И. Е. ИДЕЛЬЧИК
СПРАВОЧНИК
ПО ГИДРАВЛИЧЕСКИМ СОПРОТИВЛЕНИЯМ
(КОЭФФИЦИЕНТЫ МЕСТНЫХ СОПРОТИВЛЕНИЙ И СОПРОТИВЛЕНИЯ ТРЕНИЯ)
1нституту техн(чноТ
теплоф|3икн АН УРСР
ГОСУДАРСТВЕННОЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
МОСКВА
ЛЕНИНГРАД
v
ЭТ-5-5
В справочнике приводятся данные по коэффициентам сопротивления трения в прямых трубах и каналах и коэффициентам местных гидравлических сопротивлений различных фасонных частей, дроссельных устройств, препятствий и других элементов гидравлических или газовоздушных сетей, а также некоторых промышленных аппаратов и устройств, применяемых в газоочистной, теплообменной, вентиляционной и другой технике.
Справочник состоит из 12 разделов. В первом из них приводятся общие сведения по гидравлике и механике жидкостей и газов. Остальные разделы, каждый из которых объединяет определенную группу фасонных и других частей трубопроводов и препятствий со сходными условиями движения потока в них, содержат собственно данные по гидравлическим сопротивлениям. В каждом из этих разделов приводятся пояснительная и расчетная части. Последняя состоит из отдельных диаграмм, каждая из которых соответствует определенному элементу трубопровода или препятствию. На этих диаграммах, как правило, приводятся формулы для расчетного определения коэффициента сопротивления элемента в зависимости от его основных параметров, графическое изображение этой зависимости и таблицы численных значений коэффи циентов сопротивления.
Справочник предназначен для широких кругов специалистов — научных работников, инженеров-расчетчиков, инженеров-проектировщиков и инженеров-эксплуатационников всех областей техники, связанных с перемещением жидкостей и газов, а также для студентов различных вузов и техникумов.
Идельчик Исаак. Евсеевич
СПРАВОЧНИК ПО ГИДРАВЛИЧЕСКИМ СОПРОТИВЛЕНИЯМ
Редактор С. В. Гартунг	Техн, редактор К. П. Воронин
Сдано в набор IO/XJI 1959 г.	Подписано к печати 4/VIII 1960 Г.
Т-10164.	Бумага784ХЮ81/„	г47,6 печ. л.	Уч.-изд. л. 42.
Цена в переплете № 5 — 22 р. 50 к., в переплете № 6—'23 р. с 1/1 1961 г. цена в переплете № 5—2 р. 25 к., в переплете № 6 — 2 р. 30 к.
Тираж 10 000 экз.	Заказ 655
Типография Госэнергоиздата. Москва, Шлюзовая наб., 10.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Нет почти ни одной отрасли техники, которая бы не была связана в той или иной степени с необходимостью перемещения жидкостей или газов по трубам, каналам и различным аппаратам. Степень сложности гидравлических или газовоздушных сетей при этО'М может быть самой различной. В одних случаях это—магистральные сети, состоящие в основном из прямых труб очень большой протяженности (нефтепроводы, газопроводы, водопроводы, паропроводы, воздухопроводы вентиляционных установок крупных производств и т. п.).
В других случаях это — сети сравнительно небольшой протяженности, но имеющие большое число разнообразных фасонных и разве г-вленных частей, различных препятствий в виде дроссельных или регулирующих устройств, решеток, выступающих частей и др. (воздухопроводы разветвленных вентиляционных установок. газоходь» металлургических, химических и других производств, котельных агрегатов, сушил и химических установок, бензо-маслопроводы самолетов, шахтные стволы и выработки и т. д.).
Часто вся сеть, по которой перемещается жидкость или газ, представляет собой единый агрегат (котлы, различные печи, теплообменники, двигатели, воздухо- и газоочистные аппараты, химические аппараты, аэродинамические трубы и многие другие).
Во всех случаях требуется умение правильно рассчитывать гидравлическое сопротивление сети, а для этого должен иметься специальный справочник по коэффициентам сопротивления трения и ’местньих сопротивлений.
До последнего времени имелись лишь отдельные справочные данные по сопротивлению трения и по сравнительно небольшому числу местных сопротивлений, которые приводятся в различных учебниках по гидравлике и аэродинамике или в отдельных статьях. Во многих случаях эти данные весьма противоре
чивы или устарели и касаются только очень ограниченной номенклатуры местных сопротивлений. При этом значения коэффициентов местных сопротивлений даются, как правило, только для отдельных, случайных геометрических и физических параметров.
•По этой причине мы задались целью заполнить указанный пробел и на основании обработки, систематизации и классификации имеющихся материалов наших исследований и исследований других авторов нами была написана книга по общим вопросам гидравлических сопротивлений (см. Гидравлические сопротивления, Госэнергоиздат, 1954 г.). В настоящее время нами составлен предлагаемый здесь специальный справочник по местным гидравлическим сопротивлениям и сопротивлению трения.
При составлении справочника мы встретились с очень большими трудностями, вытекающими в первую очередь из того, что, несмотря на наличие сравнительно большого количества исследований в области гидравлических сопротивлений, охваченные этими исследованиями номенклатура местных сопротивлений и диапазон их геометрических параметров, а также диапазон режимов течения потока в них значительно меньше, чем это требуется практикой.
При всем этом многие данные, полученные в результате исследований, недостаточно надежны и точны. Особенно это относится к коэффициентам местных сопротивлений.
С этой точки зрения наиболее правильным было бы до составления справочника произвести на современном уровне по единой методике экспериментальную проверку и уточнение всех видов местных сопротивлений. Однако выполнение таких исследований за обозримый период времени не представляется возможным.
Можно 'было бы идти и по другому пути: ограничиться пока только теми данными, ко
3
торые можно считать хорошо проверенными современными экспериментами. Но таких данных очень мало и этот путь не привел бы к желаемой цели — дать необходимый материал для гидравлического расчета газовоздушных и гидравлических сетей.
Учитывая большую потребность хотя бы в ориентировочных данных для оценки сопротивления сетей, состоящих из участков самых разнообразных конфигураций, мы решили включить в настоящий справочник не только хорошо проверенные лабораторными Исследованиями данные, но и данные, полученные более грубыми экспериментами, а также теоретическим путем или приближенным расчетом, основанным на отдельных экспериментальных исследованиях, а в некоторых случаях даже грубоориентировочные данные.
Это, на наш взгляд, допустимо потому, что в промышленных условиях точность изготовления и монтажа отдельных элементов сети и их взаимное расположение, а следовательно, и условия протекания потока могут значительно различаться в отдельных установках и отличаться от лабораторных условий, при которых получено большинство коэффициентов г и д р ав л и чес ки х соп р оти в л е н и й.
Наряду с основным справочным материалом, приводимым в виде коэффициентов местных гидравлических сопротивлений фасонных и других частей трубопроводов и коэффициентов сопротивления трения, мы сочли полезным привести в конспективной форме и некоторые общие сведения по гидравлике и механике жидкостей и газов, а также описание содержания каждого раздела справочника с дополнительными пояснениями и практиче
скими рекомендациями по расчету и выбору отдельных элементов сети.
В большом числе случаев коэффициент местного сопротивления зависит от многих параметров и выражается многочленной формулой. Поэтому для получения окончательного численного значения такого коэффициента приходится пользоваться не одним графиком или одной таблицей, а несколькими.
Часто отдельные члены многочленных формул расчета коэффициентов сопротивления и соответствующие им графики одинаково подходят для различных случаев. Такие графики не всегда повторяются, а приводятся только на одной из диаграмм. На других же указывается только нюмер той диаграммы, на которой этой график помещен.
Указанные обстоятельства естественно усложняют пользование справочником, но они диктуются необходимостью максимального сокращения объема справочника.
Перечисленные недостатки йе являются, вероятно, единственными.
Несмотря на это, нам кажется, что настоящий справочник будет полезным пособием специалистам при расчете гидравлических сопротивлений различных сетей.
Автор будет признателен всем тем, кто, преследуя цель помочь в исправлении замеченных недочетов, известит его о них.
Автор выражает свою глубокую признательность кандидатам технических наук А. Д. Альтшулю, А. С. Гиневскому, И. С. Мо-чану, Л. А. Рихтеру и инженеру Л. Е. Медовару за просмотр рукописи и ряд ценных указаний.
Автор
СОДЕРЖА Н II Е
Предисловие................................. 3
Раздел первый
Общие сведения и указания к справочнику 1-1. Основные условные обозначения, общие для всех разделов справочника .............. 7
1-2. Общие указания......................... 7
1-3. Свойства жидкостей и	газов.......... 9
а)	Удельный вес....................... 9
б)	Вязкость.......................... 10
1-4. Равновесие жидкостей	и газов . ....... 16
1-5. Движение жидкостей и газов............ 17
а)	Расход и средняя скорость потока ...	17
б)	Уравнение неразрывности потока ....	18
в)	Уравнение Бернулли. Напоры. Самотяга 18
1-6. Истечение жидкостей и газов через отверстия ................................... 22
а)	Истечение несжимаемой жидкости (газа) 22
б)	Истечение сжимаемого газа..........25
1-7. Режимы движения жидкости (газа) .... 26
1-8. Гидравлические сопротивления.......... 28
1-9. Работа нагнетателя в сети............. 30
1-10. Примеры расчета гидравлического сопротивления сетей ......................... 32
Раздел второй
Движение потока по прямым трубам и каналам (коэффициенты сопротивления трения и шероховатость)
2-1. Основные условные обозначения......... 48
2-2. Пояснения и практические рекомендации . . 48
2-3. Шероховатость труб и каналов..........-	54
2-4. Перечень диаграмм коэффициентов сопротивления трения раздела II ............... 57
2-5. Диаграммы коэффициентов сопротивления
трения................................. 58
Раздел третий
Вход потока в трубы и каналы (коэффициенты сопротивления входных участков)
3-1. Основные условные обозначения......... 72
3-2. Пояснения и практические рекомендации . .	73
3-3. Перечень диаграмм коэффициентов сопротивления раздела III..................... 80
3-4. Диаграммы коэффициентов сопротивления 81
Раздел четвертый
Внезапное изменение величины скорости и перетекание потока через отверстия (коэффициенты сопротивления участков с внезапным расширением, шайб, диафрагм, проемов и др.)
4-1. Основные условные обозначения.......100
4-2. Пояснения и практические рекомендации . . 100 4-3. Перечень диаграмм коэффициентов сопро-
тивления раздела IV..................111
4-4. Диаграммы коэффициентов сопротивления 112
Раздел пятый
Плавное изменение скорости потока (коэффициенты сопротивления диффузоров)
5-1. Основные условные обозначения........135
5-2. Пояснения и практические рекомендации . . 135
5-3. Перечень диаграмм коэффициентов сопротивления раздела V.....................146
5-4. Диаграммы коэффициентов сопротивления 147
Раздел шестой
Изменение направления потока (коэффициенты сопротивления изогнутых участков — колен, отводов и др.)	*
6-1. Основные условные обозначения........169
6-2. Пояснения и практические рекомендации . . 169 6-3. Перечень диаграмм коэффициентов сопротивления раздела VI..........................180
6-4. Диаграммы коэффициентов сопротивления 182
Раздел седьмой
Слияние и разделение потока (.коэффициенты сопротивления тройников и крестовин)
7-1. Основные условные обозначения.........222
7-2. Пояснения и практические рекомендации . . 222
7-3. Перечень диаграмм коэффициентов сопро-
тивления раздела VII.................. 231
7-4. Диаграммы коэффициентов сопротивления 233
5
Раздел восьмой
Движение потока через препятствия, равномерно распределенные по.сечению (коэффициенты сопротивления решеток, сеток
слоев, пучков, насадок и др.)
8-1. Основные условные обозначения..........278
8-2. Пояснения и практические рекомендации . . 279 8-3. Перечень диаграмм коэффициентов сопротив-
ления раздела VIII......................288
8-4. Диаграммы коэффициентов сопротивления . 289
Раздел девятый
Движение потока через трубопроводную арматуру и лабиринты (коэффициенты сопротивления вентилей, задвижек, клапанов, лабиринтов, компенсаторов)
9-1. Основные условные обозначения.......317
9-2. Пояснения и практические рекомендации 317 9-3. Перечень диаграмм коэффициентов сопро-
тивления раздела IX...................322
9-4. Диаграммы коэффициентов сопротивления 323 if/
Раздел десятый
Обтекание тел потоком в трубе (канале) (коэффициенты сопротивления участков с выступами, распорками, фермами и другими телами)
10-1. Основные условные обозначения......342
10-2. Пояснения и практические рекомендации 342
10-3. Перечень диаграмм коэффициента* сопротивления раздела X......................348
10-4. Диаграммы коэффициентов сопротивления 349
Раздел.одиннадцатый
Выход потока из труб и каналов (коэффициенты сопротивления выходных участков)
11-1. Основные условные обозначения.....361
11-2. Пояснения и практические рекомендации 361
11-3. Перечень диаграмм коэффициентов сопро-
тивления раздела XI..................372
11-4. Диаграммы коэффициентов сопротивления 374
Раздел двенадцатый
Движение потока через различные аппараты (коэффициенты сопротивления полных аппаратов и других устройств)
12-1. Основные условные обозначения..........400
12-2. Пояснения и практические рекомендации 400
12-3. Перечень диаграмм коэффициентов (или ве-
личин) сопротивления раздела XII.........411
12-4. Диаграммы коэффициентов сопротивления 412
Использованная и рекомендуемая литература 446
Предметный указатель........................4,56
РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ И УКАЗАНИЯ К СПРАВОЧНИКУ
се-по-
1-1. ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ.
ОБЩИЕ ДЛЯ ВСЕХ РАЗДЕЛОВ СПРАВОЧНИКА
F — площадь сечения, м2\
D —диаметр сечения, м\
Dr, dr—гидравлические диаметры (учетверенные гидравлические радиусы), м\
П—периметр сечения, м\
f — коэффициент живого сечения;
/ — длина участка, м\ h — высота, м;
R, г— радиусы сечения или закруглений, м\ Д — средняя высота выступов шероховатости стенок, м;
Д = ----относительная шероховатость;
п — отношение площадей или число элементов;
а—угол расширения или сужения чения, а также угол набегания тока;
w — скорость потока, м1сек;
р — давление (абсолютное), кГ/м2\
Н—избыточное давление, кГ/м2-,
ЬН — потеря давления (сопротивление), кГ/м2;
Д£ —потеря энергии, кг-м/сек-,
Q секундный объемный расход текущей среды, м2/сек-,
(7—секундный весовой расход текущей среды, кг/сек-,
t — удельный вес текущей среды, кг/м2-, ?=~—массовая плотность текущей среды, кг • секг/м*\
g— ускорение силы тяжести, м/сек2-, т) — динамический коэффициент вязкости;
-I — кинематический коэффициент вязкости;
Т — абсолютная температура среды, °К; t — температура среды, °C;
ср, cv — средняя теплоемкость газов соответственно при постоянном давлении и постоянном объеме, ккал/кг-град-, ср	*
* = —---показатель адиабаты;
cv
— коэффициент гидравлического сопро тивления;
Z — коэффициент сопротивления трения единицы относительной длины (длины в один диаметр сечения) рассчитываемого участка;
Сх — коэффициент лобового сопротивления;
<р — коэффициент скорости;
е — коэффициент заполнения сечения (коэффициент сжатия);
I*—коэффициент расхода;
Re — число Рейнольдса.
1-2. ОБЩИЕ УКАЗАНИЯ
1.	Основными справочными данными здесь являются коэффициенты сопротивления трения Стр в прямых трубах и каналах и коэффициенты местных гидравлических сопротив-иий С фасонных частей трубопроводов, дроссельных устройств, различных препятствий и других элементов сетей, а также некоторых промышленных аппаратов и устройств.
2.	При пользовании справочником предполагается, что все величины, входящие в известную расчетную формулу сопротивления |см. (1-66)]:
Д^сумм = СсуИм^'=Ссумм^ (г.) 1кГ1М^'
(1-1) кроме суммарного коэффициента гидравлического сопротивления Ссумм =СМ + Стр. а также все геометрические параметры рассчитываемого элемента сети и другие условия дви
7
жения заданы. Искомым является только величина Ссумм или просто С* и соответственно С и Стр.
3.	На всех диаграммах, относящихся к элементам труб и каналов сравнительно небольшой протяженности, для которых значения чтр пренебрежимо малы по сравнению с См, коэффициент местного сопротивления может рассматриваться как суммарный коэффициент С.
4.	На-диаграммах, относящихся к элементам труб и каналов сравнительно большой протяженности (диффузоры, плавные отводы и др.), приводятся значения как коэффициентов местного сопротивления С , так и коэффициентов сопротивления трения
На тех диаграммах, на которых приводятся грубоориентировочные данные, значения коэффициентов сопротивления следует рассматривать как суммарные коэффициенты С. В силу сказанного при суммировании всех потерь в рассчитываемой сети потери на трение в фасонных частях не следует учитывать дополнительно.
5.	Приводимые в справочнике значения учитывают не только местные потери давления, возникающие на коротком участке, непосредственно вблизи изменения конфигурации рассматриваемого элемента трубы (канала), но и потери давления, связанные с дальнейшим выравниванием скоростей по сечению вдоль следующего за элементом прямого выходного участка. В то же время, поскольку местные потери определяются в опытах условно как разность между общими потерями и потерями трения в выходном участке, последние следует вновь учитывать.
6.	В случае выхода потока из фасонной или другой части в большой объем или в атмосферу, приводимые для них коэффициенты местного сопротивления учитывают также потери скоростного (динамического) давления 2 уоу
при выходе (где tt'Dbls — скорость в выходном сечении сети).
7.	Значения коэффициентов местного сопротивления, приводимые в справочнике, за исключением специально изученных случаев, даются для условий равномерного распределения скоростей во входном сечении рассмат
* В дальнейшем для простоты индекс .сумм* при суммарном коэффициенте сопротивления ? и при суммарной величине сопротивления (кН) будет везде опущен.
риваемого элемента трубы (канала), как это обычно имеет место, например, за плавным входным коллектором.
8.	Влияние на местное сопротивление рассчитываемого элемента близко расположенных впереди (по ходу потока) фасонных частей или препятствий, а также длинных прямых участков приведенными в справочнике значениями С не учитывается, кроме специально оговоренных случаев. Это влияние в одних случаях сказывается в увеличении значения См рассматриваемого элемента, а в других даже в его уменьшении. Общего метода учета этого влияния пока нет.
9.	Зависимость коэффициентов местного сопротивления от числа Рейнольдса приводится только в тех случаях, когда его влияние известно или может быть оценено приблизительно.
Практически влияние Re на. местное сопротивление сказывается главным образом при малых его значениях (Re<J05—2-10s). Поэтому при Re > 10s — 2-10s можно почти всегда считать коэффициенты местного сопротивления не зависящими от этого числа. При меньших числах Re его влияние следует учитывать по данным справочника.
В тех случаях, когда в справочнике не указано, при каких значениях Re получены приведенные значения С, можно в случае турбулентного режима (Re> 103) коэффициент сопротивления принимать практически не зависящим от числа Рейнольдса даже при малых его значениях. При ламинарном же режиме течения (Re < 10s) можно пользоваться данными справочника только для очень грубой оценки сопротивления.
10.	Почти все значения коэффициентов сопротивления, приведенные в справочнике, за исключением специально оговоренных, получены при числах Маха—М = ^-^0,3. Однако практически всеми значениями С, и можно пользоваться и при больших дозвуковых скоростях — примерно в пределах доМ = 0.7 — 0,8. В отдельных случаях дается зависимость С от числа М.
11.	Большинство данных по коэффициентам местного сопротивления получено при технически гладких стенках каналов, влияние же шероховатости на местное сопротивление мало изучено. Поэтому во всех случаях, где нет специальных оговорок, следует считать стенки рассматриваемых в справочнике фасонных и других участков гладкими. Влияние шерохо
8
ватости (которая практически начинает сказываться лишь при числах Рейнольдса порядка Re>4-Ю4) можно учесть приближенно, вводя к коэффициенту Умножитель порядка 1,1 —1,2 (а при большой шероховатости и более).
12.	Форма поперечного сечения фасонных и других участков указана в справочнике для тех случаев, когда она влияет на коэффициент сопротивления иди когда значения этого коэффициента получены для определенной формы сечения. Во всех прочих случаях, когда форма поперечного сечения участка специально не оговорена, или не приведены дополнительные данные по сопротивлению элементов некруглого сечения, следует принимать коэффициент сопротивления для многоугольного или прямоугольного сечений с отношением сторон по крайней мере в пределах ^-=0,6—1,7 таким же, как и при круглом сечении.
13.	Приводимые в справочнике графики (таблицы) сопротивления составлены или на основании расчетных формул, или на основании экспериментальных данных. В последнем случае значения У, выражаемые приближенными формулами, могут несколько расходиться с данными графиков (таблиц). Формулу при этом могут служить только для приближенных расчетов.
14.	Поскольку коэффициенты гидравлических сопротивлений не зависят от рода среды1, протекающей через трубопровод (канал), а определяются главным образом геометрическими параметрами рассматриваемого элемента сети и в отдельных случаях режимом течения (числом Рейнольдса, числом Маха), то данные, приведенные в справочнике, в одинаковой степени пригодны как для расчета сопротивления чисто гидравлических сетей, так и для расчета газовых, воздушных и других сетей и аппаратов.
15.	Для проведения полного расчета гидравлического сопротивления целой сети можно воспользоваться предлагаемыми формами рас
четных таблиц (см. примеры гидравлического расчета, табл. 1-10 и др.).
16.	Значения коэффициентов сопротивления даны в справочнике для различных форм и параметров элементов труб и каналов. Однако при проектировании новых сетей следует стремиться к выбору оптимальных форм и параметров элементов труб и каналов, при которых получаются минимальные коэффициенты сопротивления.
Минимальные значения У могут быть легко выявлены как на основании кривых (таблиц) сопротивления, приведенных на диаграммах, так и руководствуясь рекомендациями, приводимыми в пояснительной части к каждому разделу справочника.
17.	В перечне диаграмм коэффициентов сопротивления, помещенном перед каждым разделом, указываются как источник, так и способ получения (экспериментально, теоретически или ориентировочно) этих коэффициентов, что позволяет судить о степени их надежности.
1-3. СВОЙСТВА ЖИДКОСТЕЙ И ГАЗОВ а) Удельный вес
1.	Удельный вес 7 представляет собой отношение веса данного тела к его объему или же вес единицы объема. В технике удельный вес обычно принимается в кГ)мл.
2.	Значения удельного веса воды приведены в табл. 1-1. Удельный вес некоторых других технических жидкостей при различных температурах приведен в табл. 1-2.
Значения удельного веса некоторых технических газов в нормальном состоянии (0°С, 760 мм рт. ст., сухой газ—/н = 0), а также их относительный вес по отношению к воздуху, удельный вес которого принят за единицу, приведены в табл. 1-3.
3.	Для многокомпонентных газов (доменный, коксовый и т. п.) удельный вес (смеси) определяется по формуле:
_ Тк1р1 4-	+ ТкЗ^з + •   + -(кпУп
^СМ	100
[кг/нм*сух.],
Таблица 1-1
Удельный вес воды (Л. 1-21]
943,4 926,4 907,5
999,87 999.73
998,23
992,24 988,07
971,83 965,34
958,38
1, кг/м1
995,67
983,24
977,81
1 Имеется в виду однородная среда.
9
Таблица 1-2
Удельный вес различных жидкостей при давлении 1 ата [Л. 1-7, 1-8)
Наименование жидкости	•С	т- «/*•
Аммиак 		—34	684
Анилин		15	1 004
Ацетон 			15	790
Бензин 		15	680—740
Бензол		15	900
	60	882
Бром		15	3190
Бутан (нормальный) . . .	—0,5	601
Вода		(см. табл. 1-1)	—
Вода морская		15	1 020—1 030
Глицерин (безводный) . .	15 1 я	i 270 1 260
	20	1 250
Деготь каменноугольный .	15	1 200
Дихлорэтан .......	15	1 175—1 200
Двуокись азота 		3,2	1 484
Двуокись серы		—10	1 472
Керосин		15	790—820
Масло из буроугольной		
смеси 		20	970
Масло деревянное ....	15	920
Масло касторовое ....	15	970
Масло кокосовое ....	15	930
Масло льняное (вар) . . .	15	940
Масло машинное весьма		
жидкотекучее 		10	899
	20	898
	50	895
Масло машинное среднее	10	899
	20	898
	50	895
Масло минеральное сма-		
зочное 		15	890—960
Масло оливковое 		15	920
Масло парафиновое	18	925
Масло терпентиновое . .	15	870
Масло хлопковое 		15	933
Нефть натуральная ....	15	700—900
Озон		—5	537
Сероуглерод 		15	1 290
Серная кислота (87%) . .	15	1 800
Серная кислота (дымя-		
щаяся) . .	15	1 890
Скипидар 		18	870
Ртуть 		20	13 546
Спирт метиловый ....	15	810
Спирт этиловый 		15—18	790
Тетрабромэтан 		15	2 964
Хлор 		0	1 469
Хлористый метил . . . .	0	954
Хлористый этил		0	919
Хлороформ 		15—18	1 480
Цианистый водород . . .	0	715
Эфир этиловый 		15—18	740 *
Таблица 1-3
Удельный вес сухого газа при 0° С и 1 ата и теплоемкость при 20° С 1 кг сухого газа [Л. 1-8)
Наименование газов	Химическая формула	Удельный вес у. кг 1м'	Относительный нес (уд. вес воздуха равен 1.0)	СР		u IIй ft
Азот . . .	N,	1,2507	0,9672	0,250	0,178	1,40
Аммиак	NH,	0,7710	0,5962	0,530	0,400	1,29
Аргон . . .	Аг	I,7820	1.3781	0,127	0,077	1,66
Ацетилен .	С2Н,	1,1710	0,9056	0,402	0,323	1,25
Бензол . . Бутан (нор-	с.н.	3,4840	2,6950	0,299	0,272	1,10
мальный)	С4Н„	2,6730	2,0672	0,458	0,414	l.H
i-бутан . .		2,6680	2,0633	0,390	——	—
Воздух . .		1,2930	1,0000	0,241	0,172	1,40
Водород . Водяной	Н,	0,0899	0,6450	3,410	2,420	1.41
пар . . .	Н2О	0,8040	0,6218	—	—	—
Гелий . . . Закись	Не	0,1785	0,1380	1,260	0,760	1,66
азота . .	N2O	1,9780	1,5297	0,210	0,164	1,28
Кислород .	О,	1,4290	1,1051	0,218	0,156	1.40
Криптон	Кг	3,7080	2,8677	0,060	0,036	1.67
Ксенон . .	Хе	5,8510	4,5252	0.038	0,023	1,70
Метан . . .	СН4	0,7170	0,5545	0,531	0,405	1,31
Неон . . .	Ne	0,9002	0,6962	0,248	0,148	1,68
Озон . . . Окись	о,	2,2200	1,7169	—•	—	1.29
азота . . Окись угле-	NO	1,3100	1,0363	0,233	0,166	1.38
рода . .	CJ	1,2500	0,9667	0,250	0,180	1.40
Пропан . .	с,н,	2,0200	1,5622	0,445	0,394	1.13
Пропилен Сероводо-	с,н.	1,9140	1,4802	0,390	0,343	1.17
род . . . Сероокись	H,S	1,5390	1,1902	0,253	0,192	1,39
углерода Двуокись	cos	2,7210	2,1044	—	——	—
серы . . Углекислый	so,	2,9270	2,2637	0,151	0,120	1,25
газ . . .	со2	1,9769	1,5282	0,200	0,156	1,39
Хлор . . . Хлористый	Clt	3,2170	2,4880	0,115	0,085	1,36
метил . .	СНаС1	2,3080	1,7772	0,177	0,139	1,28
Этан . . .	С,Н.	1,3570	1,0486	0,413	0,345	1,20
Этилен . .	С2Н4	1,2610	0,9752	0,365	0,292	1,25
где YkI’ Чк2”  •	—удельный вес компонен-
тов, входящих в смесь при О3 С и 760 мм рт. ст.
(см. табл. 1-3), кг!нм3сух.\
Vj,.... vn — объемный процент компонентов смеси по данным газового анализа.
б) Вязкость
1. Вязкость свойственна всем реальным жидкостям и газам и проявляется при движении в виде внутреннего трения.
10
Таблица 1-4
Переводные множители для динамической вязкости (п)
Единица измерения	Мн крону аз (мкпз)	Сантипуаз (спз)	Пуаз, си-с. к (из)	кг м-сек	кг м»ч	кГ-сек Д4«	фунт	фунт д>ут*ч
—^inepe вести на Задано	*—								
							9 ут-сек	
мкпз спз	1 10*	10-’ 1	10-’ 10-*	ю-’ 10“’	3,6-10-’ 3,6	1,02-10-’ 1,02-10-’	6.72-10-’ 6,72-10-*	2,42-10-’ 2,42
2	10’	10’		10“’	3,6-10’	1,02-10-’	6,72-Ю-2	2,42-10’
|,уаз> см-сек <пз>								
кг	10’	10’	10		3,6-10’	1,02-10-’	6,72-10-’	2,42-10’
м-сек								
кг м-ч	2,78-10’	2,78-10-’	2,78-10-’	2,78-10-’	I	2,84-10-’	1,863-10“’	6,72-10-’
к Г -сек м‘	9,81-10’	9,81-10’	9,81-10’	9,81	3,53-10’	1	6,592	2,374-10*
фунт	1,488-10’	1,488-10’	1,488-10	1,488	4,13-10’	1,52-10-’	1	3,6-10’
фут  сек								
фунт фут • ч	4,13-10’	4,13-10-’	4,13-10-’	4,13-10-’	1,488	4,21-10“’	2,77-10-’	I
Различают: 1) абсолютную или динамическую вязкость (динамический коэффициент вязкости) т|, представляющую собой отношение напряжения сдвига к градиенту скорости (изменению скорости на единицу длины нормали к направлению движения жидкости или газа), т. е.
1 = ^.	(’-2)
где т—напряжение сдвига;
dw
—градиент скорости w в направлении нормали у;
2) кинематическую вязкость (кинематический коэффициент вязкости) v, представляющую отношение динамической вязкости к плотности жидкости (газа).
2.	Единицей динамической вязкости в системе CGS служит пуаз (ns), в этом случае напряжение сдвига выражается в diiHjcM2, a градиент скорости в см1см-сек.
Таким образом,
,	. дин-сек ,	г
1 ПЗ— I -----;— = I ------.
см2	см  сек
Обычно за единицу динамической вязкости принимают сантипуаз (спз), т. е. величину, в 10а раз меньшую, или микропуаз (мкпз), в 10’ раз меньшую:
дин-сек . 1ПП	1П„
——;—=1 пз=100 спз = 10 мкпз.
В технической системе единиц единицей
динамической вязкости служит (где кг— единица массы) или кГ'^''к (Где кГ — еди-МЛ
ница силы).
Единицей кинематической вязкости в системе CGS служит стокс (ст), или сантистокс (сст), , в 10а раз меньшая величина, а в технической системе единиц — м* сек
3.	Для перевода из одной системы единиц в другую в табл. 1-4 и 1-5 приведены переводные множители соответственно для динамической вязкости т| и для кинематической вязкости V.
4.	Примеры перевода единиц измерения вязкости.
а)	Задана величина динамической вязкости газа (воздуха) в пуазах — т)пэ = 180,9-10“’—.
Перевести в техническую систему единиц (т)те [кГ-сек/м2]).
По табл. 1-4 переводной множитель равен 1,02-10-’. Отсюда
1гс=1,02.10-т|„3=1,02.10-«Х
х 180,9-10-° = 1,85-10-’ кГ-сек/м2.
б)	Задана величина динамической вязкости воды в английской системе единиц —->]а1!ГЛ = 6,92 X X 10“’ фунт/фут-сек.
Перевести в техническую систему (кГ-сек/м-).
По табл. 1-4 переводной множитель равен 1,52 X X 10-*. Отсюда
т)гс= 1,52-10-*-6,92-10-’= 1,05-10-’ кГ-сек/м-.
II
Таблица 1-5
Переводные множители для кинематической вязкости (v)
Единица измерения	Сантистокс, мм1/сек (сст)	Стокс, см'/сек (ст)	сек	м* ч	чт* сек	turn' ч
-~^_^_перевестн на Задано								
Сантистокс, ммг/сек (сст)	 Стокс, см’г/сек (ст) . . м1 сек		1 102 10’	10-2 1 10*	ю-« ю-«‘ 1	3,60-10-’ 3.60-I0-1 3,60-10»	1,07-10-’ 1,07-10-’ 1,07-10	3,85-10-’ 3,85 3,85-10*
я2 Ч		2,78-Ю2	2,78	2,78-10-*	1	2,98-10-’	1,07-10
фут1 сек		9,35-10*	9,35-102	9,35-10-»	,36-1 О2	1	3,60-10’
фут1 Ч			2,60-10	2,60-10-'	2,60-10-’	9,35-10-2	2,78-10-*	1
в)	Задана величина коэффициента кинематической вязкости газа (воздуха) в сантистоксах—'<сет= = 15,0.
Перевести в техническую систему единиц (’'тс> мг1сек).
По табл. 1-5 переводной множитель равен 10*’. Отсюда
Vc= 10~* \ст= 15-°-10"’ **/сек-
г)	Задана величина коэффициента кинематической вязкости воды в английской системе единиц (фуш’/ч)
Wa = 5,78.10’?.
Перевести в систему CGS (ст).
По табл. 1-5 переводной множитель равен 2,60 X ХЮ->.
Отсюда	w
\гт=^*60-10 '•эангл =
= 2,60-10“1-5,78-10“,= 1,50-10-» ст.
5.	При нахождении кинематической вязкости делением динамической вязкости на удельный вес или массовую плотность среды следует правильно выбирать размерности делимого и делителя. Так, например, для получения коэффициента кинематической вязкости v в стоксах (ст) следует динамическую вязкость ij принимать в из и делить на удельный вес у в г[см3 (получается см2[сек, т. е. ст); для получения v в м2)сек tj берется в кГ-сек^м* и делится на массовую плот-у	кг-сек1
ность р=— в —; для получения v в g м
мг/ч т) берется в кг)м-ч и делится на удель-„	кг
чыи вес Y в -г-.
1 м‘
6.	Динамическая и кинематическая вяз
кости зависят от параметров состояния среды. При этом динамическая вязкость жидкостей и газов зависит только от температуры и не зависит от давления (для совершенных газов). С повышением температуры вязкость газов и паров повышается, а капельных жидкостей понижается. Для водяного пара наблюдается увеличение динамической вязкости с повышением давления.
Кинематическая вязкость жидкостей и газов зависит как от температуры, так и от давления.
7.	Зависимость вязкости газов от температуры может быть приближенно выражена формулой Сутерленда:
273 + С ( Т V/. т) —т + с ^273^ .
(1-3)
где т]0 — динамическая вязкость газа при 0° С;
Т—абсолютная температура, °К;
С — постоянная, зависящая от рода газа.
Значения динамической вязкости v в микропуазах для различных газов в зависимости от температуры, а также значения постоянной С и максимальная температура, при которой значение этой постоянной подтверждено опытом, приведены в табл. 1-6.
Значения кинематической вязкости vв сст для тех же газов в зависимости от температуры при давлении 1 ата приведены в табл. 1-7.
Значения э для воздуха в м21сек приведены также на рис. 1-1.
12
Таблица 1-6
Динамическая вязкость газов т;, мкпз, при давлении 1 а та в зависимости от температуры и значения постоянной С в формуле Сутерленда [Л. 1-7, 1-8, 1-19—1-91)
Наименование газа		Формула	Температура, °C														Температурная граница, ’С
			-20	0	20	*40	G0	80	100	150	200	.100	40'	600	8'Х)	с	
Азот			N,	157,5	166,0	174.8	183,5	192,5	200,0	208,2	229,0	246,0	281,1	311,0	366,0	413,0	104	25—280
Аммиак				NH,	86,0	93,0	100,5	107,8	114,5	121,5	128,0	146,0	—	—	—	—	—	5СЗ	20—390
Аргон 			Аг	—	212,0	222,0	—	—	—	271.0	—	321,0	367,0	410,0	487,0	554,0	142	20—827
Ацетилен			СаНа	90,2	96,0	102,1	108,2	114,5	120,2	126,0	—	—	—	—	—	—	215	—
Бензол 			С.Н.	62,0	68,0	73,5	79,0	84,0	89,5	95,0	108,0	121 ,0	147,0	—	—	—	448	130—313
Бутан 			С4Н„	—	69,0	74.0	—	—	—	95,0	—	—	—	—	—	—	358	—
Водород 			Н,	80,4	84,0	88,0	91,8	95,9	99,6	103,0	113,0	121,0	139,0	154,0	183,0	210,0	71,0	20—100
Водяной пар 			11,0	82,0	89,3	96,7	104,0	111,3	118,7	126,0	—	160,4	200,0	.139,0	314,5	386,5	961	20—406
Воздух 			—	<62,0	171,2	180,9	190,4	199,8	208,9	219,0	—	260,2	297,2	330,1	39 J, 6	443,0	111	16—825
Гелий 			Не	175,0	186,0	195,5	204,0	213,5	220,5	229,0	—	270,0	307,0	342,0	437,0	465,0	0	21—100
Двуокись серы ....		SO,	—	116,0	126,0	—	—	—	163,0	—	207,0	246,0	—	—	—	306	300—825
Закись азота 			N,0	—	137,0	146,0	—	—	—	183,0	—	225,0	265,0	—	—	—	260	25—280
Кислород 			0,	181,5	192,0	202,5	213,0	223,5	234,0	244,0	—	290,0	331,0	369,0	435,0	493,0	125	20—280
Криптон 			Кг	—	233,0	246,0	—	—	—	306.0	—	—	—	—	—	—	188	—
Ксенон			Хе	—	211,0	226,0		—	—	287,0	—	—	—	—	—	—	252	—
Метан			СН.	95,5	102,0	108,0	115,0	121,4	127,0	133,0	147,0	161,0	186,0	—	—	—	164	20—250
Окись азота			NO	—	179,0	188,0	—	—	—	227,0	—	268,0	—	—	—	—	128	20—250
Окись углерода . . .		СО	159,5	168,0	176,Ь	185,5	19',5	202,4	210,2	229,0	247,0	279,0	—	—	—	100	До 133
Пентан (п)			CjHu	—	62,0	—	—	—	—	—	100,0	103,0	—	—	—	—	383	—
Пропан			с,н,	70,0	75,0	80,0	85,4	90,5	95,8	100,1	113,0	125,0	144,0	—	—	—	278	20—250
Пропилен 			с.н,	—	78,0	83,5	—	—	—	107.0	141,0	—	—	—	—	—	487	—
Сероводород 			H,S	—	116,0	124.0	—	—	Г—	159,0	—	—	—	—	—	—	331	—
Углекислый газ ....		со.	128,0	138,0	147,0	157,0	167,0	175,5	184,5	—	226,0	264,0	299.0	362,0	413,5	254	—
Хлор 			а	114,5	123,0	132,0	141,0	150,0	159,0	168,0	189,0	210,0	250,0	—	—	—	350	100—250
Хлористый метил . .		С114С1	—	98,0	106,0	—	—	—	136,0	—	175,0	—	—	—	—	454	—
Хлористый этил . . .	•	С,Н,С1	—	94,0	105,0	—	—	—	—	143,0	—	—	—	—	—	411	—
Цианистый водород .		HCN	—	—	74,0	—	—	—	—	—	—	—	—	—	—	9JI	—
Этан 			с,н,	—	86,0	92,0	—	—	—	115.0	128,0	142,0	—	—	—	—	252	20—250
Этилен 	 оэ		с,н.	88,5	94,5	101,0	107,0	112,0	118,5	124,0	140,0	154,0	—	—	—	—	225	20—250
Таблица 1-7
Кинематический коэффициент вязкости v, сап, при давлении 1 ата в зависимости от температуры [Л. 1-7, 1-8,													1-19—1-21]	
		Температура. ’С												
Наименование газа	Формула	—20	0	20	40	60	но	100	150	200	ЗОЭ	400	000	800
Азот		N,	11,67	I 13,30	15,00	16,85	18,80	20,65	22,30	28,30	34,10	47,20	61,40	93,50	130,00
Аммиак		NH,	6,81	12,00	14,00	16,00	18,10	20,35	22,70	29,30	36,00	—	—	—	—
Аргон		Аг	—	11,90	13,30	—	—	—	20,70	—	31,20	43,30	56,50	87,50	123,00
Ацетилен		С2Н,	4,73	8,20	9,35	10,60	11,94	13,25	14,70	—	—	—	—	—	—
Бензол 		С.н.	1,66	11,95	2,26	2,60	2,94	3,33	3,73	4,80	6,02	8,85	—	—	—
Бутан 		С4н1о	—	25,80	29,70	—	—	—	48,50	—	—	—	—	—	—
Водород 		Н,	84,00	93,50	105,00	117,30	130,00	143,00	156.60	195,00	233,00	324,00	423,00	651,00	918,00
Водяной пар 		н2о	9,50	11,12	12,90	14,84	16,90	18,66	21,50	—	—	—	—	—	—
Воздух 		—	11,66	13,20	15,00	16,08	18,85	20,89	23,00	30	34,90	48,20	63,20	96,50	134,00
Гелий	.	. .	Не	9,12	10,40	11,74	13,12	14,55	15,97	17,50	—	26,20	36,10	47,30	72,80	102,50
Двуокись серы		SO,	—	4.00	4,60	—	—	—	7,60	—	12,20	17,60	—	—	—
Закись азота . . 		N,0		6,82	7,93	—	—	—	12,70	—	19,70	28,20	—	—	—
Кислород 		о,	11,04	13,40	15,36	17,13	19,05	21,16	23.40	—	35,20	48,70	63,80	97,50	135,70
Криптон 		Кг	—	6,26	7,13	—	—	—	13.70	—	—	—	—	—	—
Ксенон		Хе	—	3.59	4,15	—	—	—	6,70	—	—	—	—	—	—
Метан			СН4	12,57	14,20	16,50	18,44	20,07	22,90	25,40	31,8	39,00	54,50	—	—	—
Окись азота		NO	—	13,30	15,10	—	—	—	23,20	1—.	30,5'	—	—	—	—
Окись углерода		СО	11,86	13,50	15,16	17,00	18,96	21,00	22,70	28,4	34,30	46,85	—	—	—
Пропан		С,Н,	3,04	3,70	4,26	4.93	5,52	6,18	6,76	8,70	10,84	15,10	—	—	—
Пропилен		С4Н,	—	4,08	4,70	—	—	—	7,70	11.4	—	—	—	—	—
Сероводород 		H,S	—	7,62	8,70	—	—	—	14,10	—	19,80	28,00	37,30	65,20	82,00
Углекислый газ 		СО,	5,62	7,00	8,02	9,05	10,30	12,10	12,80	—	—	—		—	—
Хлор		CI,	3,09	3,80	4,36	5,02	5,66	6,36	7,15	9,10	11,50	16,25	—	—	—
Хлористый метил 		СН,С1	—	4,28	4,90	—	—	—	8,05	—	13,10	—	—	—	*
Этан		CSH.	—	6,35	7,28	—	—	—	11,60	14,70	18,10	—	—	—	—
Этилен 		C,Ht	6,80	7.50	8,66	9,73	10,85	12,15	13,40	17,30	21,20	—•	—	—	—
Рис. 1-1. Зависимость коэффициента кинематической вязкости воздуха от его температуры при р = 1,0 ата.
8.	Кинематическую вязкость смеси газов можно определить по приближенной формуле Манна:
(1-4)
где v2,...>п — кинематическая вязкость
компонентов;
9.	Зависимости динамической вязкости кГ сек	„	-
в —и кинематической вязкости в м2]сек
воды от температуры и давления приведены в табл. 1-8. Кроме того, зависимость v м*
в — для воды от температуры при 1 ата дана на рис. 1-2.
Этилен
г»!, v2.. vn — процентное содержание
компонентов смеси по объему.
Для нахождения динамической вязкости смеси можно пользоваться приближенной формулой
—+—+ ...+ — 111» т 1„
где >],,	..., т;л — динамическая вязкость
(компонентов;
G„ Ga>...., Gn — процентное содержание компонентов смеси по
Рис. 1-2. Зависимость 1коэффнцнента кинематической 8есУ-	вязкости воды от ее температуры.
Таблица 1-8
Зависимость динамической и кинематической вязкости воды от температуры и дазления [Л. 1-21]
t. °C	0	10	1П	30	40	50	60	70	80	90	100	ПО	120	130
р, кГ/см2	1,0	1.0	1,0	1.0	1,0	1,0	1.0	1.0	1.0	1,0	1,03	1,46	2,02	2,75
к Г • сек ’Н0’. Л(а	182.3	133,1	102,4	81,7	66,6	56,0	47,9	41,4	36,2	32,1	28,8	26.4	24,2	22.5
v-10®, ' сек	1,792	1,306	1,006	0,805	0,659	0,556	0.478	0,415	0,365	0,326	0.295	0,272	0,252	0.233
с. ”С	но	150	160	170	180	190	200	210	2.0	230	240	250	260	270
р, кГ/см1	3,68	4,85	6.30	8,08	10,23	12,80	15,86	19,46	23,46	28,53	34,14	40,56	47,87	56,14
к Г -сек ’I-IO»,	20,5	19,0	17,7	16,6	15,6	14,7	13,9	13.3	12,7	12,2	11,7	11,2	10,8	10,4
Л12 V- 10е, 	 ’ сек	0,217	0.203	0,191	0.181	0,173	0,165	0,158	0,153	0,148	0,145	0,141	0,137	0,135	0,133
1, °C	280	290	300	310	320	330	340	350	360	370
р, кГ/см2	65,46	75,92	87,61	100,64	115,12	131,18	149,96	168,63	190,42	214,68
кГ -сек Ч-Ю’.	10,0	9,60	9,30	9,00	8,70	8,30	7,90	7,40	6,80	5,80
/•10е, ' сек	0,131	0,129	0,128	0,128	0,128	0,127	0,127	0,126	0,126	0,126
1-4. РАВНОВЕСИЕ ЖИДКОСТЕЙ И ГАЗОВ
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 объема1 при неизмененном удельном весе может быть написано;
(1-6)
где г, и za — координаты двух частиц жидко-
’ Под одним и тем ясе объемом жидкости (газа) следует понимать такой дбъем, две любые части которого могут быть соединены линией, не выходящей за пределы этого объема. Объемы жидкости, заполняющие сообщающиеся сосуды, могут рассматриваться каждый как один и тот же объем.
16
сти (газа) данного объема относительно плоскости сравнения (соответствующие глубины погружения или геометрические высоты) (рис. 1-3);
Рис. 1-3. К нахождению давления в произвольной точке жидкости (газа) по давлению в заданной точке:
°) 7 > Та' б> 7 < 7а.
р, и р3 — статическое давление (абсолютное) на уровне этих частиц, кг]м2\
у — удельный вес жидкости или газа, кг!м\
3.	Давление в произвольной точке объема жидкости или газа можно определить, зная давление в какой-либо другой точке, принадлежащей тому же объему; а также глубину погружения /i = z3— z3 одной точки относительно другой (рис. 1-3):
Рз = А —Y(z2 —2,) = ^ —7Л; у (1 7) Pi = P»+Uz»~ г,) = А4-Й. /
Отсюда, например, давление на стенки сосуда, заполненного неподвижным горячим газом ({<_уа), на уровне Л = гг— га, расположенном выше плоскости раздела газа и атмосферного воздуха (рис. 1-4) как со стороны газа (рг), так и со стороны воздуха (рЛ), получается меньше, чем давление ра в плоскости раздела:
РГ = РЛ — YrA	(1-8)
н
>Л=Л —ТаЛ-	(J'9)
где уг — удельный вес газа (средний по вы-l.\ кг соте Л), —г ; л*
Ya —удельный вес атмосферного воздуха
(средний по высоте Л),	.
4.	Избыточное давление 77г неподвижного горячего газа в сосуде на уровне Л = гг—га по отношению к атмосферному давлению воздуха на том же уровне h получается на основании (1-8) и (1-9):
Яг = рг —Ph = A(Ya —Yr)- (МО)
1-5. ДВИЖЕНИЕ ЖИДКОСТЕЙ И ГАЗОВ
а) Расход и средняя скорость потока
1.	Расходом жидкости или газа называется то их количество, которое протекает через данное поперечное сечение трубы (живое сечение открытого канала) в единицу времени. В технике расход выражается или в весовых единицах (весовой расход, например, G кг/сек) или объемных единицах (объемный расход, например, Q м2/сек).
2-655	\
Рис. 1-4. К нахождению избыточного давления на произвольной высоте горячего газа в сосуде по отношению к атмосферному давлению на том же уровне.
2.	В общем виде (при любой форме распределения скоростей потока по сечению) объемный расход выражается формулой:
Q— ^dQ=^wdF, (1-Н) /	F
где w—скорость в данной точке сечения трубы (канала), м[сек\
F — площадь сечения трубы (канала), .и2.
Весовой расход связан с объемным:
G = YQ.	(1-12)
3.	Распределение скоростей по сечению трубы почти никогда не бывает равномерным. Для простоты решения практических задач вводится некоторая фиктивная средняя скорость потока:
f w dF
">„=4—=-?-.	(ЫЗ)
откуда
Q = u>cpf.	(1-14)
4.	Объемный расход и соответственно ско-рость потока газа -зависят от темпера ту ры. давления и влажное! 11’.
Если при нормальных условиях (0°С, 760 мм рт. ст., сухой газ) объемный расход газа Q(|> нм21сек, а средняя скорость и>|И нм!свк, то при рабочих условиях
^=«.33-7г(' + отя) и соответственно
Т / т \
Ц'р=“'н 273-ТгО + етЪ1 [М,СеК^' (1‘16) где Т— абсолютная температура газа. °К;
1 Рассматривается совершенный газ, подчиняющийся уравнению
pv=>RT___________________
и для которого внутренняя ^энергуя зависит т< лько от температуры; здесь р—^Дельный объем, a R-газовая посто шнаяДНСТИту > J <
тсп..о:,’:1с;.;:.1 /.’1 УРСР
Б I Б Л I О Т 2 И А
uLi 1J 5 02. 0	<
Рис. 1-5. К применению уравнения неразрывности, уравнения энергии и уравнения Бернулли к двум сечениям канала.
В общем виде при любой форме распределения скоростей уравнение неразрывности для двух сечений трубы (канала) I—I и II—II (рис. 1-5) может быть написано так:
С '(l'wdF= Г ^2wdF. (1-21)
А А
Для несжимаемой однородной среды удельный вес по сечению всегда постоянен, поэтому можно написать:
у2 1 wdF,
(1-21')
п.—содержание водяных паров в газе, ЛГ2
нм»сак.газ (ПРИ нормальных уело-виях т = 0,804);
р —абсолютное давление рабочего газа
Р	кГ
в данном сечении F, —г ;
ри — абсолютное давление газа при нор-
мальных условиях (/7п=10 330),.
Для сухого газа при атмосферном давлении (р = ра) объемный расход и соответственно скорость потока газа при рабочих условиях равен:
(‘-и)
и
, да= да -Z—Г I	(1-18)
Р «273 [сек J	'	'
5.	Удельный вес газа при рабочих условиях равен:
,	।	, 2^3 I ро Г кг '
----5П — • I'-19) '+ода L J
где ун—удельный вес сухого газа при нормальных условиях, кг/м3.
Для сухого газа при атмосферном давлении
273 7н
► ?Р Ун у	t
1 + 273
(1-20)
б)	Уравнение неразрывности потока
1.	Уравнение неразрывности представляет результат применения закона сохранения массы к движущейся среде (жидкости, газу).
где F, и Fj- площадь сечения I—I и соответственно II—II, м3-,
w—скорость потока в данной точке сечения, м/сек;
Yi и уа — удельный вес движущейся среды соответственно в сечениях I—I и II—II, кг/м\
2.	Учитывая выражения (1-12) — (1-14), можно написать уравнение неразрывности (уравнение расхода) для равномерного сжимаемого потока и для любого потока, но не сжимаемого, в таком виде:
^w.F^^w^F^^wF, 1
YxQ1 = T.<2s = yQ.	J
где и к»а — средние скорости соответственно по сечениям I—1 и II—II, м/сек.
Если удельный вес движущейся среды не меняется вдоль потока, т. е. Yi = Ti —то уравнение неразрывности (расхода) получается так:
wiF1 = wtFt = wF	(1-23)
или
Q. = Qa = Q=-^-.
в)	Уравнение Бернулли. Напоры. Самотяга
1.	К среде, движущейся по трубе (каналу), может быть применен закон сохранения энергии, согласно которому энергия потока, протекающего в единицу времени через сечение I—I (рис. 1-5), равна энергии потока, протекающего в единицу времени через сечение П—Н, плюс потерянные тепловая и механическая энергии на участке между этими сечениями.
2.	В общем случае для потока как неупругой (капельной) жидкости, так и упругой, т. е. газа с неравномерным распределением
скоростей и давлении по сечению, соответствующее уравнение энергий имеет вид:
f	у') wdF=
Fl
= [(p+7-J-+zY+-^-Y)tt'dF + A£(X5lu. <1’24)
F,
где z— геометрическая высота центра тяжести соответствующего сечения, м;
р—статическое давление (абсолютное) в точке соответствующего сечения, кГ/м2;
А — механический эквивалент тепло-
__	1 ккал ты — -т-у , -;
42/ кг-м *
\zywdF—потенциальная энергия положе-;	ния потока, протекающего в еди-
ницу времени через соответствующее сечение, кг-м]сек;
С pwdF—потенциальная энергия давления
/	потока, протекающего в единицу
времени через соответствующее сечение, кгм!сек-,
\~wdF—кинетическая энергия потока, ;•	протекающего в единицу времени
через соответствующее сечение, кг-м/сек-,
t/= ^7” —удельная внутренняя энергия по-
тока газа, -кка-Л ; кг ’
С У
I -д-twdF — внутренняя тепловая энергия у '	потока, проходящего в единицу
времени через соответствующее сечение, кг-м/сек-,
ЬЕ— энергия (тепловая и механическая), теряемая в участке между сечениями 1 — 1 и II —II, кг  м/сек-,
cv — средняя теплоемкость газа при
постоянном объеме, - — -г . кг-грао
3.	Статическое давление р в большинстве практических случаев постоянно по сечению даже при значительной неравномерности распределения скоростей, изменением же удель-• ного веса по сечению из-за изменения скоростей можно для практических задач пренебречь. Поэтому вместо уравнения (1-24/ может быть написано:
(Г1гх4-А)«'хЛ+ f Jr	=
=(т»2» -1- А> j -J? dF+
ч w Р Ц_ ДР .
“ д а Г “‘-общ'
Обозначив
получим:
Y.W?
(ТхА + А)®хЛ+^х -^-“’хЛ +
)'®хЛ == (Та*, + ра) +
, .. Та«^2 г, I I/. г. I л £•
+^а—	д^общ*
или
(yxA + Px + ^^+^Q^
=(уа^+А+^^+^)<2 + ^общ.
(1-26) где N, и Л12— коэффициенты кинетических энергий соответственно для сечений I—I и II—II-, они характеризуют степень неравномерности распределения кинетических энергий, а следовательно, и скоростей в указанных сечениях.
4.	Если секундную энергию потока отнести к весовому или объемному расходу, то получится обобщенное уравнение Бернулли, написанное для реальной жидкости (газа) с учетом удельных потерь (тепловых и механических) в рассматриваемом участке:
IX
2g А
Pt
7»
.	. t/s . Д£обхц
» 2g ' А "Г G
(1-27)
и соответственно
™+а+*.^+’-£=
= Хл+л+.Ч^-+Т-^+^. (1-28)
2*
19
5.	Для несжимаемой жидкости, к которой можно отнести также и газ при небольших скоростях потока (практически до ш = 150— 200 м)сск) и малом перепаде дазления (до 1 000 кг/м*), имеем Ux — Ut и у1 = у1 = ^. Тогда уразнение Бернулли принимает вид:
2	2
(1-29)
и соответственно
+ +	(1-30)
6.	Все члены уравнения (1-29) имеют линейную размерность, поэтому их называют высотами:
гх и га—геометрическая высота, м\
— , —— пьезометрическая высота, 7	7	или высота давления, м\
2	2
W7 т UC,
Nt	N3-^-—скоростная высота, м;
//общ—высота общих потерь, м.
7.	Все члены уравнения (1-ЗЭ) имеют размерность дазления, т. е. кГ[м* (ала мм во}. ст.) и носят названия:
yzn yza—удельная энергия положения или геометрический напор, кГ^м1-,
Pv 'Рл — удельная энергия давления или статическое давление, кГ)м2;
IS»?
, N3~-—удельная кинетическая энер-гия или скоростное (динамическое) давление, кГ[м\
г г
a/7o6ji--= —о~потерянное давление, идущее на преодоление общего сопротивления участка сети между сечениями I—I и II—II, кГ[м\
8.	В частном случае при разномерном поле скоростей А\ = Л1а, и уравнение Бернулли приобретает вид: 2	2
и соответственно
ТИ>?
о 7^2
2g
ЬД^об.ц-
(1-32)

