pw§/2
w,
м/с; Fi =
pwl/2 «Vi.
Q—расход, м3/с
Значения kl
Тип
циклона
ЦН-15
ЦН-15у
ЦН-24
ЦН-11
/),, мм
150
0,85
0,85
0,85
0,94
200
0,90
0,90
0,90
0,95
300
0,93
0,93
0,93
0,96
450
1,0
1,0'
1,0
0,99
>500
1,0
.1,0
1,0
1,0
Значения кг
Тип
циклона
ЦН-15
ЦН-25у
ЦН-24
ЦН-11
0
1,0
1,0
1,0
1,0
> 10—20
0,93
0,93
0,95
0,96
Запыленность
>20—40
0,92
0,92
0,93
0,94
>40—80
0,91
0,91
0,92
0,92
z-103 «т/м1
> 80—120
0,90
0,89
0,90
0,90
> 120—150
0,87
0,88
0,87
0,87
>150
0,86
0,87
0,86
0,86
19*
579

Циклоны НИИОГаза типа ЦН (с раскручивающими устройствами);
3/ [12-28, 12-29, 12-31, 12-33, 12-38, 12-97]
Диаграмма
12-2
Сечение
расхручивателя
Значезшя С, t при D i = 500 мм
Тип
циклона
ЦН-15
ЦН-15у
ЦН-24
ЦН-11
С раскручивателем
(схема а)
Сю E00)
115
148
61
С1пE00)
121
152
66
С кольцевым диффузором
(схемы бив)
$.сE00)
132
140
64
207
Сю E00)
140
148
70
215
С выходной
улиткой
(схема г)
CicE00)
150
158
73
235
С отводом при 5=90°
R0/d= 1,5 (схема д)
СД500)
//</= 0-5-12'
155
165
75
245
С. E00)
l/d> 12
160
170
80
250
pvvf/
Т
pvfi/
^с
где /ct и к2 см. диаграмму 12-1; w1 = Q/ir1, м/с; ir1=	; Q — расход, mj/c.
580

Циклоны НИИОГаза типа СДК-ЦН-33, СК-ЦН-34, СЦН-40
[12-28—12-31, 12-33, 12-38, 12-45, 12-97]
Диаграмма
12-3
СДК-ЦН-33 СК-ЦН-ЭЧ-
Обозначения
d
d,
b
К
ЛФЛ
а
1
К
Сю E00)
Cm E00)
Тип циклона
СДК-ЦН-33
0,535/)!
3,0/) t
0,334/) t
0,334/)х
0,2641»!
@,2—0,3H,
0,1/)!
0,535?»!
0,6/^
DJ2 + b4>fBn)
520
500 (с улиткой)
560 (с отводом)
600
СК-ЦН-34
0,515?>j
2,11/?!
0,3401»!
0,229Z>i
0,2141»!
0,515/>i
0,1/>!
@,2—0,3)/)!
0,6/) !
DJ2 + b(p/n
1050
1150
Циклон СЦН-40: Dx = 300+1000 мм 11—улитка;
2 — выхлопная труба; 3— бункер
С АР ^6 9- С АР
°с Pwo/2 ' ' lc pwi/I
Ар„	Ар„
Cic=^2=^icE00); С1п=^т
^nN2
Г — гс —г
pwg/2 V^i/
wl = Q/Fl, м/с; Fj^—nl
г=С
in
— расход, м3/с
Значения /с2 ЯРИ запыленности z-103 кг/м3
Тип циклона
СДК-ЦН-33
СК-ЦН-34
СЦН-40
0
1,0
1,0
1,0
> 10—20
0,81
0,98
0,98
>20—40
0,79
0,95
0,96
>40—80
0,78
0,93
0,94
> 80—120
0,77
0,92
> 120—150
0,76
0,91
>150
0,75
0,90
581

Циклоны противоточные различных типов
[12-16, 12-25, 12-51, 12-52, 12-69, 12-70]
Диаграмма
12-4
1,9 до
СИОТ (конический)
ЛИОТ (укороченный с раскручивающей
улиткой)
Тип циклона
СИОТ (конический):
с улиткой
без улитки
ЛИОТ (укороченный):
с улиткой
без улитки
«Клайпеда» Гипро-
превпрома
Ц Гипродревпрома
УЦ-38 (Д0=0,6м):
без улитки
с улиткой
Коэффициенты сопротив-
сопротивления
Ар
so — , ,„
Р"оД
4,2
6,0
3,7
4,2
5,0
5,4
11,9
10,7
-
Ар
1 pwf/2


411
460
—
—
1730
1560
Тип циклона
УЦ-38 BH=0,7м):
без улитки
с улиткой
4БЦШ B)о=0,Зм):
без улитки
с улиткой
СЦК-ЦН-38
(ZH=0,45m):
без улитки
с улиткой
вцнииот
BH « 0,37 м):
без улитки
с улиткой
Т-4/630 (?>0=0,63 м)
без улитки
Коэффициенты сопротив-
сопротивления
12,5
11,7
3,7
3,9
11,0
12,8
9,3
10,4
10,1
1 Р»?/2
1990
1800
190
200
1640
1920
—
—
—
582

Циклоны НИИОГАза (групповые) [12-31, 12-97]
Диаграмма
12-5
Компоновка циклонов и схема
Коэффициент сопротивления
циклона на участке 0—0—2—2
А
Прямоугольная; подвод потока
организованный; циклонные эле-
элементы расположены в одной плос-
плоскости; газ отводится из общей
камеры чистого газа
Ступенчатая; условия подвода и отвода потока те же, что и в
п, 1
583

Продолжение
Циклоны НИИОгаза (групповые) [12-31, 12-97]
Диаграмма
12-5
Компоновка циклонов и схема
Коэффициент сопротивления
циклона на участке 0—0—2—2
А
2 /^
pwf/2
Прямоугольная; усло-
условия подвода потока те
же, что в п. 1; газ из
циклонных элементов от-
отводится через улитку
Газ
W0.F0
Прямоугольная; поток подводится в общую камеру
584

Продолжение
Циклоны НИИОгаза (групповые) [12-31, 12-97]
Диаграмма
12-5
Компоновка циклонов и схема
Коэффициент сопротивления
циклона на участке 0—0—2—2
г - АР*
^1 гр —
2 /п
pwf/2
Круговая; газ подво-
подводится снизу
CicE00) см. диаграммы 12-1—12-3; к19 к2 см. диаграмму 12-1 и соответственно диаграмму
12-2; y^i-QKm^j), м/с, Fi^nDl/4; тп—число элементов в группе; Q—суммарный расход, мэ/с.
585

Циклон (батарейный) типа БЦ [12-11]
Диаграмма
12-6
Характеристика циклона и схема
Коэффициент сопротивления
циклона на участке 0—0—2—2
г Ар
pwj/2
С винтом
С розеткой:
<х=25°
а=30°
(вариант)
Пыль
i = 65;
Общий коэффициент сопротивления батарейного циклона на участке 0—0—2—2
% определяется, как ?1э по диаграмме 3-7:
Q
, м/с; iY"- л >
4
FK—площадь корпуса аппарата; Q—суммарный расход, м3/с; тц—число элементов в ба-
батарее.
586

с*
О
if
О к
H S
s s
и се
s =
I
О
Л
О
О
Л
S
Я.
2-
л
О
I
О
I
u
I
II
«3
if
о I
o
Г44
о
m
53
о)
I
о.
I
O
Ss
§
»s в
л о
о з
5
l
587

О
о
00
OS
СП
OS
(О
S
ю
О
3
m
у
го
35 о
3 Зл
cd О
О
О
00
OS
as
оо
7
oo
cT
d4
О
О
о
о
оо
OS
ОО
ON
I
о
О
О
к
S
с*
о
х
«
о
2 я
5 о
? й-
588

Циклоны (прямоточные) с водяной пленкой [12-9, 12-46]
Диаграмма
12-8
Тип
циклона
Схема
Оптимальная
средняя скорость
потока в корпусе
циклона- Wj, м/с
Расход
воды т0,
л/м3
Коэффициент со-
сопротивления
Бутакова —
Барахтенко
ЦКТИ
«Центргипро-
шахта»
Ф150
20-22
4,0
6,0-7,0
0,10
0,15
0,12
1,8
13,0
22,0
589

Турбулентный промыватель (труба Вентури) [12-13, 12-22, 12-23]
Диаграмма
12-9
Одиночная труба Вентури
0,06 +
где ^ = 0,165 + 0,034-^--
^
к
+ 0,0281 jL I -3-10-3wr;
формула верна при w>r^150 м/с и 0,15 <
где Dr = 4FQ/II0;
при wr^60 м/с
?ж = 3,5(/0/1)г)~0'266|
при wr>60 м/с
формулы для ?ж верны при 0,15</о/?>г<12;
2^ = 1-0,98 (/0/Z>r)+0-026 и
см. кривые графикам; (/0/?>г)-°-266 и (lo/DrH-29
см. кривые графика б.
Батарея труб Вентури
= 1-1,12(/0/?>г)-°-
-°-045
Sr см. п. 1; Сж = 0.
где mi0'5 см. кривую графика*
'о/Яг
^ • 102
В2
(lo/DT)-°'266
(lo/Drf-29
lo/Dr
В,¦102
Вг
(lo/Dr)-°a66
(№Г29
0,15
6,7
-0,22
1,66
0,58
2,0
0,2
-0,09
0,83
1,22
0,2
6,0
-0,21
1,53
0,63
. 3,0
-0,8
-0,07
0,75
1,38
0,3
5,0
-0,18
1,38
0,70
4,0
-1,6
-0,05
0,69
1,48
0,4
4,3
-0,17
1,28
0,77
5,0
-2,2
-0,04
0,65
1,58
0,5
3,8
-0,16
1,20
0,82
6,0
-2,7
-0,03
0,62
1,68
0,6
3,3
-0,15
1,15
0,86
7,0
-3,1
-0,03
0,60
1,76
0,8
2,6
-0,13
1,06
0,94
8,0
-3,4
-0,02
0,58
1,83
1,0
2,0
-0,12
1,00
1,00
9,0
-3,8
-0,02
0,56
1,90
1,5
1,0
-0,10
0,90
1,12
10
-4,0
-0,01
0,54
1,95
590

Продолжение
Турбулентный промыватель (труба Вентури) [12-13, 12-22, 12-23
Диаграмма
12-9
—
вг
о
о z * б а
2,0
кг
0,9
0,7
¦^
(It/Or)"9
1
**•
^*
*^
©
0,3 0,4 0,5 0,8 1,0
2 3 <* 5 6 8 Ю Lo/Лг
т1
ml0-5*
0,4
1,64
0,6
1,32
0,8
1,13
1,0
1,00
1,4
0,84
2,0
0,69
3,0
0,55
4,0
0,47
5,0
0,42
6,0
0,38
/77,
1,2
0,8
\
\
--•—
0	1	2 3	Ь	5 mf
591

Пылеуловитель (мокрый) с провальными решетками в пенном режиме
[12-76, 12-81]
Диаграмма
12-10
Жидкость
A1 prw;
-) —
0.35
=39a1bl (см. график б); a^
см.
Г/А2 р I0-35
график а; bt = - 1 — см. график б; Др„=—
WGJ P«J	1,3
Шлам
,34яв++о,О8<е„
2а
для решеток с круглыми отверстиями; Д/?а=	для щелевых
решеток; G—массовый расход газа через единицу поверхности
решетки, кг/(м2-с); L—массовый расход жидкости через единицу
поверхности решетки, кг/(м2-с); dm—диаметр отверстия решетки,
м; Ьш— ширина щели решетки, м; J=F0TJFp—коэффициент жи-
живого (свободного) сечения решетки; vvr—скорость газового потока
в свободном сечении аппарата, м/с; а—поверхностное натяжение
на границе фаз газ-жидкость, Н/м2.
L, кг/(м2-с)
0,3
1,99
0,6
1,34
1,0
1,00
1,5
0,79
2,0
0,67
2,5
0,59
3,0
0,53
3,5
0,49
4,0
0,45-
4,5
0,42
5,0
0,40
Значения А яри ?,=0,3-^5,0 кг/(м2-с)
-1 ---Ю3
Рж
0,15
0,4
0,8
1,2
1,6
2,0
2,4
by ¦102
L=0,3 кг/(м2
0,6
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
с)
,
3,55
2,40
1,79
1,42
1,21
1,06
0,95
0,88
0,80
0,75
0,71
6,47
5,01
3,38
2,52
1,99
1,70
1,50
1,35
1,23
1,13
1,06
1,01
8,24
6,38
4,30
3,21
2,55
2,16
1,91
1,72
1,57
1,46
1,36
1,28
9,50
7,36
4,96
3,70
2,94
2,50
2,20
1,98
1,81
1,68
1,57
1,48
10,5
8,13
5,48
4,10
3,25
2,76
2,43
2,19
2,01
1,86
1,74
1,64
11,4
8,83
5,95
4,45
3,54
3,00
2,64
2,38
2,18
2,02
1,88
1,78
12,1
9,37
6,31
4,72
3,74
3,18
2,80
2,52
2,31
2,14
2,00
1,9
а,
Кб
',2
0,8
0,4
\
\
\
\
ч

®
L,
592

Скруббер с деревянной насадкой [12-25]
Диаграмма
12-11
1500*8000
Плотность орошения ,4^1,4-10 2м3/(м2-с)
=— (Fx—площадь полного сечения корпуса скруббера)
Центробежный скруббер ВТИ [12-25]
Диаграмма 12-12
Df-1W
Dj+30
LL
LA.U JL1
тт 1 1 и
Р
D09 м
Расход воды на
орошение, кг/с
Со
Do, м
Расход воды на
орошение, кг/с
Со
0,6
0,22
3,38
1,1
0,50
2,81
0,7
0,28
3,17
1,2
0,56
2,76
0,8
0,33
3,04
1,3
0,61
2,72
0,9
0,39
2,94
1,4
0,70
2,68
1,0
0,45
2,87
1,5
0,73
2,65
593

Фильтры (ячейковые, унифицированные) типа Фя
[12-70, 12-76]
Диаграмма
12-13
А-А
Характеристика
Площадь рабочего сече-
сечения F, м1
Пропускная способность
Q (nt/с) при удельной
нагрузке q = 2 м3/(м2 -с)
Сопротивление Ар чи-
чистого фильтра, Па
Пылеемкость za фильт-
фильтров ФяР, ФяП и ФяВ
(при увеличении сопро-
сопротивления в 2 раза) и
ФяУ (при увеличении со-
сопротивления Ар от 30
до 40 Па), кг/м2
Эффективность очистки
(по методу НИИСТ) т|п,
%, не более
Масса, кг
Тип фильтра
ФяР
0,22
0,43
39
1,5
80
7,9
ФяВ
0,22
0,43
49
2,0
80
4,3
ФяП
0,22
0,43
59
0,2
80
3,3
ФяУ
0,22
0,43
29,5
0,3
80
3,0
Зависимость Ар от q и zn для отдельных фильтров—см. графики а и б.
Кривые 1 относятся к фильтрам типа ФяР с заполнением пяти сеток ячейками размером
2,5 мм; четырех сеток—ячейками' размером 1,2 мм и трех—ячейками размером 0,63 мм;
кривые 2—к фильтрам типа ФяВ; кривые 3—к фильтру ФяП, материал-пенополиуретан
(ППУ) (а—толщина слоя 10 мм, Р—20 мм, у—40 мм) и к фильтру ФяУ, материал—упругое
стекловолокно (ФСВУ, кривая 5а).
м3/(м2-ч)
q,
м3/(м2-с)
Ар, Па (кривые 1 и За)
Ар, Па (кривая 2)
Ар, Па (кривая 5Р)
Ар, Па (кривая Зу)
4 103
1,1
14,7
14,7
24,5
58,8
6 103
1,7
29,4
29,4
49,0
98,1
8-Ю3
2,2
49,0
58,8
73,5
147
10*
2,8
68,7
88,3
98,1
196
1,2-10*
3,3
88,3
137
132
255
1,4-10*
3,9
108
187
162
314
= 6-103 м3/(м2ч)
za, кг/м2
Ар, Па (кривая /)
Л„, %
Ар, Па (кривая 2)
* 0,2
34,3
82
58,8
76
0,4
39,2
82
63,7
76
0,8
49,0
83
68,7
76
1,2
63,7
83
78,5
76
1,6
83,3
84
88,3
76
2,0
118
85
—
—
2,2
137
85
—
—
594

Продолжение
Фильтры (ячейковые, унифицированные) типа Фя
[12-70, 12-76]
Диаграмма
12-13
па
240
160
80
1*0
V
А.
1и 3<х
©/
\у
Па
100
60
20
XV
/
У
10 q,tf3/fh*-<t)
0,8
tf6
Фильтр (рукавный) типа ФВК [12-70]
Диаграмма 12-14
— *	*Ч.	*Ч_	>Ч_	УЧ I
Характеристика
Площадь поверхности фильтровальной ткани,
м2
Пропускная способность Q, м3/с:
по чистому воздуху
по газу, содержащему до 20 г/м3 пыли
Сопротивление Ар фильтра, "Па
Число:
секций
рукавов в секции
рукавов в фильтре
Материал рукава
Мощность электродвигателя: привода меха-
механизма встряхивания и привода шнека, кВт
Масса фильтра (без входного и выходного
коллекторов), кг
ФВК-30
30
1,38
0,35-0,418
800-900
2
18
36
Тип фильтра
ФВК-60
-
60
2,78
0,70-0,835
800-900
4
18
72
ФВК-90
90
4,12
1,05-1,28
800-900
6
18
108
Сукно фильтровальное
0,6
1053
0,6
1682
0,6
2300
595

Фильтры (рулонные) типа ФРУ [12-70, 12-76]
Диаграмма
12-15
Характеристика
Пропускная способность Q, м3/с
Сопротивление Ар* фильтра [при удельной
воздушной нагрузке qr=2,78 м3/(м2-с)], Па
Площадь F рабочего сечения, м2
Фильтрующий материал
Эффективность очистки (по методу НИИСТ)
Пп> %
Пылеемкость (при увеличении сопротивления
Ар с 40 до 140 Па), кг/м2
Мощность электродвигателя, Вт
Число секций по фронту фильтра при ширине, м:
0,8
1,05
Ширина фильтрующего материала в рулоне, м
Длина фильтрующего материала в рулоне, м
Число катушек
Масса, кг
Тип фильтра
Ф2РУ7
5,56
40-50
2
80
До 0,3
270
2
—
0,77
25
4
353
Ф4РУ4
11,1
40-50
4
Ф16РУ6
16,7
40-50
6
Ф8РУ2
22,2
40-50
7,9
ФСВУ
80
До 0,3
270
—
2
1,02
25
4
408
80
До 0,3
270
2
1
0,77
и 1,02
25
6
623
80
До 0,3
270
—
3
1,02
25
6
717
Ф12РУ1
33,3
40-50
12
80
До 0,3
270
—
3
1,02
25
6
970
¦ Для ФРП Ap~f(q) см. кривую 2 графика
см. кривую 1 графика а
a; Ap^f(zn) см. график б; для ФРУ Др=
Характеристика
Пропускная способность Q, м3/с
Сопротивление Ар при удельной нагрузке
<7 = 2,78м3/(м2-с), Па
Площадь рабочего сечения F, м2
Фильтрующий материал
Пылеемкость (при увеличении сопротивления
в 2 раза) г„, кг/м2
Тип фильтра
Ф2РП7
5,56
98-118
2
ФВН
До 0,13
Ф4РП4
ИЛ
98-118
4
ФВН
До 0,13
Ф6РП6
16,7
98-118
6
ФВН
До 0,13
Ф8РП2
22,2
98-118
7,9
ФВН
До 0,13
Ф12РП1
33,3
98-118
12
ФВН
До 0,13
596

Продолжение
Фильтры (рулонные) типа ФРУ [12-70, 12-76]
Диаграмма
12-15
Характеристика
Мощность электродвигателя, Вт
Число секций по фронту фильтра при ширине:
0,8 м
1,05 м
Ширина фильтрующего материала в рулоне, м
Длина фильтрующего материала в рулоне, м
Число катушек, шт.
Масса фильтра, кг
Необходимый расход воздуха через отсасыва-
отсасывающее отверстие, м3/с
Эффективность г|п при улавливании волокнис-
волокнистой пыли, %
Тип фильтра
Ф2РП7
270
2
—
0,77
100
4
406
0,194
95-96
Ф4РП4
270
—
2
1,02
100
4
—
0,255
95-96
Ф6РП6
270
2
1
0,77 и
1,02
100
6
597
0,320
95-96
Ф8РП2
270

3
1,02
100
6
—
0,384
95-96
Ф12РП1
270

3
1,02
100
6
—
0,384
95-96
Для кривой /
q-Ю'*, М3/(м2ч)
q, М3/(м2-с)
Ар, Па
0,4
1,11
24,5
0,6
1,67
49
0,8
2,22
78,5
1,0
2,78
108
1,2
3,33
137
1,4
3,88
177
1,6
4,44
226
Па
180
МО
too
60
20
*—
г
/
/
Для кривой 2
q-l0-\ М3/(м2-ч)
q, м3/(м2-с)
Ар, Па
0,4
1,11
15
0,6
1,67
22
0,8
2,22
29
1,0
2,78
39
1,2
3,33
59
0,6 о,8 ио иг
Па
160
120
80
-г	!
^^
-
У'
Для графика б
0,05 0J0 0,Г5 0,20 0,25 0,30 1„,кг/нг
zn, кг/м2
Л„, %
Ар, Па
0
—
39
0,1
81
59"
0,2
81
88
0,3
81
127
0,4
81
176
597

Фильтр (рамочный) типа ЛАИК [12-68]
Диаграмма 12-16
Материал ФПП-15 (допускаемая температура
60° С) Д/? = Д/?ои> (w—скорость фильтрации,
м/с)
Марка фильтра
ЛАИК СП-3/15
ЛАИК СП-6/15
ЛАИК СП-3/17
ЛАИК СП-6/17
ЛАИК СП-3/21
ЛАИК СП-6/21
ЛАИК СП-3/26
ЛАИК СП-6/26
ЛАИК-СЯ (ФяЛ1)
Площадь
фильтру-
фильтрующей по-
поверхности,
м2
15,1
17,5
21,0
26
16
Размеры, мм
Входное
сечение
565 х 735
615x995
650 х 690
660 х 665
550 х 680
Дли-
Длина
780
355
625
750
310
Расход при
нормаль-
нормальных усло-
условиях, м3/с
Сопротивление
Ар, Па
при нагрузке 0,0417 м3/(м2с)
[150м3/(м2-ч)]
0,625
0,710
0,875
1,10
0,667
177
245
147
206
285
334
392
452
157
Ар0, Па
при
w=l м/с
4248
5880
3528
4944
6840
8016
9408
10848
3768
Фильтры (аналитические аэрозольные) типа АФА [12-10]
Диаграмма 12-17
Обидш
вид
Ар увеличивается линейно с ростом скорости w:
Защитные кольца
598

Продолжение
Фильтры (аналитические аэрозольные) типа АФА [12-10]
Диаграмма 12-17
Тип фильтра
АФА-В-18
АФА-В-10
АФА ХА-18
АФА ХМ-18
АФА ХП-18
АФА ХС-18
АФА РМП-3
АФА РМП-10
АФА РМП-20
АФА РМА-20
АФА РГ-3
АФА-Д-3
АФА-Б-3
г\п при скорости
фильтрации
и>=0,01 м/с
0,995
0,995
0,970
0,990-0,995
0,995
0,990-0,995
0,995
0,995
0,995
0,970
0,950
0,995
0,970-0,990
Ар, Па
при w = 0,01 м/с
14,7
14,7
19,6
19,6
14,7
19,6
39-98
39-98
39-98
39-98
790-1470
30-50
19,6
Максималь-
Максимальная нагрузка
Q, л/мин
100
55
100
100
100
100
20
50
100-120
100-120
0,3
10
20
Рабочая пло-
площадь So, дм2-
18
10
18
18
18
18
3,0
10
20
20
3,0
3,0
3,0
Температура
исследуемого
газа (не вы-
выше), °С
60
60
150
50
60
70
60
60
60
150
60
60
150
Входные участки электрофильтров и других аппаратов с решеткой,
насадкой или другим видом сопротивления,
помещенным в рабочей, камере [12-27, 12-28]
Диаграмма
12-18
Условия набегания
потока на решетку
Центральное
Периферийное
Схема
х
L L*-L
г:
\
¦
J>0
t
Коэффициент сопротивления
C = P^/2
x 3 Г - 3 ft
где ^о отв определяют, как 0,5^ данного отвода,
по диаграммам шестого раздела; No находят по
табл. 12-1 —12-7; ?р определяют, как ? решетки,
насадки или другого вида сопротивления, по
данным диаграмм восьмого раздела; величина
0,013 / w-
(TJ Ч2 /Ср~ V^p Учитывается только в пре-
\HJDo) V
делах
0<#р/?>0<1,2
Г /i^o\2l 0,05
0^05 Яд
величина	— учитывается только при < 1,2
(Яд/ДоГ Do
599

Продолжение
Входные участки электрофильтров и других аппаратов с решеткой,
насадкой или другим видом сопротивления,
помещенным в рабочей камере [12-27, 12-28]
Диаграмма
12-18
Условия набегания
потока на решетку
Боковое
Схема
ж
Коэффициент сопротивления
АР
/гЛ2 ( н\
r = N +0 7С ( — 1 +0 1+1 2-20—Ч-
^ ° p\f) ' \ D Г
величина АС, —2 — 20Hp/DK учитывается только при
Hp/DK<0,l
При системе последовательно установленных решеток вместо ? принимают сумму
т
2.4 '"эк.р t^^K.p 1 "¦ ^эк.р 2 i •••"•"Ьк.р i ' ••• ' ^эк.р ш'
где тр—число последовательно установленных решеток; ?кр fs—~—
600

Электрофильтры (промышленные) [ 12-27, 12-28 ]
Диаграмма
12-19
Ар
где ?вх находят, как ?, по диаграмме 12-18;
?' получают, как ?, по диаграмме 3-6 в зависимости от а° и l/DBUX; при /ADBbIX = O С = 0,5;
в зависимости от Re и А см. диаграммы 2-1—2-6; D3 = 4FJH3; F3, Пэ — соответственно
площадь сечения и периметр просветов между осадительными пластинами или
осадительных труб
601

Электрофильтр (воздушный) типа ЭФ-2 [12-71, 12-77]
Диаграмма
12-20
66*
Пропускная способность Q,'m3/c, не
более
Начальное сопротивление с противо-
уносным фильтром А/? , Па
Эффективность очистки (по методи-
методике НИИСТ) г|ц, %
Пылеемкость при увеличении сопро-
сопротивления в 2 раза, кг/м2
Мощность, потребляемая агрегатом
питания из сети, Вт
0,56
39
95
0,3
80
Потребляемый ток, мА
Суммарная площадь поверхности
осадительных электродов So, м2
Расход воды на одну промывку, л,
не менее
Время одной промывки, ч
Время между двумя промывками,
недель
Число форсунок
Масса без питающего устройства, кг...
1
13,8
50
3
4—6
15
90
602

Электрофильтр (воздушный) типа ЭФ [12-71, 12-77]
Диаграмма
12-21
Поток
?9
Показатели
Площадь рабочего сечения
F,m2
Пропускная способность
при скорости потока 2 м/с
и удельной воздушной на-
нагрузке
7200м3/(м2-ч) Q, м3/с
Эффективность очистки (по
методу НИИСТ) цп9 %.
Начальное сопротивление
Ар*1:
с противоуносным фильт-
фильтром
без противоуносного
фильтра
Пылеемкость za (кг/м2)
рабочего сечения фильтра
(при увеличении его сопро-
сопротивления с противоунос-
противоуносным фильтром в 2 раза)
Напряжение на коронирую-
щих электродах, В
Напряжение на осадитель-
ных электродах, В
Потребляемый ток, мА
Потребляемая мощность,
Вт
Расход воды для промывки
фильтра (при давлении
0,3 МПа), м3/ч
Число секций шириной:
765 мм
1015 мм
Масса фильтра, кг
*1 В числителе Ар дано
Ф1Э1
1,5
2,78
90—95
39/4
4,9/0,5
1,5
13 000
6500
7
100
0,5
7
—
205
в Па, в
ФЗЭ2
2,9
' 5,30
90—95
39/4
4,9/0,5
1,5
13 000
6500
14
200
1,5
14

367
Тип фильтра
Ф5ЭЗ
4,9
9,20
90—95
39/4
4,9/0,5
1,5
13 000
6500
24
380
2,5
—
18
583
Ф8Э4
8,2
15,3
90—95
39/4
4,9/0,5
1,5
13 000
6500
42
600
4,0
24
12
963
Ф10Э5
9,8
18,0
90—95
39/4
4,9/0,5
1,5
13 000
6500
54
800
5,0

36
1120
\ знаменателе в кгс/м2.
Ф14Э6
14
27,8
90—95
39/4
4,9/0,5
1,5
13 000
6500
81
1100
7,0
—
54
1640
Ф18Э7
18,5
36,0
90—95
39/4
4,9/0,5
1,5
13 000
6500
ПО
1500
9,0
—
72
2150
603

Радиатор (сотовый) с шестигранными или круглыми трубками [12-60]
Диаграмма
12-22
где: 1)при	0.x/
°	см. график а;
2) при 275^Re*<500
Х = О,214Д0'4 см. график а\
СУд = (Л/^о-1J см. график б;
/0, По — площадь и периметр поперечного сечения
одной трубки; Fo—живое сечение радиатора
Т —Г
rjn	 Л ВЫХ	Л ВЗ
А см. табл. 2-3
%
16
12
8
ь
О
Л
0,05
0,04
001
0,02
"¦«¦¦
¦¦¦ви
--¦¦
¦нш
вваии
¦наш
MBS
в—¦,
нами.
мама
¦авва
¦*¦
нам
=9
ШШ
¦вам
¦аи
ваш
«ва
ааШ
иааш
ваш
вша
—BBJ—
¦нааан
¦вивши
- паи
— —
5ЯВ>
вавт
ШШ
¦—л
¦*—•
¦¦им
¦ввм
¦авш
=3в.
¦вам,
¦чна
вавя
ввви
«мм,
¦н«
ваам
¦ШЕ
591
¦ВМ
вшя
=91
вам
BJBI
ВМ
SZ
ваш
=¦
ваш
вял
аш
мв]
«¦¦
в«.
ВМ
¦а
ИМ
¦и
ИЯ
mm
шщ
m
¦в
ИИ|
¦С
¦Я
¦а
В
¦at
¦и
s:
sa
Ml
¦а
m
m
¦a
m
m
m
m
m
m
m
a
m
*
I
/
4i
m i
it.
*^'
mi
m i
— >
1 -
J -
1 0,0 П
<%OfC
;^-—i
¦- —
} 0,006
¦ Л ft ПА
• u9 Out
0
>0
Ш
BSS
¦BBBBB
вваваш
ваан
вааиааш
ваваана
W
ТО
ааавм
иааан
¦авва
¦ним
ИШВВ
ваааш
SS9
мнаа
\o06i
——*
¦нвмвшш
¦¦ —
I" W ' „
30 40
60 80
100 150
Значения X
200
300 400 Re
Re*
30
40
60
80
100
150
200
300
500
0,0050
0,032
0,031
0,030
0,029
0,028
0,028
0,027
0,026
0,026
0,0060
0,034
0,033
0,032
0,032
0,031
0,030
0,029
0,028
0,028
Л
0,0080
0,039
0,038
0,036
0,035
0,034
0,034
jO,033
0,031
0,031
0,0100
0,043
0,042
0,040
0,039
0,038
0,036
0,035
0,034'
0,034
0,0120
0,046
0,045
0,043
0,042
0,041
0,039
0,038
0,037
0,037
0,0150
0,050
0,049
0,047
0,046
0,045
0,042
0,041
0,039
0,039
1
\
\
\
V
\
\
\
У
0,6
пи
0,2
Q
V
\
у
\
C
Участок А
0,5 0,6 0,7 0,8 0,9Fa/Fj
¦ММ
^Участок А
—1—• i
0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0J 0,8 0,
Fo
рг
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
(Fl\
\FJ
оо
100
25,0
11,1
6,25
4.00
С.
00
81,0
16,0
5,43
2,25
1,00
Л
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
(FA2
UJ
2,78
2,04
1,56
1,23
1,00
УД
0,45
0,18
0,06
0,01
0
604

Радиатор (трубчато-ребристый) [12-61]
Диаграмма
12-23
Ар
где X==0,77/\3/Re см. график а в зависи-
зависимости от Re = wOax(ir/v, взятого в преде-
пределах 3000^ Re ^25 000; ?c«l,5(l-iy*oJ
см. график б
8®'*
Г —Г
* ВЫХ	"* ВХ .
zp—число рядов трубок
Re-10"*
X
0,2
0,061
0,3
0,054
0,4
0,049
0,5
0,045
0,6
0,043
0,8
0,039
1,0
0,036
1,2
0,034
1,6
0,030
2,0
0,029
2,5
0,027
3,0
0,025
Л
0,05
090<*
0,03
0,02
Ski
*^
2 3 4 5 10
ч
*1fcL
/ 2 4 3 4 *e
F'o
0
1,50
0,1
1,22
0,2
0,96
0,3
0,74
0,4
0,54
0,5
0,38
0,6
0,24
0,7
0,14
0,8
0,06
0,9
0,02
1,0
0
1с
0,8
ч
©
Замш
0 0,1 0,2 0,3 0,14 0,5 0,6 0,7
605

Радиатор трубчато-пластинчатый [12-61]
Диаграмма
12-24
где: 1) при 4000 < Re = w0 Mdr/v < 10 000
2) при Re>10 000
см. график б диаграммы 12-23;
z—число рядов трубок
, _ 2h2b0
r A,+6,
2+b0
Re 10-*
X
0,3
0,068
0,4
0,062
0,5 '
0,057
0,6
0,054
0,8
0,050
1,0
0,046
1,4
0,043
2,0
0,040
2,5
0,039
3,0
0,038
Л
1,07
\06
\0S
•^,
13 4 5 Ю
*fO3
** —
/ 2 3 Re
606

Калориферы [12-77]
Диаграмма
12-25
N9Z спирально-набивной
№1 пластинчатый
Тип и
характеристика
калориферов
КВБ—пластинча-
КВБ—пластинчатый, одноходо-
вой, средней мо-
модели; по направ-
направлению движения
воздуха имеет
три ряда трубок
с зигзагообразным
расположением
КФС — однохо-
довой, КМС—
многоходовой;
пластинчатый,
средней модели;
по направлению
движения возду-
воздуха имеют три ря-
ряда трубок с кори-
коридорным располо-
расположением
КФБ — однохо до-
вой, КМБ—мно-
КМБ—многоходовой; плас-
пластинчатый, боль-
большой модели; по
направлению
движения воздуха
Сопротивление воздушному потоку Ар* одного ряда калориферов
при массовой скорости потока в живом сечении р и>0, кг/(м • с)
(wo = Q/Fo; Fo—живое сечение)
3
—
8,9
0,9
11,8
1,2
4
15,6
1,6
13,7
1,4
18,7
1,9
* В числителе Ар дано в
5
20,6
2,1
27,5
2,8
Па,
6
31,0
3,2
28,5
2,9
37,3
3,8
7
37,3
3,8
49,0
5,0
8
50,4
5,1
47,0
4,8
60,8
"бУ
в знаменателе
9
57,0
5,8
75,5
7,7
10
73,5
7,5
68,7
7,0
90,5
9,2
в кгс/м2.
11
81,5
8,3
106
10,8
12
100,4
10,2
95,1
9,7
125
12,7
13
109
11,1
143
14,6
14
133
13,6
126
12,8
160
16,3
Формула
сопротивле-
сопротивления Ар, Па
1,5(рп0У-69
1,2(рщ)и76
l,73(pw0)'-72
607

Продолжение
Калориферы [12-77]
Диаграмма
12-25
Тип и
характеристика
калориферов
имеют четыре ря-
ряда трубок с кори-
коридорным располо-
расположением
КФСО —спи-
—спирально-навивной,
одноходовой,
средней модели;
по направлению
движения воздуха
имеет три ряда
трубок в шахмат-
шахматном порядке
КФБО—спи-
КФБО—спирально-навивной,
одноходовой,
большой модели;
по направлению
движения воздуха
имеет четыре ря-
ряда трубок, рас-
расположенных в
шахматном по-
порядке
СТД 3009В —
одноходовой и
СТД 3010В —
многоходовой;
пластинчатые;
средней модели;
имеют плоские
трубки, располо-
расположенные парал-
параллельно потоку
воздуха
Сопротивление воздушному потоку Ар* одного ряда калориферов
при массовой скорости потока в живом сечении ри>0, кг/(м -с)
(wo = g/fo; Fo—живое сечение)
3
30,4
3,1
36,3
3,7
9,8
1,0
4
53,0
5,4
64,7
6,6
16,7
1,7
5
83,5
8,5
99,0
10,1
24,5
2,5
6
116
11,8
141
14,3
34,4
3,5
7
165
16,8
191
19,4
44,2
4,5
8
215
21,9
245
24,9
56,0
5,7
9
270
27,5
308
31,4
68,6
7,0
10
336
34,2
381
38,8
82,5
8,4
11
405
41,2
458
46,7
97,2
9,9
12
486
49,5
543
55,2
115
11,7
13
572
58,2
628
64,0
133
13,5
14
656
66,8
721
73,5
151
15,4
Формула
сопротивле-
сопротивления Ар, Па
3,3 (pw0J-01
l,54(pvv0I-73
608

Продо^гжение
Калориферы [12-77]
Диаграмма
12-25
Аре, Па
СМ
W
6
ч
2
1
i 10
ч
2
10
ч
2
1
2
/
А
А
Г
j
У
/
А
У
А
/
у
/
У
/
/
у
У
А
J
г
/
V
А
/
к
V
А
(у
4/
w
А
А
\ 2
ф А
./ 4
' /
~А ^
Сопротивление потоку воды калориферов
всех типов определяют по графику
Apa=f(L, d) с поправочным коэффициентом
Ю
3 4 5 7
Число ходов в
калорифере тх
к,
Число ходов в
калорифере тх
к,
1
1,0
7
4,7
2
1,5
8
5,4
3
2,0
9
6,1
4
2,7
10
6,8
5
3,3
11
7,5
6
4,1
12
8,2
Калорифер гладкотрубчатый
Диаграмма
12-26
ш
Ар,
Па
200
160
ПО
80
Двухрядные: Ар = 0,613 fPcpWoI*81 Па см. кривую 1; трех-
трехрядные: Ар = 0,86 (PcpWoI* Па см. кривую 2; четырехряд-
четырехрядные: Ар =1,11 (pcpH>0)lt8* Па см. кривую 3
Значения Ар
Fn—живое сечение
у
/
/
/
у
N
У
кгс/пг
20
16
12
8
Ч
Г2 J>q,
Кривая
1
2
3
1
2
3
Кривая
2
3
1
2
3
р w0, кг/(м2-с)
Па
0,06
0,08
0,11
0,22
0,31
0,40
0,77
1,10
1,40
1,60
2,20
2,90
2,70
3,80
4,90
РсРЩ> кг/(м2-с)
12
14
16
18
Па
кгс/м 2
58,7
77,5
100
76,5
102
132
96,3
129
168
115
160
206
6,00
7,90
10,2
7,80
10,4
13,4
9,80
13,2
17,1
11,7
16,3
21,0
10
0,59
0,79
1,08
2,16
3,04
3,92
7,55
10,8
13,7
15,7
21,6
28,5
26,5
37,3
48,1
39,2
55,8
71,5
4,00
5,70
7,30
20
140
197
255
14,3
20,1
26,0
20 Зак. 1581
609

Электрокалориферы [12-77]
Диаграмма
12-27
Характеристика
Мощность, кВт
Мощность одной
секции, кВт
Площадь F живо-
живого сечения для
прохода воздуха,
м2
Перепад темпера-
температуры, °С
Пропускная спо-
способность (по воз-
воздуху) G, кг/с
Сопротивление
потоку воздуха
Ар*
Масса, кг
Размеры, м:
длина
ширина
высота
СФО-25/1-Т
25
6,25
0,076
48
0,592
24,7
2,52
67
0,48
0,63
0,657
СФО-40/1-Т
40
10
0,133
43
0,94
21,4
2,18
100
0,48
0,75
0,807
Тип калорифера
СФО-60/1-Т
60
15
0,255
42
1,43
18,0
1,83
134
0,48
0,87
0,957
СФО-100/1-Т
100
25
0,318
46
2,50
20,0
2,10
197
0,48
0,99
1,107
* В числителе Ар дано в Па, в знаменателе в кгс/м2.
СФО-160/2-Т
160
40
-
0,555
46
3,33
15,2*
1,56
312
0,48
1,23
1,407
СФО-250/1-Т
250
62,5
0,800
47
5,20
17,7
1,80
421
0,48
1,35
1,707
610

Пучок гладких труб (поперечный), расположенных в шахматном порядке;
3	5 [12-6, 12-58]
Диаграмма
12-28
'у'/У////////////,
Ар
Рср^Оср/2
= ф^ Rec-°-27
Pi*Vi/2 \p
2,0
1,6
ц
0,8
\
©
0,1 0,3 0,5 0,7 0,9 /,/ f,J 1,5 I
Re
-4Z7
I) SJdH<\,44 и 0,1 ^J< 1,7:
A = 3,2 + 0,66al+(\3,\-9,lSJdH)@,8 + 0,2al),
где a1=(l,7—^1>5 см. график a; ReJp0>27 см. график б;
\|/ см. ниже; J=E,-dJ/E'2-<0;
30
0,34
45
0,57
60
0,80
90
1,0
2) 5^^1,44 и O,1<J<1,7: А = 3,2+0,66^;
3) ^/4,< 1,44 и 1,7<д<б,5: Л=A,88-51Я)A+1J;
4) 1,44<51/^,<3,0 и 1,7<J^6,5: Л=0,44?Л-1J;
5) 3<ЗД,<10 и J>1,7: A = \Mbt, где b^isj
см. график в.
0,10
0,8
o.s
gtf.
\
4
4
4
V
N.
-
6 8Ю1 Z 3 * 6 8
cp
0,16
о,/г
0,08
0,04
о
\
\
\
\
0
7	8 9 S,/<t«
S
0,1
2,02
0,2
1,84
0,4
1,48
0,6
1,15
0,8
0,86
1,0
0,59
1,3
0,25
1,7
0
20*
611

Продолжение
Пучок гладких труб (поперечный), расположенных в шахматном порядке;
3103R	rf/105 [12-6, 12-58]
Диаграмма
12-28
Recp
Re-27
3-Ю3
0,117
4103
0,106
6103
0,095
8-Ю3
0,089
104
0,083
2-Ю4
0,069
4 104
0,057
6-10*
0,051
8-104
0,047
105
0,045
SJdH
bt
3
0,204
4
0,131
5
0,098
6
0,074
7
0,058
8
0,048
9
0,040
10
0,035
cp
lcp
273 ш
^ср
СР.
zp — число поперечных рядов труб в пучке; v—в зависимости от Гср см. параграф 1-2
Для загрязненных пучков
¦эгрл
Пучок гладких труб (поперечный) с коридорным расположением
3-103<Кеср-н;Оср^><105 [12-6, 12-58]
Диаграмма
12-29
'///////////////////////А
JH2H	(
ш=-0,2; 51=E'1-«/н)/E2-^и); Re"p см. график а при
Jx = l,0; \|/ см. ниже.
е°
30
0,30
45
0,54
60
0,82
90
1,0
2) SJda>S2/dH: 1,0<J^8,0:
A'=0,3$a2{SJdu-l)-°-$, где а2=(^-0,94)-°-59 см.
график б
Re"p см. график a; m=—0,2/si;
8,0<Jt< 15: А = 0,118(ЗД,-1)>5;
612

Продолжение
Пучок гладких груб (поперечный) с коридорным расположением
3-103<Recp = wOc,A/v<105 [12-6, 12-58]
Диаграмма
12-29
«л
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
О, U
0,3
\
\
\
\
\
ч
г з
7	S;
Значения Re"
1,0
1,4
1,8
2,2
2,6
3,0
3,4
3,8
4,2
3
0,20
0,44
0,61
0,72.
0,79
0,84
0,87
0,90
0,92
•4
0,19
0,43
0,60
0,71
0,78
0,83
0,87
0,89
0,91
6
0,18
0,41
0,59
0,70
0,78
0,83
0,86
0,89
0,91
' 8
0,17
0,40
0,57
0,69
0,77
0,82
0,86
0,88
0,90
Recp-10-
10
0,16
0,39
0,56
0,68
0,76
0,81
0,85
0,88
0,90
20
0,14
0,36
0,54
0,66
0,75
0,80
0,84
0,87
0,89
40
0,12
0,34
0,52
0.65
0,73
0,80
0,83
0,87
0,89
60
0,11
0,32
0,51
0,64
0,72
0,79
0,83
0,86
0,88
90
0,10
0,31
0,50
0,63
0,71
0,78
0,82
0,86
0,88
аг
1,0
5,26
2
0,97
3
0,65
4
0,52
5
0,43
6
0,38
7
0,34
8
0,32
„ Гср, рср, w0 z , v и С,гр см. диаграмму 12-28
613

Пучок труб (поперечный) с ребрами [12-6]
Диаграмма
12-30
1,6
h*
1,2
1,0
0,8
0,6
/
(
/
/
(f)
6 C/dr
1. Шахматное расположение труб при l/dr
= 0,16-^6,55
a) 2,2 103<Re(<l,8 105:
PcpW0cp/2
где cz см. ниже
ZP
cz
c'z
3
1,11
1,30
4
1,05
1,14
5
1,01
1,05
6
1,0
1,0
6) Re,>l,8-l05:
где {l/drH'2 см. график a; Re, = wOcp//v [/
для труб с круглыми ребрами см. формулу
A2-17) и для труб с квадратными ребрами
см. формулы A2-19) и A2-20); dT см.
формулу A2-18)].
2. Коридорное расположение труб при
К = 0,9-г-11,0:
^i HSi ~(QI(S2-<Q\	h =0,5-2,0	и
4,3 • 103<Ref<l,6 -105: S^ciRef °'°8zp +
с; см. таблицу; c;=0,52(//rfr)°-3a3, где a3 =
=^Г0>68 см. график б; Д^„ Тср, рср, wOcp,
zp, v и ?гр см. диаграмму 12-28
l/dT
(/ЯH-3
0,16
0,58
0,20
0,62
0,40
0,76
0,8
0,92
1,2
1,06
1,6
1,15
2,0
1,23
2,5
1,32
3,0
1,39
4,0
1,52
5,0
1,62
6,0
1,71
6,5
1,76
0,50
1,60
0,75
1,22
1,00
1,00
1,25
0,85
1,50
0,76
1,75
0,68
2,0
0,62
"з
1,2
?
\
\
0
Ofi 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 Т,6 1,3 S,
614

Пучки труб (поперечные) различной формы сечения [12-5]
Диаграмма
12-31
Трубы пучка, их расположение и схема
Коэффициент сопротивления
•рср^ср/2'
Ар
Продольно-ребристые (плавниковые), в шах-
шахматном порядке
У/////////////////////////////,
где ?' находят так же, как С,, по диаграмме
12-28.
Если ребра входят в зазор между трубами,
то вместо и>Оср принимают
'/////////////////////////,
Овальные, в коридорном порядке
?8ых
Овальные, в шахматном порядке
'/////////У/////////////
s
У7УУ,
Y///Y/'
f^i
У777,
7
95ы*
Каплеобразные, в шахматном порядке
'///////////////////'/Л
-о,О1б+дг;,
615

Продолжение
Пучки труб (поперечные) различной формы сечения [12-5]
Диаграмма
12-31
Трубы пучка, их расположение и схема
Коэффициент сопротивления
'Pcpw0cp/2'
,,_?> «VfLVteV
Типа «Элеско», в шахматном порядке
S////A '/А////////////////
С проволочным оребрением
—- = 2,1-3,0; «1,5 + 2,5;
/у////////////////////
Мобых
Щ.1
Ux
J>6x
Y777/
^YT/
V77.
v
б) Re > 6000:
-0.365 /L \ 0.15 А/ \0Д
-0,365 /L \О.15 /Л \0Д
V \Л2<
бандажная проволока
0,510,7мм, в~
i> ^сР> РсР. wocp) zn. v и СгР см- Диаграмму 12-28
616

Теплообменники различные
Диаграмма
12-32
Теплообменник и схема
Коэффициент сопротивления ?=-
Кожухотрубный при продольном омывании
труб
r-hACr где Хп см. диаграмму 2-9
оооооооо
оооооооооо
ороооооооооо
ооооооооо
ооооооо
OQOOQ
ОиООО
оооооооооо
ооооооооооо
OOOQOOOOOOOO
оооооооооо
оооооооо
оооо
Кожухотрубный при протекании потока по
трубам
диаграммы 2-1—2-6
Двухходовой с поперечно-омываемым пучком
труб (поворот на 180°)
1о уч	^180 находят, как С
П-образного колена при /0/60 = 0, по диаграм-
диаграмме 6-13; ?пуч определяется, как ? соответствую-
соответствующего пучка труб, по диаграммам 12-28—12-31
Со смешанным омыванием пучка труб (пере-
(перемежающиеся участки поперечного и продоль-
продольного омывания)
\v где для схемы а ?пуч находят,
как ? соответствующего пучка, на диаграммах
12-28 —12-31, взятый только для половины
рядов пучка труб каждого участка поперечного
омывания; для схемы b ?пуч определяется, как ?
пучка, на тех же диаграммах, но для всех
рядов труб, захваченных перегородкой, и для
половины труб, выступающих из нее; ?тр =
~\JjdT где Хп см. диаграмму 2-9 (для про-
продольных пучков); Д?„ Гср, рср, wQcp, v см.
диаграмму 12-28
a)
617

Рекуператоры [12-54, 12-101]
Диаграмма
12-33
Характеристика
Коэффициент сопротивления
Ребристые, чугунные {dr = 0,0425 м)
1) По воздушной стороне (течение
внутри труб):
^ 1,06 +0,04 ^
2) по газовой стороне (внешнее обте-
обтекание труб):
б) Re 2* 10*:
Для загрязненных труб ?гр=A,2-г-1,3)?
Ребристо-зубчатые
В
¦#¦
1) По воздушной стороне (течение
внутри труб):
б)
» 1,06+0,77^ Re0-22+Д&
«г
;= i,O6+o,io-^
2) по < азовой стороне (внешнее обте-
обтекание труб):
a) Re<104:
б) Re>104:
Для загрязненных труб ?гр = A,2 -т-1,3
„ Гср, рср) wOcp, zp и v см. диаграм-
диаграмму 12-28
618

Нагревательная печь с поворотом потока на 180° в одной плоскости
при наличии плоской рассечки и садки;
Re=^i^8 105 [12-94]
Диаграмма
12-34
i
Всасывание:
7!7),fft?
ImiiiJ Г1 li]i|iiil
pwi/2
нагнетание:
Ар
—у^ см. график а;
Ум
г	— см. график б
9*112
Значения С, при всасывании
№ варианта
1
2
3
4
5
А/«о
0,2
11,5
10,0
5,8
0,25
12,0
9,5
8,5
5,4
4,2
0,30
9,0
7,6
7,0
4,1
3,5
0,35
7,5
6,3
6,2
3,6
. 3,2
0,40
6,5
5,5
5,7
3,3
3,1
0,45
6,0
5,2
5,4
3,2
3,1
0,50
5,7
4,9
5,2
3,2
3,1
0,55
5,5
4,8
5,1
3,3
3,2
0,60
5,4
4,8
5,2
3,4
3,4
0,65
5,5
5,0
5,5
3,5
3,5
0,70
5,6
5,3
5,6
3,6
3,7
г
ю
\\\
\\\
\
>
Ь/йо*О9127*
b/uo-Qfi76
^ i m
©
ол о*
0,6 h/a0
0,6 Л/ао
619

Продолжение
Нагревательная печь с поворотом потока на 180° в одной плоскости
при наличии плоской рассечки и садки;
Re = ^^8.l05 [12-94]
Диаграмма
12-34
Значения ? при нагнетании
№ варианта
2
3
4
5
No,
0,2
9,8
7,0
4,0
0,25
11,5 .
7,2
5,5
4,7
3,3
0,30
9,3
6,5
4,9
3,9
2,8
0,35
8,0
5,8
4,5
3,5
2,7
0,40
7,2
5,5
4,3
3,4
2,6
0,45
6,7
5,3
4,2
3,3
2,6
0,50
6,5
5,2
4,2
3,3
2,6
0,55
6,4
5,2
4,2
3,3
2,6
0,60
6,3
5,2
4,2
3,3
2,6
0,65
6,4
5,3
4,3
3,3
2,6
0,70
6,4
5,4
4,4
3,3
2,6
Дефлекторы [12-95, 12-96]
Диаграмма
12-35
Тип дефлектора, схема и коэффициент сопротивления
Ар
Тип дефлектора, схема и коэффициент сопротивления
г- АР
ЦАГИ, круглый, ; = 0,64
Шанар-Этуаль
?=1,0
ЦАГИ, квадратный;
остроугольный, ? = 0,7
с цилиндрическим кожухом, ? = 0,65
it
620

Продолжение
Дефлекторы [12-95, 12-96]
Диаграмма
12-35
Тип дефлектора, схема и коэффициент сопротивления
Ар
|Гип дефлектора, схема и коэффициент сопротивления
Григоровича
С = 1,04
ЦАГИ, унифицированный для вагонов с пере-
переходным патрубком, С, — 2,6 (с крышкой)
ЦАГИ, унифицированный, ?= 1,4 (без крышки)
для
вагонов без переходного патрубка ? = 3,0 (с
крышкой)
Чеснокова ?=10,6 (без крышки)
?=11,6 (с крышкой)
621

Фонари (аэрационяые) различных типов [12-80]
Диаграмма
12-36
Тип фонаря и схема
//А
Батурина-Брандта с решеткой
45
1,3
В/2
В/2
6,5
То же со створками
80
1,3
6,8
ЛД-4
1,46
Ц67В
О,ОвВ
8,3
ЛЕН ПСП с двумя створками
То же с тремя створками
80
80
1,49
1,49
3,9
3,9
КТИС
40
1,12
4,3
622

Продолжение
Фонари (аэрационные) различных типов [12-80]
Диаграмма
12-36
Тип фонаря и схема
//А
МИОТ-2
МИОТ-2а
0
0
0,69
0,86
9,0
5,8
ПСК-1
1,45
цщ,„ . о,от
5,3
ПСК-2—при летнем режиме
ПСК-2—при зимнем режиме
1,0
1,0
5,1
8,6
Двухъярусный
40
1,12
о,ш	 от
4,2
40
1,12
4,6
623

Продолжение
Фонари (аэрационные) различных типов [12-80]
Диаграмма
12-36
Тип фонаря и схема
//А
Рюкина—Ильинского
озоп
40
0,58
4,3
Фонарь-здание
40
1,12
3,3
Фонари с панелями (прямоугольные аэрационные) [12-92]
Диаграмма
12-37
12
8
\
\
¦*¦	¦
0,8 1,2 (,6 2ft Uh
pwl/2
где a=f(a);
/
Ilk
0,5
16
1,0
5,0
1,5
2,6
2,0
1,8
2,5
1,3
ос
0,7
а0
а
35
8,25
45
5,25
55
3,15
624

Элиминаторы [12-91]
Диаграмма
12-38
pwo/2
где wo = Q/Fo; Fo—живое сечение
*>
Тип элими-
натора
а
б
в
г
д
Место установки элими-
натора
После камеры
То же
До камеры
После камеры
До камеры
После камеры
До камеры
17,7
9,40
7,30
8,40
3,40
13,9
8,90
Тип элими-
натора
е
ж
3
и
к
Место установки элими-
натора
После камеры
То же
До камеры
После камеры
То же
»
10,7
8,00
5,50
8,80
9,60
16,9
625

Взаимное влияние сочетания «отвод—отвод»; Re>104 [12-14, 12-18, 12-19,
12-26, 12-48, 12-49, 12-90]
Диаграмма
12-39
fi*0'
f С +Я' С
J
где ?2—суммарный коэффициент сопротивления отводов данной системы (узла) при их
Ар	А/7
совместной работе; С, г—=— и ?ms—=	коэффициенты сопротивления соответственно
pwt/2	pwl/2
первого и второго отводов, приведенные к одной и той же скорости w0 и определяемые
по данным соответствующих диаграмм шестого раздела для изолированных отводов;
\|/=-—~	степень взаимного влияния, см. таблицу
S1+S2
Относительный
радиус закругления
До/Л>
1,0
2,5
Отвод
первый
«1
90
90
90
90
45
45
90
90
90
60
45
45
90
второй
го
62
90
90 '
90
45
90
45
90
90
90
60
45
90
45
Значения
Угол Р°
взаимной
ориентации
180
90
0
90
90
90
180
90
0
180
180
90
90
Относительное
0—1
0,80
0,90
0,60
0,75
0,95
0,55
0,85
0,85
0,60
0,85
0,80
0,95
0,85
Св
расстояние l/Dn между <
. 1 до 2
0,80
0,85
0,65
0,75
0,95
0,55
0,80
0,80
0,60
0,85
0,80
0,95
0,80
Св. 2 до о
0,75
0,80
0,70
0,65
0,80
0,60
0,75
0,75
0,70
0,85
0,75
0,90
0,80
Св
отводами
.6 до 10
0,80
0,90
0,80
0,70
0,70
0,65
0,85
0,85
0,80
0,90
0,80
0,85
0,85
626

Взаимное влияние сочетаний «отвод-тройник» (отвод E = 90°,#0//?0 = 2, 3;
тройник а = 90°); ЛО/?О = 2,3 Re>104 [12-14, 12-18, 12-19, 12-26, 12-40,
12-50, 12-90]
Диаграмма
12-40
где ?м =———коэффициент сопротивления отвода, определяемый по соответствующей
pWo/2
диаграмме шестого раздела для изолированного отвода; ?'2s
w
Ар	/wcy
= ^2° — —коэффициент
сопротивления соответствующего ответвления тройника (прохода или бокового ответвления),
приведенный к скорости w0; ?2 с—коэффициент сопротивления соответствующего ответвления
тройника, определяемый по соответствующей диаграмме седьмого раздела для изолированного
тройника (Сг.с^Сс.б или Сг.с^Сс.п)» ^ —см- таблицу; C—угол взаимной ориентации соседних
элементов
Значения \|/
0
90°
180°
Тип сечения и взаимная ориентация
3
4
2S ^
L
\
t
?/7
tea
4
1
1—26
1—2п
^ 25
1—26
1—2п
IIDO
0—2
0,75
0,87
0,20
0,92
0,97
0,93
0,90
Св. 2 до 4
0,80
0,88
0,40
0,93
0,97
0,93
0,90
Св. 4 до 10
0,82
0,90
0,70
0,97
0,98
0,93
0,90
Св. 10 до 20
0,95
0,95
0,95
1,0
1,0
0,97
1,0
26; 2п; 1—26; 1—2п — см. диаграмму 12-42
627

Взаимное влияние сочетания «тройник — отвод» (отвод 5 = 90°, Jf?0/D0 = 2, 3;
тройник а = 90°); Re>104
[12-14, 12-18, 12-19, 12-26, 12-48, 12-49, 12-90]
Диаграмма 12-41
Ар
где ?i.c = —j~r—коэффициент сопротивления прохода или бокового ответвления тройника,
приведенный к скорости wc и определяемый по соответствующим диаграммам седьмого
раздела для изолированного тройника; цм = —=——коэффициент сопротивления отвода,
pwt/2
MS'
где См = 1—17^—коэффициент сопротивления отвода,
приведенный к скорости w{
определяемый по соответствующей диаграмме шестого раздела для изолированного отвода I;
Р—угол взаимной ориентации элементов; \|/—см. таблицу
Значения \|/
р°
Тип сочетаний и взаимная
ориентация
UD0
0-2
Св. 2 до 4
Св. 4 до 10
Св. 10 до 20
п
0,90
0,93
1,40
1,25
0,95
1,10
0,97
1,0
90
' 1"
-i
0,95
0,95
0,97
1,00
0,95
1,00
0,97
1,00
180
1 i "
1,05
1,03
0,60
0,80
0,97
0,90
1,0
1,0
628

Взаимное влияние сочетаний «тройник—тройник» (тройники а = 90°) при
VDC>6; Re>104
[12-14, 12-18, 12-19, 12-26, 12-48, 12-49, 12-90]
Диаграмма 12-42
Ар
где цсп = ——— коэффициент сопротивления прохода тройника (участок между первым
и вторым боковым ответвлением), определяемый по соответствующей диаграмме седьмого
Ар	fwc\2
раздела для изолированного тройника; ^2.с =	7 = ^2.0 — —коэффициент сопротивления
w'
второго тройника, приведенный к скорости w'c;
— коэффициент сопротивления
соответствующего ответвления (прохода или бокового ответвления) тройника, определяемый
по диаграммам седьмого раздела для изолированного тройника (^2.с===Сс.б
Р — угол взаимной ориентации соседних элементов; \|/ — см. таблицу
Значения v|/
0
90
180
0
90
Тип сочетания и взаимная
ориентация боковых ответ-
ответвлении
Раздающий колле
ктор
Смешанный колле
1
Zn
1 Г
жтор
1-26
1-2п
0-2
1,45
1,15
•
0,70
0,80
1,07
0,50
1,15
Св. 2 до 4
1,3
1,0
0,67
0,87
1,03
0,70
1,07
Св. 4 до 6
1,2
0,97
0,75
0,95
1,0
0,90
1,03
Св. 6 до 10
1,10
0,95
0,85
1,0
1,0
1,0
1,0
Св. 10 до 20
0,95
0,95
0,95
1,0
1,0
1,0
1,0
629

Продолжение
Взаимное влияние сочетаний «тройник — тройник» (тройники а = 90°) при
1O/DC>6; Re>104
[12-14, 12-18, 12-19, 12-26, 12-48, 12-49, 12-90]
Диаграмма 12-42
180
Тип сочетания и взаимная
ориентация боковых ответ-
ответвлений
.. 1
, 1 *
Г
га
1-26
1-2п
//А,
0-2
1,30
1,30
1,45
Св. 2 до 4
1,17
1,17
1,25
Св.4 до 6
1,05
1,07
1,05
Св. 6 до 10
1,0
1,03
1,0
Св. 10 до 20
1,0
1,0
1,0
26—боковое ответвление второго тройника; 2п—проход второго тройника; 1—26 участок
от первого элемента до второго тройника; 1—2п—участок от первого элемента до прохода
второго тройника
Взаимное влияние сочетаний «сборный тройник—коллектор», «отвод—кол-
«отвод—коллектор» (а=90°); Re>104
[12-14, 12-18, 12-19, 12-26, 12-48, 12-49, 12-90]
Диаграмма 12-43
где ?i s—j	коэффициент сопротивления первого элемента, приведенный к скорости w0,
определяемый по диаграмме соответствующего раздела для изолированного элемента;
Ар
?2п==—j	коэффициент сопротивления второго участка прохода, приведенный к скорости
= —?	коэффициент сопротивления прохода тройника, определя-
— , где
емый по соответствующей диаграмме седьмого раздела для изолированного тройника];
— коэффициент сопротивления второго бокового ответвления тройника (коллек-
" pwi/2
тора), приведенный к скорости vvo[^.6 = ^c>6()vc/woJ, где Сс.б~"
^
— коэффициент сопротивле-
ния бокового ответвления, определяемый по соответствующей диаграмме седьмого раздела
для изолированного тройника]; C — угол взаимной ориентации элементов; \|/ — см. таблицу
630

Продолжение
Взаимное влияние сочетаний «сборный тройник—коллектор»—«отвод — кол-
коллектор» (а = 90°) Re>104
[12-14, 12-18, 12-19, 12-26, 12-48, 12-49, 12-90]
Диаграмма 12-43
Значения v|/
Тип сочетаний и взаимная ориен-
ориентация элементов
Р!
0
0
90
180
0
90
180
0
Схема
fll
f' 1" 1
г\,шя	тяяттт1 т	v
( \
6' l'l )t
О (
\
0
0
0
0
180
180
.180
90
hi Do
0-2
0,50
0,50
0,72
1,05
0,60
0,90
1,05
0,65
Св. 2 до 4
0,70
0,70
0,80
1,15
0,85
0,95
0,95
0,87
Св. 4 до 6
1,0
0,95
1,0
1,25
0,93
0,95
1,00
1,07
Св. 6 до 8
1,15
1,20
1,25
1,40
0,95
1,05
1,03
1,20
Св. 8 до 10
1,40
1,45
1,60
1,00
1,10
1,10
1,35
Св. 10
до 12
1,55
1,60
1,70
1,07
1,15
1,20
1,45
631

Продолжение
Взаимное влияние сочетаний «сборный тройник—коллектор»—«отвод — кол-
коллектор» (а = 90°) Re>104
[12-14, 12-18, 12-19, 12-26, 12-48, 12-49, 12-90]
Диаграмма 12-43
Тип сочетаний и взаимйая ориен-
ориентация элементов
90
90
180
Схема
4.L,..,, r\— ..*
Pa
90
90
90
0-2
0,75
0,80
1,0
Св. 2 до 4
0,80
0,85
0,98
Св. 4 до 6
0,90
1,00
1,11
Св. 6 до 8
1,05
1,12
1,25
Св. 8 до 10
1,20
1,25
1,40
Св. 10
до 12
1,30
1,35
1,5
Изменение расстояния /2/?0 между боковыми ответвлениями раздающего коллектора
в пределах (l-rl0)Dc практически не влияет на коэффициент \|/
Взаимное влияние сочетания «фасонная часть-—арматура»; Re>104
[12-14, 12-18, 12-19, 12-26, 12-48, 12-49, 12-90]
Диаграмма 12-44
где ?'м = —i~	коэффициент сопротивления фасонной части (тройника, отвода), определяемый
pwg/2
- г» - АР
по диаграммам соответствующих разделов для изолированных фасонных частей; C,M = —j~ —
pwo/^
то же для арматуры, определяемый по соответствующим диаграммам девятого раздела
для изолированной арматуры и приведенный к скорости vv0; v|/ — степень взаимного влияния,
см. таблицы
1. Сочетание «отвод — арматура» при всех возможных ориентациях
632

Продолжение
Взаимное влияние сочетания «фасонная часть — арматура»; Re>104
[12-14, 12-18, 12-19, 12-26, 12-48, 12-49, 12-90]
Диаграмма 12-44
Значения \|/
Сочетание
Отвод — клапан проход-
проходной
Отвод—клапан угловой
Отвод—клинкерная за-
задвижка
Относительное расстояние между
отводами и арматурой l/D0
0-2
0,90
1,06
1,20
Св. 2 до 6
0,93
1,04
1,10
Св. 6 до 10
0,96
1,02
1,05
2. Сочетание «арматура—отвод» при всех возможных ориентациях
Значения \|/
Сочетание
Клапан проходной—
отвод
Клапан угловой — отвод
Клинкерная задвижка—
отвод
Относительное расстояние между арматурой
и отводом l/D0
0-1
0,97
0,95
1,10
Св. 1 до 2
0,97
0,96
1,08
Св. 2 до 6
0,98
0,97
1,05
Св. 6 до 10
0,98
0,98
1,02
3. Сочетание «тройник — арматура»
Значения \|/
Тип сочетания
ьЧ>о<] н*?о<|
х—т—0о<] -М>о<]
Относительное расстояние между пересечением осей
тройника и арматурой l/D0
0-2
0,94
Св. 2 до 6
0,96
Св. 6 до 10
0,98
633

Продолжение
Взаимное влияние сочетания «фасонная часть—арматура»; Re>lO4
[12-14, 12-18, 12-19, 12-26, 12-48, 12-49, 12-90]
Диаграмма 12-44
4. Сочетание «клапан—тройник»
Значения \|г
Взаимная ориентация элементов
Относительное расстояние между арматурой и пересече-
пересечением осей тройника I[DQ
0-2
0,98
Св. 2 до 6
0,99
Св. 6 до 7
1,0
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
ПЕРВЫЙ РАЗДЕЛ
1-1. Абрамович Г. Н. Прикладная газовая
динамика. М., 1969. 824 с.
1-2. Альтшуль А. Д. Гидравлические сопро-
сопротивления. М., 1982. 224 с.
1-3. Альтшуль А. Д., Киселев П. Г. Гидрав-
Гидравлика и аэродинамика. М., 1975. 327 с.
1-4. Аэродинамический расчет котельных ус-
установок/Под ред. С. И. Мочана. Л., 1977.
255 с.
1-5. Брановер Г. Г., Гельфгат Ю. М., Василь-
Васильев А. С. Турбулентное течение в плоскости,
перпендикулярной магнитному полю//Изв.
АН Латв. ССР. сер. физ.-тех. наук. 1966.
№ 4. С. 78—84.
1-6. Бурдуков А. П., Валукина Н. В., Ноко-
ряков В. Е, Особенности течения газожидкост-
газожидкостной пузырьковой смеси при малых числах
Рейнольдса//Ж-л прикладной механики и тех-
нич. физики. 1975. № 4. С. 137—139.
1-7. Бурдун Г. Д. Справочник по междуна-
международной системе единиц. М.,1971. 231 с.
1-8. Вакина В. В. Истечение вязких жидкос-
жидкостей при высоких перепадах давления через
дроссельные шайбы//Вестн. машиностроения.
1965. № 8. С. 93—101.
1-9. Витков Г. А., Орлов И. И. Гидравличес-
Гидравлические расчеты систем по их интегральным
характеристикам (гетерогенные системы). М.,
1980. 16 с. Деп. в ВИНИТИ 28.01.80.,
№ 337—80.
634
1-10. Витков Г. А., Орлов И. И. Гидравли-
Гидравлические расчеты систем по их интегральным
характеристикам (гомогенные системы). М.,
1980. 30 с. Деп. в ВИНИТИ 28.01.80.,
№ 338—80.
1-11. By лис Л. А., Парамонова Т. А., Фомен-
Фоменко Б. А. О сопротивлении при течении жидко-
жидкого металла в магнитном поле//Магнитная
гидродинамика. 1968. № 1. С. 68—74.
1-12. Гартман Ю., Лазарус Ф. Эксперимен-
Экспериментальное исследование течения ртути в одно-
однородном магнитном поле//Гаррис Л. МГД-те-
чения в каналах. М., 1963. 262 с.
1-13. Геллер 3. И., Скобелыдш Ю. А., Межи-
дов В. X. Влияние колец на истечение жид-
жидкости из насадок и отверстий // Изв. вузов.
Нефть и газ. 1969. № 5. С. 65—67.
1-14. Гении Л. Г., Жилин В. Г. Влияние про-
продольного магнитного поля на коэффициент
сопротивления при течении ртути в круглой
трубе//Теплофизика высоких температур. 1966.
Т. 4. №2. С. 233—237.
1-15. Гижа Е. А. Стабилизация напорных ту-
турбулентных потоков после местных сопротив-
сопротивлений: Дис. ... канд. техн. наук. Киев,
1986. 186 с.
1-16. Гиль Б. Б, Приближенный метод рас-
расчета поля скоростей в задачах МГД-сепара-
ции//Новые физические методы сепарации
минерального сырья. М., 1969. С. 59—68.
1-17. Гиневский А. С, Солодкин Е. Е. Гидра-
Гидравлическое сопротивление кольцевых каналов

//Промышленная аэродинамика № 20. М.,
1961. С. 202—215.
1-18. Гиневский А. С, Солодкин Е, Е. Аэро-
Аэродинамические характеристики начального уча-
участка трубы кольцевого сечения при турбулент-
турбулентном течении в пограничном слое//Промыш-
слое//Промышленная аэродинамика. № 12. 1959. С. 155—168.
1-19. Грабовский А. М., Костенко Г. Н. Ос-
Основы применения единиц СИ в тепловых
и гидравлических расчетах. Киев, 1965. 106 с.
1-20. Губарев Н. С. Местные сопротивления
арматуры трубопроводов воздуха высокого
давления//Судостроение. 1957. № 3. С. 41 —
46.
1-21. Гухман А, А. Введение в теорию подо-
подобия. М., 1963. 254 с.
1-22. Дейч М. Е., Зарянкин А. Е. Гидрогазо-
Гидрогазодинамика. М., 1984. 284 с.
1-23. Еловских Ю. П. К расчету параметров
газа в трубопроводе // Пневматика и гидравли-
гидравлика. М., 1979. Вып. 6. С. 132—141.
1-24. Зелькин Г, Г. Гидравлическая индукция
при пуске несжимаемой жидкости в заполнен-
заполненный и незаполненный трубопровод с местны-
местными сопротивлениями//Инж.-физ. ж-л. 1984.
Т. 47. № 5. С. 856—857.
1-25. Зелькин Г. Г. Нестационарные течения
в местных сопротивлениях. Минск, 1981. 141 с.
1-26. Зелькин Г. Г. Явление гидравлической
индукции при неустановившемся движении
несжимаемой вязкой жидкости // Инж.-физ.
ж-л. 1971. Т. 21. № 6. С. 1127—1130.
1-27. Идельчик И. Е. Насадки// БСЭ. 1953.
Т. 29. С. 184—185.
1-28. Идельчик И. Е. Гидравлические сопро-
сопротивления (физико-механические основы). М.,
1954. 316 с.
1-29. Идельчик И. Е. Некоторые замечания
по поводу гидравлических потерь, возникаю-
возникающих при движении реальной жидкости (газа)
в напорных системах//Известия вузов. Энер-
Энергетика. 1975. № 9. С. 99-104.
1-30. Киселев П. Г. Гидравлика, основы ме-
механики жидкости. М., 1980. 360 с.
1-31. Комлев А. Ф., Скобельцын Ю. А., Гел-
Геллер 3. И. Влияние формы и размеров входа
на коэффициент расхода внешних цилинд-
цилиндрических насадков //Изв. вузов. Нефть и газ.
1968. № И. С 59—61.
1-32. Левин В. Б., Чененков А. И. Эксперимен-
Экспериментальное исследование турбулентного тече-
течения электропроводной жидкости в трубе
в продольном магнитном поле // Магнитная
гидродинамика. 1966. № 4. С. 147—150.
1-33. Лойцянский Л. Г. Механика жидкости
и газа. 5-е изд., перераб. М., 1978. 736 с.
1-34. Лятхер В. М., Прудовский А. М. Гид-
Гидродинамическое моделирование. М., 1984.
392 с.
1-35. Макаров А. Н., Шерман М. Я. Расчет
дроссельных устройств. М., 1953. 283 с.
1-36. Малков М. П., Павлов К. Ф. Справоч-
Справочник по глубокому охлаждению. М., 1947. 411 с.
1-37. Мергертройд В. Экспериментальные
МГД-течения в каналах. М., 1963. С. 196—
201.
1-38. Михеев М. А., Филимонов С. С, Хрус-
талев Б. А. Исследование теплообмена и гидра-
гидравлического сопротивления при движении во-
воды в трубах//Конвективный и лучистый теп-
теплообмен. М., 1960. С. 33—55
1-39. Монин А. С, Яглом А. М. Статистиче-
Статистическая гидромеханика. Ч. I. M., 1965. 640 с,
Ч. II. М., 1967. 720. с.
1-40. Невельсон М. И. Центробежные венти-
вентиляторы. М., 1954. 335 с.
1-41. Петухов Б. С, Краснощекое Е. А. Гид-
Гидравлическое сопротивление при вязком неизо-
неизотермическом движении жидкости в трубах//
ЖТФ, 1958. Т. 28. Вып. 6. С. 1207—1209.
1-42. Петухов Б. С. Теплообмен и сопротив-
сопротивление при ламинарном течении жидкости
в трубах. М., 1967. 412 с.
1-43. Писаревский В. М., Пономаренко Ю. Б.
Об изменениях плотности и давления газа
в местных сопротивлениях трубопроводов //
Изв. вузов. Машиностроение. 1979. № 8.
С. 66—70.
1-44. Прандтль Л. Гидроаэродинамика. М.,
1953. 520 с.
1-45. Промышленная аэродинамика/Тр.
ЦАГИ. М., 1954. Сб. № 7 (воздуховоды).
154 с.
1-46. Рихтер Г. Гидравлика трубопроводов.
М., 1936. 340 с.
1-47. Седов Л. И. Методы подобия и раз-
размерностей в механике. М., 1967. 428 с.
1-48. Скобельцын Ю. А., Межидов В. X., Ге-
Геллер 3. И. Истечение жидкости из внутренних
цилиндрических насадков при несовершенном
сжатии, вызванном экраном или скосом тор-
торца //Изв. вузов. Нефть и газ. 1967. № 9.
С. 71—74.
1-49. Скобельцын Ю. А., Башилов Е. Б., Гел-
Геллер 3. И. Истечение жидкости из внешних
цилиндрических капиллярных насадков//Изв.
вузов. Нефть и газ. 1971. № 10. С. 80—84.
1-50. Солодкин Е. Е., Гиневский А. С. Турбу-
Турбулентное течение вязкой жидкости в начальных
участках осесимметричных и плоских каналов.
М., 1957. 55 с. (Труды ЦАГИ, № 701).
1-51. Справочник по гидравлическим расче-
расчетам/Под ред. П. Г. Киселева. 4-е изд. М.,
1972. 312 с.
1-52. Справочник химика. Т. 1. М., 1951.
1072 с.
1-53. Справочник по теплофизическим свойс-
свойствам жидкостей и газов/Под ред. Н. Б. Вар-
гафтика. М., 1972. 720 с.
1-54. Степанов П. М., Овчаренко И. X., Ско-
Скобельцын Ю. А. Справочник по гидравлике для
мелиораторов. М., 1984. 207 с.
635