9.	Если к каждой части уравнения (1-30) прибавить и вычесть соответственно величины Рг, и Ptt' то получим:
7Ш?
Y2i + рх +	- рг> -i- IV, -^=
2
= Fa + Рг -f- Рг, — Рг, + (V,	+ А //общ- (1 -33)
где рг—давление атмосферы на кГ
PZt~ давление атмосферы на кГ м2 ’
На основании (1-9):
Рг=Рл~^ )
P.=Pa-7az3, I
высоте z,,
высоте za.
(1-34)
где ра— давление атмосферы в плоскости кГ сравнения (рис. 1-6), -г-;
уа—средний по высоте z удельный вес атмосферного воздуха; в данном случае удельный вес принимается практически одинаковым для обеих
кг
ВЫСОТ Z, И Z., -5- .
1 а м‘
Отсюда вместо (1-33) после соответственных преобразований получаем:
т®?
(Y — Та) 2х+(А — Рг) + N, ~^~=
=(Y — Ya) Z. 4-(Рх — pj + Nt ^2~+ Д//Общ.
(1-35)
10.	Сопротивление участка между сечениями 1—1 и II—II на основании (1-35) равно:
^общ = (^1 - Рг) ~ (Pi - Pz) + jVl ^7-
’ — Ns^-+(Ta —7)(гг —г,)	(1-36)
или сокращенно:
= (". ст - /Л	+
+ ^с=^п-^ + //с.	(1-37)
где//д = М^-— скоростное или динамиче-“й ское давление в данном сечении потока (всегда поло- I жительная величина, —г ; I м' )
20
Рис. 1-6. К выбору знака самотяги.
Н = р — pz — избыточное статическое дав-г ление (разность между абсолютным давлением р в сечении потока на высоте z и абсолютным атмосферным давлением рг на той же кГ
высоте), —— ; это давление может быть положительным или отрицательным;
— полное давление в данном
кГ
сечении потока, —г ; м2 ’
^с = (2.-21)(Га-Т)	(1'38)
— избыточный геометрический напор (или для газа — само-тяга), ' м2
11.	Избыточный геометрический напор (са-мотяга) вызывается стремлением жидкости
(газа) опускаться вниз или подниматься вверх в зависимости от того, в какой среде, более легкой или более тяжелой, данная жидкость (газ) находится. Этот папор может быть положительным или отрицательным в зависимости от того, способствует он или препятствует движению потока.
Если при Y>Ya поток направлен вверх (рис. 1-6,а), а при Y<Ya поток направлен вниз (рис. 1-6,6), то избыточный напор Яс = = (г, —Zj)(Ya —Т) получается отрицательным, препятствующим движению потока. Если же при y>7а поток направлен вниз (рис. 1-6,в), а при Y<7b поток направлен вверх (рис. 1-6,г), то избыточный напор — — z,)(y— y) получается положительным, способствующим перемещению потока.
12.	При равенстве удельных весов протекающей среды — Y и окружающей атмосферы— уа, а также в случае горизонтальных
21
труб (каналэз) ге ^метрический напор (са-мотяга) разен нулю, так что уравнение (1-37) упрощается:
д^=^п.-^пг1^гь а-39)
13.	В тех случаях, когда стати 1еское даз-ление, как и скорость, неравномерно по сечению, и этой неравномерностью нельзя пренебречь, сопротизлзние участка должно определяться как разээсть полных удельных энергий плюс (или минус) самотяга (если она не разна нулю):
г,
-4- f (Н=т + ™ dF ±	(1 -4°)
F,
где 4- С Н Jw dF — пэлиая удельная v J	энергия потока,
проходящего через данное сечение F, кГ/м*;
//ст4-7/д — полное давление в точке . сечения, кГ!м-.
1-6. ИСТЕЧЕНИЕ ЖИДКОСТЕЙ И ГАЗОВ ЧЕРЕЗ ОТВЕРСТИЯ
а) Истечгниг несжимаемой жидкости (газа)
1.	Скорость истечения жидкости (газа) из сосуда (резерзуара) через отверстие (насадку) н дне или стенке (рис. 1-7) определяется формулой*
W = с ж ИДИ	i/2g_ У 1	„„.2 ' 7^1 Т<* + 0 + А — Рсж + Ig"	
	Г ^сж + 5 (1-41) “'e« = <PF' 2ёНал„.	(1-42)		
где wCM и а',—соответственно скорость в •	сжатом сечении вытекаю-
щей струи и скорость течения в сосуде, м!сек\
—===----коэффициент скорости;
У Nc» + *
(1-43)
1 Для газа величинами z и I пренебрегают.
Рис. 1-7. Истечение
из сосуда через отверстие в дне или стенке.
//n.BcT = Y Т(г+Л +А —/’сж+^14г (1-44)
— полное давление истечения, кГ[м3-,
Рсж 11 Pi — статическое давление (абсолютное) соответственно в сжатом сечении струн и сосуде. кГ1м\
z — превышение урозня жидкости над выходным сечением (центром тяжести) отверстия, м\
I — расстояние от выходного отверстия до плоскости сравнения (рис. 1-7) или глубина насадки, м\
Усж н ^i—коэффициенты кинетических энергий соответственно в сжатом сечении струи и сосуде;
С — коэффициент сопротивления отверстия (насадки), приведенный к скорости в сжатом сечении струн; он определяется по тем же данным, что и для любого участка трубопровода.
2.	В общем саучае при выходе потока из отверстия площадь струи на некотором, небольшом расстоянии от отверстия несколько сжимается, так что

(1-45)
где Fcm и Ft — соответственно площадь сжатого сечения струи и площадь самого отверстия (рис. 1-8), м3;
F
е = -^—коэффициент заполнения се-• чения (коэффициент сжатия струи), зависящий в первую
22
очередь от формы входной кромки отверстия (насадки),
„ Fo отношения площадей
(F, — площадь сечения сосуда) и от числа Рейнольдса. С учетом (1-45) и уравнения неразрывности можно формулу (1-41) привести к такому виду:
W	1т(г + 0 + л-Рсж|— Давление
кГ истечения, —. Л2
3.	Если площадь сечения отверстия (насадки) пренебрежимо мала по сравнению с площадью сечения сосуда, то формула (1-46) упрощается:

= ?У%//НСТ.	(1-47)
4.	Объемный расход жидкости (несжимаемого газа) через отверстие выражается формулой
<? = ®сяв^ = ?^о
(1-48)
где ц = е<р — коэффициент расхода отверстия (насадки).
При Ео «СЕ,:
Q=^oV2^hct- (1-49)
5.	Коэффициент расхода у отверстия (насадки) зависит от формы его входной кромки
р
и отношения площадей а также от числа
Рейнольдса (поскольку величины е, <р и С зависят от этих параметров).
6.	Зависимости коэффициентов е, <р и у от числа Рейнольдса — ReT=—-— (где шт=-
[yz -j- рх — /? ] — теоретическая ско
рость истечения через отверстие в тонкой стенке в сжатом сечении струи, Do—диаметр отверстия, n — коэффициент кинематической вязкости жидкости или газа) могут быть опре-р
делены при -уг=0 на основании графиков рис. 1-8, предложенных Альтшулем [Л. 1-2].
7.	При Re >10000 значения у. для рассматриваемого случая могут быть определен;^ приближенно по следующим формулам:
1) круглое отверстие
Нкр^°.59
5,5
(формула Альтшуля |Л. 1-2]); 2) прямоугольное отверстие
US 0,594— п₽	Г (/-Re,.
(формула Френкеля [Л. 1-24]);
Рис. 1-8. Истечение из сосуда через различные
насадки.
23
'	Рис. 1-9. Зависимость коэффициента скорости заполнения сечения (сжатия) г и расхода р. при истечении из отверстия с острой кромкой от числа Re. 3)	квадратное отверстие	них типов насадок (рис. 1-8) могут быть опре- □ п	делены в зависимости от отношения площа- 	 0 5S I о» ^кв ’	' у Re^.	дей	приближенно по формулам, приве- (формула Френкеля [Л. 1-24]).	денным в табл. 1-9*. 8. Значения р при Re> 10 000 ДЛЯ рЭЗЛИЧ-	* Данные автора. Таблица 1-9		
Форма иасадкк	Значения и	
	различные —~ Г j	4**
Отверстие в тонкой стенке (дне) (рис. 1-8,а, 1 = 0)		L	4--А-1+0,707 j/j-p VRo	0,59+-т=-/Re
Внешняя цилиндрическая насадка (рис. 1-8,а и б, ls3D„) 1	1	0,82
	1.5 — 0,5 ~	
Внутренняя цилиндрическая насадка (рис. l-8,e, 1 s ЗО0)		0,71
Коническая сходящаяся насадка (рис. 1-8,д, as 13°)	1	0,94
	|/ 1,12 — 0,2	
Коноидальная насадка или насадка со скругленным входом (рис. 1-8,с)		1	 У1,07—0,07 ~	0,97
Расходящаяся насадка (трубка Вентури) с закругленным входом ^рис. 1-8,з, a = 6 + 8e, 24	—	2,4
Рис. 1-10. Истечение из затопленного отверстия.
9. Скорость истечения жидкости из затопленного отверстия (рис. 1-10) и расход определяются соответственно по тем же формулам (1-41) — (1-49), что и для незатопленного, но при этом принимается:
г = гл — глубина погружения центра тяжести отверстия относительно свободного уровня жидкости в резервуаре А,м;
Pi~pA—давление на свободной поверхности в резервуаре А, кГ[м1\
Рсж — PB-rtzB—давление в сжатом сечении струи,- где рв — давление на свободной поверхности в резервуаре В, кГ!м*\
zB — глубина погружения центра тяжести отверстия относительно свободного уровня в резервуаре В, м.
Обозначая /У1 = у(г4—гв) = уг0, получаем (при /^0 и -^-=0):
=	+	(1-50)
и
+	(1-51)
10. Если рА и рв равны атмосферному давлению, то при относительно малом отверстии
“’сж = ?К2^Т	(Ь52)
И
Значения ? и р принимаются такими же, что и выше.
6) Истечение сжимаемого газа
1. При истечении в атмосферу газа (пара, воздуха) под высоким давлением происходит резкое изменение объема этого газа. В этом случае необходимо учесть его сжимаемость. Пренебрегая потерями в насадке (рис. 1-8,е), из которого происходит истечение совершенного газа, и влиянием веса газа, можно скорость адиабатического истечения определить по формуле Сен-Венана—Венцеля:
«’o=V 2£^Т-[1-(а) ] [м,сек]
(1-54} или
(1-55}
где we— скорость потока газа в самом узком сечении насадки, м{сек\
рх и р9 — соответственно давление, под действием которого происходит истечение (до узкого сечения насадки), и давление среды, куда происходит истечение (например, атмосферы), kTIm?-,
7\ —абсолютная температура газа перед узким сечением насадки, °К;
у, — удельный вес газа при давлении р„ и температуре Г,, кг/л*3;
R. — газовая постоянная;
и — С-£._показатель адиабаты (значения *—
с* см. табл. 1-3);
ср, cv — средняя теплоемкость газов соответственно при постоянном давле-
- ккал нии и постоянном объеме,
2. При уменьшении р0 скорость истечения w9 возрастает до тех пор, пока это давление не становится равным критическому давлению
ЛрВТ=(гтгГ,;7*- (Ь56>
Когда давление ра становится разным Лрит’ скорость в узком сечении Fo насадки получается равной скорости распространения звука в данной среде.
При дальнейшем понижении давления р0 скорость в указанном сечении остается равной скорости звука, а струя на выходе начинает расширяться. Таким образом, при понижении давления ниже критического ве-
2S
'Рис. 1-11. Распределение скоростей по поперечному сечению трубы.
а—деформация потока в начальном участке; б—профиль скоро. стеП в стабилизированном участке.
I —ламинарные режим; 2— турбулентный режим.
совой расход газа не увеличивается, а остается равным:
С=7Л«.0 = л(^)^У^|gY,A .
(1-57)
Поэтому формула (1-54) или (1-55) может быть применена для вычисления скорости и соответственно расхода лишь при р0>дкрит. При Ро</’Крит слеДУет пользоваться формулой (1-57).
1-7. РЕЖИМЫ ДВИЖЕНИЯ ЖИДКОСТИ (ГАЗА)
1.	Характер (режим) движения жидкости .(газа) бывает ламинарным и турбулентным. Первый режим характеризуется устойчивостью течения, при нем струйки потока движутся, не смешиваясь друг с другом и плавно обтекая все встречающиеся на их пути препятствия.
Второй режим характеризуется 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. Это
соотношение характеризуется безразмерным комплексом — критерием (числом) Рейнольдса:
=	,	(1-58)
где w„ — определяющая скорость потока (например, средняя по сечению трубы), м/сек-,
Da — определяющий линейный размер потока (например, диаметр трубы), м.
3.	Для каждой конкретной установки существует некоторый диапазон .критических* •значений числа Re, при которых происходит переход от одного режима к другому (переходная область). Нижний предел критического числа Re в случае трубы круглого сечения составляет ококо 2 300. Верхний предел Re сильно зависит от условий входа в трубу, состояния поверхности стенок и других причин.
4.	При движении реальной (вязкой) жидкости (газа) слой, непосредственно прилегающий к твердой поверхности, к ней прилипает. Это приводит к тому, что в области вблизи твердой поверхности устанавливается переменная по сечению скорость, возрастающая от нуля на этой поверхности до скорости w невозмущенного потока (рис. 1-11). Эту область переменной по сечению скорости называют пограничным или пристеночным слоем.
5.	При движении потока в прямых трубах (каналах) различают начальный участок течения и участок стабилизированного течения (рис. 1-11, а).
Под начальным участком подразумевается участок трубы, в котором равномерный профиль скоростей, соответствующий сечению на входе через плавный коллектор, постепенно переходит в нормальный профиль, соответствующий стабилизированному течению.
6.	При ламинарном режиме стабилизированный профиль скоростей устанавливается по параболическому закону (рис. 1-11, б, /), а при турбулентном режиме — приближенно по логарифмическому или степенному законам (рис. 1-11, б, 2).
26
7. В случае ламинарного режима длина начального участка (расстояние от входного сечения за плавным коллектором до сечения, в котором осевая скорость отличается от осевой скорости полностью стабилизированного потока примерно на 1%) трубы круглого сечения, а также прямоугольного с отношением сторон в пределах примерно от 0,7 до 1,5 может быть определена по формуле Шиллера [Л. 1-25]:
= 0,029 Re, (1-59) иг
где Лгач — длина начального участка трубы, м;
— гидравлический
кольцевой трубы.
диаметр трубы, м\
n ®«Dr
Re=—-------число Рейнольдса.
8. В стучае турбулентного режима длина начального участка трубы кольцевого сечения с гладкими стенками может быть определена по формуле Солодкина и Гиневского |Л. 1-18]:
1^=*' lg Re + (а' -4,3b1),	(1-60)
где = j и b' = определяют-\ /
ся по соответствующим графикам рис. 1-12;
скую, для которой формула (1-60) принимает вид:
Ь^=3,28 lg Re — 4,95.	(1-62)
иг
9. Толщина пограничного слоя на данном у расстоянии от начального сечения прямой трубы (канала) может увеличиться или уменьшиться в зависимости от того, движется ли среда замедленно (с расширением сечения) или ускоренно (с сужением сечения).
При значительной степени расширения может произойти отрыв потока от стенки, сопровождающийся вихреобразованием (рис. 1-13).
и В» — диаметр соогветственнно внутренней и наружной труб.
__
В предельном случае, когда	=
= 0), кольцевая труба переходит в трубу круглого сечения, для которой формула (1-60) принимает вид:
^=7,88 lg Re -4,35.	(1-61)
иг
В другом предельном случае, когда О,
— = 1,0, кольцевая труба переходит в пло-
** II
Рис. 1-13. Срыв потока и вихреобразование в диффузоре.
27
1-8. ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ
1. Источником гидравлических потерь (сопротивления) при движении реальной жидкости или газа является процесс необратимого перехода механической энергии потока в теплоту. Этот переход энергии обусловливается молекулярной и турбулентной вязкостью движущейся среды.
2. Различают два вида гидравлических потерь (сопротивления):
1) потери (сопротивление) трения Д//тр;
2) местные потери (сопротивления) Д//ы.
3.	Потери трения вызываются вязкостью (как молекулярной, так и турбулентной) ре-альных жидкостей и газов, возникающей при ее движении и являющейся результатом обмена количеством движения между молекулами (при ламинарном течении), а также и между отдельными частицами (при турбулентном течении) соседних слоев жидкости (газа), движущихся с различными скоростями. Эти потери имеют место на протяжении всей длины трубопровода, поэтому их называют также потерями по длине.
4.	Местные" потери" возникают при местном нарушении нормального течения потока, отрыва его от стенки и вихреобразования в местах изменения конфигурации трубопровода или встречи препятствий (вход потока в трубопровод, расширение, сужение, изгиб и разветвление потока, протекание потока через отверстия, решетки, запорные или дроссельные устройства, фильтрация через пористые тела, обтекание различных препятствий и т. п.). К местным потерям относятся также и потери скоростного (динамического) давления при выходе потока из сети в большой объем (атмосферу).
5.	Явление отрыва и вихреобразования связано с наличием разности скоростей в поперечном сечении потока и положительного градиента давления вдоль потока. Последнее возникает при замедлении движения (расширяющийся канал) в соответствии с уравнением Бернулли. Разность скоростей в поперечном сечении при отрицательном градиенте давления (ускоренное движение в сужающемся канале) не приводит к отрыву потока. В плавно сужающихся участках поток получается даже более устойчивым, чем в участках постоянного сечения.
6.	Все виды местных потерь давления, за исключением потери скоростного давления при выходе из сети, происходят на более или менее длинном участке трубопрово
да, при этом они не отделимы от потерь на трение. Однако для удобства расчета их условно считают сосредоточенными в одном сечении и не включающими потерь на трение. Суммирование же производится по принципу наложения потерь, при котором берется арифметическая сумма потерь на трение и местных потерь:
^су1и1 = Чр + Ч №1’ О-63)
Величину Д//тр практически следует учитывать только для фасонных частей сравнительно большой протяженности (отводы, диффузоры с небольшими углами расширения и т. п.) или когда эта величина соизмерима с величиной Д//м.
7.	В современных гидравлических расчетах оперируют безразмерным коэффициентом гидравлического сопротивления, весьма удобным тем, что в динамически подобных потоках, при которых соблюдаются геометрическое подобие участков и одинаковость чисел Рейнольдса Re (и других критериев подобия, если их роль существенна), он имеет одно и то же значение независимо от рода жидкости (газа) и в отдельности от скорости потока и размеров рассчитываемых участков.
8.	Коэффициент гидравлического сопротивления представляет собой отношение потерянного давления (потерянной удельной энергии) Д/7 к скоростному давлению в принятом сечении F:
, АЯ
Таким образом, численное значение ч зависит от того, к какому расчетному скоростному давлению, а следовательно, к какому сечению оно приведено. Пересчет коэффициента сопротивления со скоростного давления в одном сечении (F,) на скоростное давление в другом сечении (FJ водится по формуле
г _ F Yi_ /®1 •_r t, I£»\2
(1-64)
пронз-
(1-65)
'О
или при Y0 = Y,
(1-65')
9.	Суммарное гидравлическое сопротивление какого-либо элемента сети определяется по формуле:
Д// =С
сумм сумм 2g
28
или
V yj)-	v :Q \2
ДЯ = C -iv-=c U -) \кГ/мг\. сумм ’сумм 2g сумм 2g \ f 1 1	'	'
(1-66)
В соответствии с принятый условно принципом наложения потерь имеем:
С =С -4-Х,	(1-67)
сумм тр I м’
где С =—™—коэффициент сопротивления гр ТР% трения в данном элементе 2g трубы (канала);
С =—£—коэффициент местного со-Урюр противления данного эле-2g мента трубы (канала);
w — средняя скорость потока в Р сечении F при рабочих условиях, MfceK (см. формулы (1-16) или (1-18)]
Q —секундный объемный расход “ жидкости или рабочего газа, м31сек [см. формулы (1-15), (Ы7)];
у —удельный вес жидкости или ₽ рабочего газа, кг!м? [см. формулы (1-19), (1-2J)];
F — принятая площадь сечения рассчитываемого элемента трубы (канала), м2.
10.	Коэффициент сопротивления трения всего рассчитываемого элемента выражается через коэффициент сопротивления трения единицы относительной длины участка так:
С = *-£-,	(1-68)
тр Dr	' '
где х — коэффициент сопротивления трения единицы относительной длины рассчитываемого элемента трубы (канала);
I — длина рассчитываемого элемента (для изогнутых каналов она принимается по оси), м\
£>г=-2=--гидравлический диаметр (учетве-
ренный гидравлический радиус) принятого сечения элемента, м\
П — периметр сечения, м..
11.	Коэффициенты сопротивления I и соответственно Сгр при постоянном значении -Ь- зависят от двух параметров: числа Рей-Яг
нольдса Re и степени шероховатости стенок канала—’A = -^— (где А — средняя высота
иг
выступов бугорков шероховатости).
12.	Коэффициент местного сопротивления ',и зависит главным образом от геометрических параметров рассчитываемого элемента трубы (канала), а также от некоторых общих факторов движения, к числу которых относятся:
1)	характер распределения скоростей при входе потока в рассматриваемый элемент трубы; это распределение скоростей в свою очередь зависит от режима течения, формы входа, формы и удаленности различных фасонных частей или препятствий, расположенных впереди рассматриваемого элемента, длины предшествующего прямого участка и т. п.;
te>Dr
2)	число Рейнольдса Re =	;
3)	число Маха — (где а — скорость распространения звука).
13. Принцип наложения потерь применяется не только в отношении отдельного элемента трубы (канала), но и при гидравлическом расчете всей сети в целом. Это означает, что найденные для отдельных элементов трубы (канала) потери складываются арифметически и эта сумма дает общее сопротивление всей сети — Д//обц.
14. Принцип наложения потерь может быть осуществлен двумя методами:
1) сложением абсолютных значений гидравлического сопротивления отдельных элементов сети:
i-1
(1-69)
где I — номер рассчитываемого элемента сети; п — общее число рассчитываемых элементов сети;
ДЯ. — суммарное сопротивление i-ro элемента сети, определяемое по формуле, аналогичной (1-66):
, Ъ®/ _ , ti
i 2g '—’12g
( Qi Y
2) сложением приведенных к скорости коэффициентов сопротивления отдельных элементов и последующим выражением общего
29
сопротивления сети через ее общий коэффициент сопротивления
п
где
(Ь72)
С—суммарный коэффициент сопротивления данного (/-го) элемента сети, приведенный к скорости ам0 в принятом сечении сети Fn;
ч.— суммарный коэффициент сопротивления данного (/-го) элемента сети, приведенный к скорости в сечении Ft этого же элемента.
Отсюда
дн — г п общ '•общ 2g	'"0‘ 2g
1=1 л	2
Уг Ь / F.\ «	_
2j ' J i=l
,|-73)
i=l
ИЛ" VrWAYM£L₽V
Й h'P V')
а при у. = у0:
jti(^)’^(^)‘-('-73’) 1=1
Первый метод удобнее применять в случае, когда вдоль сети имеет место существенное изменение температуры и давления (примерно при />100эС и Н> 500-=-1 000 кГ/м-). В этом случае вся сеть разбивается на отдельные последовательные участки, для каждого из которых принимаются средние значения Yz и Wj.
Второй метод удобнее при отсутствии существенного изменения температуры и давления вдоль сети.
1-9. РАБОТА НАГНЕТАТЕЛЯ В СЕТИ
1.	Для приведения в движение жидкой или газовой среды в сети следует сообщить этой среде соответствующий напор //, который создается нагнетателем (насосом, компрессором, вентилятором, дымососом).
2.	Напор, развиваемый нагнетателем, в самом общем случае расходуется: а) па покрытие разности давлений в объеме всасыва
ния и объеме нагнетания; б) на преодоление избыточного геометрического напора (отрицательной самотя-ги), т. е. на подъем жидкости или газа, который тяжелее атмосферного воздуха, на высоту г от начального сечения сети до конечного сечения (при положительной самотяге последняя вычитается из напора нагнетателя); в) на создание скоростного давления на выходе потока из сети (не из нагнетателя) (рис. 1-14), т. е.
Рис. 1-14. Работа нагнетателя в сети.
" = (^яагн- 7/вс) Нс + (АНК+ Д//наги) +
2
 1%
Т- 2g
ГкГ1*
(1-74}
где Н — полный напор, развиваемый нагнетателем, кГ/м2-,
Н 1к — давление (избыточное) в объеме всасывания, кГ[м\
7/нагн—давление (избыточное) в объеме нагнетания, кГ)м2\
Нс— избыточный геометрический напор (самотяга);
ДА/вс — потери давления (сопротивление) во всасывающем участке сети, кГ1м2\. Д//„агн — потери давления (сопротивление) в нагнетательном участке,
шв — скорость выхода потока из сети, м[сек.
3.	Для случая, когда давление в объемах всасывания и нагнетания равны между собой (//вс = /7иагн). имеем:
2
н =	= нс = д//^ /л,
(1-75}
где	вычисляется для всей сети (как
сумма потерь во всасывающем участке сети и в нагнетательном участке сети, включая потерю скоростного давления на выходе из сети, по формуле (1-69) или (1-73); Нс вычисляется по формуле (1-38).
* Для насосов Н дается в метрах столба перемещаемой жидкости.
30
4.	Так как при /Ус = О сумма всех потерь в сети равна разности полных давлений перед и за вентилятором, то
= ^.„3™-^.	(Ь76)
где ^п.вс 11 ^п.нагн ~ избыточное полное давление соответственно перед и за нагнетателем, кГ[м?\
Яствс и ^ст.нагн — избыточное статическое давление соответственно перед и за нагнетателем, кГ/мг-,
WBC 11 “'иагн- средняя скорость потока соответственно перед и за нагнетателем, кГ[м3.
5.	При нормальных условиях работы нагнетателя величина Н больше нуля, т. е.
1 п.нагп
В то же время в отдельности как величина статического, так и величина скоростного давления после нагнетателя могут быть ниже соответствующих величин до вентилятора.
6.	В частном случае, когда площади сечений всасывающего и нагнетательного отверстий нагнетателя одинаковы, получаем:
2g 2g ’
и, следовательно, полный напор нагнетателя " =	(1-77)
г. е. полный напор нагнетателя равен разности статических давлений непосредственно до и после нагнетателя.
7.	Мощность на валу нагнетателя определяется формулой
w=	I
ИЛИ	)
= 3600 .₽7bi)	(Л‘ I
(1-78)
Н—напор нагнетателя при рабочих условиях, кГ)м.2*\
"Пполв — полный к. п. д. нагнетателя.
8.	Объемный расход перемещаемой среды (производительность нагнетателя) обычно является заданной величиной. Напор же нагнетателя вычисляется по формулам (1-74)—(1-77) для заданных условий сети, т. е. для заданных: разности давлений в объемах всасывания и нагнетания (Ннаги~ Нж), избыточного геометрического напора (zt/Yj, форм и размеров всех элементов сети. Последние определяют величину коэффициентов сопротивления Стр и См и скорости потока в каждом элементе, а следовательно, величину Д/7общ.
9.	Чтобы определить, удовлетворяет ли данный нагнетатель требуемым расчетным значениям Qp и Н, необходимо предварительно привести эти величины к тем условиям (удельному весу перемещаемой среды), для которых дается характеристика нагнетателя. При этом, если расход перемещаемой среды задан в нм31ч., то пересчет его на рабочие условия производится по формулам (1-15) или (1-17).
Приведенный напор нагнетателя вычисляется по формуле
f-1	__ pt Yxap -73 + tv Рхэр , 
ПпРВ»-лрае.. 7н 273+<хар рнагн ’
где А/рас1|— расчетная величина напора нагнетателя, кГ1м2-,
Тхар — удельный вес среды, при котором получена характеристика нагнетателя при нормальных условиях (0°С, 5 = 760 мм pm. ст.), кг[м3-,
у—удельный вес среды, для которой подбирается нагнетатель при нормальных условиях, кг/м3-,
/— рабочая температура перемещаемой среды в нагнетателе, 0°С;
/— температура среды по характеристике нагнетателя, °C;
р— рабочее давление (абсолютное) перемещаемой среды в нагнетателе, кГ[м3-,
где Q —часовой объемный расход переме-Р щаемой среды при рабочих условиях (производительность нагнетателя), л’/1**;
* Для насосов Qp— часовой весовой расход пере-
_	кг	,
метаемой жидкости, — , а п--напор в метрах столба
ч
перемещаемой .жидкости.
31
рхар— давление (абсолютное) среды, при котором получена характеристика нагнетателя; для вентиляторов рхар = 10 330 кГ/м*.
10.	Для высоконапорных нагнетателей удельный вес перемещаемой среды относится к среднему давлению в рабочем колесе. В этом случае в формулу (1-79) взамен рпагн подставляется среднее абсолютное давление в колесе:
/’.ср = Л,агн+ (Д^.агн- °’5Д^об1ц) [кГ /*Ч’ где Д/^нагн— потери давления в нагнетательном участке сети, кГ[мг-,
Д7/об1П— общие потери давления во всей сети, кГ)м3.
И. Мощность на валу нагнетателя, потребляемая в расчетных условиях, определяется по формуле
дг__ ^р^расч ________ Qp^xap Гц у
3 600- 102ч)полн — 3 600-102т)полн • ТхарА
vz273+'x»p Рнагн \г	• н 273+'xapv
' ' 273-НР ' Рхар -^-р Ьвр- 273-Нр Л
[о/га], "хар
где Нхяр — напор нагнетателя по заданной (заводской)характеристике, кГ/м2-, Мхар— мощность на валу нагнетателя по заданной (заводской) характеристике, кет.
(1-80)
1-10. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА ГИДРАВЛИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ СЕТЕЙ
Пример 1-1. Приточная система вентиляции
Расчетная схема сети системы вентиляции дана «а рис. 1-15.
Заданы:
1)	производительность вентилятора (общее количество засасываемого из атмосферы воздуха)—Q = = 3 200 нмЧч\
2)	расход через каждые из четырех боковых ответвлений — Q6 = 800 нмЧч-,
3)	температура наружного (атмосферного) воздуха t = — 20° С;
4)	температура воздуха за калорифером—	-f- 20° С;
5)	материал воздухопроводов — кровельная сталь проолифенная; шероховатость— Д s 0,15 мм (см. табл. 2-1, группа А).
Так как вдоль сети имеет место изменение температуры газа (нагревание в калорифере), то применяем первый метод наложения потерь: суммирование абсолютных потерь в отдельных элементах сети.
32
Расчет сопротивления приведен в табл. 1-10. Согласно этой таблице для подбора вентилятора имеем:
Qp = 0,955 м*[сек и Н = ДНОбщ = 23 кГ/мг.
Мощность на валу вентилятора при к. п. д. вентилятора Чполн = 0.6 равна:
N_____= 0195^231-0,36 квт,
"~102т)полн	Ю2-0.6
Пример 1-2. Установка для мокрой очистки агломерационных газов
(план и боковой вид) дана на
расход газа при нормальных
В = 760 мм pm. cm.} Q =
Схема установки рис. 1-16.
Заданы:
1)	общий часовой условиях (/ — 0° С и = 1 000 000 нм3/ч = 278 нм3/сек-,
2)	удельный вес газа при нормальных условиях— у = 1,3 кг/м3’,
3)	кинематическая вязкость газа при нормальных условиях — v=l,3-10“s м?/сек',
4)	внутренняя обшивка основных газоходов (имеющих сравнительно большую протяженность): листовая сталь; шероховатость ее берется, как для цельнотянутых корродированных стальных труб(после нескольких лет эксплуатации)—Asl ,0 мм (см. табл. 2-1,А);
5)	очистка газа осуществляется в мокром скруббере: степень орошения А S 50 м'/ч-м2 (рис. 1-17).
В данном случае вдоль сети имеет место изменение температуры газа (за счет охлаждения), поэтому, как в примере 1-1, применяем первый метод наложения потерь: суммирование абсолютных потерь отдельных элементах сети.
Расчет сопротивления приведен в табл. 1-11.
Самотяга, создаваемая дымовой трубой, равна:
77 с ~ 77тр (*( а Гр)1
где Ятр = 62 м — высота трубы;
уа — удельный вес атмосферного воздуха, кг/м3-, уг — удельный вес газа на входе в дымовую трубу, кг/м*.
При температуре атмосферного воздуха /в=0°С имеем:
в
кг
Га =1.29^-
При температуре газа t*= 40° С его
удельный
вес
J
„ кг
 Tr = l.’3F.
Рис. 1-16. Расчетная схема установки для мокрой очистки агломерационных газов.
а — план; б — боковой вил.
Отсюда
Яс =62(1,29 — 1,13)® 10 кГ/м*.
Это—положительная самотяга4 способствующая перемещению потока, а поэтому должна вычитаться из общих потерь (см. табл. 1-11).
Пример 1-3. Аэродинамическая труба малых скоростей замкнутого типа с открытой рабочей частью
Схема аэродинамической трубы (аэродинамический контур) приведена на рис. 1-18.
Заданы:
1)	диаметр рабочей части (выходного сечення сопла)
О, 5 000 мм;
2)	длина рабочей части — /рч =8 000 мм;
3)	скорость потока в рабочей части (на выходе, из сопла) —to, = 60 м/сек;
4)	температура воздуха— /® 20° С;
5)	коэффициент кинематической вязкости - > = 1,5-10-ь мг/сек;
6)	материал трубы — бетон; состояние внутренней поверхности среднее; шероховатость такой поверхности— Д = 2,5 лиг (см. табл. 2-1, Б).
При малых скоростях потока изменением давления и температуры вдоль всей трубы можно для гидравлического расчета пренебречь. Поэтому здесь удобно пользоваться вторым методом наложения потерь: суммированием приведенных коэффициентов сопротивления отдельных эле,ментов сети (ем. § 1-8).
Расчет сопротивления трубы приведен в табл. 1-12 Сопротивление всей трубы согласно этой таблице:
11	2
^е*щ=	«о/	= 0.30	60* ® 67 [кГ/tfj.
Секундный расход воздуха через рабочую часть (сопло) равен:
Q — t»0Fe = 60-19,6 I 175 мг/6ек.
Мощность на валу вентилятора при к. п. д. вен тнлятора 1„0;iIsO,7 равна:
1и2,)полн
I 175-67 102-0,7
= 1 100 кет.
В аэродинамических расчетах труб применяется понятие .качества* трубы. Под качеством трубы ^трубы понимается обратное отношение потерь в ней. В данном случае получаем:
1 1
Отрубы— Il	“0,30 s3’3’
i
:5—655
33
Расчет сопротивления сети приточной
№ элемента сети
Название элемента сети
Схема и основные размеры элементов сетв
Основные геометрические параметры элемента сети
*Чсек
1 Шахта приточная
2
Прямой участок (вертикальный)
3 Колено
4 Прямой участок (горизонтальный)
5
6 Сужение внезапное
Калорифер гладкотрубчатый, трехрядный
57^ °-с	0,825	-20	1,40	1,17-10-’
				
57 = “.° Д =	= 0,0003	0,825	—20	1,40	1,17-10-’
8 = 90°; 3=0,0003	0,825	-20	1,40	1,17-10-»
57 “-* Д = 0,0003	0,825	-20	1,40	1,1710-’
1сри, = 4,0 кг/м--сек »		—	—»	
=0,5 * 1	0,955 •	+20	1,20	1,5-10-’
34
3
Таблица 1-10
системы вентиляции (рис. 1-15)
3'
35
Nt элемента сети
Название элемента сети
Схема и основные размеры элементов сети
Основные геометрические параметры элемента сети
Прямой участок (горизонтальный)
Диффузор пирамидальный за вентилятором, работающим в сети
	1		0о = Ч35 мм
	т		1=1000 мм
	•— 1		D„=250mm
ui„F,			Ч,—Ог=375мм
	1	+	1 2		'^\F0=O,OV3м2 \Г,=0,111 м2
Д = 0,0003
Л о п ==•= — 2,25;
г о а= 10°
Прямой участок (горизонтальный)
О0~3?5мм Fo=0,111m' I = ЧОООмм
I 07 = 10,7;
Д = 0,0004
Крестовина на проходе при делении
Dc=375mm
О„=265мм
Fc=0,111m2
Г„=0,056м2
Прямой участок (горизонтальный)
Симметричный тройник плавный (ласточкин хвост) на нагнетании (разделение)
Прямой участок (горизонтальный)
—j	Do-135mm
П । 1=4000мм
•»----1----J
-ъ-= 0,5;
Q	w
q; = 0,5; ~ = 1.С;
а= 15°
^7=18,8;
Д = 0,00056
-я—= 0,50;
?с
Рс ~1’5
57=20.5;
Д = 0.00077
8 = 90°
14 Отвод 90°
15
Прямой участок (горизонтальный)
Д 0.00077
57=20.5;
Д = 0,00077
0,955	-|-20	1,20	1,5-10-’
0,955	4-20	1,20	1,5-10-’
0,955	+20	1,20	1,5-10-»
0,478	+20	1,20	1 ,5-10-’
0,478	+20	1,20	1,5-10-»
0,239	+20	1,20	1,5-10-»
0,239	+20	1,20	1,5-10-»
0,239	+20	1,20	1,5-10-»
0,239	+20	1,20	1,5-10-»

Продолжение табл. 1-1 >
W/, Mice*
J Iя
19,5	23,3	3,25-10’
8,6	4,54	2,15-10»
8,6	4,54	1,5-10’
		
8,6	4,54	1,5-10’
8,0	3,9	1,04 10s
8,0	3,9	1,04-10»
8,0	3.9	1,04-10’
8,0	3,9	1,04-10’
3? uz		'I* z<* II a.
9		
	0,0185	0,037
0,19	—	—
—-	0,018	0,193
0	—	—
—	0,019	0,36
0,25	0,019	0,05
	0,02 /	0,41
0,15	0,02	0,065
		0,02	0,41
J + a II	CM. ? X 5:	U <	te	Основание для определения С/ (ссылка на диаграммы)
0,037	0,056	2-3
0,19	4,40	5-16
0,193	0,875	2-4
—	0	7-23 (как приточный тройник)
0,36	1,630	2-3
0,30	1,170	7-30
0,41	1,600	2-3
0,215	0,840	6-2
0,41	1,600	24
37
16
17
№ элемента сети
1 Название элемента у	Схема и основные размеры элементов сети 1	Основные геометрические параметры элемента сети	а 8 $ СУ	О О *—	м
4S
Клапан дроссельный
м
Do ' 195 м м
3 = 5°
0.20;
D,
Д = 0.0С077
- то
§
= 195мм
I -4000мм - ЧОмм
Насадок приточный (выход-из колена)
ВТ"2-0
0,239
—КОО---
Рис. 1-17. Мокрый скруббер (к схеме рис. 1-16 и табл. 1-11).
I — оросительный бак; 2 —распределительная насадка; Я — выход газоа; 4 — жалюзи; 5 — основная насадка; 6 — щитовая насадка: 7 — диффузор для входа газов; в — бункер скруббера. а — вид с фронта; б — боковой вид.
яя
♦ §
0,239
+20
+20
1,20
1,20
, м^сек
1,5.10-“
1,5-10-’
38
Продолжение табл. 1-10
U’£, Mice к
					•		
с * ’•ф	.4 1’ II	Я		и стр1=\ Dpi	"о. 4- *2 II ML	ТЙ II 5 с	Основание для определения С, (ссылка на диаграммы)
8,0	3,9	1,04-10’	0,25	—	—	0,28	0,980	9-4
8,0	3,9	1,04-10’	1,70	0,02	0,06	1,76	6,870	11-20
ДЯ^ =22,764 s 23,0
Рис. 1-18. Схема аэродинамической трубы (аэродинамический контур) замкнутого типа с открытой рабочей частью (размеры в лгм).
D, = 5 000; Z>i = 5 350; £>, = 8 000;	tt =	1	500;	I р „ = 8 000; /д = 13 500;
rfB = 4 000; Ь, = 8000; />« = 8 000;. bs = 8 000;	/„ =	2	000;	/„ = 5 000; /ц = 6 000; /к=	43500;
Л, = 12 000; ft, = 12 000; />,= 12 000; /, = 2 200;	/л =	I	500;	/с= 13 500; г = 1 600; <х, =	7°; а, = 5’.
39
Расчет сопротивления сети установки для мок
М элемента сети
Название элемента сети
Схема к основные размеры элементе сети
Основиые геометрические параметры элемента сети
Qp/. **.'«»»'
2
3
5
6
7
Колено со срезанными углами поворота
Составное ле но
ко-
Проход раздающего короба (коллектора)
Боковое ответвление раздающего короба (последнее)
Клапан дроссельный (при за-
крытии на
Скруббер рый
Ю»/.,
мок-
Выходной ток скруббера— симметричный тройник
учас-
л ~зом г
Ь„-5000*6000мм t,-2500м
5050-5,О5м
F, Л 2 500
61“5U00*=0,5;
Д=-£- =0,0002
430
ь, -6000-5000м jKib, • моо-2500-гооо-гооом м;
60000мм, о о
4^ £
а/.
(см. рис. 1-17); Г =32 лг

ш?.6 Ли
1.1 Г, = Ч000х1в00-6,0мг
'lljl *ззоо»1гоо=<мм1
430
Д=0,0002; п=30°
"‘"Л20 Л3п-а|4пЛ"-' О’ -----
w9	w9 we
I, 60 000
Ягер = 4" ‘=,4Д
A 1,0
A=n-----=77T“0,0025
Фгср 411
«=90»;
Гб 2-4
'ев7Лв‘’0;
J=A=|,0;
Фе Фп4
-5 =1,0
р-=0,9(д -5»)
на входе 1=120» С;
на выходе 1=50’ С; плотность орошения
/1=50 м*/мг-ч
F, 4.2
?в=0,5
<?е
430
43Э 273+120
4 ‘273+150е
= 107-0,93г-
sd00
100 , ~2=50
50 27-3+^ -50 273+120-=50-0,91 = =45,5
273+50
4S,&273+85‘= =45,5-0,9=41
Таблица 1-11
рой очистки агломерационных газов (рис. 1-16)
	'/• ’С	!/• кг)м3		к>|, м'сек	Т/®(*	Re = o>zDri- ’/	См/	х/	Стр/-	С/=См/+ +’тр/	АНр= . Т/®7* ^‘~2g~ 1 кГ/м'	Основание для определения С/ (ссылка на диаграммы)
					2g ’ кГ/м*							
	150	0,84	3-ю-6	14,3	8,8	2,6- Ю»	0,60	—	—	0,60	5,30 ।	6-11
	150	0,84	3-Ю-5	14.3	8,8	2,6- Ю»	0,20	0,014	0,079	0,28	2,46	6-18
						•						•
	150	0,84	3-10-°	14,3	8,8	•n.2,0- 10»	0	0,013	0,19	0,19	1,70	7-23
	120	0,90	2,7-10-’	= 13,3	8,12	—	1.45	—	—	1,45	11,80	7-21
	120	0,90	2,7-10-’	12,5	7,2	—	‘0,28	—	—	0,28	2,00	9-4
	120+50	1.0		1,42	0,103		960			960	99,00	12-7
	2 ~ =85											
	50	1.0	—	9,8	5,40	—	=ь2,0	—	—	2,0	10,80	Ориентировочно, как на диаграмме 3-9 (вход с сужением) и симметричный тройник 90° (диаграмма 7-29)
41
Название элемента сети
Схема и основные размеры элемента сети
Прямой горизонтальный участок
Вход в дымовую трубу
Первый прямой участок дымовой трубы
Переходной участок—конфузор
12 Второй прямой участок дымовой трубы
Выход из дымовой трубы
Самотяга во всей дымовой трубе
F0~fs,a,M* iff “22000мм
О, -3000мм Г„-7,05м* I„• 41500мм
О,-4500мм Ое-3000мм f,-15,0 м1 fo ’ 7,05 м 1 г,-2000мм о.-за °
Основные геометрические параметры элемента сети	Орг, мЧсех	
Iff 10 500 _ Dr~ 1 600	6,61 1 600“0,0006 F, 4,2 „ а,=15,8“0,27 /,	22 000 Dff~ 4 50U-4,9' -	1,0 Л~4 500 —0,00022 7,05 _ _ F-15,s=0,40, h 2 400 Л „ Dff~3 000~ °’8, -	1,0 Д— 3000“°’00033 1, 41 500 _ Dff~ 3 000 = 14' - 1.0 „ 3 000“0,00033	2-40=80 2-40=80 273+40 ’ 273+50 273+40 80’273+50“'7,5 ом 273+40 80 273+50“	
273+40
80'273+50-77'
42
П родолжение табл. 1-11
	'ь’с	ч кг'!м*	vj. мЧсск • » • •	О’/. M/CfK	7;“'/*			*4	5тр(— -Х1 Б~ Dri	<4=См(+ +^тр(	AW(=	Основание для определения С/ (ссылка на диаграммы.!
					2« ' кГ/м*	ч					1 3g ' кГ/м‘	
	50	1.10	1,8-10-»	19,0	20,2	1,910’	—	0,018	0,12	0,12	2,42	2-3 д
	50	1.10	1,8-10-»	19,0	20,2	1,9.10*	0,53	—	ч-	0,53	10,70	4-1 (внезапное расширение)
	40	1.13	1,7-10-’	4,9	1,38	1,3-10’	—	0,015	0,074	0,074	0,10	2-3
	40	1.13	1,7-10-’	11,0	7,00	^2-104 >	0,054	0,014	0.01 г-	0,064	0.45	3-7 ’	
	40	1,13	1,7.10-’	11,0	7,00	2.15,10’	—	0,014	0,20	0,2	1.40	2-3
	40	1.13	1,7-10-’	н.о	7,00	2,15-10’	1.0	—	—	1.0	7,00	11-1
		1.13	—	—	—	—	—	—	—	—	—10,0	Формула (1-38Г. ^с=г^а *ТД где 7а=1.29 при 1=0° С
Д^щ=155,13=г 155 *Г/ж’
43
Расчет сопротивления аэроди
Лн элемента трубы
Название элемента сети (трубы)
Открытая рабочая часть круглого сечения
Первый диффузор
(пе-
Переходной участок реход с круга, точнее, с кольцевого сечения на квадрат)
Колено № I с профилированными направляющими лопатками (сокращенное число)
Цилиндрический участок
Колено № 2; те же условия, что в колене № I
Схема и основные размеры сети (трубы)
Do=5000< 1ач=8000
Основные геометрические параметры элемента сети (трубы)
/р'.ч «WO
---5 ООО “1'6
х:/2
^5ооог=го,б^
о
Dj *5350мсм1 Dj =0000мл mi lg =13500Mt Mt
= 2A^l.Vt

ш9’
If =2000Mt Mt	df = 4000Mt мл
l„=5000м Ml 0^=6000Ml Mt b, =6000*0000 мл Mt
Ья-Ьц •MOO»8OMj* t^ZOOO^tJM f* *7600•*€'*€
b,=OO00*IO00MtMt 1ч=6000мм
О, - =вООО*ООООмл Mt = • 1SOO Mt м t, 4200мм
и».
Д
1,8; Д — -Д =*0,0004
da=jL=0,5;
B D=
п=
8 000=
1
—~ ------а.	_-	—- । у»
Лв	(1—0.25)^-8 000»"’
a3^15°;Aad),0004;
^макс

1 .8
bt.
^=1.0;
т—=0,2;
Д=0,0003
A=12?2=o,75-bt 8 000
Д=0,0003
^=1.0;
dT=0-2
44
Taff.1ица
намической трубы (рис. 1-18)
Отношение площадей F.	(#)	“7-м/сек	Re=	 ¥	См/	х/	4pi— ), 1‘	С/ -cM(+ +стр/	C«=CjX «(*)’	Основание для определение С; (ссылки на диаграммы!
						1 Drl			
1,0	1 ,0	60	2,0-10’	0,13		—	0,13	0,130	4-27
/ 5 000\= (та») -°'875	0,77	52,5	1,9-10’	0,05	0,01	0,016	0,066	0,051	5-2
^Ве"1									
f. 5 000»	0,27 •	31	1,8-10’	0,19	0.011	0,0|	0,20	0,054	5-1
F„ ~0,75-8(Лн>*	•									
4 ООО* 4	— 0 30(5	0,096	18	10’	0,18	0,011	0,015	0,195	0,019	• 6-32; учитывая влияние впереди стоящего диффузора, увеличиваем £ на 1,2
8000* i									
0,306	0,096	18	10’	—	0,011	0,008	0,008	0,001	2-3
0,306	0,096	18	10’	0,15	0,011	0,015	0,165	0,016	6-32
1									
♦5
Ч эле мента трубы
Название элемента сети (трубы)
Схема и основные размеры сети (трубы)
Основные геометрические параметры элемента сети (трубы)
Обратный канал (2-й диффузор)
“’о
Колено № 3; те же условия, что в колене № 1
=Ь?-12000‘12000мм s' • 1600мм
С,‘)500м.м
6,	„ Г
-^.О; -^=0,13
У ' Колено № 4; те же усло-I вия, что в колене № 3, но число лопаток нормальное
О, №110;
Б7=0-12 13
О, *Dt ‘12000*120О0мм г-1600мм Сг‘15ООмм

1‘> Хонкейкомб (листовое железо, покрытое лаком)
lr‘ 1500. dx ‘200‘200
11 Сопло (криволинейный конфузор)
Оо ‘5000мм
De ‘12000*12000мм 1С‘13500мм
^-=7.5; /=-^=о.9;
- 0,2
Д==2б0 = 0,001
12 000» Г п=---------=7,35
— 5 000» '
46
П родолжение табл. 1-12
	Отношение площадей _£• Ft	($)•	WJ. м!сек	Re=—1 V	<м1		!тр/~ , h	-=см1+ +:тр/	Со—X *($)•	Основание для определения С( (ссылки на диаграммы)
	0,306 к 5 000s	' 4 ' 12 ООО» “ °’13' • 0.137 0,137 -0у=0,152 7,35	0,096 0,0161 0,0181 0,0232 . 54	18 8,2 8,2 9,1 60	10’ 6,5.10‘ 6.5-10* widx _ = 1 .2-10= 2-10’	0,046 0,20 0,21 0,11 i	0,011 0,011 0,011 0,060 0,008	0,011 0,015 0,015 0,45 0,003	0,057 0,215 0,225 0,56 0,003	0,006 0,004 0,004 0,013 0,003 • И	5-1 6-32 6-32 \ =’*вх+’вых + ’тр-?BXS* 1 (диаграмма 3-1); ^аых=(1-^ (диаграмма 4-1); «тп“Х— ₽ dx 3-7
ДСо(~0,301^0,30
47
РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
ДВИЖЕНИЕ ПОТОКА ПО ПРЯМЫМ ТРУБАМ И КАНАЛАМ (коэффициенты сопротивления трения и шероховатость)
2-1. ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Fo — площадь поперечного сечения трубы (капала), м2',
So — поверхность трения, м2\
П„ — периметр поперечного сечения трубы (канала), м\
Da— диаметр сечения трубы (канала), м.\
Dr гидравлический диаметр (учетверенный гидравлический радиус) сечения трубы (канала), м;
.Da, D* — соответственно внутренний и наружный диаметры кольцевой трубы, м;
а0,	— стороны прямоугольного сечения
трубы (капала), м\
I — длина рассчитываемого участка, м;
Л —средняя высота выступов (бугорков) шероховатости стенок труб (канала), м\
Ь- относительная шероховатость стенок;
ю0 средняя по сечению трубы (кана-. лз) скорость потока, м[сек',
АН - потери давления (сопротивление), кГ(мг\
ЬНтр — потери давления (сопротивление) на трение, кГ/м2',
— коэффициент сопротивления трения единицы относительной длины (длины в один диаметр) трубы (канала);
s коэффициент сопротивления трения всего рассчитываемого участка;
Re —число Рейнольдса трубы (канала).
2-2. ПОЯСНЕНИЯ И ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ
1.	Потери давления по длине прямой трубы (канала) постоянного поперечного се
чения (потери на трение) вычисляются по формуле Дарси—Вейсбаха:
\Н -°—° l^l П> 4 F, 2g I '
ИЛИ
i I	ГкГ* I
(2-П
(2-2)
для круглого сечения дг=^0;
дтя прямоугольного сечения
для кольцевого сечения
Dr = D,~Da.,
2.	Сопротивление движению жидкости или газа при ламинарном режиме обусловлено силами внутреннего трения (вязкостью), появляющимися при перемещении одного слоя жидкости (газа) относительно другого. Силы вязкости пропорциональны 'первой степени скорости потока. Благодаря преобладанию при ламинарном режиме сил вязкости даже обтекание выступов шероховатой поверхности происходит плавно. В силу этого шероховатость стенок, если она не очень велика, не оказывает влияния на величину сопротивления, и коэффициент сопротивления трения при этом режиме всегда зависит только от waDr
числа Рейнольдса—Re — ~—-.
* Для воды в технике применяется размерность ис;
в метрах:	=Х — |,м|.
гр -И
48
3.	При увеличении числа Re начинают преобладать силы инерции, пропорциональные квадрату скорости. При этом возникает турбулентное движение, характеризующееся появлением поперечных составляющих скорости и связанного с этим перемешиванием жидкости (газа) во всем потоке. При турбулентном режиме сопротивление движению, обусловленное обменом количества движения беспорядочно движущихся масс жидкости, становится во много раз больше, чем при ламинарном’.
В случае шероховатой поверхности стенок обтекание выступов происходит с отрывом струи, и коэффициент сопротивления начинает зависеть не только от числа Re, но и от относительной шероховатости Д=^-.
д>г
4.	Практически трубы и каналы могут быть как гладкими, так и шероховатыми. При этом шероховатость может быть равномерной (равномерно-зернистой) и неравномерной. Оба вида шероховатости различаются по форме бугорков, их размерам, промежутками между ними и т. д. Большинство технических труб характеризуется неравномерной шероховатостью.
5.	Средняя высота Д бугорков шероховатости, выраженная в абсолютных единицах длины, называется абсолютной геометрической шероховатостью. Отношение средней высоты бугорков к диаметру трубы, т. е. А- д
а—рр , называется относительной шероховатостью. Ввиду того, что геометрические характеристики шероховатости не могут в достаточной степени определять сопротивление трубы, введено понятие о гидравлической (эквивалентной) шероховатости, которая определяется путем измерения сопротивления.
6.	Эквивалентная шероховатость зависит от:
а)	материала и способа производства труб (например, чугунные трубы, изготовленные при помощи центробежной отливки, являются более гладкими, чем отлитые обычными способами; стальные цельнотянутые трубы ме-
1 Вместе с этим, поскольку коэффициент сопротивления X всегда определяется как отношение по-/т ДЯтР \ терь давления к скоростному давлению / Л = --\
\	7>г	/
величина X при ламинарном течении, при котором Д//тр пропорционально первой степени скорости, получается больше, чем при турбулентном течении.
нее шероховаты, чем сварные); при этом трубы, изготовленные одним и тем же способом, как правило, имеют одно и то же значение эквивалентной шероховатости независимо от диаметра;
б)	свойства жидкости (газа), протекающей по трубе; влияние жидкости на внутреннюю поверхность трубы может сказаться в появлении коррозии стенок, образовании наростов и выпадении осадка;
в)	продолжительности эксплуатации труб.
7. Зависимость коэффициента сопротивления Л от Re и Д, установленная опытами Ни-курадзе [Л. 2-66] для труб с равномерно-зернистой шероховатостью2 (рис. 2-1). указывает на существование трех основных режимов (областей) протекания потока.
Первый режим, называемый ламинарным, относится к малым значениям чисел Re (до Res 2 000) и характеризуется тем, что шероховатость не оказывает никакого влияния на величину 2. Последняя может быть определена по закону Гагена—Пуазейля [Л. 2-59 и Л. 2-67]:
* = Ц М
Второй режим, называемый переходным, охватывает три участка кривых сопротивления для равномерно-зернистой шероховатости:
а)	Участок, относящийся к переходной („критической*) области между ламинарным и турбулентным течениями (примерно в пределах Re = 2 000 — 4 000). В этой области коэффициент сопротивления быстро растет с увеличением числа Re. Вместе с тем он продолжает оставаться одинаковым для различных значений относительной шероховатости.
б)	Участок, в котором кривые для труб с различной шероховатостью совпадают с кривой Блазиуса |Л.2-57] для гладких труб:
j _ 0,3164	/л г\
• (2’1 * * * 5)
Закон сопротивления по последней формуле справедлив в тем меньшем интервале, чем больше относительная шероховатость.
в)	Участок, в котором кривые сопротивления для труб с различной шероховатостью
1 Здесь имеется в виду искусственная песчаная
шероховатость в том виде, в каком она была полу-
чена Ннкурадзе. Характер кривых при других видах
искусственной шероховатости может получиться
несколько иным (см. Шевелев [Л. 2-52J).
4-655
49
расходятся между собой, отходя от прямой по формуле (2-5). При этом значения коэффициентов сопротивления в определенных интервалах значений чисел Re* тем больше, чем значительнее относительная шероховатость.
Третий режим, называемый квадратичным, или режимом вполне шероховатых стенок, а также режимом турбулентной автомодельности, характеризуется тем, что коэффициенты сопротивления для каждой шероховатости становятся постоянными, не зависящими от числа Re.
8.	Кривые сопротивления Я —/(Re, Д) для неравномерной шероховатости (технические трубы) показывают, что в этом случае также существуют три указанных режима течения, но в переходной области не имеется характерной для кривых при равномерно-зернистой шероховатости впадины. Здесь кривые сопротивления постепенно и плавно понижаются, достигая наннизшего положения при квадратичном режиме.
* В этих интервалах значений Re возрастание Л прекращается.
50
9.	Из формул сопротивления Нику-ра дзе |Л. 2-66] для шероховатых труб и формулы сопротивления Филоненко—Альтшуля [Л. 2-8, 2-48] для гладких труб следует, что трубы с равномерно-зернистой шероховатостью могут считаться гидравлически гладкими, если
Д< Д , пред’ где
Д =(—	181g Re — 16,4	(2-6)
"₽ея Wnpea Re
В пределах до Re = 10s, используя формулу) Блазиуса, можно получить:
\Ред = 17,85 Re-М75.	(2-61)]
Для неравномерной шероховатости по данным Альтшуля (Л.2-14] и Лятхера [Л. 2-31] можно с точностью до 3—4°/0 получить:
Отсюда значения граничных чисел Рейнольдса, при которых начинается влияние шероховатости, получается соответственно:
для равномерно-зернистой шероховатости (в пределах до Res 10s)
^епред JI.U3»	(2-8)
для неравномерной шероховатости
Re' s^.	(2-9)
пред д	'	'
10.	Предельное значение числа Рейнольдса, при котором начинает действовать квадратичный закон сопротивления, определяется при равномерно-зернистой шероховатости формулой
Ке;., = г17-6--3-82-2181 .	(2-10)
которая вытекает из формул Никурадзе [Л.2-66] для переходного и квадратичного участков.
Для неравномерной шероховатости на основании данных Альтшуля [Л. 2-14| и Лятхера [Л. 2-31] можно получить с точностью до 3-4%:
Re''s^.	(2-11)
пред д	'	'
11.	При ламинарном течении (в пределах до Res2000) коэффициент сопротивления трения А, не зависящий от степени шероховатости стенок, определяется в случае трубы круглого сечения по формуле (2-4) или по графику а) на диаграмме 2-1.
В случае труб прямоугольного сечения с отношением сторон ~ от 0 до 1,0 коэффи-°о
циент сопротивления трепня определяется как:
*пр = *Л	(2-12)
где Zi() — коэффициент сопротивления трения для труб прямоугольного сечения;
). — коэффициент сопротивления трения для труб круглого сечения;
— коэффициент, учитывающий влияние величины отношения сторон прямоугольника ]Л. 2-42].
В случае труб кольцевого сечения, образованных двумя концентрическими цилиндрами (труба в трубе) с диаметрами внутреннего цилиндра Ьа и наружного цилиндра Dtl, коэффициент сопротивления трения определяется как:

(2-13)
где Лко1—коэффициент сопротивления трения для трубы кольцевого сечения;
1 — то же, для трубы круглого сечения;
kt—коэффициент, учитывающий влияние величины отношения диаметров внутреннего и наружного цилиндров д- [Л. 2-42|.
12.	Коэффициент сопротивления трения А для труб круглого сечения с гидравлически (технически) гладкими стенками в критической области (Re = 2 000 — 4 000) может быть определен по графику 2 = f(Re) на диаграмме 2-4.
13.	Коэффициент сопротивления трения Л труб крутого сечения с гидравлически (технически) гладкими стенками при Re >4000 (турбулентный режим) может быть определен по графику l —	на диаграмме 2-4 или
вычислен по формуле Филоненко—Альтшуля [Л. 2-8 и 2-48]:
* = (1 ,Й lg Re — i,64)a ’	(2*14)
14.	Коэффициент сопротивления трения Z труб круглого сечения с равномерно-зернистой шероховатостью в переходной области, т. е. в пределах
26,9
Д1.ПЗ
<Re<2l7,6 - 382^lg A д
определяется по графикам Z = /(ReA) на диаграмме 2-2 или по формуле Никурадзе [Л.2-66]:
Z =-------------L=---_ _ ,	(2-15)
[«, + <>, lg (Re KM + q.lgA)1 2 *
где при 3,6 <Д Re	10 at =— 0,8; 6,=
= -|-2,0; c, = 0 (гладкие стенки);
10<Д Rej/I<20 а,=4-0,068; A, = -|-l,13;
= — 0,87;
20<KRe]/I<40 a, = +1,538; ft, = 0;
c, = ~ 2,0;
40< Д Re 191,2 a, = 4-2,47l;
6t = —0,588;	= — 2.588;
ARe|/F? 191,2 a, = 4-1,138; &t=0;
c, = — 2,0 (квадратичный закон).
1 С этой формулой очень близко совпадают фор-
мулы Конакова [Л. 2-29], Мурина [Л. 2-32] и Якимова
[Л. 2-56].
51
15.	Коэффициент сопротивления трения 2 всех технических труб круглого сечения, кроме специальных, для которых значения Л даются отдельно, в переходной области может быть определен по графикам диаграммы 2-3, построенным на основании формулы Коль-брука—Уайта |Л. 2-58]*:
2,51 Д |3 ReKA- + 3.7|
(2-16)
или в пределах А = 0,00008—0,0125 — по упрощенной формуле Альтшуля [Л. 2-11]*"*:
/	__ I лл . 0,25
i=0,n 1,4бД-|-~^) .	(2-17)
Простой и удобной формулой для определения в переходной области (в пределах Д= = 0,0001-4-0,01) является также формула, предложенная Лобаевым [Л. 2-30]:
<2|8>
(1st)
16.	Коэффициент сопротивления трения X всех труб круглого сечения, кроме специальных, для которых значения Z даны отдельно, с любым видом шероховатости (как равномерной, так и неравномерной) в квадратичной
,	„ . 560
области, т. е. практически при Re> —, мо-д
жет быть определен по графику диаграммы 2-5, построенному на основании формулы Прандтля — Никурадзе [Л. 2-40 и 2-66]***:
(2-19)
17.	Коэффициент сопротивления трения труб прямоугольного сечения с небольшим отношением сторон Q,o~ = 0,5-4-2,(1) при турбулентном режиме может быть практически
* Кривые Кольбрука—Уайта идут немного выше (на 2 — 4%) аналогичных кривых Мурина [Л. 2-32], а следовательно, дают некоторый запас в расчетах. Аналогичные формулы получены Адамовым [Л. 2-5], Альтшулем 1Л. 2-15], Филоненко [Л. 2-49], Френкелем (Л. 2-52].
** Формула, близкая к формуле (2-17), получена также Адамовым (Л. 2-6, 2-7].
*** Погрешностью из-за принятия универсальных констант постоянными [Л. 2-52] можно для практических расчетов пренебречь.
определен, как для труб круглого сечения. Коэффициент сопротивления трения труб кольцевого сечения может быть определен по формуле
\ол=*Л	(2-20)
где определяется по данным Гиневского и Солодкина [Л.2-21], приведенным на графике в) диаграммы 2-1 в зависимости от отношена
ния диаметроз у-- и числа Re.
При — 1,0 кольцевая труба переходит ип
в плоскую, поэтому для плоских труб коэффициент сопротивления трения определяется также по формуле (2-20), в которой k3 принимается по тому же графику в) при -^ = 1,0.
18.	При определении коэффициентов сопротивления согласно пп. 14—17 следует принимать значения шероховатости труб А по данным, приведенным в табл. 2-]. Эти значения А получены применительно к формуле (2-19).
19.	Сопротивление стальных труб со сварными стыками, при которых образуются наплывы металла („грат*), больше сопротивления сплошных труб [Л. 2-52]. Дополнительное сопротивление сварных труб при расположении стыков друг от друга на относительном расстоянии -=-5= 30 может быть приближенно принято как сопротивление диафрагмы С^****.
В пределах -^<30 влияние стыка уменьшается с уменьшением относительного расстояния между ними, так что
Сет = Чр	(2-2П
где — поправка на влияние стыков, опреет деляемая в зависимости от -у— по графику а) диаграммы 2-6;
С— коэффициент сопротивления диафрагмы, определяемый в зависимости от по графику б) диаграм-мы 2-6.
Общее • сопротивление участка стыками равно:
**** В настоящее время проводятся ты по уточнению влияния стыков на ние труб.
труб со
(2-22)
новые опы-с он рот и вл е-
52
где z — число стыков на участке трубы, подлежащем расчету;
Сст—коэффициент сопротивления стыка.
20.	Сопротивление стальных труб с муфтовыми стыками можно для практических расчетов принимать как сопротивление сварных труб [Л. 2-52].
При расчете трубопроводов из чугунных труб можно пренебречь дополнительным сопротивлением, вызываемым наличием раструбных стыков.
21.	Коэффициент сопротивления трения 2 стальных и чугунных водопроводных труб с учетом увеличения их сопротивления в процессе эксплуатации может быть вычислен по формуле Шевелева ]Л. 2-52]:
1) в переходной области, определяемой условием Re=~^-<9,2-1GS£)O,
2) в квадратичной области, определяемой условием Re <9,2- 105£)о,
i	(2-24)
где D„ — в метрах.
22.	Коэффициент сопротивления трепня 2. армированных резиновых рукавов, характеристики которых приведены на диаграмме 2-8, не зависит от числа Рейнольдса в пределах изменения этого числа от 4 000 и выше, вследствие значительной шероховатости этих рукавов. При этом значение 2. с увеличением диаметра рукавов увеличивается, так как вместе с этим увеличивается и высота внутренних рубцов (Тольцман и Шевелев [Л. 2-46]).
При определении потерь давления по формуле (2-2) следует подставлять не условный диаметр рукава б/усл, а расчетный of асч— по графику б) диаграммы 2-8 в зависимости от среднего внутреннего давления.
23.	Коэффициент сопротивления трения i гладких резиновых рукавов, характеристики которых приведены на диаграмме 2-9, может быть определен по формуле Тольцмана и Шевелева [Л. 2-46]:
Л =-4йй •	(2-25)
Re0,265	К ’
где при числах Рейнольдса Re = —от 5 000 до 120 000 величина А равна 0,38—0,52 в зависимости от качества рукавов. При оп-
Рис. 2-2. Круглая труба из прорезиненного материала типа брезента с кольцевым соединением.
ределении потерь давления по формуле (2-2) следует величину расчетного диаметра назначать исходя из среднего внутреннего давления — по графику б) диаграммы 2-9.
24.	Коэффициент сопротивления трения 2. гладких армированных резиновых рукавов определяется по графикам зависимости 2. от Re = - ° ---- на диаграмме 2-10 в зависимости от среднего внутреннего давления и d .
При определении потерь давления по формуле (2-2) следует подставлять не услой-ный диаметр рукава, а расчетный и длину рукава умножать на поправочный коэффициент k~по графикам б) и в) диаграммы 2-10— в зависимости от среднего внутреннего давления.
25.	Для труб из прорезиненного материала больших диаметров (от 300 до 500 мм}, применяемых для шахтного проветривания, с соединениями, обычно выполняемыми с помощью проволочных колец, заделанных в концах патрубков (рис. 2-2), суммарное сопротивление складывается по Адамову из сопротивления трения и сопротивления соединений:
; =	\	(2-26)
2Г
где г — число соединений;
2. — коэффициент сопротивления трения единицы относительной длины трубы, определяемый в зависимости от числа Рейнольдса Re=^^1 для различных степеней натяжения, плохого (с большими складками и изломами), среднего (с незначительными складками) и хорошего (без складок, см. диаграмму 2-11);
/ст—расстояние между стыками, .и;
53
27. Все рекомендованные выше значения 1 верны до значений числа Маха М=^-’ по крайней мере 0,75 н-0,8.
28. При определении относительной шероховатости стенок рассчитываемого участка труб (каналов) можно руководствоваться данными, приведенными в табл. 2-1.
Do — диаметр трубы, м;
С —коэффициент сопротивления одного соединения, определяемый в зависимости от числа Рейнольдса (см. диаграмму 2-11).
26. Коэффициенты сопротивления трения 2. фанерных труб (из березовой фанеры с продольными волокнами) определяются по данным Адамова и Идельчика [Л. 2-3], приведенным на диаграмме 2-12.
2-3. ШЕРОХОВАТОСТЬ ТРУБ И КАНАЛОВ
Таблица 21
Группа	Вид труб и материал	Состояние поверхности труб и условия эксплуатации	А, мм	Ссылка на источник
А. Металлические трубы
I	Цельнотянутые трубы из латуни, меди и свинца Алюминий	Технически гладкие То же	0,00154-0,0100 0.015—0,06	[Л. 2-61, 2-65]
II •	Цельнотянутые стальные трубы (коммерческие)	1)	Новые, не бывшие в употреблении 2)	Очищенные после многих лет эксплуатации 3)	Битумизированные 4)	Теплофикационные паропроводы перегретого пара и водяные теплопроводы при наличии деаэрации и хим-очистки проточной воды 5)	После одного года эксплуатации на газопроводе 6)	После нескольких лет эксплуатации насосно-компрессорных. труб на газовой скважине в различных условиях 7)	После нескольких лет эксплуатации осадных труб на газовой скважине в различных условиях 8)	Паропроводы насыщенного пара и водяные теплопроводы при незначительных утечках воды (до 0,5’/о) и деаэрации подпитка 9)	Трубопроводы водяных систем отопления вне зависимости от источника их питания 10)	Нефтепроводы для средних условий эксплуатации 11)	Умеренно корродированные 12)	Небольшие отложения накипи 13)	Паропроводы, работающие периодически (с простоями) и конденсатопроводы с открытой системой конденсата 14)	Воздухопроводы сжатого воздуха от поршневых и турбокомпрессоров 15)	После нескольких лет эксплуатации в различных других условиях (корродированные или с небольшими отложениями) 16)	Конденсатопроводы, работающие периодически, и водяные теплопроводы при отсутствии деаэрации и химочнстки подпиточной воды и при больших утечках из сети (до 1,5 —З/о) 17)	Водопроводные трубы, находившиеся в эксплуатации 18)	Большие отложения накипи 19)	Поверхность труб в плохом состоянии. Неравномерное перекрытие соединений	0,024-0,10* До 0,04 До 0,04 0,10 0,12 0,044-0,20 0,064:0,022 0,20 0,20 0,20 =0,4 =0,4 0,5 0,8 0,154-1,0 1,0 1.2—1,5 =3,0 >5,0	[Л. 2-22, 2-53, 2-63, 2-68] Л. 2-65 Л. 2-65 Л. 2-33 ]Л. 2-22] [Л. 2-7] [Л. 2-7] [Л. 2-33] [Л. 2-18] Л. 2-33 Л. 2-68 Л. 2-68 Л. 2-33 [Л. 2-33] [Л. 2-7, 2-47, 2-65] (Л. 2-33] Л. 2-53 Л. 2-65 Л. 2-S0
III •	Цельносварные стальные трубы В зависимости от вро	1)	Новые или старые в лучшем состоянии; сварные или клепаные соединения 2)	Новые битумизированные 3)	Бывшие в эксплуатации, битум частично растворен, корродированные 4)	Бывшие в эксплуатации, равномерная коррозия тени .хранения на складе.	0,04—0,10 =0,05 =0,10 =0,15	|Л. 2-61 и Л. 2-68] ]Л. 2-64] [Л. 2-68] [Л. 2-68]
54
П родолжение табл. 2-1
Группа	Вид труб и материал	Состояние поверхности труб и условия эксплуатации	А. ММ	Ссылка на источник		
111	Цельносварные стальные трубы	5)	Без заметных неровностей в местах соединений; изнутри покрыты лаком (толщиной слоя около 10 мм); хорошее состояние поверхности 6)	Магистральные газопроводы после многих лет эксплуатации 7)	С простой или двойной поперечной клепкой; изнутри покрыты лаком (толщиной слоя 10 мм) или без лака, но не корродированные 8)	Изнутри покрыты лаком, но не свободные от окисления; загрязненные в процессе эксплуатации на воде, но не корродированные 9)	Слоевые отложения, магистральный газопровод после 20 лет эксплуатации 10)	С двойной поперечной клепкой, не корродированные; загрязненные в процессе эксплуатации на воде 11)	Слабые отложения 12)	С двойной поперечной клепкой; сильно корродированные 13)	Значительные отложения 14)	25 лет эксплуатации на городском газопроводе, неравномерные отложения смолы и нафталина 15)	. Поверхность труб в плохом состоянии; неравномерное покрытие соединений	0,34-0,4 =0,5 0,64-0,7 0,95-г-1,0 1.1 1,24-1,5 1.5 2.0 2,04-4,0 2,4 >5,0		[Л. 2-62 [Л. 2-68 [Л. 2-61 [Л. 2-61 [Л. 2-68 [Л. 2-68 Л. 2-53 [Л. 2-68 [Л. 2-61 [Л. 2-68 [Л. 2-68 (Л. 2-61	] 1 1 1 1 1 1 1
IV	Клепаные стальные трубы	1)	Клепаные вдоль и поперек по одному ряду заклепок; изнутри покрыты лакоа (толщиной слоя 10 мм); хорошее состояние поверхности 2)	С двойной продольной клепкой и простой поперечной клепкой; изнутри покрыты лаком (толщиной слоя 10 мм) или без лака, но не корродированные 3)	С простой поперечной и двойной продольной клепкой; изнутри просмоленные или покрыты лаком (толщина слоя 104-20 мм) 4)	С четырьмя—шестью продольными рядами клепки; длительное время в эксплуатации 5)	С четырьмя поперечными и шестью продольными рядами клепки; соединения изнутри перекрыты 6)	Поверхность труб в наихудшем состоянии; неравномерное перекрытие соединений	0,34-0,4 0,64-0,7 1,24-1,3 2,0 4,0 >5,0	[Л. 2-61] [Л. 2-61] [Л. 2-61] ]Л. 2-61] [Л. 2-61] [Л. 2-61]		
V	Кровельная сталь	1) Непроолифенная 2) Проолифенная	0,024-0,04 0,104-0,15		Л. 2-43] Л. 2-43]	
VI	Оцинкованные стальные трубы	1) Чистая оцинковка, новые 2) Обычная оцинковка	0,074-0,10 0,14-0,15		Л. 2-68 Л. 2-68	
VII	Оцинкованные из листовой стали	1) Новые 2) Бывшие’в эксплуатации на воде	0,15 0,18		Л. 2-63] Л. 2-58]	
VIII	Чугунные трубы	1)	Новые 2)	Новые, битумизированные 3)	Асфальтированные 4)	Водопроводные, бывшие в эксплуатации 5)	Бывшие в эксплуатации, корродированные 6)	С отложениями 7)	Значительные отложения 8)	Очищенные после многих лет эксплуатации 9)	Сильно корродированные	0,254-1,0 0,104-0,15 0,124-0,30 1.4 1.04-1,5 1,04-1,5 2,04-4,0 0,34-1,5 До 3,0	IJ и 1 1	Л. 2-581 Л. 2-68 Л. 2-63 Л. 2-53 Л. 2-68 I. 2-63 Л. 2-68] I. 2-65 Л. 2-68] Л. 2-68] Л. 2-61	
55
П родолжение табл. 2-1
Группа	Вид труб и материал	Состояние поверхности труб и условия эксплуатации	Л, мм	Ссылка на источник
Б. Бетонные, ц е м е н т н ы е и д р у г и е трубы и каналы
I	Бетонные трубы	1)	Хорошая поверхность с затиркой 2)	Средние условия 3)	Грубая (шероховатая) поверхность	0,3+0,8 2,5 3+9	[Л. 2-68] п »
II	Железобетонные трубы		2,5	[Л. 2-47]
III	Асбестоцементные трубы	1) Новые 2) Средине	0,05+0,10 =0,60	[Л. 2-47] [Л. 2-47)
IV	Цементные трубы	1)	Сглаженные 2)	Необработанные 3)	Цементный раствор в местах соединений не сглажен	0,3+0,8 1,0+2,0 1,9+6,4	(Л. 2-65] [Л. 2-47 и Л. 2-65] |Л. 2-61]
V	Канал со штукатуркой цементным раствором	I) Хорошая штукатурка из чистого цемента со сглаженными соединениями: все неровности устранены; обработанная металлической опалубкой 2) С ожелезнением	0,05+0,22 0,5	(Л. 2-61] [Л, 2-47]
VI	Штукатурка по металлической сетке		10-15	(Л. 2-18]
VII	Каналы керамиковые соляно-глазурованные		1.4	[Л. 2-47]
VIII	Шлакобетонные плиты	•	1,5	[Л. 2-18]
IX	Шлако- и опилкоалебастровые плиты	Тщательно выполненные плиты	1,0+1,5	[Л. 2-18 и Л. 2-58]
В. Деревянные, фанерные и стеклянные трубы
I	Деревянные трубы	I) Весьма тщательно остроганные доски 21 Хорошо остроганные доски 3)	Нестроганые доски, хорошо пригнанные 4)	Более грубые доски 5)	Труб .1 из клепки	0,15 ] 0,30 0,70 1 1.0 0,6	Ориентировочно [Л. 2-68] [Л. 2-47]
II	Фанерные трубы	1) Из хорошей березовой фанеры при поперечном расположении волокон 2) Из хорошей березовой фанеры при продольном расположении волокон	0,12 0,03+0,05	(Л. 2-3] [Л. 2-3]
III	Стеклянные трубы	Чистое стекло	0,0015+ 0,010	(Л. 2-63]
56
2-4. ПЕРЕЧЕНЬ ДИАГРАММ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ ТРЕНИЯ РАЗДЕЛА II
Наименование диаграмм	Источник	Номер диаграммы	Примечание
Труба (канал). Коэффициент сопротивления трения при ламинарном режиме—.Re <2 000	Формула Гагена-Пуазейля [Л. 2-59 и Л. 2-67]	2-1	—
Труба (канал) с гладкими стенками. Коэффициент сопротивления трения при Re > 2 000	Альтшуль [Л. 2-8], Блазиус [Л. 2-57], Карман [Л. 2-27|, Конаков (Л. 2-29], Мурин [Л. 2-32], Никурадзе [Л. 2-34], Прандтль [Л. 2-40), Филоненко [Л. 2-48], Якимов [Л. 2-56]	2-2	Максимальное расхождение в X по всем формулам составляет 3-5-4»/.
Труба (канал) с равномерно-зернистой шероховатостью стенок. Коэффициент сопротивления трения при Re >2 000	Никурадзе (Л. 2-66]	2-3	Экстраполяция опытных данных
Труба (канал) с неравномерной шероховатостью стенок (технические трубы). Коэффициент сопротивления трения при Re > 2 000	Адамов [Л. 2-5], Альтшуль |Л. 2-11], Кольбрук [Л. 2-58], Лобаев |Л. 2-39], Мурин (Л. 2-32], Филоненко |Л. 2-48], Френкель [Л. 2-51]	2-4	Максимальное расхождение в А по всем формулам составляет 3^-4»/.
Труба (канал) с шероховатыми стенками. Коэффициент сопротивления трения. Режим квадра-560 \ тичного закона сопротивления 1 Кепред > -=-1	Прандтль [Л. 2-40], Никурадзе [Л. 2-66]	2-5	По расчетной ^формуле
Труба сварная со стыками. Коэффициент сопротивления трения	Шевелев [Л. 2-52]	2-6	Опытные данные Пользоваться впредь до уточнения новыми опытами
Трубы водопроводные стальные и чугунные с учетом увеличения их сопротивления в процессе эксплуатации. Коэффициент сопротивления трения	То же	2-7	Опытные данные
Рукава армированные резиновые. Коэффициент сопротивления трения	'Гольцман и Шевелев [Л. 2-46]	2-8	То же
Рукава гладкие резиновые новые. Коэффициент сопротивления трения	То же	2-9	 
Рукава гладкие армированные резиновые. Коэффициент сопротивления трения	а	•	2-10	• •
Труба из прорезиненного материала типа брезента. Коэффициент сопротивления трения	Адамов	2-11	О	9
Труба фанерная (березовая с продольными волокнами). Коэффициент сопротивления трения при турбулентном режиме	Адамов и Идельчик [Л. 2-3]	2-12	а •
57
Раздел II
2-5. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ ТРЕНИЯ
Труба (канал). Коэффициент сопротивления трения при ламинарном режиме. Re <2 000
Диаграмма 2-1
П,— периметр
. v	, AW 64
1. Круглое сечение: Х=—5-----------=•=-
•twi	Re
определяется по графику а.
2. Прямоуголяное сечение (отношение сторон ао/60 = 0— 1,0):
\ip =
а)
a. bt	0	0,1	0,2	0,4	0,6	0,8	1,0
	1,50	1,34	1,20	1,02	0,94	0,90	0,89
D„ n D ° H	0.1	0,2 0,3 0,4 0,5			0,6 0,7 0,8	1,0		
Re<2.10»
| i.O 11.40 | 1,45 | 1,47 | 1,48 | — |1,49 | — I — | 1,50 Re = 10«
fea | 1,0 |1,03 | 1,04 | 1,05 | 1,05 | 1,06 |1,06 | l,07| l,07| 1,07 Re = 105
| 1,0 Ц .02 | 1,03 | 1,04 | 1,05 | 1,05 |1,06 | 1,06| 1,06] 1,06 Re= 10»
A', | 1,0 |1,02|l ,03n| 1,04 | 1,04 | J ,0511,05 | 1,05| 1,05| 1,06 Re= 107
1, | 1,0 |1,01 | 1,02 | 1,03 | 1,03 | 1,04 |l,04 | l,04| 1,05| 1,05
Раздел If
Труба(канал) с гладкими стенками. Коэффициент сопротивления трения при Re > 2 000
Диаграмма
2-2
1. Круглое и прямоугольное сечение ss0,5 4-2,0
1)	2 000 < Re <4 000
Л определяется по графику а.
2)	4 000 < Re < 100 000
ДЯ	0,3164
Х=—-—=-Д----------- определяется по графику а.
ТИ'о / /Re
Ог
3)	любое Re > 4 000
Х =------=--------—---------- определяется по графикам а и б.
trf ±	(l.6!g Re -1,64)»
2g Dr
* 2. Кольцевое сечение: Лкол -
где k.t определяется по графику в диаграммы 2-1;
Re =-----v принимается по § 1-3, б.
Re	2-10»	2,5-10*	ЗЮ*	4-10*	5-10»	6-10’j	8-10»	10*	1,5-10*	2-10*	3-10*	4-10*	5-10*	6-10*	8-10*
X	0,052	0,046	0,045	0,041	0,038	0,036	0.033	0,032	0,028	0,026	0,024	0,022	0,021	0,020	0,019
Re X	10s 0,018	1,5-10’ 0,017	2-10’ 0,016	3-10’ 0,015 —	4-10’ 0,014 »	5-10’ 0,013	6-10’ 0,013	8-10’, 0,012	10* 0,012	1.5-10* 0,011	2-10* 0,011	3-10* 0,010	4-10* 0,010	5-10*, 0,009	8-10* 0,009
Re X
10’ 0,008
- . ... - ... _ -_т 10, 6,008 0,008 0,007 0,007 0,006 0,006
1,5-10’ 2-10’ 3-10’ 6-10’ 8-10’
4^

0,0t6
0,0ft
О,on
0,006
o,oio 0,000 0,000
0,00?
Re 14
io*
59
Раздел II
0,080
Труба (канал) с равномерно-зернистой шероховатостью стенок.
Коэффициент сопротивления трения при Re >2 000
Диаграмма
2-3
I“i + b, lg (Re V X) + с,1g Д|»
сечение:
О.О7О
0,060
О
O.OSO
0,040
0,000
0,025
0,020
0,013
0,012
0,010
0.009
графику а и табл. 2-2 (стр. 61); вели-приводятся ниже:
определяется по чипы а„ 6, и с,
4F.
lit — периметр
^кол А
1. Круглое и прямоугольное сечение э0,5-н2,0
, _ ДЯ _	I
гЧ _/ D,
дизграм-
0.0040
3 4 6 6 в 105
3 « 6 6 8 10е	2 3 4 6 6 8 10'	2 3 4 5 6 8 10s
A Re Кх	«1	Ь,	С9
3,6—10	— 0,800	2,000	0
10—20	0,068	1,130	— 0,870
20—40	1,538	0,000	— 2,000
40—191,2	2,471	— 0,588	— 2,588
>191,2	1,138	0	— 2,000
2. Кольцевое
где kt определяется по графику мы 2-1;
a>0Dr _ д
Re =------; д=-т—; Д— средняя высота высту-
V
пов шероховатости, принимается по-табл. 2-1;
» принимается по § 1-3,6.
ри Д<Д,11)едОг X определяется по диаграмме 2-2, где пред S 17,85 Re
0,0010 qooolF 0,0006
шшвшии
0,0002
О.ООО1
О.ОО8
г з 4 s 6 8 10*
60
Труба (канал) с равномерно-зернистой шероховатостью стенок. Коэффициент сопротивления трения при Re>2000 (продолжение диаграммы 2-3)
Раздел II
Т аблица 2-2
Значения X.
Re	2-10*	4-10»	6-101	10‘	. 2-10»	4.10*	6-10*	10»	2-10»
0,05	0,056	0,060	0,063	0,069	0,072	0,072	0,072	0,072	0,072
0,04	0,053	0,053	0,055	0,060	0,065	0.065	0,065	0,065	0,065
0,03	0,048	0,046	0,046	0,050	0,056	0,057	0,057	0,057	0,057
0,02	0,048	0,042	0,041	0,042	0,044	0,048	0,049	0,049	0,049
0,015	0,048	0,042	0,038	0,037	0,039	0,042	0,044	0,044	0,044
0,010 0,008	0,048 0,048	0,042 0.042	0,038 0,038	0,033 0,033	0,032 0,030	0,035 0,032	0,036 0,033	0,038 0,035	0,038 0,035
0.006	0,048	0,042	0,038	0,033	0,028	0,028	0,029	0,030	0,032
0,004	0,048	0,042	0,038	0,033	0,027	0,025	0.025	0,026	0,028
0,002	0,048	0,042	0,038	0,033	0,027	0,023	0,021	0,021	0,021
0,001	0,048	0,042	0,038	0,033	0,027	0,023	0,021	0,018	0,017
0,0008	0,048	0,042	0,038	0.033	0,027	0,023	0,021	0,018	0,016
0,0006	0,048	0,042	0,038	0.033	0,027	0,023	0,021	0,018	0,016
0,0004	0,048	0,042	0,038	0,033	0,027	0,023	0,021	0,018	0,0i6
0,0002.	0,048	0,042	0,038	0,033	0,027	0,023	0,021	0,018	0,016
0.0001	0,048	0,042	0,038	0,033	0,027	0,023	0,021	0,018	0,016
0,00005	0,048	0,042	0,038	0.033	0,027	0,023	0,021	0,018	0,016
Значения X
\ Re	4.10»	6-10»	10»	2.Ю»	4J0*	6-10»	10»	240’	>10»
0,05	0,072	0,072	0,072	0,072	0,072	0,072	0,072	0,072	0,072
0,04	0,065	0,065	0,065	0,065	0,065	0,065	0,065	0,065	0,065
0,03	0,057	0,057	0,057	0,057	0,057	0,057	0,057	0,057	0,057
0,02	0,049	0,049	0,049	0,049	0,049	0,049	0,049	0,049	0,049
0,015	0,044	0,04*1	0.044	0,044	0,044	0,044	0,044	0,044	0,044
0,010	0,038	0,038	0,038	0,038	0.038	0,038	0.038	0.038	0,038
0,008	0,035	0,035	0,035	0,035	0.035	0,035	0,035	0,035	0,035
0,006	0,032	0,032	0,032	0,032	0,032	0,032	0,032	0,032	0,032
0,004	0,028	0,028	0,028	0,028	0,028	0,028	0,028	0,028	0,028
0,002	0,022	0,023	0,023	0,023	0,023	0,023	0,023	0,023	0,023
0,001	0,018	0,018	0,020	0,020	0,020	0,020	0,020	0,020	0,020
0,0008	0,016	0,017	0,018	0,019	0,019	0,019	0,019	0,019	0,019
0,0006	0,015	0,016	0,017	0,017	0,017	0,017	0,017	0,017	0,017
0,0001	0,014	0,014	0,014	0,015	0,016	0.016	0,016	0^016	0,016
0,0002	0,014	0,013	0,012	0,012	0,013	0,014	0,014	0,014	0,014
0,0001	0,014	0,013	0,012	0,011	0,011	0,011	0,012	0,012	0,012
0,00005.	0,014	0,013	0.012	0,011	0,010	0,010	0,010	0^010	o'oi 1
61
Раздел 11
Диаграмма
2-4
Труба (канал) с неравномерной шероховатостью стенок (технические трубы). Коэффициент сопротивления трения при Re >2 000
О,О8Ог-т
-Л 0,070
или в пределах Д = 0,000034-0,0125:
As 0,1
<1,4бД
у	ке
0.25
определяется по графику а или табл.
2. Кольцевое сечение:
^•кол
где йа определяется по графику woDr — Д
Re =------: Д = д- ; Д — средняя

2-3 (стр. 63).
в диаграммы 2-1;
высота выступов
шероховатости, принимается по табл 2-1; v принимается по § 1-3,6.
При Д<Дпред2>г X определяется по диаграмме 2-2; Дпред определяется по графику 6 в зависимости от Re.
Л ЛЯ?
О,ОМ
О.ОЗОХ
0,0000 77Т
о.ог5
0.020
О,О/8
0,0002
0,000/
о.а/г
O.OOOOS
0,0/0
0,009
0,008 г
о,оого
о,оого
3 9 S 6 8 70*
0,0008___
0,0006'
7 о,оооч
3 9 S6 8 70*	2 3 9 S6 8 10е	2 3 4 56 6 70т	2 3 4 S6 8 70*
J
S60
пред
62
Труба (канал) с неравномерной шероховатостью стенок (технические трубы). Коэффициент сопротивления трения при Re = 2000	Раздел II
(продолжение диаграммы 2*4)	Таблица
—	2-3
Значения X.
Re	3-10»	4.10»	«•10»	10»	2-iO4	4’(0*	в.10*	10*	аГ 2- io»
0,05	0,077	• 0,076	0,074	0,073	0,072	0,072	0,072	0,072	0,072
0,04	0,072	0,071	0,068	0,067	0,065	0,065	0,065	0,065	0.G65
0,03	0,065	0,064	0,062	0,061	0.059	0,057	0,057	0,057	0,057
0,02	0,059	0,057	0,054	0,052	0,051	0,050	0,049	0,049	0,049
0,015	0,055	0,053	0,050	0,048	0.046	0,045	0,044	0,044	0,044
0,010	0,052	0.049	0,046	0,043	0,041	0,040	0,039	0,038	0,038
0.008	0,050	0,047	0,044	0,041	0,038	0.037	0.036	0,035	0,035
0,006	0,049	0,046	0,042	0,039	0,036	0,034'	0,033	0,033	0,032
0.004	0,048	0,044	0,040	0,036	0,033	0,031	0,030	0,030	0,028
0.002	0,045	0,042	0,038	0,034	0,030	0,027	0,026	0,026	0,024
0,001	0,044	0,042	0,037	0,032	0.028	0,025	0,024	0,023	0,021
0,0008	0,043	0,040	0,036	0,032	0,027	0,024	0,023	0,022	0,020
0,0006	0,040	0,040	0,036	0,032	0,027	0,023	0,022	0,021	0,018
0.0004	0,036	0,040	0,036	0,032	0,027	0,023	0,022	0,020	0,018
0,0002,	0.036	0,040	0,036	0,032	0,027	0,022	0,021	. 0,019	0,017
0,0001	0,036	0,040	0,036	0,032	0,027	0,022	0,021	0,019	0,017
0,00005	0,036	0,040	0,036	0,032	0,027	0,022	0,021	0,019	0,016
0.00001	0,036	0,040	0,036	0,032	0,027	0,022	0,021	0,019	0,016
0,000005	0,036	0,040	0,036	0,032	0,027	0,022	0,021	0,019	0,016
Значения X
X. Re д \ 4-Dr \	4-10»	в.10»	10»	2-10»	<• 10»	6.10»	10’	8-10»	>10»
0,05	0,072	0,072	0,072	0,072	0,072	0,072	0,072	0,072	0,072
0,04	0,065	0,065	0,065	0.065	0,065	0,065	0,065	0,065	0,065
0.03	0,057	0,057	0,057	0,057	0,057	0.057	0,057	0.057	0,057
0,02	0,049	0,049	0,049	0,049	0,049	0.049	0,049	0,049	0,049
0,015	0,044	0,044	0,044	0,044	0.044	0,044	0,044	0,044	0,044
0,010	0,038	0,038	0,038	0,038	0,038	0,038	0,038	0,038	0,038
0,008	0,035	0,035	0,035	0,035	0,035	0,035	0,035	0,035	0,035
0,006	0,032	0,032	0,032	0,032	0,032	0,032	0,032	0,032	0,032
0,004	0,028	0,028	0,028	0,028	0,028	0,028	0,028	0,028	0,028
0,002	0,024	0,023	0,023	0,023	0,023	0,023	0,023	0,023	0,023
0,001	0,021	0,020	0,020	0,020	0,020	0,020	0,020	0,020	0,020
0,0008	0,020	0,019	0,019	0,019	0.019	0,019	0,019	0.019	0,019
0,0006	0,018	0,018	0,017	0,017	0,017	0,017	0,017	0,017	0,017
0,0004	0,017	0,017	0.016	0,016	0,016	0,016	0,016	0.016	0,016
0,0002	0,016	0,015	0,015	0,014	0,014	0,014	0,014	0,014	0,014
0,0001 "	0,015	0,014	0,013	0,013	0.012	0,012	0,012	0,012	0,012
0.00005	0,014	0,013	0,013	0,012	0,011	0,011	0,011	0,011	0,011
0,00001	0,014	0,013	0,012	0,011	0,010	0,009	0,009	0,009	0,009
0,000005	0,014	0,013	0,012	0,011 •	0,009	0.009	0,009	0.008	0,008
63
Труба (канал) с шероховатыми стенками. Коэффициент сопротивления /	56О\ трения. Режим квадратичного закона сопротивления (Re >— ) \ пред д J	Раздел II
	Диаграмма 2-5
П, — периметр
I. Круглое и прямоугольное сечение
D
ur ~ n. -
определяется по кривое Х=^(Д).
2. Кольцевое сечение
\сол =
где k, определяется по графику в на диаграм-, ме 2-1;
______Д_
д— Dr; Д— средняя высота выступов шеро-
ховатости, принимается по табл. 2-1;
\ принимается по § 1-3, б.
_ Д д~Ог X	0,00005 0,010	0,0001 0,012	0,0002 0,013	0,0003 0,014	0,0004 0,015	0,0005 0,016	0,0006 0,017	0,0007 0,018	0,0008 0,018	0,0009 0,019	0,001 0,020	0,002 0,023	0,003 0,026
Д Д- Dr X	0,004 0,028	0,005 0,031	0,006 0,032	0,008 0,035	0,010 0,038	0,015 0,044	0,020 0,049	0,025 0,053	0,030 0,057	0,035 0,061	0,040 0,665	0,045 0,068	0,050 0,072
64	5—65
Раздел 11
Диаграмма
2-6
Труба сварная со стыками. Коэффициент сопротивления трения
'ст	4	8	12	16	20	24	30
kt	0,30	0,45	0,58	0,68	0,78	0,87	1,00
г	W	. 'ст , у >
С —	2 — гИ Л "Ь '"ст/ •
X U0 СТ/ ~2g
где z — число стыков на участке;
X—коэффициент сопротивления трения, опре-waDa _____________________________________
делаемый в зависимости от Re = - и Д =
— Д/£>0 по диаграммам 2-2—2-5;
Сст— коэффициент сопротивления одного стыка: 'ст
О при ^~<30
2g
где kt определяется по графику га) в 'ст у .
висимости от -р— ; £д определяется d графику б) в зависимости от р •’
'ст
2) при -д-	30
/=_^_ = с 'ст	•
7й о
~2g~
за-
по
d	0,01	0,02	0,03	0,04	0,05	0,06	0,07	0,08	0,09	0,10	
	0,015	0,035	0,06	0,09	0,13	0,17	0,27	0,26	0,32	0,38	
-9
5-655
65
Раздел 11
Диаграмма
2-7
Трубы водопроводные стальные и чугунные с учетом увеличения их сопротивления в процессе эксплуатации. Коэффициент сопротивления трения
I. Re=	9,2-1О’До:
,	/1,5.)О-’ , 1 чо.З
Л = I---------'"Re") определяется по графикам X = f(Re, До)
2. Re >9,2-10’0,:
_ °-021
— г)0.з определяется по графикам X=f(Re, О,) ио
(О, — в метрах); » принимается по § 1-3,6
- Значения X
	Re															
jMM	3.10*	4-10»	6.10»	8-10»	10*	2-10*	4-10«	610»	8-10‘	10»	2.10»	4-10»	6-10»	8-10»	10*	2-10*
10	0,101	0,094	0,088	0,086	0.084	0.084	0,084	0,084	0,084	0,084	0,084	0,084	0,084	0,084	0,084	0,084
25	—	—	0.081	0,076	0,072	0.065	0,064	0,064	0,064	0,064	0,064	0.064	0,064	0,064	0,064	0,064
50	—	—	—	0.072	0,068	0,059	0,053	0,052	0,052	0,052	0,052	0.0Й2	0,052	0,052	0,052	0,052
100	—	—	—	——			0,055	0,048	0,045	0,042	0,0421	0,042	0,042	0,042	0,042	0,042	0,042
200	—	—	—		—-		0.045	0,041	0,038	0,037	0,034	0,034	0,034	0,034	0,034	0,034
400	—•	——	—	-1—		—	—-	0.039	0,036	0,035	0,030	0,028	0.028	0,028	0,028	0,028
800	——	—	—					-			—		0,033	0,028	0,023	0,023	0,023	0.023	0.023
1 400	—	—	—	—	—	—	—	—	—	—	0,027	0.023	0,021	0,021	0,020	0,019
66
Рукава армированные резиновые. Коэффициент сопротивления трения. Re = . JPacq > 4-10’ V	Раздел II
	Диаграмма 2-8
№>о «раса ’
~2g
где Л определяется в зависимости от условного диаметра <7усл по графику а);
^расч — расчётный диаметр, определяемый в зависимости от внутреннего давления />ати при различных г/усл по графику б);
ч принимается по §1-3,6.
Характеристика рукава	'
Внутренний условный диаметр </усл, мм . . Спираль—0 проволоки, мм . 		 Шаг, мм . . . .		25 2,8 15,6	32 2,8 15,6	38 2.8 17,6	50 3,0 20,0	65 3.4 20,8
Тканевая прокладка толщиной 1,1 мм, шт. . Резиновый слой, леи	....	1 1.5	1 1,5	1 2,0	1 2,0	1 2,0
Спираль хлопчатобумажная, диаметр, мм . .	1.8	1.8	1.8	1.8	1.8
Резиновый слон, мм 		1.5	1.5	1.5	1.5	1,5
Тканевая прокладка толщиной в 1,1 мм, шт.	2	2	2	2	3
67
Рукава гладкие резиновые. Коэффициент сопротивления трения	Раздел 11
	Диаграмма 2-9
ля I
1^ ~ ~ rfpacn '
где
, А
Л. = " 0265 определяется по Re
кривой X=f(Re) на графике а); А — 0,38 4- 0,52 - в пределах ш«^расч
Re=——=50004- 120 000 ив
Характеристика рукава
Внутренний условный диаметр dyc„, мм..........
Резиновый слой (внутренний), леи .............
Тканевая прокладка, толщиной 1,1 мм, шт. . . .
Резиновой слой (наружный), мм............
зависимости от качества рукавов;
^расч —расчетный диаметр, определяется в зависимости от внутреннего давления рати по графику б);
ч принимается по § 1-3,6.
Рукава гладкие армированные, резиновые. Коэффициент сопротивления трения	Раздел И Диаграмма 2-10
^ати	Re	4-10*	6-10*	8-10*	10»
0,25		0,03	0,03	0.03	0,03
0,5		0.04	0.03	0.03	0,03
1.0		0.05	0.05	0,05	0.04
1.5		0.07	0,07	0.07	0. 7
2,0		0.09	0.09	0.09	0.09
2,5		0.11	0,11	0.11	0,11
1.4.К?	2-10»	2,5*10*	4-10»
0,03	0.03				
0,03	0,03	0,03	0,03
0,1 4	0,04	0.04	0.03
0.07	0.06	0,06	0.05
О.09	0.08	0.08	0.07
0.11	0.11	0.11	—
dpac4
где Л определяется по кривым A=f(Re, rf , palll) на графиках а);
tZpaC4—расчетный диаметр, определяется в зависимости от среднего внутреннего давления рат1| по графикам 6);
/ист =
где k определяется в зависимости от среднего внутреннего давления />ат11 по графику в);
™<4усл
Re =------; v принимается по § 1-3,6.
\ Re /’ати\.	2,5-10*	4.10*	6-10*	8-10*	10»	1.4-10»	2-10»	2.5-10»	4-10»	6-10»
0.26	0.03	0,03	0,03	0.02	0,02	0,02							
0,5	—	0,03	0.03	0,03	0,02	0.02	0.02	0.02	—	__
1.0	——				0.03	0.03	0,03	0,03	0.02	0.02	0.02	__
1.5	—	—	0.03	0.03	0,03	0.03	0.03	0.03	0.03	0.02
2.0		—	0.05	0.05	0,04	0,01	0.04	0,04	0,04	о.оз
2.5	—	—	—	0.06	0.06	0.00	0,05	0.05	0,05	—
а)
69
Труба из прорезиненного материала типа брезента. Коэффициент сопротив-	Раздел 11
	Диаграмма
ления трения	
	2-11
к _ ЛИ- = г (I j где z — число патрубков (соединений); ’~ywo ~ \ Do	ie — длина одного патрубка;
2g
s ДЯ
X = —5—;— определяется по графику а) для zc
2g 'D,
разных степеней натяжения т^убы;
ДЯ
5С = —2" определяется по графику б\
„ w<>Da
Re =—-—; ч принимается по § 1-3,6.
Раздел И
Труба фанерная (березовая с продольными волокнами). Коэффициент сопротивления при турбулентном режиме
Диаграмма 2-12
1) Круглое сечение:
Х =
определяется покривим X = f(Re)
Д/7
Т®о I Ч ог для-различных Д; - " Д Д=-р~;Д—средняя высота выступов шероховато-ui,Dr сти принимается по табл. 2-1; Re =.-—;
v ч принимается по § 1-3, б
д	Re													
	2-10*	3-10*	4-io*	6-ю*	-8-I0* |	10“	1,5-10“	2-10“ |	3-10“ |	4-10“ |	6-10“	8-10“	10“	2-10*
0,00140	0,030	0,028	0,027	0,025	0,024	0,023																
0,00055			—	—	0,021	0,021	0,019	0,018	0,017	0,018	0,018	—	—	—	—
0,00030			—	—			—	0,018	0,017	0,017	0,016	0,016	0,016	—	—.	—
0,00015					—					0,018	0,017	0,016	0,015	0,014	0,014	0.014	0,013	—-
0,00009	—	—	—	—	—	0,018	0,017	0,016	0,014	0,014	0,013	0,012	0,012	0,011
РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
ВХОД ПОТОКА В ТРУБЫ И КАНАЛЫ (коэффициенты сопротивления входных участков)
3-1. ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Fo — площадь наиболее узкого сечения входного участка, м2;
Ft— площадь наиболее широкого сечения входного участка, м2;
ForB— площадь живого сечения (суммарная площадь отверстий) решетки, сетки или шайбы, м2;
Fp— площадь фронта решетки, сетки, шайбы, м2;
Fc — площадь поджатого сечения струи при входе в канал, отверстие, м2; — площадь одного отверстия решетки, сетки, №;
_ А
f =	— коэффициент живого се-
'р
чения решетки, сетки, шайбы;
ft
п=у — степень сужения сечения трубы (канала);
Fc
* = р--коэффициент заполне-
ния сечения струи (коэффициент сжатия струи);
Ио — периметр поперечного сечения соответственно трубы (канала) и отверстия решетки (шайбы), м:
De, Dt, D0T0, Dc~ диаметры соответственно наиболее узкого и наиболее широкого сечений участка, отверстия решетки (сетки или шайбы) и поджатого сечения струи при
входе в канал (отверстие), м;
Dr — гидравлический диаметр (учетверенный гидравлический радиус) сечения трубы (канала), м;
dr — гидравлический диаметр отверстия решетки (сетки, шайбы), м;
— ширина щели стандартной жалюзийной решетки, расстояние между перьями жалюзи в перпендикулярном к их осям направлении, м;
b — расстояние от обреза входного участка до стенки, в которую заделана труба (капал), м‘, h—расстояние экрана от входного отверстия трубы (канала), м.\
I — длина сужающегося входного участка (конического раструба), глубина каналов отверстий решетки; м:
г — радиус закругления кромки входного участка (кругового коллектора), краев отверстий обычной решетки и стандартной жалюзийной решетки, м;
— толщина стенки (кромки) входного участка, лг, а — центральный угол сужения входного участка (конического раструба) или среза отверстия решетки (шайбы);
72
ш0, wlt шотв, wc— средняя скорость потока соответственно в наиболее узком и наиболее широком сечениях участка, в отверстиях решетки (сетки или шайбы) и в поджатом сечении струи, м[сек\
&Н — потеря давления (сопротивление) в участке, кГ/м2;
С — коэффициент сопротивления входного участка.
3-2. ПОЯСНЕНИЯ И ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ
1.	При входе потока в прямую трубу (канал) постоянного поперечного сечения (рис. 3-1) явление определяется двумя параметрами: относительной толщиной ~ стенки входной кромки трубы и относительным расстоянием от обреза трубы до стенки, в которую она заделана.
Максимальное значение коэффициента сопротивления С прямого входного участка получается при совершенно острой кромке ^'=0j и удалении обреза трубы от стенки, в которую она заделана, на бесконечно большое расстояние сю V В этом случае С = \"г	)
= 1,0.
Минимальное значение коэффициента сопротивления С, которое может быть достигнуто при утолщении входной кромки, равно 0,5. Такое же значение С получается при заделке обреза трубы заподлицо со стенкой
Влияние стенки на коэффициент сопротивления входа практически ваться уже при > 0,5.
иг
ответствует входу потока обрез которой бесконечно
2.	При входе в прямую трубу (канал) поток обтекает кромку входного отверстия, но при недостаточно закругленной форме входного отверстия поток по инерции открывается вблизи входа от внутренней поверхности (рис. 3-1). Этот отрыв потока и вызванное им вихреобразование являются основными источ-
перестает сказы-Эгот случай со-в трубу (канал), удален от стенки.
Рис. 3-1. Схема потока при входе в прямую трубу из неограниченного пространства.
никами потерь давления при входе. Отрыв потока от стенок трубы влечет за собой уменьшение • поперечного сечения (сжатие) струи. Для прямого входного отверстия с острой громкой коэффициент заполнения се-чения (коэффициент сжатия) е = тг в случае *о
турбулентного течения равен 0,5.
3.	Утолщение, срез или закругление стенки входного участка, а также близкое расположение обреза трубы (канала) от стенки, в которую эта труба заделана, приводят к тому, что поворот потока вокруг входной кромки получается более плавным, и зона отрыва потока уменьшается, благодаря чему умень
шается и сопротивление входа.
4. Наиболее значительное уменьшение сопротивления имеет место в случае входа потока через плавный коллектор, очерченный по дуге кривой (круга, лемнискаты и др., рис. 3-2, а). Так, например, для кругового коллектора с относительной величиной ра-
диуса закругления
/Г=0’2
коэффициент со-
до 0,04 — 0,05 О (острая кром-
противления ч снижается вместо ч=1,0 при 7у-=7у-1=
ка).
5. Сравнительно малое сопротивление со-
здается также при входе потока через коллекторы с прямыми образующими, оформленные в виде усеченного конуса (рис. 3-2,6, в) или в виде суживающихся 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 от относительной длины Каждой длине кони-
£>Г
ческого коллектора соответствует свое оптимальное значение а, при котором коэффициент сопротивления С принимает минимальное значение. Практически оптимум а для
73
Рис. 3-4. Входной участок с экраном впереди входа.
Рис. 3-2. Схемы плавных входных участков.
4 — коллектор, очерченный по дуге круга; бив — конфузор (усеченный конус); г — переходной участок.
7. Установка впереди входного участка экрана (стенки, рис. 3-4) на относительном
расстоянии _-иг
0,8— 1,0
повышает сопро-
тивление входа, и тем значительнее, чем ближе придвинут в этих пределах экран ко входному отверстию трубы (канала), т. е.
чем меньше ~ .
Коэффициент сопротивления входных участков с различной толщиной, с закругленными или со срезанными кромками входа и не
заделанных в стенку при наличии экрана может быть определен по приближенной формуле автора [Л. 3-3]:
широкого диапазона 4------порядка 0,1 — 1,0 —
' г
лежит в пределах 40 — 60э. При этих углах и, например, при относительной длине ^-=0,2 коэффициент сопротивления полу
чается равным всего лишь 0,2.
6. При заделке входного участка в торцовую стенку под углом 6 (рис. 3-3) сопротивление входа повышается. Коэффициент
сопротивления при этом определяется по формуле Вейсбаха (Л. 3-15]:
ДЯ
~ Тшо 2g
(3-2)
пг ’
где С — коэффициент, учитывающий влияние формы входной кромки и определяемый как С входа ш диаграммам 3-1, 3-3 и 3-5;
о, — коэффициент, учитывающий влияние экрана и определяемый по кривой за-
висимости а
на диаграмме
С = -^-=0,5 + 0,3 cos 8 4- 0,2 cos’8 (3-1)
Y^o
2g
3-8.
Коэффициент сопротивления плавных коллекторов, заделанных заподлицо со стенкой
74
Рис. 3-5. Схематическая картина потока при внезапном сужении.
при наличии экрана, определяется по кривым	па диаграмме 3-4.
8.	Во входных участках, в которых осуществляется внезапное сужение, т. е. внезапный переход от ббльшего сечения с пло щадью Ft к меньшему сечению с площадью Fo (рис. 3-5), явление аналогично тому, что имеет место в прямом входе из бесконечно большого объема. Только здесь при больших числах Рейнольдса 'Re —	> 1O'Jкоэффициент
сопротивления зависит от отношения плота-
• F
дей jr. Этот коэффициент вычисляется по следующей формуле автора [Л. 3-1]:
2g
где С'—коэффициент смягчения входа, зависящий от формы входной кромки узкого канала и определяемый как С входа по диаграммам 3-1, 3-3, 3-5 и 3-6.
В случае заделки входной кромки узкого канала заподлицо с торцовой стенкой канала более широкого сечения (рис. 3-6, а) коэффициент сопротивления может изменяться в пределах С = 0—0,5, а в случае выдвижения этой кромки вперед (насадок Борда, рис. 3-6,6) в пределах ч = 0—1,0.
9.	При числах Рейнольдса в пределах 10 < Re < 10* коэффициент сопротивления входа с внезапным сужением зависит не f только от отношения площадей , но и от числа Рейнольдса, а в пределах Re <10— только от этого числа.
Значения С внезапного сужения с заделкой узкого входного сечения заподлицо со стенкой могут быть определены при 10< <Re<10'1 по данным Карева [Л. 3-5], приведенным на диаграмме 3-10, а при Re<10— по обычной формуле сопротивления при ламинарном режиме:
АН _ .4
7% Re’
2g
(3-4)
где по опытам Карева [Л. 3-5] Л = 27.
10.	Сопротивление суживающегося участка можно значительно уменьшить при осуществлении перехода от широкого сечения к узкому плавно с помощью коллектора, прямолинейного или криволинейного конфузора (рис. 3-7). По мере увеличения плавности перехода потери на сужение уменьшаются. При совершенно плавном сужении сечения, когда угол сужения очень мал или длина суживающегося участка достаточно велика, а также
в,
Рис. 3-6. Внезапное сужение.
a — входная кромка трубы меньшего сечения заделана запод-лицо с торцевой стенкой трубы большего сеченая: б — входная кромка трубы меньшего сеченил—выдвинута вперед.
75
Рис. 3-7. Конфузоры. а — прямолинейный; б — криволинейный.
когда этот участок имее’" очень плавную криволинейную образующую, поток не отрывается от стенок, и потери давления сводятся только к потерям на трение.
11.	Коэффициент сопротивления прямолинейного конфузора (рис. 3-7, а) в общем случае может быть приближенно определен по формуле
<3-5’
2g
где первый член правой части определяется как для формулы (3-3); второй член Сгр определяется как коэффициент сопротивления трения диффузора с теми же геометрическими параметрами, что и для конфузора, по диаграммам 5-2 — 5-4.
Коэффициент сопротивления плавного криволинейного конфузора (рис. 3-7,6) определяется или как коэффициент сопротивления трения криволинейного диффузора, приведенного па диаграмме 5-7, или более приближенно, как коэффициент трения прямолинейного конфузора с теми же степенью сужения и длиной, по данным диаграмм 5-2 — 5-4:
— г
~ ’Т₽’
2g
(3-6)
12.	Коэффициент сопротивления входных участков зависит также от места и способа
76
заделки их в стенке. В частности, малый коэффициент сопротивления может быть достигнут при установке перед входным отверстием входного участка кольцевого ребра или кольцевого уступа, охватывающего отверстие (рис. 3-8).. Если кромка ребра или уступа острая, то при входе в образованный этими устройствами расширенный участок поток отрывается от его поверхности. Возникающий же в срывной области вихрь способствует плавному, безотрывному втеканию потока в основной входной участок трубы. В результате сопротивление входа значительно снижается.
Оптимальные размеры расширенного участка, в котором образуется вихревой коллектор, должны близко соответствовать размерам вихревой области до наиболее сжатого сечения струи при входе в прямую трубу с острыми кромками и соответственно в трубу, заделанную заподлицо со стенкой. И действительно, по опытам Ханжонкова [Л. 3-11] минимальный коэффициент сопротивления sO, 10 для случая ребра получен при -4-3 0,25 и ~^1.3 а для случая уступа — при 4~=О,2 и -^3 1,2.
и*
Значения С при различных других способах заделки входных участков (в торцовой стенке или между стенками) приведены на диаграммах 3-11 и 3-12.
13.	При боковом входе потока через первое отверстие (щель) в сборный трубопровод постоянного сечения потери давления значительно больше, чем при прямом входе. При этом сопротивление одностороннего входа существенно меньше, чем двухстороннего, через два отверстия, расположенных с двух противоположных сторон (см. диаграмму 3-13).
На последней диаграмме приведены коэффициенты сопротивления бокового входа в трубопровод круглого сечения через боковую щель постоянной высоты h = 0,875Dl) (по опытам автора).
Для прямоугольного трубопровода, а также для щелей с иной относительной высотой коэффициент сопротивления бокового входа может несколько отличаться от значений, приведенных на диаграмме 3-13*. .
14.	Вход через боковые отверстия применяется часто в вентиляционных шахтах прямоугольного сечения. Для предохранения от попадания осадков отверстия снабжаются жалюзийными решетками. Коэффициент сопротивления таких шахт зависит также не только от относительной площади отверстий, но и от их взаимного расположения. На диаграммах 3-14 и 3-15 приведены коэффициенты сопротивления приточных шахт с боковыми отверстиями, по-различному расположенными друг относительно друга. При этом значения С даны для отверстий как с неподвижными жалюзийными решетками, так и без
них.
15. Сопротивление приточных шахт с прямым входом, но снабженных зонтами (см. диаграмму 3-16), аналогично сопротивлению обычных входных участков с экранами. Для
нормальных вентиляционных шахт круглого сечения, у которых относительная толщина 5, входных кромок лежит в пределах от 0,01 до 0,002, можно пренебречь влиянием этого параметра и принимать значение коэффициента сопротивления С для всех шахт, как имею-
щих острую кромку.
й Рг
Практически относительное расстояние между зонтом-колпаком и входной кром
кой шахты может быть принято равным 0,4. Увеличение этого расстояния вызывает необ-
* В настоящее время проводятся более .подробные исследования таких входов.
Рис. 3-9. Вход потока в прямой участок: а — через шайбу; б — через решетку; Готв — живое сечение.
ходимость устройства зонта-колпака чрезмерно больших размеров ввиду возможности попадания в шахту атмосферных осадков.
Из всех имеющихся конструкций приточных шахт следует рекомендовать шахту с коническим участком (диффузором) на входе. Эта шахта отличается минимальным коэффициентом сопротивления ^ = 0,48 ]Л. 3-9].
16. Коэффициент сопротивления входного участка через шайбу или решетку (вход с внезапным расширением — F1 = oo, рис. 3-9) при Re =	> 104 в общем случае (лю-
бая форма краев отзерстия и любая толщина) вычисляется по приближенной формуле автора [Л. 3-2 и 3-3]:
C = -^-=lr + (l-7)‘ + t(l-f) +
7^о I
2g
(3-7> drJ М
где С'—коэффициент смягчения входа, определяемый как ч входных участков с торцовой стенкой по диаграммам 3-1 —3-3 и 3-6;
х — коэффициент, учитывающий влияние толщины стенки „ решетки (шайбы), формы входной кромки отверстия и условия протекания потока через отверстие;
1 — коэффициент сопротивления единицы относительной длины (толщины решетки), определяемый в зависимости от Re и А=т- по диа-
(L р
граммам 2-2—2-5;
77
_ л
отв—коэффициент] живого сечения ре-щетки, шайбы.
17. Общий случай входа через шайбу или решетку приводится к ряду частных случаев: а) острые края отверстий
которых Г = 0,5 и с = 1,41, а выражение (3-7) приводится к следующей формуле автора [Л. 3-1 -3-3]:
sOj , при
? =-^- = (1,707 - fy 1 =(Ь™ __ 1V; f1 \ f J
2g
(3-8)
(график а) на диаграмме
б) утолщенные края отверстий, при этом коэффициент С' = 0,5, а т определяется по кривой t = /^ 3-17*;
в) срезанные по потоку или закругленные края отверстий, при которых принимает-
ся Z-/-=0, а т = 2|/ч; в
Up
чаем1:
результате
полу-
=	(3-9)
•2g
где при срезанных по направлению потока краях отверстий коэффициент С определяется как С конического коллектора с торцо
вой стенкой в зависимости от угла сужения а и относительной длины по графике
ку б диаграммы 3-17. При закругленных краях отверстий коэффициент С' определяется, как С кругового коллектора с торцовой
стенкой в зависимости о*г ~ dr
по графику в
той же диаграммы.
18. При Re < 10s и острых краях отверстий коэффициент сопротивления входа через решетку или шайбу вычисляется по формуле, предложенной автором (Л. 3-4]:
=[с,+ „"(!.707
(3-Ю)
* Расчет по пп. .6“ и „в* можно производить, практически начиная с Re = 10* н более.
78
где <р — коэффициент скорости истечения потока из отверстия с острыми краями, зависящий от Re и f;
е^е — коэффициент заполнения сечения
отверстия с острыми краями при р
зависящий от Re;
F о
=	— 1) определяется по кривой
C? = A(Re,f) на графике а) диаграммы 4-11;
—Re__0,342
е° — (^7
определяется по кривой %е=
= fa(Re) на том же графике а).
При Re < 10s и утолщенных краях отверстий коэффициент сопротивления входа'через решетку или шайбу вычисляется по формуле
: = 7^ =	-Но"] °А+
2g