1-55. Сточек Н. П., Шапиро А. С. Гидравли-
Гидравлика жидкостных ракетных двигателей. М.,
1978. 127 с.
1-56. Тананаев А. В. Течение в каналах
МГД-устройств. М., 1979. 364 с.
1-57. Тепло- и массообмен в электромагнит-
электромагнитном поле/Э. Я. Блум, М. В. Закс, У. И. Ива-
Иванов, Ю. А. Михайлов. Рига, 1967. 223 с.
1-58. Фабрикант Н. Я. Аэродинамика. М.,
1964. 814 с.
1-59. Филиппов Г. В. О турбулентном течении
во входных участках прямых труб круглого
сечения//ЖТФ. Т. 28. 1958. № 8. С. 1823—1828.
1-60. Френкель Н. 3. Гидравлика. М., 1956.
456 с.
1-61. Хожаинов А. И. Турбулентное течение
жидкого металла в МГД-каналах круглого
сечения//ЖТФ. 1966. Т. 36. С. 147—150.
Вып. I.
1-62. Чжен П. Отрывные течения. Т. 1. 298 с.
Т. 2. 280 с. Т. 3. 333 с. М., 1972.
1-63. Шиллер Л. Движение жидкостей в тру-
трубах. М., 1936. 230 с.
1-64. Шлихтинг Г. Теория пограничного
слоя. М., 1974. 711 с.
1-65. Щербинин Э. В. Электропроводная жи-
жидкость в собственном магнитном поле элект-
электрического тока // Магнитная гидродинамика.
Рига, 1975. № 1. С. 68—74.
1-66. Щукин В. К. Теплообмен и гидродина-
гидродинамика внутренних потоков в полях массовых
сил. М., 1970. 331 с.
1-67. Эльтерман В. М. Воздушные завесы.
М., 1966. 164 с.
1-68. Юрьев Б. Н, Экспериментальная аэро-
аэродинамика. М., 1936. 315 с.
1-69. Barach A. L. The flow of heavy gases
through small orifices, including comparison
between oxygen and perfluoropropane, C3F8
and perfluorobutane, C4F10//Amer. I. Med.
Sci. 1962. V. 243. N 1. P. 30—34.
1-70. Benedikt P., Carlucd A. Handbook of
specific losses in flow systems. Plenum press
data Division. New York, 1970. 30 p.
1-71. Boussinesq I. Memoire sur Tinfluence
des frottements dans les mouvements reguliers
des Guides//J. de math pur et appl. 1868.
N 13. P. 377—380.
1-72. Forst Т. Н. The compressible discharge
coefficient of a Borda pipe and other
nozzles//J. Royal aeronaut. Soc. 1964. N. 641.
P. 346—349.
1-73. Iversen H. W. Orifice coefficients for Re-
Reynolds numbers from 4 to 50.000//Trans ASME.
1956. V. 78. N. 2. P. 359—364.
1-74. Jackson R, A. The compressible discharge
of air through small thick plate orifices//Appl.
Scient. Res. 1964. V. A13. N 4—5. P. 241—248.
1-75. Kolodzie P. A., Van Winkle M. Discharge
coefficients through perforated plates//A. J. Ch.
E. Journal. 1959. V. 3. P. 305—312.
1-76. Maa Yer, Ru. Gas flow through an
annular gap//J. Vacuum Sci. and Technol. 1968.
V. 5. P. 153—154.
1-77. Murakami M., Katayama K. Discharge
coefficients of fire nozzles//Trans. ASME. 1966.
V. D88 N 4. P. 706—716.
1-78. Wielogorski J. W. Flow through narrow
rectangular notches // Engineer. 1966. V. 221.
N 5761. P. 963—965.
ВТОРОЙ РАЗДЕЛ
Однофазный поток
2-1. Адамов Г. А-, Идельчик И. Е. Экспери-
Экспериментальное исследование сопротивления фа-
фанерных труб круглого и квадратного сечений
при вполне развившемся турбулентном тече-
течении. М., 1948. 27 с.
2-2. Адамов Г. А., Идельчик И. Е. Экспери-
Экспериментальное исследование турбулентного тече-
течения в начальных участках прямых труб
круглого и квадратного сечений. М., 1948. 14 с.
2-3. Адамов Г. А. Общее уравнение для за-
закона сопротивления при турбулентном тече-
течении и новые формулы для коэффициента
сопротивления шероховатых труб // Вестник
инженеров и техников. 1952. № 1. С. 15—21.
2-4. Адамов Г. А. Приближенный расчет
гидравлического сопротивления и движения
газов и жидкостей в трубопроводах // Вопросы
разработки и эксплуатации газовых место-
месторождений. М., 1953. С. 231—264.
2-5. Альтшуль А. Д. Гидравлические потери
на трение в трубопроводах:' М., 1963. 256 с.
2-6. Альтшуль А. Д. Гидравлические сопро-
сопротивления. М., 1982. 224 с.
2-7. Альтшуль А. Д., Полякова Э. Н. К во-
вопросу о потерях напора на трение в бетонных
напорных водоводах // Вопросы гидравлики
и водоснабжения/Тр. МИСИ. 1980. Сб.
№ 174. С. 25—30.
2-8. Айнола Л. Я., Лийв У. Р, Коэффициент
трения при ускоренных течениях в трубах//
Неустановившиеся процессы в системах во-
водоснабжения и водоотведения/Тр. Томского
политехи, ин-та. 1984. № 569. С. 21—31.
2-9. Аронов И. 3., Гомон В. И., Дрейцер Г. А.
Исследование теплообмена и гидравлического
сопротивления при течении воды в трубах
с кольцевыми турбулизаторами // Гидравлика.
Современные проблемы гидродинамики и теп-
теплообмена в элементах энергетических уста-
установок и криогенной техники. Межвуз. сб. н.-т.
исслед. ВЗМИ. М., 1978. Вып. 7. С. 101—109.
2-10. Байбаков Б. С, Орешкин О. Ф., Пруд-
овский А. М. Сопротивление трения при ус-
ускоренном течении в трубе//Изв. АН СССР.
МЖГ. 1981. № 5. С. 137—139.
2-11. Баренблатт Г. И., Городцов В, А., Ка-
Калашников В. Н. Турбулентность аномальных
жидкостей//Тепло- и массоперенос. Минск,
1968. Т. 3. С. 3—23.
636

2-12. Баренблатт Г. И., Калашников В. Н.
О влиянии надмолекулярных образований
в разбавленных растворах полимеров на тур-
турбулентность//Изв. АН СССР. МЖГ. 1968.
№ 3. С. 68—73.
2-13. Богданов Ф. Ф. Исследование гидрав-
гидравлических сопротивлений в пучках гладких
труб при продольном обтекании // Атомная
энергия. 1967. Т. 23. № 1. С. 15—21.
2-14. Богомолов Н. А. Уточненный метод
аэродинамического расчета новых гибких вен-
вентиляционных воздуховодов//Изв. вузов. Гор-
Горный журнал. 1963. № 4. С. 22—25.
2-15. Бродов Ю. М., Плотников П. HL, Ряб-
Рябчиков А, Ю. Определение поверхности про-
профильных витых труб // Изв. вузов. Энергетика.
1981.	№ 12. С. 103—104.
2-16. Бронштейн И. Н., Семендяев К. А. Спра-
Справочник по математике для инженеров и уча-
учащихся втузов. М., 1980. 974 с.
2-17. Булеев Н. И., Полусухина К. Н., Пы-
шин В. Г, Гидравлическое сопротивление и те-
теплоотдача в турбулентном потоке жидкости
// Теплофизика высоких температур. М., 1964.
Т. 2. № 5. С. 748—753.
2-18. Быстрое П. И., Михайлов В, С. Гидро-
Гидродинамика коллекторных аппаратов. М.,
1982.	223 с.
2-19. Варфоломеева А, П. Гидравлика трубо-
трубопроводов систем водяного отопления. Обзор-
Обзорная информация/Ротапринт ЦНТИ по граж-
гражданскому стр-ву и архитектуре. М., 1976. 66 с.
2-20. Васильченко А. Ю., Барбарицкая М. С.
Сопротивление при неизотермическом движе-
движении жидкости в трубах с продольными ребра-
ребрами // Теплоэнергетика. 1969. № 7. С. 17—22.
2-21. Введение в аэрогидродинамику контей-
контейнерного транспорта/Под ред. А. С. Гиневско-
го. М., 1986. 232 с.
2-22. Воронин Ф. С. Влияние сжимаемости
на коэффициент сопротивления трения при
турбулентном течении газа//Инж.-физ. журн.
1959. Т. 2. № 1L С. 81—85.
2-23. Галимзятов Ф. Г. Пристенное турбуле-
турбулентное движение. Уфа, 1979. 119 с.
2-24. Гандельсман А. Ф., Гухман А. А., Илю-
Илюхин И. В. Исследование изменения коэффи-
коэффициента трения при течении газа со сверхзвуко-
сверхзвуковой скоростью//Теплоэнергетика. 1955. № 1.
С. 17—23.
2-25. Геращенко JL С. К определению потерь
напора в железобетонных напорных трубах
с тонкостенными сердечниками // Мелиорация
и водное хозяйство. Республик, межвед. темат.
н.-т. сборник. Киев, 1980. Вып. 49. С. 61—65.
2-26. Гидравлические потери на трение в во-
водоводах электростанций/А. Д. Альтшуль,
Ю. А. Войтинская, В. В. Казенов, Э. Н. Поля-
Полякова. М., 1985. 104 с.
2-27. Гидравлические сопротивления стыко-
стыковых соединений полиэтиленовых трубопрово-
дов/Р. М. Мукурдимов, Ю. А. Реш, А. М. Гу-
санова и др. // Труды Ташкентского инст.
инж. железнодор. транспорта. 1970. Вып.
72 С. 27—37.
2-28. Гидродинамика и теплообмен в атом-
атомных энергетических установках (основы расче-
расчета)/В. И. Субботин, М. X. Ибрагимов, П. А.-
А.Ушаков, В. П. Бобков и др. М., 1975. 350 с.
2-29. Гиневский А. С, Солодкин Е. Е. Гидрав-
Гидравлическое сопротивление кольцевых каналов
//Промышленная аэродинамика. М., 1961.
Вып. 20. С. 202—215.
2-30. Гостев Е. А., Риман И. С* Течение жид-
жидкости в кольцевом канале, имеющем эксцент-
эксцентриситет // Промышленная аэродинамика. М.,
1973. Вып. 30. С. 58—64.
2-31. Даточный В, В, Гидравлический расчет
городских газопроводов // Газовая пром-ть.
1961. № 12. С. 12—13.
2-32. Дзюбенко Б. В., Дрейцер Г. А. Исследо-
Исследование теплообмена и гидравлического сопро-
сопротивления в теплообменном аппарате с закрут-
закруткой потока//Изв. АН СССР. Энергетика
и транспорт. 1979. № 5. С. 163—171.
2-33. Дзюбенко Б. В,, Иевелев В. М. Тепло-
Теплообмен и гидравлическое сопротивление в меж-
межтрубном пространстве теплообменника с за-
закруткой потока //Изв. АН СССР. Энергетика
и транспорт. 1980. № 5. С. 117—125.
2-34. Дмитриев А. Ф. Гидравлические сопро-
сопротивления и кинематика потока в дренажных
трубопроводах мелиоративных осушительных
систем: Дис. ... докт. техн. наук. Л.,
1985. 250 с.
2-35. Дрейцер Г. А., Парамонов Н. В. Гидр-
Гидравлическое сопротивление и теплоотдача
в спирально изогнутых трубах малого относи-
относительного диаметра и большого шага//Гидрав-
шага//Гидравлика, современные проблемы гидравлики и те-
теплообмена в элементах энергетических уста-
установок и криогенной техники. Межвуз. сб.
научн. тр., ВЗМИ. М., 1978. С. 10—20.
2-36. Егоров А. И. Гидравлический расчет
трубчатых систем для распределения воды
в водопроводных очистных сооружениях. М.,
1960. 123 с.
2-37. Ерошенко В. М., Ершов А. В., Зайчик
Л. И, Расчет развитого турбулентного тече-
течения в трубе со вдувом и отсосом//Теплофи-
отсосом//Теплофизика высоких температур. М., 1981. Т. 19.
№ 1. С. 102—108.
2-38. Зегжда А. П. Гидравлические потери
на трение в каналах и трубопроводах. М.,
1957. 278 с.
2-39. Золотое С. С. Гидравлическое сопро-
сопротивление каналов кольцевого сечения//Труды
Ленинградского кораблестроит. ин-та. Л.,
1971. Вып. 74. С. 41—49.
2-40. Ибрагимов М. X. и др- Расчет коэффи-
коэффициентов гидравлического сопротивления при
турбулентном течении жидкости в каналах
637

некруглого поперечного сечения // Атомная
энергия. 1967. Т. 23. № 4. С. 300—305.
2-41. Ибрагимов М. X., Исупов И. А., Суббо-
Субботин В. И. Расчет и экспериментальное иссле-
исследование полей скорости в канале сложной
формы//Жидкие металлы! М., 1967. С. 234—
250.
2-42. Идельчик И. Е, Гидравлические сопро-
сопротивления (физико-механические основы). М.,
1954. 316 с.
2-43. Идельчик И. Е. Определение коэффи-
коэффициента трения стальных труб газопровода
Саратов—Москва. М., 1945. 7 с.
2-44. Идельчик И, Е.,	Штейнберг М. О.
О потерях полного давления в пористых
цилиндрических трубах с путевым расхо-
расходом //Теплоэнергетика. 1988. № 1. С. 70—72.
2-45. Каган Л. И. Новая формула коэффи-
коэффициента гидравлического сопротивления//Ото-
сопротивления//Отопление и вентиляция и строит, теплофизика.
1971. С. 119—125 (Республиканский межве-
межведомственный сборник. Вып. 1).
2-46. Каданер Я. С, Рассадкин Ю. IL Лами-
Ламинарное течение пара в тепловой трубе//
Инж.-физ. ж-л. 1975. Т. 28. № 2. С. 208—216.
2-47. Казенное В. В., Митюрева Н. Е. О по-
потерях напора на трение в стальных напорных
водоводах электростанций//Вопросы гидрав-
гидравлики и водоснабжения/МИСИ. М., 1980. Сб.
№ 174. С. 31—37.
2-48. Калинин Э. К., Ярхо С. А. О влиянии
неизотермичности на коэффициент гидравли-
гидравлического сопротивления при турбулентном дви-
движении воды в трубах с искусственной турбу-
лизацией потока//Теплофизика высоких темпе-
температур. 1966. Т. 4. № 5. С. 736—738.
2-49. Карман Т. Некоторые вопросы теории
турбулентности // Проблемы турбулентности/
Под ред. М. А. Великанова и Н. Г. Швейковс-
кого. М., 1936. С. 35—74.
2-50. Керенский А. М. О связи коэффициента
сопротивления трения с числом Рейнольдса
и относительной шероховатостью.//Теплоэне-
шероховатостью.//Теплоэнергетика. 1972. № Ю. С. 78—79.
2-51. Кириллов П. Л., Юрьев Ю. С, Бобков
B.	П. Справочник по тешюгидравлическим
расчетам (ядерные реакторы, теплообменники,
парогенераторы). М., 1984. 296 с.
2-52. Клячко JL С К теоретическому опре-
определению коэффициента сопротивления трения
гладких трубопроводов в режиме развитой
турбулентности // Вопросы проектирования
и монтажа санитарно-технических систем/Сб.
науч. тр. ВНИИГС. Л., 1978. Вып. 46. С. 32—33.
2-53. Клячко Л. С, Макаренкова Т. Г. Обо-
Обобщенные гидравлические характеристики гиб-
гибких стеклотканевых воздуховодов//Индустри-
воздуховодов//Индустриальные, отопительно-вентиляционные и сани-
тарно-технические системы и технология их
монтажа/Сб. науч. тр. ВНИИГС. Л., 1984.
C.	72—76.
2-54. Конаков В. К. Новая формула для коэф-
коэффициента сопротивления гладких труб//
ДАН СССР. 1950. Т. 25. № 5. С. 14—24.
2-55. Конобеев В. И., Жаворонков Н. М. Ги-
Гидравлические сопротивления в трубах с вол-
волнистой шероховатостью // Химическое маши-
машиностроение. 1962. № 1. С. 17—24.
2-56. Корн Г., Корн Т. Справочник по мате-
математике. М„ 1974. 831 с.
2-57. Коченов И. С, Новосельский О. Ю.
Гидравлическое сопротивление каналов с про-
проницаемыми стенками//Инж.-физ. журн. 1969.
Т. 16. № 3. С. 405—412.
2-58. Коченов И. С, Ромадонов В. Л. Коэф-
Коэффициент сопротивления при течении жидкости
с оттоком через пористую стенку//Инж.-физ.
журн. 1959. Т. 2. № 11. С. 78—80.
2-59. Кравчук А. И. Определение коэффици-
коэффициента гидравлического трения в перфориро-
перфорированных сборных трубопроводах//Гидравлика
и гидротехника. Киев. 1984. Вып. 38. С. 32—36.
2-60. Кэмпбелл Д., Слеттерн Ц, Течение
в начальном участке трубы//Технич. меха-
механика. 1963. Т. 85. № 1 (русск. пер. Trans.
ASME, ser. D). С. 51—57.
2-61. Кривошеий Б. В. и др. Численные ре-
решения уравнений, описывающих неизотерми-
неизотермические течения реального газа в трубопрово-
трубопроводах//Инж.-физ. журн. 1967. Т. 13. № 4.
С. 542—548.
2-62. Крупкин Г. Я. Исследование изменения
сопротивления трения в металлических воз-
воздуховодах в зависимости от условий их
эксплуатации: Дис. ... канд. техн. наук. Л.,
1970. 146 с.
2-63. Кудряшев Л. И., Филиппов Г. В. О сме-
смешанном пограничном слое на входном участке
круглой трубы //Сб. науч. тр. Куйбыш. ин-
дустр. ин-та. 1959. Вып. 8. С. 7—12.
2-64. Кулиев С. М., Есьман Б. И., Ахун-
Ахундов У. X. Экспериментальное определение ги-
гидравлических потерь в концентрическом коль-
кольцевом пространстве // Нефт. хоз-во. 1967.
№ 12, С. 12—15.
2-65. Латышенков А. М. Результаты нату-
натуральных гидравлических исследований водо-
водопроводного канала//Труды гидравл. лаб. Всес.
н.-и. ин-та Водгео. 1963. Сб. 10. С. 247—254.
2-66. Левкоева Н. В. Исследования влияния
вязкости жидкости на местные сопротивления:
Дис. ... канд. техн. наук. М., 1959. 186 с.
2-67. Левченко Ю. Д. и др. Гидродинамика
в кольцевом зазоре с продольными реб-
ребрами//Жидкие металлы. М., 1967. С. 102—
ПО.
2-68. Лейбензон Л. С, Собрание трудов. Т. 3.
АН СССР. М., 1955. С. 3—13.
2-69. Лельчук В. Л., Елфимов Г. И. Гидрав-
Гидравлическое сопротивление при адиабатическом
турбулентном течении сжимаемого газа с до-
дозвуковой скоростью в цилиндрической тру-
638

бе//Тепло- и массоперенос. Т. 1. М., 1968.
С. 479—488.
2-70. Лобаев Б, Н. Новые формулы расчета
труб в переходной области // Новое в строи-
строительной технике. Киев, 1954. С. 24—31.
2-71. Лукаш А. Ю. Исследование сопротив-
сопротивлений трубопроводов систем водяного отопле-
отопления: Дис. ... канд. техн. наук. Киев, 1967. 172 с.
2-72. Лятхер В. М. Анализ и выбор расчет-
расчетных формул для коэффициента трения в тру-
трубах //Сб. статей студенческого научного об-
общества. МЭИ. М., 1954. С. 78—85.
2-73. Ляхов В. К., Кутай В. И. Эксперимен-
Экспериментальное исследование влияния температурного
фактора на теплообмен и гидравлическое
сопротивление при турбулентном движении
воздуха в области автомодельного режима
шероховатых труб // Тепло- и массоперенос.
М., 1968. Т. 1. С. 534—538.
2-74. Марон В. И., Роев Г. А. Коэффициент
гидравлического сопротивления плоскосвора-
чиваемой трубы // Труды Моск. ин-та нефтехим.
и газ. пром-ти. М., 1972. Вып. 101. С. 108 — 113.
2-75. Маяцкий Г. А., Новичкова О. Г. Фор-
Формула для расчета коэффициента сопротивле-
сопротивления при неизотермическом движении жидкос-
жидкости//Изв. вузов. Энергетика. 1959. № 10.
С. 95—97.
2-76. Мигай В, К. Гидравлическое сопротив-
сопротивление треугольных каналов в ламинарном
потоке//Изв. вузов. Энергетика. 1963. № 5.
С. 122—124.
2-77. Миллионщиков М. Д. Турбулентные
течения в пограничном слое и в трубах. М.,
1969. 28 с.
2-78. Миллионщиков М, Д, Турбулентные
течения в пристеночном слое и в трубах // Ато-
Атомная энергия. 1970. Т. 28. Вып. 3. С. 207—219.
2-79. Миллионщиков М. Д. Турбулентные
течения в трубах некруглого сечения//Атом-
сечения//Атомная энергия. 1970. Т. 29. Вып. 1. С. 16—18.
2-80. Митрохович А. И. Сопротивление
и пропускная способность гладкостенных по-
полиэтиленовых дренажных труб, бывших в эк-
эксплуатации//Гидротехн. и мелиор. торф,
почв, 1969. Т. 4. № 2. С. 83—89.
2-81. Михеев М. А., Михеева И. М. Основы
теплопередачи. М., 1977. 344 с.
2-82. Мурин Г. А. Гидравлическое сопротив-
сопротивление стальных труб//Изв. ВТИ. 1948. № 10.
С. 21—27.
2-83. Мурин Г. А. Гидравлическое сопротив-
сопротивление стальных нефтепроводов//Нефт. хоз-во.
1951. № 4. С 15—19.
2-84. Назарчук М. М., Панченко В. Н, По-
Поверхностное трение при адиабатном течении
сжимаемого газа в трубах //Инж.-физ. журн.
1969. Т. 16. № 5. С. 835—842.
2-85. Некоторые результаты исследования
гидравлических сопротивлений труб с двусто-
двусторонним стеклоэмалевым покрытием/О. К. Ре-
Ревунов, В. Ф. Бутурлин, Н. А. Дмитриенко,
И. Ф. Рубашкин // Техника полива и режим
орошения сельхозкультур. Новочеркасск, 1982.
С. 55—61.
2-86. Никитин И. К. Обобщение полуэмпи-
полуэмпирической теории турбулентности на течение
у шероховатых поверхностей с различными
режимами проявления шероховатостных свойств
//Турбулентные течения. М., 1970. С. 62—69.
2-87. Никурадзе И. Закономерности турбу-
турбулентного движения в гладких трубах//Проблемы
турбулентности/Под ред. М. А. Великанова
и Н. Г. Швейковского. М., 1936. С. 75—150.
2-88. Новиков И. И., Воскресенский К. Д.
Прикладная термодинамика и теплопередача.
М., 1961. 760 с.
2-89. Обобщение данных по гидравлическому
сопротивлению в винтообразно-профилирован-
винтообразно-профилированных трубах/Ю. Н. Боголюбов, Ю. М. Бродов,
B.	Т. Булгаев и др. // Изв. вузов. Энергетика.
1980. № 4. С. 71—73.
2-90. Одельский Э. X, О волновом сопротив-
сопротивлении в газопроводах//Изв. вузов. Энергети-
Энергетика, 1958. № 4. С. 81—83.
2-91. Оффенгенден Ю. С. Абсолютная и эк-
эквивалентная шероховатость труб из пласти-
пластических материалов // Вопр. гидравлики. М.,
1969. С. 120—125 (Труды МГМИ).
2-92. Оффенгенден Ю. С. Гидравлический
расчет пластмассовых трубопроводов // Гидро-
Гидротехника и мелиорация. 1972. № 1. С. 24—28.
2-93. Павлов О. В. ЭкспеРиментальные ис->
следования гидравлических сопротивлений
в пластмассоЁых трубах // Движение гидро-
и аэросмесей горных пород в трубах. М.,
1966. С. 108—110.
2-94. Петрухно А. И. Суммарный коэффи-
коэффициент сопротивления гибких трубопроводов
с участком пульсаций стенок // Вопросы гидро-
гидротехн. и гидравлики. Киев, 1969. С. 35—41.
2-95. Петухов Б. С. Теплообмен и сопротив-
сопротивление при ламинарном течении жидкости
в трубах. М., 1967. 412 с.
2-96. Платон В. П. Влияние шероховатости
на сопротивление жидкости при ее движении
по трубам//Науч. прогресс вопр. мелиор.
Кишинев, 1972. С. 53—58.
2-97. Повх И. Л., Погребняк В. Г., Торяник
А. И. Сопротивление при турбулентном тече-
течении растворов полимеров и мицелообразую-
щих поверхностно-активных веществ // Инж.-
физ. журн. 1979. Т. 37. № 5. С. 793—797.
2-98. Повх И. Л., Ступин А. Б. Эксперимен-
Экспериментальное исследование турбулентного течения
водных растворов полимеров в трубе//Инж.-
физ. журн. 1972. Т. 22. № 1. С. 59—65.
2-99. Прандтль Л. Результаты работ послед-
последнего времени по турбулентности//Пробле-
турбулентности//Проблемы турбулентности/Под ред. М. А. Вели-
Великанова и Н. Г. Швейковского. М., 1936.
C.	9—34.
639

2-100. Прегер Е. А., Самойлеяко Л. А. Иссле-
Исследование гидравлического сопротивления тру-
трубопроводов при переходном режиме движения
жидкостей и газов. Исследования по водоснаб-
водоснабжению и канализации//Труды ЛИСИ. Л.,
1966. Вып. 50. С. 27—39.
2-101. Риман И. С. Продольное обтекание
пучка стержней гидравлически нестабилизиро-
ванным потоком // Промышленная аэродина-
аэродинамика. М., 1986. Вып. 1C3). С. 171 — 180.
2-102. Риман И. С. О сопротивлении трения
при течении жидкости в трубах некруглого
сечения // Промышленная аэродинамика. М.,
1986. Вып. 1C3). С. 190—195.
2-103. Рихтер Г. Гидравлика трубопроводов.
М., 1936. 230 с.
2-104. Розовский И. Л., Залуцкий Э. В. О
балансе энергии в равномерном турбулент-
турбулентном потоке//Гидравлика и гидротехн. Респ.
межвед. н.-техн. сб. Киев, 1969. № 8. С. 16—
23.
2-105. Савельев П. А., Воскресенский Ю. С.
Исследование гидравлического сопротивления
спирально-профилированных труб при боль-
больших числах Рейнольдса//Изв. вузов. Энерге-
Энергетика. 1981. № 5. С. 73—77.
2-106. Самойленко Л. А. Исследование гид-
гидравлических сопротивлений трубопроводов
в зоне перехода ламинарного движения в тур-
турбулентное: Дис. ... канд. техн. наук. Л.,
ЛИСИ. 1968. 172 с.
2-107. Свирский Г. Э., Платон В. П. Сопро-
Сопротивление при течении жидкости в гладких
цилиндрических трубах//Науч. прогресс вопр.
мелиор. Кишинев, 1972. С. 58—63.
2-108. Синельщиков В. С, Смирнова Г. Н.
Расчет коэффициента сопротивления для ис-
искусственно закрученного потока в шерохова-
шероховатых трубах//Гидравлика и гидротехника.
Респ. межвед. н.-т. сборник. Киев, 1980.
Вып. 30. С. 65—70.
2-109. Слезкин Н. А. Динамика вязкой жид-
жидкости. М., 1955. 519 с.
2-110. Слисский П. М. Методические реко-
рекомендации к расчету трубопроводов на ЭВМ
и коэффициент гидравлического трения в пере-
переходной зоне//Сб. научно-метод. статей по
гидравлике. М., 1983. С. 31—44.
2-111. Снижение гидравлических потерь за-
заглушающими добавками поверхностно-актив-
поверхностно-активных веществ/В. М. Добрыченко, В. Г. Лоба-
чев, И. Л. Повх, А. Е. Эйдельман//Инж.-физ.
ж-л. 1976. Т. 30. № 2. С. 240—245.
2-112. Скребков Г. П. Гидравлическое со-
сопротивление прямоугольных русел со стенка-
стенками разной шероховатости // Изв. вузов. Энер-
Энергетика. 1978. № 12. С. ПО—115.
2-113. Скребков Г. П. Каналы и русла с пе-
переменным трением на периметре и их гид-
гидравлический расчет //' Гидравлика и теплооб-
теплообмен при равномерном движении жидкости
в каналах. Чебоксары, Чувашский госунивер-
госуниверситет. 1980. С. 3—28.
2-114. Скребков Г. П., Ложкин С. Н. Приме-
Применение принципа Ле-Шателье к расчету рав-
равномерного потока в каналах из упакованных
стержней//Теплофизика высоких температур.
1985. Т. 23 № 4. С. 748—753.
2-115. Современное состояние гидроаэроди-
гидроаэродинамики вязкой жидкости/Под ред. С. Голь-
штейна. М„ 1948. Т. 1. 320 с.
2-116. Солодкин Е. Е., Гиневский А. С. Тур-
Турбулентное течение вязкой жидкости в начальных
участках осесимметричных и плоских кана-
каналов//Труды ЦАГИ. М., 1957. Вып. 701. 55 с.
2-117. Степанов П. М., Овчаренко И. X., Ско-
Скобельцын Ю. А. Справочник по гидравлике для
мелиораторов. М., 1984. 207 с.
2-118. Субботин В. И., Габрнанович Б. Н.,
Шейнина А. В. Гидравлическое сопротивление
при продольном обтекании пучков гладких
и оребренных стержней // Атомная энергия.
1972. Т. 33. № 5. С. 889—892.
2-119. Субботин В. И., Ушаков П. А., Габри-
ановпч Б. Н. Гидравлическое сопротивление
при продольном обтекании жидкостью пучков
стержней//Атомная энергия. 1960. Т. 9. Вып.
4. С. 308—310.
2-120. Субботин В. И., Ушаков П. А., Шейни-
Шейнина А. В, Гидравлическое сопротивление узких
кольцевых каналов со спиральными ребра-
ребрами//Атомная энергия. 1966. Т. 21. № 1.
С. 13—16.
2-121. Сукомел А. С. Исследование сопро-
сопротивления трения и коэффициента восстановле-
восстановления при движении газа в трубах с высокой
скоростью: Дис. ... канд. техн. наук. М.,
1955. 184 с. (МЭИ).
2-122. Сукомел А. С, Величко В. И., Абро-
Абросимов Ю. Г. Теплообмен и трение при турбу-
турбулентном течении газа в коротких каналах.
М., 1979. 216 с.
2-123. Суполкин Г\ А. Эквивалентная шеро-
шероховатость стальных и чугунных трубопрово-
трубопроводов //Докл. АН Таджикской ССР. 1958. Т. 1.
№ 4. С. 23—26.
2-124. Тарг С. М. Основные задачи теории
ламинарных течений. М., 1951. 150 с.
2-125. Темкин А. Г. Исследование гидроди-
гидродинамики течения жидкостей в каналах сложной
конфигурации//Тепломассообмен в капилляр-
капиллярно-пористых телах. М.—Л. 1957. Вып. 8.
С 156—159.
2-126. Темкин А. Г. Фрикционные свойства
каналов сложной конфигурации при турбу-
турбулентном течении//Инж.-физ. ж-л. 1958. Т. 1.
№ 5. С. 23—29.
2-127. Тепакс Л. А. Равномерное турбулентное
течение в трубах и каналах. Таллин, 1975. 283 с.
2-128. Теплов А. В. О закономерности на-
напорного движения жидкости в трубах // Теория
подобия и ее применение в теплотехнике/
640

Труды Моск. ин-та инж. ж.-д. транспорта.
М., 1961. С. 72—78.
2-129. Ткачух А. Я., Тесло А. П. Характе-
Характеристики течения в рулонированных трубопро-
трубопроводах // Гидравлика и гидротехника. Киев,
1983. Вып. 36. С. 91—94.
2-130.. Тодоров П., Шабански И. Результаты
опытной проверки коэффициента шерохова-
шероховатости некоторых гидравлических каналов
и тоннелей // Изв. гидравлической лаборато-
лаборатории. 1962. Кн. 4. С. 201—229.
2-131. Тольцман В. Ф. О гидравлическом
расчете асбестоцементных труб // Водоснаб.
и сан. техн. 1955. № 1. С. 13—16.
2-132. Тольцман В. Ф., Шевелев Ф, А. Гид-
Гидравлическое сопротивление резиновых рука-
рукавов//Исследование по гидравлике трубопро-
трубопроводов. М., 1952. 190 с.
2-133. Трубенок В, Д. Определение коэффи-
коэффициента местных сопротивлений в трубах
с прямоугольными кольцевыми выемка-
выемками//Прикладная аэродинамика. Межвуз. сб.
н. трудов. Киев, 1980. С. 3—6.
2-134. Урбонас П. А. Экспериментальное ис-
исследование коэффициента гидравлического со-
сопротивления в пучке витых труб // Гидравлика.
Современные проблемы гидродинамики и теп-
теплообмена в элементах энергетических устано-
установок и криогенной техники. М., ВЗМИ. 1982.
С. 78—82.
2-135. Ушаков П. А. и др. Теплоотдача и ги-
гидравлическое сопротивление в плотно упа-
упакованных коридорных пучках стержней//Ато-
стержней//Атомная энергия. 1962. Т. 13. № 2. С. 162—169.
2-136. ФаворинМ. В. Моменты инерции тел.
Справочних. М., 1977. 511 с.
2-137. Филимонов С. С, Хрусталев Б. А. Ис-
Исследование теплообмена и гидравлического
сопротивления при турбулентном движении
воды в трубах с различными условиями
входа //Тепло- и массообмен. М., 1963. Т. 3.
С. 414—418.
2-138. Филиппов Г. В. Некоторые экспери-
экспериментальные исследования эффекта разбега //
Сб. тр./Куйбышевский авиационный институт.
1955. Вып. 5. С. 57—61.
2-139. Филиппов Г. В. О турбулентном те-
течении во входных участках прямых труб
круглого сечения//Журн. техн. физ. 1958.
Т. 28. № 8. С. 1823—1828.
2-140. Филиппов Г. В. О влиянии шерохо-
шероховатости на эффект разбега //Сб. научн. тр./
Куйбышевский индустр. ин-т. 1959. Вып. 8.
С. 25-32.
2-141. Филопенко Г, К, Формула для коэф-
коэффициента гидравлического сопротивления гла-
гладких труб//Изв. ВТИ. 1948. № 10 A62).
С. 17-23.
2-142. Филоненко Г. К. Гидравлическое со-
сопротивление трубопроводов // Теплоэнергетика.
1954. № 4. С. 15-21.
2-143. Флятау Р. С. Гидротехнические рас-
расчеты трубопроводов. М., 1949. 210 с.
2-144. Френкель HL 3. Гидравлика. М., 1956.
456 с.
2-145. Ходанович И. Е., Одишария Г. Э. Об-
Обобщающая зависимость коэффициента гидрав-
гидравлического сопротивления//Труды Всес. н-и.
ин-та природн. газов. 1967. Вып. 29/37. С. 3 — 9.
2-146. Ханжошсоз В* И., Тарасов Н. Ф. Аэро-
Аэродинамическое сопротивление прямых и закруг-
закругленных гибких труб из металлической ленты //
Промаэродинамика. 1973. Вып. 29. С. 75 —81.
2-147. Хомутов П. В., Скобельцын Ю. А.
Определение гидравлических сопротивлений
сварных стыков трубопроводов // Транспорт
и хранение нефти и нефтепродуктов. 1972.
№ 6. С. 11-13.
2-148. Цейтлин А. С. Гидравлический расчет
керамических трубопроводов. Киев, 1963. 47 с.
2-149. Цейтлзш А. С, Гриценко И. А., Зорче-
нко А. И. Формула для гидравлического рас-
расчета стеклянных трубопроводов//Водоснабж.
и сан. техника. 1962. № 8. С. 29-31.
2-150. Цейтлин А. С, Торяник Е. С. Опреде-
Определение напора в фанерных трубах//Труды
объединенного семинара по гидротехничес-
гидротехническому и водохозяйственному строительству.
Харьков. 1961. Вып. 3. С. 31-35.
2-151. ЦочевЦ., Цачев Ц. Исследование ги-
гидравлического сопротивления трения при рав-
равномерном турбулентном движении в керами-
керамических трубопроводах//Гидротехн. и мелиор.
1967. Т. 12. №8. С. 228-232.
2-152. Шевелев Ф. А. Гидравлическое сопро-
сопротивление металлических труб больших диаме-
диаметров//Гидротехн. стр-во. 1950. № 1. С. 11-18.
2-153. Шевелев Ф. А. Исследование основных
гидравлических закономерностей турбулентно-
турбулентного движения в трубах//Инж. гидравли-
гидравлика/ВНИИ Водгео. М., 1953. 220 с.
2-154. Шевелев Ф. А. Гидравлический расчет
асбестоцементных труб/ВНИИ Водгео. М.,
1954. 180 с.
2-155. Шевелев Ф. А. Таблицы для гидрав-
гидравлического расчета стальных, чугуных и асбес-
асбестоцементных водопроводных труб. М., 1962.
138 с.
2-156. Шевелев Ф. А., Лобачев П. В., Рудин
М. Я. Исследование гидравлических сопро-
сопротивлений при движении воды по трубам из
пластмасс//Сб. тр. н-и. ин-та сан. техн. Акад.
стр-ва и архит. СССР. 1960. №5. С. 43-59.
2-157. ШейгошаА. В. Гидравлическое сопро-
сопротивление пучков стержней в осевом потоке
жидкости//Жидкие металлы. М., 1967. С.
210-223.
2-158. Шиллер Л* Движение жидкостей
в трубах. М.—JL, 1936. 230 с.
2-159. Шифрилсок Б. JL ГидродинаАмический
расчет тепловых сетей//Тепло и сила. 1935.
№ 1. С. 23-29.
21 Зак. 1584
641