(3-11)
19.	В случае установки сетки на входе потока суммарный коэффициент сопротивления может быть приближенно определен как сумма отдельных коэффициентов сопротивления сетки и входа, т. е.
Mi
2g
п1
'(3-12)
где С — коэффициент сопротивления входа без сетки, определяемый как С при данной форме входной кромки по соответствующим графикам диаграмм 3-1 —3-6;
^. — коэффициент сопротивления сетки, определяемый как Z по соответствующим графикам на диаграмме 8-6;
п — ^ — отношение площади сечения в ме-сте установки сетки к площади узкого сечения входного участка.
20.	Коэффициент сопротивления неподвижной жалюзийной решетки зависит как от ее ко-
_	/7
эффициента живого сечения f = так йот Гр
относительной глубины каналов —. При bi
этом для каждого коэффициента живого сечения решетки существует оптимальная ве-
личина относительной глубины , при ко-
X*1'опт
торон получается минимальный коэффициент сопротивления. Поэтому рекомендуется решетки, как правило, брать с оптимальными значениями Для определения этой величи-й|
ны можно пользоваться формулой1
I) «.11(1-7).
1 /опт
• (3-13)
21.	В стандартных решетках с неподвижными жалюзи входные кромки перьев срезаются по вертикали (рис. 3-10,а). Однако с точки зрения сопротивления выгоднее применять жалюзи с входными кромками, срезанными по горизонтали (рис. 3-10,6). Уменьшение сопротивления при этом достигает 4О«/о (Л. 3-13].
22.	Для вычисления коэффициента сопротивления решеток с неподвижными жалюзи при установке их на входе в канал могут быть предложены следующие формулы1:
Рис. 3-10. Неподвижная жалюзийная решетка.
а —перья срезаны по вертикали (стандартная решетка): 6 — перья срезаны по горизонтали (улучшенная решетка).

С = -^- = А [о,85 + ( 1 - f уРУ+
2g
(%)+*' <3-|5>
1 Формула получена на основании обработки данных Бевнер’ [Л. 3-13].
1 Эти формулы удовлетворительно согласуются с опытными данными Бевиер [Л. 3-13] н Кобб (Л. 3-14].
£=1,0 —для стандартной решетки (входные кромки срезаны вертикально); £=0,6— для улучшенной решетки (входные кромки срезаны горизонтально); Л —коэффициент сопротивления трения единицы относительной длины (глубины) каналов жалюзи, определяе-..	Г> “’отв \
мыи в зависимости от ке =—-— по диаграммам 2-1 -2-5;
отв—коэффициент живого сечения ре-щетки (см. диаграмму 3—21, стр. 99).
3-3. ПЕРЕЧЕНЬ ДИАГРАММ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ РАЗДЕЛА III
		Номер	
Нанменопание диаграммы	ИСТОЧНИК	диаграммы	Примечание
Вход прямой в трубу (канал) с постоянным попереч-	Идельчик	3-1	Часть кривых получена при-
ным сечением. Re>10*	[Л. 3-1]		блаженно экстраполяцией опытных данных
Вход прямой в трубу (канал), заделанную заподлицо	Вейсбах	3-2	Опытные данные
в стенку под любым углом д’, Re>104	[Л. 3-15]		
Коллектор плавный, очерченный по дуге круга, без	Идельчик	3-3	То же
экрана, Re>10*	(Л. 3-1]		
.> Коллектор плавный, очерченный по дуге круга, с пло-	Носова	3-4	
ской торцовой стенкой и с экраном, Re^-lO4	[Л. 3-6j		
Коллектор конический без торцовой стенки, Re>104	Идельчик	3-5	Часть кривых получена при-
	[Л. 3*1 ]		ближенно экстраполяцией опытных данных
Коллектор конический с торцовой стенкой, Re>104	То же	3-6	То же
Вход с плавным сужением (конфузор), Re<104	—	3-7	Ориентировочно
. Входы различные с экраном, Re>104	Идельчик	3-8	Опытные данные
	(Л. 3*1 ]		
Входы различные с внезапным сужением (внезапное сужение), Re>104	То же	3-9	Расчетная формула
Вход с внезапным сужением (внезапное сужение); вход-	Карев	3-10	Опытные данные; часть кри-
ное сечение в торцовой стенке, Re^iO4	[Л. 3-5]		вых получена приближенно экстраполяцией
Входы прямые при различной заделке их в торцовой	Идельчик	3-11	Опытные данные
стенке, Re>104	[Л. 3-1]		
Входы прямые при различной заделке их между стен-	То же	3-12	То же
ками, Re>104			
- Вход боковой в прямую трубу круглого сечения через	—	3-13	Опытные данные автора
uf b первое отверстие, Re =	™ .^IQ4			
Шахты приточные прямые прямоугольного сечения;	Носова и	3-14	Опытные данные
боковые отверстия с неподвижными жалюзийными решетками и без них	Тарасов [Л. 3-7]		
Шахты приточные с поворотом прямоугольного сече-	То же	3-15	То же
ния; боковые отверстия с неподвижными жалюзийными решетками и без них			
Шахты приточные прямые круглого сечения, Re>104	Ханжонков	3-16	« •
	[Л. 3-9]		
Вход в прямую трубу (канал) через шайбу или решетку	Идельчик	3-17	Расчетная формула
	(Л. 3-1]		
с острыми краями отверстий I =0-4-0,015}			
Вход в прямую трубу (канал) через шайбу или решетку	Идельчик	3-18	Расчетная формула
с утолщенными краями отверстий	|Л. 3*2]		
Вход в прямую трубу (канал) через шайбу или решетку	То же	3-19	То же
со срезанными по потоку или закругленными краями отверстий, Re>10’			
			
Входы различные в трубу (канал) с сеткой на входе	—	3-20	Приближенно
Вход в прямой канал через неподвижную жалюзий-		3-21	По приближенной формуле
ную решетку			автора с учетом опытов Бе-виер]Л.З-13] и Кобб [Л. 3-14]
Вход в прямой канал через штампованные или литые	—	3-22	Приближенно по расчетное
фигурные решетки			формуле автора для вход» через плоскую решетку
80
3-4. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕН Т«В СОПРОТИВЛЕНИЯ
Вход прямой в трубу (канал) с постоянным поперечным сечением. Re_^£L>10.	Раздел III
	Диаграмма 3-1
3) Вход в трубу (канал),
удаленную от стенки
1) Вход в трубу (канал), заделанную в стенку на конечном расстоянии ( jr— <0,5 )
'°^У^Стенка
7/7/7777777777777777/
2) Вход в
трубу (канал), заделанную заподлицо
в
стенку ф-иг - и,’
Г
tzzzzzzzzzzzzzzzzzz
По— периметр
3)С = -~
7®о
2g
,, т, АН
1) и 2) £ = определяется по кривой
С =
криво я»

определяется
ь
при ~-$s0,5;
иг
ч принимается по § 1-3, б.
6—655
81
Вход в трубу (канал), заделанную заподлицо в стенку под любым углом й° Re = _^°г >10*	Раздел III
	Диаграмма 3-2
Коллектор плавный, очерченный по дуге круга, без экрана Re = — г >10* V	Раздел III
	Диаграмма 3-3
n	 rr
ь*г = А — периметр **e
1) Без торцовой стенки
? = АН
2g
определяется по кривым а, б пев зависимости от r/Dr;
•» принимается по §1-3,6.
r/Dr	0	0,01	0,02	0,03	0,04	0,05	0,06	0,08	0,12	0,16	>0,20 1
а) Без торцовой стенки (неточеный)											
С	1,о	0,87	0,74	0,61	0,51	0,40	0,32	0,20	0,10	0,06	0,03
б) Без торцовой стенки (точеный)											
С	1,0	0,65	0,49	0,39	0,32	0,27	0,22	0,18	0,10	0,06	0,03
в) С торцовой стенкой (не точеный)											
	0,50	0,43	0,36	0,31	0,26	0,22	0,20	0,15	0,09	0,06	0,03 !
82
6
Коллектор плавный, очерченный по дуге круга, с плоской торцовой стенкой wtDr
и с экраном	Re — —---- > 104
Раздел 111
Диаграмма 3-4
4 г ~
Dr = — ; По — периметр По
2g определяется по кривым
_Л_ Дг	0,10	0,125	0,15	0,20	0,25	0,30	0,40	0,50	0,60	0,80
r/Dr = 0,2
0,80 0,45 0,19 0,12 0,09 0,07 0,06
0,05
0,051
С	—-	0,50	0,34	0,17	0,10	0,07	0,06	0,05	0,04	0,04
С	0,65	0,36	0,25	0,10	0,07	0,05	0,04	оГо4	0,03	0,03
V принимается по §1-3, б.
83
Коллектор конический без торцовой стенки Re = ^£l>10*	Раздел 11!
	Диаграмма 3-5
•» принимается по §1-3,6.
Значения С (приближенно)
l/Dr	а®								
	0	10	20	30	40	00	100	140	180
0.025	1.0	0,96	0,93	0,90	0,86	0,80	0,69	0,59	0,50
0,050	1.0	0.93	0.86	0,80	0,75	0,67	0,58	0,53	0,50
0,075	1.0	0,87	0,75	0,65	0,58	0,50	0,48	0.49	0,50
0,10	1 .0	0.80	0,67	0,55	0,48	0,41	0.41	0,44	0,50
0,15	1.0	0,76	0,58	0,43	0,33	0,25	0,27	0.38	0,50
0,25	1 ,0	0,68	0,45	0,30	0,22	0,17	0,22	0,34	0,50
0,60	1 .0	0,46	0,27	0,18	0,14	0,13	0,21	0,33	0,50
1.0	1 .0	0,32	0,20	0,14	0,11	0,10	0.18	0,30	0,50

Коллектор конический с торцовой стенкой w„Dr Re = ° r- > 10* V	Раздел 111
	Диаграмма 3-6
Значения ? (приближенно)
4F
Dr=-~°; Пв —периметр Ил
Чиг	0	10	20	30	40	60	100	140	180
0,025	0,50	0,47	0,45	0,43	0,41	0,40	0,42	0,45	0,50
0,050	0,50	0,45	0,41	0,36	0,33	0,30	0,35	0,42	0,50
0,075	0,50	0,42	0,35	0,30	0,26	0,23	0,30	0,40	0,50
0,10	0,50	0,39	0,32	0,25	0,22	0,18	0,27	0,38	0,50
0,15	0,50	0,37	0,27	0,20	0,16	0,15	0,25	0,37	0,50
0,60	0,50	0,27	0,18	0,13 А	0,11	0,12	0,23	0,36	0,50
ьн
Y®g 2g
определяется приближенно по кривым C = f(a°) для различных l/Dr;
ч принимается по §1-3,6.
Вход с плавным сужением (конфузор). Re = ~
Раздел III
Диаграмма 3-7
Условия входа
Прямолинейный конфузор
Криволинейный конфузор
Коэффициент сопротивления С -1^0 2g
где ?' определяется как? по диаграмме 3-6; Стр определяется по диаграммам 5-2 — 5-5
«=«тр.
где Стр определяется как ьтр по диаграммам 5-2—5-5
85

Раздел III
wtDr
Входы различные с экраном. Re =---> 104
Диаграмма 3-8
„	4Л.
Dr = -g- По — периметр
°i
С' -}- -~г (приближенно),
2g
где 1) С' определяется по кривой t = f Ip—1 при b
р-^0,50 на диаграмме 3-1;
2) {/ определяется по кривым ?
грамме 3-3 (графики а и б);
на диа-
л/рг	0,20	0,30	0,40	0,50	0,60	0,70	0,80	1.0	оэ
°1	1,60	0,65	0,37	0,25	0,15	0,07	0,04	к0	0
определяется по кривой v принимается по § 1-3,6.
0, = /(Л/ОГ);
86
Входы с внезапным сужением (внезапное сужение).		WaDr Re =	-r. > 10*	Раздел III
			Диаграмма 3-9
Условия входа	Схема	Коэффициент сопротивления С — —Н т“о 2g	
/ ь А. Входное сечение в торцовой стенке 1-^=0		); Дг= -щ-; Щ-	периметр
Кромка входа тупая			W		7 о СП 7
Кромка входа закруглена				'ЫЛ 	1_ I-*-	/ ь \ где ; определяется по кривой ? = f (75—)на \иг J диаграмме 3-3 (график в)
Кромка входа срезана под углом	^/,4			1	/	'V к ^ШО’^О « > С? 	►	«-«' ('-£)• где С' определяется по кривой C = f на диаграмме 3-6
торцовой стенки вперед
Б. Входное сечение выдвинуто относительно
Кромка входа закруглена
Кромха входа острая или утолщенная
Кромка входа срезана лод углом
? = «'
/ 8, где определяется по кривой 5=f 7f-
\ иГ
на диаграмме 3-1
1-5?-’

где С' определяется по кривой С диаграмме 3-3 (графики айв)
С =
где определяется по кривой { = f а°,^у диаграмме 3-5; v принимается по § 1-3,6
на
на
87
Раздел III
Вход с внезапным сужением (внезапное сужение); входное сечение •	waDr
в торцовой стенке. Re =—— <^104
Диаграмма 3-10
4F
Dr ТТ0 —периметр
№0£>г
1) При 10<Re = —-<10*:
ДЯ
С= Г»о
2g
р определяется по кривым $ = f(Re) для различных jp
2) При 1 < Re <8
Re*
2g
ч принимается по § 1-3,6.
40
50
10» 2-ю» 5-Ю» 10»
2-10» 4-10» 5.10» 10*
>10*
о,1	5,00	3,20	2,40
0,2	5,00	3,10	2,30
0,3	5,00	2,95	2,15
0,4	5,00	2,80	2,00
0,5	5,00.	2,70	1,80
0,6	5,00	2,60	1,70
2,00 1,84 1,70 1,60 1,46
1,35
1,80
1,62
1,50
1,40 1,30
1,20
1,30 1,20 1,10 1,00 0,90 0,80
1,04 0,95 0,85 0,78 0,65 0,56
0,82 0,70
0,60 0,50 0,42
0,35
0,64 0,50 0,44 0,35 0,30 0,24
0,50 0,40 0 30 0,25 0,20 0,15
0,80 0,60 0,55 0,45 0,40
0,35
0,75 0,60 0,55 0,50 0,42 0,35
0,50 0,40
0,35 0,30 0,25
0,20
0,45 0,4 Q 0,35 0,30 0,25 0,20
«8
Входы прямые при различной заделке их в торцовой стенке. Толщина вход-	Раздел III
ной кромки 3,—0,03 -4- 0,04 а„, Re=-^-“>10‘	Диаграмма 3-11
•» принимается по § 1-3,6
89
Раздел III
Входы прлмыг при различной заделке их между стенками. Толщина входной кромки 31 =[0,03 4-0,04 а0, Re=—~> 104
Диаграмма 3-12
Условия входа
Вход с козырьком с [одной стороны трубы (канала) при -у=0,5
Вход с козырьком с двух сторон трубы (канала) при -^-=0,5 “О
Вход в трубу (канал), расположенную на стенке
Вход в трубу (канал), заделанную между двумя стенками
Коэффициент сопротивления С — —— 4*0 2ff
1	0	0,10	0,20	0,30	0,40	0,50
с	0,60	0,63	0,65	0,67	0,68	0,68
0,82
0,63
0,71
Вход'в трубу'(канал), расположенную в двугранном углу (между двумя стенками)
0,77
Вход в трубу (канал), зажатую между тремя стенками
» принимается по § 1-3.6
0,92
90
Вход боковой в прямую трубу круглого сечения через первое отверстие. Re = -^>10*	Раздел III
	Диаграмма 3-13
лн
• о определяется по кривым
2g
с = f (b
fI °.2 I °.3 | 0,4 | 0,5 | 0,6 | 0,7 | 0,8 | 0,9 | 1,0 | 1,2 | 1,4 | 1,6
1. Одно отверстие
С | 64,5 | 30.0 | 14,9 | 9,00 | 6.27 | 4,54 j 3,54 | 2.70 I 2.28 I 1.60
91
Раздел III
Диаграмма
3-14
Шахты приточные прямые прямоугольного сечения; боковые отверстия с неподвижными жалюзийными решетками и без них
92
Шахты приточные с поворотом прямоугольного сечения; боковые отверстия	Раздел 111
	Диаграмма 3-15
с неподвижными жалюзийными решетками и без них	
Б=°-5- f'=
nbh__£p_
1.5	14,0	18,6
1.5	16,0	19,0
1.5	16,7	20,0
1.5	4,50	6,50
1.5	5,20	7,00
1.5	5,30	7,20
1.5	5,30	7,50
1.5	2,60	3,90
1.5	3,00	4,50
1.5	3,40	5,10
1,5	2,70	4,00
1.0	3,10	4,70
0,5	9,00	14,4
5,60
6,90
22,0
	Раздел III
Шахты приточные прямые круглого сечения. Re=-— >10*	Диаграмма 3-16
888
94
Вход в прямую трубу (канал) через шайбу или решетку с острыми краями отверстий (—==0 4- 0,015 1	Раздел III
	Диаграмма
\“г	/	3-17
<J1— П ; Потв — периметр отверстий отв
fora — площадь одного; отверстия; _ ^отв F0TB / = ~р~ = ~р~
* р	г о
1) Re = _nTBafr> jo»;
д = (1,707 — /)’_ определяется по кривой C=f(f) |“'о	I
2) Re < 10s (приближенно):
95
Вход в прямую трубу (канал) через шайбу или	решетку с утолщенными	Раздел III
краями отверстий Н—> \“г	0,015 )	Диаграмма 3-18
I)
2g
где т определяется по кривой т =
X определяется в зависимости от Re и Д =
2-2 —2-5;
Д принимается по табл. 2-1;
* принимается по § 1-3,6
Д dr
на
диаграммах
, ^^отв dr — п  отв
Потв — периметр;
(отв ~ площадь одного отверстия;
F0TB— живое сечение решетки (шайбы)
_Т_=^отв = SforB
г,
2) Re< 105 (приближенно):
? = («? + e0R%) J-где и1це — см. диаграмму 4-10;
?.=0,5+(l-f)’ + *(l-7)
Ччг	0	0.2	0.4	0.0	0.8	1.0	1 Ь2	1 1.6	2,0 | 2,4
X	1,35	1,22	1.Ю	0,84	0,42	0,24	0,16	1 0.07 |	0,02| 0
V6
Вход в прямую трубу (канал) через шайбу или решетку со срезанными wnTndr по потоку или закругленными краями отверстий. Re = —°1 5s 103 V	Раздел 111
	Диаграмма 3-19
Характеристика решетки	Схема	Коэффициент сопротивления С = -^ Т“о 2g
Отверстия со срезанными краями
где ? определяется по кривой С f
ЦЧГ	0.01	0,02	0,03	0,04	0,00	0,08	0.12	о,и
V	0,46	0,42	0,38	0.35	0,29	0,23	0,16	одз

Отверстия со скругленными краями
С=(1 + / s'-

7 -G55
97
Раздел 111
Входы различные в трубу (канал) с сеткой на входе
Диаграмма
3-20
Характеристика входа
Коэффициент сопротивления С ——-
2g
Вход с острой входной кромкой
5=1+«с.
где Сс определяется как С для сетки на диаграмме 8-6
Вход с утолщенной входной кромкой
где 5 определяется по кривым 5 грамме 3-1;
Сс— как выше
на дна-

Сетка^в)
Коллектор по дуге круга
где ?' определяется по кривой ? f ме 3-3;
чс — как выше
диаграм-
Конический коллектор
а) Без торцовой стенки
где 7 определяется по кривой ?=j а°, \ венно на диаграмме 3-5 и 3-6;
5С — как выше
Рг)
соответст-
Вход в прямой канал через неподвижную жалюзийную решетку при f = 0,1	0,9
Раздел III
Диаграмма 3-21
№ 1 — входные кромки	№ 2 — входные кромки
перьев срезаны верти-	перьев срезаны горизон-
кально	тально
t	0,1	0,2	0,3	0.4	0.5	0,6	0.7	0,8	0.9	1.0
V	235	52,5	20,5	10,5	6,00	3,60	2,35	1.56	1,18	0.85
£ = —+ДС,
2g
f = -р— (fp — площадь фронта решетки; f0TB — жн-
где А = 1,0 для Xs 1; А = 0,6 для № 2;
вое сечение решетки) (I \ Р F 1 отв отв и
w Ь, \
при Re = -°™ . s 10* ) — значения С'
При 4
X определяется по диаграммам 2-1—2-5;
по кривой ?' =f (f); v принимается по §
X = 0,064
определяются 1-3,6.
Раздел III
Вход в прямой канал через штампованные или литые фигурные решетки
Диаграмма
3-22
Q
®0Т0 = 7—» ^отв—живое сечение решетки ГОТВ
, AW	-
>= —у определяется приближенно по кривой C=f(f) на диаграмме 3-17.
2g
Г
РАЗДЕЛ ЧЕТВЕРТЫЙ
ВНЕЗАПНОЕ ИЗМЕНЕНИЕ ВЕЛИЧИНЫ СКОРОСТИ И ПЕРЕТЕКАНИЕ ПОТОКА ЧЕРЕЗ ОТВЕРСТИЯ
(коэффициенты сопротивления участков с внезапным расширением, шайб* диафрагм, проемов и др.)
4-1. ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Fa — площадь наиболее узкого сечения участка (отверстия), м2;
Ft — площадь сечения канала перед узким сечением участка (отверстия), м2;
Fa—площадь сечения канала за узким сечением участка (отверстия), м2;
Fc — площадь сжатого сечения струи при входе в отверстие, м2;
р
e = jr — коэффициент заполнения сечения “ отверстия (коэффициент сжатия струи);
£г —коэффициент заполнения сечения отверстия (коэффициент сжатия струи) с острыми краями при
~ = 0, зависящий от числа Re;
Ft
п=у — степень расширения сечения;
По—периметр сечения, .и;
Du, Dt, Di — диаметры соответственно наиболее узкого сечения участка (отверстия), сечения перед отверстием и сечения за ним, м;
Dr — гидравлический диаметр (учетверенный гидравлический радиус), м\ а0,Ь0 —стороны прямоугольного сечения или полуоси эллипса, м\
I — длина участка, глубина отверстия, м;
г — радиус закругления входной кромки отверстия, м\
л — центральный угол расширения (раскрытия) диффузора или сужения конфузора, а также открытия створок проема в стене;
wt, wt, ait— средняя скорость потока соот-luu
ветственно в наиболее узком сечении участка (в отверстии), в сечениях перед и за узким сечением участка (отверстия), м/сек',
Д// —потеря давления (сопротивление) участка, кГ[м2',
С — коэффициент сопротивления участка;
М — коэффициент количества движения, или число Маха;
N — коэффициент кинетической энергии.
4-2. ПОЯСНЕНИЯ И ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ
1.	При внезапном расширении поперечного сечения трубы (канала) возникают так называемые потери на .удар*. Коэффициент сопротивления удара в случае равномерного распределения скоростей по сечению канала перед его расширением и турбулентного течения (wtDr	\
при Re = ——>3500) зависит только от отношения площадей узкого и широкого сечений ~ или степени расширения п = С2 11 вы'
<2	• о
числяется по формуле Борда—Карно:
r = _^.=/i
Т»о \	z'2/’
2g
2.	В широком сечении при внезапном расширении образуется струя, отделенная от остальной среды поверхностью раздела, которая распадается и свертывается в мощные вихри (рис. 4-1). Длина участка /а, на котором происходит вихреобразование, постепенное рассасывание вихрей и полное растекание потока
Рис. 4-1. Схематическая картина потока при внезапном расширении.
по сечению составляют примерно 8-i-12D,r (D.,r—гидравлический диаметр широкого сечения). Потери на удар при внезапном расширении обусловливаются указанным вихреобразо-ванием на участке /3.
3.	При числе Рейнольдса в пределах 10<Re< 3 500 (ламинарный и переходный режимы течения) коэффициент сопротивления удара зависит не только от отношения площадей
'2
но и от числа Re, а при Re <10 — только от этого числа.
Значения С при I0<Re<3 500 могут быть определены по данным диаграммы 4-1, а при I < Re < 10 — по формуле
ЛЯ __ л
Т^о Ке’ 2g
(4-2)
где А = 26 (по данным Карева [Л. 4-15]).
4.	В реальных условиях распределение скоростей в участке перед внезапным расширением, как правило, также не бывает равномерным (рис. 4-2). Это обстоятельство сильно сказывается на действительных потерях давления, существенно повышая их по сравнению с вычисленными по формуле (4-1).
Для подсчета коэффициента сопротивления удара в потоке с неравномерным распределением скоростей следует применять обобщенную формулу удара, учитывающую эту неравномерность, если только известен закон распределения скоростей по сечению канала
ходе из узкого канала в широкий;
N —у I f— | dF — коэффициент ’кинети-° ческой энергии потока в том же сечении.
С некоторым приближением можно принять
№ЗМ-2.
Это тем точнее, чем N и М ближе к единице.
Последнее выражение приводит к следующей приближенной формуле для определения коэффициента сопротивления:
C = ^N
2g
fi——г- (4-3')
3nJ 1 rt2 Зп '	'
5.	Если известен закон распределения скоростей по сечению, то коэффициенты М и N могут быть легко вычислены. Если же закон распределения скоростей не известен, он должен быть определен экспе.риментально. Тогда на основании полученных кривых распределения скоростей значения М и N могут быть определены методом графического интегрирования.
6.	В таких участках, как диффузор (расширяющийся канал) с углами расширения в пределах до а=8—10° (рис. 4-3), в длинных прямых участках постоянного поперечного сечения с развившимся турбулентным профи-
•JtPy	П
где M=-^ff —j dF — коэффициент количе-- w°' ства движения на вы-ГО
Рис. 4-2. Неравномерное распределение скорости перед внезапным расширением.
1 Вывод общей формулы удара с учетом нерав-
номерности поли скоростей был сделан независимо друг от друга Френкелем (Л. 4-19] и автором ]Л. 4-11].
101
леи скоростей (см. §П-7) и других участках, распределение скоростей по сечению получается близким к закону степенной функции:
где w, г»макс — соответственно скорость в данной точке и максимальная скорость по сечению, м[сек‘,
Ro— радиус сечения, м\ у — расстояние от оси трубы, м\ т—показатель степени, который, вообще говоря, может меняться в пределах от 1 до оо.
7.	При т = 1 профиль скоростей получает форму треугольника (рис. 4-4). При /п — <х> профиль скоростей получает форму прямоугольника, т. е. распределение скоростей по сечению совершенно равномерно. Практически профиль скоростей, близкий к прямоугольному, получается уже при т — 8 — 10 (рис. 4-4). Такое значение т может быть принято для длинных прямых участков при турбулентном течении. Значения т — 2— 6 могут быть приняты для длинных диффузоров (п ^>2) соответственно так:
при а = 2э— и~6: при а = 6э — тп = 3;
при а = 4’ — т^4; при а=8э— т = 2.
8.	Значения /И и N, входящие в формулу (4-3), могут быть вычислены при степенном законе распределения скоростей по следующим формулам, полученным автором [Л. 4-11]:
а)	В случае трубы (каната) круглого и квадратного сечений
Л1=.(2^+1)>±П.	' (4.5)
4тг (т 4-2)	'	'
и
(2m+!)>(*-Ц)» .	,4.б)
~ 4m‘ (2m+3Xm + 3) ’
б)	в случае плоской трубы или плоского диффузора (практически с отношением сторон прямоугольного сечения ^ = 0,3-5-3,0):
и
_(т+_1)» т (т 2)
1 тг(т 4-3) •
(4-7)
(4-8)
9. В длинных прямых участках труб и каналов (практически на расстоянии более 10Dr от входа) при ламинарном течении устанавливается	параболический профиль скоростей	I
(рис. 4-4):
^ = 1-Ш’.	(4-9)	I	;
^макс	ХЛ» /	|	,
При	этом в случае трубы круглого или	I	<
квадратного сечения получается М = 1,33 и # = 2, а в случае плоской трубы—М = 1,2 и #=1.55.
Рис. 4-4. Распределение скоростей в плоских диффу-
зорах с углами расширения а до 8° и сравнение со	В
степенным законом.	 с
102
Ряс. 4-5. Распределение скоростей по тригонометрической функции (за решетками и направляющими лопатками).
10.	В трубах и каналах близко за решетками. в коленах за направляющими лопатками и в других подобных случаях устанавливается профиль скоростей, близкий к тригонометрической функции (рис. 4-5), которая для плоского канала вычисляется по следующей формуле, полученной автором [Л. 4-11]:
— = 1— sin ,	(4-10)
ш0 1 wa	bt	'	'
где b0 — ширина плоского канала, м;
Au>— отклонение скорости в данной точке сечения узкого канала от средней по этому сечению скорости w„, м,[сек\ k — целое число;
«S3,14....
Коэффициенты М и в этом случае выражаются так:
м=‘+1(г;)‘-	<412)
И. За такими участками, как диффузор с углами расширения, при которых происходит отрыв потока (а >10’), колена, отводы и др., устанавливается несимметричное поле скоростей (рис. 4-6). В частности, в плоских диффузорах с углом расширения а=15 —2СР и в прямых коленах (? = 9СР) распределение скоростей хорошо описывается следующей
формулой, предложенной автором [Л. 4-111:
= 0,585 4- 1,64 sin (0,2 -]- 1,95	. (4-13)
При этом получается М = 1,87 и N = 3,7.
12. При образовании в трубе (канале) с постоянным поперечным сечением (п=1) неравномерного поля скоростей дальнейшее выравнивание потока также сопровождается невосполнимыми потерями давления (потери на деформацию потока), которые вычисляются по формуле, вытекающей из выражения (4-3):
r=-^.= 14-W-2/W	(4-14)
2g
или соответственно
(W-1),	(4-14')
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 фасонной части или препятствия, которыми ’’ было вызвано неравномерное распределение скоростей в прямом участке.
13. Коэффициенты М и N для входного сечения смесительной камеры эжектора при
ЮЗ
Рис. 4-6. Несимметричное распределение скоростей (за коленом и в диффузоре с углом расширения, при котором происходит отрыв струи).
входе в нее „основного”1 участка свободной струи (рис. 4-7) вычисляются по следующим формулам, полученным автором [Л. 4-11]-.
(4-15)
(4-16)
где
Рг
у — отношение данного сечения свобод-
«° ной струи (смесительной камеры) к начальному сечению струи (подводящего сопла);
q — безразмерный расход через данное се-
чение, т. е. отношение расхода среды, протекающей через трубу (смесительную камеру), к начальному расходу струи (на выходе из подводящего сопла);
е — безразмерный запас кинетической энергии струи в данном сечении, т. е. отношение запаса энергии струи на входе в трубу (смесительную камеру) к начальной энергии струи.
Р Г	—-  
Величины	,qne зависят от относи-
го го
1 Определение „основного" участка свободной струи—см. раздел XI.
11Л
тельной длины свободной
3, струи — и определи
ляются по соответствующим графикам на диаграммах 11-32 и 11-33.
14. Сопротивление участка с внезапным
расширением можно существенно снизить путем установки в нем дефлекторов (см. диаграмму 4-1). При правильной установке дефлекторов ' потери снижаются на 35 — 40°/0. так что коэффициент сопротивления такого участка может быть подсчитан приближенно по формуле
С=-^гО,6С,	(4-17)
7^'0
"2g
где С — коэффициент сопротивления участка с внезапным расширением без дефлекторов, определяемый по данным, приведенным на диаграмме 4-1.
15. В общем случае перетекания потока через отверстие в стенке из одного объема в другой имеют место явления, иллюстрируемые рис. 4-8. Поток перетекает из канала /, расположенного впереди перегородки А с отверстием диаметром D„, в канал 2, расположенный позади этой перегородки. Размеры поперечных сечений обоих каналов могут быть
1 Основные данные, которыми следует руководствоваться при установке таких дефлекторов, приведены в § 5-2 (п. 16).
Рис. 4-7. Распределение скоростей в основном участке свободной струи и после входа ее в смесительную камеру эжектора. -------------------------— теоретическая кривая для свободной струи;—-------экспериментальная кривая для струп в канале.
Рис. 4-8. Общий случай перетекания потока через отверстие в стенке из одного объема в другой.
>> отверстие с тонкими краями и о): в - отверстие с утолщенными краями	> 0j. а — отверстие с краями. срезанными по движению потока;
г — закругленные по потоку края отверстия.
любыми, но бблыними или равными размеру сечения проходного отверстия. Прохождение потока через отверстие сопровождается искривлением траекторий движения частиц, вследствие чего они по инерции продолжают свое движение к оси отверстия. Это вызывает уменьшение первоначальной площади сечения струи до площади Fc (сечения с — с), меньшей площади сечения отверстия Fo. Начиная с сечения с—с траектории движущихся частиц выпрямляются, и в дальнейшем имеет место обычное явление внезапного расширения струи.
16. Коэффициент сопротивления перетеканию потока через отверстие с острыми краями ^^-=0, рис. 4-8,а) в указанном в п. 15
waDr
общем случае вычисляется при Re ——j—‘>10 по формуле автора [Л. 4-10]:
Д//	/	, г F F \3
^=(|+0.707 |/	. (4-18)
2g
eRe == /a(Re) на графике а) той же и диаграммы;
Со = 1+0,707	—
Q2) Утолщение (рис. 4-8,6), срез по потоку (рис. 4-8,в) или закругление (рис. 4-8,г) краев отверстия приводят к уменьшению эффекта сжатия струи в отверстии (увеличение коэффициента заполнения г), т. е. к уменьшению скорости струи в ее самом узком сечении (F'c >Fc и а/<аус). Так как эта скорость в основном определяет потери на удар, имеющие место после выхода из отверстия, то этим самым уменьшается общее сопротивление проходу через него.
18. Коэффициент сопротивления перетеканию потока через отверстия в стенке с любой формой и толщиной краев в рассматриваемом в п. 15 общем случае вычисляется при больших числах Рейнольдса (практически при Re5*10s) по следующей обобщенной формуле автора [Л. 4-12 и 4-13]:
При Re < 10s коэффициент сопротивления может быть вычислен по полученной автором ]Л. 4-14] следующей приближенной формуле:
2g
где
+’/‘-Й('-.Й)+Сп.- <4'20>
С—коэффициент смягчения входа в отверстие, зависящий от формы
=',+•“ (с,- £/•	<419'
его входной кромки и определяемый как С по диаграммам 3-1 — 3-3 и 3-6;
х — коэффициент, учитывающий влияние толщины стенки, формы входной кромки отверстия и условий протекания . потока через отвер-
где ср — коэффициент скорости истечения
из отверстия с острыми краями, зависящий от числа Рейнольдса р
Re и отношения площадей
Re
е0 ------коэффициент заполнения сечения
’ отверстия с острыми краями при
р
^ = 0, зависящий от числа Рейнольдса;
. f 1	
= I—у — 11 определяется по кривым С =
= fi(Re, -^\ на графике а) диаграммы 4-10;
<т₽
стие; он определяется при утолщенных краях отверстия но кривой х = / (на диаграмме
.	\ иг/
4-11,а при срезанных по потоку или -закругленных краях отверстия— приближенно по формуле
X S 2
= д-----коэффициент
г ния на всей
X — коэффициент ния единицы определяемый 2-1—2-5.
сопротивления тре-глубине отверстия; сопротивления тре-глубины отверстия, по диаграммам
-Re ео
0,342 ('2е)1
определяется
по кривой
В случае срезанных по потоку или за-
кругленных краев отверстия принимается С =0. тр
106
Для отверстий с утолщенными краями (в утолщенной стенке) можно при Re-<10* пользоваться формулой, аналогичной (4-19):
2g
Рис. 4-9. Диафрагма.
(4-21)
19. Общий случай перетекания потока через отверстие в стенке распадается на ряд частных случаев:
a)	Fl — F0— внезапное расширение сечения (рис. 4-1), для которого формула сопротивления (4-20) приводится к формуле (4-1);
б)	F^ — F^ — внезапное сужение сечения (рнс. 3-6,а), для которого формула сопротивления (4-20) приводится к формуле (3-3);
в)Г, = оо — вход с внезапным расширением (вход через шайбу или решетку, помещенную на обрезе трубы, рис. 3-10), для которого формула сопротивления (4-20) приводится к следующей (если С приведено к скорости ш, за отверстием)1 * * *:
г) Ft = oo—истечение из отверстия в неограниченное пространство (выход потока через шайбу или решетку в конце трубы, рис. 11-3). для которого формула сопротивления (4-20) приводится к следующей (если С приведено к скорости и', перед отверстием)1.
2g •
+	(4.23)
Рис. 4-10. Проем в стенке.
е) Fl = Fi = ca — проем в стенке неограниченной площади (протекания через отверстие из одного большого объема в другой большой объем, рис. 4-10), для которого формула сопротивления (4-20) приводится к следующей:
г=-^=с+т + 14-сТ|
Т«^ I I I Т|
(4-25)
2g
20.	Коэффициент сопротивления диафрагмы при различных формах краев • отверстия и Re>105 получает следующие выражения:
а)	Острые края отверстий. В этом случае имеем С = 0,5 и х= 1,41, так что формула (4-24) приводится к следующей формуле автора [Л. 4-10, 4-12 и 4-13|:
д) Fl — Fl — диафрагма (шайба, решетка, рис. 4-9), для которой формула сопротивления (4-20) приводится к следующей (если С приведено к скорости до, перед отверстием):
1 Здесь индекс 0 соответствует индексу .отв*,
а индекс 2—индексу 0 в разделе III.
’ Здесь индекс 0 соответствует индексу .отв*,
а индекс 1—индексу 0 в разделе XI.
б)	Утолщенные края отверстий. В этом случае коэффициент С также равен 0,5, отсюда:
107
<=^Н(°'5+'/ттй)(1 - £)+
+(|-й)!+с’р)(й)’-	<4-27)
, / I \
где т определяется по кривой т = /(-=—) на УЛт/
диаграмме 4-11.
в)	С ре за нн ы е по потоку или закругленные края отверстий. Принимая приближенно	и С =0, полу-
чаем коэффициент сопротивления:
где в случае срезанных по потоку краев отверстий коэффициент С' определяется в зависимости от по графику а) диаграммы 4-12, а в случае закругленных краев отверстий С определяется как С кругового коллектора с торцовой стенкой в зависимости от — по графику б) диаграммы 4-12.
21.	Коэффициент сопротивления диафрагмы при Re<105 и острых краях отверстия вычисляется по формуле, вытекающей из общей формулы (4-19):
где eRe,	и определяются, как
указано в п. 16.
При Re < 10s и утолщенных краях отверстия получаем на основании формул (4-21) и (4-27):
22.	Коэффициент сопротивления проема в стенке неограниченной площади при различных формах краев отверстия и Re > 10* получает следующие выражения:
а)	Острые края отверстия. При этом С = 0,5, т=1,41 и Сгр = 0, так что на основании (4-25) имеем:
С=-^-е2,9*.	(4-31)
2g
б)	Утолщенные края отверстия. При этом коэффициент С также равен 0,5. так что формула (4-25) дает:
i.s-H+c„=c'-K,. (4.32)
2g
где С' = 1,5-]-т получено автором экспери-
ментально и представлено в виде зависимости С' = f (график а)
на диаграмме 4-18.
в)	Срезанные по потоку или закругленные края отверстий. Прини-
мая при этом С = 0 и t = 2p4', получаем:
с = Д— (1+/СТ,
т
2g
(4-33)
где С' определяется соответственно по кривым V =	(график б) и
(график в) на диаграмме 4-18.
23.	Коэффициент сопротивления проема в стенке неограниченной площади при Re<IOi и острых краях отверстия определяется по следующей формуле, вытекающей из формулы (4-19):
2g
где определяется по кривой = f,(Rc) на диаграмме 4-17;
e'Re определяется по кривой e'Re = /"a(Re| на той же диаграмме 4-17.
При Re <10’ и утолщенных краях отверстия получаем на основании формул (4-21| и (4-32):
* По опытам автора ?s2,8.
108
= СВо+0,342 <Rc	(4-35)
где С и e'Re определяются как для проема с острыми краями отверстия;
С' определяется, как в п. 22,6.
24.	При малых коэффициентах живого се-Р
чения ~ диафрагмы в ее отверстиях получаются большие скорости (большие числа Маха) даже при сравнительно небольших скоростях потока в трубопроводе. При этом начинает сказываться влияние сжимаемости, приводящей к повышению коэффициента сопротивления диафрагмы.
Коэффициент сопротивления диафрагмы с учетом влияния сжимаемости может быть определен по формуле
С — -A/L — ь г чи—
(4-36)
zg
где См — коэффициент сопротивления диафрагмы при больших числах М,;
С — коэффициент сопротивления диафрагмы при малых числах М), определяемый как указано в пп. 16—23;
£м — крэффициент, учитывающий влияние сжимаемости потока в сжатом сечении струи при протекании через отверстие и определяемый по графику диаграммы 4-19;
М, = — число Маха перед диафрагмой;
а= у *g ——скорость распространения Y1 звука, м/сек-, ср
показатель адиаоаты;
cv
Pi< Yi — соответственно статическое (ic/ \ абсолютное, —) /И” у
„	/ кг \
и удельный вес I 1 среды, протекающей через сечение перед диафрагмой.
Рис. 4-11. Вход в отверстие через кольцевое ребро (а) или уступ (б).
25.	Резкое уменьшение сопротивления отверстия может быть достигнуто, как и в случае входа в прямой канал, путем устройства кольцевого ребра или уступа при входе в отверстие (рис. 4-11). Так, например, по опытам Ханжонкова [Л. 3-11] при устройстве кольцевого ребра с ^-®Н,22 и 4-s0,25, коэффициент сопротивления отверстия в стенке неограниченной площади уменьшается до С=1,15вместоС=2,7—2,8, получаемого в случае отсутствия такого ребра.
26.	При перетекании потока через плавный коллектор, вделанный в стенку неограниченной площади (см. диаграмму 4-20), сопротивление складывается из сопротивления входа в коллектор, сопротивления трения в прямом участке и сопротивления выхода.-Коэффициент сопротивления такого участка может быть определен по формуле
С=-^-=С'+Стр,	(4-37)
где С' — коэффициент, учитывающий одновременно потери входа и выхода и определяемый по кривым C =	на диаграмме
К^г ^г/
4-20;
=	----коэффициент сопротивления тре-
г ния в прямом участке коллектора.
27.	При перетекании потока через проемы в стене, снабженные различным# створками, сопротивление получается больше, чем
109
Рис. 4-12. Открытая рабочая часть аэродинамической трубы.
при отсутствии створок, так как они усложняют траекторию потока. При этом коэффициент сопротивления становится функцией угла открытия створок а и относительной длины створок .
28.	К участкам с внезапным расширением можно отнести и открытую рабочую часть аэродинамических труб (рис. 4-12).
Основным источником потерь в открытой рабочей части аэродинамической трубы является эжекционное рассеивание энергии. Вторым источником потерь является отсекание диффузором трубы от свободной струи «присоединенных масс* окружающей среды.
Кинетическая энергия этой отсекаемой части струи оказывается для трубы потерянной и составляет поэтому часть сопротивления открытой рабочей части.
Коэффициент суммарного сопротивления открытой рабочей части вычисляется по формуле Абрамовича [Л. 4-1]:
С = -^-=0,0845^1 _0,0053	(4-38)
Н	£>г	\Dr] [
*8
4F
где Dr = г——гидравлический диаметр выход-кого сечения сопла трубы, .и; для случая эллиптического сечения рабочей части имеем приближенно:
Dr ---------a'bt ;	(4-39)
Г 1,5(ао + ^о) — V^atbt
I —длина открытой рабочей части ‘ трубы, М\
а0, Ьо — полуоси эллипса, м.
4-3. ПЕРЕЧЕНЬ ДИАГРАММ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ РАЗДЕЛА IV
Наименование диаграмм	Источник	Номер диаграммы	Примечание
• Расширение внезапное потока с равномерным распределением	—	4-1	Формула Борда—Карно;
скоростей			при малых Re—опыты Карева [Л. 4-15]
Расширение внезапное за длинным и прямым участком, диффу-	Идельчик	4-2	Расчетные формулы
зором и пр. с распределением скоростей по степенному закону. Круглое или прямоугольное сечение. Re>3»5-103	[Л. 4-11)		
Расширение внезапное за длинными плоскими и прямыми участками, плоскими диффузорами и пр. с распределением скоростей по степенному закону. Re>3,5-10s	То же	4-3	То же
Расширение внезапное плоского канала за решетками, за	Я •	4-4	я	Я
направляющими лопатками в коленах и пр. с распределением скоростей по закону тригонометрической функции. Re>3,5-10’			
Расширение внезапное за плоскими диффузорами с «>10°,	я	Я	4-5	• •
за коленами и пр. с несимметричным распределением скоростей. Re>3,5-103			
Расширение внезапное за участками с параболическим рас-		я	4-6	я я
пределением скоростей. Re>3,5-10’ Деформация потока в прямой трубе (канале). Re>3,5-103		я	4-7	Я	Я
Деформация потока в прямой трубе (канале) при входе в	я	я	4-8	я я
нее свободной струи (эжектор). Re>3,5-10a Диафрагма (отверстие) с острыми краями (l/Dr = 04-0,015)	Идельчик	4-9	я	Я
при перетекании потока из одного объема в другой. Re>10s	[Л. 4-12 и 4-13]		
То же при Re<105	Идельчик	4-10	
	(Л. 4-14]		(приближенно)
Диафрагма (отверстие) с утолщенными (//£>г >0,015) краями	Идельчик	4-11	• 
при перетекании потока из одного объема в другой	[Л. 4-12 и 4-13]	4-12	
То же, но со срезанными или закругленными краями отверстий	То же		•	Я
Диафрагма (отверстие) с острыми краями (//£>г = О-т-0,15) в	Идельчик	4-13	 я
прямой трубе (канале)	]Л. 4-12—4-14]		
Диафрагма (отверстие) с утолщенными краями (//7>г > 0,015)	То же	4-14	• я
в прямой труб» (канале) Диафрагма (отверстие) со срезанными по потоку краями	• 	4-15	я я
(а =40—60°) в прямой трубе. Re>101 Диафрагма (отверстие) с закругленными краями в прямой		Я	4-16	я я
трубе. Re>10*			
Отверстие с острыми краями ^— = 04-0,15^ в стенке с не-	 	4-17	• »
ограниченной площадью То же с различными краями отверстий	•	я	4-18	я •
Диафрагма при больших скоростях (большие числа Маха)	—	4-19	На основании расчетных
			данных (Л. 4-21]
Коллектор, вделанный в стенку с неограниченной площадью.	Ханжонков	4-20	Опытные данные
	[Л. 4-20] Бромлей	4-21	Опытные данные
Створка вытяжная, одинарная, верхнеподвесная			
	[ Л. 4-7]		
Створка приточная, одинарная, верхнеподвесная	То же	4-22	То же
Створка одинарная, среднеподвесная		я	4-23	 •
Створка двойная, обе створки на верхнем подвесе	я я	4-24	 •
Створка двойная, на верхнем и нижнем подвесах	 	4-25		Я
Решетка жалюзийная штампованная с поворотными перьями	—	4-26	Грубо ориентировочно
в стенке с неограниченной площадью;	8; полное от- крытие жалюзи			Теоретическая формула
Рабочая часть (открытая) аэродинамической трубы	Абрамович	4-27	
	[Л. 4-1]		
111
4-4. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Расширение внезапное для потока с равномерным распределением скоростей •	Раздел IV Диаграмма 4-1
1. При Re = —-—> 3,5-10’:
Dr = g—; IT0 — периметр.
3-IO>
3,5-10«
5-Ю'
1(Я
2-10=
210»
10»
40
50
20
30
15
10
»
I
0,1	3,10	3,20	3.00	2,40	2,15	1,95	1,70	1,65
0,2	3,10	3,20	2,80	2,20	1,85	1,65	1,40	1,30
0,3	3,10	3,10	2.60	2,00	1,60	1,40	1.20	1.Ю
0,4	3,10	3,00	2,40	1,80	1,50	1,30	1,10	1,00
0,5	3,10	2,80	2,30	1,65	1,35	1,15	0,90	0,75
0.6	3,10	2,70	2,15	1,55	1,25	1,05	0,80	0,60
0,2
з.б 3.2 г.а г,о
2,0 Г.6 г.2 0£ 0,0
о

Ю2
б)
1,70
1,30
1,10
0,85 0,65 0,40
2,00 1,60 1,30 1,05 0,90 0,60
1,60 1,25 0.95 0,80 0,65 0,50
1,00 0,70 0,60 0,40 0,30 0,20
0,81 0,64 0,50
0,36 0,25 0,16
10 < Re<3,5-10':
— определяется
2. При
= AZL
2g
r , (_ F«\ no кривой С = /1 Re, на графике б).
3. При 1 < Re <8:
_ А// - 26
уа,,2 Re • 2g
v принимается по § 1-3,6.
112
Раздел IV
Расширение внезапное за длинным и прямым участком, диффузором и пр. с распределением скоростей по степенному закону.
к’0£>г
Круглое или прямоугольное сечение. Re = —-—>3,510а
Диаграмма 4-2
,	ДЯ _ 1 ,	2Л1
’ — yw2------+ N ~ ' определяется по графя-
2g
«У а);
_ (2/п+ 1)»(т + 1)
‘ 4тг (т + 2)
—определяются по графи-
„ = (2m + I)3 (т + I)3	к у б);
4т“ (2т 4- 3) (т + 3)
т — принимается по § 1-3,6.
<7?
»- 655
т	1.0	1,35	2.0	3,0	4,0	7,0	СО
N	2.70	2,00	1,50	1,25	1,15	1,00	1,о
.И	1,50	1,32	1.17	1.09	1,05	1,02	1.0
(
из
Расширение внезапное за длинными плоскими и прямыми участками, плоскими диффузорами и пр. с распределением скоростей по степенному a/0Dr закону. Re = —-— >3,5-10*	Раздел IV
	Диаграмма 4-3
_ ДЯ	1 , „ 2/И
4= ---5--гг + N — ——определяется по графи-
Х»о	п	п	ку а);
2g
^ = ±1+01 т (т + 2)
v	+
т*(т -|-3)
—определяются по графику б);
v принимается по § 1-3,6;
а)
т	1.0	1,35	2,0	3,0	4.0	7,0	СО
N	2,00	1,64	1,35	1.18	1.12	1,04	1.0
М	1.33	1,22	1,13	1.07	1,04	1 .02	1.0
б)
114

Раздел IV
Расширение внезапное плоского канала за решетками, за направляющими лопатками в коленах и пр. с распределением скоростей по закону
тригонометрической функции. Re=—-—>3,5-10’
Диаграмма 4-4
ДЯ _ I ,	2Л4
С =	----—~п-----------определяется по графн-
2g
— определяются по графику б);
ч принимается по § 1-3,6.
Расширение внезапное за плоскими диффузорами при а>10°, за коленами и пр. с несимметричным распределением скоростей. Re = —у—> 3,5.10’	Раздел IV Диаграмма 4-5
Раздел IV
Расширение внезапное за участками с параболическим распределением скоростей. Re = --------------------->'3,5-10’
Диаграмма 4-6
116
Раздел IV
wtDr
Деформация потока в прямой трубе (канале). Re — —-—>3,5-103
Диаграмма 4-7
4F
Ог=-уу-°;	—периметр
I. Степенной закон распределений скоростей:
т^1
2. Параболический закон распределения скоростей):
Д/7 ё=—5
w
W макс
W
W макс
= 1 -f- У — 2Л4 — определяется по соответ-
2g
ствующей кривой ;=/ (—
а) круглая труба —
ьн
С = — = 0,34;
7^0
2g
61 плоская труба —
С =*"=0,15;
И и У — определяются по графику б) диаграмм 4-2 и 4-3;
v — принимается
2g по § 1-36.
т	1.0	1,35	2,0	4,0	7,0	СО
а) Круглая труба						
С	0,7	0,36	0,16	0,05	0,02	0
б) Плоская труба						
С	0,31	0,19	0,10	0,04	0,02	0
117
Деформация потока в прямой трубе (канале) при входе в нее свободной wtDr струи (эжектор). Re — v >3,5-10’	Раздел IV
	Диаграмма 4-8
: = — = 1 + ЛГ — 2М;

пеличины /и и
на данной диаграмме в S
ной струи р-;
N определяю гея по графику зависимости от длины свибод-
определяются в зависимости от длины свободной
струн р- по соответствующим графикам па диаграм-
мах 11-32 и 11-33;
v принимается по § 1-3,6.
.S/Dr	0,5	1.0	1.5	2,0	2,5	3,0	1,0	5,0	6,0	8,0	10
ч	0,16	0,46	0,84	1.43	2,02	2,54	3,26	3,65	3,80	3,81	3,81
N	1,65	2,89	3,90	4,85	5,65	6,35	7,20	7,55	7,68	7,70	7,70
М	1,25	1.71	2,00	2,20	2,30	2,40	2,45	2,45	2,45	2,45	2,45
118
Раздел IV
Диафрагма (отверстие) с острыми краями
^ = 04-0,015
при перетекании
потока из одного объема в другой. Re = —-—	10°
Диаграмма 4-9
4- 0,/07 у 1—-р—-p-j—определяется по
F •
/ р \	р
кривым ?— /	различных рг;
'/ принимается по § 1-3,6.
Значения ?
	F./F1										
	0	0,1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0.9	1.0
0	2,90	2,80	2,67	12,53	2,40	2.25	2,09	1,98	1,75	1,50	1,00
0,2	2,27	2,17	2,05	1,94	1,82	1,69	1,55	1,40	1,26	1,05	0,64
0,4	1,70	1,62	1,52	1,42	1,32	1,20	1,10	0,98	0,85	0,68	0,36
0,6	1,23	1,15	1,07	0,98	0,90	0,80	0,72	0,62	0,52	0,39	0,16
0,8	0,82	0,76	0,69	0,63	0,56	0,49	0,42	0,35	0,28	0,18	0,04
1,0	0,50	0,45	0,40	• 0,35	0,30	0,25	0,20	0,15	0,10	0,05	0
119
Диафрагма (отверстие) с острыми краями (l/Dr = 0 -т- 0,015) при перетекании из одного объема в другой. Re =--------------- <10!
Раздел IV
Диаграмма
4-10
* ~	+ во °' ( Ъ — IT I (приближенно),
Т“р	\	г1/
где определяется по кривым ^Re, на графике а\
'ов определяется по кривой »q ° = f, (Re), на том же графике а);
5* ~ 1 +.0,707	1 —определяется по кривой С» = / (^)на графике б)
(стр. 121Х	1	V J
v принимается по § 1-3,6.

I2U
Раздел IV
Диафрагма (отверстие) с утолщенными
0,015
краями при перетекании из одного объема в другой
Диаграмма 4-11
где т определяется по кривой = f
оог|	0	0.2	0.4	0.6	0,8	1.0	1.2	1.6	'2.0	2.4
4	.35	1,22	1,10	0,84	0,42	0,24	0,16	0,07	0,02	°
X определяется в зависимости от Re и Д = по диаграммам 2-2—2-5;
Д принимается по табл. 2-1;
v принимается по § 1-3,6;
2. Re<405 (приближенно):
? =	+ е0%'
где и е^е — см. диаграмму 4-10;
-0,5
К диаграмме 4-10.
Значения
F,	0	0,1	0,2	03	0.4	0,5	0.0	0,7	оз	0.9	1.0
й	.71	1,67	1,63	1.59	1.55	1,50	1,45	1,39	1,32	1,22	1.00
121
Диафрагма (отверстие) и срезанными по потоку или закругленными краями при перетекании из одного объема в другой			Раздел IV Диаграмма 4-12
Характеристики диафрагмы	Схема	д // Коэффициент сопротивления С==	тг 	2g	
Отверстие с закругленными краями
Отверстие со срезанными по потоку краями
где определяется по кривой s' = /
на графике а)
Ч°г	0.01	0,02	0,03	0.04	0,06	0,08	0.12	ЗвО.16
ъ'	0.46	0,42	0.38	0,35	0,29	0,23	0,16	0,13
122
Диафрагма	(отверстие) с острыми краями	Раздел IV
	0,015 [в прямой трубе (канале)	Диаграмма 4-13
n 4F* ГТ	woDV
Dr ТГ ' «.—периметр L Re = __2	105.
л. Л,	0,02	0,03	0,04	0,05	0.06	0.08	0.10	0,12	0,14	0.10	0,18	0,20	0,22	0,24	0,26	0,28	0,30	0,32
•»	7 000	3 100	1 670	1 050	730	400	245	,65	„7	86,0	65.5	51,5	40,6	32,0	26,8	22,3	18,2	15,6
F,	0,34	0,36	0,38	0,40	0,43	0,47	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	13,1	11,6	9,55	8,25	6,62 /	4,95	1,00	3,48	2,85	2,00	1,4!	0,97	0,65	0,42	0,25	0,13	0,05	0
123
Раздел 111
Диафрагма (отверстие)
с утолщенными краями трубе (канале)
(^>0.015)
в прямой
Диаграмма 4-14
Ц'0Ог
। Re=—-l-> ю»:
4I*
Dr ; IT,—периметр * ’ 0
принимается по таблице или полнее по графику а) диаграммы 4-11.
Значения С
1 Ог	F„/F,																
	' 1	0.02	0,04	0,06	0,08	0,10	0.15 1	0,20	0,25 1 0,30		0.40	0,50 1	0.Ы)	0,70 |	0.80 |	0,90	1.0
0 ..	1,35	7 000	1_670	730	400	245	96,0	51,5	30,0	18,2	8,25	4,00	2,00	0,97	0,42	0,13	0
0.2	1,22	'6 600	1 600	687	374	230	' 94,0	48,0	28,0	17.4	7,70	3,75	1.87	0,91	0,40	0,13	0,01
0.4	1,10	6310	1 530	660	356	221	89,0	46,0	26,5	16,6	7,40	3,60	1,80	0,88	0,39	0.13	0.01
0,6	0.84	5 700	1 380	590	322	199	81,0	42,0	24,0	15,0	6,60	3,20	1,60	0,80	0,36	0,12	0,01
0,8	0,42	4 680	1 130	486	264	164	66,0	34,0	19,6	12,2	5,50	2,70	1,34	0,66	0,31	о.н	0.02
J.o_ 1 л	0,24 0,10	4 260 3 930	1 030 950	443	240	149	60,0	31,0	17,8	H.I	5,00	2,40	1,20	0,61 0,58	0,29 0,28	0.11	0,02 0,03
				408	221	137	55,6	28,4	16,4	10,3	4,60	2,25	1,15			о.и	
2,0	0,02	3 770	910	391	212	134	53.0	27,4	15,8	9,90	4,40	2,20	1.13	0,58	0,28	0,12	0.04
з.о	0	3 765	913	392	214	132	53,5	27,5	15,9	10,0	4,50	2,24	1.17	0.61	0,31	0,15	0,06
4,0	0	3 775	930	400	215	132	53,8	27,7	16,2	10,0	4,60	2,25	1.20	0,64	0,35	0,16	0.08
5,0	0	3 850	936	400	220	133	55,5	28,5	16,5	10,5	4,75	2,40	1,28	0,69	0,37	0,20	0,10
6,0	0	3 870	9ч0	400	222	133	55,8	28,5	16.6	10,5	4,80	2,42	1.32	0,70	0,40	0,21	0,12
7.0	0	4 000	950	405	230	135	55,9	29,0	17,0	10,9	5,00	2,50	1,38	0,74	0,43	0,23	0,14
8,0	0	4 000	965	410	236	137	56,0	30,0	17,2	П.2	5,10	2,58	1,45	0,78	0,45	0,25	0,16
9.0	0	4 080	985	420	240	140	57,0	30,0	17,4	11.4	5,30	2,62	1,50	0,80	0,50	0,28	0.18
10	0	4 НО	1 000.	430	245	146	59,7	31,0	18,2	11,5	5,40	2,80	1.57	0,89	0,53	0,32	0.20
Л определяется в зависимости от Ре и Д = ——
Л'г по диаграммам 2-2—2-5.
При А. = 0,02 значения Св целом определяются но кривым ? = f таблице.
2. Re <10“ (приближенно):^
FJF, или
ЛИ ( -во	\	\г
®(С?+в° + ’
2g
где С? и еце см. диаграмму 4-10;
С, определяется по п. 1;
v принимается по § 1-3,6:
Д принимается по табл. 2-1.
по
Диафрагма (отверстие) со срезанными ио потоку краями (а=40—60°) в прямой трубе. Re =----------------------------> 10*-
где
= <Ю‘-60°
4F„
; и, — периметр
Ytg'i
2g
Раздел Г
Диаграмма
4-15
принимается по таблице или точ-
но графику а) диаграмма 4-12.
нее
Значения ? в целом определяются во t ( F„ I \
кривым ? = / I -р- ,	\ или по таблице;
ч принимается по § 1-3,6.
^г
0,01 0,02 0,03
0.U4 0,06 О,ио 0,12 0.16
0.46 0,42 0,Зв О.Зо 0.29 0,23 0,16 0,13
0.02	1 0.04	j O.0S	] 0,08 | 0.10	! 0.15	1 0.20	1 0,25	| 0,30	1 0.40	| 0.50	0.60	0,70	0,80	0,90	1.0
6 800	1 650	710	386 238	96,8	49,5	28,6	17.9	7,90	3,84	1.92	0,92	0,40	0,12	0
6 510	1 590	6зЗ	371	230	93,2	47.7	27,5	17,2	7,60	3.68	1.83	0,88	0,38	0.12	0
63Ю	1 530	657	357 220	89,4	45,7	26,4	16,5	7,25	3,50	1,72	0.83	0,35	0.11	0
6 130	1 480	636	345 214	86.5	44,2	25,6	15,8	7,00	3,36	1 ,67	0.80	0.34	0,10	0
5 7jO	1 385	600	323 200	80.0	41,2	23,4	14,6	6,85	3,08	1,53	0,73	0,30	0.09	0
о 300	1 275	5 49	298 184	74,3	37,8	21,8	13,5	5.92	2,80	1.37	0,64	0,27	0,08	0
4 730	1 140	490	265 164	66,0	33,5	19,2	11,9	5,18	2,44	1 ,lrf	0,55	0,22	0.06	0
4 460	1 080	462	251	154	62,0	31.6	18,1	11.2	4,80	2,28	1.Ю	0,50	0,20	0.О5	О
Диафрагма (отверстие) с закругленными краями в прямой трубе. аг0£>г Re — у >10*	Раздел IV Диаграмма 4-16
по графику б) диаграммы 4-12.
Значения 4 в целом определя-
„ с ( f \
ются по кривым £=) I -g~ , 75-ул, иг у
или по таблице;
/•
принимается по таблице или точнее
ч принимается по § 1-3,6.
Значения С
4	С'	Fe лГ										
		0.02	0,04	0.0б[0.0в| 0,10 [0.15	0.10	0.26	0.?0	| 0.35 | 0.40	0.45 | 0.50 | 0.55	| 0,10	I 0.6Г | 0,70 | 0,75 | 0,811 0.00	1П
0,01	0,44	6 620	1 600	690 375 232 94,0	48,0	27,7	17,3	И,0(7,70	5,би 3.70 2,65	1,84	1 ,25 0,90 0,60 0,38 0.12	0 1
0,02	0,37	6 200	1 500	642 348 216 87,6	45,5	25,8	16,1	10,77,10	и,00 3.48 2,33	1.69	1 ,18 и,8_ 0,56 0,34 0.10	0
0,03	0,31	5 850	1 400	600 327 201 82,0	42,0	24,2	14,9	9,Ь06,с6	4,603,20 2,22	1 ,55	1.100,750,600.31 0,09	0
0.04	0,26	5510	1 330	570 310 192 77,5	39,0	22,7	14,1	J.00 6.19	4,203.00 2,00	1,45	0,95 0,7и 0,4- 0,29 0,08	0 1
0,06	0,19	5 000	1 200	-18 278 173 69,9	36,5	20,3	12,5	8.00 5,-0	4,00 2,60 1 ,72	1,27	0.8- 0,60 0,40 0,24 0.07	11
0,08	0,15	4 450	1 100	437 255 158 63,6	32,2	18,5	11 .4	7,51 5,00	3,40 2,30 1 .52	1,13	0.780,530,3, 0,21 0,06	о
0,12	0,09	3 860	925	398 216 133 53,5	27,0	15,0	9,30	6.604,16	3,00 1,90 1,24	0,89	0,600,400,27 0,160,04	0
0,16	0,06	3 520	797	340 184 ИЗ 45,4	23,0	12,9	7,90	и, 30 3,40	2,20 1,60 1 ,00	0,70	0,500,32 0,200,120,03	° г
126
Отверстие с острыми краями ной площадью	= 0+0.015)	в стенке с неограничен-	Раздел IV Диаграмма 4-17
n *F'
v = -jj~; П, — периметр
I.	Re= —>10»:
5=2,85.
2.	Re < 10s: (приближенно;: «=Ч+‘Л
•-де 5,e определяется no кривой 59e=f,(Rc);
•oRe‘^T’^; определяется по кривой »'Ие -f,(Re);
('о )
> принимается по § 1-3 б.
Re	2.6-10	4-10	610	10»	2-10*	4-10»	10’	2.10*	4-10*	10*	2-10*	10s	2-10»	>10»
ч.	1.94	1,38	1.14	0,89	0.69	0,54	0,39	0,30	0,22	0,15	0.11	0,04	0,01	0
~£е	1,00 1	1,05	1,09	1,15	1,23	1,37	1,56	1.71	1,88	2.17	2,38	2,56	2,72	2,85
127
Раздел IV
Отверстия с различными краями в стенке с неограниченной площадью
Диаграмма 4-18 ________________
Характеристика отверстия
Схема
а//
Коэффициент сопротивления С =---------
2а
Отверстие с утолщенными краями ^глубокое отверстие)
tOoZ),
1. Re = —
C = ?'+X^- , где определяется по кривой 7 — /^* на графике а);
— Д
Л определяется в зависимости от Re н Д — на ДНа-221-
граммах 2-2—2-5;
Д принимается по табл. 2-1;
э принимается по § 1-3, б.
2. Re<106 (приближенно):
Отверстие со сре-«а иными по потоку краями
;9;+ о>^ + Хвр
где ;?<1 и ^'Re определяются, как по диаграмме 4-17;
С' определяется как при Re>10s.
	0	0,2	0.4	0.6	0.8	1.0	1.2	1.4	1.6	1.8	2.0	4.0
»	2,85	2,72	2,60	2,34	1,95	1,76	1,67	1,62	1,60	1.58	1,55	1,55
5 определяется по кривой 5 = f1								$	на графике б)			
//Dr	0	0.01	0.02	0,03	0,04	0,05	0.06	0.08	0,10	0.12	0.16	0.21
•»	2,85	2,80	2.70	2,60	2,50	2,41	2,33	2,18	2,08	1,98	1,84	1.80
6)
Отверстие с закругленными краями
9
128
Диафрагма при больших скоростях (большие числа Маха)
Раздел IV
Диаграмма 4-19
1.	Острые кромки отверстий:
\м —
где 5 определяется по данным диаграмм 4-9—4-11 и 4-13. 4-14
kM определяется по кривым ЛМ = /(Л1,);
а=\/ *g ~~~—скорость звука;
’ и
Ср
* = •7- — коэффициент адиабаты, принимаемый по ст>
табл. 1-3.
2.	Срезанные или закругленные кромки отверстий см. диаграмму 8-8
Значения
Г	— 						 	 м,													
	0	0.05	0.10	0.15	0.20	0.2S	0.30	0.35	0.40	0.45	0.50	0.55 1	0.60	0.65
0.2 0.3	1,00 1,00	С 09 1 ,03	1,30 1,13	’1,51	—	—	—	—	—	—	—		—	—
0.4	1,00	0,00	1,03	1.14	1.41												
0,5	1,00	1,00	1,00	1.03	1,10	1,27	1,85									
0.(5	1,00	0,00	1,00	1,00	1.12	1.30	1,30	1,77								
0,7	1,00	1,00	1,00	1.00	1,03	1,08	1.18	1,35	1,68								
0,8	1.00	1,00	1,00	1,00	1,01	1,03	1,07	1.12	1 .20	1.37	1,63	2,01				
0.9	1,00	1,00	1.00	1.00	1,00	1,00	1,02	1,04	1.07	1.13	1.21	1,33	1,50	1,75
9-655
129
Коллектор, вделанный в стенку с неограниченной площадью
Раздел IV
Диаграмма 4-20
,	. i
где -тР = ^;
?' определяется личных r/D^
К определяется
на диаграммах 2-2—2-5;
д/7
по кривим
при
раэ-
Ui0Dr в зависимости от Re = —— и
•< принимается по § 1-3,6;
Д принимается по табл. 2-1.
Значения 5'
130
Раздел IV
Диаграмма
4-21
Створка вытяжная, одинарная, верхнеподвесная
Створка приточная, одинарная, верхнеподвесная	Раздел IV Диаграмма 4-22
2С 30
a*
131
Раздел IV
Створка одинарная, среднеподвесная
Диаграмма
4-23
Раздел IV
Створка двойная, обг створки на верхнем подвесе
Диаграмма 4-24
132
Раздел IV
Створка двойная, на верхнем и нижнем подвесах
Диаграмма
4-25
Решетка жалюзийная, штампованная, с поворотными перьями в стенке с неограниченной площадью; f ^=0,8; полное открытие жалюзи
Раздел IV
Диаграмма 4-26
Л, — живое сечение решетки
V777A
□□□□□□□□□□□ □□□□□□□□□□а □□□□□□□□□□а □□□□□□□□□□а □□□□□□□□□□о □□□□□□□□□□а □□□□□□□□□□а □□□□□□□□□□а □□□□□□□□□□а □□□□□□□□□□а □□□□□□□□□□а
дн
С =---5- ^1.6;
Ж
2«
— средняя скорость по полному сечению в стенке.
решетки
133
Раздел IV
Диаграмма
4-27
Рабочая часть (открытая) аэродинамической трубы
О
г.0 з.о
РАЗДЕЛ ПЯТЫЙ
ПЛАВНОЕ ИЗМЕНЕНИЕ ВЕЛИЧИНЫ СКОРОСТИ (коэффициенты сопротивления диффузоров)
5-!. ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Fa— площадь узкого сечения диффузора, м2;
Fj —площадь широкого сечения диффузора (для ступенчатого диффузора— широкого сечения его плавной части), м2-, Ft — площадь наибольшего пенчатого диффузора, . р пх — степень расширения ’ (для ступенчатого степень расширения части);
F.
у- — степень внезапного
1 ступенчатого диффузора; р
п= у-—степень общего расширения сту-’ пенчатого дуффузора;
По — периметр узкого сечения . зора. м;
D„ — диаметр узкого сечения зора, м\
Dr — гидравлический диаметр сечения диффузора, м\ «0, Ьо — стороны прямоугольника сечения диффузора, м;
ах, Ьх— стороны прямоугольника широкого сечения диффузора, .и;
/ — длина диффузора, .и;
а — центральный угол расширения диффузора любой формы;
и',, wx— средняя скорость потока соответственно в узком и широком сечениях диффузора, м/сек-,
w —средняя скорость потока перед фронтом решетки, м/сек-,
юмакс — максимальная скорость потока по сечению, м/сек-,
ЬН —потеря давления (сопротивление), кГ/м2-,
сечения сту-
диффузора диффузора — его плавной
п,=
расширения
диффу-
диффу-
узкого
узкого
С — общий коэффициент сопротивления диффузора;
С — коэффициент местного сопротивле-1 ''" ния из-за расширения диффузора;
С—коэффициент сопротивления трения диффузора;
<?д — общий коэффициент полноты удара д (учитывающий суммарные потери в диффузоре);
'Ррасш — коэффициент полноты удара (учи-Р ' тывающий только местные потери на расширение диффузора).
5-2. ПОЯСНЕНИЯ И ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ
1. Для перехода от меньшего сечения трубы (канала) к большему (преобразования кинетической энергии потока в энергию давления) с минимальными потерями давления устанавливается плавно расширяющийся участок—диффузор. В такой расширяющейся трубе степень турбулентности потока возрастает по сравнению с тем, что имеет место в прямой трубе, а следовательно, возрастают и местные напряжения трения. Однако вследствие того, что с увеличением сечения трубы средняя скорость потока падает, вначале, при увеличении угла расширения диффузора до определенных пределов, общий коэффициент сопротивления диффузора, приведенный к скорости в узком (начальном) сечении, становится меньшим, чем для такой же длины участка трубы постоянного сечения с площадью, равной начальной площади сечения диффузора.
Начиная с некоторого угла расширения диффузора, дальнейшее увеличение этого угла приводит к значительному повышению коэффициента сопротивления, так что он стано-
135
Рис. 5-1. Спектр потока в диффузорах с различными р углами расширения при л = р-=3,3.
“о
а - а - 24е; б - о - 3840'; в - в = 60е; г - а - 90»; д - а - |80“.
вится во много раз большим, чем для прямой трубы той же длины.
2. Возрастание коэффициента сопротивления диффузора с дальнейшим увеличением угла расширения вызывается усиливающейся турбулентностью потока, а главным образом отрывом пограничного слоя от стенок диффузора и связанным с этим сильным вихре-образованием и перемешиванием ecerojno-тока.
Отрыв пограничного слоя от стенок (рис. 5-1) происходит под воздействием положительного градиента давления, имеющим место вдоль диффузора вследствие падения скорости при увеличении поперечного сечения (согласно уравнению Бернулли).
Начало отрыва в плоском* диффузоре можно приближенно определить из соотношения, предложенного Левиным [Л. 5-20]:
1 Пол плоским диффузором подразумевается участок трубы (канала) с расширением в одной плоскости.
(5-1)
£отр______1__
F. —	1.95 ’
a«'sfRe
где Аотр — площадь сечения, в котором начинается отрыв потока.
3.	В диффузорах с углами расширения, при которых еще не происходит отрыва пограничного слоя, скорости по поперечному сечению распределяются симметрично относительно продольной оси (рис. 4-4).
В диффузорах с ббльшими углами расширения, в пределах до а = 50 — 60’, отрыв начинается, как правило, только от одной из стенок (сторон), а именно от той, у которой по тем или иным причинам скорость меньше. Как только происходит отрыв потока от одной из стенок, дальнейшее повышение давления вдоль диффузора прекращается или ослабляется и отрыва потока от противоположной стенки (стороны) уже не происходит. Это обстоятельство обусловливает несимметричное распределение скоростей по сечениям диффузора (рис. 5-1 и 5-2).
В совершенно симметричном диффузоре с большими углами расширения отрыв попеременно возникает то на одной, то на противоположной стороне диффузора (рис. 5-2), что приводит к сильным колебаниям потока в целом.
4.	Коэффициент сопротивления диффузора зависит от многих параметров, основные из которых следующие:
1)	угол расширения а; 2) степень расти. р
рения п1 = -~ ; 3) форма поперечного сече’ ния: 4) форма образующей; 5) условия входа (состояние пограничного слоя или поля скоростей на входе); 6) режим течения (число W0Dr \	/
Re=~—^-1 и 7) сжимаемость потока (чисто
Маха =
С =-^- = HRe. М. а, пх, kx, kt, kJ,(5-2)
7«°5
2g
где kx — коэффициент, характеризующий состояние пограничного слоя (поля скоростей) на входе в диффузор;
kt —коэффициент, характеризующий форму поперечного сечения диффузора;
136
ks — коэффициент, характеризующий форму образующей диффузора;
а — скорость распространения звука в потоке, MjceK.
5.	Ввиду отсутствия достаточных данных,устанавливающих зависимость сопротивления диффузоров от ряда перечисленных параметров и, в частности, от числа Рейнольдса, для практических расчетов применяется условный метод разделения потерь, заключающийся в том, что общее сопротивление диффузора ДА/Общ рассматривается как состоящее из двух слагаемых: местного сопротивлений из-за .расширения, потока Д/У[)1сш и сопротивления трения ДЯГ|). Соответственно общий коэффициент сопротивления Собщ рассматривается как сумма коэффициента местного сопротив-
ления из-за расширения Срасш и коэффициента сопротивления трения С *:
- = д// 2’ - I -
об|Ц yuig ’расш I 'тр- (5-3)
Учет влияния числа Рейнольдса осуществляется при этом через коэффициент сопротивления трения Сгр, в то время как чрас|]| принимается практически не зависящим от этого числа* 1 * з.
* В дальнейшем индекс „общ* будет для простоты опущен.
1 Последние теоретические исследования Солод-
кам и Гнневского (Л. 5-М. 5-9, 5-26-ь5-29], а также работы Бам-Зе ликовича [Л. 5-2 и 5-3J, Овчинникова |Л. 5-24] и др. в области пограничного слоя в трубах с положительным градиентом давления позволяют уже установить прямую связь между общим коэффициентом сопротивления диффузоров с доотрыв->1ыми углами расширения и числом Рейнольдса,
з также с состоянием пограничного слоя до входа
в диффузор.
К сожалению, такого теоретического решения для диффузоров с отрывными углами расширения, представляющими для практики наибольший интерес, еще не имеется.
Рис. 5-2. Кривые распределения скоростей в плоских диффузорах с различными углами расширения.
6.	Потери на расширение удобно выразить через коэффициент полноты удара (см. статью автора [Л. 5-16]), представляющий собой отношение потерь на расширение в плавном диффузоре к теоретическим потерям на удар при внезапном расширении сечения (а= 180°), т. е.
<РР8СШ=-----------•	(5‘4>
2^
При равномерном поле скоростей во входном сечении (kt — 1,0) (например, при помещении диффузора за очень плавным коллектором) коэффициент полноты удара диффузоров с углами расширения в пределах а = 0—40° может быть вычислен по приближенной формуле,-предложенной автором (Л. 5-16]:
Траст = Mg 4	<5'5)
где а — центральный угол расширения (для пирамидального диффузора с неодинаковыми углами расширения а — наибольший угол).
137
Для конических и плоских диффузоров принимается
—3,2;
для пирамидальных диффузоров с расширением в двух плоскостях впредь до уточнения опытными данными предлагается принимать
скостях вычисляется по следующей формуле, выведенной автором [Л. 5-16]: ДЯ X
тр -Ро
2g
16
1 —
sin-
А,— 4,0.
Для всего диапазона углов расширения от а = 0 до а =180° величина <ррасш определяется по кривым <ррасш = /(а) на диаграммах 5-2—5-4.
Коэффициент местного сопротивления расширения выражается через коэффициент полноты удара следующим образом:
с	(1——У =
расш 71^	‘ расш nJ
= tg
а*
7. Коэффициент сопротивления трения диффузора круглого сечения, а также прямоугольного сечения с одинаковыми углами расширения в обеих плоскостях вычисляется по формуле1:
, _ Д/7
гр Т®о
X
2g
8 sin —
„ 2
П1
(5-7)
где Л — коэффициент сопротивления трения единицы относительной длины диффузора, определяемый в зависимости от числа Рей-
г-. wtDr
нольдса Re = —— и относительной шерохо-
ватости	по соответствующим графи-
иг
кам диаграмм 2-2—2-5**.
Коэффициент сопротивления трения пирамидального диффузора с неодинаковыми углами расширения (а°^=р°) в обеих пло-
♦ Очевидно при п. = -тЛ = оо ‘ о
’ Вывод см. Эйфель [Л. 5-39].
тора [Л. 5-16].
** На самом деле величина X не диффузора, однако для практических расчетов она принимается постоянной.
'Ррасш ‘’расш-а также работы ав-
переменна по дли-
X
16
'	С5'8)
тр
Коэффициент ского диффузора со сторонами входного сечения а0 и Ьо (где 60 постоянно по длине) вычисляется по формуле автора {Л. 5-16]: _____________________________L +
сопротивления трения пло-
г — дя — х
т₽“" Ч 4
2g
По
Н—-—Л —Vi •
2sin-^- \	/
Практически можно принять
. _ _Х 1
т-р 4 а sinT
п?
(5-9)
сопротивления диффу-
8. Коэффициенты зоров, у которых прямоугольное сечение переходит в круглое или наоборот, могут быть определены по данным для пирамидальных диффузоров с эквивалентными углами расширения. Эквивалентный угол ^определяется основании следующих формул:
I) переход с круга на прямоугольник
на
2)
-D,
а, tg^=
переход с прямоугольника
a, D~2V
tg 2 ~	2'д
на
(5-10)
круг
(5-11)
При неравномерном поле скоростей во входном сечении, т. е. при kv > 1,0 (что имеет место при помещении диффузора за длинным прямым участком или какой-либо фасонной частью, за дроссельным устройством и пр.), коэффициент местного сопротивления из-за расширения диффузора определяется по формуле
9.
Срасш=Часш’
где Срасш определяется как Срасш диффузора
138
с равномерным полем скоростей на входе (см. п. 6);
/г, определяется в зависимости от профиля скоростей на входе в диффузор и его угла расширения.
10.	Зависимость коэффициента сопротивления диффузора от состояния пограничного слоя (поля скоростей) на входе — сложная. Неравномерный, но симметричный профиль скоростей с максимумом скоростей в центре и пониженными скоростями у стенок („выпуклая* форма) приводит в диффузорах с малыми углами расширения, в которых еще нет отрыва потока, к уменьшению общего сопротивления, так как напряжение трения у стенок при таком поле скоростей уменьшается. Вместе с тем	такой профиль
скоростей ускоряет возможность отрыва потока и приближает	точку отрыва
к начальному сечению	диффузора, так
что с дальнейшим увеличением угла расширения сопротивление возрастает по сравнению с сопротивлением при равномерном поле скоростей на входе.
При неравномерном профиле скоростей
с пониженными скоростями в центре и повышенными у сменок („вогнутая* форма) явление должно носить прямо противоположный характер: при малых углах общее сопротивление диффузора должно возрастать,
ас увеличением этого угла расширения — понижаться по сравнению с сопротивлением при равномерном поле скоростей на входе.
II.	Зависимость коэффициента /г, от угла расширения диффузора при симметричном профиле скоростей с различными отношениями
максимальной скорости к средней - во входном сечении диффузора дана на диаграмме 5-1.
Там же приведена зависимость отноше-
ния --- от относительной длины начального
И»
прямого участка — иг
при
различных числах
Рейнольдса (по данным Солодкина и Гинев-ского [Л. 5-26]).
В случае несимметричного распределения скоростей, имеющего место за различными фасонными частями, дроссельными устройствами и пр., можно для практических расчетов частично руководствоваться значениями kv приведенными на диаграммах 5-6 н 5-18. Данные диаграммы 5-6 получены на основании обработки результатов проведенных
Винтером [Л. 5-65] исследований конического диффузора, помещенного за отводами с различными геометрическими параметрами. Данные диаграммы 5-18 получены на основании обработки результатов проведенных Джонстоном [Л. 5-47] исследований кольцевых диффузоров, впереди которых искусственно создавалось различное распределение скоростей с помощью специальных сеток.
12.	В пределах до а = 40 — 50э коэффициент полноты удара <ррасш получается меньшим единицы. Это показывает, что потерн в диффузоре меньше, чем потери на удар при внезапном расширении (а=180°). При углах расширения а = 50 — 90э величина <РраС|1] становится несколько большей единицы, т. е. потери в диффузоре несколько возрастают по сравнению с потерями на удар. Начиная с а = 90° до а=180э, величина <ррзсш опять падает, приближаясь к единице, что означает, что потери в диффузоре становятся близкими к потерям при внезапном расширении. Поэтому, если за диффузором не предполагается получить равномерного распределения скоростей потока по сечению, нецелесообразно применять диффузоры с углами расширения а >40 — 5(Р.
Если же из условия ограниченности габаритов требуется очень короткий переходной участок, то с точки зрения сопротивления можно этот участок осуществить с внезапным расширением (а= 180’).
В случае, если за переходным участком требуется получить равномерный профиль скоростей и этого предполагается достичь путем установки направляющих лопаток, разделительных сгенок или решеток (сеток, насадок), то следует предпочесть любой диффузор, даже с очень большим углом расширения (а>50э), внезапному расширению (а= 180°).
13.	Так как плавное расширение сечения трубы приводит вначале, при малых углах расширения, к уменьшению потерь давления по сравнению с потерями в трубе постоянного сечения, а при больших углах расширения— опять к повышению этих потерь, то существует, очевидно, оптимальный угол расширения, при котором получаются минимальные потери. Этот угол для прямолинейного диффузора круглого сечения может быть вычислен по формуле автора [Л. 5-18]:
а пт = 0,43 (X 2i±'V'9.	(5-13)
ОПТ ’ у п, — 1 /	'
139
Рис. 5-3. Различные способы улучшении работы коротких диффузоров, а — отсос пограничного слоя; б —едун пограничного слоя; в — направляющие лопатки (дефлекторы); г • разделительные стенки. <> — криполниейный^днффузор; г— ступенчатый диффузор.
Например, при ^- = 0.015, п,—2,25 и £,= = 1,0 получается аопт = 6°. Примерно в этих же пределах лежит и аопт диффузора прямоугольного сечения. Для плоского диффузора этот угол находится в пределах а, = = 10—12°.
14.	Условия протекания потока в коротких диффузорах (с большими углами расширения) могут быть значительно улучшены, если предупредить в них отрыв потока или ослабить вихреобразоваиие.
К основным мероприятиям, способствующим улучшению течения в диффузорах, относятся (рис. 5-3):
1)	отсасывание пограничного слоя;
2)	сдувание пограничного слоя;
3)	установка направляющих лопаток (дефлекторов);
4)	установка разделительных стенок;
5)	применение криволинейных стенок;
6)	применение ступенчатых стенок.
15. При отсасывании пограничного слоя (рис. 5-3, а), оторвавшаяся от стенки часть потока вновь прилипает к поверхности, вследствие чего зона отрыва отодвигается вниз по потоку, течение становится более плавным,
а сопротивление уменьшается. Путем отсасывания пограничного слоя можно уменьшить потери на 30—5О°/о.
Сдувание пограничного слоя (рис. 5-3,б) приводит к увеличению скорости потока вблизи стенок. В результате в этом случае зона отрыва также перемещается вниз по потоку.
16. Направляющие лопатки (дефлекторы) (рис. 5-3,в) отклоняют часть потока с ббль-шими скоростями из средней области диффузора к его стенкам, в зону отрыва. Этим последняя уменьшается или полностью устраняется. Наибольший эффект от применения дефлекторов достигается при больших углах расширения. При а=90- 180° коэффициент сопротивления уменьшается почти в 2 раза.
Для расположения дефлекторов (лопаток) в диффузоре можно дать несколько общих правил [Л. 5-56]:
а)	Лопатки следует помещать впереди и позади угла у входа в диффузор (рис. 5-3,в), причем число лопаток следует увеличивать по мере увеличения угла расширения.
Ь)	Каналы между лопатками и стенками должны, как правило, суживаться, однако для больших углов расширения можно полу
140
чить удовлетворительные результаты и с расширяющимися каналами. Необходимо дать возможность потоку расширяться в каналах у стенок так же, как в центральном канале.
с)	Для угла расширения а=9сР относительное расстояние А-= 0,95; для а =180°
А = 1,4 (рис. 5-3,в).
п2
d)	Лопатки должны иметь малую кривизну и могут быть сделаны из листового металла с постоянными кривизной и хордой.
е)	Хорда лопаток может составлять 20 25°/0 диаметра или высоты сечения диффузора.
f)	На практике наиболее выгодный угол наклона лопаток можно выбрать, устанавливая их сначала друг за другом впритык и затем поворачивая каждую лопатку на некоторый угол, пока не будет получено минимальное сопротивление диффузора.
17. Разделительные стенки делят диффузор с большим углом расширения на ряд диффузоров с меньшими углами (рис. 5-3,г). Этим достигаются как уменьшение сопротивления, так и более равномерное распределение скоростей по сечению [Л. 5-19].
Эффективность разделительных стенок тем значительнее, чем больше общий угол расширения диффузора. Наоборот, при сравнительно малых углах расширения разделительные стенки могут повысить сопротивление диффузора, так как увеличивается общая поверхность трения.
Подбор и построение разделительных стенок в диффузорах с большими углами расширения производятся следующим образом:
а)	Число z разделительных стенок берется в зависимости от угла расширения по табл. 5-1.
Таблица 5-1
а°	30	45	60	90	120
2	2	1	4	6	8
Ь)	Разделительные стенки располагаются так, чтобы расстояния а' между ними на входе в диффузор были строго одинаковыми, а а[ на выходе из него—примерно одинаковыми.
с)	Перед входом в диффузор и после выхода из нгго разделительные стенки имеют продолжение, параллельное оси диффузора. Длина продолженных участков должна быть не менее соответственно 0,1 а0 и 0,1а,.
18.	В диффузоре с криволинейными стенками (рис. 5-3,д), при которых возрастание площади сечения происходит в начальном участке медленнее, чем в конечном, изменение градиента давления получается более плавным. Этим ослабляются основная причина отрыва потока и, следовательно, основной источник потерь. Весьма удачным с этой точки зрения является такой диффузор, в котором при потенциальном потоке соблюдается постоянство градиента давления
const j вдоль канала.
При углах расширения в пределах а=25 — [ 9(Р уменьшение потерь в таких диффузорах по сравнению с прямолинейными доходит до 4О°/0. При этом чем больше угол расширения в указанных пределах, тем значительнее уменьшение потерь [Л. 5-16].
При малых углах расширения (а < 15 — 20э) потери в криволинейных диффузорах становятся даже большими, чем в прямолинейных. Поэтому криволинейные диффузоры выгодно применять взамен прямолинейных только при больших углах расширения.
Уравнение образующей криволинейного диффузора круглого (и квадратного) сечения по типу ~ = const (рис. 5-3,3) имеет вид
Для плоского диффузора уравнение образующей имеет вид
(5-15)
Коэффициент сопротивления криволинейного диффузора при “ = const в пределах 0,1 <-у-<0,9 может быть вычислен по приближенной формуле, основанной на данных опытов автора |Л. 5-16]:
* При больших углах расширения диффузора потери на трение очень малы. Поэтому для криволинейных диффузоров, соответствующих прямолинейным с большими углами расширения, эти потери можно не выделять из общих потерь.
141
диффузора
где <pe — коэффициент, зависящий от относительной длины криволинейного
~ и определяемый по иг
данным диаграммы 5-7.
19.	В ступенчатом диффузоре (рис. 5-3,е), в котором после плавного изменения площади поперечного сечения имеет место внезапное расширение, основные потери (потери на удар) происходят уже при сравнительно малых скоростях. Вследствие этого потери в диффузоре значительно снижаются (в 2—3 раза). Коэффициент суммарного сопротивления ступенчатого диффузора круглого и прямолинейного сечений может быть вычислен приближенно по следующей формуле [Л. 5-16]:
ДЯ
Т<Рр 2а
где &а = 3,2—для диффузора круглого сечения;
£, = 4- 6— для диффузоров прямоугольного сечения’;
F-	-
---степень общего расширения
“ ступенчатого диффузора (отношение площади самой широкой части диффузора к площади самой узкой части его) (рис. 5-3,е).
1 Кривые на диаграмме 5-10 вычислены при ft, = 6,0, что дает некоторый запас в расчете.
Коэффициент суммарного сопротивления плоского ступенчатого диффузора может быть подсчитан приближенно так |Л. 5-16]:
ДЯ __
~ г®о 2g
и каждой относительной длины иг
(Ао постоянно по длине диффузора).
20.	Для каждой степени расширения п
или — I
а« I
ступенчатого диффузора существует оптимальный угол расширения аопг, при котором общий коэффициент сопротивления получается минимальным (см. диаграммы 5-8— 5-10). Ступенчатые диффузоры рекомендуется применять именно с оптимальными углами расширения.
Коэффициент сопротивления таких диффузоров определяется по формуле [Л. 5-I6J:
С=^- = (1+’)Смвв.	(5-19)
JW-2g
где Смя - минимальный коэффициент сопротивления, зависящий от относительной длины плавной части диффузора (или - л I и степени общего \ ао /
расширения ступенчатого диффузора п; эта зависимость приводится на диаграммах 5-8—5-10;
s—поправочный коэффициент, опреде-
Р ляемый в зависимости от на
Л тех же диаграммах.
21.	Предельный угол расширения алрсд плавной части ступенчатого диффузора, т. е. угол, при котором исчезает ступенчатость
142
при заданных степени общего расширения п и относительной длине плавной части -#
^или • находится из выражения
(о- анРед _ 11— *
2 — 1Л
9——
ДГ
и соответственно	(5-20)
Практически при выборе относительной длины ( —) ступенчатого диффузора це-лесообразно руководствоваться не наименьшим значением Смин, а несколько большим (примерно на 10%), так как это позволяет значительно сократить длину диффузора без существенного увеличения потерь в нем. Линии оптимальных значений ~(— ) пока-
Dr \ о»)
заиы на графиках а) диаграмм 5-8—5-10 пунктиром.
22.	В случае установки диффузора за вентилятором следует учесть существенное отличие структуры потока на выходе из вентилятора от структуры потока на входе в изолированный диффузор, перед которым имеется прямолинейный участок постоянного сечения.
За центробежным вентилятороми профиль скоростей, как правило, несимметричен вследствие некоторого отклонения потока в сторону вращения колеса. При этом характер профиля скоростей зависит как от типа вентилятора, так и от режима работы его, характеризующегося коэффициентом производительности , где QonT — производитель-
**опт
ность при максимальном к. п. д. вентилятора.
23.	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 а>25э целесообразно выполнять несимметричными, так чтобы внешняя стенка ли5о являлась продолжением обечайки кожуха, либо несколько (не более чем на 10°)
отклонялась в сторону обечайки, а внутренняя — в сторону колеса.
Отклонение оси диффузора в сторону обечайки кожуха вентилятора нецелесообразно, так как сопротивление таких диффузоров при а>15’ получается в 2—2,5 раза больше, чем симметричных диффузоров, у которых ось отклонена в сторону колеса (см. Локшин и Газирбекова [Л. 5-22]).
24.	Коэффициент сопротивления плоских диффузоров с углами расширения я<15’ и пирамидальных с «<10’ при установке их за центробежными вентиляторами любых типов при любых режимах работы можно практически вычислять по приведенным выше данным для изолированных диффузоров, принимая для их входного сечения отношение скоростей
“'макс । ।
При углах расширения диффузоров, ббль-ших указанных, нельзя пользоваться значениями С для изолированных диффузоров; они должны определяться по данным диаграмм 5-12—5-17.
Эти данные практически пригодны при режимах как Q = QonT, так и Q$ Q0IIT.
25.	При ограниченности места для размещения диффузора за центробежным вентилятором можно применять ступенчатый диффузор, который при том же сопротивлении получается значительно короче прямолинейного. Оптимальный угол расширения диффузорной части, при котором получается минимальный коэффициент сопротивления, определяется по соответствующим кривым диаграммы 5-17.
26.	Коэффициент сопротивления кольцевого диффузора, образованного при установке конического диффузора за осевым вентилятором (компрессором) с задним суживающимся обтекателем (см. диаграммы 15-18), может быть определен по формуле
С = -Ц- = МД(1-^У. (5-21) 7»о	'
2g
где ср —общий' коэффициент полноты удара, определяемый в зависимости от угла расширения а по графику а) на диаграмме 5-18;
ky~ поправочный коэффициент, характеризующий состояние поля скоростей
1 Общий коэффициент полноты удара учитывает суммарные потери в диффузорах [Л. 5-16].
в узком сечении диффузора и определяемый в зависимости от угла расширения а по графику 6) на той же диаграмме; эти кривые соответствуют различным профилям скоростей, полученным в узком сечении диффузора и приведенным на графике в) на той же диаграмме';
F^viFt — площади живого сечения (за вычетом площади сечения обтекателя) соответственно в узкой и широкой частях диффузора.
27.	Коэффициент сопротивления кольцевого диффузора, образованного при установке конического диффузора за осевым вентилятором с расширяющимся задним обтекателем, может быть приближенно определен по формуле
=	(5-22)
7®о
2g
где С — коэффициент сопротивления того же диффузора при равномерном поле скоростей на входе, определяемый из таблицы, приведенной на диаграмме 5-18;
kt — поправочный коэффициент, определяемый, как в п. И.
28.	В осевых турбомашинах применяются радиально-кольцевые диффузоры, в которых увеличение площадей достигается главным образом за счет радиальных размеров диффузора (рис. 5-4,а). Степень расширения радиально-кольцевых диффузоров может быть определена из соотношения
п =2-|----.	(5-23)
,l l+d	'	’
где	и d = -^ —соответственно отно-
“	“ сительный диаметр
диффузора и втулки;
ь
-г--относительная ши-
h
рина выходного се-чения диффузора.
Коэффициент сопротивления радиально-кольцевого диффузора, установленного за работающей турбомашиной (компрессором), превышает на 15—20% соответствующее значение дпя такого же диффузора при не-
1 Предполагается, что ожидаемое поле скоростей за вентилятором (компрессором) примерно известно.
144
а — радиально-кольцевой диффузор; б — осево-радиально-кольцевой диффузор.
работающем компрессоре. При этом величина коэффициента сопротивления рассматриваемого диффузора зависит от режима работы компрессора, т. е. от коэффициента расхода caQ, где са0=------?----- ; и-
окружная скорость на внешнем радиусе рабочего колеса (см. Довжик и Гиневский |Л. 5-12)).
Значения коэффициентов сопротивления радиально-кольцевых диффузоров как с работающим компрессором при са0 = 0,5, так и без работающего компрессора приведены на диаграмме 5-19.
29.	Несколько более совершенным с аэродинамической точки зрения является комбинированный диффузор, у которого участок радиального поворота следует за коротким кольцевым диффузором (осево-радиально-кольцевой) (рис. 5-4,6).
В таком диффузоре радиальный поворот осуществляется при пониженных скоростях потока, поэтому и потери давления полу- I чаются несколько меньшими. Вместе с тем осевые размеры такого диффузора существенно больше, чем у радиально-кольцевого диффузора.
Значения коэффициентов сопротивления комбинированного диффузора за работающим компрессом при ся0=0,5 приведены на тон же диаграмме 5-19.
30.	Наличие за диффузором сопротивления, равномерно распределенного по сечению
Ю
(сетка, решетка, насадка, калорифер и др.), приводит к упорядочению потока как в самом диффузоре, так и в канале за ним. При этом потери в самом диффузоре несколько уменьшаются, Однако суммарные потери в диффузоре и решетке (сетке и пр.) изменяются мало.
Для прямолинейных диффузоров с углами расширения а до 40— 60J и особенно для криволинейных диффузоров эти потери остаются равными сумме потерь, взятых отдельно для диффузора и решетки (сетки и пр.) (см. работу автора [Л. 5-17]), т. е.
^ = -^-=^ + 4,	(5-23)
7и>р	л?
2g
где «H3 = ——	коэффициент сопротивления
Lfo.	диффузора, определяемый
как ч по данным соответствующих диаграмм раздела V;
Д//
чр= —у- — коэффициент сопротивления fwp	решетки (сетки, насадки и
2g	пр.), приведенный к ско-
рости потока перед ее фронтом, определяемый как С поданным соответствующих диаграмм раздела VIII;
F,
—'степень расширения диф-* фузора.
10-655
5-3. ПЕРЕЧЕНЬ ДИАГРАММ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ РАЗДЕЛА V
Наименование диаграммы •	Источник	Номер диаграммы	Примечание
Диффузоры любой формы, помещенные за длин-	Абрамович [Л. 5-1],	5-1	Учет неравномерности при-
ными участками с неравномерным, но сим-' метрнчным профилем скоростей	Солодкин и Гннев-ский [Л. 5-26] Петерс [Л.5-57]		ближенный
Диффузор конический в сети	Гибсон [Л. 5-6, 5-43 и р-44], Идельчик [Л. 5-16 и 5-18], Петерс (Л. 5-57]	5-2	Данные опыта; при большн» углях расширения—прибли женно (кривые экстраполированы в сторону ббльших углов расширения)
Диффузор прямоугольного сечения в сети	То же	5-3	Весьма ориентировочно; пользоваться впредь до уточнения новыми опытными данными
Диффузор плоский в сети	" 	5-4	Данные опыта; при больших углах — приближенно (кривые экстраполированы в сторону больших углов)
Диффузор переходной (с круга на прямоугольник или с прямоугольника на круг) в сети	—	5-5	Ориентировочно
Диффузоры любой формы при « =8—12°, помещенные за отводом или другой фасонной частью при сходных профилях скоростей	Винтер [Л. 5-65]	5-6	Данные опыта
Диффузоры криволинейные {dp/dx. = const) в сети	Идельчик [Л. 5-16]	5-7	На основе данных опыта
Диффузор ступенчатый круглого сечения с оптимальным углом расширения а°опт	Идельчик (Л. 5-16]	5-8	По приближенным расчетам
Диффузор ступенчатый прямоугольного сечения с оптимальным -углом расширения а°опт	То же	5-9	То же
Диффузор ступенчатый плоский с оптимальным углом расширения а°опт при =5:0,5—2,0	 *	5-10	
Диффузоры короткие с направляющими устройствами или сопротивлением на выходе	Идельчик [Л. 5-19]	5-11	Первые по данным опытов автора, остальные ориентировочно Данные опыта
Диффузор плоский симметричный за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании)	Локшин и Газир-бекова [Л. 5-22]	5-12	
Диффузор плоский несимметричный при at = 0 за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании)	То же	5-13	То же
Диффузор плоский несимметричный при а, = 10° за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании)	Я	я	5-14	 »
Диффузор плоский несимметричный при сц = —10° за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании)	 *	5-15	я	•
Диффузор пирамидальный за центробежном вентилятором. работающим в сети (на нагнетании)	» 	5-16	* •
Диффузор ступенчатый с оптимальным углом-расширения ®°011т за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании)		я	5-17	
Диффузоры кольцевые с обтекателем в сети	Бушель (Л.5-4], Джонстон |Л. 5-47]	5-18	
Диффузоры радиально-кольцевой и осево-радиально-кольцевой (комбинированный) в сети (£)= =2,06; </=0,688; а2=8°; Са, =0,5)	Довжик и Гиневскпй [Л. 5-12]	5-19	* »
146
10
5-4. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Диффузоры любой формы, помещенные за длинными участками с неравномерным, но симметричным полем скоростей