2-160. Щукин В. К. Гидравлическое сопро-
сопротивление вращающихся труб//Инж.-физ. журн.
1967.	Т. 12. №6. С. 782-787.
2-161. Экспериментальное исследование гид-
гидравлического сопротивления труб со свар-
сварными швами/В. И. Тимошенко, П. П. Лога-
Логачев, Ю. В. Кнышенко и др. // Изв. вузов.
Нефть и газ. 1985. № 1. С. 56-59.
2-162. Яковлев Н. А. Потери напора по дли-
длине при движении жидкости в трубах звездо-
звездообразного сечения // Труды Ленинградского по-
политехнического ин-та. 1966. № 274. С. 127—135.
2-163. Ackers P., Grickmore M. J., Holmes
D. W. Effects of use on the hydraulic resistance
of drainage conduits // Proc. Instn. Civil Engrs.
1964. V. 28. Juli. P. 339-360.
2-164. Ayukawa K. Pressure drop in the Hyd-
Hydraulic conveyance of solid materials through
a bend in a vertical plane // Bulletin of JSME.
1969. V. 12. N54. P. 1388-1396.
2-165. Aykawa K. The hydraulic transport of
solid materials through a horizontal straight
pipe//Bul. of JSME. 1968. V. 11. N45. P.
579-586.
2-166. Biswas I. K. Mechanics of flow through
perforated pipes//Consult. Engr. (EngL). 1964.
V. 25. N5. P. 491-493.
2-167. Boussinesq J. Memoire sur l'influence
des frottements dans les mouvement reguliers
des fluides // Journ. de math, pur et appl. B).
1868. V. 13. 377 p.
2-168. Busse С A. Pressure drop of the vapor
phase of long heat pipes//In Proc. First Intern.
The ormionic Conversion on Specialist Conf.
Palo Alto, California. 1967. P. 391-401.
2-169. Buyuktur A. Amortissement des pertur-
perturbations dans les canalisations cylindriques lon-
gues//Publ. scient. et techns. Ministere air. 1961.
N378. 48 p.
2-170. Carlson L. W., Irvine T. F. Fully develo-
developed pressure drop in triangular spard ducts // Tra-
Trans. ASME, s.C. 1961. V. 83. N4. XL P.
441-444.
2-171. ColebrockF. Turbulent flow in pipes
with particular reference to the transition region
between the smooth and rough pipe laws//Jour-
laws//Journal of the Inst. of Civil engineers. 1939. N 4.
P. 14-25.
2-172. Eifler W., Nifsing R. Experimental inve-
investigation of velocity distribution and flow resista-
resistance in a triangular array of parallel rods//Mech.
Engng and Design. 1967. V. 5. N 1. P. 22-42.
2-173. Fonck R., Hardenne H. Essais de deter-
determination des pertes de charge dans un tube
de chargement pour reacteur nucleaire//Mem.
Centre etudes rech. et essais scient. genie civil.
1968.	N25. P. 27-41.
2-174. Hagen G. Uber den Einfluss der Tem-
peratur auf die Bewegung des Wassers in
Rohren//Math. Abb. d. Akad. d. Wisensch.
Berlin, 854. S. 17-98.
2-175. Han L. S. Hydrodynamic entrance leng-
lengths for incompressible laminar flow in rectangular
ducts.//J. of Appl. Mech. (Trans. ASME, s.E.).
1960. E —27. P. 403-409.
2-176. Hering F. Die Rohrreibungszahl/'/Bre-
nst., Warme, Kraft. 1952. Bd. 4. S. 23-26.
2-177. Horton Т. Е., Juan S. W. Laminar flow in
the entrance region of a porous-wall channel // Appl.
Scient. Res. 1964-1965. V. A14. N 4. P. 233-249.
2-178. Johnston Z., Sparrow E. H. Results of
laminar flow analysis and turbulent flow experi-
experiments for eccentric annular ducts//A.I.Ch.E.J.
1965. V. 11. N6. P. 1143-1145.
2-179. Kirschmer O. Der gegenwartige Stand
unserer Erkenntnisse uber die Rohrreibung // G.
W.F. ausgabe Wasser. 1953. H. 16. S. 30-40.
2-180. Leutheusser H, J. Turbulent flow in
rectangular ducts//J. Hydraulics. Division. Proc.
Amer. Soc. City. Engns. 1963. V. 89. H Y3.
P. 1-19.
2-181. Malenak J., Skalicka J., Pejchal V. Ur-
ceni velikosti ztraty tfenim pfi proudeni vzduchu
potrubim kruhoveho prudrezu z pozinkovaneho
plechu//Zdravotni techn. a vzduchotechn. 1966.
V. 9. N 1. S. 20-23.
2-182. Marechel H. Pertes de charge continues
en conduite forcee de section circulaire//Annales
des travaux publics de Belgique. 1955. N 6.
2-183. McComas S. T. Hydrodynamic entrance
lengths for ducts of arbitrary cross section//J.
of basic Engng/Trans ASME. 1967. V. 89. Ser.
D. N4. P. 847-850.
2-184. Mohandes A., Knudsen J. G. Friction fa-
factors in noncircular ducts with sharp cor-
corners//The Canadian Journal of Chemical Eng.
1979. V. 57, February. P. 109-111.
2-185. Moody L. F. Friction Factor for pipe
flow //Trans, of the ASME, November. 1944.
V. 66. P. 97-107.
2-186. Morris M. A new concept of flow in
rough conduits//Proc. Amer. Soc. Civil Engrs.
1954. N390. P. 109-118.
2-187. MullerW, Druckverlust in Rohrleitun-
gen//Energietechnik. 1953. H. 7. S. 28-35.
2-188. Nikol A. A., Medwell J. O., Goel R. K.
Settling length for turbulent flow of air in an
annulus//Canad. J. Chem. Engng. 1967. V. 45.
N2. P. 97-99.
2-189. Novendstern E. N. Turbulent flow pres-
pressure drop model for fuel rod assemblies utilising
a helical wire-wrap spacer system//Nucl. Eng.
and Des. 1972. V. 22. N 1. P. 19-27.
2-190. Nikuradze J. Stromungsgesetze in rauc-
hen Rohren//VDI. 1933. N361. S. 16-53.
2-191. Olson R. M., Eckert E. R. Experimental
studies of turbulent flow in a porous circular
tube with uniform fluid injection through the
tube wall//Paper Amer. Soc. Mech. Engrs. 1965.
АРМ-29. 11 p.
2-192. Oosthuizen P. H. Compressibility effects
on low-speed gas flows through pipes //S.
642

Afric. Mech. Engr. 1966. V. 15. N7. P.
165-168.
2-193. Poiseuille J.L.M. Recherches experime-
ntales sur le mouvement des liquides dans les
tubes de tres petites diametres//Comptes Rendus.
1841. V. 2. P. 961-1041.
2-194. Rapp R., Alperi R. W. Pressure loss in
convoluted pipes//Building systems design. 1970,
April. P. 26-28.
2-195. Reiner M., Scott Blair G. W. The flow
of blood through narrow tubes//Nature (Engl.).
1959. V. 184. №4683. Suppl. N6, 354 p.
2-196. Rehnue K. Druckverlust in Stabbundeln
mit Spiraldraht-Abstandshaltern//Forsch. Ingeni-
eurwes. 1969. V. 35. N4. S. 107-112.
2-197. RichterH. Rohrhydraulik. Berlin, 1954.
328 s.
2-198. Rothfus R. R., Sartory W. K., Kermode
R. J. Flow in concentric annuli at high Reynolds
numbers//AJE. Journal. 1966. V. 12. N6. P.
1086-1091.
2-199. Rubatta A. Numeri di resistenza per
fortissime scabrezze relative//Energia elletr. 1968.
V. 45. N3. P. 188-193.
2-200. Schmidt D. Die Druckabfallberechnung
fur Kompressible Medien//Rohre, Rohrleitungs-
bau und Rohrleitungstransport. 1966. V. 5. N 2.
S. 84-86.
2-201. Scholz N. Berechnung des laminaren
und turbulenten Druckabfalles im Rohfeinla-
uf//Chem-Ingr. Techn. 1960. V. 32. N6.
S. 404-409.
2-202. Siwon Z. Waterne badania wspotczyn-
nica tarcia prostoosiowych rur perforowanych
przy przepliwie pod cisnieniem//Pr. nauk Inst.
inzyn. sanitar. i wodnej PWr Ser. stud i mater.
1971. V. 11. N 12. S. 53-67.
2-203. Song C, Charm S., Kurland G. Energy
Losses for blood flowing through tapered tubes
and curved tubes // Abstract. Part 4. New Yo-
York—London—Sylney. 1965. Part 4. 255 p.
2-204. Steele J. L., Shove G. С Design charts
for flow and pressure distribution in perforated
air ducts//Trans. ASAE, 1969. V. 12, N2.
P. 220-224.
2-205. Sparrow E. M., Lin S. H. The develo-
developing laminar flow and pressure drop in the
entrance region of annular ducts //J. of Basic
Engng. Trans. ASME. 1964. V. 86. S.D. N 4.
P. 827-833.
2-206. Tied W. Berechnung des laminaren und
turbulenten Reibungswiderstandes konzentrischer
und exzentrischer Ringspalte // Chemiker Ztg.
Chem. Apparat. 1966. V. 90. N 23. S. 813-821.
1967. V. 91. N 1. S. 17-25.
2-207. Wilkins J. E. Frictional pressure drop
in triangular ducts //Trans. ASME. 1965. V. C87,
N 3. P. 427-428.
2-208. White G. L. Friction pressure reducers
in well stimulation//Petrol. Technol. 1964. V. 16.
N 8. P. 865-868.
21*
Двухфазный поток.
Пневмотранспорт
2-209. Авланов В. А., Норкин П. К., Акимо-
Акимова С. Э. О снижении гидравлических потерь
в трубопроводах//Изв. АН Уз. ССР. Сер.
техн. наук. 1968. № 2. С. 53—54.
2-210.Альтшуль Ю. А. Снижение гидравли-
гидравлических сопротивлений трубопроводов, транс-
транспортирующих воду//Водоснабжение и санит.
техника. 1973. № 5. С. 5—8.
2-211. Бабуха Г. Л., Сергеев Г. 3., Шрайб-
ер О. Л. Об определении гидравлического со-
сопротивления двухфазных потоков с дисперс-
дисперсными твердыми веществами // Докл. АН
УССР. 1969. №7. С. 25—31.
2-212. Базилевич В. А. Снижение сопроти-
сопротивления течению жидкости полимерными до-
добавками//Гидромеханика. Киев, 1972. Вып.
21. С. 37—41.
2-213. Базилевич В. А., Шадрин А. Н. Сниже-
Снижение гидравлических сопротивлений в трубо-
трубопроводах с помощью полимерных добавок//
Гидромеханика. 1971. Вып. 17. С. 105—113.
2-214. Бойс Б. Гидродинамические явления
в пыльном потоке // Теоретические основы
инж. расчетов. 1970. № 3. С. 91—99 (пер.
с анлг.) Trans. ASME. 1969. № 3.
2-215. Брановер Г. Г., Циновер А. Б. Магнит-
Магнитная гидродинамика несжимаемых сред. М.,
1970. 379 с.
2-216. Васецкая Н. Г., Иосилевич В. А. О по-
построении полуэмпирической теории турбулен-
турбулентности слабых растворов полихмеров // Изв.
АН СССР. Механика жидкости и газа. 1970.
№ 2. С. 136—146.
2-217. Газуко И. В., Городцов В. А. Об эф-
эффекте снижения сопротивления в шероховатых
трубах водорастворимыми полимерными до-
добавками // Изв. АН СССР. Механика жидкости
и газа. 1968. №6. С. 163—166.
2-218. Галлямов А. К, О гидравлических
сопротивлениях при совместном движении
газа и жидкости в негоризонтальном трубо-
трубопроводе//Труды Моск. ин-та нефтехим. и газ.
пром-ти. 1965 A966). Вып. 57. С. 197—200.
2-219. Гармаш Н. Г. Расчетные формулы
для определения потерь давления потока при
транспортировании зернистых и пылевидных
материалов // Изв. вузов. Машиностроение,
1964. №4. С. 107—123.
2-220. Дейч М. Е., Филиппов Г. А. Гидроди-
Гидродинамика двухфазных сред. М., 1968. 423 с.
2-221. Дзядзио А. М. Пневматический транс-
транспорт на зерноперерабатывющих предприяти-
предприятиях. М., 1961. 237 с.
2-222. Догин М. Е. Критериальное уравне-
уравнение для расчета гидравлического сопротивле-
сопротивления пневмотранспортных трубопроводов//Тру-
трубопроводов//Труды Москов. ин-та инж. ж-.д. трансп. 1961.
Вып. 139. С. 66—72.
643

2-223. Догин М. Е., Карпов А. И. Расчет
сопротивления разгонного участка при пнев-
пневмотранспорте // Инж.-физ. журн. 1961. № 7.
С. 631—639.
2-224. Догин М. Е., Лебедев В. П. Исследо-
Исследование сопротивлений при пневмотранспорте
в горизонтальном трубопроводе //Сб. научн.
тр. Томского электромехан. ин-та инж. ж-.д.
трансп. 1960. Вып. 29. С. 164—175.
2-225. Догин М. Е., Лебедев В. IL Шерохова-
Шероховатость труб в условиях пневмотранспорта//
Изв. вузов. Энергетика, 1962. № 7. С. ИЗ—115.
2-226. Донат.Е, В. Гидравлическое сопроти-
сопротивление вертикальных трубопроводов с глад-
гладкими стенками при пневмотранспорте твердых
частиц//Хим. и нефт. машиностроение. 1965.
№7. С. 15—17.
2-227.. Живайкин Л. Я., Волгин Б, П. Гидра-
Гидравлическое сопротивление при нисходящем дву-
двухфазном потоке в пленочных аппаратах//
Химическая пром-ть. 1963. № 6. С. 19—25.
2=228. Зорина Е. Ф., Стариков А. С. Влияние
местных сопротивлений на закономерности
гидротранспорта//Труды Лениград. ин-та во-
дн. транспорта. 1968. Вып. 119. С. 77—-95.
2-229. Зуев Ф, Г. Методы расчета потерь
давления в отводах при пневматическом тран-
транспортировании // Труды Моск. технол. ин-та
пищ. пром-ти. 1960. Вып. 14. С. 108—122.
2-230. Капитонов Е. Н., Лебедев-К. И. Ис-
Исследование гидравлического сопротивления
и теплоотдачи при движении кипящих раство-
растворов в горизонтальной трубе//Химическая пр-
ом-сть. 1965. № 7. С. 18—25.
2-231. Карпов А. И. Задача Борда в услови-
условиях пневмотранспорта при горизонтальном
расположении труб //Сб. науч. тр. Томского
электромех. ин-та инж. ж.-д. трансп. 1960.
Вып. 29. С. 159—167.
2-232. Карпов А. И. О гидравлическом со-
сопротивлении начального участка при движе-
движении газосмеси//Изв. вузов. Энергетика. 1964.
№9. С. 103—105.
2-233. Климентов А. Н. Уравнение Бернулли
для потока пульпы // Гидротехническое стр-
во. 1954. №4. С. 28—32.
2-234. Клячко Л. С. Аналитический метод
учета потери давления в трубопроводах с по-
потоками, несущими твердую дисперсную сре-
среду // Вопросы проектирования и монтажа сани-
тарно-технических систем / Тр. ин-та ВНИ-
ИГС. 1970. Вып. 28. С. 125—127.
2-235. Коптев Д. В. О коэффициенте сопро-
сопротивления движению аэросмеси при пневмати-
пневматическом транспорте (литературный обзор) //
Научные работы ин-тов охраны труда ВЦС-
ВЦСПС. 1964. Вып. 1. B7). С. 21—36.
2-236. Костюк Г. Ф. Гидравлическое сопро-
сопротивление твердой фазы в псевдосжиженном
состоянии//Изв. вузов. Нефть и газ. 1966.
№ И. С. 16—21.
2-237. Корнилов Г. Г,, Черникин В, И. Мето-
Методика гидравлического расчета трубопроводов
при движении газожидкостных смесей // Тран-
Транспорт и хранение нефти и нефтепродуктов
(науч.-технич. сб.). 1966. № 3. С. 3—6.
2-238. Кудрявцева 3. М. Исследование дви-
движения пылегазовой смеси в трубе//Инж.-физ.
журн. 1966. Т. 10. № 1. с. 78—85.
2-239. Лаатс М. К. Экспериментальное ис-
исследование динамики пылевоздушной струи//
Инж.-физ. журн. 1966. Т. 10. № 1. С. 11 —15.
2-240. Мальцев М. В. Гидравлические поте-
потери при движении многофазных смесей по
вертикальным трубам / Сб. тр. Моск. инж.-
строит. ин-та. 1963. Вып. 45. С. 31—53.
2-241. Марков Ю. А., Смолдырев А. Е, О ги-
гидравлических сопротивлениях при движении
гидросмеси восходящими потоками в трубах
//Изв. АН СССР. Механика. 1965. № 5.
С. 182—184.
2-242. Мочан С. И. Местные сопротивления
при движении двухфазных смесей//Вопросы
теплоотдачи и гидравлики двухфазных сред.
М.—Л., 1961. С. 1—38.
2-243. Пермяков Б. А., Рындин Г. Н. Опреде-
Определение коэффициентов сопротивления спираль-
спирального трубопровода при пневмотранспорте
пыли АШ//Докл. на конференции научно-
техн. об-ва энерг. и электр. пр-сти при ВТИ.
М., 1969. С. 37—43.
2-244. Рассохин Н. Г., Швецов Р. С, Мель-
Мельников В. Н. Экспериментальное исследование
гидравлического сопротивления при течении
пароводяной смеси в кольцевых каналах с вну-
внутренней тепловыделяющей поверхностью //
Труды Моск. энерг. ин-та. 1965. Вып. 73.
С. 73—78.
2-245. Рахматулин X. А. и др. К теории
пневмотранспотра в горизонтальной трубе//
Докл. АН УзССР. 1967. № 4. С. 6—9,
2-246. Сакс С. Е. Гидравлические сопроти-
сопротивления при турбулентном движении многодис-
многодисперсных аэрозолей // Инж.-физ. журн. 1968.
№ 4. Т. 14. С. 327—333.
2-247. Сочилов В. В. Исследование потерь
напора в местных сопротивлениях при транс-
транспортировании гидросмеси//Сб. тр. Моск. ин-
ж.-строит. ин-та. 1963. Вып. 45. С. 43—48.
2-248. Тарасов В, К., Райхман Е. С,, Евста-
Евстафьев В. П. Экспериментальное исследование
гидравлических характеристик наклонных тру-
трубопроводов, транспортирующих газонасыщен-
газонасыщенные минеральные воды//Сб. тр. Моск. инж.-
строит. ин-та. 1972. №89. С. 97—102.
2-249. Телетов С, Г. Коэффициенты сопро-
сопротивления двухфазных смесей // Докл. АН
СССР. 1946. №51. Вып. 8. С. 41—48.
2-250. Успенский В. А. Пневматический тра-
транспорт. М., 1959. 152 с.
2-251. Фадеев И. Г. Коэффициент сопроти-
сопротивления трения при пневмотранспорте сплош-
644

ным потоком // Химия и технол. топлив и ма-
масел. 1969. № 8. С. 17—22.
2-252. Хабахпашсва Е. М., Перепелица Б. В.
Поля скоростей и турбулентных пульсаций при
малых добавках к воде высокомолекулярных
веществ//Инж.-физ. журн. 1968. Т. 14. 598 с.
2-253. Ходаиович И. Е., Мамаев В. А. Оцен-
Оценка пропускной способности газопроводов при
транспортировании двухфазных систем//Тру-
систем//Труды Всесоюзн. н.-и. ин-та природн. газов.
1961. Вып. 13. С. 13—31.
2-254. Шваб В. А. Об основных закономер-
закономерностях сопротивления в горизонтальных тру-
трубах при пневматическом транспорте//Вопро-
транспорте//Вопросы гидравлики запыленного потока. 1960.
С. 1—20. (Сб. научн. тр./Томский электрохме-
хан. ин-т инж. ж.-д. транспорта: Т. 29).
2-255. Эльперин И. Т., Смольсхий Б. М.,
Левеяталь Л. И. К вопросу уменьшения гид-
гидродинамического сопротивления трубопро-
трубопроводов// Инж.-физ. журнал. 1966. Т. 10.
№ 2. С. 236—239.
2-256. Anderson G. H., Mantzouranis В. G.
Two-phaze (gas-liquid) flow phenomena. 1. Pres-
Pressure drop and hold up for two-phase flow in
vertical tubes//Chem. Engng. Sci. 1960. V. 12.
N2. P. 109—126.
2-257. Aoki Sh., Schiki Т., Takahashi T. Pres-
Pressure drop for two-phase flow in the pipe. The
theory of pressure drop // Bull. Tokyo - Inst.
Technol. 1962. N49. P. 127—139.
2-258. Cermak J. O., Jicha J. J., Lightner R.
G. Two-phase pressure drop across vertically
mounted thick plate rectrictions//Trans. ASME.
S. С 1964. V. 86. N 2. P. 227—239.
2-259. Doig J. D., Poper С. Н. Energy require-
requirements in pneumatic conveying//Austral. Chem.
Engng. 1963. V. 4. N 2. P. 9—23.
2-260. Kikkawa Sh., Utsumi R., Sakai K. On
the pressure drop and clogging limit in the
horizontal pneumatic conveyance pipe//Bull, of
JSME. 1965. V. 8. N 32.
2-261. Lottes P, A. Expansion losses in two-
phase flow//Nucl. Sci. and Engng. 1961. V. 9.
N 1. P. 26—31.
2-262. Peters L. K., Klinzing G- E. Friction in
tupbulent flow of solids-gas system//Can. J.
Chem. Eng. 1972. V. 50. N4. P. 441—444.
2-263. Toms B. A. Some observations on the
flow of linear polymer solutions through straight
tubes at large Reynolds numbers//Prec. of the
Inter. Rheolog. Congr. Schveningen, Holland.
1948. P. 135—141.
2-264. Tnmblade B. The molecular transit time
and its correlation, with the stability of externally
pressurized gas-lubricated bearings//Trans. AS-
ASME. 1963. V. D85. N 2. P. 297—304.
2-265. Scfalag Alb- Les pertes de charge en
conduites transportant des materiaux solides//
Bull. mens. Cente beige etude et docume. eaux.
1960. N 111. P. 70—76.
2-266. Uematsu Т., Norikawa Y. Druckwerluste
im krummer einer waagcrechten Forderung
von kornigen Gutern//Bull. JSME. 1961. V. 4.
N 15. P. 531—538.
2-267. Uematsu T. Pneumatische Forderung in
Lotrechter Rohrleitung//Bull. of JSME. 1965.
V. 8. N31. P 367—375.
ТРЕТИЙ РАЗДЕЛ
3-1. Аверьянов А. Г. и др. Вентиляция цехов
судостроительных заводов. М., 1969. 268 с.
3-2. Альтшуль А. Д. Гидравлические сопро-
сопротивления. М., 1970. 216 с.
3-3. Бычкова Л. А.. Входные элементы уста-
установок с осевыми вентиляторами//Водоснабжение
и санитарная техника. 1977. № 5. С.29—31.
3-4. Бычкова Л. А, Рекомендации по расчету
гидравлических сопротивлений сложных эле-
элементов систем вентиляций. М., 1981. 32 с.
3-5. Введение в аэрогидродинамику контей-
контейнерного трубопроводного транспорта/Под
ред. А. С. Гиневского. М., 1986. 232 с.
3.6 Воздухоприемные и газовыпускные уст-
устройства быстроходных газотурбинных су-
судов/А. М. Захаров, П. А. Булыгин, Л. И. Рай-
кин и др. Л., 1977. 207 с.
3-7. Грецов Н. А. Гидравлические сопротив-
сопротивления и рациональная форма прямоосных
конфузорных труб с экраном перед входом//
Труды Моск. с-х акад. им. К. А. Тимирязева.
1963. Вып. 87 С.37—42.
3-8. Давыдов А. П. Исследование работы
всасывающего отверстия с внутренним экра-
экраном/исследование в области отопления, вен-
вентиляции и кондиционирования воздуха/Сб. тр.
ЛИСИ. Л., 1975. № ПО. С.27—34.
3-9. Дзядзио А. М. Пневматический транс-
транспорт на зернообрабатывающих предприятиях.
М., 1961. 250 с.
3-10. Довжик С А., Картавенко В. М. Экспери-
Экспериментальное исследование входных патрубков осе-
осевых стационарных турбомашин//Промышленная
аэродинамика. М., 1973. Вып. 29. С.56—73.
3-11. Идельчик И. Е. Аэродинамика всасы-
всасывающих патрубков авиамоторов//Техника Воз-
Воздушного Флота. 1944. № 5—6. С. 1 — 10, 28.
3-12. Идельчик И. Е. Гидравлические сопро-
сопротивления при входе потока в каналы и про-
протекании через отверстия//Промышленная
аэродинамика. 1944. № 2. С.27—57.
3-13. Идельчик И. Е. Гидравлические сопро-
сопротивления (физико-механические основы). М.,
1954. 316 с.
3-14. Идельчнк И. Е. Определение коэффи-
коэффициентов сопротивления при истечении через
отверстия//Гидротехническое строительство.
1953. № 5. С.31—36.
3-15. Идельчик И. Е. Справочник по гидрав-
гидравлическим сопротивлениям (коэффициенты мес-
местных сопротивлений и сопротивления трения).
М., 1960. 464 с.
645

3-16. Идельчик И. Е. Учет влияния вязкости на
гидравлическое сопротивление диафрагм и реше-
решеток/Теплоэнергетика. 1960. № 9. С.75—80.
3-17. Левин Б. М. Местные потери входа
при всасывании грунта под водой//Труды
Моск. ин-та инж. ж.-д. трансп. 1959. Вып.
122. С.281—312.
3-18. Носова М. М. Сопротивление входных
и выходных раструбов с экранами/Промыш-
экранами/Промышленная аэродинамика. М., 1956. № 7. С.95—
100.
3-19. Носова М. М., Тарасов HL Ф. Сопро-
Сопротивление приточно-вытяжных вентиляционных
шахт//Промышленная аэродинамика. 1959.
№ 12. С.197—215.
3-20. Носова М. М., Барнакова Т. С. Сопро-
Сопротивление входных и выходных отверстий
в присутствии проходящего потока//Промыш-
ленная аэродинамика. 1959. № 15. С.20—37.
3-21. Ослянский Я. Л. Потери напора во
всасывающей трубе землесоса при работе на
водогрунтовой смеси//Труды Ленингр. ин-та
вода, трансп. 1968. Вып. 119. С.135—142.
3-22. Справочник проектировщика промыш-
промышленных, жилых и общественных зданий и со-
сооружений, Ч. П/Под общей ред. И. Г. Ста-
Староверова. М., 1969. 536 с.
3-23. Стеменко В. А. Исследование коэффи-
коэффициентов сопротивления входных коробок вен-
вентиляторов и кинематики воздушного потока
в них//Сб. тр. ин-та горной механики и техни-
технической кибернетики им. М. М. Федорова. 1967.
№ 17. С.32—43.
3-24. Степанов П. М., Овчаренко И. X., Ско-
Скобельцын Ю. А. Справочник по гидравлике для
мелиораторов. М., 1984. 207 с.
3-25. Стешенко В, А., Пак В. В. Профилиро-
Профилирование входных коробок центробежных двусто-
двусторонних вентиляторов//Вопросы горной меха-
механики. М., 1967. № 17. С.43—47,
3-26. Сурнов HL В. Входные устройства осе-
осевых вентиляторов//Промышленная аэродина-
аэродинамика. М., 1957. Вып. 9. С.28—34.
3-27. Темное В. К. Коэффициент гидравли-
гидравлического сопротивления плавного входа при
турбулентном движении жидкости//Изв. вузов.
Энергетика. 1963. № 4. С.89—93.
3-28. Ханжонков В. И. Сопротивление при-
приточных и вытяжных шахт//Промышленная
аэродинамика. 1947. № 3. С.210—214.
3-29. Ханжонков В, И, Аэродинамические ха-
характеристики коллекторов//Промышленная
аэродинамика. М., 1963. № 4. С.45—62.
3-30. Ханжонков В. И. Уменьшение аэроди-
аэродинамического сопротивления отверстий кольце-
кольцевыми ребрами и уступами//Промьшшенная
аэродинамика. М., 1959. № 15. С.181 —196.
3-31. Ханжонков В. И., Довыденко Н. И. Со-
Сопротивление боковых отверстий концевого
участка трубопровода//Промышленная аэро-
аэродинамика. М., 1959. № 15, С.38—46.
3-32. Шепелев И. А., Тягло И. Г. Спектры
всасывания вблизи вытяжных отверстий мест-
местных отсосов (по литературным данным)
//Местная вытяжная вентиляция. М., 1969.
С.81—90.
3-33. Центробежные вентиляторы/А. Д. Брук,
Т. И. Матикашвили, М. И. Невельсон и др.;
Под ред. Т. С. Соломаховой. М., 1975. 415 с.
3-34. Ashino I. On the theory of the additional
loss at the pipe entrance in viscous fluid. 1-st
rept. On the influence of rounded entrance//Bull.
JSME. 1968. V. 14. № 45. P. 463—468.
3-35. Ashino I. On the theory of the additional
loss at the pipe entrance in viscous fluid. 2-nd
Rept. When an entrance is taper type//Bull.
JSME. 1969. V. 12. № 51. P. 522—529.
3-36. Basavarajaiah B. S. Exit loss in a sharp
edged pipe//J. Instn. Engrs (India), Civil Engng.
1963.	V. 43. N 11. Part 6. P. 549—563.
3-37. Bevier C, W. Resistance of wooden lou-
louvers to fluid flow//Heating, piping and air
conditioning. 1955. May. P. 35—43.
3-38. Bossel H. H. Computation of axisymmet-
ric contractions//AIAA Journal. 1969. V. 7.
N 10. P. 2017—2020.
3-39. Campbell W. D., Slattery I. C. Flow in
the entrance of a tube//Trans. ASME. 1963.
V. D85. № 1. P. 41—45.
3-40. Cobb P. R. Pressure loss of air flowing
through 45-degree wooden louvers//Heating, pi-
piping and air conditioning. 1953. December.
P. 35—43.
3-41. Kubicek L. Ssaci nastavce//Strojirehstvi.
1954. N 4. P. 427—433.
3-42. Gibbings J. С The throat profile for
contracting ducts containing incompressible irro-
tational flows//Internat. J. Mech., Sci. 1969.
V. 11. N 3. P. 293—301.
3-43. Hebans G. G., Asce A. M. Crest losses
for two-way drop inlet//J. Hydraul. Div. Proc.
Amer. Soc. Civil Eng. 1969. V. 95. N 3.
P. 919—940.
3-44. Lundgren T. S., Sparrow E. N., Starr J.
Pressure drop due to the entrance region in
ducts of arbitrary cross section//Trans. ASME.
1964.	V. D86. N 3. P. 620—626.
3-45. Oosthuizen P. H. On the loss coefficient
for a sharp-edged pipe entrance//Bull. Mech.
Engng. Educ. 1968. V. 7. N 2. P. 157—159.
3-46. Rimberg D. Pressure drop across sharp-
end capillary tubes//Industr. and Engng. Chem
Fundament. 1967. V. 6. N 4. P. 599—603.
3-47. Unger J. Stromung in zylindrischen
Komalen mit Versperrungen bei holen Rey-
nolds-Zahlen//Forschung in ingenieurwesen. 1979.
Bd. 45. N 3. S. 69—100.
3-48. Webb A. Head loss of a sudden expan-
expansion/Ant. J. Mech. End. 1980. V. 8. N 4.
P.173—176.
3-49. Weisbach G, Lehrbuch der Ingenieur
und Maschinenmechanik, 11 Aufl. 1850. 320 s.
646

Четвертый раздел
4-1. Абрамович Г. Н. Теория турбулентных
струй. М., 1960. 715 с.
4-2. Альтшуль А. Д., Арзуманов Э. С, Вези-
рян Р, Е. Экспериментальное исследование за-
зависимости коэффициента сопротивления при
внезапном расширении потока от числа Рей-
нольдса//Нефтяное хозяйство. 1967. № 4.
С.64—70.
4-3. Альтшуль А. Д. Гидравлические сопро-
сопротивления. М., 1982. 224 с.
4-4. Баланин В, В,, Василевский В. П. Опре-
Определение коэффициента сопротивления потока
методом теории турбулентных струй//Тр. Ле-
Ленинградского ин-та водного транспорта. Л., 1977.
Вып. 158. СЮ—16; 1978. Вып. 162. С.5—10.
4-5. Бромлей М. Ф. Коэффициенты расхода
отверстий, прикрытых створками//Современ-
ные вопросы вентиляции. М., 1941. С.40—65.
4-6. Везирян Р. Е. Исследование взаимного
влияния запорных и регулирующих устройств
на их гидравлическое сопротивление//Тр. НИ-
Иавтоматики. Кировакан. 1974. Вып. 2.
С.25—29.
4-7. Волкова Л. П., Юделович М. Я. Потери
на удар в ступенчатых трубах при сверхзвуко-
сверхзвуковых отношениях давления//Изв. АН СССР.
Отд. техн. наук. 1958. № 4. С.68—72.,
4-8. Гаркуша А. В,, Кучеренко С. И. Особен-
Особенности течения в кольцевом канале с уступом
при л = 1,7//Энергетическое машиностроение/
Респ. межвед. н.-т. сборник. Харьков, 1981.
Вып. 31. С.13—18.
4-9. Глотов Г. Ф., Мороз Э. К. Исследование
течения газа в цилиндрическом канале при
внезапном расширении звукового потока//Уч.
записки ЦАГИ. 1970. Т. 1. № 2. С.53—59.
4-10. Дудинцев Л. М. Коэффициент расхода
отверстия в стенке при потоке, направленном
параллельно стенке//Изв. вузов. Строительст-
Строительство и архитектура. 1969. № 5. С.97—103.
4-11. Жуковский Н. ?. Видоизменение мето-
метода Кирхгофа для определения движения жид-
жидкости в двух измерениях при постоянной
скорости, данной на неизвестной линии тока.
М., 1949. Соч. Т. 2. С.130—240.
4-12. Идельчик И. Е. Гидравлические сопро-
сопротивления при входе потока в каналы и про-
протекании через отверстия//Промышленная
аэродинамика. М., 1944. № 2. С.27—57.
4-13. Идельчик И. Е. Гидравлические сопро-
сопротивления (физико-механические основы). М.,
1954. 316 с.
4-14. Идельчик И. Е. Определение коэффи-
коэффициентов сопротивления при истечении через
отверстия//Гидротехническое строительство.
1953. № 5. С.31—36.
4-15. Идельчик И. Е. Потери на удар в по-
потоке с неравномерным распределением ско-
ростей/Друды ЦАГИ. 1948. Вып. 662. С.1--24.
4-16. Идельчик И. Е. Учет влияния вязкости на
гидравлическое сопротивление диафрагм и реше-
решеток/Теплоэнергетика. 1960. № 9. C.75—80.
4-17. Карев В, Н. Потери напора при вне-
внезапном расширении трубопровода//Нефтяное
хозяйство. 1952. № 11 и 12. С.13—16.
4-18. Карев В. Н. Потери напора при вне-
внезапном сужении трубопровода и* влияние
местных сопротивлений на нарушение пото-
ка//Нефтяное хозяйство. 1953. № 8. С.З—7.
4-19. Левин А. М., Малая Э. М. Исследова-
Исследование гидродинамики потока при внезапном
расширении//Труды Гос. проект, исслед. ин-та
Востокгипрогаз. 1969. Вып. 1. С.41—47.
4-20. Левкоева Н. В. Исследование влияния
вязкости жидкости на местные сопротивления:
Дис. ... канд. техн. наук. М., 1959. 186 с.
4-21. Мигай В. К., Носова И. С. Уменьшение
вихревых потерь в каналах/Деплоэнергетика.
1977. № 7. С.49—51.
4-22. Морозов Д. И. Оптимальная степень
внезапного расширения канала//Гидромехани-
ка/Труды Харьковского университета. 1966.
Вып. 4. С.53—55.
4-23. Панчурин Н. А. Обобщение теоремы
Бор да—Карно о потере напора при внезап-
внезапном расширении на случай нестационарного
течения//Труды Ленингр. ин-та вода, трансп.
1964. Вып. 51. С.34—39.
4-24. Федоткин И. М. Гидравлическое со-
сопротивление дроссельных диафрагм двухфаз-
двухфазному потоку//Изв. вузов. Энергетика, 1969.
№ 4. С.37—43.
4-25. Френкель Н. 3. Гидравлика. М.—Л.,
1956. 456 с.
4-26. Ханжонков В. И. Аэродинамические ха-
характеристики коллекторов/ДТромышленная
аэродинамика. М., 1953. № 4. С.45—62.
4-27. Ханжонков В. И. Уменьшение аэроди-
аэродинамического сопротивления отверстий кольце-
кольцевыми ребрами и уступами//Промышленная
аэродинамика. М., 1959. № 12. С.181 —196.
4-28. Ханжонков В. И. Сопротивление исте-
истечению через отверстия в стенке в присутствии
проходящего потока//Промышленная аэроди-
аэродинамика. М., 1959. № 15. С.5—19.
4-29. Чжен П. Отрывные течения. М., 1972.
Ч. I, 300 с; Ч. II, 280 с.
4-30. Швец И. Т., Репухов В. М., Богачук-
Козачук К. А. Потери полного давления при
вдуве воздуха в сносящий воздушный поток
через отверстия в стенке//. Промышленная
теплотехника. Киев: 1979. 1. N 2. С. 3—10.
4-31. Alvi Sh. H. Contraction coefficient of
pipe orifices//Flow Meas. Proc. FLUMEX 83
I MeCO Conf. flow meas. Budapest, 1983.
N20-22. P. 213—218.
4-32. Astarita G., Greco G. Excess pressure
drop in laminar flow through sudden contrac-
tion//Industr. and Engng. Chem. Fundament.
1968. V. 7. N 1. P. 27—31.
647

4-33. Ball J. W. Sudden enlargements in pipe-
pipelines//! Power Div. Proc. Amer. Soc. Civil
Engrs. 1962. V.88. N4. P. 15—27.
4-34. Cornell V/. G. Losses in flow normal to
plane screens// Transactions of the ASME. 1958.
N4. P. 1454 53.
4-35. Dcwey P. E., Vick A. R. An investigation
of the discharge .and drag characteristics of
auxiliary-air outlets discharging into a transonic
stream//NACA Techn. Note. 1955. N 3466. 38 p.
4-36. Dickerson P., Rice W. An investigation
of very small diameter laminar flow orifices
//Trans. ASME. 1969. V. D91. N 3. P. 546—548.
4-37. Forst T. N. The compressible discharge
coefficient of a Borda pipe and other nozzles
//J. Roy. aeronaut. Soci. 1964. N 641. P. 346—349.
4-38. Geiger G. E., Rohrer W. M. Sudden con-
contraction losses in two-phase flow//Trans. ASME.
S.C. 1966. V. 88. N 1. P. 1—9.
4-39. Hebrard P., Sananes F. Calcul de l'ecou-
lement turbulent decolle en aval de Telargissement'
brusque dans une veine de section circulaire//C.r.
Acad. sci. 1969. V. 268. N 26. P. A1638—A1641.
4-40. Iversen H. W. Orifice coefficients for Re-
Reynolds numbers from 4 to 50000//Trans. ASME.
1956. V. 78. N2. P. 125—133.
4-41. Johanseii F. Flow through pipe orifice
of flow Reynolds numbers//Proceedings of the
Royal Society. Serie A. 1930. V. 126. N801.
P. 125—131.
4-42. Kolodzie P. A., Van Winkle M. Dischar-
Discharge coefficients through perforated plates//A.J.
Ch. E. Journal. 1959. V. 3. N 9. P. 23—30.
4-43. Reichevt V, Teoretisch-experimentelle
Untersuchungen zur Widerstanscharakteristik von
Hydraulikventilen//Wassenschafliche Zeitschrift
der Technischen Universitat. Dresden. 1982.
Bd. 3. Heft 2. S. 149—155.
4-44. Ringleb T. Two-dimensional flow with
standing vortexes in diffusers//Trans. ASME.
S.D. 1960. N 4. P. 130-135.
4-45. Pearson H., Heurteux В. М. Losses at
sudden expansions and contractions in ducts//
Aeronaut. Quart. 1963. Bd. 14. N1. P. 63—74.
ПЯТЫЙ РАЗДЕЛ
5-1. Абрамович Г. Н. Аэродинамика местных
сопротивлений//Промышленная аэродина-
аэродинамика. М., 1935. Вып. 211. С. 65—150.
5-2. Абрамович Г. Н. Прикладная газовая
динамика. М., 1969. 715 с.
5-3. Альтшуль А. Д., Калицун IL М. О коэф-
коэффициенте сопротивления конфузоров//Изв. ву-
вузов. Энергетика. 1960. № 7. С. 130—136.
5-4. Артюшкина Г. К. О гидравлическом со-
сопротивлении при ламинарном движении жид-
жидкости в конических диффузорах//Труды ЛПИ.
1973. №333. С. 104—106.
5-5. Аэродинамические характеристики плос-
плоских безотрывных диффузоров/А. С. Гинев-
ский, А. В. Колесников. И. Н. Подольный,
648
А. Н. Смольяникова//Промышлснная аэроди-
аэродинамика. М., 1973. Вып. 30. С. 5—25.
5-6. Бедржицкий Е. Л. Исследование дозву-
дозвуковых диффузоров//Промышлснная аэродина-
аэродинамика. ML 1986. Вып. 1C3). С. 123 —158.
5-7. Богданов Ю. В., Тананаев А. В. О гид-
гидравлических сопротивлениях переходов с кру-
круга на прямоугольные щели//Труды ЛПИ.
1968. №289. С. 104—109.
5-8. Брусиловский И. В* Определение опти-
оптимальных параметров диффузоров осевых вен-
вентиляторов и их энергетических характеристик по
экспериментальным данным.//Промышл. аэро-
аэродинамика. М.: 1987. Вып. 2C4). С. 118—133.
5-9. Бушель А. Р. Исследование коротких
радиальных и комбинированных диффузоров
//Промышленная аэродинамика. М., 1966.
Вып. 28. С. 121 — 138.
5-10. Бычкова Л. А. Аэродинамические ха-
характеристики плоских и радиальных диффу-
диффузоров с предотрывным турбулентным пог-
пограничным слоем/УПромышленная аэродинами-
аэродинамика. М., 1973. Вып. 30. С. 26—33.
5-11. Васильев КХ Н. К теории ступенчато-
ступенчатого диффузора/'/Лопаточные машины и струй-
струйные аппараты. М., 1969. Вып. 4. С. 31-35.
5-12. ВерипгаИ. С. О влиянии гидродина-
гидродинамического режима входа потока в конический
диффузор на эффективность преобразования
энергии при работе его в системе сопло—тру-
сопло—труба —диффузор—труба.//Ярославск. политехи,
ин-т. 1981. 21 с. Деп. в ВИНИТИ 17.12.81.
№ 5738—81.
5-13. Верпгин И. С. Экспериментальное ис-
исследование сопротивления отрывного кониче-
конического диффузора при работе его в системе
сопло—диффузор—прямой участок трубы.
Ярославск. политехи, ин-т, 1979. 18 с. Деп.
в ВИНИТИ. 15.11.79. №3879—79.
5-14. Войтович JLH., Емельянова Г, Н. Экс-
Экспериментальное и теоретическое исследование
гидравлического сопротивления конических
диффузоров с шероховатой поверхно-
стью//Ученые записки ЦАГИ. 1985. Т. XVI.
№4. С. 105—110.
5-15. ГаркушаА^В., Гринчеяко Н. Я., Куче-
Кучеренко С. И. Исследование течения в кольцевом
коническом диффузоре//Энергетическое маши-
машиностроение. Респуб. межвед. сб. Харьков, 1981.
Вып. 31. С. 21—25.
5-16. Гаркуша А. В., Кучеренко С. И. Иссле-
Исследование характеристик закрученного потока
в кольцевом ступенчатом диффузоре с сопро-
сопротивлением на выходе//Энергетическое маши-
ностроение/Сб. Харьковского политехнич. ин-
та. 1984. Вып. 38. С. 3—10.
5-17. Герман Р. Сверхзвуковые входные ди-
диффузоры и введение во внутреннюю аэроди-
аэродинамику. М., 1960. 378 с.
5-18. Гибсон А. Гидравлика и ее приложе-
приложения. М., 1935. 611 с.

5-19. Гинсвский А. С. Энергетические харак-
характеристики дозвуковых диффузорных канал-
ов//Известия АН СССР. ОТН. 1956. № 3.
С. 152—154.
5-20. Гллевскай А. С- Расчет потерь в рас-
расширяющихся и сужающихся каналах//Промы-
шленная аэродинамика. 1956. №7. С. 5—16.
5-21. Гзшевскяй А. С, Бычкова Л. А. Аэро-
Аэродинамические характеристики плоских и осе-
симметричных диффузоров с предотрывным
состоящем турбулентного пограничного
слоя//Тепло- и массоперенос. М., 1968. Т. I.
С. 100—115.
5-22. Гзяневсхий А. С, Емельянова Г. Н., Ко-
леспяков А. В. Прямая и обратная задачи
расчета диффузорных каналов//Тр. ЦИАМ.
1984. № 1093. С 51—60.
5-23. Глневский А. С, Колесников А. В. Рас-
Расчет начального участка и участка стабили-
стабилизированного течения в плоских безотрывных
диффузорах//Изв. АН СССР. Механика жид-
жидкости и газа. 1969. №6. С. 31—38.
5-24. Гинезскяй А. С, Солодкин Е. Е. Аэро-
Аэродинамические характеристики начального уча-
участка трубы кольцевого сечения при турбу-
турбулентном течении в пограничном слое//Про-
мышленная аэродинамика. М., 1959. Вып. 12.
С. 155—167.
5-25. Гипевский А. С, Солодкян Е. Е. ' Гид-
Гидравлическое сопротивление кольцевых кана-
лов//Промышленная аэродинамика. М.? 1961.
Вып. 20. С. 202—215.
5-26. Гинзбург Я. Л., Идельчик И. Е. Основ-
Основные результаты исследований диффузоров квад-
квадратного и прямоугольного сечения//Промышл.
очистка газов и аэрогидродинамика пылеулавли-
пылеулавливающих аппаратов. Ярославль, 1975. С. 57—63.
5-27. Гинзбург Я. Л., Идельчик И. Е, Экспе-
Экспериментальное определение коэффициентов во-
восстановления давления в конических диффузо-
диффузорах при больших дозвуковых скоростях//Уче-
ные записки ЦАГИ. 1973. Т. 4. № 3. С. 23—31.
5-28. Гордеев Н. Н., Селезнев К. П., Черняв-
Чернявский Л. К. Приближенный метод расчета по-
потерь в прямых и изогнутых диффузорах
с произвольным законом изменения площади
поперечного сечения и его использование
для оптимизации элементов турбомашин//Те-
плоэнергетика/Тр. ЛПИ. Л., 1947. № 358.
С. 47—53.
5-29. Гришанин К. В. Установившееся тур-
турбулентное движение жидкости в коническом
диффузоре с малым углом раскрытия//Труды
ЛИИВТ. Л., 1955. Вып. 22. С. 47—53.
5-30. Губин М. Фм Казениов В. В., Волша-
ник В. В. Оптимальная форма прямоосного
диффузора для закрученного потока жид-
жидкости/Труды Моск. ииж.-строит. ин-та. 1972-
№ 89. С. 38—44.
5-31. Гуржисико Г. Л. Об установившемся
турбулентном течении в конических диффу-
диффузорах с малыми углами расширения//Труды
ЦАГИ. 1939. Вып. 462. 80 с.
5-32. Ддпиличев В. Н., Васильев Б. В. Иссле-
Исследование диффузоров с гибкими поперечными
ребрами//Гидроаэромеханика. 1966. Вып. 3.
С. 25—30.
5-33. Данцыг А. Я., Петров Н. М., Понома-
Пономарев Н. Н. К вопросу определения потерь в ка-
канале с внезапным расширением, расположен-
расположенным за диффузором//Изв.вузов. Авиационная
техника. 1981. №3. С. 86—89.
5-34. Данцыг А. Я., Петров Н. М. Определе-
Определение потерь полного давления в ступенчатых
кольцевых диффузорах с прямолинейными
наружными стенками и равномерным полем
скорости на входе//Изв. вузов. Авиационная
техника. 1983. № 1. С. 24—28.
5-35. Данцыг А. Я., Петров Н. М. Определе-
Определение потерь полного давления в ступенчатых
кольцевых диффузорах с криволинейными на-
наружными стенками и равномерным полем
скорости на входе//Изв. вузов. Авиационная
техника. 1983. № 3. С. 63—66.
5-36. Дейч М. Е., Зарянкин А. Е. Газодина-
Газодинамика диффузоров и выхлопных патрубков
турбомашин. М., 1970. 384 с.
5-37. Дидеяко О. И. и др. Влияние угла рас-
раскрытия на эффективность кольцевых" криво-
криволинейных диффузоров//Изв. вузов. Энергети-
Энергетика. 1967. №8. С. 108—112.
5-38. Демидов С, Исследование течения
и определение потерь полного давления
в круглых, плоских и кольцевых диффузо-
рах//Тр. ЦИАМ. 1960. №116. 14 с.
5-39. Довжик С. А., Гияезский А. С. Экспе-
Экспериментальное исследование напорных патруб-
патрубков стационарных осевых машин//Технические
отчеты. 1955. № 130. 15 с.
5-40. Довжик С. А., Морозов А. И. Экспери-
Экспериментальное исследование кольцевых диффузо-
диффузоров осевых турбомашин//Промышленная аэ-
аэродинамика. М., 1961. Вып. 20. С. 168—201.
5-41. Дорфман А. Ш. К вопросу расчета по-
потерь полного давления в диффузорных ка-
налах//Энергомашиностроение. 1966. № 8.
С. 5—10.
5-42. Дорфман А. Ш., Сайковский М. И. При-
Приближенный метод расчета потерь в криво-
криволинейных диффузорах при отрывных течени-
ях//Промышленная аэродинамика. М., 1966.
Вып. 28. С. 98—120.
5-43. Емельянова Г. Н. Численный расчет
ародинамических характеристик осесимметри-
чных каналов//Промышленная аэродинамика.
М., 1986. Вып. 1C3). С. 106—122.
5-44. Зарянкин А. Е., Головина Л. Г., Этт
В. В. Влияние режимных параметров на харак-
характеристики конических диффузоров//Теплоэнер-
гетика. 1967. № 4. С. 27—34.
5-45. Зарянкин А. Е., Касимов В. Ф. К иссле-
исследованию диффузоров с отрывным характером
649

течения//Проблемы турбомашин/Тр. МЭИ.
1978. Вып. 385. С. 14—19.
5-46. Идельчик И. Е. Аэродинамика всасы-
всасывающих патрубков//ТВФ. 1944. № 5—6.
С. 1 — 10. С. 28.
5-47. Идельчик И. Е. Аэродинамика потока
и потери напора в диффузорах//Промышлен-
ная аэродинамика. 1947. №3. С. 132—209.
5-48. Идельчик И. Е. Выравнивающее дей-
действие сопротивления, помещенного за диффу-
зором//Труды ЦАГИ. 1948. Вып. 662. С. 25—52.
5-49. Идельчик И. Е. Гидравлические сопро-
сопротивления (физико-механические основы). М.,
1954. 316 с.
5-50. Идельчик И. Е. Исследование корот-
коротких диффузоров с разделительными стенка-
ми//Теплоэнергетика. 1958. № 8. С. 21—26.
5-51. Идельчик И. Е., Гинзбург Я. Л. К воп-
вопросу о влиянии магнитного поля на течение
в диффузорах//Магнитная гидродинамика/АН
Латв. ССР. 1970. № 1. С. 148—151.
5-52. Идельчик И. Е., Гинзбург Я. Л. Об ис-
исследовании влияния числа Рейнольдса и ус-
условий входа на закономерности движения
потока в диффузорах//Пробл. вентиляции
и кондицион. воздуха. Минск. 1969. С. 224—
231.
5-53. Идельчик И. Е., Гинзбург Я. Л. О ме-
механизме влияния условий входа на-сопротив-
на-сопротивление диффузоров//Инж.-физ. ж. 1969. Т. 16.
№3. С. 413—416.
5-54. Идельчик И. Е., Гинзбург Я. Л. Основ-
Основные результаты новых экспериментальных
исследований конических диффузоров//Меха-
ническая очистка промышленных газов/НИИ-
Огаз. М., 1974. С. 178—210.
5-55. Идельчик И. Е., Гинзбург Я. Л. Прос-
Простые способы уменьшения сопротивления ко-
коротких диффузоров с большими углами рас-
ширения//Водоснабжение и санитарная техни-
техника. 1971. № 10. С. 27—30.
5-56. Карлсон, Джонсон, Сейджи. Влияние
формы стенки на режимы течения и харак-
характеристики плоских диффузоров с прямоли-
прямолинейной осью//Теорет. основы инж. расч./Тру-
ды Амер. об-ва инж.-мех. (русск. пер.) 1967.
Т. 89. Сер. Д. № 1. С. 173—185..
5-57. Кириленко Д. А., Панков О. М, Аэро-
Аэродинамическое исследование плоского много-
многоканального дозвукового диффузора//Изв. ву-
вузов. Машиностроение/МВТУ, 1979. № 3.
С. 54—57.
5-58. Локшин И. Л., Газирбекова А. X. Рабо-
Работа диффузоров, установленных за центробеж-
центробежными вентиляторами/Промышленная аэроди-
аэродинамика. 1955. Сб. №6. С. 127—152.
5-59. Мазо А. С. Аэродинамические харак-
характеристики кольцевых конических диффузоров.
М., 1980. 6 с. Деп. в НИИавтопроме. № 496.
5-60. Мазо А. С. Экспериментальное иссле-
исследование структуры течения в кольцевом кри-
криволинейном диффузоре с поворотом пото-
ка//Тр.НАМИ, 1979. Вып. 176. С 151 — 160.
5-61. Мигай В. К. К исследованию оребрен-
ных диффузоров//Теплоэнергетика. 1962. № 10.
С. 33—39.
5-62. Мигай В. К. О влиянии начальной тур-
турбулентности на эффективность диффузорных
течений//Изв. вузов. Энергетика. 1966. № 2.
С. 131 — 136.
5-63. Мигай В. К. О расчете потерь в диф-
диффузорах с отрывом потока//Теплоэнергетика.
1983. № 9. С. 38—40.
5-64. Мигай В. К. Уменьшение вихревых по-
потерь в каналах//Теплоэнергетика. 1979. № 7.
С. 49—51.
5-65. Мигай В. К., Гудков Э. И. Проектиро-
Проектирование и расчет выходных диффузоров турбо-
машин. Л., 1981. 272 с.
5-66. Михеев В. П., Гоман В. Г. Неизотерми-
Неизотермическое течение газа в канале переменного
сечения//Изв. вузов. Энергетика. 1969. № 7.
С. 89—95.
5-67. Нельсон. Янг, Хадсон. Расчет осесим-
метричного профилированного диффузора
с отсосом пограничного слоя//Энергетические
машины и установки/Тр. Американского об-ва
инженеров-механиков (русск. пер.). М. 1975.
№ 1. С. 137—144.
5-68. Овчинников О. Н. Влияние входного
профиля скоростей на работу диффузоров
//Труды Ленинградского политехнического
ин-та. 1955. № 176. С 45—53.
5-69. Полоцкий Н. Д. Результаты исследова-
исследования потока в плоских криволинейных диф-
фузорах//Тр. Всес. ин-та гидромашинострое-
гидромашиностроения. 1962. Вып. 31. С. 3—17.
5-70. Полоцкий Н. Д. Энергетические харак-
характеристики криволинейных диффузоров/энер-
диффузоров/энергомашиностроение. 1964. № 3. С. 12—16.
5-71. Рено, Джонстон, Клайн. Характерис-
Характеристики и расчет плоских диффузоров с прямой
осью//Теорет. основы инж. расч./Труды Амер.
об-ва инж.-мех. (русск. пер.) М., 1967. Т. 89.
Сер. Д. № 3. С. 160—172.
5-72. Розовский И. Л., Левин А. М. Про без-
вщриваний рух стискуваного газу в дифузор1
при дозвукових швидкостях//Доповш АН
УССР, вщ. техн. н. 1948. № 4. С. 50—55.
5-73. Романенко П. Н., Леонтьев А. И., Об-
ливин А. Н. Исследование сопротивления и те-
теплообмена при движении воздуха в диф-
диффузорах и конфузорах//Тепло- и массоперенос.
М.—Л., 1963. Т. 3. С. 349—360.
5-74. Савин Н. М. Экспериментальное иссле-
исследование зависимости предельного угла раскры-
раскрытия плоского диффузора от относительной дли-
длины, чисел Re и ^//Лопаточные машины и струй-
струйные аппараты. М., 1970. Вып. 4. С. 10—16.
5-75. Седач В. С, Муслин Б. К., Коваленко
А, А. Гидравлические потери при пульси-
пульсирующем течении газа через диффузор в виде
650

улитки//Изв. вузов. Энергетика. 1969. № 1.
С. 128 — 132.
5-76. Симуни Л. И. Влияние неизотермичности
на отрыв в плоском диффузоре//Тр. Ленинградс-
Ленинградского политехнич. ин-та. 1966. jNo 265. С. 21—23.
5-77. Солодкин Е. Е., Гиневский А. С. Тур-
Турбулентное течение вязкой жидкости в началь-
начальных участках осесимметричных и плоских
каналов//Труды ЦАГИ. М., 1957. Вып. 701.
56 с.
5-78. Солодкин Е. Е., Гиневский А, С. Стаби-
Стабилизированное турбулентное течение вязкой
жидкости в плоском диффузорном канале
при малых углах раскрытия//Труды БНИ
МАП. 1958. Вып. 728. С. 26—39.
5-79. Солодкин Е. Е., Гиневский А. С. Тур-
Турбулентное течение в начальном участке диф-
фузорного канала//Труды БНИ МАП. 1958.
Вып. 728. С. 1—25.
5-80. Солодкин Е. Е., Гиневский А. С. К во-
вопросу о влиянии начальной неравномерности
на характеристики диффузорных каналов//
Промышленная аэродинамика. М., 1959. № 12.
С. 168—180.
5-81. Солодкин Е. Е., Гиневский А. С. Тур-
Турбулентное неизотермическое течение вязкого
сжимаемого газа в начальных участках осе-
осесимметричных и плоских расширяющихся ка-
каналов с нулевым градиентом давления//Тепло-
и массоперенос. Минск, 1965. Т. I. С. 189—
202.
5-82. Сцилард К. С, Исследование диффузо-
диффузоров аэродинамических труб больших скорос-
скоростей/Технические заметки/ЦАГИ. М., 1938.
№ 160. 35 с.
5-83. Сэджи, Джонстон. Конструкция и ха-
характеристика двухмерных криволинейных диф-
фузоров//Теорет. основы инж. расч./Тр. Амер.
об-ва инж.-мех. (русск. пер.). М., 1967. Сер. Д.
№ 4. С 23—44.
5-84. Тананаев А. В. Гидравлика МГД-ма-
шин. М., 1970. 209 с.
5-85. Тарг С. М. Основные задачи теории
ламинарных течений. М., 1951. 150 с.
5-86. Таршиш М. С- О взаимосвязи между
потерями при неравномерном установившемся
течении жидкости и коэффициентами Корио-
лиса и Буссинеска//Методы исследований и ги-
гидравлических расчетов водосбросных гидро-
гидротехнических сооружений. Материалы конфе-
конференций и совещаний по гидротехнике. Л.,
1985. С. 61—64.
5-87. Уайтмен, Рено, Клайн. Влияние усло-
условий входа на характеристики двухмерных
дозвуковых диффузоров//Технич. механ./Тр.
Амер. об-ва инж.-мех. (русск. пер.). М., 1961.
Сер. Е. № 3. С. 44—58.
5-88. Федяевский К. К. Критический обзор
работ по замедленным и ускоренным турбу-
турбулентным пограничным слоям//Технические за-
метхи/ЦАГИ. 1937. №158. С. 45—48.
5-89. Фендриков И. А., Фридлянд В. Я., Ян-
ко А. К. Исследование изменения характерис-
характеристик конического диффузора от условий потока
на входе//Гидромеханика. Республ. межвед.
сб./АН УССР. К., 1971. Вып. 17. С. 113—117.
5-90. Фокс. Клайн. Режимы течения в кри-
криволинейных дозвуковых диффузорах//Технич.
механ./Тр. амер. об-ва инж.-механ. (русск.
пер.) М., 1962. Сер. Е. № 3. С. 3—19.
5-91. Франкфурт М. О. К определению потерь
в диффузоре при утончении пограничного слоя
с помощью щелевого отсасывания//Промышлен-
ная аэродинамика. М., 1973. Вып. 30. С. 34—40.
5-92. Франкфурт М. О. К оценке потерь
в коническом диффузоре с большим углом
раскрытия//Промышленная аэродинамика. М.,
1986. Вып. 1C3). С. 168—170.
5-93. Франкфурт М. О. Экспериментальное
исследование диффузоров с щелевым отса-
отсасыванием воздуха из пограничного слоя//Про-
мышленная аэродинамика. М., 1973. Вып. 30.
С. 41—49.
5-94. Франкфурт М. О. Экспериментальное
исследование струйных диффузоров//Ученые
записки ЦАГИ. 1982. Т. XIII. № 2. С. 78—86.
5-95. Франкфурт М. О. Экспериментальное
исследование характеристик конических диф-
диффузоров с тангенциальным сдувом//Промыш-
ленная аэродинамика. М., 1986. Вып. 1 C3).
С. 158—168.
5-96. Фейл. Система лопаток для дозвуко-
дозвуковых диффузоров с очень большими углами
раствора//Теорет. основы инж. расчет./Тр.
амер. об-ва инж.-механ. (русск. пер.). М.,
1964. Сер. Д. №4. С. 151 —158.
5-97. Чернявский Л. К., Гордеев Н. Н. Обоб-
Обобщение экспериментальных данных по потерям
в прямых диффузорах с постоянным углом
раскрытия/Деплоэнергетика. 1985. * № 6. С.
75—77.
5-98. Чернявский Л. К., Гордеев Н. Н. Обоб-
Обобщение экспериментальных коэффициентов по-
потерь диффузоров, установленных в сети//Теп-
лоэнергетика. 1986. № 10. С. 72—74.
5-99. Шерстюк А. Н. Исследование плоских
диффузоров с сомкнувшимися пограничными
слоями на входе//Турбомашины/Тр. МЭИ.
1980. Вып. 504. С. 52—60.
5-100. Яньшин Б. И. Гидравлические харак-
характеристики затворов и элементов трубопро-
трубопроводов. М., 1965. 260 с.
5-101. Ackeret J. Grenzschichten in geraden
und gekriimmten Diffusoren//Intern. Union fur
theor. und angew. Mechanik. Symposium, Frei-
Freiburg. 1958. 130 S.
5-102. Blau F. Die Verbesserung des hydrau-
lischen Wirkungrades von Diffusoren mit Rech-
teckprofil und grossen Offnungswinkel durch
Einbau von Leitblechen oder von Kurzdiffuso-
ren//Mitt. Forschungsanst. Schiffahrt. Wasser
und Grundbau. Berlin. 1963. № 9. S. 5—48.
651

5-103. Bouthicr M., Cavaille G. Etude des eco-
ulcments gazeux dans les gaines fortement
divergentcs//Bull. Centre rcch. essais Chatou.
1963. № 4. P. 83—93.
5-104. Bradshow P. Performance of a diffuser
with fully-developed pipe flow at entry//J. Roy,
Aeronatu. Soc. 1963. V. 67. N 635. 733 p.
5-105. Carlson J. J., Johnston J. P., Sagi C. J.
Effects of wall shape on flow regimes and
performance in straight two-dimentional diffu-
sers//Trans. ASME. 1967. V. D89. N 1. P. 151 —159.
5-106. Cerny L. C, Walawender W. P. The fl-
flow of a viscous liquid in a converging tube//Bull.
Math. Biophys. 1966. V. 28. N 1. P. 11—24.
5-107. CernyL. C, Walawender W. P. Blood
flow in rigid tapered tubes//Amer. J. Physiol.
1966. V. 210. N2. P. 341—346.
5-108. Chatunvedi M. C. Flow characteristics
of axisymmetric expansions//J. Hydraul. Div.
Proc. Amer. Soc. Civil Engrs. 1963. V. 89. N 3.
parti. P. 61—92.
5-109. Cocanover A. B. A unified method for
predicting the performance of subsonic diffusers
of several geometries: Doct. diss. Stanford Univ.,
1966. 107 pp.
5-110. CockreB D. J,, Diamond M. J., Jones C.
D. The diffuser inlet flow parameter//J. of the Roy.
Aeronaut. Soc. 1965. V. 69. N 652. P. 275—278.
5-111. Cockrell D. J., Markland E. The effects
of inlet conditions on incompressible fluid flow
through conical diffusers//J. Roy. Aeronaut. Soc.
1962.	V. 66. N613. P. 51—52.
5-112. CockrellD. J., Markland E. A review
of incompressible diffuser flow//Aircraft Engrs.
1963.	V. 35. N 10. P. 286—292.
5-113. DonchT. Divergente und konvergente
turbulente Stromungen mit kleinen Offnungswin-
keln//VDI, Forschungsarbeiten. 1929. Heft
282. 70s.
5-114. Eiffel G. Souffleries aerodynamiques//Res-
ume des principaux travaux executes pendant
la guerre au laboratoire aerodynamique. 1918.
P. 135—175.
5-115. Fernholz H. Eine grenzschichttheoreti-
sche Untersuchung optimaler Unterschalldiffuso-
ren//Ingr.—Arch. 1966. Bd.35. N3. S. 192—201.
5-116. Furuya Y., Sato T. Pressure recovery
efficiency of short conical diffusers and fevreg-
hened diffusers//Bull. JSME. 1960. V. 3. XI.
N 12. P. 437—443.
5-117. Gardel A. Perte de charge dans un
etranglement conique//Bull. techn. Suisse roman-
de. 1962. V. 88. N21. P. 313—320.
5-118. Gibbings I. C. Flow in contract du-
cts//AIAAJ. 1964. V. 2. N 1. P. 191 — 192.
5-119. Gihson A. On the flow of water through
pipes and passages having converging or diver-
diverging boundaries//Proceedings of the Royal Socie-
Society. 1910. V. 83. P. 27—37.
5-120. Gibson A. On the resistance to flow
of water through pipes or passages having
diverging boundaries//Transaction of the Royal
Society. 1911. V. 48. P. 123 —131.
5-121. Ghose S., Kline S. J. The computation
of optimum pressure recovery in two-dimensional
diffusers//Journal of Fluids Engineering. 1978.
V. 100, December. P. 419—426.
5-122. Goldsmith E. L. The effect of internal
contraction initial rate of subsonic diffuser and
coil centrebody shape on the pressure recovery
of a conical centrebody intake of supersonic
speed// Aeronaut. Res. Council. Repts. and
Mem. 1962. N3204. P. 131 —140.
5-123. Hackeschmidt M., Vogelsang E. Versu-
che and Austrittsgehase mit neuartigen Diffuso-
ren//Maschinenbautechnik. 1966. Bd. 15. N5.
S. 251—257.
5-124. Hofmann A. Die Energieumsetzung in
saugrohrahnlicherweiterten Dusen // Mitteilungen.
1931. Heft 4. S. 75—95.
5-125. ImbachH. E. Beitrag zur Berechnung
von rotationssymetrischen turbulenten Diffusorst-
romungen // Brown Baveri Mitteilungen. 1964.
Bd. 51. N 12. S. 784—802.
5-126. Jahn K. Ein Beitrag zum Problem der
SiebdifTusoren//Maschinenbautechnik. 1970. Bd.
19. N 2. S. 35—45.
5-127. Jezowiecka-Kabsch K. Wplyw ksztaltow
dyfuzorow na wysokosc strathydraulicznych//Pr.
nauk. Inst. Techn. Cieplnej i aparatury przen.
PW, 1971. Sv. 3. 51 s.
5-128. Johnston JL P. The effect of inlet condi-
conditions on the flow in annular diffusers// C. P. N 178,
Memorandum N M. 167. 1953. N 1. P. 21—30.
5-129. Johnston J. P., Powars Ch. A. Some
effects of inlet blockage and aspect ration on
diffusers performance//Trans. ASME. 1969. V.
D91. N 3. P. 551—553.
5-130. Kline S. J. On the nature of stall//Trans.
ASME. 1959. V. 81. S. D. N 3. P. 305—320.
5-131. Kline S. J., Moore С A., Cochran D. L.
Wide-angle diffusers of high performance and
diffuser flow mechanisms//J. Aeronaut. Sci.
1957. V. 24. N6. P. 469—470.
5-132. Kline S-J., Abbott D. E., Fox R. W.
Optimum design of straight-walled diffusers//
Trans. ASME, s. D. 1959. V. 81. N 3. P. 321—331.
5-133. Kmonicek V. Scurgerea subsonica in
difuzoare conice//Studil si cercetari mec. apl.
Acad. RPR. 1961. Sv. 12. N. 2. S. 383—390.
5-134. Kmonicek V. Ovliveneni cinnosti pros-
tych kuzelovych difusori vlozenymi telesy//Stroj-
nicky casop. 1963. Sv. 14. N 5. S. 484—498.
5-135. Kmonicek V., Hibs M. Vysledky experi-
mentalniho a teoretickeho vyzkumu mezikryho-
vych difusorovych kanalu//Lake, probl. ve
stavbe spalov. turbin. Praha, SCAU, 1962.
S. 371—397.
5-136. Kubo Toshisuke, Ueda Tatsuhiro. On
the characteristics of divided flow and confluent
flow in headers//Bull. JSME. 1969. N52.
P. 138—143.
652

5-137. Levin L.,Clermont F. Etude des pertes de
charge singulieres dans les convergents coniques// Le
Genie Civil. 1970. V. 146. N 10. P. 11—20.
5-138. Liepe F. Experimentalle untersuchungen
uber den Einfluss des Dralles auf die Stromung
in Schlanken Kegeldiffusoren // Wissenschaft,
Zeitschrift der TH. Dresden, 1962. Bd. 8. N 2.
S. 330—335.
5-139. Liepe F., Jahn K. Untere Wirkungsgrade
von Kegel diffusoren // Maschinenbautechnik.
1962. N 11. S. 41—52.
5-140. LimbergH, Scurgerea de intrare lamina-
ra intr-un canal convergent // Studu si ceretari
mec. apl. Acad. RPR. 1961. V. 12. N 1. P. 3—10.
5-141. Linnekerc H. Betrachfungen uber Wir-
Wirkungsgrade gasdurchstromter Diflfusoren // Kon-
struktion. 1963. Bd. 15. N7. S. 10—17.
5-142. Livescy J. L., Turner J. T. The depen-
dependence of diffuser performance upon inlet flow
conditions//J. Roy Aeronaut. Soc. 1965. V. 69.
N 6159. P. 794—795.
5-143. Livesey J. L., Hugh T. Some preliminary
results for conical diffusers with high subsonic
entry Mach numbers//J. Mech. Engng. Soc.
1966. V. 8. N4. P. 384—391.
5-144. Lau W. T. F. An analytical method
for the design of two-dimensional
contractions//!. Roy Aeronaut. Soc. 1964. V. 68.
N 637. P. 59—62.
5-145. Markland E., North F. Performance of
conical diffusers up the Choking condition//Pro-
condition//Proceedings of the Sixth Conference on Fluid
Machinery. Budapest, 1979. V. 2. P. 703—713.
5-146. Mathieson R., Lee R. A. Diffusers with
boundary layer suction//Internat. Assoc. Hydra-
ul. Res. 10th. Congr. London. 1964. V. 4.
N 249. P. 81—88.
5-147. McDonald А. Т., Fox R. W. An experi-
experimental investigation of incompressible flow in
conical diffusers // Paper. Amer. Soc. Mech. Engs.
1966. NFE-25. 9 p.
5-148. McDonald А. Т., Fox R. W. Dewoesti-
ne R. V. Effects of swirling inlet flow on pressure
recovery in conical diffusers // AIAA Journal,
1971. V. 9. N10. P. 2014—2018.
5-149. Naumann. Efficiency of diffusers on
high subsonic speeds//Reports and Transactions.
1946. N 11. A. P. 1—20.
5-150. Nikuradse I. Untersuchingen uber die
Stromungen des Wassers in konvergenten und
divergent Kanalen//VDI-Forschungsarbaiten. 1929.
Heft 289. 60s.
5-151. Patterson G- Modern diffuser design//
Aircraft Eng. 1938. P. 1 — 5.
5-152. Peryez S. Der Einfluss des Diffusorwir-
kungsgrade auf den Austrittverlust im Dampftur-
binen // Brennstoff-Warme-Kraft. 1961. Bd. 13.
N9. S. 9—15.
5-153. Peters H. Energieumsetzung in Quersch-
nktserweiterung bei verschiedenen Zulaufbedin-
gi:^gen//Ingenier-Archiv. 1931, N1, S. 7—29.
5-154. Pohl К. Н. Stromungverhaltnisse in ei-
nen Diffusor mit vorgeschalteten Kriimmcr//In-
genieur Archiv. 1960. N XXIX. S. 21—28.
5-155. Polzin J. Stromungsuntersuchungcn an
einem ebenen Diffusor//Ingenieur-Archiw. 1940.
Heft 5. S. 30—49.
5-156. Prechter H. P: Gesichtpunkte zur Ausle-
gung von Diffusoren unter Beriicksichtigung
neuerer Forschungsergebnisse // Der Maschinen-
markt. 1961. Bd. 13. N82. S. 31—39.
5-157. Raghunathair S., Kar S. Theory and
performance of conical diffuser exit duct combi-
combinations//Paper, Amer. Soc. Mech. Eng. 1968.
V. NWA/FE-45. 8 p.
5-158. Rao D. M. A method of flow stabilisa-
stabilisation with high pressure recovery in short conical
diffussers//Aeronaut. J. 1971. V. 75. N725.
P. 336—339.
5-159. Rao P. V., Dass H. S. Design and tes-
testing of streamline shapes for axisymmetric
diffuser//J. of the Institute of Engineers. India.
1981. V. 62. Prt. ME 2. P. 39—46.
5-160. Rao D. M., RajtrK. N. The use of
splitters for flow control in wide angle conical
diffusers//Techn. Note. Nat. Aeronaut. Lab.
Bangalore. 1964. N AE-26. 19 p.
5-161. Rao D. M., Raju K. N. Experiments on
the use of screens and splitters in a wide-angle
conical diffuser//Techn. Note Nat. Aeronaut.
Lab. Bangalore. 1964. N AE-24. 23 p.
5-162. Rao P., Samba S., Vyas B. D., Raghuna-
than S. Effect of inlet circulation on the perfor-
performance of subsonic straight conical diffusers // In-
Indian J. Technol. 1971. V. 9. N4. P. 135—137.
5-163. Ringleb F. O. Two-dimensional flow with
standing vortexes in ducts and diffusers // Trans.
ASME. 1960. V. s. D82. N4. P. 921—927.
5-164. Robertson J. M., Fraser H. R. Separa-
Separation prediction for conical diffusers // J. of
basic/Trans. ASME. 1960. V. 82. s. D. N 1.
P. 135—145.
5-165. Robertson J, M., Fraser H. R. Investiga-
Investigation of the boundary layer stall in a conical
diffuser //Trans. ASME. 1961. V. 81. N 1.
P. 35—43.
5-166. Runstandler P. W., Dean R. C. Straight
channel diffusor performance at high inlet Mach
numbers//Paper Amer. Soc. Mech. Eng. 1968.
NWA/FE-19. 16 p.
5-167. Sagi J. The design and performance
of two-dimensional curved subsonic
diffusers//Dissert. Abstrs. 1968. V. B. 28. N7.
286 p.
5-168. Schlichting H., Gersten K. Berech
nung der Stromung in rotationssymmetrischen
Diffusoren	mit	Hilfe	der
Grenzschichfteorie // Flugwissenschaft Zeitschrift.
1961. Bd. 9. N4—5. S. 18—27.
5-169. Sharan W. Kr. Improving diffuser per-
performance by artificial means//AJAA Journal.
1972. V. 10. N 8. P. 1105—1106.
653