Пв — периметр
Раздел V
Диаграмма 5-1
4 ” уай	+ ’тр’
2g
где ?расш и £тР принимаются по диаграммам раздела V; k, определяется в зависимости от а° для различ-t£) макс
пых - w по графику а;
ЯН макс	,_
—— определяется в зависимости от Z/Dr и Ке
— -------- по графикам бив (в—см. стр. 149,);
ч принимается по § 1-3,6.
а)
Значения /г,  “		1-----------—
“'макс = 0							
	5	8	10	14	20	24	28
1,00	1,00	1 .00	1,00	1,00	1,00	1 ,00	1 ,00
1,02	1,10	1.12	1.14	1,15	1,00	1.07	1 ,02
1 ,04	1.14	1,20	1,23	1,26	1,19	1.Ю	1,03
1,06	1 .17	1.27	1.31	1,36	1,24	1,14	1 ,04
1,08	1,19	1 .42	1 ,49	1,49	1,31	1,18	1.05
1.10	1.19	1,54	1 .62	1 ,54	1,34	1,20	1 .06
1.12	1,22	1 ,62	1 ,68	1,57	1 .36	1 .21	1 .06
1,14	1,22	1 .68	1.81	1 ,60	1,36	1.21	1 .06
1,16	1 ,22	1 ,78	1,89	1 .61	1.36	1 .21	1.06
10*
147
Раздел V
Диффузор конический в сети
Диаграмма 5-2
1. Равномерное поле скоростей на входе в диффузор:
„	— V
* ~ yutf Срас,п
-*ir
Значение чр с„,
К
	п.	1 3	6	•	10	12	14	L 10	20	24	30	40	Ю	90	180
0	<х>	0,03	0,08	0,11	0,15	0,19	0,23	0,27	0,36	0,47	0,65	0,92	1,15	1,10	1.02
0,05	20	0.03	0,07	0,10	0,14	0,16	0,20	0,24	0,32	0,42	0.58	0,83	1 .04	0.99	0,92
0,075	13,3	0,03	0,07	0,09	 0,13	0,16	0.19	0,23	0.30	0,40	0,55	0,79	0,99	0.95	0.88
0,10	10	0,03	0,07	0,09	0,12	0,15	0,18	0,22	0,29	0,38	0,52	0,75	0,93	0,89	0,83
0.15	6,7	0,02	0,06	0,0В	0.11	0,14	0,17	0,20	0,26	0,34	0,46	0,67	0,84	0,79	0.74
0,20	5,0	0,02	0,05	0,07	0,10	0,12	0,15	0,17	0,23	0,30	0,41	0,59	0,74	0,70	0.65
0,25	4.0	0,02	0,05	0,06	0,08	0,10	0,13	0,15	0,20	0,26	0,35	0,47	0,65	0.62	0,58
0,30	3,3	0,02	0,04	0,05	0.07	0.09	0,11	0,13	0,18	0,23	0,31	0,40	0,57	0,54	0,50
0,40	2.5	0,01	0,03	0,04	0,06	0,07	0,08	0,10	0.13	0,17	0,23	0,33	0,41	0,39	0,37
0,50	2.0	0,01	0,02	0,03	0,04	0,05	0,06	0,07	0,09	0.12	40,16	0,23	0,29	0,28	0.26
0,60	1.7	0,01	0,01	0,02	0,03	0.03	0,04	0,05	0,06	0.08	0,10	0,15	0,18	0.17	0,16
где ^расш ?paci>P	'
Траст определяется по кривой ?расц, f(a°} при Fe „
0 на графике а.
В пределах 0<а-<40°:
а .*/ “~
Траст = 3'2 tg 2 у tg 2 ’
Значения 5расш в целом определяются по кри-
при X — 0,02 ?тр определяется по кривым
?тр—f т°, «Э графике б (стр. 149);
-	,	t (т-,	*®0^О
К определяется по кривым X = f Re =-------,
_ Д\
Д=^-| на диаграммах 2-2 —2-5; ч *
ч принимается по § 1-3,6; Д принимается яо
табл. 2-1.
148
Диффузор конический в сети	Раздел V
(продолжен ие)	Диаграмма 5-2
Значения										
F,	а°									
Ft		2	3	6	В	10	| 12	1 “	16	20
0,05	20	0,14	0,10	0,05	0,04	0,03	0,03	0,02	0,02	0,01
0,075	13,3	0,14	0,10	0,05	0,04	0,03	0,02	0,02	0,02	0,01
0,10	10	0,14	0,10	0,05	0,04	0,03	0,02	0,02	0.02	0,01
0,15	6,7	0,14	0,10	0,05	0,04	0,03	0,02	0,02	0,02	0,01
0,20	5,0	0,14	0,10	0,05	0,03	0,03	0,02	0,02	0,02	0,01
0,25	4,0	0,14	0,10	0,05	0,03	0,03	0,02	0,02	0,02	0,01
0,30	3,3	0,13	0,09	0,04-	0,03	0,03	0,02	0,02	0,02	0,01
’ 0,40	2,5	0,12	0,08	0,04	0,03	0,02	0,02	0,02	0,02	0,01
0,50	2,0	0,11	0,07	0,04	0,03	0,02	0,02	0,02	0,02	0,01
0,60	1,7	0,09	0.06	0,03	0,02	0,02	0,02	0,02	0,02	0,01
К диаграмме 5-1
149
Раздел V
Диффузор прямоугольного сечения в сети
Диаграмма
5-3
„ 4Л
Dr= ——; По — периметр 11»
1. Равномерное поле скоростей на входе в диф-
...	,	ьн
ф>зор.	s-:	>’расш + '»тр1
W
( Fo 2
1 |е '•расш fpaciu ~р~^) 
’Ррасш определяется очень приближенно по кривой р
*расш—7(а°) п₽и f;=° "а графике а.
Значения ;расш
г» F,	Л|	°vP															
		2	*	6 1	8 1	10 1	12	М	И	>8	20	24	28	32	40	1 60	00
0	со	0,03	0,06	0.10	0,14	0,19	0,23	0,29	0,34	0,40	0,45	0,59	0,73	0,89	1,05	1.Ю	1.10
0,05	20	0,03	0,05	0.09	0,13	0,17	0,21	0,26	0.31	0,36	0,40	0,53	0,66	0,80	0,94	0,99	0,99
0,075	13,3	0,03	0,05	0,08	0,12	0,16	0.20	0,25	0,29	0,34	0,38	0,50	0,62	0,76	0,90	0,94	0,94
0,10	10	0,02	0.05	0,08	0,11	0,15	0,19	0,24	0,28	0,32	0,36	0,48	0,59	0,72	0,85	0,89	0,89
0,15	6,7	0,02	0,04	0,07	0,10	0,14	0,17	0,21	0,24	0,29	0,32	0,42	0,52	0,64	0,76	0,79	0,7.9
0,20	5.0	0,02	0.04	0,06	0,09	0,12	0,15	0,18	0,22	0,26	0,29	0,38	0,47	0,57	0,67	0,70	О.УЬ
0,25	4,0	0,02	0,03	0,06	0,08	0,11	0,13	0,16	0,19	0,22	0,25	0,33	0,41	0,50	0,59	0,62	0,62
0.30	з.з	0,01	0,03	0,05	0,07	0,09	о.и	0.14	0,17	0,20	0,22	0,29	0,36	0,44	0,51	0,54	0,54
0.40	'2.5	0,01	0.02	0,04	0,05	0,07	0,08	0,10	0,12	0,14	0,16	0,21	0,26	0,32	0.33	0,40	0,40
0,50	2.0	0,01	0.01	0,02	0,03	0,05	0,06	0,07	0.08	О.Ю	о.н	0,15	0.18	0,22	0,26	0,27	0,27
0.60	1.7	0,01	0.01	0,02	0,02	0,03	0,04	0,05	0,05	0,06	0,07	0,09	0.12	0,14	0,17	0.18	0,18
1ЯО
1.10
0,90
0.94 •
0.8!»
0.79
0,70
0,62
0,54
0.411
0,18
В пределах 0<{о<25’:
?раеш®- 4-0tg»/2^gy •
Значения 5расш целом определяются по кривым раеш =/(»’• ?;) "а график п;
о si п о
ПриХ^О.02 Д?гр определяется по кривым Дчтр’ f(»s) на графике б;
ДС^р определяется по кривой Д^,,,=/(?”) на графике
/ ш,П| /.определяется по кривым X^ftRe
_ д \	1
l = на диаграммах 2-2 — 2-5;
« принимается по § 1-3,6; Д принимается по табл. 2-1.
150
Раздел V
Диффузор прямоугольного сечения в сети (продолжение)
Диаграмма 5-3
Значения Дгтр или Д£'.гр
(1,05 (МО 0,15 0,20
0,25 0,30 0,40 0,50 0,60
20	0,07	0,04	0,02	0,02	0,02	0,02	0,02	0,01	0,01	
10	0,07	0,03	0,02	0,02	0,02	0,02	о>бз	0,01	0,01	
6,7	0,07	0,03	0,02	0,02	0,02	0,02	0,02	0,02	0,01	
5,0	0,07	0,03	0,02	0,02	0,02	0,02	0,02	0,01	0,01	
4,0	0,07	0,03	0,02	0,02	0,02	0,02	0,02	0,01	0,01	
3,3	0,07	0,03	0,02	0,02	0,02	0,02	0,02	0,01	0,01	
2,5	0,06	0,03	0,02	0,02	0,02	0,01	0,01	0,01	0,01	
2,0	0,06	0,03	0,02	0,02	0,01	0,01	0,01	0,01	0,01	
1,7	0,05	0,02	0.02	0,01	0,01	0,01	0,01	0,01	0.01	•
б)
2. Неравномерное поле скоростей на нходе в диффузор:
';; дн v
* ~	—/г,Ърасш ^ТР’
где кх определяется по данным диаграмм 5-1, 5-6 н 5-18.
У
151
Диффузор плоский в сети
Раздел V
Диаграмма 5-4
Значения
Л, F,	а°														
	«1	3	6	а	10 1	12 1	" 1	16	20 |	21 1	30	40	«0	90	180
0	СО	0,03	0,08	0.11	0,15	0,19	0,23	0,27	0,36	0,47	0,65	0,92	1,15	1.10	1,02
0,05	20	0,03	0,07	0,10	0,14	0,16	0,20	0,24	0,32	0,42	0,58	0,83	1,04	0,99	0 92
0,075	13,3	0,03	0,07	0,09	0,13	0.16	0,19	0,23	0,30	0,40	0,5о	0,79	0,99	0,95	0^88
0,10	10	0,02	0,07	0,09	0,12	0,15	0,18	0,22	0,29	0,38	0,52	0.75	0,9з	0,89	0^83
0,15	6.7	0,02	0,06	0,08	0J1	0.14	0,17	0,20	0,26	0,34	0,46	0,67	0,84	0,79	0,74
0,20	5.0	0,02	0,05	0,07	0,10	0,12	0,15	0,17	0,23	0,30	0,41	0,59	0,74	0,70	0,65
0,25	4,0	0,02	0,04	0,06	0,08	0,10	0,13	0,15	0,20	0,26	0,35	0,47	0,6и	0,62	0,58
0,30	з.з	0,02	0,04	0,05	0,07	0,09	0.11	0,13	0,18	0,23	0,31	0,40	0,57	0,54	О'50
0,40	2,5	0,01	0,03	0,04	0,05	0,07	0,08	0,10	0,13	0,17	0,23	0,33	0,41	0,39	0,37
0,50	— 2,0	0.01	0,02	0,03	0,04	0,05	0,06	0,07	0,09	О.[2	0,»16	0,23	0,29	0,2о	0,26
0.60	1,7	0,01	0,01	0,02	0,03	0.03	0.04	0,05	0,06	0,08	0,10	0.1а	0,18	0,17	0,16
2 ч 6 8 ГО	JO W 60 60 700	780
где Z. = о расш *расш
определяется приближенно по кривой f f(i’) Ао
при "р—0 на графике а.
В пределах 0<а<40“:
Значения ?пасш в целом определяются по кривим) “peeni 'Ча<’,^!) на графике а;
При К =0,02: Д?тр определяется по кривым ’Tp = f fl°. 77°- ^)на графиках б, в, г, д (стр. 153) и е (стр. 151);	‘
.	/	».ДГ _
Л определяется по кривым 7 fl Re = -----—;Д-=
- 4 — р ) на диаграммах 2-2 —2-5;
ч принимается по § 1-3, б; Д принимается по табл. 2-1.
152
Раздел V
Диффузор плоский в сети
(продолжение)
oj
Значения ^.р при а0/60=Д5
лг
Л,
| 8» | 10" | 20
2°
30'
40°
0,06
0.00
0.03 0.03 0.02 о.02
0.02 0.02 0.02 U.01
0,05 0.05 0.05 0.04
0,07 0.06 0.06 0.04
10
5,0
3,3
2,0
0.27
0,25
0,22
0.18
0.14 0,13 0.11 0.09
0.09 0.08 008 0.06
rJF
иг
0.01
0.06
0,5
F,!F,
F*F
п,
20° | 30'
2"
50°
40°
10'
8°
0,20 0.18
0.17
0.13
0,17 0,15 0.14 0.11
0.01
0.01 0.01
0.01
0.34 0.31
0.28 0.21
0,02
0,02
0.02
0,01
0,02
0.02
0,02
0.01
IklWI
о.Ю 0.20 п.ЗО п.50
0,40 0,37 0.33
0.25
ю 5.0 3.3 2.0
10
5.0
3.3
2.0
0,04 0.04 0.03 0.03
0.Ю 0.20 0.30 0.50
0.10
0.10
0.30
0.50
о.ю 0,20 0.30 0.50
0,03
О 03 0.02 0.02
0.08
0,07
0,07
0,05
0.53 0.48 0,43 0.32
10
5.0
3,3
2.0
0.13
0.13 0.11 0.08
F.IF,
Диаграмма 5-4
0.1
0,08
о,1
0,OS
0.06
0,00
0,02
о.г
0,1
0,08
’0,2
Значения
о.оч
0,02
0,3 0,5
20	30
г)
Значения при а0/60 = 1,0
0,10 0.09 0,08 0.06
V
2. Неравномерное поле скоростей на входе в диффузор:
ДЯ , f®2 к' ’раеш
где определяется по данным диаграмм 5-1, 5-6 и 5-18.
Ст[) при <io/6o = 0,"5
6° । 8°
0.11
0.10
0.09
0.07
0.О8 0 08 0,07 0.05
10"
20>
30° | 40'
0,07
0.06
0.05
0.04
0,03 О 03 0.03
0.02
0,02
0.02
0.02
0.01
0.02 0,02 о.01
0.01
9) t
Значения ST[) при ajba 1.5
0,26 0.24 0,21
0,16
0°
10°
20° | 30°
40°
0,18
0,16
0.14
0.10
0.13
0.12
0,10
0.08
0.11
О.Ю 0,09 0.06
0.05
0.05 0.01 о.оз
0.04
0,03
0,03 п.02
0.1)3
0.02
0,02
0.02
Раздел V
Диффузор переходной (с круга на прямоугольник или с прямоугольника на круг)в сети
Диаграмма 5-5
С==
2g
определив гея по данным диаграмм 5-3 для пирамидального диффузора с эквивалентным углом расширения, который определяется из соотношений:
1) с круга на прямоугольник
2) с квадрата на круг
Диффузоры любой формы при а- 8—12°, помещенные за отводом или другой фасонной частью при сходных профилях скоростей
Раздел V
Диаграмма 5-6
Д/7
С=—Г
2g
где 4' определяется в зависимости от формы диффузора как С по соответствующим диаграммам 5-2—5-5, ki принимается по табл. 5-2 в зависимости от параметров отвода или формы профиля скоростей, по-
I » V
казанных на графике кривые — f I — I
Таблица 5-2
Форма профилей < коростей	Параметры отвода			*1
	Dr	_z Dr	Число концентрических ЛОПАТОК	
1	0.8— 1,0	0	0	6,8
2	0,8— 1,0	0	2	2,1
		0,8— 1.0	0	3	1,9
—	2.0	0	0	2,6
	2,0	1.0	0	1,0
—	>3	0	0	1.0
151
/dp	\ Диффузоры криволинейные	= const) в сети	Раздел V Диаграмма 5-7
№ 1. Диффузор круглого или прямоугольного сечения
»	(	F X
s ФОРМУЛ применима в пределах 0,1 <^<0,91, где 2g
№ 1. Д'п ф фу зор круглого или прямоугольного сечения
т. | 1.02 | 0,75 | 0,62 | 0,53	( 0,47 | 0,43	| 0,40 | 0,38 | 0,37 | — | — | —
0	0.5	1,0	1.5	2.0	2.5	3.0	3.5	4.0	4.5	5.0	6,0
155
Раздел V
Диффузор ступенчатый круглого сечения с оптимальным углом расширения а’опт
Диаграмма 5-8
t.
Mi
2g
= (* +°)Смин.
Формула применима при выборе оптимального угла «°опт по графику б (стр. 157j;
’мин определяется по графику а в зависимости or
/д
£>, ип;
s определяется очень приближенно по графику в и р
зависимости от тЛ (стр. 157).
Значения £мн||
п											
	0.5	'•°	2.0	3.0	4.0	5.0	6.0	8.0	10	1 >2	14
1 .5	0,03	0,02	0,03	0,03	0,04	0,05	0,06	0,08	0,10	0,11	0,13
2,0	0,08	0,06	0,04	0,04	0,04	0.0о	0,0о	0,06	0,08	0,09	0,1(1
2.5	0,13	0,09	0,06	0,06	0.06	0,06	0,06	0,06	0,07	0,08	0,09
3,0	0,17	0.12	0,09	0,07	0,07	0,06	0.06	0,07	0,07	0,08	0,08
4.0	0,23	0.17	0,12	0,10	0,09	0,08	0,08	0.08	0,08	0,08	0.08
6.0	0,30	0,22	0,16	0,13	0.12	0,10	о.ю	0,09	0.09	0,09	0,08
8.0	0,34	0,26	0,18	0,15	0,13	0,12	0.11	0,10	0,09	0,09	0,09
10	0,36	0,28	0,20	0,16	0,14	0,13	0,12	0,11	0,10	0,09	0,09
14	0,39	0,30	0,22	0,18	0,16	0,14	0,13	0,12	0,10	0,10	0,10
20	0,41	0,32	0,24	0,20	0.17	0,15	0,14	0,12	0,11	0,11	0,10
156
Раздел V
Диффузор ступенчатый круглого сечения с оптимальным углом расширения а’ОПт (продолжение)
Диаграмма 5-8
Значения аоопт
п	<д/О.										
	0.5	>.0	2.0	3.0	4,0	| 6.0	6.0	8.0	10	12	2
1.5	17	10	6,5	4,5	3,5	2,8	2,2	1.7	1,2	1.0	0,8
2.0	21	14	8,5	6.2	5,0	4.3	3,8	3,0	2,3	2.0	1.6
2.5	25	16	10	7,4	6.0	5,4	4,8	4,0	3,5	3.0	2,5
3,0	27	17	11	8.5	7.0	6.1	5,6	4,8	4.2	3,8	3.2
4,0	29	20	13	9.8	8.0	7,2	6.6	5,8	5,2	4,8	4.4
6.0	31	21	14	11	9,4	8.2	7.4	6,2	5,6	5,2	4,7
8.0	32	22	15	12	10	8,8	8.0	6,6	5,8	5.4	5,0
10	33	23	15	12	11	9.4	8,4	7,0	6.2	5.5	5,2
14	33	24	16	13	11	9.6	8.7	7.3	6.3	5.6	5.4
20	34	24	16	13	II	9,8	9,0	7.5	6.5	6,0	5,6
(57
Раздел V
Диффузор ступенчатый прямоугольного сечения с оптимальным углом расширения а°0ПТ
D
ГГ, — периметр
Д/У
Y»n
Диаграмма
5-9
		
Формула применима при выборе оптимального угла а°опт по графику б (стр. 159);
?мнп определяется по графику а в зависимости от l/JDr и п (с большим запасом),*
» определяется очень приближенно по графику в ь F 0
зависимости от -р- (стр. 159).
158
Диффузор ступенчатый прямоугольного сечения с оптимальным углом расширения а°опт (продолжение)
Раздел V
Диаграмма
Значения а’0()т
п	'д/»Г										
	0,6	1.0	2.0	З.о	<0	5.0	6.0	8.0	10	12	14
1.5	14	9,0	5.3	4,0	3,3	2,7	2.2	1.7	1.2	1,0	1.0
2.0	18	12	8,0	6,3	5.2	4.5	3,8	3.0	2,3	2,0	1 .8
2.5	20	14	9,0	7.2	6,1	5,4	4,8	4.0	3.2	2,9	2.4
3.0	21	15	10	7,8	6,5	5.8	5,2	4.4	3.6	3,3	2,9
4,0	22	16	11	8,5	7,1	6,2	5,5	4.8	4.0	3,8	3.5
6,0	24	17	12	9,4	8,0	6,9	6,2	5.2	4,5	4,3	4,0
8,0	25	17	12	9,7	8,3	7,3	6.5	5.5	4.8	4,6	4.2
10	25	18	12	10	8,7	7,6	6,9	5,8	5.0	4,8	4,5
14	26	18	13	10	9.0	7,8	7,1	6.1	5,2	5.0	4,7
20	26	19	13	11	9.2	8,1 •	7.3	6,4	5,5	5,2	4,9
159
Диффузор ступенчатый плоский с оптимальным углом расширении
Раздел V
“опт- пр и ^^0,5-2,0
Диаграмма 5-10
’	"“t1 +');ми>г
~е
Формула применима при выборе оптимального угла а°пт по Графику б (стр. 161);
чмн11 определяется по графику а в зависимости от 1д/а0 и п;
г определяется очень приближенно по графику « в зависимости от (стр. 161).
Значения ?иин
п	/д/О»										
	ОД	1.0	2.0	3.0	4.0 |	5.0	6.0	8.0	10	12	14
1.5	0,04	0,04	0,04	0,04	0,05	0,06	0,06	0,08	0,10	0,11	0,13
2,0	0,12	0,09	0,07	0,07	0,06	0,07	0,07	0,07	0,08	0,10	0.12
2,5	0,1В	0,14	0,11	0,10	0,09	0,09	0,09	0,09	0,09	0,10	0,10
3,0	0,23	0,18	0,14	0,12	0,11	0,11	0,10	0,10	0,10	0,10	о,н
-*.0	0,30	0,24	0,19	0,16	0,15	0,14	0,13	0,12	0,12	0,12	0,12
6,0	0,38	0,31	0,25	0,21	0,19	0,18	0,17	0,16	0,15	0,14	0,14
8,0	0,43	0,36	0,28	0,25	0,22	0,20	0,19	0,17	0,16	0,16	0,15
10	0,46	0,38	0,30	0,26	0,24	0,22	0,21	0,19	0,18	0,17	0,16
14	0,50	0,41	0,33	0,29	0,26	0,24	0,22	0,20	0,19	0,18	0,18
20	0,53	0,44	0,35	0,31	0,28	0,25	0,24	0,22	0,20	0,19	0,19
160
а
Диффузор ступенчатый плоский с оптимальным углом расширения а° , при?5-^=0,5 — 2,0 опт г Ь9 (продолжение)	Раздел V
	Диаграмма 5-10
Значения аопт
п	1д,!ао							
	0,6	I 1.0 | 2,01 3,0 | 1,0	| 5,0	| 6.0	8.0	1 10	12	14
1.5	25	18 И 8,0 6,4	5,4	4,7	3,5	2,8	2,4	2,0
2,0	33	23 15 12 9,7	8,4	7.5	6,0	5,2	4.7	4,3
2,5	37	26 18 14 12	10	9,4	8.0	7,0	6.3	5,6
3,0	39	27 20 16 13	12	11	9,1	8.0	7,2	6,4
4,0	42	30 21 17 15	13	12	10	9.0	8,2	7.4
6,0	45	31 23 18 16	14	13	11	10	9.4	8.5
8,0	47	32 23 19 17	15	14	12	11	10	9.1
10	48	33 24 20 17	15	14	12	11	10	9,5
14	49	34 25 20 17	16	14	13	12	11	9.9
20	50	35 25 21	18	16	15	13	12	11	10
«)
11-655
161
Раздел V
Диаграмма
5-11
Диффузоры короткие с направляющими устройствами или сопротивлением на выходе
Коэффициент сопротивлении
Характеристика устройства
Схема
Т“о
С разделительными стенками
Количество разделительных стенок г
30 | 45 60 90 120
2 [7 6 6 6ч-8
ь
О о,65;д.
где ?д определяется как С по диаграммам 5-2—5-5
а) при а = 0
С сопротивлением на выходе (сетка, решетка)
б) при а }> 60°
/- Л
<=J.2>'J.3 М-4
\ ”1
где- определяется как С 5-2—5-5;
5 определяется как ? сетки диаграммам 8-1—8-7;
по диаграммам
или решетки по
162
Раздел V
Диаграмма
5-12
Диффузор плоский симметричный за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании)
Значения С
«•	/1 Г'					
	1.6	2.0	2.6	3,0	3.5	
10	0,05	0,07	0,09	0,10	0,11	0,11
15	0,06	0,09	0,11	0,13	0,13	0,14
20	0,07	0,10	0,13	0,15	0,16	0,16
25	0,08	0,13	0,16	0,19	0,21	0,23
30	0,16	0,24	0,29	0,32	0,34	0,35
35	0,24	0,34	0,39	0,44	0,48	0,50
Диффузор плоский несимметричный при а, = 0 за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании)
Раздел V
Диаграмма 5-13
Значения ?
•*						
	1.5	2,0	2.5	3.0	3.5	4.0
10	0,08	0,09	0,10	0,10	0,11	о.н
15	0,10	0,11	0,12	0,13	0,14	0,15
20	0,12	0,14	0,15	0,16	0,17	0,18
25	0,15	0,18	0,21	0,23	0,25	0,26
30	0,18	0,25	0,30	0,33	0,35	0,35
35	0,21	0,31	0,38	0,41	0,43	0,44
Ч = определяется по кривым личных а°.
при раз-
11
163
Раздел V
Диаграмма
5-14
Диффузор плоский несимметричный при а, = 10° за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании)
Значения 5
						
	>.5	2.0	2.5	3,0	3,5	4.0
I0	0,05	0,08	0,11	0.13	0,13	0,14
15	0,06	0,10	0,12	0,14	0,15	0,15
20	0,07	0,11	0,14	0,15	0,16	0,16
25	0,09	0,14	0,18	0,20	0,21	0,22
30	0,13	0,18	0,23	0,26	0,28	0,29
35	0,15	0,23	0,28	0,33	0,35	0.36
ДЯ
С = —5* определяется по
т
2g личных Я°.
при раз-
Раздел V
0.7
0,6
0.S
0.4
0.3
0.2
Диаграмма 5-15
о./'———-------—
'	1.8 г.г
2,6	3,0	3,4
Диффузор плоский несимметричный при «, = — 10° за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании)
Значения С
а°	F./Fo					
	1.5	2,0	2.5	3.0	3.5	4.0
10	0,11	0,13	0,14	0,14	0,14	0,14
15	0,13	0,15	0,16	0,17	0,18	0,18
20	0,19	0,22	0,24	0,26	0,28	0,30
25	0,29	0,32	0,35	0,37	0,39	0,40
30	0,36	0,42	0,46	0,49	0,51	0,51
	0,44	0,54	0,61	0,64	0,66	0,66
ДЯ
С» —т- определяется по к
Т®0
2g личных а°.
при
164
Раздел V
Диаграмма
5-16
Диффузор пирамидальный за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании)
АН
—5- определяется по кривым
личных а®.
при раз-
Значения Ч
а	F,lFe					
	1.5	2.0	2.5	З.о	3.5	4.0
10°	0,10	0,18	0,21	0,23	0,24	0,25
15°	0,23	0,33	0,38	0,40	0,42	0,44
20®	0,31	0,43	0,48	0,53	0,56	0,58
25®	0,36	0,49	0.55	0,58	0,62	0,64
30®	0,42	0,53	0,59	0,64	0,67	0,69
раз-
165
Раздел V
Диаграмма
5-17
Диффузор ступенчатый с оптимальным углом расширения аопт за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании)
’при различных -А на о» графике а;
“опт определяется по кривым аопт =
при различных -5 на гра-Ь9
фике б.
Значения
о)
6)
166
Раздел V
Диаграмма
5-18
Диффузоры кольцевые с обтекателем в сети
I. Диффузор с сужающимся обтекателем
где определяется по графику а в зависимости от угль расширения а;
kt определяется по графику б в зависимости от угла расширения а для различных профилей скоростей, показанных на графике в.
2. Диффузор с расширяющимся обтекателем
где С принимается по табл. 5-3;
/г, принимается по данным диаграмм: 5-1, 5-6 и 5-18.
Сечение /-/
б)
Значения Л,
'д D<,	0.75	1.0	1.5	1.75	2.0
а1	12,5	17	8,7	6,7	6,0
а2	0	9	6	3	3
С*	0,17	0.27	о,и	0.09	0,08
167
Раздел V
Диаграмма
5-19
Диффузоры радиально-кольцевой и осево-радиально-кольцевой (комбинированный) в сети; </ = 0,688;
1. Радиально-кольцевой;
2. Осево-радиально-кольцевой;
Q — расход, м*/сек; и—окружная ^скорость на внешнем радиусе, м/сек.
1. Значения 5
п
1.4 | 1.8 | 2.2 | 2.6 | 3.0 | 3.4 | 3.8 | 4.2
а) Диффузор за работающим
	компрессором при					си0 = 0.5		
1,5			0,45	0,55	0,62	0,65	—			—
1.7			0,34	0,48	0,56	0,61	0,64	—		
1.9	—	.—	0,37	0,49	0,56	0,62	0,65	—
2,2	—	-—	—	0,35	0,4>	0,52	0,60	0,65
б).Диффузор без работающего компрессора
п
14	1,8	2,2	2,6	3,0	3,4	3,8
2. Значения ?
“1	п						
	1.8	! 2.2	2.6	3.0	3,4	3.6	4.0
— 2	0,28	0,31	0,35	0,38	0,40	0,41	0,43
+ 2	0,14	0,22	0,27	0,31	0,35	0,37	0,41
+ 4°	0,08	0,13	0,18	0,24	0,29	0,32	0,39
РАЗДЕЛ ШЕСТОЙ
ИЗМЕНЕНИЕ НАПРАВЛЕНИЯ ПОТОКА
(коэффициенты сопротивления изогнутых участков—колен отводов и др.)
6-1. ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Fn, Ft — площади соответственно входного и выходного сечений изогнутой трубы (канала), №;
Do, — диаметры соответственно входного и выходного сечений изогнутой трубы (канала), лс;
Dr — гидравлический диаметр входного сечения изогнутой трубы (канала);
а0 — высота сечения изогнутой трубы (канала), м;
Z»o, blt Ьк— ширина сечения (размер в плоскости изгиба изогнутой трубы) соответственно на входе, выходе и в промежуточном канале, м;
I — длина по оси изогнутой трубы (канала), м;
10 — длина промежуточного прямого участка изогнутой трубы (участка между двумя отводами или коленами), м;
10 — расстояние между осями спаренных колен, .и;
Ro — средний радиус закругления отвода (колена), м;
г — радиус закругления стенок колена, м;
r0, ri — радиусы закругления соответственно внутренней и внешней стенок колена, м\
— хорда направляющих лопаток, м; Д — средняя высота выступов шероховатых стенок, м;
Ь.— относительная шероховатость стенок;
о — угол поворота изогнутого канала;
а — угол атаки (угол между направлением набегающего потока и хордой) направляющих лопаток;
b — угол установки направляющих лопаток в колене;
<р, — центральный угол дуги изогнутости направляющих лопаток;
щ0,	— средняя скорость потока соответ-
ственно во входном и выходном сечениях изогнутого канала, м/сек;
— потеря давления (сопротивление), кГ/м~;
С — общий коэффициент сопротивления изогнутой трубы (канала);
чм — коэффициент местного сопротивления изогнутой трубы (канала);
чг|1—коэффициент сопротивления трения на всей длине изогнутой трубы (канала);
А — коэффициент сопротивления трения единицы относительной длины изогнутой трубы (канала).
6-2. ПОЯСНЕНИЯ И ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ
1. В изогнутых трубах и каналах (коленах, отводах', обходах) вследствие изменения
1 Под коленами подразумеваются изогнутые участки, радиусы закругления которых для внутренней и внешней стенок одинаковы; под отводами подразумеваются такие участки, в которых при равенстве входного и выходного сечений закругления обеих стенок— наружной и внутренней — представляют собой дуги концентрических окружностей:
гвн >° и г„ = гвн 4- Ь„.
где гвв—радиус закругления внутренней стенки;
ги—радиус закругления наружной стенки.
169
---- Профиль скоростей
-----Профиль давлений
Рис. 6-1. Изменение профилей скоростей и давлений в колене и в прямой трубе за ней.
Рис. 6-2. Картина потока в колене 90°.
Сечение по Z-I
Рнс. 6-3. Парный вихрь в колене.
а —продольны.! разрез; б — поперечное сечение (прямоугольныЛ канал): в — поперечное сечение (круглая труба).
направления потока появляются центробежные силы, направленные от центра кривизны
Поскольку закругления обеих стенок такого поворота описаны из общего центра, кривизна поворота характеризуется радиусом закругления осевой линии поворота /?„. причем
0,5.
к внешней стенке трубы. Этим обусловливаются повышение давления у внешней стенки и понижение его у внутренней при переходе потока из прямолинейного участка трубопровода в изогнутый (до полного поворота). Скорость потока получается соответственно меньшей у внешней стенки и большей у внутренней (рис. 6-1). Таким образом, в этом месте вблизи внешней стенки проявляется диффузорный эффект, а вблизи внутренней стенки— конфузорный. Переход потока из изогнутой части трубы в прямо-
линейную (после поворота) сопровождается обратными явлениями: диффузорным эффектом
вблизи внутренней стенки и конфузорным вблизи внешней.
2.'Диффузорные явления приводят к соответствующему отрыву потока от обеих стенок (рис. 6-2). При этом отрыв от внутренней стенки усиливается стремлением потока двигаться по инерции в изогнутом участке по направлению к внешней стенке. Образованная вследствие отрыва от внутренней стенки вихревая зона распространяется далеко вперед и вширь, существенно сокращая сечение основного потока.
3. Появлением центробежной силы и нали-
чием пограничного слоя у стенок объясняется возникновение в изогнутой трубе вторичного (поперечного) течения, образование так называемого парного вихря, который налагается на главный поток, параллельный оси канала, и придает линиям тока винтообразную форму (рис. 6-3).
4.	Основная часть потерь давления в изогнутых трубах вызывается вихреобразованием у внутренней стенки. Это вихреобразоваиие определяет в основном и характер распределения скоростей за поворотом.
Величина коэффициента сопротивления изогнутных труб и структура потока в них изменяются под влиянием как факторов, определяющих степень турбулентности потока йУ0Ог
(число Рейнольдса !?е= —— , относительная
т & шероховатость стенок Д=уг-, условия входа /У Г
и др.), так и формы трубы (угол поворота 8°,
относительный радиус закругления -=г или
О
, относительная вытянутость поперечного
170
сечения	отношение площадей входа и вы-
хода □ и ДрЛ.
* о	J
5.	Общий коэффициент сопротивления колен и отводов определяется как сумма коэффициентов местного сопротивления поворота и сопротивления трения С:
ДЯ — г 4-С
ТР’
(6-1)
С
где См определяется по Данным, приводимым в разделе VI;
Стр = Лр- вычисляется, как С прямых участков, при которых У. принимается по данным диаграмм 2-1—2-5 в зависимости от числа Re и относительной - д
шероховатости Д = п—;
L г
/ — длина колена или отвода, взятая по оси, так что имеем
-в-=* W	=°’0175 IT 8Л	<6’2)
IQ\J Up	Uy
В целом
^ = 0,0175*^-16°.	(6-3)
6.	При прочих равных условиях изогнутая труба создает наибольшее сопротивление в том случае, когда кромка изгиба на внутренней стенке острая; отрыв потока от этой стенки происходит наиболее интенсивно. При угле поворота трубы о—90’ (рис. 6-2) область отрыва потока у внутренней стенки за поворотом достигает 0,5 ширины трубы [Л.6-23]. Следовательно, интенсивность вихреобразования и сопротивление изогнутой трубы (канала) тем значительнее, чем больше угол поворота. Скругление кромок колена (особенно внутренней) значительно смягчает условия отрыва потока и, следовательно, снижает сопротивление.
7.	Если внешнюю кромку колена оставить острой (радиус кривизны г, = 0), а закруглять только внутреннюю (увеличивать радиус закругления г0, рис. 6-4), то минимальное сопротивление колена с поворотом на 90’ будет получено при ^- = 1,2— 1,5. С дальнейшим увеличением^- сопротивление начинает заметно возрастать (рис. 6-4). Такое возрастание сопротивления объясняется тем, что при
Рис. 6-4. Схема скругления колена и зависимость коэффициента сопротивления колена от радиуса
г закругления г- . ° л
значительном скруглении внутренней кромки в месте изгиба получаются существенное увеличение площади поперечного сечения потока и соответственно падение скорости. Это приводит к усилению диффузорного отрыва потока, который возникает в месте перехода от входного участка к колену.
8.	Скругление внешней стенки при сохранении внутренней кромки острой (г0 = 0) не приводит к заметному понижению сопротивления колена. Значительное увеличение радиуса кривизны внешней стенки вызывает даже повышение сопротивления колена (рис. 6-4). Это указывает на нерациональность скругления одной только внешней стенки (при острой внутренней кромке), так как при этом уменьшается площадь поперечного сечения потока в месте его поворота и увеличиваются диффузорные потери, имеющие место при переходе от колена к выходному участку трубопровода.
Минимум сопротивления создает колено, у которого у- =— -ф-0,6 (колено оптимальной формы), а близкое к минимуму — отвод или .нормальное' колено, при котором
-ф-1,0. Так как отвод технически легче выполнить, то в. большинстве случаев он может заменить оптимальное колено.
171
в)
Рис. 6-5. Спектр потока в П-образном колене.
9.	Существенное понижение сопротивления колен достигается также простым срезом (по хорде) острых кромок поворота, особенно внутренней (см. диаграммы 6-10 и 6-11).
10.	Изменение соотношения площадей -= Г О входа и выхода из колена приводит к изменению его сопротивления. При увеличении площади сечения за поворотом возрастает диффузорный эффект, что приводит к усилению отрыва потока и вихреобразова-ния (увеличению вихревой зоны). Вместе с тем при постоянном расходе скорость потока в выходном участке уменьшается. Эффект от этого уменьшения скорости, выражающийся в уменьшении потерь давления, сказывается
F,
при увеличении отношения тЛ до определенно
ных пределов сильнее, чем эффект от увеличения вихревой зоны, приводящего к возрастанию потерь. Вследствие этого общие потери при расширении сечения колена в определенных пределах уменьшаются.
11.	Минимум сопротивления прямых колен (3 = 90°) с острой кромкой соответствует от
ношению у, лежащему в пределах 1,2—2,0. В коленах и отводах с плавными поворотами оптимальное значение ~ ближе к единице; при • о
этом в некоторых случаях оно даже меньше единицы. В случае отсутствия данных по сопротивлению колен и отводов с расширением можно в указанных F, пределах отношения ? пренебречь уменьше-
но	нием потерь давления и
коэффициент сопротивления принять таким же, как и для 0=1,0. Увеличением же со-* о
противления пренебрегать нельзя при значе-/-
ниях тЛ, меньших единицы, а также значи-• о
тельно больших, чем оптимальные.
12.	Сопротивление изогнутых труб (каналов) уменьшается с увеличением относительной вытянутости поперечного сечения колена у-, и наоборот, с уменьшением величины у в пределах, меньших единицы, сопротивление колена возрастает.
13.	Сопротивление составных (спаренных) колен в большой степени зависит от относительного расстояния у- между обоими коле-*?0
нами. В случае П-образного колена, составленного из пары колен под углом 8 = 93’ с острыми кромками и малым относительным расстоянием между обоими коленами ^у =&0^, отрыв потока от внутренней стенки происходит только после полного поворота на угол 8=180° (рис. 6-5,а). При таком большом угле поворота получается наиболее интенсивный отрыв потока, в силу чего коэффициент сопротивления принимает наибольшее значение.
Значительное увеличение относительного расстояния ^до-у-=4 — 5 и более^ приводит к тому, что в прямолинейном участке после отрыва за первым поворотом на 90° поток успевает почти полностью растекаться по сечению и условия поворота потока на последующие 90° получаются такими же примерно
172
как и для первого поворота (рис. 6-5,6). Ь результате суммарный коэффициент сопротивления такого П-образного колена приближается к удвоенному коэффициенту сопротивления прямого колена (6 = 9(Р).
При некотором промежуточном значении ~ порядка 1,0 зона отрыва за первым ново-ротом на 90э не успевает полностью развиться и, замыкаясь у внутренней стенки перед вторым поворотом на 90°, создает для основного потока плавное закругление (рис. 6-5,в). При этих условиях второй поворот потока происходит почти без отрыва, а следовательно, с малыми потерями давления. Поэтому общий коэффициент сопротивления такого П-образного колена получается минимальным.
При скруглении кромок поворота П-образ-ных колен разница в значениях С для различных уменьшается, но в целом поведение' потока и характер кривых сопротивления аналогичны таковым для колен с острыми кромками.
14.	В случае пары колен с углом 8 = 90°, составленных Z-образио (рис. 6-6), увеличе
ние относительного
(о расстояния -у- междуь
осями обоих колен приводит вначале к резкому возрастанию общего коэффициента со-
противления, а затем, после достижения определенного максимума, к его плавному снижению до величины, близкой к удвоенному коэффициенту сопротивления прямого колена (6 = 90°).
Наибольшее значение коэффициент сопротивления Z-образного колена получает тогда, когда второе из пары колен помещено вблизи сечения с максимальной шириной вихревой зоны, образованной за первым поворотом на 90э (рис. 6-6). В этом случае в месте второго поворота получается наиболее значительное уменьшение живого сечения потока.
15.	В случае составного колена с поворотом потока в двух взаимно-перпендикулярных плоскостях (рис. 6-7) общий коэффициент сопротивления с увеличением относительного 'о
расстояния -т- между осями каждой из пары °0
колен, взятых с углами 8 = 90э возрастает от величины, равной коэффициенту сопротивления одного прямого колена (3 = 90°), до максимума при некотором небольшом отно-
Рис. 6-6. Спектр потока в Z-образном колене.
Рис. 6-7. Картина потока в составном колене с поворотом на 90° в двух взаимноперпендикулярных плоскостях.
‘о
сительном расстоянии -г-. С дальнейшим уве-О|)
К
личением - общий коэффициент сопротив-О*
ления начинает опять уменьшаться, стремясь к величине, близкой к удвоенному коэффициенту сопротивления прямого колена (8 = = 9(F).
16.	Коэффициент местного сопротивления плавных (гнутых) отводов вычисляется по формуле, предложенной Абрамовичем [Л. 6-1]*:
Сн= -2-=А>ВхС{.	(6-4)
Т^о
2g
где А! — коэффициент, учитывающий влияние угла изогнутости отвода 8°;
• В формулу (6-4), приводимую в [Л. 6-1), входит числовой коэффициент 0,73, который здесь включен в величину В,.
173
Bt— коэффициент, учитывающий влияние относительного радиуса закруглено ния отвода yr2 ;
иг
Сх — коэффициент, учитывающий влияние относительной вытянутости поперечного сечения отвода ~.
Величина Ах находится по данным Некрасова [Л. 6-11] так:
при 3 = 90’ Д1 = 1,0;
при 8<70’ ^, = 0,9sin8;
при 5> ЮСР Л, = 0,74-0,35 А
(6-5)
или по графику а на диаграмме 6-1 или 6-2.
Величина Вх может быть вычислена по следующим приближенным формулам:
при	Dr	С 1,0	в_=-	0,21 /А.2,6 ’ Ы	
при	л.	>1,0	в —	0,21	(6-6)
	Dr х		°1—	ла у Dr	1
или по графикам б соответственно на диаграммах 6-1 и 6-2.
Величина Сх определяется по графикам в соответственно на диаграммах 6-1 и 6-2.
17.	Коэффициент местного сопротивления колен с острыми кромками на повороте для всего диапазона углов поворота о от 0 до 180’ может быть вычислен по формуле
С
Д/7
7 «о
(6-7)
где С определяется по формуле Вейсбаха [Л. 6-43]:
С'= 0,95 sin2 4-4-2,05 si п*^-;	(6-8)
Л—поправочный коэффициент, полученный на основании обработки экспериментальных данных Рихтера |Л. 6-13 и 6-37] и Шубарта |Л. 6-39] и определяемый по кривой А =/(8°) на диаграмме 6-7.
18.	Коэффициенты местного сопротивления любых колен и отводов можно практически принять постоянными, не зависящими w„Dr от числа Рейнольдса только при Re = —— > >2-10б — 2,5-10!. При меньших значениях этого числа его влияние на сопротивление начинает сказываться в тем большей степени, чем меньше Re. Это особенно отно
сится к отводам, а также коленам с плавным внутренним закруглением. Зависимость эта сложная (см., например, работу автора ]Л. 6-8]) и в силу малой изученности не поддается пока точному учету.
19.	Для колен и отводов с очень малыми
внутреннего за-0<-^-< 0,05 иг
, можно практике зависящей
4-104
относительными радиусами i кругления в пределах
^0,5< А < 0,55) величину См чески принимать постоянной, от числа Рейнольдса, начиная с Re
и более. При 3-103 < Re < 4-104 можно для
ориентировочных расчетов впредь до уточнения опытными данными коэффициент сопро-
тивления рассматриваемых колен и отводов принимать
г — ап—— ъ С
—	-1 —wRe*Re2s4-IO*’
2£
где

• =т-^—=452d; Ге ^Re-4-10*	Re
(6-9)
(6-10)
— искомый коэффициент местного сопротивления рассматриваемых колен и отводов при заданных Re<4-104;
4 |0, — коэффициент местного сопротивления рассматриваемых колен и отводов, определяемый как См при Re^=4-104 по данным диа граммы 6-1 и 6-6;
kRe—коэффициент, учитывающий влияние числа Рейнольдса;
2Rc _ 4 |01 — коэффициент сопротивления трения единицы относительной длины гладкой трубы, равный 0,022 (при Re = 4104);
।
с N N О
Т
(С а
174
ARe — коэффициент сопротивления трения единицы относительной длины гладкой трубы, определяемый как Л при Re<4-104 по данным диаграмм 2-2—2-5.
20.	Для колен и отводов с относительным радиусом внутреннего закругления ^—>0,05 ^^->-0,55j величину См можно практически считать постоянной при всех значениях Re>2- 10s, а при 3-10’<Re< <2-10s вычислять ориентировочно по формулам, аналогичным выражениям (6-9) и (6-10):
=	(6- И)
7^0 "2g где
‘6-“>
С((с>2.io. — коэффициент местного сопротивления рассматриваемых колен и отводов, определяемый как См при Re>2-105, по данным диаграмм 6-1, 6-2 и 6-9.
21. Общее сопротивление очень
изогнутых труб и каналов
меняемых, например, в змеевиках,
плавно
. при-
может
рассматриваться как повышенное сопротивление трения, при котором коэффициент сопротивления является функцией не только числа Рейнольдса и шероховатости, но и от-
О носительного радиуса закругления ;
С = С =2.-L= 0,0175^5°, • Z/р	Up
где Z — коэффициент сопротивления трения единицы длины изогнутой трубы.
Для гладких труб (стеклянные, латунные, свинцовые, резиновые и т. п.) величина А может быть вычислена по следующим формулам, полученным Ароновым [Л. 6-2] на основании обработки им своих опытов и опытов Адлера [Л. 6-22] и Уайта [Л. 6-44]*:
* Ароновым, а впервые Прандтлем и Адлером (см. (Л. 6-13J) эти формулы были даны в ином виде, а именно:
А ( ./^\т
64 ~4Rel/ 2R.J 
Re
где k — числовой коэффициент; т — показатель степени.
/Ог
-У <600
20 ( О г \°J 75 — Re0.65^«J
при 600< Re 1/ ~ < I 400
1'
10,4 /Рг V.225
при 1 400< Re р ^ < 5 000
,  5 (Dr ода
(6-12)
(6-13)
(6-14)
22.	Состояние внутренней поверхности (общей или равномерной шероховатости, величины местных выступов или неравномерностей и др.) колен и отводов непосредственно перед поворотом при больших числах Рейнольдса влияет сильнее на коэффициент местного сопротивления, чем на коэффициент сопротивления трения (см. работу автора ]Л. 6-8]). Однако ввиду малой изученности точный учет влияния этого фактора пока невозможен.
23.	Для колен и отводов с неплавпым закруглением, т. е. с очень малыми относительными радиусами внутреннего закругления в пределах 0<У-<0,05 fo,5<-^ < <0,55) влияние регулярной шероховатости Д (не местных выступов) значительно меньше, чем при плавном закруглении, так как при этом место отрыва потока является фиксированным (у кромки поворота). Для таких колен и отводов можно впредь, до уточнения опытными данными, учитывать влияние равномерной шероховатости ориентировочно по формуле
С—<eis>
~2g
где при Re >4-104 и Д <0,001
=(1 4-0,5-Ю’Д),	(6-16)
а при Re>4104 и Д>0,001
fc.s 1,5; д
(6-17)
чгл — определяется, как См, при гладких стен ках (Д^0).
175
24.	Для колен и отводов с относитель
ным радиусом внутреннего закругления в пре-
делах 0,05 <-^<1,0 (0,55 <^-<1,5
можно
учитывать влияние равномерной шероховатости коэффициентом /гй в выражении (6-15), который при 4-Re<2-10’ и Д <0,001 принимается ориентировочно, впредь до уточнения опытными данными, по формуле Абрамовича |Л. 6-1]:
&д=^;	(6-18)
при Re>2-10s и Д< 0,001—ориентировочно по формуле, основанной на данных автора [Л. 6-8]:
Ад = 1 + Д- 10s,
(6-19)
а !при Re>4• 1 О'* и Д>0,001—ориентировочно по формуле
Й4а2,	(6-20)
где Агл — коэффициент сопротивления трения гладкой трубы, определяемый, как Л, при заданном Re >-4-10*. по диаграмме 2-4;
— коэффициент сопротивления трения шероховатой трубы, определяемый, как Л при заданных Re>4-10‘ и Д = 0 — 0,001, по данным диаграмм 2-2—2-5.
п
25.	Для отводов с > 1,5 влияние рав-иг
номерной шероховатости можно ориентировочно учесть на основании данных автора ]Л. 6-8] и Гофмана ]Л. 6-32] при Re>4104 и д< 0,001:
йд^1+ДМ0в,	(6-21)
а при Re>4-104 и Д>0,001
k s2,0. д
(6-22)
26.	При Re<4-104 коэффициент сопротивления всех колен и отводов можно практически принимать не зависящим от степени равномерной шероховатости, а функцией только числа Рейнольдса. Поэтому он вычисляется в соответствии с пп. 19—21 настоящего параграфа.
27.	Коэффициент сопротивления колен с закругленными кромками на повороте с расширенным или суженным выходным сечением
=	l,0j может быть вычислен при-
ближенно по следующей формуле, предложенной Л. А. Рихтером [Л. 6-16] на основании обработки ряда опытных данных:
к
где А, =/(3°) и С, = /' ( °0-J определяются, как и выше;
/г = In ~ ;
’О
ч0—	коэффициент сопротивления колена при £-'=i,0 и 6 = 90°;
Г о
шсуж — средняя скорость в суженном сечении колена;
Ьсуж — ширина суженного сечения колена; е = 2,718...
28.	Коэффициенты местных сопротивлений сварных отводов при прочих равных условиях получаются большими, чем для гнутых отводов, так как на их внутренних поверхностях образуются сварные швы, которые увеличивают местную шероховатость. С увеличением диаметра относительная величина местной шероховатости (швов) уменьшается, вследствие чего коэффициент сопротивления тоже уменьшается.
Коэффициент местного сопротивления складчатых отводов при прочих равных условиях получается большим, чем для гнутых и сварных отводов, а вследствие того, что абсолютные размеры складок увеличиваютс! с увеличением диаметра отвода, коэффициент сопротивления при этом также растет.
К изогнутым участкам с повышенным коэффициентом сопротивления относятся и отводы из листового материала, соединенные на замок из нескольких звеньев, или гофрированные.
29.	В случае соединения чугунных (стальных) отводов на резьбе в месте стыка прямого участка с изогнутой частью образуется уступ, приводящий к резкому изменению поперечного сечения в этом месте (рис. 6-8), что вызывает дополнительные потери давления. Чем меньше размеры таких отводов, тем больше относительная величина уступа. По этой причине величина коэффициента сопротивления стандартных газовых фитингов, отличающихся малыми размерами, значительно
176
Рис. 6-8. Чугунные отводы на резьбе.
Обозна- Относительные чення размеры
1,01 0,519/ 0, -189/ 0,663/ 0,553/ 0.1И/ 0,215/ 0,139/ 0,338/ 0,268/ 0.0,43/
Рис. 6-9. Направляющие лопатки в коленах и отводах.
а — профилированные; б — тонкие, по дуге Ж", а—тонкие, по дуге 107”; г — концен--три ескис; d — разрезные.
я
I-).
м Io о-т-ю
превышает величину С для обычных отводов, соединенных с помощью фланцев.
Приведенные на диаграмме 6-4 данные по коэффициентам сопротивления газовых фитингов могут быть распространены на стандартные отводы ОСТ с размерами, близкими к указанным на этих графиках.
30.	Снижение сопротивления колена может быть осуществлено не только скруглением или срезом кромок поворота, но и установкой направляющих лопаток. В первом случае увеличиваются габариты канала, во втором сохраняется компактность установки. Направляющие лопатки могут быть профилированными (рис. 6-9,а), упрощенными и изогнутыми по поверхности кругового цилиндра (рис. 6-9,6 и в) и тонкими концентрическими (рис. 6-9,г).
В коленах обычно устанавливают лопатки одинаковых формы и размеров, и при этом чаще всего их располагают по линии изгиба канала (рис. 6-9,я, б и в).
В отводах следует устанавливать концентрические лопатки (рис. 6-9,г).
31.	Аэродинамическая решетка в колене, составленная из направляющих лопаток, вызывает за счет развивающейся на ней аэродинамической силы отклонение потока к внутренней стенке. При правильном выборе размеров, числа и угла установки лопаток это отклонение потока предотвращает отрыв
струи от стенок и образование вихревой об ласти. При этом улучшается распределение скоростей по сечению за поворотом (рис. 6-10) и уменьшается сопротивление колена.
32.	Так как основным фактором уменьшения сопротивления и выравнивания поля скоростей является уничтожение вихревой области у внутренней стенки канала, то и наибольший эффект производят лопатки, расположенные ближе к внутреннему закруглению. Отсюда вытекает возможность сокращения числа лопаток за счет удаления некоторых лопаток, расположенных ближе к внешней стенке колена (см. Баулин и Идельчик [Л. 6-31).
33.	В том случае, когда особенно важно получить равномерное распределение скоростей непосредственно после поворота, число лопаток в коленах не уменьшается (принимается .нормальным") и определяется по формуле ]Л. 6-6]
=	'-Г
(6-23)
В большинстве практических случаев можно ограничиться сокращенным числом лопаток („иаивыгоднейшим" или минимальным), выбранным по следующим формулам автора [Л. 6-6]:
12-655
177
1,5
1,5
ИЛИ
Рис. 6-10. Распределение безразмерных скоростей (скоростных давлений) в колене.
а — без лопаток; б —с установкой нормального числа лопаток: а —с установкой уменьшенного числа лопаток.
(6-24)
(6-25)
При этом в обычных коленах меньшее сопротивление и лучшее распределение скоростей достигаются при выборе наивыгоднейшего числа лопаток (по формуле (6-24)).
Хорда профилированной лопатки принимается как хорда дуги окружности в 90’, т. е. дуги внутреннего закругления колена, и следовательно,
/х=г|/2;	(6-26)
или
'.=ог(ь7)г^	<627>
Формулы (6-23)—(6-25) верны именно при этом соотношении между размерами хорды лопаток .и радиусом закругления колена. Профили направляющих лопаток строятся по данным, приведенным на рис. 6-9.
34.	Если колено не имеет плавных закруглений (острая или срезанная кромка), то величиной хорды лопаток можно задаваться в пределах /, = 0,15— 0,6Dr, Тогда количество лопаток можно определить по следующим формулам, предложенным автором [Л. 6-6):
п = ЗДг — 1; норм	1	’	(6-28)
Г> Dr П = 2_L • иаив —	>	(6-29)
। е Dr П».ин	(6-30)
35.	Для колен с расширением, в которых сечение за поворотом больше сечения перед поворотом (/?1>Л0), число лопаток определяется соответственно:
«Иорм = 2,13-А_1;	(6-31)
«иаив^	(6-32)	I
лмчи®0-9-^.	(6-33)	j
где
(6-зЛ
36.	В случае применения «нормального1 I числа лопаток последние располагаются I вдоль линии изгиба колена равномерно, так I что расстояние между хордами лопаток I
а — ~ . г •
п-|- 1
При выборе сокращенного числа лопаток I расстояние а между ними предлагается I [Л. 6-6] принимать по арифметической про- I грессии и так, что в случае наивыгодней- I шего числа лопаток отношение в"*1 =2. t
п
178
а в случае минимального числа 0,1+1 = 3, а»
где а,— расстояние от хорды дуги внутреннего закругления колена до хорды первой лопатки (рис. 6-9); an+i—расстояние между хордами последней лопатки и внешнего закругления.
Промежуточные расстояния между лопатками определяются по следующим формулам [Л. 6-7]:
при наивыгоднейшем числе лопаток
+	I6-35)
при минимальном числе лопаток
>, = 4т(°'5+к72)-	(М6>
37.	В большинстве практических случаев в коленах применяются наиболее упрощенные тонкие лопатки, ^ыбираемые в случае поворота на 90э в среднем по дуге окружности ^ = 95° независимо от параметров колена (относительного радиуса закругления, степени расширения и др.). Расположение п угол установки таких лопаток выбираются по тем же указаниям, что и для профилированных лопаток. Коэффициент сопротивления колен с такими лопатками получается заметно больше, чем для колен с профилированными лопатками.
38.	Малое сопротивление, близкое к сопротивлению колен с профилированными лопатками, получается при выборе тонких лопаток по' методу Юдина [Л. 6-20]. Оптимальный угол, дуги лопаток и угол установки их в колене зависят как от относительного радиуса закругления колена, так и от степени его расширения. Эта зависимость представлена на диаграммах 6-34—6-36.
39.	Установка направляющих лопаток в коленах оправдывает себя, пока относительный радиус закругления сравнительно мал. Для колен с постоянным сечением установка лопаток целесообразна, пока ^<0,4 — 0,5.
Для диффузорных колен (т. е. с расширенным выходным сечением) предельное отноше-
ние увеличивается примерно до 1,0. Для иг
конфузорных колен (с суженным выходным
сечением) предельное отношение иг
шается примерно до 0,2.
40.	Действие концентрических
умень-л о па ток.
устанавливаемых в отводах, выражается главным образом в том, что они расчленяют данный отвод на ряд отводов с большей сте
пенью вытянутости поперечного сечения, что и приводит к уменьшению потерь давления. Нормальное число г тонких оптимально установленных концентрических лопаток в отводе определяется по данным Ханжонкова и Та-лиева [Л. 6-18] (табл. 6-1).
Таблица 6-1
Оптимальное расположение лопаток в отводе определяется по формуле
^=1,26^4-0,07^.	(6-37)
41.	Коэффициент сопротивления отвода с нормальным числом оптимально установленных концентрических лопаток может быть определен приближенно по формуле, предложенной теми же авторами [Л. 6-18]:
-^-=(0,4бА’4-0,04к6.л., (6-38) ~^g
где Сб л определяется как коэффициент сопротивления отвода С без лопаток.
42.	При установке направляющих лопаток в составных коленах коэффициент сопротивления определяется как сумма коэффициентов сопротивления изолированных колен с лопатками:
С=2Сл,	(6-39)
где Сл — коэффициент сопротивления изолированного колена с лопатками.
12’
U79
6-3. ПЕРЕЧЕНЬ ДИАГРАММ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ РАЗДЕЛА VI
Наименование диаграмм
Источник
Номер диаграмм
Примечание
Д>
•Отводы круто изогнутые при 0,5<-^-<1,5 и 0<«°<180°
Отводы плавные при	1,5 и 0<3°<18Э°
Трубы и каналы очень плавно изогнутые (/?о/Эг>1,5) (змеевики) с любым углом поворота 3,50<Re<2-104
Отводы стандартные чугунные на резьбе. Re -2-10s Отводы парные гнутые (^-образный. (J-образный, S-образн .1й— утка) при различных 3° и д^-^0,5
Абрамович (Л. 6-11, Василевский [Л. 6-42 , Идельчик (Л.	6-8 ,
Некрасов |Л. 6-11, Нипперт |Л.	6-36],
Рихтер [Л.	6-13],
Фритче [Л. 6-28], Гофман [Л. 6-32]
То же
Аронов [Л. 6-2], Адлер [Л. 6-22]. Рихтер [Л. 6-13] Вускович [Л. 6-41]
6-1
6-2
6-3
6-4
6-5
Колена 90° с острыми кромками поворота
прямоугольного сечения с расширенным или суженным выходным сечением
Колена с острыми кромками на повороте (r/Dr=0) при 0^3°<18JJ
Колена с закругленными кромками на повороте и расширенным или суженным выходным сечением (у?'<1,0)
Колена с закругленными кромками на повороте при 0,05s;r/Df-<0,5 и 0<_3',<18Э“
Колена 90° прямоугольного сечения с закругленной внутренней кромкой и острой или срезанной внешней кромкой
Колено 90° прямоугольного сечения со срезанными кромками
Колена составные из отдельных звеньев при различных 3°
Колено 90°, составленное из пяти звеньев под углом 22,5°
Колено 90°, составленное из четырех звеньев под углом 3.1°
Колено 90°, составленное из трех звеньев под углом 45°
Колено 90°, составленное из трех звеньев под углом 45° при Ro/Do=2,4, сварное (со сварными швами) при Refill0
Отвод складчатый; -pfSi2,5; Re>2-I0s
Колено Z-образное, составленное из двух колен под углом 30°
Колено Z-образное. ReSdO4
Колено, составленное из двух колен под углом 99°, лежаших в различных плоскостях. Re>104
Данные по ]Л. 6-12]
Абрамович (Л. 6-1], Вейсбах ]Л. 6-43 , Идельчик [Л. 6-6], Нипперт (Л. 5-36], Рихтер (Л. 6-13] Шубарт [Л. 6-39] и
Рихтер [Л. 6-16]
6-6
6-7
6-8
См. диаграмму 6-1	6-9
Нипперт (Л. 6-36], Рихтер [Л. 6-15]	6-10
Рихтер [Л. 6-15]	6-11
Кирхбах [Л. 6-341, Шубарт [Л. 6-39]	6-12
То же	6-13
Я	"	6-14
 *	6-15
Камерштейн и Карев (Л. 6-9]	6-16
То же	6-17
Кирхбах [Л. 6-34], Шубарт |Л. 6-39)	6-18
Данные по (Л. 6-12)	6-19
То же	6-20
На основании опытов. Учет влияния числа Рейнольдса и шероховатости—приближенно на основании обработки данных [Л. 6-1, 6-8 и 5-13]; пользоваться впредь до уточнения опытными данными
То же
Данные опытов
То же
Приближенно по диаграмме 6-1 и 6-2 влияние 4-учи-uv тывается на основании обработки данных ]Л. 6-29]. Пользоваться впредь до уточнения на основании данных опытов
Данные опытов
См. диаграмму 6-1
Эмпирическая формула
См. диаграмму 6-1
Данные опытов
То же
180
П родолжение
Наименование диаграмм	Источник	Номер диаграмм	Примечание
Колено П-образное (180°) с одинаковыми площа-(F, Ь.	\ дями входа и выхода ^д-=^-=1,0у. Re>4-104	Данные по [Л. 6-12]	6-21	Данные опытов
Колено П-образное (180°) с суженным выходным сечением (£=£=0,s)	То же	6-22	То же
Колено П-образное (180°) с расширенным выход-bt	\ ным сечением		Э	6-23	 а
Колено П-образное (18Ь°) с расширенным выход-ным сечением (^ ——2,о)	я 	6-24	я а
Колено rs-образное (180°) с суженным выходным сечением (^^=0.б)	 в	6-25	а а
Колено «^-образное (180°) с одинаковыми площа-дями входа и выхода	 я	6-26	в а •
Колено ^-образное (180°) с расширенным выход-iFt bt	\ ным сечением ^^-=£-=1,4]	я	В	6-27	а а
Колено ^-образное (180°) с расширенным выходным сечением (^г=^=2,о). Re^lO4	 о	6-28	a	а
Колена сопряженные из оцинкованной жести при /?0/£>0=1.0; £>,= 100 мм. Re>l, 5- 10s	Конн, Кольборн и Броун [Л. 6-24]	6-29	в »
Колена гофрированные из оцинкованной жести при Re/£>0=0,7; £>,=100 мм. Re^ 1,5-10s	То же	6-30	в а
Отвод 90° с концентрическими направляющими лопатками. Re^lO4	Ханжонков и Талиев [Л. 6-18]	6-31	а •
Колено 90° прямоугольного сечения при различных г/Ьа с профилированными направляющими лопатками. ReJslO4	Баулин и Идельчик [Л. 6-3]	6-32	в о
Колено 90® прямоугольного сечения при различных г/Ьа с тонкими направляющими лопатками (?,=9о°). Re>104	То же	6-33	я в
Колено 90° прямоугольного сечения с тонкими направляющими лопатками (^,=95°) при различных условиях. Re^lO4	» •	6-34	в а
Колено 90° плавное (г/ оо=0,2) прямоугольного р сечения при гг=0,5 с расчетными тонкими на-" 0 правд яющими лопатками (¥>=103°). Re^lO4	Юдин [Л. 6-20]	6-35	в  
Колено 90° плавное (г/йв=0,2) прямоугольного F, сечения при тг=1,0 с расчетными тонкими на-в правляющнми лопатками (^,=107°). Re^slO4	То же	6-36	 в
Колено 90° прямоугольного сечения при FJFt=2,Q с расчетными тонкими направляющими лопатками. Re^lO4	• 	6-37	в 
Колено 90° круглого сечения с профилированными направляющими лопатками. Re^lO4	Идельчик [Л. 6-6]	6-38	
181
6-4. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Раздел VI
р
Отводы крутоизогнутые при 0,5 < уЛО.5 и 0<8°<180°. иг
Диаграмма 6-1
®0®Г
1. Гладкие стенки (А = 0) и Re = — — >2-10*:
f®6
где См =Л1И1С1;
= г д. г .
*м ' *тр*
D	D
С =0,0175X^5°; при X ^0,02 Сп = 0,00035 тЛ Ьв;
*•*	и у	д”	Z-'p
Я, определяется в зависимости от 5° по графику а или приближенно по формулам табл. 6-2
Таблица 6-2
»’	<70*	90’	>100’
л,	0,9 sin 3°	1.0	_ В3 0,7 + 0,35 у0,
р
Bt определяется в зависимости от тЛ- по иг или приближенно по формулам табл. 6-3
графику б
а» мости от -г-О,
Таблица 6-3
Dr	0,5-1.0	1.0
В,	0.21	0.21
	to 	 		'	1 Ло/Рр
С, — определяется приближенно в завися-
по графику в (при круглом
или квадратном сечении С, = 1,0).
R, Ог	0.50	0.60	0.Z0	0.80	0.93	1,00	1.25	1.50
в,	1,18	0,77	0,51	0,37	0,28	0,21	0.19	0,17