5-170. Siedschlag H. J. Die Stromung in diffu-
soren Verschiedener Querschnittsformen// Wiss.
Z. Techn. Univ. Dresden. 1963. Bd. 12. N 1.
S. 85—96.
5-171. Sisojev V. О stepenu korisnog dejstva
nadzvue difozora aerotunela//Tehnika. 1961.
Sv. 16. N3. S. 100—104.
5-172. Sokwan L, Vortex phenomena in
a conical diffuser//AIAA Journal. 1967. V. 5.
N6. P. 1072—1078.
5-173. Sprenger H. Messungen an Diffuso-
ren//ZAMP. 1957. Bd. 7. N4. S. 372—374.
5-174. Sprenger H. Experimentelle Untersuc-
hungen an geraden und gekrummten Diffusoren //
Mitt. Inst. Aerodyn. (ETH Zurich), 1959. Bd. 84.
N27. 84 S.
5-175. Stock H. W. Compressible turbulent
flows in long circular cross-section diffusers of
large area ratio//Z. Flugwiss. Weltraumforsch.
1985. Bd. 9. Heft3. S. 143—155.
5-176. StullF. D., VelkoffH. R. Effects of
tranverse ribs on pressure recovery, in two-di-
two-dimensional subsonic diffusers // AIAA Paper. 1972.
N 1141. 11 p.
5-177. Squire H. B. Experiments on conical
diffuser //Reports and Memoranda. 1950.
N2751, P. 41—60.
5-178. Stevens S. G., Markland E. The effect
of inlet conditions on the performance of two
annular diffusers//Paper Amer. Soc. Mech. Eng.
1968. NWA/FE-38. 15 p.
5-179. Stratford B. S-, Tubbs H. The maximum
pressure rise attainable in subsonic diffusers//J.
Roy. Aeronaut. Soc. 1965. V. 69. N 652. P.
275—278.
5-180. Szablewski W. Turbulente Stromungen
in divergenten kanalen Mittlerer und starker
Druckanstieg//Ingr. Arch. 1954. Bd. 22. N4.
S. 268—281.
5-181. Winter H. Stromungsverhaltnisse in ei-
nem Diffusor mit vorgeschalteten Krummer//
Maschinenbau und Warmenwirtschaft. 1953. Heft
2. S. 38—49.
5-182. Winternitz F. A. L,, Ramsay W. J. Ef-
Effect of inlet boundary layer on pressure recovery,
energy conversion and losses in conical diffu-
diffusers//J. Roy. Aeronaut. Soc. 1957. V. 61. N 554.
P. 15—23.
5-183. Wolf SM Johnston J. P. Effects of nonu-
miform inlet velocity profiles on flow regimes
and performance in two-dimensional diffusers//
Paper Amer. Soc. Mech. Eng. 1969. NWA/FE-
25. 13 p.
5-184. Wu J. H. T. On a two-dimensional
perforated intake diffuser//Aerospace Engng.
1962. V. 21. VII. N7. P. 13—19.
5-185. Van Dewoestine R. V., Fox R. W. An
experimental investigation on the effect of
subsonic inlet Mach number on the performance
of conical diffusers//Intern. J. Mech. Sci. 1966.
V. 8. N 12. P. 759—769.
5-186. Villeneuve F. Contribution a Tetude
de recoupment dans on diffuseur a six
degres// Publ. scient. et techn Minist. air.
1963. N 397. 69 p.
ШЕСТОЙ РАЗДЕЛ
6-1, Абрамович Г. Н. Аэродинамика мест-
местных сопротивлений//Промышленная аэроди-
аэродинамика. М., 1935. Вып. 211. С. 65-150.
6-2. Агурейкин С. С, Сподыряк Н. Т., Усти-
менко Б. П. Экспериментальное исследование
гидродинамики турбулентного потока в кри-
криволинейных каналах // Пробл, теплоэнерг.
и прикл. теплофиз. Алма-Ата, 1969. Вып. 5.
С. 35-45.
6-3. Аронов И. 3. Теплообмен и гидравли-
гидравлическое сопротивление в изогнутых трубах:
Дис. ... канд. техн. наук. Киев, 1950. 130 с.
6-4. Аронов И. 3. О гидравлическом подо-
подобии при движении жидкости в изогнутых
трубах-змеевиках // Изв. вузов. Энергетика.
1962. №4. С. 52-59.
6-5. Баулин К, К., Идельчик И. Е. Экспери-
Экспериментальное исследование течения воздуха
в коленах // Технические заметки/ЦАГИ. 1934.
№23. 24 с.
6-6. Беркутов И. С, Рахматулин Ш. И, Опыт
снижения гидравлических сопротивлений
изогнутых каналов // Нефтяное хоз-во. 1964.
№ 1. С. 46-47.
6-7. Волков В. Г., Хорун С. П,, Яковлев
А. И. Гидравлическое сопротивление плоских
каналов с обратным симметричным поворо-
поворотом // Аэродинамика и теплопередача в элект-
электрических машинах. Харьков. 1972. Вып. 1.
С 98 — 105.
6-8. Гольденберг И. 3. Исследование поля
осевой составляющей скорости потока в судо-
судовом трубопроводе за отводом//Труды Кали-
Калининградского техн. ин-та рыбной пром-ти
и хоз-ва. 1970. Вып. 22. С. 125-134.
6-9. Гольденберг И. 3., Умбрасас М,—Р.А.
Связь гидравлических потерь со скоростью
вторичного течения в отводах трубопрово-
трубопроводов //Тр. Калининградского техн. ин-та рыб-
рыбной пром-сти и хоз-ва. 1975. Вып. 58.
С. 36-42.
6-10. Гольденберг И. 3. Экспериментальное
исследование влияния взаимодействия пово-
поворотов потока на гидравлические потери в на-
напорных каналах // Труды Калининградского
техн. ин-та рыбной пром-ти и хоз-ва. 1966.
Вып. 19. С. 29-34.
6-11. Гонцов Н. Г., Маринова О. А-, Танана-
ев А. В. Турбулентное течение на участке
поворота круглой трубы // Гидротехническое
строительство. 1984. № 12. С. 24-28.
6-12. Дементьев К. В., Аронов И. 3. Гидро-
Гидродинамика и теплообмен в криволинейных
каналах прямоугольного сечения // Инж.-физ.
ж-л. 1978. Т. 34. №6. С. 994-1000.
654

6-13. Зубов В. П. Исследование потерь дав-
давления в тройниках при делении и соединении
потоков: Дис.... канд. техн. наук. М., 1978. 165 с.
6-14. Иванов К. Ф., Финодеев О. В. О неко-
некоторых особенностях процесса стабилизации
потока за поворотом//Изв. вузов. Энергетика.
1987. №3. С. 111 —114.
6-15. Идельчик И. Е. Направляющие лопат-
лопатки в коленах аэродинамических труб//Техни-
труб//Технические заметки/ЦАГИ. 1936. № 133. 35 с.
6-16. Идельчик И. Е. Гидравлические сопро-
сопротивления (физико-механические основы). М.,
1954. 316 с.
6-17. Идельчик И. Е. К вопросу о влиянии
числа Re и шероховатости на сопротивление
изогнутых каналов // Промышленная аэроди-
аэродинамика. М., 1953. Сб. №4. С. 177-194.
6-18. Идельчик И. Е. О режиме отрывных
течений в фасонных частях трубопроводов//
Теплогазоснабжение и вентиляция. Киев, 1966.
С. 43-49.
6-19. Идельчик И. Е., Гинзбург Я, Л. Гид-
Гидравлическое сопротивление кольцевых поворотов
на 180°//Теплоэнергетика, 1968. № 4. С. 87-90.
6-20. Ито, Нанбу. Течение во вращающихся
прямых трубах круглого поперечного сече-
сечения//Теорет. основы инж. расчетов/ Труды
Амер. об-ва инж.-мех. (русск. пер.) М., 1971.
№3. С. 46-56.
6-21. Казаченко В. С. Местные сопротивле-
сопротивления прямоугольных колен // Водоснабжение
и санитарная техника. 1962. №2. С. 7—11.
6-22. Камерштейн А. Г., Карев В. Н. Иссле-
Исследование гидравлического сопротивления гну-
гнутых, сварных, крутозагнутых и складчатых
колен компенсаторов//Тр. ВНИИСтройнефть
и МИИГС. 1956. С. 52-59.
6-23. Карпов А. И. Сопротивление колен
с малым радиусом закругления в условиях
пневмотранспорта // Изв. вузов. Энергетика.
1962. №8. С. 93-95.
6-24. Квитковский Ю. В. Гидравлическое со-
сопротивление плавноизогнутых труб // Труды
Моск. ин-та инж. ж.-д. транспорта. 1963.
Вып. 176. С. 61-63.
6-25. Клячко Л. С. Уточнение метода теоре-
теоретического определения коэффициентов сопро-
сопротивления отводов различного профиля//Тру-
профиля//Труды научной сессии ЛИОТ. Л., 1955. Вып. 1.
С. 79-137.
6-26. Клячко Л. С, Макаренкова Т. Г., Пус-
Пустотная В. Ф. Обобщенные формулы для опре-
определения коэффициентов сопротивления произ-
произвольных сочетаний узлов из отводов в венти-
вентиляционных сетях // Вопросы проектирования
и монтажа сан.-техн. систем/Тр. ВНИИГС.
Л., 1980. С. 3-8.
6-27. Кошелев И. П., Эскин Н. Б., Абрюти-
на Н. В. О гидравлическом сопротивлении
изогнутых труб малого диаметра из нержа-
нержавеющей стали при изотермическом течении
жидкости/У Изв. вузов. Энергетика. 1967. №2.
С. 64-69.
6-28. Мазуров Д. Я., Захаров Г.В. Исследо-
Исследование некоторых вопросов аэродинамики тру-
трубных змеевиков//Теплоэнергетика. 1969. №2.
С. 39-42.
6-29. Максименко А. В. К вопросу об учете
взаимного влияния фасонных частей при гид-
гидравлическом расчете систем вентиляции // Су-
Судостроение. 1959. №8. С. 35-40.
6-30. Мигай В. К., Гудков Э. И. Некоторые
способы уменьшения потерь в элеАментах
котельных газовоздухопроводов//Труды ЦК-
ТИ. 1971. Вып. ПО. С. 40-46.
6-31. Некрасов Б. Б. Гидравлика. М., 1954.
290 с.
6-32. Новиков М. Д. Аэродинамическое со-
сопротивление сдвоенных поворотов газовозду-
газовоздухопроводов котлов // Труды ЦКТИ. 1971.
Вып. ПО, С. 53-60.
6-33. Параска Д. И. Методика улучшения
гидравлических характеристик изогнутых на-
напорных каналов на основе визуализации пото-
потоков двулучепреломляющей жидкости: Дис. ...
канд. техн. наук. Л., 1982. 146 с.
6-34. Пермяков Б. А. Влияние числа витков
на аэродинамику змеевиков из спирально-
изогнутых труб//Промышленная теплотехни-
теплотехника. Киев. 1984. Т. 6. №2. С. 21-22.
6-35. Полоцкий Н.Д. О возникновении вто-
вторичных потоков при движении жидкости по
изогнутому каналу // Труды Всес. н.-и. ин-та
гидромашиностр. 1961. Вып. 29. С. 60 — 70.
6-36. Промышленная аэродинамика. М.,
1956.	Сб. №7. 154 с.
6-37. Рихтер Л. А. Тяга и дутье на тепловых
электростанциях. М., 1962. 200 с.
6-38. Розовский И. Л. Движение воды на
повороте открытого русла/АН УССР. Киев,
1957.	С. 41-47.
6-39. Татарчук Г. Т. Сопротивление прямо-
прямоугольных отводов//Вопросы отопления и зен-
тиляции/Труды ЦНИИПС.1951. С. 17-28.
6-40. Топунов А. М., Рубцов Ю. В., Измаи-
Измаилович В. В. Снижение гидравлических сопро-
сопротивлений в элементах газовоздуховодов энер-
энергетических установок // Теплоэнергетика. 1981.
№ И. С. 43-46.
6-41. Трофимович В. В. Потери энергии при
турбулентном движении жидкости в отво-
отводах//Сан. техника. Киев. 1967. Вып. 5. С.
156-164.
6-42. Ульянов И. Е., Крумилина Н. Н., Во-
кар Н. В. Проектирование воздуховодов само-
самолетных силовых установок. М., 1979. 96 с.
6-43. Умбрасас М.—Р. А., Гольденберг И. 3.
Влияние шероховатости на величину гидрав-
гидравлических потерь в отводах//Гидравлика, гид-
гидротранспорт рыбы и его технические сред-
ства/Тр. КТИРПиХ, Калининград, 1977.
Вып. 69. С. 62-69.
655

6-44. Умбрасас М.—Р. А. Оценка безотказ-
безотказности судовых трубопроводов, включающих
сочетания отводов, при проектировании сис-
систем морской воды: Дис. ... канд. техн. наук.
Севастополь, 1984. 155 с.
6-45. Хескестад. Течение в плоском прямо-
прямоугольном колене//Теоретические основы ин-
инженерных расчетов/Тр. Амер. об-ва инж.-мех.
(русск. пер.). М., 1971. № 3. С. 86-97.
6-46. Ханжонков В. И., Талиев В. Н. Умень-
Уменьшение сопротивления квадратных отводов
направляющими лопатками//Технические от-
четы/БНТ МАП. 1947. №110. 16 с.
6-47. Ханжонков В. И. Аэродинамическое
сопротивление плоских каналов с обратным
симметричным поворотом // Промышленная
аэродинамика. М., 1962. Вып. 21. С. 151-166.
6-48. Щукин В. К. Режимы течения и гидра-
гидравлическое сопротивление радиальных враща-
вращающихся каналов // Изв. АН СССР. Энергетика
и транспорт. 1980. № 3. С. 152-159.
6-49. Щукин В. К. Теплообмен и гидродина-
гидродинамика внутренних потоков в полях массовых
сил. М., 1970. 331 с.
6-50. Юдин Е. Я. Колена с тонкими направ-
направляющими лопатками//Промышленная аэро-
аэродинамика. М., 1956. №7. С. 55-80.
6-51. Adler M. Stfomung in gekrummten
Rohren//Z. angew. Math. Mech. 1934. Bd. 14.
S. 30-50.
6-52. Ajukawa K. Pressure drop in the hydra-
hydraulic conveyance of solid materials through a bend
in vertical plane //Bull, of JSME 1969. V. 12.
№54. 57 p.
6-53. Bambach. P164zliche Umlenkung (Stoss)
von Wasser in geschlossenen unter Druck durchs-
tromten Kanalen//VDI. 1930. Heft 327.
S. 1-60.
6-54. Benson R. S., Wollatt D. Compressible
flow loss coefficients at bends and T-juncti-
T-junctions //Engineer. 1966. V. 221. № 5740. P. 70-85.
6-55. Blenke M., Bohner K., Mirner W. Druck-
lust bei der 180° — Stromungsumlenkung in
Schlaufenreaktor//Verfarenstechnik. 1969. Bd. 3.
№ 10. S. 444-452.
6.56. Chun Sik Lee. Stromungeswiderstande in
90° — Rohrkrummern // Gesundheits-Ingenieur.
1969. Heft 1. S. 12-15.
6-57. Cros Ph., Pernes P. Etude des pertes
de charge singulieres dans les coudes brusques
a 90° en polychlorure divinyle//Bull, techn.
genie rural. 1971. №111. I-VII. P. 1-33.
6-58. Conn H. G., Colborne N. G., Brown W.
G. Pressure losses in 4-inch diameter galvani-
galvanized metal duct and fittings//Heating, piping
and air conditioning. 1953. N 1. P. 30-35.
6-59. Decock P., Pay A. Mesure des pertes
de charge localisus dans des accessoires de
tuyauterie-coudes arrondis de 90° (cuivre type
a souder)//Chaleur et climats. 1969. Bd. 34.
№398. P. 27-31.
6-60. Eastwood W., Sarginson E. J. The effect
of a transition curve on the loss of head at
a bend in a pipeline//Proc. Instn. Civil Engrs.
1960. V. 16. №6. P. 129-142.
6-61. Fritzsche und Richter H. Beitrag zur
Kenntnis des Stromupgswiderstandes gekrummter
rauher Rohrleitung // Forschung auf dem Gebiete
des Ingenieurwesens. 1933. Bd. 4. № 6. S. 40—90.
6-62. Haase D. Stromung in einem 90°-Knie
//Ingr-Arch. 1954. Bd. 22. №4. S. 282-292.
6-63. Hassoon H. M. Pressure drop in 180°
pipe bends//Building Services Engn. Research
and Technologia. 1982. V. 3. №2. P. 70-74.
6-64. Hofmann A. Der Verlust in 90° — Rohr-
krummern mit gleichbleiben—den Kreisquer-
schnitt//Mitteilungen des Hydraulischen Instituts
des Technischen Hochschule. Munchen. 1929.
Heft 3. S. 36-45.
6-65. Iguchi M., Ohmi M., Nakajima H. Loss
coefficient of screw elbows in pulsative flow // Bull,
of JSME. 1984. V. 27. № 234. P. 2722-2729.
6-66. Ito H. Friction factors for turbulent
flow in curved pipes // Trans. ASME. 1959. V.
D81. №2. P. 123-132.
6-67. Ito H.//Trans, of the JSME. 1963. 3.
Ser. D. 82-1. P. 131-136.
6-68. Ito H., bnai K. Pressure losses in vaned
elbows of a circular cross section // Trans. ASME.
1966.	V. D88. № 3. P. 684-685.
6-69. Jung R., Gummersbach. Die Stromun-
geverluste in 90°-Umlenkungen beim pneumati-
schen Staubtransport // Brennstoff-Warme-Kraft.
1967.	Bd. 19. № 9. S. 430-435.
6-70. Kamiyama S. Theory on the flow thro-
through bends with turning vanes //Sci. Repts Res.
Inst. Tohoku Univ. Ser. B. High Speed Mech.
1969. №20. P. 1-14.
6-71. Kirchbach. Der Energieverlust in Knies-
tucken//Mitteilungen des Hydraulischen Instituts
der ТЕ Technischen Hochschule. Munchen. 1929.
Heft3. S. 25-35.
6-72. Markowski M. Wspolczynniki oporow
przeplywu dwufazowego czynnika przez luki
przenolnikow powietrznych//Arch. budowy mas-
zyn. 1967. T. 14. N 2. S. 339—370.
6-73. Machne G. Perdite di carico prodotte da
curve isolate con cambiamento di diresione di 90° in
tubozioni a serione circolare costante in moto turb
lento //Techn. ital. 1957. V. 22. N 2. P. 77—91.
6-74. Morikawa L. Druckverlust in pneumati-
schen Forderungen von kornigen Gutern bei
grossen Gutbelaugen//Bull. of JSME. 1968. Bd.
11. N 45. S. 469—477.
6-75. MorimuneT., Hirayama N., Maeda T.
Study of compressible high speed gas flow in
piping system//Bulletin of JSME. 1980. V. 23.
N 186. P. 1997—2012.
6-76. Murakami M., Shimuzu Y., Shiragami H.
Studies on fluid flow in three-dimensional bend
conduits//Bull, JSME. 1969. V. 12. N 54.
P. 1369—1379.
656

6-77. Nippert H. Uber den Stromungsverlust
in gekrummten Kaniilen, Forschungsarbeiten auf
dem Gebiete des Ingenieunvcsens//VDI. 1929.
Heft 320. 85 S.
6-78. Padmarajaiah T. P. Pressure lossen in
90° — bends in the region of turbulent flow//
J. Instn. Engrs. (India)/Civil Engng Div. 1964.
V. 45. Part I. N 1. P. 103—111.
6-79. Richter H. Der Druckabfall in gekrumm-
gekrummten glatten Rohrleitungen, Forschungsarbeiten
auf dem Gebiete des Ingenieurwesens//VDI.
1930. Heft 338. S. 30—47.
6-80. Richter H. Rohrhydraulik. Berlin. 1954.
328 s.
6-81. Schubart. Der Verlust in Kniestucken
bei glatter und rauher Wandung//Mitteilungen
des Hydraulischen Inst. der Technischen
Hochschule. Munchen. 1929. Heft 3. S. 13—25.
6-82. Sharma H. D., Varshney D. V., Chatur-
vedi R. N. Energy loss characteristics in closed
conduit bends (an air model study)//Proc. 42nd
Annu. Res. Sess. Madras, 1972. V. 2B. P. 11—18.
6-83. Shimizu Y., Sugino K. Hydraulic losses
and flow patterns of a swirling flow in U-bends //
Bulletin of the JSME. 1980. V. 23. N 183.
P. 1443—1450.
6-84. Shiragami N., Inoue I. Pressure losses in
square section bends.//J. of chemical Eng. of
Japan. 1981. V. 14. N 3. P. 173—177.
6-85. Smith А. Т., Ward. The flow and pressure
losses in smooth pipe bends of constant cross
section//J. Roy, Aeronaut. Soc. 1963. V. 67.
N 631. P. 437—447.
6-86. Spalding. Versuche uber den Stromungs-
ver lust in gekrummten Leitungen//VDI. 1933.
N 6. S. 1 — 17.
6-87. Spychala F. Versuche zur Ermittlung
von Druckverlusten in Rohrleitungen und
Formstiicken	von
Liiftungsanlagen // Schiffbauforschung. 1968. Bd.
7. N 5—6. S. 216—222.
6-88. SprengerH. Druckverluste in 90° —
Krummern fur Rech teckrohre // Schweizerische
Bauzeitung (SBZ). 1969. Bd. 87. N 13. S.
223—231.
6-89. Takami Т., Sudou K. Flow through cur-
curved piped with elliptic sections//Bulletin of
JSME. 1984. V. 27. N228. P. 1176—1181.
6-90. Vuskovic G. Der Stromungswiderstand
von Formstiicken fur Gasroh leitungen (Fit-
(Fittings)//Mitteilungen des Hydraulischen Instituts
der Technischen Hochschule. Munchen. 1939.
Heft 9. S. 30—43.
6-91. Wasilewski J. Verluste in glatten Roh-
rkummern mit kreisrunden Querschnitt bei weni-
ger als 90° — Ablenkung // Mitteilungen des
Hydraulischen Instituts der Technischen Hoch-
Hochschule. Munchen. 1932. Heft 5. S. 18—25.
6-92. Weisbach J. Lehrbuch der Ingenieur und
Maschinenmechanik, II Aufl., 1850 u. Experi-
mentalhydraulik, 1855. 320 s.
6-93. Werszko D, Badania iloseiowego wplywu
chropowatosci i liczby Reynoldsa nu wspolczyn-
nik strat hydrauliznych 90° krzywakow kolo-
wych//Lesz. nauk. Politechn. wroclawski. 1968.
N 173. S. 57—78.
6-94. Wolf S-, Huntz D. ML Losses in a com-
compact 180-deg. return flow passage as a function
of Reynolds number//Trans. ASME. 1970. V.
D92. N 1. P. 193—194.
6-95. White С. М. Streamline flow through
curved pipes//Proc. Roy. Soc. Lond. (A), 1929.
V. 123. P. 20—31.
СЕДЬМОЙ РАЗДЕЛ
7-1. Асланьян О. И., Гольденберг И. 3., Зю-
бан В. А. и др. Исследование полей осевых
скоростей в приточных тройниках // Изв. ву-
вузов. Энергетика. 1987. № 11. С. 110—116.
7-2. Бездеткина Э. В. Особенность работы
нормализованных тройников в производствен-
производственных условиях//Науч. труды по санитарной
технике. Волгоград, 1971. Вып. III. С. 83—88.
7-3. Василевский В. П. Определение коэффи-
коэффициентов сопротивления при слиянии двух
потоков с разными скоростями методом тео-
теории турбулентных струй // Технич. прогресс
в проектировании и эксплуатации водных
путей и гидротехнических сооружений. Л.,
1983. Вып. 176. С. 15—19.
7-4. Гусев В. М., Ринас Ф. Р, Исследование
спаренной установки стандартных тройников
с дроссель-шайбой//Исследование в области
отопления, вентиляции и кондиционирования
воздуха/Сб. тр. ЛИСИ, 1975. № ПО. С. 18—26.
7-5. Дашкиев Ю. Г., Полупан Г. П. Гидрав-
Гидравлическое сопротивление раздающих и соби-
собирающих тройников типа Fc=Fa—F6--Fcr//
Теплоэнергетика. 1983. № 7. С. 44—46.
7-6. Дергачев Б, А. Случаи увеличения
полного напора при установившемся дви-
движении реальной жидкости//Сб. научно-ме-
тодич. статей по гидравлике. М., 1980.
Вып. 3. С. 64—69.
7.7. Дергачев Б. А. Уравнение баланса
удельной энергии в случае разделения напор-
напорного потока жидкости//Труды Ленинградско-
Ленинградского политехи, ин-та. 1973. № 333. С. 76—79.
7-8. Зубов В. П. Исследование потерь дав-
давления в тройниках при делении и соединении
потоков: Дис. ... канд. техн. наук. М.,
1978. 165 с.
7-9. Зубов В. П. О сопротивлении обыкно-
обыкновенного тройника при соединении потоков//
Вопросы гидравлики/Сб. тр. МИСИ. 1974.
№ 124. С. 55—60.
7-10. Зубов В. П. Физический смысл коэф-
коэффициентов сопротивления тройников при сое-
соединении потоков жидкости//Стр-во и арх./
ВНИИИС. 1981. № 5. С. 25 с.
7-11. Зубов В. П., Дроздов Е. В. Исследова-
Исследование зависимости коэффициентов сопротивления
657

тройников от числа Рейнольдса//Гидравлика
лопаточных машин и общая механика/Тр.
ВПИ. Воронеж, 1974. С. 107—112.
7-12. Зубов В. П., Дроздов Е. В,, Курганов
А. М. Об отрицательном коэффициенте соп-
сопротивления при делении потоков//Межвузов-
потоков//Межвузовский сб. трудов ЛИСИ. Л., 1976. № 5.
С. 56—62.
7-13. Зусманович В. М. Сопротивление трой-
тройников сточных газоводопроводных труб // Воп-
Вопросы отопления и вентиляции. М., 1953.
С. 10—30.
7-14. Зюбан В. А., Гольденберг И. 3. Иссле-
Исследование потерь напора в приточных тройни-
тройниках. Справочно-информац. фонд НИИЭинформ-
энергомаш, № 177ЭМ-Д83, 15 с. «Библ. ука-
указатель ВИНИТИ—депониров. н.-р.», 1983,
№ 80 A44). С. 130.
7-15. Идельчик И. Е. Аэрогидродинамика
технологических аппаратов. М., 1983. 350 с.
7.16. Идельчик И. Е. Аэродинамика промы-
промышленных аппаратов. М. 1964. 289 с.
7-17. Идельчик И. Е. К определению гидрав-
гидравлического сопротивления участков с разделе-
разделением и слиянием двухфазных (многофазных)
несжимаемых потоков//Известия вузов. Энер-
Энергетика. 1975. № 7. С. 94—102.
7-18. Идельчик И. Е. Формулы расчета раз-
раздачи потока вдоль контактных, фильтрующих
и других аппаратов и коллекторов Z-образной
формы // Теоретические основы химической те-
технологии. 1970. Т. 6. № 2. С. 253—260.
7Л 9. Идельчик И. Е., Штейнберг М. О.
К вопросу о методах расчета распределения
потока вдоль каналов с путевым расходом//
Теор. основы химической технологии. 1972.
Т. 6. № 4. С. 603—610.
7-20. Киселев П. Г. О величине потерянного
напора при слиянии потоков//Вопросы гид-
гидравлики и водоснабжения/МИСИ. М., 1980.
Сб. № 174. С. 5—9.
7-21. Клячко Л. С, Успенская Л. Б. Расчет-
Расчетные формулы для нормализованных вентиля-
вентиляционных тройников и узлов ответвления ин-
индустриальных конструкций воздуховодов//Тру-
воздуховодов//Труды ВНИИГСа. 1970. Вып. 28. С. 25—45.
7-22. Клячко Л. С, Пустотная В. Ф. Иссле-
Исследование влияния некоторых конструктивных
элементов прямоугольных тройников на их
аэродинамические характеристики // Труды
ВНИИГСа. 1970. Вып. 28. С. 46—53.
7-23. Кожевникова Е. Н, Перемешивание жи-
жидкостей в трубопроводах при различных спо-
способах подачи примеси: Дис. ... канд. техн.
наук. Л., 1983. 168 с.
7-24. Кожевникова Е. Н., Локтионова Е. А.
Потери напора при соединении двух пото-
потоков//Тр. ЛПИ. 1984. №401. С. 43—46.
7-25. Кривицкая Н. А, Исследование равно-
равномерности распределения приточного воздуха
из индустриальных воздуховодов постоянного
сечения с дисковыми плафонами: дисс... канд.
техн. наук/Белорус, политехи, ин-т. Минск.
1972. 148 с.
7-26. Кузменко Л. М. Обобщение формулы
Борда—Карно на случай смешения двух пото-
потоков с неравномерным скоростным полем//
Гидромеханика. Республ. межвуз. сб. АН
УССР. Киев, 1979. Вып. 40. С. 39—43.
7-27. Левин С. Р. Гидравлическое сопротив-
сопротивление сварных крестовин и тройников // Водо-
Водоснабжение и сантехника. 1961. № 4. С. 10—13.
7-28. Левин С. Р. Деление потоков в трубо-
трубопроводах//Труды ЛТИ им. С. М. Кирова.
1948. № 1. C). С. 86—103.
7-29. Левин С, Р. Новый метод теоретического
определения гидравлических сопротивлений при
смешении потока в трубопроводах // Труды
ЛТИ им. С. М. Кирова. 1955. № 6. С. 119—140.
7-30. Левин С. Р. Смешение потоков в кресто-
крестообразных соединениях трубопроводов // Труды
ЛТИ им. С. М. Кирова. 1954. № 5. С. 80—95.
7-31. Левин С. Р. Сопротивление тройников
вытяжных воздуховодов//Отопление и венти-
вентиляция. 1940. № Ю—11. С. 5—10.
7-32. Левин С. Р. Соударение потоков
несжимаемой жидкости в трубопрово-
трубопроводах //Труды ЛТИ им. С.М.Кирова. 1958.
№ 8. С. 89—103.
7-33. Любанов В., Чакъров Т. Обобщено те-
течение на Мазес // Теоретична и приложно
механика/Болгарска Акад. на Науките. 1980.
№ 2. С. 54—57.
7-34. Нейков О. Д., Алексеев А. Г., Коваль
В. И, Местные сопротивления и турбулент-
турбулентность при слиянии и разделении воздушных
потоков//Труды н.-и. ин-та по вентиляции
и очистке воздуха на горнорудн. пред., 1969.
Вып. 5. С. 37—45.
7-35. Неймарк Л, И. Исследование сопротив-
сопротивления тройников высокоскоростных приточ-
приточных систем кондиционирования воздуха//Кон-
воздуха//Кондиционирование воздуха/Труды н.-и. инж.
сан.-техн. 1966. Вып. 18. С. 139—150.
7-36. Петров Г. А. Гидравлика переменной
массы (Движение жидкости с изменением
расхода вдоль пути). Харьков, 1964. 224 с.
7-37. Прузнер А. С. Сопротивление тройни-
тройников при работе на нагнетании//Современные
вопросы вентиляции. М., 1941. С. 41—60.
7-38. Рекин А. Д. Гидравлическое сопротив-
сопротивление при разделении потока жидкости по
двум параллельным каналам с произвольным
соотношением расходов//Инж.-физ. ж-л. 1981.
Т. 11. № 5. С. 842—847.
7-39. Секундов А. Н. Универсальная связь
между потерями, турбулизацией и смешением
в цилиндрическом канале//Турбулентные струй-
струйные течения. Таллин, 1982. С. 104—108.
7-40. Сосин М. Л., Неймарк Л. И. Аэроди-
Аэродинамические характеристики прямых приточ-
приточных крестовин//'Исслед., расчет, проектиро-
658

вание сан.-техн. систем/АН СССР. М., 1970.
Вып. 2. 150 с.
7-41. Талиев В, Н. Аэродинамика вентиля-
вентиляции. М, 1979. 295 с.
7-42. Талиев В. Н. Потери давления в возду-
воздуховоде при делении потока на два разнона-
разнонаправленных потока//.Изв. вузов. Строительст-
Строительство и архитектура. 1983. № 5. С. 100—102.
7-43. Талиев В. Н. Расчет местных сопротив-
сопротивлений тройников. М., 1952. 35 с.
7-44. Талиев В. Н., Татарчук Г. Т. Сопро-
Сопротивление прямоугольных тройников // Вопросы
отопления и вентиляции. М., 1951. С. 50—80.
7-45. Татарчук Г. Т, Местные сопротивления
чугунных крестовин // Вопросы отопления
и вентиляции. М., 1956. С. 31—45.
7-46. Терентьев Н. И. Исследования взаим-
взаимного влияния тройников и отводов на местные
потери давления в трубопроводах централь-
центральных насосных установок. М., 1971 (Труды
ЦНИИ МПС). Вып. 453. С. 40—47.
7-47. Ульянов И. Е., Крумилина Н. Н., Во-
карь Н. В. Проектирование воздуховодов са-
самолетных силовых установок. М., 1979. 96 с.
7-48, Успенская Л. Б. Коэффициент сопро-
сопротивления нормализованных вентиляционных
тройников на всасывающих воздуховодах //
Водоснабжение и санитарная техника. 1963.
№ 2. С. 10—15.
7-49. Цаль Р. Я., Чечик Е. Н. Вычислитель-
Вычислительные машины в расчетах санитарно-техничес-
ких систем. Киев, 1968. 143 с.
7-50. Штейнберг М. О., Идельчик И. Е. Ис-
Исследование гидравлического сопротивления
коллекторов переменного сечения газоочист-
газоочистных и других сооружений // Промышленная
и санитарная очистка газов. 1973. № 2. С. 1-5.
7-51. BoyarR. E., Brown W. К., Jr., Ngu-
eyn M. D. Friction loss characteristics of branch
duct fittings with a fixed duct configuration//
Trans. ASHRAE. New York, 1966. V. 72. Part
1. P. 346—357.
7-52. Forney L. J., Lee H. C. Optimum dimen-
dimensions for pipeline mixing at a T-Junction //AI-
ChE J. 1982. V. 28. N 6. P. 980—987.
7-53. Franke P. Die zusatzlichen Verluste bei
der Vereinigung von zwei Wasserstromen in
einem gemeinsamen steigschacht//VDI — Zeitsch-
rift. 1955. Bd. 97. N24. S. 841— 843.
7-54. Gardel A. Les pertes de charge dans
les branchements en Те des conduites de section
circulaire//Bulletin tecnique de la suisse roman-
de. 1970. N 25. P. 363—391.
7-55. LaggenmiUer K. Beitrag zur stromungs-
und festigkeitsgiinstigen Ausbildung von Abzwei-
gen und Beileitungen. 1973. 133 s.
7-56. Ito H., Sato M., Oka K. Complete cha-
characteristics of energy losses due to division
and combination of flow at a sorewed tee//
Trans, of the Japan SME. 1978. V. 44. N 387.
P. 3902—3907.
7-57. Ito H., Sato M., Oka K. Energy losses
due to division and combination of flow at
90° wyes//Trans. of the JSME. 1984. S. B.
V. 50. N 450. P. 342—349.
7-58. bvanami S., Suu Tetsuo, Kato Hiroshi.
Study on flow characteristics in right-angled pipe
fittings. 1st. rept. On case of mater flow//Bull.
JSME. 1969. V. 12. N 53. P. 1041 — 1050.
7-59. Kalis J, Hydraulicke ztraty v odbocnicich
rozdelovacich potrubi vodnich elektraren // Vo-
dohospod. casop. 1964. Sv. 12. No 1. S. 48—77.
7-60. Kinne E. Der Verlust in 60° Rohrverzwei-
gungen//Mitteilun gen des Hydraulischen Insti-
tuts der Technischen Hochschule. Munchen.
1931. Heft 4. S. 90—105.
7-61. Konzo S. Investigation of the pressure
losses of takeoffs for extended-plenun type air
conditioning duct systems // University of Illinois
bulletin. 1953. N415. P. 110—116.
. 7-62. Kramer K. Der Druckabfall in einen
laminar durchastromten regelmasig verzweigten
Rohrleitungssystem mit Anwendung auf den
Blutkreislauf des Menschen//Arch. Kreislauffor-
sch. 1967. Bd. 52. N. 1—2. S. 79—95.
7-63. Kubo Toshisuke, Ueda Tatsuhiro. On
the characteristics of divided flow and confluent
flow in headers//Bull JSME, 1969. V. 12. N 52.
S. 802—809.
7-64. Lakshmana, Rao N. S. Pressure losses
at pipe trifurcations//Water Power. 1969. V. 21.
N. 8. P. 309—313.
7-65. Marchetti M., Noseda G. Perdite di carico
nelle biforcazioni simmetriche a diametro costan-
te, delle condotte forzate // Energia elletr. 1960.
V. 37. N 4. P. 289—301.
7-66. Petermann F. Der Verlust in schiefwink-
ligen Rohrverzweigungen//Mitteilungen des Hy-
Hydraulischen Instituts des Technischen Hochschule.
Munchen, 1929. Heft 3. S. 100—120.
7-67. Platzer B. Berechung von Druckverlusbei-
werten in rechtwinkligen Kreuzverzweigungen//
Luft-und Kalte-Technik. 1982. V. 18. N 4. S.
219—220, 239, 240.
7-68. Price J. T. Chimney flow improvement//
Power Engineering. 1967. September. P. 52—55.
7-69. Rao N. S., Lakshmana, Rao B.C.S.,
Ramaswamy R. I. Pressure losses at trifurcations
in closed conduits // J. Hydraul. Div. Proc. Amer.
Soc. Civil Engrs. 1967. V. 93. N 3. P. 51—64.
7-70. Rao B.C.S., Lakshmana R.N.S., Shi-
vaswamy M. S. Distribution of energy losses at
conduit trifurcations//J. Hydraul. Div. Proc. Amer.
Soc. Civil Engrs. 1968. V. 94. N 6. P. 1363—1374.
7-71. Rao P. V., Sharma S.N.P. Energy loss
at abrupt pipetrifurcations//Univ. Roorkee Res.
J. 1968. V. 10. N 3—4. Part 1. P. 43—53.
7-72. Ruus E. Head losses in wyes and
manifolds//J. Hydraul. Div. Proc. Amer. Soc.
Civ. Eng. 1970. V. 96. N 3. P. 593—608.
7-73. Spielbauer M. Die spezifischen astwi-
derstande von Rohrverweigungen und ihre
659

Bcdeutung fur die Entegration der Leistun-
gsvcrluste sowic fur die Quershnittsop-
timiezung//Bautechnik. 1963. Bd. 40. N 1.
S. 19—26.
7-74. Spychala F. Versuche zur ermittlung von
Druckverlusten in Rohrleitungen und Forms-
tucken von Luftungsanlagen // Schifflauforschung.
1968. Bd. 7. N 5—6. S. 216—222.
7-75. Shisholm D. Calculate pressure losses in
bends and tees during steamwater flow//Engng
and Boiler House Rev. 1967. V. 82. N 8.
P. 235—237.
7-76. Tsao S., Rodgers W, Numerical solutions
of transients in pneumatic networks. Part 3.
Network problems with branching//Trans.
ASME. 1969. V.E. 36. N 3. P. 594—597.
7-77. Turton R. K. Design of slurry distribution
manifolds//The Engineer Technical Contributors
Section. 1966. April, 29. P. 641—643.
7-78. Voge! C. Untersuchungen uber den Ver-
lust in rechtwinkligen Rohrverzweigungen//Mit-
teilungen des Hydraulischen Instituts der Techni-
schen Hochschule. Miinchen. 1926. Heft 1, 1928.
Heft 2. S. 85—105.
7-79. Williamson J., Rhone T. J. Dividing flow
in branches and Wyes//J. of the hydraulics
division. 1973. May. P. 747—769.
ВОСЬМОЙ РАЗДЕЛ
8-1. Альтшуль А. Д., Краснов Н. С. К расче-
расчету влияния загрязнений на гидравлическое
сопротивление сеток с квадратными ячейка-
ячейками//Движение однородных и неоднородных
жидкостей/Труды МИСИ им. В. В. Куйбыше-
Куйбышева. М., 1968. Вып. 2. № 55. С. 70—75.
8-2. Альтшуль А. Д. Гидравлические сопро-
сопротивления. М., 1970, 216 с.
8-3. Аэров ML Э., Тодес О. М. Гидравличес-
Гидравлические и тепловые основы работы аппаратов
со стационарным и кипящим зернистым сло-
слоем. М., 1968. 510 с.
8-4. Аэров М. Э., Тодес О. М., Наринский
Д. А* Аппараты со стационарным зернистым
слоем. М., 1979. 175 с.
8-5. Басовская А. А., Рейсиг В. А. Исследо-
Исследование теплообмена и гидравлического сопро-
сопротивления в микросопловых решетках // Инж-
физ. ж-л. 1980. Т. 39. № 5. С. 798—801.
8-6. Басовская А. А., Рейсиг В. А. Экспери-
Экспериментальное исследование теплообмена и гид-
гидравлического сопротивления при протекании
воздуха через проволочную решетку // Инж-
физ. ж-л. 1977. Т. 33. № 4. С. 734—739.
8-7. Белов С. В. Пористые материалы в ма-
машиностроении. М., 1981. 184 с.
8-8. Бернштейн Р. С, Померанцев В. В., Ша-
Шагалова С. Л. Обобщенный метод расчета аэро-
аэродинамического сопротивления загруженных се-
сечений // Вопросы аэродинамики и теплопере-
теплопередачи в котельно-топочных процессах. М.,
1958. С. 267—289.
8-9. Воскресенский А. К., Обливин А. Н., Са-
галь С. 3. Гидродинамические характеристики
пористых тел// Вопросы теплопередачи/Тр.
Московского лесотехнического ин-та. 1981.
Вып. 130. С. 5—21.
8-10. Гидравлическое сопротивление перфо-
перфорированных решеток/Г. И. Дербунович, А. С.
Земская, Е. У. Репик, Ю. П. Соседко // Ученые
записки ЦАГИ. 1984. Т. 15. № 2. С. 114—118.
8-11. Гольдштик М. А. Процессы переноса
в зернистом слое/Ин-т теплофизики СО АН
СССР. Новосибирск, 1984. 163 с.
8-12. Гордон Г. М., Аладжалов И. А. Газо-
Газоочистка рукавными фильтрами в цветной
металлургии. М., 1956. 180 с.
8-13. Григорьев А. Ф. Зависимость гидравли-
гидравлического сопротивления рукавного фильтра от
пылесодержания ткани //Сб. науч. трудов по
санитарной технике. Волгоград, 1971. Вып. 3.
С. 72—76.
8-14. Дрябип В. А., Галерштейн Д. М., За-
бродскяй С. С. Гидравлическое сопротивление
неподвижного зернистого слоя нисходящему
пылегазовому потоку // Инж.-физ. ж-л. 1978.
Т. 34. № 5. С. 828—832.
8-15. Дульнев В, Б. Определение потерь на-
напора в решетках // Гидротехническое строи-
строительство. 1956. №9. С. 31—35.
8-16. Жаворонков Н. М. Гидравлические ос-
основы скрубберного процесса и теплопередача
в скрубберах. М., 1944. 224 с.
8-17. Жаворонков Н. М. и др. Гидро- и аэро-
аэродинамика насадок скрубберных и ректифика-
ректификационных колонн. Критические явления в оро-
орошаемых неупорядоченных насадках//Химичес-
насадках//Химическая промышленность. 1949. № 3. С. 75—79.
8-18. Зайцев М. М. Расчет рукавного фильт-
фильтра//Труды НИИцемента. 1950. Вып. 3. С. 80—
89.
8-19. Зиндра Н. Н., Сухарев М. И. Исследо-
Исследование роста сопротивления тканевых фильт-
фильтров при очистке аэрозолей//Труды Ленин-
Ленинградского института текстильной и легкой
промышленности. 1969. Вып. 10. С. 31—35.
8-20. Идельчик И. Е. Аэрогидродинамика
технологических аппаратов. М., 1983. 351 с.
8-21. Идельчик И. Е. Аэродинамика промыш-
промышленных аппаратов. М., 1964. 286 с.
8-22. Идельчик И. Е. Выравнивающее дейст-
действие сопротивления, помещенного за диффу-
диффузором//Труды БНТ МАП. 1948. № 662.
С. 25—52.
8-23. Идельчик И. Е. Гидравлическое сопро-
сопротивление при входе потока в каналы и про-
протекании через отверстия // Промышленная
аэродинамика. 1944. № 2. С. 27—57.
8-24. Идельчик И. Е. Гидравлические сопро-
сопротивления (физико-механические основы). М.,
1954. 316 с.
8-25. Идельчик И. Е. К расчету гидравличес-
гидравлического сопротивления контактных и фильтрую-
660

гцих аппаратов цилиндрической формы // Хи-
Химическая промышленность. 1964. № 11.
С. 60 -62.
8-26. Иделъчлк И. Е. Определение коэффи-
коэффициентов сопротивления при истечении через
отверстия // Гидротехническое строительство.
1953. № 5. С. 31—36.
8-27. Идельчик И. Е, Расчет гидравлическо-
гидравлического сопротивления сухих решетчатых тарелок
и перегородок//Химическая промышленность.
1960. № 3. С. 247—251.
8-28. Идельчик И. Е. Способы равномерно-
равномерного распределения газового потока в промыш-
промышленных аппаратах // Химическая промышлен-
промышленность. 1955. № 6. С. 31—37.
8-29. Идельчик И. Е. Принудительная разда-
раздача потока в газоочистных, теплообменных
и других аппаратах. М., 1957. С. 151—207.
(Труды НИИОГаза. № 1).
8-30. Идельчик И. Е. Учет влияния вязкости
на гидравлическое сопротивление диафрагм
и решеток // Теплоэнергетика. 1960. № 9.
С. 75—80.
8-31. Ильин Ю. В. Течение газа через порис-
пористые металлические стенки//Изв. вузов. Авиа-
Авиационная техника. 1959. № 1. С. 65—73.
8-32. Ишкии Н. П., Каганср М. Г. Гидравли-
Гидравлическое сопротивление пористых сред//Кисло-
сред//Кислород. 1952. № 3. С. 25—36.
8-33. К вопросу о гидравлическом сопротив-
сопротивлении сеток/Г. И. Дербунович, А. С. Земская,
Е. У. Репик, Ю. П. Соседко//Ученые записки
ЦАГИ. 1980. Т. II. № 2. С. 133—136.
8-34. Конобеев Б. И., Малюсов В, А., Жа-
Жаворонков Н. М. Гидравлическое сопротивление
и толщина пленки при обращенном течении
жидкости под действием газа в вертикальных
трубах // Химическая промышленность. 1957.
№ 3. С. 21—26.
8-35. Коллеров Д. К. Гидродинамика поро-
вых сред//Химическая промышленность. 1959.
№ 2. С. 18—23.
8-36. Конструкционные материалы и изделия
на основе углерода: Каталог-справочник. М.,
1980.	63 с.
8-37. Краснов Н. С. О коэффициенте сопро-
сопротивления сеток с квадратными ячейками в об-
области малых чисел Рейнольдса. М., 1971.
С. 64—66 (Труды Коломенского фил. ВЗПИ.
Вып. 5).
8-38. Кузьмин Ю. М, Формула для опреде-
определения потерь напора в металлических сетках
//Водоснабжения и сан. техника. 1966. № 2.
С. 27—29.
8-39. Курбанов А. 3., Крейнин Е. В., Берга-
уз А. Л. Исследование гидродинамики и теп-
теплообмена единичных сеток // Инж-физ. ж-л.
1981.	Т. 40. № 5. С. 916—918.
8-40. Лейбензон Л. С. Движение природных
жидкостей и газов в пористой среде. М.,
1947. 150 с.
8-41. Минский Е. М. О турбулентной фильт-
фильтрации в пористых средах//ДАН СССР. 1951.
Т. 78. № 3. С. 85—93.
8-42. Мтщ Д. М., Шуберт С. А. Гидравлика
зернистых материалов. М., 1955. 112 с.
8-43. Михеев М. А., Михеева И. М. Основы
теплопередачи. М., 1977. 344 с.
8-44. О гидравлическом сопротивлении ре-
решетчатых и дырчатых тарелок/В. В. Дильман,
Е. П. Даровских, М. Э. Аэров, Л. С. Аксель-
род // Химическая промышленность. 1956.
№ 3. С. 156—161.
8-45. Петрянов И. В. и др. Волокнистые
фильтрующие материалы ФП. М., 1968. 78 с.
8-46. Рекк Е, В. Сравнительная оценка тка-
тканей, применяющихся для очистки воздуха от
пыли в вентиляционных фильтрах // Отопление
и вентиляция. 1934. № 4. С. 10—15.
8-47. Уснжяи И. П., Аксельрод Л. С. Основы
гидравлического расчета сетчатых ректифика-
ректификационных колонн // Кислород. 1949. № 1.
С. 60—65.
8-48. Участкид П. В. Исследование эффек-
эффективности и гидродинамического сопротивле-
сопротивления элиминаторов//Отопление и вентиляция.
1940. № 6. С. 21—30.
8-49. Ханжонков В. И. Сопротивление се-
сеток // Промышленная аэродинамика. М., 1944.
№ 2. С. 101 — 114.
8-50. Хованский О. М. О коэффициенте потерь
гидродинамического напора в перфорированных
решетках и сетках квадратного плетения // Изв.
вузов. Машиностроение. 1963. № 2. С. 101—106.
8-51. Цирлан А. М., Воронин Б* Д., Ходов
Г. Я. Гидравлическое сопротивление труб
с насадкой неправильной формы при прохож-
прохождении газа с высокой температурой // Инж.-
физ. ж-л. 1964. Т. 7. № 8. С. 103—107.
8-52. Чертков Б. А. Гидродинамический ре-
режим на тарелках проволочного типа при
малой плотности орошения//Процессы хим.
техн. М.-Л., 1965. С. 36—43.
8-53. Чукин В. В., Кузнецов Р. Ф. Гидравли-
Гидравлическое сопротивление плотного слоя кусковых
материалов // Химия и технология топлива
и масел. 1967. № 8: С. 10—12.
8-54. Шевякова С. А., Орлов В. К. Исследо-
Исследование гидравлического сопротивления и теп-
теплопередачи в теплообменниках из перфориро-
перфорированных пластин//Инж.-физ. ж-л. 1983. Т. 45.
№ 1. С. 32—36.
8-55. Шемурин В. А. О зависимости между ко-
коэффициентом фильтрации и удельным сопро-
сопротивлением песчано-глиняных пород//Гидротех-
пород//Гидротехническое строительство. 1962, № 9. С. 35—40.
8-56. Шепелев И. А. Основы расчета воздуш-
воздушных завес, приточных струй и пористых
фильтров. М., 1950. 139 с.
8-57. Шимаяский Ю. Н. О коэффициенте со-
сопротивления слоя твердых частиц//Химичес-
частиц//Химическая промышленность. 1966. № 6. С. 476—477.
661

8-58. Экспериментальное определение гид-
гидравлических характеристик пористых материа-
материалов при больших давлениях/И. Е. Идельчик,
И. Б. Воронин, И. В. Гордеев, Ю. П. Матве-
Матвеев//Теплоэнергетика. 1973. № 1. С. 81—83.
8-59. Benton E. R., Knapton D. A. Supersonic
drag of porous wire screens, «ARS? Journal»,
1962. V. 32. N 10. P. 1608—1610.
8-60. Bernt J., Heidenreich E., Tittel R. Zur
Bestimmung des Druckverlustes bei Filtermitteln.
Chem. Techn., 1974, Bd. 26, Heft 11. S. 692—693.
8-61. Bohlen В., Rurki H. U., Guyer A. Uber//
den Druckverlust Stromender Gase in Schuttsehi-
chten bei erhohtem Druck.//Helv. chim acta,
1965. Bd. 48. N1. S. 1270—1278.
8-62. Bruniak R., Sockel H. Widerstandsmes-
sungen an Rohren und Gerustteilen. Osterr.
Ingr. Z., 1961. Bd. V4., N9. S. 320—325.
8-63. Cornell W. G, Losses in flow normal toplane
screens, Trans, of ASME, 1958. N 4. P. 45—53.
8-64. Ergun S. Fluid flow through packed
columns, Chemical Engng. Progress. 1952. V. 48.
N 2. P. 89—94.
8-65. Flachsbart O. Widerstand von Seiden-
gazefiltern Rundracht und Blechstreifensieben
mit quadratischen Marchen, Ergebniss der aero-
dinamischen Versuchsanstalt zu Gottingen, IV
Lieferung. 1932, S. 30—40.
8-66. Flow through porous media—the- Ergus
equation revisied /I. F. Macdonald, El-Sayed
M. S., Mow K., Dullien A. L.//Ind. Eng. Chem.
Fundam., 1979. V. 18. N 3. P. 199—208.
8-67. Huesmann K. Druckverlust und Durchflu-
sokoeffizienten von parallel engestromten perfori-
erten Platten//Gesundh-Ingr. 1966. Bd. 87. N6.
P. 158—160.
8-68. Ingmanson W. L. Resistance of Wire
Screen to Flow of Water. // Tappi, 1961, V. 44.
N 1. P. 47—54.
8-69. Kirschmer O. Untersuchungen uber den
Geffalsverlust an Rechen//Mitteilungen des Hy-
draulischen Instituts der Technishen Hochschule,
Munchen, 1926, Heft 1. S. 91 —100.
8-70. Klinger J. Zur Bestimmung des Wider-
standswerters von Drahtsiebgeweben // Wissens-
chaftliche Z. der Techn. Un. Dresden. 1966,
Bd. 15, H. 1, S. 93—99.
8-71. Mathur M. L., Kachhara N. L. Pressure
losses in flow through screens//Indian Engr.,
1968, V. 12. N 10. P. 19—27.
8-72. Milton P., Francis J. R. D/ The aerody-
aerodynamic drag of perforated plates at zero inciden-
incidence//! Roy. Aeronaut. Soc. 1958. V. 62. N568.
P. 301—303.
8-73. Monahan R- E. The resistance to ' flow
of perforated plates and wire screens. // Pulp
and Paper Mag. Canada, 1965. V. 66. N 1.
P. T33— T38.
8-74. Morgan P. G. Fluid flow through screens
of flow solidity//J. Roy. Aeronaut. Soc, 1962.
V. 66. No 613. P. 54—56.
8-75. Osborn J. F. Rectangular-bar trashrack
and baffle headlosses//J. Power Div. Proc.
Amer. Soc. Civil Engrs., 1968. V. 94. N 2.
P. 111 — 123.
8-76. Pinker R. A., Herbert M. V. Pressure loss
associated with compressible flow through squ-
square-mesh wire gauzes //J. Mech. Engng. Sci.,
1967. V. 9. N 1. P. 11—23.
8-77. Rummer R, R., Drinker P. A. Resistance
to laminar flow through porous media//J. Hyd-
raul. Div. Proc. Amer. Soc. Civil Engrs. 1966.
V. 92. N 5. P. 155—163.
8-78. Sakra Т., Kuchler 1VL, Lecjaks L. Tiakove
straty pfi prutoku tekutin sity//Sb. vedeck.
praci Vysoke skoly chem.— technol. Pardubice.
1967. sv. 2. S. 189—203.
8-79. Sharan V. R. Characteristics of flow
through two-dimensional screen and perforated
plates//J. of Sci. Ind. Res., 1975. V. 34. N2.
P. 82—92.
8-80. Smith P. L., Van Winkle M. Discharge
coefficients through perforated plates at Reynolds
numbers of 400 to 3000//A. I. Ch. E. Journal.
1958. V. 4. N 5. P. 266—268.
8-81. Sockel H. Abstromung hinter Shaufelgit-
tern//Brennstoff—Warme-Kraft. 1967. V. 19.
N 8. P. 393—395.
8-82. Spandler I. Untersuchungen uber den
Verlust an Rechen beischrager Zustromung//
Mitteilungen des Hydraulischen Instituts der
Technischen Hochschule, Munchen, 1928. Heft 2.
S. 63—70.
8-83. Stengel H., Fischer H. Y. Ergebnisse von
stromungestechnischen Untersuchungen an Netz-
tuchern im Windkanal//Schiffbautechnik, 1964.
Bd. 14. N7. S. 374—381.
8-84. Wen С Y., O'Brien W. S., Fan L. Pressu-
Pressure drop through packed beds operated cocurrent-
ly//J. Chem. and Engng Data, 1963. V. 8. N. 1
P. 47—51.
8-85. Zabeltitz Ch. Gleichungen fur Wider-
standsbeiwerte zur Berechnung der Stromung-
swiderstande von Kugeln und Schuttschichten//
Grundlag. Landtechn. 1967. Bd. 17. N 4. S.
148—154.
ДЕВЯТЫЙ РАЗДЕЛ
9-1. Абелев С. А. Гидравлика затворов
и клапанов//Гидравл. исследования. М., 1962.
С. 30—40.
9-2. Абрамович Г. Н. Теория турбулентных
струй. М., 1960. 715 с.
9-3. Альтшуль А. Д., Калицун В. И. О поте-
потерях напора в конфузорно-диффузорных узлах
с задвижкой//Газовая промышленность. 1960.
№ 2. С. 35—39.
9-4. Альтшуль А. Д., Арзуманов Э. С. Поте-
Потери давления в регулирующих клапанах при
течении вязких жидкостей//Нефтяное хозяйст-
хозяйство. 1967. № 7. С. 51 — 56.
662

9-5. Арзуманов Э. С. Расчет и выбор регули-
регулирующих органов автоматических систем. М.,
1971. 112 с.
9-6. Арзуманов Э. С, Везирян Р. Е. Потери
давления в заслоночных регулирующих органах
при течении вязких жидкостей в трубопрово-
трубопроводах//Нефтяное хозяйство. 1971. № 9. С. 66—68..
9-7. Аронович В. В., Слободкин М. С. Арма-
Арматура регулирующая и запорная. М., 1953.
284 с.
9-8. Баланин В. В. Гидравлические характе-
характеристики дисковых затворов с обтекателями//
Труды Ленинградского ин-та водного тр-та.
1967. Вып. 112. С. 4—17.
9-9. Баулин К. К. Испытание лабиринтных
уплотнений//Труды ВИГМ. 1940. Вып. 10.
С. 50—65.
9-10. Губарев П. С, Местные сопротивления
арматуры трубопроводов воздуха высокого
давления//Судостроение. 1957. №3. С. 41 —
44.
9-11. Гуревич Д. Ф. Основы расчета трубо-
трубопроводной арматуры. Л., 1956. 230 с.
9-12. Идельчик И. Е, Гидравлические сопро-
сопротивления при входе потока в каналы и про-
протекании через отверстия // Промышленная
аэродинамика. М., 1944. № 2. С. 27—56.
9-13. Идельчик И. Е. К расчету сопротивле-
сопротивления лабиринтных уплотнений // Котлотурбост-
роение. 1953. №3. С 40—45.
9-14. Идельчик И. Е. Гидравлические сопро-
сопротивления (физико-механические основы). М.,
1954. 316 с.
9-15. Кокая Н. В. Гидравлика конусных за-
затворов и камеры гашения гидравлической
энергии // Методы исследований и гидравли-
гидравлических расчетов водосбросных гидротехничес-
гидротехнических сооружений. Материалы конференций
и совещаний по гидротехнике. Л. 1985.
С. 186—188.
9-16. Корягин В. С, Гинзбург Я. Л., Штейн-
берг М. О. Коэффициенты гидравлического
сопротивления тарельчатых клапанов, рабо-
работающих в стесненных условиях//Теплоэнерге-
условиях//Теплоэнергетика. 1981. №3. С. 73—74.
9-17. Кремис С. А. К определению гидравли-
гидравлических сопротивлений в обратных клапанах//
Известия вузов. Строительство и архитектура.
1963. № 1. С. 65—70.
9-18. Кузнецов Л. А., Рудомино Б. В. Конст-
Конструирование и расчет трубопроводов теплоси-
теплосиловых установок. М., 1949. 215 с.
9-19. Левкоева Н. В. К вопросу об опреде-
определении потерь напора в местных сопротивле-
сопротивлениях//Исследования в области теоретической
и прикладной аэродинамики/Труды МАИ.
1959. Вып. 111. С. 155—160.
9-20. Левкоева Н. В. Зависимость коэффици-
коэффициентов местных сопротивлений трубопровод-
трубопроводной арматуры от числа Рейнольдса/Труды
МАИ. 1961. Вып. 143. С. 131 — 139.
9-21. Лыжин О. В. Дроссельные устройства
в потоке сжимаемого газа // Инженерный жур-
журнал. 1965. №4. С. 641—649.
9-22. Мурин Г. А. Гидравлическое сопроти-
сопротивление прямоточных вентилей // Отопление
и вентиляция. 1941. № 5. С. 25—30.
9-23. Павлухин А. В. О расчете аэродинами-
аэродинамических сопротивлений комбинаций створчатых
клапанов с другими местными сопротивления-
сопротивлениями//Труды ин-тов охраны труда ВЦСПС.
1967. Вып. 48. С. 130—145.
9-24. Полубояринов Ю. Г., Яковлев Н. А.
Коэффициенты местных сопротивлений непря-
непрямоточных конусных вентилей при ламинарном
режиме движения жидкости//Труды Л ПИ.
1966. №274. С. 120—128.
9-25. Ролле Н. Л, Коэффициенты сопроти-
сопротивления и расхода кольцевого затвора // Гидро-
Гидротехническое строительство. 1953. № 4. С.
18—23,
9-26. Скобельцын Ю. А., Хомутов П. В. Вза-
Взаимное влияние различных по конфигурации
прохода запорных устройств при низких чис-
числах Рейнольдса//Транспорт и хранение нефти
и нефтепродуктов. 1972. № 7. С. 62—65.
9-27. Современные конструкции трубопро-
трубопроводной арматуры: Справочное пособие/Под
ред. Ю. М. Котелевского, М., 1970. 250 с.
9-28. Сотников А. Г,, Саидова Д. 3, Исследо-
Исследование отдельных узлов системы кондициони-
кондиционирования воздуха // Санитарная техника. Докла-
Доклады ко 2-й научной конференции молодых
ученых-строителей/Труды ЛИСИ. 1967. С.
115—120.
9-29. Тетеревников В. Н. Гидравлические ха-
характеристики створчатых клапанов // Труды
ЛИОТ. 1955. С. 53—54.
9-30. Френкель Н. 3. Гидравлика. М., 1956.
456 с.
9-31. Чебышева К. В. К вопросу о расчете
лабиринтного уплотнения//Технические заме-
тки/ЦАГИ. 1937. № 142. 25 с.
9-32. Чуракова С. В., Юркина М. П. О вели-
величине коэффициента гидравлического сопроти-
сопротивления линзовых компенсаторов // Энергома-
Энергомашиностроение. 1962. №8. С. 21—24.
9-33. Эльтерман Е, М. Коэффициенты мест-
местных сопротивлений конусных диафрагм//Тру-
диафрагм//Труды ин-тов охраны труда ВЦСПС. 1963. С.
45—50.
9-34. Эрлих А. М. Паропроводы, их армату-
арматура и прочие детали. М., 1937. 256 с.
9-35. Яньшин Б. И, Гидродинамические ха-
характеристики затворов и элементов трубопро-
трубопроводов. М., 1965. 260 с.
9-36. Яньшин Б. И. Затворы и переходы
трубопроводов. М., 1962. 179 с.
9-37. Bach С. Versuche uber Ventilbelossung
und Ventilweiderstand. 1884. 310 s.
9-38. Baumann H. D. Die Einfurung eines
kritischen KoefFizienten fur die Bestimung des
66:

Durchflusses von Stellventilen // Regelungstechn-
ik. 1963. Heft 11. S. 495-499.
9-39. Ilearly J. H., Patterson M. N., Brown
E. I. Pressure losses through fittings used in
return air duct systems//ASHRAE. Journal.
1962. V. 4. N 5. P. 70-76.
9-40. Hdrnig G, Druckverluste in Schnell-
kupllungsrohren, formstucken und armaturen-
beim Fliesen von Klarschlamm // Wasserwirts-
ch-Wassertechn. 1969. Bd. 1. N 11. S. 374-377.
9-41. Kearton W. J. The flow air through
radial labirinth glands // Proc. Instn. Mech. En-
grs. 1955. V. 169. N30. P. 539-552.
9-42. Komotori K. Probleme bei Labirint-
stopflussen // Proc. Fujihara Mem. Fac. Engng
Keio Univ. 1961. V. 14. N54. P. 73-120.
9-43. Xomotori K, Flow observations in the
labirinth packing//Proc. Fujihara Mem. Fac.
Engng. Keio Univ. 1956. V. 9. N 33. P. 33-41.
9-44. Maione U. Perdite di carico delle stroz-
zature a spidolo vivo dei pozzipiezometrici.
Reicrca sperim//Energia eletr 1968. V. 45. N4.
P. 237-253.
9-45. Rekhert V. Theoretisch—experimented
Untersuchun en zur Widerstandscharakteristik
von Hydralikventilen//Wissenschaftliche Zeit der
Technischen Univer. Dresden. 1982. Bd. 31.
Heft 2. S. 149-155.
9-46. Skalicka J. Hydraulicke straty skriticich
organech na potrubi a jejich zavislost na
reynoldsove cisle//Sb. Vysokeno uceni techn.
Brne 1965. N 1. S. 57-63.
9-47. Weisbach J. Lehrbuch der technischen
Mechanik. Berlin. 1875. 320 s.
ДЕСЯТЫЙ РАЗДЕЛ
10-1. Адамов Г, А, Общая формула сопро-
сопротивления при относительном движении частиц
и среды // Известия АН СССР. Металлургия
и топливо. 196L №6. С. 168-178.
10-2. Аэродинамическое сопротивление гор-
горных выработок/Ф. А. Абрамов, В. А. Долинс-
кий, И. Е. Идельчик, И. О. Керстен, 3. Я. Цо-
диков. М., 1964. 186 с.
10-3. Аэродинамическое сопротивление ша-
шахтных стволов и способы его снижения/А. А.
Скочинский, А. И. Ксенофонтова, А. А. Харев,
И. Е. Идельчик. М., 1953. 363 с.
10-4. Бударин В. А. Исследование силового
взаимодействия потока жидкости с плохообте-
каемым телом в трубе круглого .сечения: Дис.
... канд. техн. наук. М., 1982. 166 с.
10-5. Быстрое П. И., Михайлов В. С. Гидро-
Гидродинамика коллекторных теплообменных аппа-
аппаратов. М., 1982. 223 с.
10-6. Вахрушев И. А. Общее уравнение для
коэффициента лобового сопротивления частиц
различной изометрической формы при относи-
относительном движении в безграничной среде//Хи-
среде//Химическая промышленность. 1965. № 8. С.
54-57.
10-7. Горлин С, М. Влияние начальной тур-
турбулентности на обтекание гладких и шерохо-
шероховатых цилиндров//Научн. докл. конф. Ин-та
механики МГУ. М., 1970. С. 11-22.
10-8. Горлин С. М,, Штереилихт Д. В., Рома-
пенко Г. А. Аэродинамические характеристики
шероховатых цилиндров//Гидродинамика/Тру-
цилиндров//Гидродинамика/Труды Харьковского университета. Харьков, 1966.
Вып. 4. С. 20-27.
10-9. Горлин С, М., Худяков Г. Е. Влияние
начальной турбулентности потока на аэро-
аэродинамическое сопротивление плохообтекаем-
ых тел с острыми кромками // Изв. АН СССР.
Механика жидкости и газа. 1969. № 2. С.
120-128.
10-10. Горлин С. М. Экспериментальная аэ-
аэромеханика. М., 1970. 423 с.
10-11. Грабовсклй А, М., Бударин В. А.
К расчету коэффициентов лобового и местного
сопротивлений плохообтекаемых тел // Изв. ву-
вузов. Энергетика. Минск, 1980. № 12. С. 60—64.
10-12. Девнин С И. Аэрогидродинамический
расчет плохообтекаемых судовых конструк-
конструкций. Л., 1967. 223 с.
10-13. Дунчевский Г. М. Исследование обте-
обтекания цилиндра в трубе круглого сечения // Ги-
Гидравлика и гидротехника (Межвед. республ.
научно-техн. сборник. Киев, 1966. № 4.
С. 110-117.
10-14. Идельчик И. Е. Потери на удар в по-
потоке с неравномерным распределением ско-
скоростей//Труды БНТ МАП. М., 1948. Вып. 662.
С. 1-24.
10-15. Идельчик И. Е. Гидравлическое со-
сопротивление (физико-механические основы).
М.—Л., 1954. 316 с.
10-16. Кертиков 3., Димитров X., Барска С.
Исследование аэродинамического сопротивле-
сопротивления вертикальных горных выработок // Рудо-
доб. металлургия. 1967. № 11. С. 16-20.
10-17. Клеймен, Говии. Влияние турбулент-
турбулентности на коэффициент сопротивления сфери-
сферических частиц при сверхкритическом режиме
течения//Процессы и аппараты хим. пр-ва.
1969. №34. С. 15-19.
10-18. Клячко Л. С. Уравнение движения
пылевых частиц в пылеприемных устройст-
устройствах//Отопление и вентиляция. 1934. №4.
С. 27-32.
10-19. Корепанов К, В. Вентиляционное со-
сопротивление движущихся в горных выработ-
выработках вагонеток и поездов//Разработка место-
рожд. полезн. ископаемых. Киев, 1965. Вып. 4.
С. 18-27.
10-20. Крапивин А. М. Гидравлическое со-
сопротивление однорядного продольного трубного
пучка, обтекаемого плоскопараллельным пото-
потоком газа//Теплоэнергетика. 1972. № 6. С. 30 — 34.
10-21. Кузнецов Б. Я. Аэродинамические ис-
исследования цилиндров//Труды ЦАГИ. М.,
1931. Вып. 98. 50 с.
664

10-22. Кузнецов Б. Я. Лобовое сопротивле-
сопротивление тросов, проволок, тендеров и авиационных
лент//Труды ЦАГИ. М., 1931. Вып. 97. 45 с.
10-23. Лемб Г. Гидродинамика. М., 1947.
690 с.
10-24. Лойцяясхш! Л, Г. Механика жидкости
и газа. М., .1973. 904 с.
10-25. Ляхтер В. М., Прудовский А. М. Гид-
Гидравлическое моделирование. М., 1984. 392 с.
10-26. Малевач Ю. А., Легкий В. М. Аэро-
Аэродинамическое сопротивление одиночных ореб-
ренных труб в поперечном потоке возду-
воздуха// Изв. вузов. Энергетика. 1966. №7.
С. 116-120.
10-27. Масеев М. М., Бать А. А., Хохло-
ва Л. Н. Аэродинамическое сопротивление груп-
группы цилиндров//Науч. тр. Ин-та механики
МГУ. 1970. №4. С. 23-32.
10-28. Мигай В. К., Носова И. С. Об умень-
уменьшении сопротивления шюхообтекаемых тел//
Теплоэнергетика. 1980. № 8. С. 60-63.
10-29. Пева Г. Д., Держпшсевич И. Б. Иссле-
Исследование лобового сопротивления расстрелов
нового вида шахтных стволов // Разработка
рудн. месторождегош/Респ. межвед. сб. науч.
тр. Киев., 1969. Вып. 2 B7). С. 60-68.
10-30. Реттер Э. И. Аэродинамика бесфор-
бесформенных промышленных зданий//Микроклимат
зданий и задачи теплофизики. М., 1963.
С. 6-25.
10-31. Сарпкая Т., Гаррнсон Ц, Образование
вихря и сопротивление в неустановившемся
потоке // Прикладная механика. М., 1963.
Т. 30. СЕ. № 1. С. 75-85 (рус. пер.).
10-32. Снижение сопротивления плохообте-
каемых тел с помощью продольных вы-
выемок/Б. Квасе, Ф. Ховард, Л. Вейнстейн, Д.
Бушнелл//Ракетная техника и космонавтика.
1981. Т. 19. №6. С. 124-126.
10-33. Устинов А. М., Каляев С. Т. Опреде-
Определение коэффициентов аэродинамического со-
сопротивления выработок с новыми видами
крепи//Труды Карагандинск. науч.-иссл. угольн.
ин-та. 1964. Вып. 16. С. 140-145.
10-34. Фабрикант К. Я. Аэродинамика. М.,
1964. 530 с.
10-35. Федясвский К. К, Блюмипа Л. X. Ги-
Гидроаэродинамика отрывного обтекания тел.
М., 1977. 120 с.
10-36. Ханжонков В* И. Аэродинамическое
сопротивление трубчатых ферм//Технические
отчеты. БНИ МАП. М., 1955. №131. 13 с.
10-37. Хенвен А. Р., Ляхов Д. М. О коэф-
коэффициентах гидравлического сопротивления сфе-
сферы и слоя сферических элементов//Тепло-
элементов//Теплофизика высоких температур. 1982. Т. 20. № 6.
С. 1119-1123.
10-38. Худяков Г. Е. Влияние удлинения на
аэродинамические характеристики призмати-
призматических тел квадратного сечения // Труды Ин-та
механики МГУ. 1970. Т. 4. №14. С. 28-32.
10-39. Чжен П. Отрывные течения. М., 1972.
Т. 1. 300 с; Т. 2. 280 с.
10-40. Чернов А* П. Обтекание неподвиж-
неподвижного цилиндра запыленным потоком//Труды
Ин-та энерг. АН Каз. ССР. 1961. № 3.
С. 63-69.
10-41. Шаповал Г. Т. Исследование коэф-
фицентов сопротивления грузонесущих цилин-
цилиндров, движущихся в трубах // Известия вузов.
Горный журнал. 1964. №3. С. 129—135.
10-42. Шлихтинг Г. Теория пограничного
слоя. М., 1974. 711 с.
10-43. Штеренлихт Д. В. Лобовое сопротив-
сопротивление цилиндров с продольными ребрами//
Труды Всес. науч.-иссл. ин-та гидротехн. 1962.
Вып. 4. С. 230-235.
10-44. Юрьев Б. Н., Лесникова М. П. Аэро-
Аэродинамические исследования // Труды ЦАГИ.
М., 1928. Вып. 33. 230 с.
10-45. Юрьев Б. Н. Экспериментальная аэ-
аэродинамика. М., 1932. 315 с.
10-46. Brenner К., Сох R. G. The resistance
to a particle of arbitrary shape in translational
motion at small Reynolds numbers//J. Fluid
Mech. 1963. V. 17. N4. P. 561-595.
10-47. Chasteau V. A., GiUard D. The predicti-
prediction of the resistance to air flow of mine
shafts equipped with internal structures//J. Mine
Ventilat. Soc, S. Africa. 1965. V. 18. N 10.
P. 133-146.
10-48. Ergebnisse der aerodynamischen Versu-
chsanstalt zu Gottingen, Lieferung III, 1927.
280 s.
10-49. Fargic D., Martin B. W. Developing
laminar flow in a pipe of circular crossecti-
on.//Proc. Roy. Soc. Lond., 1971. A. 321.
P. 461-476.
10-50. Fage A., Warsap J. The effects of
turbulence and surface roughness on the drag
of circular cylinders//ARCRM. 1963. N93.
P. 1283.
10-51. Goin K. L., Lawrence W. B. Subsonic
drag of spheres at Reynolds number from 200
to 10000//AIAA Journal. 1968. V. 6. N5.
P. 961-962.
10-52. Hori Ei-ichi. Experiments on flow aro-
around a pair of parallel circular cylinders//Proc.
9th Japan Nat. Congr. Appl. Mech. Tokyo.
1960. P. 231-234.
10-53. Young D. F. Drag and Lift on spheres
within cylindrical tubes//J. Hydraul. Div. Proc.
Amer. Soc. Civil Engrs. 1960. V. 86. N 6.
Part 1. P. 47-57.
10-54. Kafkova D., Smutek R. L'influence du
mouvement oscillatoire d'un fluide sur le mou-
vement d'une particule spherique//Acta techn.-
/CSAV. 1969. V. 14. N 5. P. 610-629.
10-55. Koch L. Solids in pipes//Internat. Sci.
and Technol. 1964. N26. P. 68-72.
10-56. Livescy J- L., Turner I. T. The influence
of velocity profile characteristics on the drag
665

of short circular struts spenning two-dimensional
channels//J. of the Royal Aeronaut. Soci. 1967.
V. 71. N680. P. 569-573.
10-57. Morel Т., Bohn M. Flow over two circular
disks in tandem//J. of Fluids Engin. Trans, of the
ASME. 1980. V. 102. N1. P. 104-111.
10-58. Richter A., Naudascher E. Fluctuating
forces on a rigid circular cylinder in confined
flow//Journ. of Fluid Mechan. 1976. V. 78.
N3. P. 561-576.
10-59. Robertson J., Rutherford G. S. Turbu-
Turbulence effect on drag of angular blunt bodies //J.
Hydraul. Div. Proc. Amer. Soc. Civil Eng.
1969. V. 95. N2. P. 781-785.
10-60. Rumpf H. Uber das Ansetzen fein
verteiler Stoffe an den wanden von Strommungs
Kanalen//Chem. Ingr. Techn. 1953. Bd. 25. N 6.
S. 317-327.
10-61. Smythe W. R. Flow around a sphere
in a circular tube//Phys. Fluids. 1961. V. 4.
N6. P. 756-759.
10-62. Stordeur A. N. Drag coefficients for
fuel—element spacers//Nucleonics. 1961. V. 19.
N6. P. 74-76.
10-63. Tanaka Z., Jinoya K. New aproximate
equation of drag coefficient for spherical partic-
particles//J. Chem. Engng. Japan. 1970. V. 3. N2.
P. 261-262.
10-64. Torobin L- В., Gauvin W. H. The
drag coefficients of single spheres' moving
in steady and accelerated motion in a turbulent
fluid//A.I.Ch.E. Journal. 1961. V. 7. N4.
P. 615-619.
10-65. Wentz Ch.A., Thodos G. Total and
form drag friction factors for the turbulent
flow of air through packed and distended beds
of spheres//A.I.Ch.E. Journal. 1963. V. 9. N 3.
P. 358-361.
ОДИННАДЦАТЫЙ РАЗДЕЛ
11-1. Абрамович Г, Н. Теория турбулентных
струй. М., 1960. 715 с.
11 -2. Аверьянов А. Г. Вентиляция цехов су-
судостроительных заводов. М., 1969. 268 с.
11-3. Батурин В. В,, Шепелев И. А. Аэроди-
Аэродинамические характеристики приточных насад-
насадков//Современные вопросы вентиляции. М.,
1941. С. 23-35.
11-4. Брусиловский И. В. Определение опти-
оптимальных параметров диффузоров осевых вен-
вентиляторов и их энергетических характеристик
по экспериментальным данным//Пром. аэро-
аэродинамика. М., 1987. Вып. 2 C4). С. 118-133.
11-5. Бушель А. Р. Снижение внутренних
потерь в шахтной установке с осевым венти-
вентилятором//Труды МАП. М., 1948. № 673. 50 с.
11-6. Бычкова Л. А. Рекомендации по рас-
расчету гидравлических сопротивлений сложных
элементов систем вентиляции. М., 1981. 32 с.
11-7. Гинзбург Я. Л., Идельчик И. Е. Экспе-
Экспериментальное определение коэффициентов во-
666
сстановления давления в конических диффузо-
диффузорах при больших дозвуковых скоростях и раз-
различных условиях на входе//Ученые записки
ЦАГИ. М., 1973. Т. 4. № 3. С. 23-31.
11-8. Горелов Г. М., Фрейдин А. С. Некото-
Некоторые результаты экспериментального исследо-
исследования диффузора с подпором потока на
выходе//Труды Куйбышевского авиац. ин-та.
1963. Вып. 15. Ч. 2. С. 35-42.
11-9. Гримитлин М. И. Раздача воздуха че-
через перфорированные воздуховоды // Труды
ЛИОТ. Л., 1960. 190 с.
11-10. Дейч М. Е., Зарянкин А. Е. Газодина-
Газодинамика диффузоров и выхлопных патрубков
турбомашин. М., 1970. 384 с.
11-11. Довжик С. А., Гиневский А. С. Экспе-
Экспериментальные исследования напорных патруб-
патрубков стационарных осевых турбомашин // Тех-
Технические отчеты. БНИ МАП. М., 1955.
№ 130. 13 с.
11-12. Довжик С. А., Морозов В. И, Экспе-
Экспериментальное исследование кольцевых диффу-
диффузоров осевых турбомашин//Пром. аэродина-
аэродинамика. М., 1961. Вып. 20. С. 168-201.
11-13. Идельчик И. Е. Аэродинамика потока
и потери напора в диффузорах // Пром. аэроди-
аэродинамика. БИТ МАП. М., 1947. № 3. С. 132-209.
11-14. Идельчик И. Е. Гидравлические со-
сопротивления при входе потока в каналы
и протекании через отверстия//Пром. аэроди-
аэродинамика. БИТ НКАП. М., 1944. № 2. С. 27-57.
11-15. Идельчик И. Е. Гидравлические со-
сопротивления (физико-механические основы).
М., 1954. 316 с.
11-16. Идельчик И. Е. Определение коэффи-
коэффициентов сопротивления при истечении через
отверстия // Гидротехническое строительство.
1953. №5. С. 31-36.
11-17. Идельчик И. Е. Потери на удар в по-
потоке с неравномерным распределением ско-
скоростей//Труды МАП. М., 1948. Вып. 662.
С 1-24.
11-18. Идельчик И, Е. Учет влияния вяз-
вязкости на гидравлическое сопротивление диа-
диафрагм и решеток//Теплоэнергетика. 1960.
№9. С. 75-80.
11-19. Идельчик И. Е., Гинзбург Я. Л. Об
исследовании влияния числа Рейнольдса
и условий входа на закономерности движения
потока в диффузорах//Пробл. вентиляции
и кондицион. воздуха. Минск, 1969.
С. 224-231.
11-20. Идельчик И. Е., Гинзбург Я, Л. О ме-
механизме влияния входа на сопротивление
диффузоров//Инж.-физ. ж-л. 1969. Т. 16. №3.
С. 413-416.
11-21. Идельчик И. Е,, Гинзбург Я. Л. Осно-
Основные результаты новых экспериментальных
исследований конических диффузоров//Меха-
диффузоров//Механическая очистка промышленных газов/НИИ-
Огаз. М., 1974. С. 178-210.