182
Раздел VI
Диаграмма
6-1
Отводы крутоизогнутые при
0,5
"Яг
1,5 ’и 0<й°< 180°
(продолжение)
Оо	0,25	0.50	0.75	1.0	1.5"	2.0	3.0	4.0	5,0	6.0	7.0	8.0
с,	1,30	1.17	1,09	1,00	0,90	0,85	0,85	0,90	0,95	0,98	1 ,00	1,00
2.	Шероховатые стенки (Д > 0) и Re$2-105:
* =	~ ?м + ’тр 
2g
где и ftRe 'определяются в зависимости от Re и
- Д
Д = yr- по табл. 6-4 (ориентировочно)
'V
Таблица 6-4
										
	0,5 — 0.55	\						0,55 —	1.5		
д						Re				
	3-10» —	4-10*	> 410*		3.10s — 4-10*		1-10*—	2-105	> 2 -10»	
	*Re	*Д	*Re	*Д	*Re	*д	*Re	*Д	*Re	*Д
0	45XRe	1.0	1.0	1.0	64Х8с	1,0	64Xfie	l.o	1,0	1.0
0—0,001	45XRe	1.0	l.o	1 -f- 0,5-ЮМ	64XRc	1,0	64>re	^Д^гл	1.0	1 + Д-104
>0,001	45Че	1.0	1.0	= 1.5	64XRe	1.0		<=2,0	1,0	= 2,0
XRe и \тл определяются как X технически гладких труб (Д = 0), при заданном Re на диаграмме 2-4;
X и Хд определяется как X шероховатых труб Д
(Д 0) при заданных Re и Д =-х— на диаграммах 2-2 - 2-5;
v принимается по § 1-3,6;
• Д — принимается по табл. 2-1.
183
Раздел VI
Диаграмма
6-2
ft
Отводы плавные при у— > 1,5 и 0<В°<; 180° иг
1. Гладкие стенки (Д = 0) и Re = ^о°г ^.9-Ю5: -	ч
ЬН
?= 7wg + ~2g“
где 5М = АЯ,С,;
стр=о, oizsx-gs- 6°;
при X = 0,02 — ?тп = 0,00035 — 8°; £7р т
Д, определяется в зависимости от 5° по графику а или по формулам табл.6-5
Таблица 6-5
i"	S70»	90°	5100’
А,	0,9 sin 8°	1.0	0,7 + 0,35 gga
R
Bt определяется в зависимости от -у~-иг фику б, или
ц _ 0-21 
1 /ЯоЛОг ’
по гра-
_	а»
определяется в зависимости от -у по графику в (при круглом или квадратном сечении С\ == 1,0) 2. Шероховатые стенки (Д > 0) и Re 2-10“:
, дн
s = -fwjj ~	+ «тр.
2g
где А»д, kRe определяются в зависимости от Re и __ Д
д=~уг— по табл. 6-6 (ориентировочно)
'г
Таблица 6-6
д	Re					
	3.10’ — 4-10»		4.10‘ —2-10»		>2-10a	
	*Re	|*A	*Re	*A	*Re	*A
0	64 lRe	1,0	64XRe	1.0	1,0	1.0
0 — 0,001	64XRe	1,0	64>Re	1 + ДМ0'	1,0	1 f ДМ0’
>0,001	64>Re	1.0	04XRe	=s2,0	1.0	= 2,0
X определяется в зависимости от заданных Re и Д на диаграммах 2-2—2-5;
XRc определяется, как X технических гладких труб (Д = 0), при заданном Re на диаграмме 2-4;
V принимается по § 1-3,6;	,
Дпринимается по табл. 2-1.
1Ь4
a0 b„	0,25	0,50	0.75	1.0	1.5	2.0	3.0	4.0	5.0	6,0	7.0	8.0
с.	1,80	1,45	1,20	1,00	0,68	0,45	0.40	0,43	0,48	0,55	0,58	0.60
IS>
I
Трубы и каналы очень плавна изогнутые (	> 1,5 (змеевики) с любым углом	Раздел VI
ш0Ог поворота 6°. 50<Re—	<2-JCr)	Диаграмма 6-3
ДЯ	/?о
—2 =0,0175 Х-н5- в°.
Wo	Dr
По — периметр
2g
где X определяется по кривой X
или:
при
при
при
<600
б) 600 < Re
Dr г<1400
А *х п
в) 1 400 < Re
Or r<50Q0
v принимается no § 1-3,6.
20 / Dr \0, '
10.4 f Op \°-a2S * - gJES L'fl, ) i
5 /Ory^5
Re«-45	/
Re 4-10*|610»|8.10’| 10* |2-1O’|4-10>|6-!0‘| IO4
X
X
X
X
RJDr = 3,1
0,34 | 0,26 j 0,21 |0.18| 0,12| 0,08 | 0,06 | 0,5
Ro
57 = 3,9
0,30 I 0,23 I 0,19 |0,|7| 0,10 | 0,07 | 0,06 J0.05
Dr = 5>l
0.28|0,21 | 0,18 |0.15| 0,10 | 0.06 | 0.05 (0.04
S-
0.26 I 0.20| 0,17 | 0,14 | 0,09 | 0,06 | 0,05 |0,04
^--12
Dr-12
0,24 | 0,18 | 0,15 |0,13| 0,08 1 0,05 |0,04 |0,04 /?,
Z)r-21
0.22 | 0,16 | 0.14 |0,12| 0,07 | 0,05 | 0,04.|0,03
>-«
0,20 | 0,15 I 0,13 |0,11 [ 0,07 | 0,04 | 0,04 |0,03
n- = 100
ur
0,18-|0,13 I 0,11 I 0,09 | 0,05 | 0,04 | 0,04 |0.03
186
I
	Раздел VI
Отводы стандартные чугунные на резьбе Re—	2-Ю5	Диаграмма 6-4
Характеристикj колена	Схема	д// Коэффициент сопротивления С=	- т“о 2S
2 = 30°	Wofe	*	L						D„	V."	1"	1 Ч,”	2"
			г-5				L мм _ Д д = о, *»	30 0,020 0,81	44 0,010 0,52	56 0,0075 0,32	66 0,005 0,19
		С—	47								
2 = 45°	*0,4		L						L мм — Д Д =Л> •»	36 0,020 0,73	52 0,010 0,38	68 0,0375 0,27	81 0,005 0,23
											
			’’ -			1					
3 — 90° (угольник)							L мм Д Д ~D, С	30 0,020 2,19	40 0,010 1,96	'	55 0.0075	65 0,005 1 .07
				н-Д->4							
й = 90°; §--1.55+ ,.67		w»>4	<22 9—Q	у_			L мм Д Д ’ ’ 5 В	45 0,02 1,20	63 0,01 0,80	85 0,0075 0,81	98 0,005 0,58
				J-							
					Г						
											
2 = 90° 57“2-2.‘з							L мм — Д Д ~ 'D, *»	55 0,020 0,82	85 0,010 0,53 В	116 0,0075 0,53	140 0,005 0,35
				<-я‘р							
											
			*	4			j						
6 -= 180°				\ У			L мм _ Д д=д. *»	38 0,020 1,23	102 0,010 0,70	102 0.0075 0,65	127 0,005 0,58
											
											
											
											
187
Раздел VI
Диаграмма
6-5
л/и.
Отводы парные гнутые при
Характеристика отвода
1 о-образный
j-образный (утка)
f-образный с поворотом в двух плоскостях
4 U-образный (обход)
Я, Рг
>.0,5 и различных <5°
Схема
д//
Коэффициент сопротивления С=--------5-
Тс0
2«
4 = Л4', г де 4' определяется как 4 одиночного отвода на диаграммах 6-1 и 6-2; при этом 4тр принимается по формуле
(/	Р X
57 + 0,035
при Л=ь0,02-4тв = 0,02 Д + 0,0007 ~~ 8’; лю-и	£/р
бое X определяется по диаграммам 2-2 — 2-5;
А принимается по табл. 6-7 (ориентировочно)
Т а б л и ц а 6-7
U/Or	0	5s 1,0
А	1.4	2,0
То же, что в п. 1, но значения А — по табл. 6-8 (ориентировочно) Таблица 6-8		
/о/Ср	0	>1,0
А	3,0	2,0
То же, что в п. I, но значения А — по табл. 6-9 (ориентировочно)
Таблица 6-9
UDr	0	^1.0
А	2,5	2,0
То же, что в п. 1, но значения А — по таб;.. 6-10 (ориентировочно)
Таблица 6-10
	0	>1,0
А	6,0	4,0
При этом Стр принимается по формуле «тр=-2 (57+0.035 57 8°)*
А—см. п. 1.
188
Колена 93е с острыми кромками поворота	прямоугольного сече- ния с расширенным или суженным выходным сечением	Раздел VI Диаграмма 6-6
bl bo	0,6	0.8	1.0	1.2	1.4	1.6	2.0
	1.76	1) 1,43	= 1,24	= 0,25 1.14	1,09	1,06	1,06
«м	1,70	2) 1,36	°о/^о = 1,15	1.0 1,02	0,95	0,90	0,84
«м	1,46	3) 1.10	°о/*о = 0,90	= 4,0 0,81	0,76	0,72	0,66
«м	1,50	4) 1,04	ал1Ъл = 0,79	= оо 0,69	0,63	0,60	0,55
vt>tDr
1. Гладкие стенки (Д=0) и Re = —-— >2-10s:
2. Шероховатые стенки (Д>0) и Re <2-10s:
= ^-=С
Y“>o “
*g
~2g
— определяется по
кривым См = f
для различных
где 1гл и kR„ — определяются в зависимости от Re и
— Д
Д = =— на диаграмме 6-7;
иГ
ч принимается по § 1-3,6;
Д принимается по табл. 2-1.
?
189
Колена с острыми кромками на повороте ( г— = о) при \°г	/ 0]<|о°<'180°	Раздел VI Диаграмма 6-7
I>r=Do
2oobo
‘}r а0+Ь0
S'
I. Колено баз ниши
I. Гладкие стенки (Д=0 и Re =—-—>4 IG4):
Mi
где С, определяется приближенно по графику а в зависимости от а0/Д, (при круглом и квадратном сечениях С, = 1,0);
А определяется по кривой A = ft(b°) на графике б (стр. 191;;
д	а
£м = 0,95 siп2 *2~ -f- 2,05 sin4 — определяется по
кривой ;м = /г(а°) на графике б (стр. 191);
	qo ^0	0,16	0.50	0,75	1.0	1.5	2,0	3.0	4.0	5.0	6.0	7.0	8.0
•	с,	1,10	1,07	1,04	1,00	0,95	0,90	0,83	0,78	0,75	0,72	0,71	0,70
Таблица 6-11
д				
	3-10»—1. ИИ		4-IO*	
	*!?е		*Re	• *д
0	45ХЯс	1.0	1.1	1.0
0-0,001	45XRe	1,0	1.0	14-0,5- 10’Д
>0,001	45Х|?е	1,0	1.0	г.1,5
2. Шероховатые стенки (Д>0) и любые Re:
;_*"_** СА,
I
где и &Rp определяются в завн-— Д симости от Re и Д=-=г- по иг табл. 6-11 (ориентировочно);
А определяется в зависимости от Re и Д на диаграммах 2-2 —2-5;
XRe определяется как X технически гладких труб (Д = 0) при заданном Re на диаграмме 2-2;
Д принимается по табл. 2-1;
v принимается по § 1-3,6.
Колена с острыми кромками на повороте (-р— = 0 при 0 <8°<180° W	) (продолжение)	Раздел VI Диаграмма 6-7
ь»	0	20	30	45	60	75	90 .	ПО	130	150	180
*• м	0	0,05	0,07	0,17	0,37	0,63	0,99	1,56	2,16	2,67	3,00
A I — | 2,50 | 2,22 | I >87 | 1,50 | 1,28 | I ,20 | 1,20 | 1,20 | 1,20 | 1.20
II. Колено с^нишей
>•	— 12*
?= --j-=
2g
где н определяется как £ для колена без ниши.
19?
Колена с закругленными кромками на повороте и расширенным или	Раздел VI
суженным выходным сечением ^^r-jgl,oj	1	Диаграмма 6-8
бсуж— ширина суженного сечения;
I. Гладкие стенки (Д = 0) и Re =	^>2-10°:
Г_ Д/7
Т^суж
*
А,С,е " =В,С
2g
„.а	/ г \
где ,= е определяете,-! по кривым £'=/ тг , г--1 на графике а;
\г» °суж/
Л, определяется по кривой Л1 = /(8°) на графике б (стр. 193);
С, определяется приближенно по кривой Ct=f (—) на графике о \°суж/
(стр. 193);
1	F
Л = 1пт—; ?0 — коэффициент сопротивления колена при гг=1,0
Г Q
и 6 = 90°;
шсуж — средняя скорость потока в суженном сечении.
2. Шероховатые стенки (Д>0) и Re <.2- 10s:
ДН
ч —	2
И^суж
2g
где /гд и kRp определяются диаграммы 6-9;
у принимается по § 1-3, б;
Д принимается по табл. 2-1.
гч - Д в зависимости от Re и Д=-т------ по табл. 6-12
°суж
Значения "								
Г &суж	F,							
	0.2	0.5	1.0	>.5	2.0	3.0	4.0	5.0
0,1	0,20	0.45	0.G9	0,78	0,83	0,88	0,91	0,93
0,15	0,13	0,32	0,57	0,68	0,76	0,83	0,87	0,89
0,20	0,08	0,20	0,45	0,58	0,67	0,76	0,81	0,85
0,30	0,06	0,13	0,30	0,45	0,56	0,67	0,74	0,79
0,40	0,04	0,10	0.25	0,40	0,51	0,64	0,70	0,76
1.0	0,04	0,09	0,21	0,35	0,47	0,59	0,67	0,73
192
Колена с закругленными кромками на повороте и расширенным или суженным выходным сечением (—$1.0) (продолжение)	Раздел VI Диаграмма 6-8
5»	0	20	30	45	60	75	90	110	130	150	180
А,	0	0.31	0,45	0,60	0,78	0,90	1,00	1,13	1,20	1,28	1,40
13-655
1УЗ
Раздел VI
Диаграмма
6-9
Колена с закругленными кромками на повороте при 0,05 < г/О„ <0,5 и 0<3°<180°
где
1. Гладкие стенки (Д -0) и Re>________-	2-105:
дн
С~ 7№2 «м + Ч-
'ig
’тр
при Х=0,02	0,02+0,00035 77-а°;
1 г	£/р
4, определяется в зависимости от 3° по графику а (стр. 195);
В] определяется приближенно в зависимости от по графику 6 (стр. 195);
Ci определяется приближенно в зависимости aQ -г~ по графику в (стр. 195).
°о
2.	Шероховатые стенки (Д > 0) H*Re'^2-105:
ДЯ _	, „
— fW~ 'Ле^и + ’тр'
2g
где kh и kKe определяются в зависимости от Re и
Д = 77- по табл. 6-12 (ориентировочно)
£2Г
г
Dt
от
I 4-0,0175 д- а°
Таблица 6-12
Г	Re					
	3-10’ — 4.10*		4-10* -2-10’		>2-10*	
	*Re	ЛД	ftRe	*д	*Re	*A
0	64XRe	1,0	64XRe	1,0	1.0	1.0
0 — 0,001	64XRe	l.o	64XRe	. x/xr	1.0	1 + Д-10"
>0,001	64XRe	l,o	64XRe	55=2,0	1.0	s=2,0
XRe н \л определяются, как X технически гладких труб (Д — 0), при заданном Re на Диаграмме 2-4;
Л и Хд определяются, как X шероховатых труб (Д’>0), при заданных ’ Д — Д/Ог на диаграммах 2-2 — 2-5;
v принимается по § 1-3,6;
д’ определяется по табл. 2 -1.
194
Раздел VI
Колена с закругленными кромками на повороте при 0,05 < r/Da < 0,5 и 0^в°<180° (продолжение)
Диаграмма 6-9
4»	0	20	30	45	60	75	90	по	130	150	180
и.	0	0,31	0,45	0,60	0,78 /	0,90	1,00	1,13	1,20	1,28 1	1.40
Г ог	0.05	0.10	0.20	0.30	0.40	0,50	0,60
	0,87	0,70	0,44	0,31	0,26	0,24	0,22
а» 1>с	0.25	0.50	0.75	1,0	1.5	2.0	3.0	4.0	5.0	6.0	7.0	8,0
с,	1,30	1.77	1,09	1.00	0,90	0,85	1 0,85	0,90	0,95	0,98	1,00	1,00
13’
195
Раздел VI
Колена 90° прямоугольного сечения с закругленной внутренней кромкой и острой или срезанной внешней кромкой
Диаграмма 6-10
К’аОг
1. Гладкие стенки (Д = 0) и Re =_____— ^2-10’:
4 ДН
'гр'
Т^о 2g где для № 1 ; определяется в зависимости от
77- по графику а;
иГ
для № 2	= 0.20С,;
;rp= 1 + 1.57
при X = 0.02 ► гр = 0,02 4- 0,031	;
Ci определяется приближенно в зависимости от
К
по графику 6.
'o/Dr	0.05	0.1	0.2	о,з	0.5	0.7	1.0
	1,10	0.88	0,70	0,56	0,48	0,43	0,40
2. Шероховатые стенки (Д>0) и любые
Re:
~2g
где н йКе определяются по табл. 6-12 диаграммы 6-9;
— Д
К определяется в [зависимости от Re и Д-=-,-иГ на диаграммах 2-2 —2-5;
v принимается по § 1-3,6;
А принимается по табл. 2-1.
во/*»	0.25	0,50	0.75 |	1.00	1.50	2.0	3.0	4.0	5.0	6.0	7.0	8.0
С,	1,30	1,17	1 .09	1.00	0,90	0,85	0,85	0,90	0,95	0,98	1,00	1,00
196
Раздел VI
Колено 90° прямоугольного сечения со срезанными кромками
Диаграмма 6-11
п 4/?0 ,г
иг—jj-; IT, — периметр
1. Гладкие стенки (Д — 0) и Re= ——
№2
JA3
эо°
ДЯ
5 —	2
1^0
2g
где для № 1 ?м определяется
по кривой

для № 2	= 0,47Ct;
для № 3 См = 0.28С,;
С, определяется приближенно по графику б диаграммы 6-10
2. Шероховатые стенки (Д > 0) и Re^2-I08:
ДЯ 
2g
где и kRe определяются по табл. 6-12 диаграммы 6-9; v принимается по § 1-3,6.
D,
0.1
0.2
0.3
0.4
0,5
'V
1,10
0,90
0,80
0,69 I 0,60
197
Раздел VI
Диаграмма
6-12
Колена составные из отдельных звеньев при различных 3°
Характеристика колена
Q хема
Коэффициент сопротивления
1W0 2«
й = 45°; три звена под ( углом 22,5°
1. Гладкие стенки (А = 0) н Re = =^oD«. 2-105:
V	-
« = «» +«тр-
s. Шероховатые стенки (Д>0) и Re^2-105:
« = МКе«„ + <тр.
где :м = о.П; стр=А^-;
при Х=ь0,02 «тр=0.02^-;
X, kRe, ч и Д см. диаграмму 6-1
198
Раздел VI
Диаграмма
6-13
Колено 90°, составленное из пяти звеньев под углом 22,5°
? 2,4
1, л	0	0.2	0,4	0,6	0,8	1,0	2.0	3,0	4,0	5.0	6,0
	0	0,49	0,98	1,47	1,90	2,50	5,00	7,50	10,0	12,5	15,0
	1,10	0,75	0,45	0,34	0,15	0,12	0.10 I *	0,12	.0,14	0,14	0,14
I. Гладкие стенки (Д = 0),и Re = ° г S? 2-105:
2. Шероховатые стенки (Д>0) и Reg;2-105:
? =	- = ? + L ,
Т^о “ Т₽ 2g
f I, \
где См определяется . по кривой £M=f(p~J или
f W» / f	'
<тр = 3*^; при Х^0,02 4 = 0,06^-.	.
~ ум?	+ ^р’
2g
где 1гд и kRe принимаются по табл. 6-4 диаграммы 6-1;
X определяется по диаграммам 2-2 — 2-5; v принимается по § 1-3,6;
Д принимается по табл. 2-1.
199
Раздел VI
Диаграмма
6-14
Колено 90°, составленное из четырех звеньев под углом 30°
1-9 Dt	0	0,2	0,4	0,6	0,8	1,0	2,0	3,0	4,0	5.0	6.0
	0	0,37	0,75	1,12	1,50	1,97	3,74	5,60	7,46	9,30	11,3
	1.10	0,92	0,70	0,58	0,40	0,30	0,16	0,19	0,20	0,20	0.20
1. Гладкие стенки (Д = 0) и Re =

2. Шероховатые стенки (Д >0) и Rft^210‘:
ДЯ_____
«м + 'тр-
2g
где ?м определяется по кривой
или
Стр - 2Л при Лч=0,02 ?тр = 0,04	.
’ yu’5	+ 'тр-
2g
где /гд и Z?Rc принимаются по табл. 6-4 диаграммы 6-1 \ определяется по диаграммам 2-2 — 2-5;
ч принимаются по § 1-3,6;
Д принимается по табл. 2-1.
2J0
Раздел VI
Диаграмма
6-15
Колено 90°, составленное из трех звеньев под углом 45’
2. Шероховатые стенки (Д > 0) н Resg2-10'’:
ЛЯ
5	М«е’м + ’тр-
2g
;ле ,.д и ARc принимаются по табл. 6-4 диаграммы 6-1 •
0.6	0,8	1,0	2,0	3,0	4,0	5,0	6,0
0,70	0,97 «•	1,20	2,35	3,60	4,60	6,00	7,25
0,60	0,42	0,38	0,32	0,38	0,41	0,41	0,41
X определяется по диаграммам 2-2—-2-5;
ч принимается по § 1-3,6;
А принимается по табл. 2-1.
Колено 90°, составленное из тоех звеньев под углом 45° при тгя=2,4, tt'0D0
сварное (со сварными швами) при Re= —-—10s
Раздел VI
Диаграмма 6-16
Do. мм	50	100	150	200	250	300	550
	0,80	0,60	0,45	0,38	0,32	0,30	0,30
определяется по кривой 5 = /(£>0 дьп); v принимается по § 1-3,6.
201
Отвод 90° складчатый; a—s2,5; Re =	>2-105 U0	Раздел VI
	Диаграмма 6-17
Da, мм	50	103	ISO	200	250	303	350
	0,25	0,3	0,33	0,37	0,42	0,45	0,50
v принимается по § 1-3, б,
А//
5= —5- принимается по таблице.
2g
Раздел VI
Колено Z-образное, составленное из двух колен по 30°
Диаграмма 6-18
t= — = ' ' ►
yi?0 =ч'1 + ’т₽’
2g
где определяется по кривой ?M = f| —) или К^о )
^Р = Х 77: прн Х=0-02 ;т₽ = °’02 77 •
'o Do	0	1.0	2.0	3.0	4.0 .	5,0	6.0
R„/Do	0	1,99	3,74	5,60	7,46	9,30	11,3
	0	0,15	0,15	0,16	0,16	0,16	0.16
2. Шероховатые стенки (Д>0) и Re^2-105: ДЯ
5 “ tw^ *A*Re ?м + ?тр' "2g
где /гд и kVe принимаются по табл. 6-4 диаграммы
X определяется по диаграммам 2-2 — 2-5;
ч принимается по § 1-3j6;
Д принимается по табл. 2-1.
202
Раздел VI
Колено Z-образное; Re = ^2£f>)0*
Диаграмма 6-19
5 Ь, '•м	0 0	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
1' ь»	2,4	2,8	3,2	4.0	5.0	6.0	7.0	9,0	10,0	оо
«м	3,65	3,30	3,20	3,08	2,92	2,80	2,70	2,60	2,45	2,30
elllllllllllBIB^flfe^lllllllllllllieillllllll
HIIIBIIIIIII!! V-ABHBatlllllllJIlIllBIIllIIIII
iiiiiiiiiiiiiiiviBBaiiii^iiiiiiiiiiaiiiiiiiii iiiiiBmmiiiraBBaBiiiiiiii:!4iiiiiiiiniii llllliailllllll'MBBBBIIIIIlllllllli<:?4aillllll iiiiiBmiiiiirBBBMiiiiiiiiiiiiiiiaib;'uiii iiiiiBiiiiiiiiiBiBBflBiiiiiiiiiiiiiiiBBiiih;!' iiiiibiiiiiii'<mbbb8iiiiiiiiiiiiiii8iiiiiiiii iiiiiBiiiiiiuiBBMiiiiimiiiiimiiiiiiiiii IIIIIBIIIIIMIBBBBBIIIIIIIIIIIIIIIBiaillll)) IIIIMIIIIhlllBBBBBIIIIIIIIIIIIIIIBIllllllll iiiiiBiiir.iiiiHBBBBiiiiiiiiiiiiiiiBiaiiiiin 1!111В11ГЛ1111НВВМ111111111111111В111111Н1 111НВ1ГЛ11111В1ВВВа111111111111111в111111111
!!:;iaiiiiiiiiiHB»iiiiiiiiiiiiiiiiaiiiiiini ||||1ваш11111аа1вввт111111111111в111иш IIIIIBIIIIIIIIIBWBBIMIllllllllllllllllf3
2
I. Гладкие стенки (Д = 0) при всех Re: A/Z -г
2Т
/ /* \
где ; определяется no кривой ; = f I _2_ );
\ J
C| определяется прибли кенно по графику б дид-грзимы 6-21;
4 = ПРИ te=0,02 CTp = 0,02-^L.
2. Шероховатые стенки (Д>0) (ориентировочно): Д/7 _
5 ~ ftt-g	^СЛч + чр-
V
где Ад принимается по следующим выражениям:
а)	= 1,0 при Re<4-10*;
б)	Ад = I -4-0,5-10* Д при Re>4-10» и 0^Д <0,001
в)	Ад 1,5 при Re>4-10* и Д >0,001;
X определяется по диаграммам 2-2 — 2-5;
м принимается по § 1-3,6;
Д принимается по табл. 2-1; Д =-4-.
203
Колено, составленное из двух колен под углом 90°, лежащих в различных waDr-плоскостях. Re=	1 > 10* V	Раздел VI
	Диаграмма 6-20
где *м определяется „о кривой ,м — f । -у-^;	где kA принимается по следующим выражениям:
С| определяется ориентировочно по графику б а)/гЛ=1,0 при Re<4-104; диаграммы 6-21;	_
,	б) Лд = 1-f-0,5-10’ Д при Re>4-l0‘ и 0<Д< 0,001;
^Р = ХГ-°; ПРИ	^тр = 0.02 2L?.	в) кд= 1,5 при Re> 4-10* и А > 0,001;
°0	/Л»
2. Шероховатые стенки (Д >0) (ориентировочно):	определяется по диаграммам 2-2 — 2-5;
д/у	у принимается по § 1-3,6;
’ уш-	'*ТР*	— Д
1 о	Д принимается по табл. 2-1; Д=тг-.
2g	"г
204
Диаграмма
6-21
Колено П-образное (189°) с одинаковыми площадями входа и выхода
Re= ^£1^4.10* V
I. Гладкие стенки (Д — 0) при всех Re:
А//
2g
1’м 4* •тр'
Раздел VI
где определяется по кривым	, -5) на графике а;
V?o "о /
5тр = Х (1 + У; "Р" Х=0'02 «гр = 0.02 + 0.02 £;
С, определяется ориентировочно по кривой С, J
на графике 6.
2. Шероховатые стенки (А > 0) (ориентировочно):
Л/7
! khCl'"'
2g
где: а) кл = 1,0 при Re < 4-10*;
б) £Л 1 -(- 0,5-Ю’Д при Re >4-10*
8 0<Д <0,001,•
в) ЛЛ=1,5 при Re>4-10‘ и Г> 0,001;
К определяется в зависимости от Re и А на диаграммах 2-2 —2-5;
• принимается по § 1-3,6;
_ А
А принимается по табл. 2-1; А — rf.
gp м	0.25	0.50	0.75	1.0	1.S	2.0	3.0	1.0	5.0	6.0	7,')	8.0
с.	1,10	1.07	1,04	1.00	0.95	0,90	0,83	0,78	0,75	0.72	0,71	0,70
205
Раздел VI
Диаграмма
6-22
Колено П-образное (180°) с суженным выходным сеченизм
Л=А = 0,5 о *0
стенки
'«/'’о | о | 0.2 | 0.4 | 0.6 | 0.8 | 1,0 I 1,2 | 1.4 | 1.6 | 1.8 | 2.0
1) *к/г>0 = о,5
4М 7,5 I 5,2 I 3,6 I 3,4 I 4,5 | 6,0 | 6,7 | 7,1 | 7,3 ( 7.5 | 7.6 2) bKlbt = 0,73
4 ]	5.8 | 3.8 | 2,4| 1,9 | 2,2 | 2,7 | 3,3 | 3,7 | 4.0 | 4.3 | 4.7
3) 6K/fe„ = 1.0
;	5,5 | 3.5 | 2.1 | 1.7 | 1.9 | 2,1 | 2,3 | 2,4 | 2,6 | 2,7 ( 2.7
4)6K/b.=2,0
„	6,3 | 4.2 | 2.7 | 2.1 | 2.1 | 2,2 I 2,2 I 2.0 | 2.0 | 1,8 | 1.6
1. Гладкие
(Д = 0) при всех Re =
= и 1.0:
с__^_=сг +'
2g
где С, определяется по
кривым
графике а; ляется но
граммы
на
С, опреде-ориентировоч-по графику в диа-6-21;	“
'тр
; при X =0,02
С =0,024-0,02 О
«2
2. Гладкие стенки (Д=0), Re<2-105 и Э=1,0:
С = *ReCAi + ’тр •
где определяется по кривой bRe = f(Re) на графике б:
3. Шероховатые стенки (Д ^>0) (ориентировочное): Д/7	х .
? Y^o/2g ~ ^ЯеС’»?м+ “тр ’
где ,',д и принимаются по следующим выражениям: а1 = 1,0 при всех Re и Ijb„-<Z 1.0;
0)/Jpe по графику б при Re<2-105 и l0/fte>l,0;
в) /гд = 1,0 при Re < 4 • 104;
Г) £д = 1 4-0,5.10»Д при Re>4-104 и 0<Д;< 0,001 ; д) Ад == 1,5 при Re > 4-104 и Д> 0,001;
Л определяется ио диаграммам 2-2—2-5: v принимается по § 1-3, б;
Д принимается по
табл. 2-1; Д = 77" • иг
Рр	| 0,4.1П»	0.8-10»	1.2-10>|	1.6.10»	2,0.10»	2.4-1П»	2.8-1П»
кПе	1 >>45	1.34	1.26 |	1.17	1,10	1.05	со
206
Раздел VI
Колено П-образное(180°) с расширенным выходным сечением
Диаграмма
fl-23
4£
Dr — jj~; По—периметр
!./(.„ | 0.0	| 0.2 I 0.4	| 0.6 оЛ| 1.0 | 1.2	| Г.4	| 1.6	1.8 | 2.0
I) bjb, =0,5
7,3 | 6.6 | 6.1 | 5.7 | 5.4 | 5.2 | 5.1 | 5.0 | 4.9 | 4.9 | 5.0 2) \/Ь« = 0-73
3,9 | 3.3 | 3,0 | 2.9 | 2,8 | 2.8 | 2,8 | 2.9 | 2,9 | 3.0 | 3.2 3) 5к/*,= 1.0
2,3 | 2,1 | 1,9 | 1.8 | 1,7 | 1,7 | 1.8 | 1,8 | 1,9 | 2,0 | 2,1
4) \/Л.=.2,0
1.7 | 1,4 | 1,2 | 1.0 | 0,9 | 0.8 I 0.8 | 0.7 | 0.7 | 0.8 | 0,8
I. Гладкие стенки (Д =0) при всех 'Re = v.Dr .
2fi
, / /. \ где определяется по кривым = / ( ^-1 для раз-
личных -у-;
С( определяется ориентировочно по графику б диаграммы 6-21;
при X -а 0,02
4 = 0.02 + о,о2£.
2. Шероховатые стенки (Д>0) (ориентировочно):
б) /.-д = 1 -|-0,5-10’Д при Re >4-10* и 0<а<
<0,001;
“Ь ^тр •
2g
где принимается по следующим выражениям: а)Л4—|,0 при Re <4-10*;
в) =s 1,5 при Re>4-10* и Д> 0,001;
X определяется по диаграммам 2-2 — 2-5;
v принимается по § 1-3, б;
Д принимается по табл. 2-1; Д =
а
Dr-
2J7
Колено П-образное (180°) с расширенным выходным сечением
Раздел VI
Диаграмма
6-24
Dr = п,
0.0	0.2	0.4	0.6	0.8	1,0	1.2	1,4	1.6	1,8	2.0
; Пц—периметр
«и	8.4	|	7,8	|	7,3	|
«м	4,1	|	3,9	|	3,8	|
?м	2,5	I	2,5-	|	2,4 _|
С„	1.2	|	1.1	|	1.0
1)	6к/й0 = 0,5 6,8 | 6,3 | 5,9 | 5,6
2)	\/А. = 0,73
3,6 | 3.5 | 3.4 | 3,2
3)	Ьк/Ь„ = 1.0
2,3 | 2.2 | 2,1 | 2,0
4)	frK/&.= 2,0
1,0 | 0,9 | 0,9 | 0.8
| 5,3	|	5.2	j	5.0	|	4,9
| 3,1	|	3.0	|	3,0	|	2,9
I 2.0	|	1,9	|	1.9	|	1,9
| 0,8 | 0.8 | 0.9 | 0,9
I. Гладкие стенки (Д = 0) при всех Re=> wuDr
V * дя -С,’*+;тР’
2g
где ?м определяется ориентировочно по кривым ?м —
= /(/»/&#) при различных ;
С, определяется по графику б диаграммы 6-21;
«гр =Х(* +х):
при Х = 0,02
«тр=0.02 + 0,02 ^-.
2. Шероховатые стенки (Д > 0) (ориенировочвО): _ дн
2g
где принимается по следующим выражениям: а) Ад = 1,0 при Re <.4-10*;
б) Ад = 1 + 0,5-Ю’Д при Re>4-104 0<Д;<0.001;
в) Ад =1,5 при Re >4-10* и Д> 0.001;
Л определяется по диаграммам 2-2 — 2-5;
ч принимается по § 1-3, б;
Д принимается по табл. 2-1; Д,=
Д
Dr ’
208
Колено ^-образное (180 ) с суженным выходным сечэнием
Раздел VI
Диаграмма
6-25
6.
1.	Гладкие стенки (Д = 0) при всех Re =

4Л0
Or=fr—; по — периметр • ‘ п

'тр *
2g
где См определяется по кривой £м фике а;
С, определяется по 'трафику б диаграммы 6-21;
на гра-
при Л 0,02 Гтр = 0,02 -Ь 0,02 — .
2.	Гладкие стенки (Д=»0) при Re <2-10s и

АН
~ *rReC,s' + ’
2g
где kRe определяется ориентировочно по кривой kRe = = f (Re) на графике 6.
3.	Шероховатые стенки (Д = 0) (ориентировочно):
уда2 — М«еС1?м+СТр’ 2g
где и kRe принимаются по следующим выражениям:
a)	kRe= 1,0 при всех Re и >0,3;
б)	kRe определяется по графику б при Re< <2-10s и ^-<0,3;
в)	£д= 1,0 при Re <4-10*;
г)	= 1-|-0,5-10’Д при Re > 4-104 и0<Д <0,001;
д)йд=1,5 при Re>4-104 'и Д>0,001;
А. определяется по диаграммам 2-2—2-5;
ч принимается по § 1-3,6;
Д
Д принимается по табл. 2-1; Д = р—.
209
14—655
Диаграмма
6-26
Колено /'-образное (180°) с одинаковыми площадями входа и выхода
Раздел VI
П, — периметр
С, определяется ориентировочно по графику б диаграммы 6-21;
где определяется по кривым
фике а;
IJb, | 0.2 | 0.4 о.б | 0.8 I 1.0 | 1.2 | 1.4 | 1.6 j 1.8 | 2.0
См
См
1)	^.-0.5
4,5 | 2,6 11,9 | 1,7 | 1,5 | 1,3 | 1,2 | 1.1 | 1,0 | 0,9
2)	Ьк/Ь, = 0.75
2.5 11.5 10.9 10.710,5 | 0,5 | 0.4 | 0,4 f0,4 | 0.3
Стр = Х(1+'Й’):
при X «= 0,02 С — 0,02 + 0.02	.
2.	Гладкие (Д =- 0) и шероховатые (Д> 0) стенки при любых Re:
ДЯ
С ~	~ ft4fcReC>CM + Стр •
2g
где и £Re принимаются по следующим выражениям (ориентировочно):
a)	feRe = l,0 при Re>2-10!;
б)	принимается по кривой 1 графика б при Re <2-10’ и -£-<0,3;
в)	k%e принимается по кривой 2 графика б при
Re<2-105 и ~ >0,3;
г)	А!д'=1,0 при Re <4 -10»;
Д)^=1 + 0,5-10* Д при Re >4-10* и 0 < £<0,001
е) Лд==:1,5 при Re >4-10* и £">0,001;
X определяется по диаграммам 2-2 — 2-5;
v принимается по § 1-3, б; Д принимается по — Д
табл. 2-1; Д =^— .
Re | 0.4-10» I 0.8-10* I 1.2-10» | 1.6-10» I 2.0-10» I 2.4-10» 2,8-10»
а)
б)
210
Раздел VI
Колено—образное (180°) с расширенным выходным сечением
Диаграмма
6-27
4 А.
Dr = jj—; По — периметр
1. Гладкие стенки (Д = 0) при всех Re^n ^—<0,5.
где См определяется по кривым ?м = на ке а;
графи-
1)	*;/*. = 0,5
4,2 | 3,1 | 25 | 2,2 ) 2,0 | 1,9 | 1,9 | 1,8 | 1.8 | 1,8
2)	bK/bt =0,75
2,8 | 1,8 | 1,4 | 1,1 ) 0,9 | 0,8 ] 0,8 | 0.7J 0,7 | 0,7
3)	\/6а = 1.0
1,9 | 1,3 | 0,9 | 0,7 | 0,5 | 0,4 | 0,3 | 0,3 |0,2 | 0,2
4)	*;/*.= 2.0
1,2 | 0,9 I 0,8 | 0,7 | 0,6 I 0,5 | 0,4 | 0,4 , 0,4 | 0,4
С, определяется по графику б диаграммы 6-21;
при Х^г 0,02
^ = 0,02+ 0.02 А.
2.	Гладкие стенки (Д = 0) при Re<2-105 и
?	—*ReCiCM + ^тр.
где ARe определяется ориентировочно по кривой ARe = f (Re) на графике б.
3.	Шероховатые стенки (Д>0) (ориентировочно): Д/7
5 ~ 1^2 ~	+ ^тр,
V
где и kRe принимаются по следующим выражениям;
a)	kRe = 1,0 при всех Re и <0,5;
б)	kKe определяется по графику б при Re<2-105
в) 6л = 1.0 при Re<4-10*;
г) Лл= I 4-0,5-10» A приЕе>4-104 и 0< Д“<0,001;
д)£д=^1,5 при Re >4 -10» и Д> 0,001;
X определяется по диаграммам^2-2— 2-5; ч принимается по § 1-3,6;
Д принимается по табл. 2-1; Д = д~
Re	0,4-10»	6,8-10*	1,2-10“	1.6-10»	2,0-10»	2,4-10“	2.8-10“
*Re	1,24	1,16	1,11	1,07	1,04	1.02	1.0

211
Раздел VI
Диаграмма
6-28
Колено ’—образное (180°)с расширенным выходным
Re-
и>оРг V
10*
сечением
/0/й0	0.2	0.4	0,6	0.8
1.0	1.2	1,4
1.6	1.8	2.0
«м
«м
I)	Ьк/Ьа = 0.5
6,0	I	3,5	I	2,8	I	2,5	I	2,4	|	2,3	|	2,2	|	2,1	1	2.1	|	2,0
2)	bK/b„ = 0,73
2,9	|	2,1	|	1,7	|	1.5	|	1,3	|	1,2	|	1,1	|	1.0	|	1.0	|	0.9
3)	6к/5, = 1,0
2.0	|	1,6	|	1,2	|	1,0	|	0,9	|	0,8	0,8	|	0,8	|	0,9	|	0.9
4)	Ьк/Ь9 = 2,0
1,0	|	0,9	|	0,8	|	0,7	1	0.7	|	0,7	|	0.7	|	0,8	|	0,9	|	0,9
1. Гладкие стенки (Д = 0) при всех Re:
= =CiSM’,+ ’тр.
~%Г
где ? определяется по кривым
для различных b^Jb*,.
С\ определяется ориентировочно по графику 6 диаграммы 6-21;
^р = х(1+’5г):
при Х=г 0,02
Ц, = 0,02 + 0,02
2, Шероховатые стенки (Д>0) (ориентировочно):
= -ytag =йАС1^м + ?тр>
2g
где 4-д принимается по. следующим выражениям:
а)	Лд = 1,0 при Re < 4 -10*;
б)	= 1 + 0,5- Ю’Д при Re>4-10* и 0 < Д]<0,001;
в)	ЛдЯг1,5 при Re >4-10* и Д> 0,001;
X определяется по диаграммам 2-2 — 2-5;
v принимается по § 1-3,6;
Д принимается по табл. 2-1;
_ Д
Д~РГ-
i
212
Колена сопряженные из оцинкованной жести при д-^- = 1,0; Da= 100 мм. Re = ^t > 1,5-10’ V	Раздел VI Диаграмма 6-29
Характеристика колена
Коэффи циенг сопротивления
АН
та0
2g
Колено « = 90°
Утка (поворот в двух плоскостях) 2d = 2 X 90“
Утка (поворот в двух плоскостях) а+д'=90°+45°
1,50
1,60
Обход 4д'=4Х45°
v принимается по §’1-3,6.
213
J. Колена гофрированные	из оцинкованно’1 жести	при п — 0,7;	Раздел VI
D, = 100	wnDn мм. Re —	> 1,5- 10s		Диаграмма 6-30
•azfc z
Характеристика колена	Схема				Коэффициент сопротивления _ д// 4 е ~ Т®^/2й
Колено Г = 45°	41 1 J 		<р		0.53 l)	4 * •
/J  • Колено 28' = 2 X 45°	к		’.S' Г I 	11 1	0	0,82
% Колено 8 = 90°		«Г _L			1,33
		♦			
Утка 28' = 2 X 45°			RsJr 16	)• зг	1,00
Утка 28 = 2 X 90° : । . ♦		Ti л		WO,	1 3,30
• Характеристика колена		Схема		Коэффициент сопротивления г ^I2g
Утка (поворот в двух плоскостях) а	= 90° + 45°	f«L-r <^в		Л/ао. -	' 1,93
Утка (поворот в двух плоскостях) 8 = 2 X 90°				2,56
Обход 48' = 4 X 45°	-	i, <?'| 1 1 1		2,38
к принимается по § 1-3,6.
214
w0d0	Раздел VI
Отвод 90 с концентрическими направляющими лопатками. Re = —^^>10*	Диаграмма
-	6^31
при Л s= 0,02
^р = 0.031 J;
4б_Л определяется, как ? отвода без лопаток, по данным диаграммы 6-1;
Л определяется по диаграммам 2-2—2-5;
м принимается по § 1-3,6.
Расстояние между лопатками определяется по формуле
rt = 1.26/-^ + 0,076,.
215
Колено 90° пря юугольного сечения при различных с профилированными направляющими лопатками'. Re=^-^	104	Раздел VI
	Диаграмма 6-32
г/Ьс	0	0.1	0.2	0,3	0,4	0.5	0,6
«и	0 «норм 0,33 1 0,23 1 0,17			0,16	0,17	0,22	0,31
«м	2) лнаив 0,33 I 0,23 1 0,15			0,11	0,13	0,19	0,30
«и	3) 0,45	«мин 0,33	0,27	0,22	0,17	0,15	10,17
1.	Нормальное число лопаток по формуле / г \—1	S
«норм “2.13^^ -1=2,13^-!.
2.	Сокращенное (наивыгоднейшее) число лопаток по формуле
t / г \-1 S «нана ~~ 1.4 j ~1,4	.
3.	Минимальное число лопаток по формуле
5=-^-в?м + ?т„.
“ тр
2g
где ?м определяется по кривой C=f
• Расположение и построение лопаток см. пп. 33 и 36 §6-2.
Стр = (14-1,57г/&0)Х;
при Х = 0,02	= 0,024-0,031
X определяется по диаграммам 2-2—2-5; v принимается пр § 1-3,6;
Д принимается по табл. 2-1.
216
Раздел VI
Диаграмма
6-33
Колено 90° прямоугольного сечения при различных
W„bt
С тонкими направляющими лопатками (<?, = 90°)*. Re = -^— 5=10“
См+Стр.
2g
где См определяется по кривым См = f (ориентировочно);
Стр = (1 + 1,57^)х;
при X =0,02	<^, = 0,02 4-0,031
X определяется по диаграммам 2-2—2-5; » принимается по § 1-3,6.
1.	Нормальное число лопаток по формуле / г \—। S
Я»орм-2.13(Х) -1=2,13Г-1.
2.	Сокращенное (наивыгоднейшее) число лопаток по формуле
/ г \-1 S Лнаиэ ' ' Д /	1,4 /j ’
3.	Минимальное число лопаток по формуле
• Расположение лопаток см. п. 36 8 6-2-
as
0,4
0,3
0,2
О
г)Ьа	0	0.05	0.J0	0Д5	0,20	0,25	0,30
Си	0,42 | 0,35		J 0,30	) лнор» 0,26	0,23	0,21	0,20
См	0,42 | 0,35		4 0,30	•) лиан1 0,24	0,20	0,17 | 0,14	
См	0,57	0,48	3) лмн11 0,43 | 0,39 | 0,35 | 0,31				0,28
217
Раздел Vi
Диаграмма
6-34
Колена 90° прямоугольного сечения с тонкими направляющими лопатками1 (¥, = 95°) при различных условиях. Re=—— > 10*
	Характеристика колена	Схема	Коэффициент сопротивления АН
			