11-22. Идельчик И. Е,, Гинзбург Я. Л. Про-
Простые способы уменьшения сопротивления ко-
коротких диффузоров с большими углами рас-
расширения // Водоснабжение и сан. техника.
1971. № 10. С. 27-30.
11-23. Клячко Л. С, Пустотная В. Ф., Че-
моданова О. В. Статический (улиточный) цент-
центробежный воздухораспределитель. ВНИИГС
//Вопросы проектирования и монтажа сани-
тарно-технических систем. М., 1970. С. 16 — 25
(Труды ВНИИГС. Вып. 28).
11-24. Локшин И. Л., Газирбекова А.} X. Ра-
Работа диффузоров, установленных за центро-
центробежными вентиляторами//Промышленная аэ-
родинамика/БНИ МАП. М., 1955. № 6.
С. 127-152.
11-25. Носова М. М. Сопротивление вход-
входных и выходных раструбов с экраном//Про-
экраном//Промышленная аэродинамика/БНИ МАП. М.,
1956. №7. С. 95-100.
11-26. Носова М. М., Тарасов Н. Ф. Сопро-
Сопротивление приточно-вытяжных шахт // Промы-
Промышленная аэродинамика. 1959. № 12. С. 197—215.
11-27. Носова М. М., Барнакова Т. С. Со-
Сопротивление входных и выходных отверстий
в присутствии проходящего потока//Промы-
потока//Промышленная аэродинамика. 1959. № 15. С. 20 — 38.
11-28. Промышленная аэродинамика/БНИ
МАП. М., 1956. № 6. 181 с.
11-29. Федоткин П. М. О потерях напора
при выходе двухфазного потока из труб//Изв.
вузов. Энергетика. 1966. № 8. С. 69-77.
11-30. Ханжонков В. И, Аэродинамические
характеристики квадратного вентиляционного
дефлектора ЦАГИ и его модификаций // Про-
Промышленная аэродинамика. М., 1986. Вып. I
C3). С. 88-106.
11-31. Ханжонков В. И. Сопротивление исте-
истечению через отверстия в стенке в присутствии
проходящего потока //Промышленная аэроди-
аэродинамика. М., 1959. №15. С. 5-19.
11-32. Ханжонков В. И. Сопротивление при-
приточных и вытяжных шахт//Промышленная
аэродинамика/БНТ МАП. М., 1947. № 3.
С. 214-219.
11-33. Ханжонков В. И. Сопротивление се-
сеток//Промышленная аэродинамика/БНТ НК-
АП. М., 1944. №2. С. 101-115.
11-34. Ханжонков В. И. Улучшение эффек-
эффективности диффузоров с большими углами
раскрытия при помощи плоских экранов
// Промышленная аэродинамика/БНТ МАП.
М„ 1947. №3. С. 210-214.
11-35. Ханжонков В. И. Уменьшение аэро-
аэродинамического сопротивления отверстий коль-
кольцевыми ребрами и уступами // Промышленная
аэродинамика. М., 1959. №12. С. 181-198.
11-36. Ханжонков В. И., Давыденко Н. И.
Сопротивление боковых отверстий концевого
участка трубопровода // Промышленная аэро-
аэродинамика. М., 1959. № 15. С. 38-46.
11-37. Ханжонков В. И., Талиев В. Н. Уме-
Уменьшение сопротивления квадратных отводов
направляющими лопатками//Технические от-
четы/БНИ МАП. М., 1947. №10. 16 с.
11-38. Юдин Е. Я. Колена с тонкими
направляющими лопатками // Промышленная
аэродинамика/БНИ МАП. М., 1956. № 7.
С. 55-80.
11-39. Bevier С. W. Resistance of wooden lou-
louvers to fluid flow//Heating, piping and air
conditioning. 1955. May. P. 25—33.
11-40. Cobb P. R. Pressure loss of air flowing
through 45-degree wooden louvers//Heating, pi-
piping and air conditioning. 1953. December.
P. 41—45.
11-41. Hofmann A. Die Energieumsetzung in
saugrohrahnlicherweiterten Diisen//Mitteilungen.
1931. Heft 4. S. 90—95.
ДВЕНАДЦАТЫЙ РАЗДЕЛ
12-1. Абрамович Г. Н. Теория турбулентных
струй. М., 1960. 715 с.
12-2. Александров А. Е., Костиков Д. Е., Ло-
зовецкий В. В. Обобщение зависимости для
расчета гидравлических характеристик решет-
решетчатых насадочных пучков//Соврем. проблемы
гидродинамики и теплообмена в элементах
энергетических установок и криогенной тех-
ники/ВЗМИ. М., 1982. С. 61—66.
12-3. Альтшуль А. Д. Местные гидравличес-
гидравлические сопротивления при движении вязких жид-
жидкостей. М., 1962. 250 с.
12-4. Антуфьев В. М., Казаченко Л. С. Теп-
Теплопередача и сопротивление конвективных
поверхностей нагрева. М., 1938. 290 с.
12-5. Антуфьев В. М., Белецкий Г. С. Тепло-
Теплопередача и аэродинамическое сопротивление
трубчатых поверхностей в поперечном потоке.
М., 1948. 310 с.
12-6. Аэродинамический расчет котельных
установок (нормативный метод)/Под ред.
С. И. Мочана. М., 1977. 255 с.
12-7. Аэродинамическое сопротивление попе-
поперечно-омываемых пучков труб с неравномер-
неравномерными шагами/В. А. Локшин, В. Н. Фомина,
Е. А. Ушаков, Б. А. Агресс//Теплоэнергетика.
1976. № 12. С. 30—33.
12-8. Аэродинамическое сопротивление попе-
поперечно-омываемых пучков труб новых про-
профилей/В. А. Ушаков, В. Н. Фомина, Е. Я. Ти-
Титова, В. А. Самарин//Теплоэнергетика. 1980.
№ 4. С. 53—56.
12-9. Барахтенко Г. М.,	Идельчик И. Е.
Влияние формы закручивающего устройства
на гидравлическое сопротивление прямоточ-
прямоточного циклона//Промышленная и санитарная
очистка газов. М., 1974. № 6. С. 4—7.
12-10. Басманов П. И., Поплавская В. А.
Аналитические аэрозольные фильтры АФА:
Каталог. М., 1968. 25 с.
12-11. Батарейные циклоны. М., 1956. 104 с.
667

12-12. Брук А. Д. Дымососы газоочистных
сооружений. М., 1984. 145 с.
12-13. Вальдберг А. Ю., Дубипская Ф. Е., Ися-
нов Л, М. Очистка промышленных газов
в скрубберах Вентури/ЦНИИТЭнефтепром.
М., 1972. 45 с.
12-14. Вопросы проектирования промысло-
промысловых судов. Ч. 2. Судовые системы/И. 3. Голь-
денберг, О. И. Асланьян, А. С.Дымов, Б. Д.
Рохи//Тр. Калининградского технич. ин-та
рыбной пром-сти и хоз-ва. 1974. Вып. 55. 20 с.
12-15. Газоочистные аппараты сухого и мок-
мокрого типов: Каталог/Ю. А. Попов, С. С. Ян-
Янковский, М. Г. Мазус и др./ЦИНТИхимнефте-
маш, М., 1984. 92 с.
12-16. Гервасьев А, М. Пылеуловители СИ-
ОТ. Свердловск, 1954. 95 с.
12-17. Гидравлический расчет котельных аг-
агрегатов (нормативный метод)/Под ред. В. А.
Локшина, Ф. Ф. Петерсона, А. А. Шварца, М.,
1978. 255 с.
12-18. Гольдеяберг И. 3. Исследование вза-
взаимного влияния поворотов потока з напорных
каналах судовых систем: Дис. ... канд. техн.
наук. Калининград, 1967. 146 с.
12-19. Гольдеяберг И. 3. Учет взаимного вли-
влияния отводов при выборе «коротких» на-
напорных каналов//Судостроение. 1964. № 4.
С. 24—26.
12-20. Грабовский А. М. Исследование вза-
взаимного влияния местных сопротивление/На-
сопротивление/Научные записки Одесского политехнического
ин-та. 1955. № 3. С. 75—86.
12-21. Джанелидзе М. М., Лясейкхш И. Д.
Исследование теплоотдачи и аэродинамиче-
аэродинамического сопротивления в поперечно-омываемых
мембранных шахматных пучках//Теплоэнерге-
тика. 1982. №9. С. 63—67.
12-22. Дубинская Ф. Е. Расчет коэффициента
гидравлического сопротивления труб распыли-
телей//Промышленная и санитарная очистка
газов. 1971. № 3 и 4. С. 57—58.
12-23. Дубипская Ф. Е. Низконапорные тру-
трубы Вентури//Обеспыливающие устройства про-
промышленной вентиляции/МДНТИ им. Дзержин-
Дзержинского. М., 1970. С. 78—81.
12-24. Жукаускас А, А. Конвективный пере-
перенос в теплообменниках. М., 1982. 472 с.
12-25. Залогин Н. Г., Шухер С. М. Очистка
дымовых газов. М., 1954. 220 с.
12-26. Зюбан В. А. Учет характеристик эле-
элементов разветвленных трубопроводов при ком-
компоновке судовых систем охлаждения: Дис. ...
канд. техн. наук. Севастополь. 1981. 239 с.
12-27. Идельчик И. Е. Аэрогидродинамика
технологических аппаратов. М., 1983. 360 с.
12-28. Идельчик И. Е. Аэродинамика пром-
промышленных аппаратов. М., 1964. 287 с.
12-29. Идельчик И. Е. Гидравлическое соп-
сопротивление циклонов, его определение, вели-
величина и пути снижения//Механическая очистка
промышленных газов/НИИОгаз. М., 1974.
С. 135—159.
12-30. Идельчик И. Е. К вопросу о гидрав-
гидравлическом сопротивлении цихлонов//Инж.-физ.
ж-л. 1969, Т. 16. №5. С. 899—901.
12-31. Идельчик И. Е. К расчету и про-
проектированию групповых ЦИКЛОНОВ//НИПИОТ-
СТРОМ. Новороссийск. 1969. Вып. I. С.
44—66.
12-32. Идельчик И. Е. О методике экспери-
экспериментального определения гидравлического со-
сопротивления циклонов//Водоснабжение и са-
санитарная техника. 1969. № 8. С. 21—25.
12-33. Идельчик И. Е,, Мальгин А. Д. Гид-
Гидравлическое сопротивление циклонов НИИО-
газ//Промышленная энергетика. 1969. № 8.
С. 45—48.
12-34. Идельчик И. Е., Александров В. П. Вы-
Выбор компоновок электрофильтров на мощных
энергоблоках и их моделирование/теплоэнер-
моделирование/теплоэнергетика. 1971. № I. С. 28—30.
12-35. Идельчик И. Е., Александров В. П.
О компоновке электрофильтров и их аэро-
аэродинамическом моделировании//Сборник док-
докладов межобластного семинара по очистке
газов. Ярославль, 1972. С. 31—45.
12-36. Идельчик И. Е., Александров В. П.,
Коган Э. И. Исследование прямоточных цик-
циклонов системы золоулавливания ГРЭС//Теп-
лоэнергетика. 1968. № 8. С. 45—48.
12-37. Идельчик И* Е., Коган Э. И. К иссле-
исследованию прямоточных циклонов//Проблемы
вентиляции и кондиционирования воздуха.
Минск, 1969. С. 318—326.
12-38. Идельчик И. Е., Штейнберг М. О. Не-
Некоторые результаты исследования циклонов
ЦН-15, работающих в сети//Химическая про-
промышленность. 1970. №2. С. 154—155.
12-39. Исследование полей осевых скоростей
в приточных тройниках/О. И. Асланьян, И. 3.
Гольденберг, В. А. Зюбан, Н. И. Печенкин
//Изв. вузов. Энергетика. 1987. № 11. С. ПО—
116.
12-40. Исследование теплоотдачи и аэроди-
аэродинамического сопротивления в мембранных
шахматных пучках с поперечными ребрами/
И. Д. Лисейкин, А. М. Конелиович, М. 3. Кра-
вец, В. А. Дидура/Деплоэнергетика. 1984. № 2.
С. 38—41.
12-41. Ишаков Н. Н. Гидравлическое сопро-
сопротивление трубчатых пучков в области малых
чисел Рейнольдса//Труды Ленингр. корабле-
кораблестроительного ин-та. Л., 1964. № 45. С. 130—
139.
12-42. Казакевич Ф. П. Влияние угла атаки
газового потока на аэродинамическое сопро-
сопротивление пучков тру б//Известия ВТИ. 1952.
№ 8. С. 55—60.
12-43. Казакевич Ф. П. Влияние шерохова-
шероховатости на аэродинамическое сопротивление
пучков труб при поперечном смывании их га-
668

зовым потоком//Теплоэнергетика. 1961. № 1.
С. 23—27.
12-44. Калмыков А. В. Аэродинамика, теп-
тепло- и массообмен в дисперсных потоках. М.,
1967. 185 с.
12-45. Карпуховнч Д. Т. Высокоэффектив-
Высокоэффективный циклон СЦН-40//Информ. листок о н.-т.
достижении/Ярославский центр н.-т. инфорАма-
ции и пропаганды. Ярославль, 1985. 6 с.
12-46. Кирсичев Е. Ф. Очистка дымовых га-
газов электростанций от золы. М., 1962. 270 с.
12-47. Клячко Л. С. Метод теоретического
определения пропускной способности аппара-
аппаратов с вращающимся осесимметричным тече-
течением жидкости//Теория и практика обеспыли-
обеспыливающей вентиляции/ЛИОТ. Л., 1952. 195 с.
12-48. Ковалео-Кривоносов II. А. Повыше-
Повышение сроков службы трубопроводов систем
охлаждения заборной водой путем модерни-
модернизации их конструкций при очередных ремонтах:
Дис.... канд. техн. наук. Севастополь, 1982. 142 с.
12-49. Ковалев-Кривоиосов П. А., Гольден-
берг И. 3. Экспериментальное исследование
гидравлических потерь при взаимодействии
арматуры и отводов в судовых трубопрово-
дах//Гидравлика, гидротранспорт рыбы и его
технические средства/Тр. КТИРПиХ. Кали-
Калининград, 1977. Вып. 69. С. 48—53.
12-50. Коротаев О. И., Пучков П. И., Федо-
Федорович Е. Д. Гидравлическое сопротивление ди-
станционирующих элементов из муфт для
пучков стержневых твэлов//Теплоэнергетика.
1979. № 12. С. 36—40.
12-51. Коузов П. А. Циклоны ЛИОТ с во-
водяной пленкой. Л., 1953. 53 с.
12-52. Коузов П. А. Сравнительная оценка
циклонов различных типов//Обеспыливание
в металлургии. М., 1971. С. 185—196.
12-53. Кузнецов Н. В., Щербаков А. 3- Экс-
Экспериментальное определение теплопередачи
и аэродинамических сопротивлений чугунного
ребристого воздухоподогревателя//Известия
ВТИ. 1951. №2. С. 51—55.
12-54. Кузнецов Н. В., Щербаков А. 3., Тито-
Титова Е. Я. Новые расчетные формулы для аэро-
аэродинамического сопротивления поперечно-обте-
поперечно-обтекаемых пучков труб//Тешюэнергетика. 1954.
№ 9. С. 27—32.
12-55. Лнсейкин И. Д. Теплоотдача и аэро-
аэродинамическое сопротивление мембранных ко-
конвективных поверхностей нагрева//Теплоэнер-
гетика. 1984. № 12. С. 66—69. -
12-56. Локшин В, А., Лясейкин И. Д. Иссле-
Исследование и расчет аэродинамики мембранных
конвективных поверхностей нагрева//Теплоэ-
нергетика. 1971. №9. С. 35—37.
12-57. Локшин В. А., Лисейкнн И. Д., Аро-
Аронов Д. И. Исследование и расчет теплоотдачи
и аэродинамических сопротивлений коридор-
коридорных пучков труб//Теплоэнергетика. 1975. № 1.
С. 75—77.
12-58. Локшин В. А., Мочан С. И., Фомина
В. Н. Обобщение материалов по аэродинами-
аэродинамическим сопротивлениям шахматных попереч-
поперечно-омываемых пучков труб//Теплоэнергетика.
1971. № 10. С. 41—48.
12-59. Луговский С. И., Андрианов И. С.
Очистка газов, отходящих от вагранок и элек-
электросталеплавильных печей. М., 1972.
175 с.
12-60. Марьямов Н. Б. Расчет трубчато-пла-
стинчатых и трубчато-ребристых радиато-
ров//Труды ЛПИ. Л., 1946. №18. 215 с.
12-61. Марьямов Н. Б. Экспериментальное
исследование и расчет авиационных радиато-
ров//Труды ЦАГИ. М., 1938. №367. 230 с.
12-62. Минский Е. М., Корчажкин М. П.
К расчету пропускной способности циклонных
сепараторов//Газовая промышленность. 1956.
№ И. С. 21—25.
12-63. Михеев М, А., Михеева И, М. Осно-
Основы теплопередачи. 2-е изд., стереотип. М.,
1977. 344 с.
12-64. Мурашкевич Ф. И. Эффективность пы-
пылеулавливания турбулентным промывателем//
Инж.-физ. ж-л. 1959. Т. 2. № 11. С. 825—829.
12-65. Обобщение материалов по аэродина-
аэродинамическому сопротивлению поперечно-омывае-
поперечно-омываемых гладкотрубных пучков/И. С. Мочан,
B.	Н. Фомина, П. И. Микушкина, Е. Я. Тито-
ва//Теплоэнергетика, 1985. № 11. С. 14—20.
12-66. Очистка промышленных газов от пы-
пыли/В. Н. Ужов, А. Ю. Вальдберг, Б. И. Мяг-
Мягков, И. К. Решидов. М., 1981. 390 с.
12-67. Павлов Г. Г. Аэродинамика техноло-
технологических процессов и оборудования текстиль-
текстильной промышленности. М., 1975. 152 с.
12-68. Петряяов И. В., Козлов В. И., Басма-
Басманов П. И., Огородников Б. И. Волокнистые
фильтрующие материалы ФП. М., 1968. 78 с.
12-69. Пирумов А. И. Аэродинамические ос-
основы инерционной сепарации. М.: 1961. 170 с.
12-70. Пирумов А. И, Обеспыливание возду-
воздуха. 2-е изд., перераб. и доп. М., 1981. 296 с.
12-71. Пирумов А. И. Рекомендации по про-
проектированию очистки воздуха в системах
приточной вентиляции и кондиционирования
воздуха/ЦНИИпромзданий. М., 1972. С. 60—
90.
12-72. Рабинович Б, В. Введение в литейную
гидравлику. М., 1966. 320 с.
12-73. Рычагов В. В., Шольц М. Е. Взаимное
влияние местных сопротивлений в напорных
коммуникациях насосных станций: Экспресс-
информация/ЦБНТИ Минводхоза СССР.
1970. Сер. 6. Вып. 2. 20 с.
12-74. Скобельцын Ю. А., Хомутов П. В.
Взаимное влияние различных по конфигура-
конфигурации прохода запорных устройств при низ-
низких числах Рейнольдса//Транспорт и хране-
хранение нефти и нефтепродуктов. 1972. № 7.
C.	22—23.
669

12-75. Современные конструкции трубопро-
трубопроводной арматуры: Справочное пособие/Под
ред. Ю. М. Котеяевского. М., 1970. 250 с.
12-76. Справочник по пыле- и золоулавлива-
нию/М. И. Биргер, А. Ю. Вальдберг, Б. И.
Мягков, В. Ю. Падва, А. А. Русанов, И. И.
Урбах. 2-е изд., перераб. и доп. М., 1983. 312 с.
12-77. Справочник проектировщика. Венти-
Вентиляция и кондиционирование воздуха/Под ред.
И. Г Староверова. М., 1978. Ч. 2. 510 с.
12-78. Стасюлявичюс Ю. Л., Самошко П. С.
Теплообмен и аэродинамика шахматных пуч-
пучков труб в поперечном потоке воздуха//Ин-
ж.-физ. ж-л. 1964. Т. 8. №11. С 10—15.
12-79. Тагер С. А. Расчет аэродинамическо-
аэродинамического сопротивления циклонных камер сгора-
ния//Теплоэнергетика. 1971. № 7. С. 18—23.
12-80. Талиев В, Н. Аэродинамические хара-
характеристики новых конструкций аэрационных
фонарей. М., 1955. 60 с.
12-81. Тарат Э. Я., Вальдберг А. Ю. О гид-
гидравлическом сопротивлении провальных реше-
решеток при пенном режиме//ЖПХ. 1970. Т. 13.
№8. С. 315—320.
12-82. Тебеньков Б. П. Рекуператоры для
промышленных печей. М., 1967. 358 с.
12-83. Теверовский Е. Н. Опыт эксплуатации
и промышленных испытаний различных золо-
золоуловителей и рекомендации по их выбо-
ру//Труды конференции по вопросам золо-
золоулавливания, шлакоулавливания и шлакозо-
лоиспользования. М., 1955. С. 135—150.
12-84. Теверовский Е. Н., Зайцев М. М. Пы-
Пылеулавливающий, абсорбционный и теплооб-
менный аппарат «ТП» с высокоскоростным
потоком газа//Труды НИИОгаз. М., 1957.
№ 1. С. 105—133.
12-85. Тормозящее действие коронного раз-
разряда на поток газа в электрофильтре/А. А. Гу-
рвиц, Ю. А. Лямин, Л. С. Левин и др.//Про-
мышленная и санитарная очистка газов: Экс-
пресс-информация/ЦИНТИхимнефтемаш. М.,
1985. Сер. ХМ-14. 5 с.
12-86. Тулин С. Н. Теплопередача и сопротив-
сопротивление в пучках трубок с проволочным ореб-
рением//Теплоэнергетика. 1958. № 3. С. 70—75.
12-87. Ужов В. Н. Очистка промышленных
газов электрофильтрами. М., 1967. 344 с.
12-88. Ужов В. Н., Вальдберг А. Ю. Очистка
промышленных газов мокрыми фильтрами.
М., 1972. 247 с.
12-89. Ужов В. Н., Мягков. Б. И. Очистка
промышленных газов фильтрами. М., 1970.
319 с.
12-90. Умбрасас М.-Р. А, Оценка безотказ-
безотказности судовых трубопроводов, включающих
сочетание отводов, при проектировании сис-
систем морской воды: Дис. ... канд. техн. наук.
Севастополь, 1984. 178 с.
12-91. Участкин П. В. Исследование эффек-
эффективности и гидравлического сопротивления
элиминаторов//Отопление и вентиляция. 1940.
№ 6. С. 33—39.
12-92. Фрухт И. А. Гидравлическое сопроти-
сопротивление фонарей, снабженных ветроотбойными
щитками//Строительная промышленность. 1958.
№ 1. С. 41—45.
12-93. Фрухт И. А. Влияние геометрических
соотношений на работу незадуваемых вытяж-
вытяжных фонарей для аэрации//Известия вузов.
Строительство и архитектура. 1959. № 7.
С. 31—37.
12-94. Ханжонков В. И. Аэродинамическое
сопротивление плоских каналов с обратным
симметричным поворотом//Промышленная
аэродинамика. М., 1962. Вып. 21. С. 151 — 156.
12-95. Ханжонков В. И. Аэродинамические
характеристики унифицированного дефлектора
ЦАГИ для вагонов//Промышленная аэроди-
аэродинамика. М., 1958. №10. С. 111 —117.
12-96. Ханжонков В. И. Вентиляционные де-
дефлекторы. М., 1947. 105 с.
12-97. Циклоны НИИОгаз, Ярославль, 1971.
94 с.
12-98. Шольц М. Е. К вопросу о взаимном
влиянии местных сопротивлений//Вопросы ги-
дравлики/Моск. гидромелиор. ин-т. М., 1969.
С. 131 — 135.
12-99. Штромберг Я. А., Канунников В. Ф.
Конструкции пылеуловителей лаборатории
промышленной вентиляции и аэродинамики
ВНИИОТ ВЦСПС (Тбилиси)//Обеспыливание
в металлургии. М., 1971. С. 156—162.
12-100. Щербаков А. Э., Жирнов Н. И. Теп-
Теплопередача и аэродинамическое сопротивление
чугунного ребристо-зубчатого воздухоподог-
ревателя/Деплоэнергетика. 1954. № 8. С. 25—
30.
12-101. Электрофильтры: Каталог/Ю. А. По-
Попов, С. С. Янковский, М. Г. Мазус и др.//
ЦИНТИхимнефтемаш. М., 1986. 30 с.
12-102. Эльперин И. Т. Поворот газов в тру-
трубном пучке//Известия АН БССР. 1950. № 3.
С. 70—78.
12-103. Юдин Е. Я,, Елин И. С. Выбор оп-
оптимальных параметров осевых вентилято-
ров//Тр. ЦАГИ. М., 1946. № 591. С. 1—20.
12-104. Brauer H. Intersuchungen uber den
Stromungswiderstand und den Warmeubergang
bei fluchtend angeordneten Rippenrohren//Techn.
Mitt. 1962. Bd. 55. N 5. S. 214—226.
12-105. Robinson K. K., Briggs D. E. Pressure
drop of air flowing across triangular pitch
banks of finned tubes//Chem. Engng. Rrogr.
Sympos. 1966. V. 62. N64. P. 177—184.
12-106. Zumann R. Druckverlust bei quer an-
gestfomten Glattrohrbundeln//Chemniker-Ztg.
Chem Apparat. 1962. Bd. 86. N 8. S. 275—281.
670

ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
В
Вход: в прямой канал 140, 141; в трубу 122—125,
131 —136; из ограниченного объема 129
Выходы при различной заделке прямой трубы
129—131
Выход: из диффузора 512—538; из канала
560; 561; из колена 543—546; из трубы
510—512, 530, 531, 556—560; с экраном 128
Вязкость газов: динамическая 14—16, 18;
кинематическая 14, 15, 17, 18
Газы: Истечение из отверстия 35—41; Режимы
течения 18—20; Свойства 12—18; Уравнения
движения 21—29
Д
Давление статическое 32, 33
Дефлекторы 620, 621
Деформация потока в прямой трубе 163, 164
Диафрагмы 167—173, 175—177
Диффузор: в сети с расширением в одной
плоскости 227—230; выходной 538, 539, 542,
543; круглого сечения 211—223, 232, 233, 235,
236; плоский пятиканальный дозвуковой 230—
232; прямоугольного сечения 224—227, 236—
238, 243; с криволинейными образующими
233, 234; с несимметричным расширением
241, 242; со ступенчатыми стенками 238; 243,
244; с переходом с круга на прямоугольник
или с прямоугольника на круг 256; с расшире-
расширением в одной плоскости 238, 239, 241, 242
Диффузоры 209, 210: кольцевые 244, 245;
кривоосные 247—249; пониженного сопротив-
сопротивления 240; радиально-кольцевые и осерадиаль-
но-кольцевые 246
Ж
Жидкости: Истечение из отверстия 35—41;
Плотность 12, 13; Режимы течения 18—20;
Уравнения движения 21—29
Задвижки 434, 435, 438—442
Затворы: вальцовые 443, 444; дисковые 452,
453, 456; дроссельные 455; захлопка 451;
обратные 458; одностворчатые 453, 454; плос-
плоские дисковые 452, 453; сегментные 450, 451;
шаровые 447—449
Змеевики 468
К
Калориферы 607—609
Каналы криволинейные 280—282
Клапан 434: всасывающий с сеткой 458;
выпускной 444, 445; конусный 460, 461; «Кос-
ва» 435; пряхмоточного типа 436; регулирую-
регулирующий 457; с делительными стенками 437;
тарельчатый 459—462
Колена: без лопаток 308, 309; в системе
пневмотранспорта 330, 331; Z-образной фор-
формы 295—298; круглого сечения 284, 293—295,
322; прямоугольного сечения 289—291, 317,
318, 320, 321; П-образной формы 299—301;
с закругленными кромками 288,. 289; со-
сопряженные 308—315; составленные из отдель-
отдельных звеньев 292, 293—295; с острыми кром-
кромками 286, 287; U-образной формы 301, 302
Коллекторы: вделанные в стенку 177; Z-
образной формы 400; очерченные по дуге
круга 126; 127; П-образной формы 399; раз-
раздающие 397; собирающие 398
Компенсаторы 466, 467
Конфузоры круглого сечения 249—252
Короб раздающий 396
Коэффициент: гидравлического сопротивления
10; расхода жидкости 37—40
Кран 446, 452
Крестовины 386—395
Л
Лабиринт с перетеканием из одного объема
в другой 464—466
М
Материалы фильтрующие 417, 418
Н
Нагнетатель: Работа в сети 41—43
Насадки 421—424: из деревянных реек 425,
426; из керамических колец 424, 425; приточ-
приточные (воздухораспределители) 547—552; слое-
слоевые 421—424
О
Обводы 308—312
Отверстия 173, 174, 178—180
Отводы 277—-279; 282; в системе пневмотранс-
пневмотранспорта 330, 331; гибкие стеклотканевые 316;
круглого сечения 284; крутоизогнутые 308—
312; прямоугольного сечения 317, 318; распо-
расположенные за центробежными вентиляторами
285; с концентрическими направляющими ло-
лопатками 318, 319; сопряженные 303—308;
П
Патрубки входные осевых стационарных турбо-
машин 141
Печь нагревательная 619, 620
Пластинки прямоугольные 484, 495
Поворот: плоский 275; пространственный 273,
274, 323—327; симметричный 328—330
Поток: дозвуковой 25—27; с равномерным
распределением скоростей 158, 159
Промыватель турбулентный (труба Вентури)
590, 591
671

Профили 436. 495, 496
Пучка труб 99—101, 611—616
Пылеуловитель 592
Радиаторы 604—606
Распоркя 481—485
Раструб (конический коллектор) 127, 128
Расширение внезапное 158—163
Рекуператоры 618
Решетки: жалюзийные 182; из перфорирован-
перфорированных листов 408; из утолщенных реек 410,
411; при больших дозвуковых скоростях 415,
416; с закругленными краями отверстий 411,
412; с различными формами краев отверстий
412, 413; стержневые 419, 420
Рукава из резины 106, 107
Самотяга 28, 29
Сети 29—32, 43—48
Сетки 414, 415
Системы гомогенные и гетерогенные 33—35
Скрубберы 593
Сопротивления сетей гидравлические 29—32,
43—59
Створки 180—182
Струя свободная 562—564
Сужение внезапное 165, 166
Тела: изотермической формы 489; плохообте-
каемые 477; различной формы 490—493
Теплообменника 617
Ткани фильтрующие 427
Тройняк: вытяжной 343—363, 378;—отвод 628;
при больших скоростях 371—373; приточный
364—371, 373—378; сборный—коллектор
630—632; симметричной формы 379—386; —
тройник 629, 630; улучшенной формы 371, 372
Трубы: аэродинамические 49, 54—59, 183; из
алюминиевых или стальных лент 102; из бере-
березовой фанеры ПО; из прорезиненного материа-
материала типа брезента 109, ПО; кольцевого попереч-
поперечного сечения 95—98, 108, 109; любого сечения
112, 113; пластмассовые 111, 112; прямоуголь-
прямоугольные 93—95, 103, 104; со стыками (сварные)
102, 103; с прямоугольными кольцевыми выем-
выемками 103, 104; треугольного сечения 98, 99
Уплотнение лабиринтное 463
Установка для мокрой очистка газов 43—55
Устройства воздухоприемные 142
Участки: входные электрофильтров 599,
560; выходные 561, 562; в сети переходные
252—255
Ф
Ферма, помещенная в трубу 498, 499
Фильтры 594—599
Фонари 622—624
Ц
Циклоны: батарейные 586; НИИОгаза 579—585;
противоточные 582; прямоточные 587—589
Цилиндры: гладкие 497; круговые 479—481,
485; эллиптические 493, 494
Часть фасонная—арматура 632—634
Ш
Шар 487, 488
Шахты 137—139, 553—556
Шероховатость поверхности труб и каналов
эквивалентная 78—84
Электрокалориферы 610
Электрофильтры 601—603
Элементы: вентиляторов 142—145; выходные
за вентилятором 540—542
Элиминаторы 625
СПРАВОЧНОЕ ИЗДАНИЕ
Идельчик Исаак Евсеевич
СПРАВОЧНИК ПО ГИДРАВЛИЧЕСКИМ СОПРОТИВЛЕНИЯМ
Редактор И. И. Лесниченко Переплет художника В. Д. Епанешникова Технический редактор Л. П. Гордеева
Корректор И. М. Борейша
ИБ № 4863
Сдано в набор 03.04.89. Подписано в печать 30.05.91. Формат 70x100/16. Бумага офсетная № 1.
Гарнитура «тайме». Печать офсетная. Уел: печ. л. 54,6. Усл. кр.-отт. 54,6. Уч.-изд. л. 52,27.
Тираж J30CЭКЗ. Заказ 1153. <*С»
Ордена Трудового Красного Знамени издательство «Машиностроение», 107076, Москва, Стромынский пер., 4.
Отпечатано в московской типографии № 4 Госкомпечати СССР, 129041, Москва, Б. Переяславская, 46,
с диапозитивов, изготовленных в ордена Октябрьской Революции и ордена Трудового Красного Знамени
МПО «Первая Образцовая типография» Государственного комитета СССР по печати. 113054. Москва,
Валовая, 28. За К. 1584
672