			2«
1 Внутренняя кромка поворота острая (/,=0); а = 45°; нормальное число лопаток по формуле
S
л = 2,13 -j——1
• 1
? = 0,45 4-X;
при Xs 0,02 5 = 0,47;
X определяется по диаграммам 2-2—2-5
То же, что в п. 1, но а = 50°
5 = 0,40 4- X;
при Xs0,02	5 = 0,42
То же, что в п. 1, но сокращенное (наивыгоднейшее) число лопаток по формуле
п cl,4S//,
С = 0,36 4- X; при Xs0,02 5=0,38
То же, что в п. I, но внутренняя кромка поворота срезана
(7, = 0,255.)
5 = 0,32 4- 1.28Х;
при Xs0,02 5 = 0,35
5	/Л \
Колено с расширением f^-=l,35j
-^- = 0,18; aS 53°, нормальное число лопаток по формуле S л = 2,13 — — 1
6 То же, что в п. 5, но сокращенное (минимальное) число лопаток по формуле
S
л^О.9-^-
v принимается по § 1-3,6.
1 Расположение лопаток см. п. 36 § 6-2.
5 = 0,40 4- 1,28Х при Xs0.02 5 = 0,43
5 = 0,60 4- 1.28Х;
при Xs0,02 5 = 0,63
218
Диаграмма
6-35
Колено 90° плавное (	=0,2J прямоугольного сечения при
р
^’ = 0,5 с расчетными тонкими направляющими лопатками (?,—103°).
Re
>10«
Раздел VI
С х»о :"+Сг₽:
*2?
См определяется по кривой См = f (0°);
Ч=Х(1 + 1-57-^);
при Х?=0,02
^ = 0,02 4-0,031-^ ;
X определяется по диаграммам 2-2—2-5; v принимается по § 1-3,6.
6’	103	108	ПО	112	114	116	118
	0,52	0,46	0,43	0,42	0,44	0,48	0,52
Колено 90° плавное р ^'=1,0 с расчетными тонкими направляющими лопатками (<р,= 107°);
^’>10*
прямоугольного сечения при
Раздел VI
Re =
Диаграмма 6-36
Число лопаток (наивыгоднейшее)
пнаии= ®»
_ _АЯ_=С .:
9*	82	84	85	88	90	92	94	96	98
«м	0,50	0,30	0,22	0,17	0,14	0,12	0,11	0,12	0,14

г*е ^определяется по кривой =
^тр
14-1.57 v);
лр» 1=5:0,02
Стр = 0,02 4-0,031
к определяется по диаграммам 2-2—2-5;
1 принимается по § 1-3,6.
219
Раздел VI
Диаграмма
6-37
Колено 90° плавное прямоугольного сечения при ^-=2,0 с расчетными тонкими направляющими лопатками. Ке = —— > Ю4
Число лопаток (наивыгоднейшее)
л,1аив = 2 — 5;
С== '^T=Cm + CtP’
2g
где ?м определяется по кривой ?м = /(6°);
при Х^О.02
4гр=. 0,02 + 0,031-^;
X определяется по диаграммам 2-2—2-5; '< принимается по § 1-3,6.
8’ С8 70	72	74	78	78	8*	82
1)	r/bo = O,2;	=154°; п = 5
С 0,39 | 0,36 | 0,34 | 0,33 | 0,34 | 0,37 ( 0,40 | 0,44
2)	г/60 = 0,5; ?1= 138’; л = 2
?	0,32 I 0,29 I 0,27 | 0,26 1 0,26 | 0,25 1 0,25 1 0,25
3)	г/Ь„ = 1,0; ?1 = 90’; п = 5
С 0,40 | 0,26 | 0,21 | 0,21 ) 0,25 (0,32 |0,52| 0,67
220
Раздел VI
Диаграмма
6-38
в
S.
Колена 90° круглого сечения с профилированными направляющими лопатками'.’Ке= —;э= 10*
Характеристика колена
Схема
Коэффициент сопротивления
2g
Плавный поворот
; нормальное
2
а.
3
4
число лопаток по формуле
3£>, , п=—-1
Срезанные кромки поворота ^^-=0,25^ ; нормальное число лопаток по формуле
ЗО0
«= —-1
Срезанные кромки поворота
ч принимается по § 1-3,6.
сокращенное число лопаток (вынуты 1-я и 3-я лопатки от внешней стенки)
• Расположение и построение лопаток<см. пи. 33 н 36 § 5-2.
Плавный поворот =0,18^ ; сокращенное число лопаток по формуле
. 2Р„ n - tx = лопатки установлены по арифметической прогрессии при
onJ..
= 2
Срезанные кромки поворота ^у-=0,25^; сокращенное число лопаток по формуле 2Р0 п~ •
лопатки плавно заделаны и установлены по арифметической прогрессии при
ял+1
5 = 0,23+ 1,28k;
при Х=0,02 5 = 0,26; определяется по диаграммам 2-2—2-5
5 = 0,15+ 1,28k; при Xs0,02
5 = 0,18
5 = 0,30 + 1.28Х; прн X s 0,02 5=0,33
5 = 0,23+ 1,28k; при Xs0,02
5 = 0,26
5 = 0.21 + 1,28k; при Xs 0,02
5 = 0,24
221
РАЗДЕЛ СЕДЬМОЙ
СЛИЯНИЕ И РАЗДЕЛЕНИЕ ПОТОКА (Коэффициенты сопротивления тройников и крестовин)
7-1. ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
F6,	—площади сечения бокового от-
ветвления, прямого прбхода и сборного рукава тройника, ле‘;
D6, Dn, Dc— диаметры (или стороны) сечения бокового ответвления, прямого прохода и сборного рукава тройника, ле;
Dr—гидравлический диаметр сечения, ле;
а.	— угол ответвления тройника или расширения диффузора;
х'6, и>(|, wc — средние скорости в боковом ответвлении, прямом проходе и сборном рукаве тройника, м/сек-,
Q6, Qn. Qc — объемные расходы через боковое ответвление, прямой проход и сборный рукав тройника, м3/сек\
АН — потеря давления (сопротивление), к Г/м2;
ЬНа — потери давления (сопротивление) в боковом ответвлении и прямом проходе тройника, кГ/м2\ С—коэффициент сопротивления;
Сб, С,, - коэффициенты сопротивления бокового ответвления тройника, приведенного к скорости в этом ответвлении, и прямого прохода, приведенного к скорости в проходе;
б,	Сс п — коэффициенты сопротивления бокового ответвления и прямого прохода тройника, приведенных к скорости в сборном рукаве.
7-2. ПОЯСНЕНИЯ И ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ
1.	В справочнике рассматриваются два основных типа тройников. К одному из них относятся тройники, у которых суммарная площадь сече
ний обоих ответвлений (бокового ответвления F6 и прямого прохода Fn) равна площади сечения Fc сборного рукава: FQ-ф- Fa == F. (рис. 7-1,а и б). К другому типу относятся тройники, у которых суммарная площадь больше площади сечения сборного рукава: F6-j- Fn > ПРИ Fn = Fc (Рнс-
2.	Геометрически каждый тройник характеризуется углом ответвления а-и отношениями площадей сечения обоих ответвлений
F Г F
(бокового и прямого) р—, и В каждом ‘'е ‘с
тройнике могут изменяться отношения рас-
Рис. 7-1. Схема слияния двух потоков.
п — одинаковое направление ^потоков; Fg + Лп - Лс :.б —.сам нпе потоков под углом: Fg + Гп — Лс; а — слияние пол "углов".
-* Л:  fn — 'с-
1 Ввиду отсутствия достаточных данных по сопротивлению нормализованных тройников онн'здесь не рассматриваются.
222
Qe	Qn
ходов и ,-т-
Чс	Чс
и соответственно отношения
скоростей — и —. Все тройники могут ра
ботать как на всасывании (вытяжной тройник), когда происходит слияние потоков, так и на нагнетании (приточные тройники), когда происходит разделение потока.
Коэффициенты сопротивления вытяжных тройников зависят от всех перечисленных выше параметров. Коэффициенты сопротивления приточных тройников нормальной формы (без плавных закруглений бокового ответвления и расширения или сужения обоих ответвлений) зависит практически только от угла ответвле-„ w6 wn ния а и отношении скоростей — и — соот
ветственно.
Коэффициенты сопротивления тройников прямоугольного сечения практически мало зависят от отношения сторон их поперечного сечения.
3.	В случае простого слияния двух одинаково направленных потоков, движущихся с различными скоростями (рис. 7-1 ,а), имеет место обычное турбулентное смешение потоков (ударь сопровождаемое определенными потерями давления. В процессе этого смешения происходит обмен количествами движения между частицами перемещаемой среды, обладающими различными скоростями. Этот обмен количествами движения в дальнейшем ведет к выравниванию поля скоростей в общем потоке. При этом струя с большими скоростями теряет часть своей кинетической энергии, передавая ее струе, движущейся с меньшими скоростями.
Разность полных давлений между сечениями до и после смешения для струи, движущейся с большими скоростями,— всегда большая положительная величина. Эта разность тем больше, чем значительнее часть энергии, передаваемая ею ст^уе, движущейся с меньшими скоростями. По этой причине коэффициент сопротивления, определяемый как отношение указанной разности полных давлений к среднему скоростному давлению в данном сечении, — также всегда величина положительная. Запас энергии струи, движущейся с меньшими скоростями, при смешивании увеличивается. Поэтому разность полных давлений и соответственно коэффициент сопротивления ответвления, в котором лоток движется с меньшей скоростью, могут иметь и отрицательные значения.
4.	На практике создание двух ответвлений в тройнике, как правило, осуществляется более сложно, чем это показано на рис. 7-1,а, а именно так, что одно из ответвлений присоединяется к сборному рукаву сбоку (боковое ответвление) под некоторым углом а. (рис. 7-1,6 и в). В этом случае к потерям в тройнике прибавляются еще потери на поворот потока. Эти потери имеют место главным образом из-за отрыва потока от внутренней стенки, который ведет к сжатию струи в месте поворота и последующему ее расширению (рис. 7-1,6). Сжатие струи и ее расширение происходят уже в месте слияния обоих потоков и, следовательно, сказываются на потерях не только в боковом ответвлении, но и в прямом проходе.
5.	В том случае, когда ответвления имеют не цилиндрическую форму, а коническую, добавляются еще потери на расширение потока (потери в диффузоре).
В общем случае основные потери в вытяжном тройнике складываются из: а) потерь на турбулентное смешение двух потоков, обладающих различными скоростями („удар*); б) потерь на повороте потока при выходе его из бокового ответвления в сборный рукав и в) потерь на расширение потока в диффузорной части.
6.	Картина потока в приточном тройнике при разделении на две струи (боковое ответвление ,и прямой проход) меняется с из-менением отношения скоростей — или (что
Qr
то же) расходов ~ (Л. 7-15|.
При Q6<Q„ за поворотом при входе потока в боковое ответвление образуется большая вихревая зона (значительно большая, чем при простом повороте). Этому способствует диффузорный эффект, т. е. образование большого положительного градиента давления в месте разветвления тройника, где площадь сечения резко увеличивается по сравнению с площадью ответвления. Наличие большого градиента 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 вызывают местное сжатие струи как в боковом, так и в прямом ответвлениях. За сжатием следует расширение потока.
При Q0-'Q„ поток еще более интенсивно отрывается от внешней стенки прямого про-
223
Рис. 7-2. Спектры потока в приточных тройниках. “ - Об < <?if 6 - <?б S* <?п: » - <?б “ °-
хода. При этом имеет место отрыв потока также и от стенки бокового ответвления за поворотом (рис. 7-2,6).
При Q6=0 R0 входном отверстии бокового ответвления образуется вихревая зона (рис. 7-2,в), которая вызывает местное сжатие струи, идущей в прямой проход, с последующим ее расширением.
7.	Потери в приточном тройнике в основном складываются из: а) потерь на удар при внезапном расширении в месте разделения потока и б) потерь на поворот потока в боковом ответвлении и связанных с этим по-
терь на удар в прямом проходе.
При некоторых отношениях расходов
Об
Qe
коэффициент сопротивления прямого прохода может иметь отрицательное значение, т. е, в этом ответвлении может происходить возрастание энергии. Это объясняется тем, что при разделении потока в боковое ответвление отходит часть медленно текущего слоя, прилегающего к стенке, и энергия единицы объема среды, перемещаемой в прямом проходе, оказывается большей, чем в боковом ответвлении. Возрастание энергии в прямом проходе сопровождается увеличением потерь в боковом ответвлении, так что течение в целом сопровождается невосполнимыми потерями давления.
8.	Коэффициенты сопротивления вытяжных тройников (слияние потока) при нормальной форме (без закруглений и расширения пли сужения бокового ответвления или прямого прохода) могут быть вычислены с помощью формул, полученных Левиным (Л. 7-5 и 7-6] и позже в несколько иной форме Талиевым |Л. 7-17]. В эти формулы внесены , поправочные коэффициенты, вытекающие из сопоставления расчета с опытами Левина (Л. 7-6|, Кинне |Л. 7-22], Петер-манаДЛ. 7-26] и Фогеля ]Л. 7-28].
Для тройников типа	^„ = ^с
значение А принимается по табл. 7-1, а значение /Сс—равным нулю; для тройников типа
224
FA-F--0 1 П единице	= Fc значение А принимается равным а значение Л'б— по табл. 7-2.		
	Таблица		7-1
а) о=0—60“			
	0—0.20.3—0,4 0.6	0,8		1.0
			
А	1,0			
б) а=90“			
	А	1,0	0,75	0,70 0,65 0,60		
		Таблица 7-2	
'«/'с	0,10	0,20	0.33		0.5
»•	А б Кц	А" б	Ап	А'б	К„	А’б Ап
15“	0	0	0	0	0	0,14	0	0,40
30“	0	0	0	0	0	0.17	0	0,35
45“	0	0,05	0	0,14	0	0,14	0	0,30
60“	0	0	0	0	0	О.Ю	0,10 0,25
90“	0	0	0,10	0	0,20	0	0,25 0
6) Прямой проход постоянного сечения
коэффициент сопротивления диффузорной части:
гп Л*
где л,	—степень расширения кони-
п ° ческого участка (диффузора) про-хода;
‘Ррасш — коэффициент полноты удара, определяемый по данным диаграмм 5-2 — 5-4;
—коэффициент сопротивления трения конического участка, определяемый по данным тех же диаграмм.
9. Коэффициенты сопротивления приточных тройников (разделение потока)нормальной формы могут быть вычислены по следующим формулам Левина ]Л. 7-7] и Талиева [Л. 7-17). в которые внесены поправочные коэффициенты, полученные путем сопоставления расчета с опытами Левина [Л. 7-7], Кинне [Л. 7-22], Петермана [Л. 7-26] и Фогеля ]Л. 7-28].
или
а) Боковое ответвление
с.б та,2
~2g*
(7-6)
cosa-j-tf,,.
(7-4)
Для тройников типа /?6 F„ > ^с‘> Ftl~Fc величина К„ принимается равной нулю; для тройников типа F6-j-Fn = Fe значения Кп принимаются по табл. 7-2.
в) Проход конической формы
9	nnc J К-	¥	/7 71
Q ' F* C0S a ( Q ’ FK ) ’	'
/ 6	\Xc ® J
rt	гл' 1 —2м.	. 2
где по данным Левина лб =~	. sin a;
|i — коэффициент сжатия потока по Левину.
Для тройников типа	>^с; Fn=Fc
величина Кб принимается равной нулю, значение А' при — < 0,8—равным 1.0, а при
Для такого прохода к значениям С » взятым по формуле (6-3) или (6-4), прибавляется
— >0,8 — около 0,9. wc
15—655
225
Для тройников типа F6-|-Fn = /:'c вели* чина Д' =1,0, а значения Кб принимаются по табл. 7-3.
Таблица 7-3
а°	15’	30°	45°	60’	90’
Аб	0,04	0,16	0,36	0,64	1,0
^п =
= F
ДЛЯ ц,п »с на
б) Прямой проход постоянного сечения
Для тройников типа
(ICJ	\
в пределах-2-< 1,0 wc	/
С =-^-sO,4(Zl-— Y;	: (7-8)
fW*	Wc J
тройников типа F6Fn = Fc при любых
.[w„ \
Сс п принимается по кривым tcn = f^— \ диаграмме 7-23.
в) Нроход^конической формы
Для такого прохода к значениям Q.n, взятым по формуле.(7-8) или по диаграмме 7-23, прибавляется коэффициент сопротивления Сд по формуле (7-5).
Рекомендуемые формулы и соответствующие значения коэффициентов сопротивления, приводимые в разделе VII. могут быть приняты практически при всех значениях числа Рейнольдса, по крайней мере, начиная со значе-
ний Re =	= 104.
10.	Независимость коэффициента сопротивления	приточных	тройников нормальной
,	.	,	f'n
формы от	отношении	площадей	j-	и	-р~	по-
гс	гс
зволяет при графическом выражении -этих коэффициентов в зависимости от отношений tt'e	W-
скоростей — и соответственно — (а не от
,	<2«	<?п
отношении расходов 77 и
щенные кривые. По этой причине в разделе VII в отдельных случаях кривые сопротивления даются в виде функций Ссб =
/ we \	/ tt’n \
= f I — I и соответственно £.„ = /( — , хотя
получать обоб-
Рис. 7-3. Схема улучшенного трэйннка.
большинство кривых приведено в виде функ-«”8
11.	Коэффициенты сопротивления тройников часто приводятся к средней скорости в соответствующем ответвлении. Взятые таким образом коэффициенты сопротивления выражаются через коэффициенты, приведенные к скорости в сборном рукаве, соответственно:
12.	Сопротивление тройников нормальной формы может быть заметно снижено, если несколько скруглить место стык i бокового ответвления со сборным рукавом. При этом для вытяжных тройников следует скруглять угол, вокруг которого происходит поворот потока (Tj, рис. 7-3). Для приточных тройников скругление следует делать также и на разделяющей кромке (гг, рис. 7-3). Скругление последней делает поток более устойчивым и уменьшает возможность отрыва потока от этой кромки.
Весьма эффективным с точки зрения снижения сопротивления как вытяжных, так и приточных тройников является устройство постепенного расширения (диффузора) в боковом ответвлении. Такое устройство ведет к заметному снижению потерь как вследствие относительного уменьшения скорости потока в расширенном сечении, так и вследствие уменьшения истинного угла поворота при одном и том же номинальном угле развет вления тройника (а, < а, рис. 7-3). Совмещение двух мероприятий — скругления или среза
226
Рис. 7-4. Схема тройника с плавным отводом.
кромки и расширения бокового ответвления— дает еще большее снижение сопротивления тройника.
Наименьшее сопротивление имеют тройники с боковыми ответвлениями, оформленными в виде плавных отводов (рис. 7-4), и там, где это практически возможно, следует применять именно такие тройники с малыми углами ответвления.
13.	В системах отопления, газоснабжения и водоснабжения трубы ввинчиваются на резьбе в ответвления тройника, диаметр которых больше диаметра трубы. При таком соединении внутренняя поверхность трубы не совпадает с внутренней поверхностью тройника и образует над ней кольцевой выступ (рис. 7-5), который вызывает повышение сопротивления тройника.
Значения коэффициентов сопротивления ряда стандартных тройников на резьбе из ковкого чугуна даются в разделе VII отдельно (см. диаграммы 7-16 и 7-25).
14.	В равносторонних (симметричных) тройниках, которые применяются на практике в условиях противотока (слияния, вытяжные тройники) (рис. 7-6), коэффициенты сопротивления обоих ответвлении практически совпадают.
При наличии перегородки в месте соединения двух боковых ответвлений симметричного тройника до слияния в сборном рукаве оба потока идут независимо друг от друга. После слияния в сборном рукаве происходит обычное турбулентное перемешивание двух потоков, движущихся с различными скоростями. Потери в тройнике при этом складываются из: а) потерь при смешении (удар) и б) потерь при повороте на 9(Р.
Для части потока, движущегося в одном из ответвлений с меньшей скоростью, коэффициент сопротивления может иметь отрицательное значение, как и в обычном вытяжном тройнике (за счет приобретения дополнительной энергии от потока, движущегося с большими скоростями).
Рис. 7-5. Схема кольцевого выступа в стандартном тройнике.
а — смриоП троЛкнк: б — соединение труб в тройнике на резьбе.
Рис. 7-6. Симметричный тройник с перегородкой.
При отсутствии перегородки картина потока в симметричном тройнике получается менее четкой. Перепад давлений до и после слияния потоков в основном отражает потери, общие для обоих ответвлений. Величина этих потерь положительна при любых отношениях скоростей (расходов) в ответвле-®б /Qr> \
нии и сборном рукаве —	] и близка к по-
терям в колене с расширением.
Коэффициент сопротивления каждого ответвления симметричного тройника при слиянии может быть вычислен по формуле, предложенной Левиным [Л. 7-10]:
15.	В случае работы симметричного тройника на нагнетании (разделении, приточные тройники) условия протекания потока в нем примерно
227
такие же] как и в обычном повороте. Поэтому потери в симметричном тройнике на нагнетании можно определять приближенно по данным для колен с различными отношениями сторон Коэффициент сопротивления рассмат-риваемого тройника при нагнетании может быть вычислен также по формуле, предложенной Левиным [Л. 7-10|:
(7-12)
где kS: 1,5 — для стандартных тройников на резьбе из ковкого чугуна;
As 0,3— для сварных тройников.
16.	Симметричный тройник может быть выполнен с плавными отводами (.ласточкин хвост"), и тогда сопротивление его может быть значительно снижено.
17.	При углах ответвления а<90э симметричный тройник приобретает штанообразную форму (штанообразные тройники см. диаграмму 7-36). Коэффициент сопротивления таких тройников с Ге = 2Гб при слиянии (вытяжные тройники) может быть вычислен по следующей формуле, предложенной Левиным |Л. 7-10]:
д/7, QK
44=7^-=4(0’9+cos,a)+
2g
/ Q- \4 Г /О,- VI
/ \2
— (о' } cos3a — 4 (0,2-|-0,5-cos* а). (7-13)
Коэффициент сопротивления тех же штанообразных тройников при делении потока(приточные тройники) может быть вычислен ориентировочно, как для бокового ответвления обычного тройника типа F6 [- Fn = Fc по диаграмме 7-22.
18.	Картина потока в крестовинах в основном аналогична таковой в тройниках.
Коэффициенты сопротивления крестовин с площадями Fn = Fc при слиянии потоков (вытяжные крестовины, см. диаграммы 7-31 — 7-35) могут быть вычислены приближенно по следующим формулам, предложенным Левиным |Л. 7-8 и 7-9]:
а) Одно из боковых ответвлении (например, № I)
дя>б , , /<?16 ЛЛ2
~ Twc2 - "Ц<2с
2g
-2^Д [l-j-f'Mlcosa. (7-141
/ Г1б V16/
Для другого бокового ответвления (С2сб) индексы 1 и 2 меняются местами.
б) Прямой проход
— 2
19.	Для определения коэффициента сопротивления вытяжных сварных крестозин цилиндрических трубопроводов для пара, воды и т. п. при а = 90э Левиным [Л, 7-8 и 7-9] рекомендуются следующие формулы:
а) Одно из боковых ответвлений (например, № 1)
228
(7-17)
Для стандартных крестовин из ковкого чугуна при Э->0,7 к значениям Сс11 прибав-
ляется величина
ДСси=2,5[^—0,7^.	(7-18)
20.	Коэффициенты сопротивления крестовин при делении потока (приточные крестовины) определяются ориентировочно как для
приточных тройников по соответствующим диаграммам 7-21 7-23.
21. Коэффициент местного сопротивления
д//
проходного участка сборной или
2g
раздающей трубы постоянного сечения между двумя боковыми отверстиями (рис. 7-7) зави-сит как от отношения скоростей — , так и
or отношений давлений /Уст =
"ст
1WH
2g
и Нп =
——2- соответственно (где Н —статиче-р;
2g
ское давление в сечении 1-1, На—полное давление в этом же сечении). Этот коэффициент сопротивления зависит также и от отношения сторон -% сечения трубы.
Значения Ссп указанных проходных участков по опытным данным Конокотина [Л. 7-4| приведены на диаграмме 7-38*.
22.	В случае устройства нескольких ответвлений из одного короба (раздающий или нагнетательный короб, рис. 7-8) с расстоянием между ними, большим ширины этого короба, коэффициент сопротивления каждого ответвления может быть принят, как для изолированного тройника.
* Метод определения давлений в таких трубопроводах см. Максимова [Л. 7-11].
Рис. 7-7. Боковые отверстия в сборном или раздающем трубопроводе.
23.	Равномерная раздача потока по отдельным ответвлениям раздающего короба обеспечивается или когда его поперечное сечение постоянно по длине (рис. 7-8,а) и площадь этого сечения 7гкор> ЗХ^ (где — сумма площадей всех ответвлений), или когда его поперечное сечение уменьшается так, что скорость потока по длине остается постоянной (см. Галиев [Л. 7-18]). Короб с постоянной по длине скоростью может быть осуществлен, например, и так, как показано на рис. 7-8,6. В последнем случае сопротивление ответвлений получается существенно большим, чем для короба постоянного сечения [Л. 7-23].
24.	Переходные участки от выходного отверстия раздающего короба к ответвлениям под углом 90э желательно осуществлять по
6)
Рис. 7-8. Раздающий короб.
а — короб постоянного сечения (замедление потока); б — короб с уменьшающимся сечением (Постоянная скорость).
229
Рис. 7-9. Схема переходных участков ответвлений раздающего короба.
а я б — боковые ответвления; виг — верхнее или нижнее ^ответвление.
схемам рис. 7-9. Эти участки просты по своей конструкции и имеют минимальные коэффициенты сопротивления [Л. 7-23]. Они могут быть приняты как стандартные.
25.	Коэффициент сопротивления г-го от-ветвления Zi6 — —?---- раздающего короба
7W(7- о б
2g
с переходными участками по рис. 7-9 зави-
„ wi6 сит только от отношения скоростей ——.
Этот коэффициент сопротивления практически не зависит ни от числа Рейнольдса, начиная по крайней мере со значения Re — = Ю4, ни от отношения сторон поперечного сечения раздающего короба (по крайней мере в пределах -^-=0,5—1.0J и ни от отноше-. г6 ния площадей -=- .
.	“с
Коэффициент сопротивления ответвления, устроенного сбоку раздающего короба, меньше коэффициента сопротивления ответвления, устроенного сверху' или снизу этого короба, так как во втором случае поток совершает два последовательных поворота на 903 в двух взаимно-перпендикулярных направлениях (рис. 7-8).
7-3. ПЕРЕЧЕНЬ ДИАГРАММ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ РАЗДЕЛА VII
Наименование диаграмм	Источник	Ном Ир диаграммы	Примечание
Тройник вытяжной типа F6 4- fn>F<., Fn — Fc а = 30°. Боковое ответвление. То же, но проход Тройник вытяжной типа F6 -f- F„ > fc; F„ = Fc a = 45°. Боковое ответвление. To же, но проход Тройник вытяжной типа F6-{- Fa~> Fz\ F n = Fc a = 60°. Боковое ответвление. To же, но проход Тройник вытяжной типа Гб 4- Fn > Fc; Fn = Fc a = 90° Тройник вытяжной типа F6 4- Fn — Fc a= 15° Тройник вытяжной типа Fб 4- Fп = Fc a = 30° Тройник вытяжной типа F6 4- Fn = Fc a = 45° Тройник вытяжной типа ^4^ = ^ a = 60° Тройник вытяжной типа Fб 4- Fn — Fc a = 90° Тройник вытяжной улучшенной формы типа Fe +Fп > Fc> Fn = FC а = 45° Тройник' вытяжной улучшенной формы типа Fe+fn>fc; F„=FC в = 60° Тройник вытяжной улучшенной формы типа Ff> + Fu > Fc' Fa = Fc o = 90° Тройник вытяжной стандартный из ковкого чугуна на резьбе типа F6 4- F„ > Fc; Fa = Fc a = 90° Тройник вытяжной круглого сечения с плавным боковым отводом (А?о/Об = 2,0) типа F6 + Ftt=Fe- о=12—15°. Боковое ответвление То же, но проход Тройник вытяжной типа F6 + Fn^Fc прямоугольного сечения плавный (г/Ь6 = 1,0). a = 90°. Боковое ответвление То же, но проход Тройник приточный типа Г g 4~ Fa Fc< Fn ~Fc Боковое ответвление а = 0—90° Тройник приточный типа F6 4- Fn = Fc Боковое ответвление а = 0—90°	Левин (Л. 7-5 и 7-6], Талнев [Л. 7-17] То же   я	 	Ч Петерман [Л. 7-26] К и ине [Л. 7-22] Фогель ]Л. 7-28] Зусманович [Л. 7-2] Аверьянов ]Л. 7-1] Талиеви Татарчук ]Л. 7-16] Левин ]Л. 7-7] То же	7-1 7-2 7-3 7-4 7-5 7-6 7-7 7-8 7-9 7-10 7-11 7-12 7-13 7-14 7-15 7-16 7-17 7-18 7-19 7-20 7-21 7-22	Расчетные формулы То же Расчетные формулы, уточненные опытами Кинне [Л. 7-22] 4 То же Расчетные формулы, уточненные опытами Петермана [Л. 7-26] То яге Расчетные формулы, уточненные опытами Фогеля [Л. 7-28] Расчетные формулы, уточненные опытами Девина [Л. 7-6] То же я	 я	• « • Данные опытов То же •	t t	• и	»   я	й • • 0 ' * • Расчетная формула; поправочный коэффициент по опытам Кинне (Л. 7-22]. Петермана [Л. 7-26] и Фогеля ]Л. 7-28] Расчетная формула; поправочный коэффициент по опытам Левина [Л. 7-7]
ллм.м-ли на», «дли «их «л"»”
231
П родолженис
Наименование диаграмм	Источник	Номер диаграммы	Примечание
Тройник приточный типа	+	и а = 0 4- 90°. П роход	Левин {Л. 7-7]	7-23	Расчетная формула; поправочный коэффициент по опытам Левина (Л. 7-7]
Тройник приточный типа F6 -f- Fn>Fc; Fn =. Fc улучшенной формы. Боковое ответвление	Кннне [Л. 7-22], Петермаи [Л. 7-26] и Фогель [Л. 7-28]	7-24	Данные опытов
Тройник приточный типа F6 + Fn > Fc; Fn= Fc	Зусманович [Л. 7-2]	7-25	То же
стандартный из ковкого чугуна на резьбе			
а = 90°			
Тройник приточный типа F6 + Fn > Fc плавный (г/6б=1,0) прямоугольного сечения.	Талиев и Татарчук [Л. 7-16]	7-26	ь	•
а = 90°. Боковое ответвление			
То же, но проход	То же	7-27	а	а
Тройники вытяжные несимметричные типа F6 +Fn> Fc с плавными отводами (/?0/£>с = = 2,0)	Франке [Л. 7-20]	7-28	 •
а = 90°			
Тройник симметричный (равносторонний) а = 90°	Левин [Л. 7-10], Идельчик	7-29	Расчетные формулы Данные опытов
Тройники симметричные (.ласточкин хвост*) а = 90°	Франке [Л. 7-20], Талиев и Татарчук (Л. 7-16]	7-30	Данные опытов
Крестовина типа Fl6 = F26; Fa = Fc	Левин [Л. 7-8 и 7-9]	7-31	Расчетные формулы и опыты
a =15°			
Крестовина типа F16 = F.;6; Fn = Fc	То же	7-32	То же
a = 30°			
Крестовина типа F16 = F26; Fa = Fc	а		7-33	а	ъ
« = 45°			
Крестовина типа Fi6= F26; Fn = Fc	а	а	7-34	й	а
a =60°			
Крестовина типа Fl6= F2I^ F„= Fc		а	7-35	•
a= 90°			
Тройник штанообразный типа Fc = 2 F6	Левин [Л. 7-10]	7-36	• 
Короб раздающий (приточной) с переходными участками	Конзо, Джильман Холл и Мартин [Л. 7-23]	7-37	Данные опытов
Проход через боковое отверстие сборной (вытяжной) трубы постоянного сечения	Конокотин [Л. 7-4]	7-38	То же
Проход через боковое отверстие раздающей (приточной) трубы постоянного сечения	То же	7-39	• 
232
Раздел VII
Диаграмма
7-1
7-4. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Тройник вытяжной типа F6 4- Fa > Fc; Fn = Fc. а = 30° Боковое ответвление
~	~	Значения ;
,______wc>Fc г ч	_____________________________
	ос\г^	Qri	Гб						
		Qc				Гс			
			0.1 I	0.3	0.3 |	0.4	0.6	0.8	1.0
		0	—1,00	— 1,00	— 1,00	—1,00	—1.00	— 1,00	—1,00
									
Mf0	(<1ъ ЛД2	0,1	4-0.21	—0,46	-0,57	—0,60	—0,62	—0,63	—0,63
	1	1 '	_ 1	0,2	3,10	4-0,37	—0,06	—0,20	—0,28	—0,30	—0,35
^г>~									
		0,3	7,60	1,50	4-0,50	4-0,20	4-0,05	—0,08	—0,10
2g		0.4	13,5	2,95	1,15	0.59	0,26	4-0,18	4-0.16
		0,5	21,2	4,58	1.78	0,97	0,44	0,35	0,27
( <V	\2 rc f Q6 У	0,6 0,7	30,4	6,42	2,60 3,40	1,37	0,64	0,46	0.31
9	1-	) — ' ,7* F ( Q )		41,3	8,50		1,77	0,76	0,50	0.40
- । * Г)									
\ /	/	гб vc у	0,8	53,8	11,5	4,22	2,14	0,85	0,53	0,45
	/<Эб\	0,9	58,0	14,2	5,30	2,58	0,89	0.52	0,40
определяется по	кривым Сс.б=Н -Q- \ J	1.0	83,7	17,3	6,33	2,92	0,89	0,39	0,27
при различных
* о
«с.б
й -	~/0б5\2’
2g	F6У
233
Раздел VII
Тройник вытяжной типа Лб + /='п> F ; Гц Fc. а =- 30°
Проход
Диаграмма 7-2
Значения ?сп
Об Qc	Л:						
	0,!	0.2	0.3	0.4	0.0	0.8	1.0
0	0.0	0	0	0	0	0	0
0,1	4-0,02	0,11	0,13	0,15	0,16	0.17	0,17
0.2	-0,33	+0,01	+0,13	0,19	0,24	0,27	0.29
0,3	— 1,10	-0,25	—0,01	+0,10	0,22	0,30	0,35
0,4	—2,15	—0,75	—0,30	—0,05	0,17	0,26	0,36
0,5	—3,60	—1,43	—0,70	-0,35	0,00	0,21	0,32
0.6	—5,40	—2,35	— 1,25	-0,70	—0,20	+0,06	0,25
0,7	—7,60	—3,40	— 1.9а	— 1,20	—0,50	—0,15	+0.10
0.8	—10,1	—4,61	—2,74	—1,82	—0,90	—0,43	-0,15
0,9	—13,0	—6,02	—3,70	—2,55	— 1,40	—0,80	—0.45
1.0	—16,3	—7.70	—4,75	—3.35	—1,90	—1.17	—0,75
234
Тройник вытяжной типа F6 + /•„ Fc; Fn = Fc. а = 45°
Боковое ответвление
Раздел VII
Диаграмма
7-3
Значения Сс б
Об <?с	Л:						
	0.1	0.2	0.3	0.4	0.6	0,8	1.0
0	— 1,00	— 1,00	—1,00	— 1,00	—1,00	— 1,00	— 1,00
0,1	+0,24	—0,45	—0,56	—0,59	—0,61	—0,62	—0,62
0.2	3,15	+0,54	—0,02	—0,17	—0,26	—0,28	-0,29
0,3	8,00	1,64	+0,60	+0,30	+0,08	0,00	—0,03
0,4	14,0	3,15	1,30	0,72	0,35	+0,25	+0,21
0,5	21,9	5,00	2,10	1,18	0,60	0,45	0,40
0,6	31,6	6,90	2,97	J ,65.	0,85	0,60	0,53
0.7	42,9	9.20	3,90	2,15	1,02	0,70	0,60
0,8	55,9	12,4	4,90	2,66	1,20	0,79	0,66
0,9	70,6	15,4	6,20	3,20	1,30	0,80	0,64
1 .0	86,9	18,9	7,40	3,71	1.12	0.80	0,59
2.35
Раздел VII
Диаграмма
7-4
Тройник вытяжной тина Л-+ ^>7^; ^ = ^с- а =- 45° Проход
Значения ?
<2б Qc	?б Л:						
	0.1	0.2	0,3	0.4	0.G	0.8	1.0
0	0	0	0	0	0	0	0
0,1	+0,05	0,12	0,14	0,16	0,17	0,17	0,17
0,2	—0,20	+0,17	0,22	0,27	0,27	0,29	0,31
0,3	—0,76	—0,13	4-0,08	0,20	0,28	0,32	0,40
0,4	—1,65	—0,50	-0,12	+0,08	0,26	0,36	0,41
0,5	—2,77	— 1,00	—0,49	—0,13	+0,16	0,30	0,40
0,6	—4,30	—1,70	—0,87	—0,45	-0,04	0,20	0,33
0,7	-6,05	—2,60	— 1,40	—0,85	—0,25	4-0,08	0,25
0,8	—8,10	-3,56	—2,10	— 1 ,30	—0,55	—0,17	+0,06
0,9	—10,0	—4,75	—2,80	-1,90	-0,88	—0,40	—0,18
1 ,0	— 13,2	—6,10	—3,70	—2,55	—1,35	—0,77	-0,42
236
Раздел VII
Тройник вытяжной типа F6 4- /„ > Ас; fn = Fc. а = 60°
Боковое ответвление
Диаграм ма
7-5
Значения б
Об <?с	*—			'с			
	0.1	0,2	0.3	0.4	0.6	0.8	1.0
0	-1.00	—1.00	—1,00	-1.00	—1,00	—1.00	—1.00
0.1	+0.25		0,4+	—0.54	-0.58	—0,61	—0.62	—0.62
0.2	3,35	+0.55	+0.03	-0.13	—0.23	-0.26	—0,26
о.з	8.20	1.85	0.75	+ 0.40	+0,10	0,00	—0.01
0.4	14,7	3,50	1.55	0.92	0.45	+0.35	+0.28
0.5	23.0	5.50	2.40	1,44	0.78	0.58	0.50
0,6	33.1	7,90	3.50	2,05	1.08	0.83	0.68
0,7	44.9	10.0	4,1>о	2,70	1,40	О.»8	0,84
0,8	58.5	13,7	5,80	3.32	1,84	1.12	0,92
0.9	7 .9	17.2	7,65	4.05	1,92	1.20	0.99
1.0	91.0	21.0	9.70	4.70	2.11	1.35	1,00
237
Тройник вытяжной типа F6 -}- Fn у Проход	fc; Fn~Fc. « = 60°	Раздел VII
		Диаграмма 7-6 -
238
Раздел VII
Тройник вытяжной типа F6 + F„> Fc; Fa= Fc. а = 90°
Диаграмма
7-7
= Л
I. Боковое ответвление
__ ЛЯ
-с.б -
0_б^\’
+ Qcf6/
= <<-•
где ?' б определяется по кривым С'б
‘ б
при различных у на графике а;
Л принимается по табл. 74 при различ-^б
НЫХ ~р~ .
гс
Таблица 7-4
к	0-0,2	0.3—0.4	0,6	0.8	1.0
А	1,00	0,75	0,70	0.65	0,60
Значения б
Об <?с	/’б						
	0-1 1	0,2	0.3	0.4	0,6	0,8	1.0
0	-1.00	—1.00	—1.00	-1.00	—!,П)	—1,00	—1.00
0,1	+0.40	—0.37	—0.51	-054	-0.59	—0.60	—0.61
0.2	3.80	+0.72	+0.17	-0,03 +0.58	-0.17	—0,22	—0.30
0.3	9.20	2.27	1.00		+0.27	+0.15	—о.и 0.44
0.4	16.3	4.30	2.00	1.30	0.75	0.55	
0.5 •	26,5	6.75	3.23	2.06	. 1.20	0.89	0.77
0.0	36.7	9.70	4,70	2.98	1,68	1.25	1.04
0.7	42.9	13.0	6.30	3.90	2.20	1.60	1.30
0.8	04.9	16.9	7.92	4.92	2.70	1.92	1,56
0.9	82.0	21,2	9.70	6.10	3.20	2.25	1.80
1,0	101	26.0 ^с.п ~	11.9 2. I /А-уаг -	7.25 Ipoxoj <• 1,55	3.80 м	2.57 ь*	2.00
определяется по кривой
„ Л
верной практически для всех значений —р гс
у Д"п Сс" ’
" twn (.
2Д \ Qc J
239
	Раздел VII
Тройник вытяжной типа Р^-\-Рп — Fc; «=15°	Диаграмма
	7-8
Т а б л и ц а 7-5
^б/^с
1. Боковое ответвление
ДЯб / QaFc \2
0—0,2
- 0,33
0,50
0 0,14 0,40
F6 различных у;
определяется по кривым
для
АН б	Сс.б
?й=Нв ’ 2g \Qc
2. Проход

F6 различных -р-\
Кп принимается но табл. 7-5
fe/fc	<?б/«с											
	0	0.03	0.05	0,10	0.2	0.3	0,4	0.5	0.6	0.7	0,8	1.0
Значения ?с б												
0,06	-1.12	—0,70	—0,20	4-1 ,84	9,92	23,0	41 ,0	64,3		—	—	—
0,10	— 1.22	— 1,00	—0,72	4-0.01	2,80	7,17	13,1	20,6	29,7	—	—	—
0,20	— 1,50	— 1 ,40	— 1,22	—0,84	4-0,02	4-1.20	2,55	4,20	6,12	8,20	10,7	—
0,33	—2,00	— 1 ,80	—1.71	— 1,40	—0,67	—0,16	4-0,42	1,05	1,67	2,30	2.95	4,20
0,50	—3,00	—2,80	—2,60	—2,24	— 1 .56	— 1 ,00	—0,40	4-0,02	0,40	0,66	0,93	1.14
Значения ?с п
0,06	0,00	0,06	4-0,04	—0,13	—0,95	—2,50	—4,60	—7,50			—			—
0,10	0,01	0,10	0,12	4-0,02	—0,36	— 1,20	—2,50	—4,10	-6,12	—.	—	——
0,20	0,06	0,15	0,20	0,22	4-0,05	—0,28	—0,89	—1,66	—2,63	—3,84	—5,22	—
0,33	0,40	0,42	0,45	0,47	0,42	4-0,24	—0,08	—0,52	-1.25	—1,80	—2,60	—4,66
0,50	1 .40	1,40	1,39	1,37	1 ,24	1.01	4-0,78	—0,43	—0,10	—0,82	— 1,08	—2,46
240
Раздел VII
Тройник вытяжной типа F6 4- Fn = Fc. а = 30°
Диаграмма
7-9
I. Боковое ответвление сб “ + Qc ^6 J '
2fi.
различных -р-;
2. Проход
2g
различных
К„ принимается по табл. 7-6;
	QelQc
	0	|	0,03 I 0,05 I 0.1 I 0.2 I 0.3	|	0.4	|	0,5	|	0.6	| 0.7 | 0.8 | 1.0
Значения Сс 6
0.06	—1,13	—0,07	—0,30	4-1.82	10,1	23,3	41,5	65,2							_—
0,10	—1.22	—1,00	-0,76	4-0,02	2,88	7,34	13,4	21,1	29,4	—	—	—
0,20	—1.50	— 1,35	— 1,22	—0,84	4-0,05	4-1.40	2,70	4,46	6,48	8,70	11.4	17,3
0,33	—2,00	— 1.80	—1,70	— 1.40	—0,72	—0,12	4-0.52	1,20	1,89	2,56	3,30	4,80
0,50	—3,00	—2,80	—2,60	—2,24	—1,44	—0,91	—0,36	4-0,14	0,56	0,84	1,18	1,53
Значения ?сп												
0,06	0	0,06	+0,04	—0,10	—0,81	—2,10	—4,07	—6,60	__				—
0,10	0,01	0,10	0,08	4-0,04	—0,33	— 1.05	—2,14	—3,60	5,40	—	—	—
0,20	0,06	0,10	0,13	0,16	4-0,06	—0,24	—0,73	—1,40	—2,30	—3,34	—3,59	—8,64
0,33	0,42	0,45	0,48	0,51	О', 52	4-0,32	4-0,07	—0,32	—0,82	—1,47	—2 19	—4,00
0,50	1,40	1,40	1 .40	1.36	1,26	1,09	0,86	4-0.53	4-0,15	—0,52	—0,82	—2,07
16-655												241
Раздел Vll
Тройник вытяжной типа F6 + Fn=/:'c. а = 45°
Диаграмма
7-10
Таблица 7-7
?6 Fc	ка
0,10	0.05
0.20	0,14
0,33	0,14
0.50	0,30
2. Проход
*8 !
различных у;

Кп принимается по табл. 7-7;
г йЯ"	^.п
о | о.оз
0,05
<?б
«С
о.з
0.2
0,5	|	0,6
Значения ?с0
0.7 |	0.8 |	1,0
U,06	—1.12	—0,70	—0,20	+ 1.82	10,3	23,8	42,4	64,3	—	—	—	—
0,10	— 1,22	—1,00	—0,78	+0,06	3,00	7,64	13,9	22,0	31,9	—.	—	—
0,20	—1,50	—1,40	—1,25	—0,85	+0,12	+ 1.42	3,00	4,86	7,05	9,50	12,4	—
0,33	—2,00	—1,82	—1,69	— 1.38	—0,66	—О.Ю	+0.70	1,48	2,24	3,10	3,95	5,76
0,50	—3,00	—2,80	—2,60	+2,24	—1,50	—0,85	—0.24	—0,30	0,79	1,26	1,60	2,18
Значения ?с п
0,06	0,00	0,05	+0,05	—0,05	—0,59	—1,65	—3,21	—5,13	—	—	—	—
0,10	0,06	0,10	0,12	+0,11	—0,15	—0,71	—1,55	—2,71	—3,73	—	—	—-
0,20	0,20	0,25	0,30	0,30	+0.26	+0,04	—0,33	—0,86	—1,52	—2,40	—3,42	—
0,33	0,37	0,42	0,45	0,48	0,50	0,40	+0.20	—0,12	—0,50	—1,01	—1,60	—3,10
0,50	1,30	1,30	1,30	1.27	1,20	1,10	0,90	+0.61	+0,22	—0,20	—0,68	-1.52
242
Раздел VII
Тройник вытяжной типа F6 Fn = Fc. а = 60°
Диаграмма
7-11
Таблица 7-8
		*п
0—0,2^	0	0
0,33; ;	0,	0,10
о.ьо	0,10	0.25
Cftf' Cc/f		Л		ZJ /	о. и						"Т~ 020									
																				
		- ^ао		*/	,90					jo,во										
																			0,3	7
																			0,67	
																				
																				
																				
																				
																				
																				
																				
																			0,50	
																				
																				
																				
																				
																				
																				
ft-							—-												. S‘/a'	
	Л				3			0.5		0£^_		0.7			Г-	^0,9			°	
																			о,5	
				А?			X				х				X			Сео 				
							0.W					'0.20				033				
1. Боковое ответвление
Кб принимается по табл. 7-8;
ДЯб Сс.в --	9 ---- / П К \ 3
7®б	1 2g		3
2. Проход
2g
определяется по кривым n = f
для различных -р-;
Кп принимается по табл. 7-8;
	Об IQc									
	0	0.03	0.05 |	0,1	0.2	0.3	|	0.4	O.S	0.6	0.7	0.8	1.0
Значения Сс б
0,06	—1,12	—0,72	—0,20	4-2.00	10,6	24,5	43,5	68,0	__	 ,			
0.10	— 1,22	—1,00	—0,68	4-0,10	3,18	8,01	14,6	23,0	33,1	——	—	—
0.20	—1,50	— 1,25	—1,19	—0,83	4-0,20	4-1,52	3,30	5,40	7,80	10,5	13,7	—
0,33	—2,00	—1,81	—1,69	— 1,37	—0,67	4-0,09	4-0,91	1,80	2,73	3,70	4,70	6,60
0,50	—3,00	—2,80	—2,60	—2,13	—1,38	—0,68	—0,02	4-0,60	1.18	1,72	2,22	3,10
Значения Сс п
0,06	0,00	0,05	0,05	—0,03	—0,32	—1,10	—2,03	—3,42				 .	—
0,10	0,01	0,06	0,09	4-0,10	—0,03	—0,38	—0,96	— 1,75	—2,75	—	——	—
0,20	0,06	0,10	0,14	0,19	4-0,20	4-0,09	—0,14	—0,50	—0,95	— 1,50	—2,20	—
0,33	0,33	0,39	0,41	0,45	0,49	0,45	4-0,34	4-0,16	—0,10	—0,47	—0,85	—1,90
0,50	1,25	1,25	1,25	1,23	1.17	1,07	0,90	0,75	4-0,48	4-0,22	—0.05	—0,78
16'
243
Раздел VII
Диаграмма
7-12
Тройник вытяжной типа Гб + /"п = Fc. а = 90° I
1. Боковое ответвление
Таблица 7-9
С.
д//б
Xg
определяется по
X {для различны* -=-• fc
Кб принимается
АЯ6
7^6
2g
«<
СбЛЛ’ «с ъ]
кривым
по
табл. 7-9;
^с.б
’с.п
2. Проход
Tf^c
2g
определяется по
кривым
ДЛЯ
г6 различных -р-,
^п_ = ?П Y^n
’с.п

— 2
2
	<?б/<?с											
	0	0.03 |	0.05	0.1	0.2	0.3	°-4	0,5	|	0.6	0.7	0.8	1.0
Значения $сб
0,06	-1.12	—0,75	—0,20	4-2,06	Н.2	25,0	46,2	72,5			—	—	—
0,10	—1.22	— 1,00	—0,75	+0,20	3,58	8,91	16,2	25,5	36,7	—	—	—
0,20	—1,40	—1,25	—1,10	—0,68	+0,50	2,13	4,20	6,70	9,70	13,1	17,0	—
0,33	—1,80	— 1,78	—1,50	— 1,20	—0,45	+0,56	1,59	2,70	4,05	5,42	6,98	10,4
0,50	—2.75	—2,55	—2,35	—1.96	— 1,15	—0,35	+0.42	1.25	2,05	2,80	3.65	5,25
Значения Сс п
0,06	0,02	0,05	0,08	0,08											—	—
0,10	0,04	0,08	0,10	0,20	—	—	—•	—	—	—	—	—
0,20	0,08	0,12	0.18	0,25	0,34	0,32	—	—	—	—	—	— 1
0,33	0,45	0,50	0,52	0,59	0,66	0,64	0,62	0,58	—	—	>	— 1
0,50	1,00	1,04	1,06	1,16	1,25	1,28	1,22	1,10	0,88	0,70	—	—
244
Раздел VII
Тройник'вытяжной улучшенной формы типа	4-Fn > Гс;	=	“ = 45°
Диаграмма
7-13
М 3 6' = 8°
^с.б —
=f

№ I т/- = 0,1 и(,
№2	= 0,2
ив
1. Боковое ответвление
гдн6
2 определяется no кривым
1Лс
2
6
для различных -тт- на графике а; г с
дяб
^с.б
2 

twe
2g
2? \Qc F6
2. Проход
определяется по кривым
гб
для различных тг- на графике б\ * г»
•с.п
v^'t, f ,3iY'
V V <2c /
Значения £е б
№	i ( _L = од | \ °6 /			2 ( Jj_ = 0.2 ) \°6 J	3 (»'=8*)	
Сб/Qc	Wc					
	0.122	0.34 1	1.0	1,0	0.122| 0.34	
0,1	0,00	-0,47	—0,62	—0,62	—0,04	-0,58
ЩЗ	4,30	4-0,30	-0,17	—0,17	4-1.80	0,00
0,6	19,5	2,10	4-0.22	4-0,22	0.50	0,90
l.o	53,7	5,40	0.38	0,38	22,5	2,10
^с.б ~
^с.п
Значения Scn
№	i 1 -IL =o.i\ \ D6	I			2 (IL =0,2^i \D6	J	3 (l'=8“)	
QilQc						
	0.122	0.34	1.0	1.0	0,122	0.34
0.1	4-0,10	0,10	0,11	0,14	0,10	0,10
0,3	—0,50	0,00	0,19	0,18	0,36	0,09
0,6	—3,20	—0,66	4-0.06	0,03	2,20	0,40
1.0	—9.70	—2,90	—0,58	-0,61	—7,10	— 1,95
245
Раздел VII
Тройник вытяжной улучшенной формы типа F6 + Fn>^c-. ^ = Гс.а=60“
Диаграмма
7-14
П № 1. 7т-=» 0,1 иб t
Г, № 2. 77-= 0,2 иб
№ 3. в' = 8°
i
U/nfn	Wcfc
Значения Себ
№				/ rl	\ 2\оГ-0,2)	3 (»'=«•)	
Qq/Qc						
	0,122 •	0.34	1.0	1.0	0.122	0.34
0.1	0,00	—0,43	-0,60	—0,60	—0,50	-0,56
0,3	5,50	+0.42	—0,14	—0,16	+ 1.40	0,00
0,6	21,9	2,30	+0,30	+о, 26	7,50	0,87
1.0	60,0	6,18	0,53	0,50	21.1	2,00
I. Боковое ответвление , д"б ’с.б~ определяется по кривым Сс б = ~2g~
=*f для различных -тг- на графике а;
J	Гс
г *Нб
2g ^Qc F6 /
2. Проход д"п
•с.п = —2~ определяется по кривым <с„ = ~2g~
= f ( q~I для различных jr— на графике б;
г ДЯ° С gc-"
’ Л V 
-27 (J-Q?)
Значения Ссп
№			j	2 й -	3 (&' =8°)	
Qe/Qc	Wc					
	0.122	0,34	1.0	1.0	0.U2	0.34
0.1	+0,10	0,15	0,13	0,13	0,15	0,15
о.з	—0,10	+0.19	0,23	0.23	0,00	0,25
0.6	— 1 .45	—0,25	+0,14	+0,13	-0,78	0,00
1.0	—6,14	—1,65	—0,30	—0,35	—3,10	—0,75
246
Раздел VII
Тройник вытяжной улучшенной формы типа F6 + Fa> Fc; Fa = Fc. a = 90°
Диаграмма
7-15
Значения $с б
№	,(4-w)			2 - °-2)	3 (J'=8*)	
<?б/<?с						
	0,122	0.34	1.0	1.0	0.122	0.34
0,1	—0,50	-0,36	-0,60	—0,64	—0,50	—0,43
0,3	+4,60	+0,54	-0,10	-0,15	+3.24	+0,49
0,6	23,6	2,62	+0,43	+0.31	19,2	2,20
1.0	—	7.11	0,87	0,71	62.0	5.38
I. Боковое ответвление
л =—s'	определяется по кривым
2g
fQo \	F6
q— для различных -р— на графике а;
\^с /	”с
, Д#б	Сс.б
Ся~Н"/0б_{с_у •
2g	Fб )
2. Проход
Д"п
"•i-.n ~ —2~ определяется по кривым
2g ' ^б \ q- I для
гб
различных -р— на графике б;
Значения Сс п
№		2	
<?б/<?с	Wc		
	1.0	1.0	
0,1	0,12		0,08
0,3	0,29		0,21
0,6	0,36		0,25
1.0	0.35		0,17
24 7
Раздел VII
Тройник вытяжной стандартный из ковкого чугуна на резьбе типа ^б + ^п>^с; Fn = fc. « = 90°
Диаграмма 7-16
1. Боковое ответвление
сб
/<?6\ определяется по кривым Ссб=Н-—
гб
при различных у-; * п
Д"б Сс.б
2g \QC F6j
2. Проход
Сп ^^2
“2g
определяется по
				Qo/Qc					
	0.1 |	0.2 |	0.3 |	0.1	0.5 | 0.0	0.7	о.а	0.9 |	1.0
Значения Сс б
0.09 0,19 0,27 0.35 0,44 0,55
1.0
+2.97
+0.53
0.00
-0.09
—0.27
-o.ts
-0.10
9.90	19,7	32.4	48.8	66.5	86.9	ПО	138
2.14	4.23	7.30	11.4	15.6	20.3	25.8	31.8
1.11	2.18	3.76	5,90	8.38	11.3	14,6	'8,4
+0.59	1.31	2.24	3,52	5.20	7,28	9,23	12.2
+0.26	0.84	1,59	2,66	4.00	5.73	7.40	9.12
0.00	0.53	1,15	1.69	2.92	4.00	5.36	6.60
-0.24	+0.10	0.50	0.83	1.13	1.47	1,86	2.30
Значения Сс„
При всех	0.70	0,64	0.60	0.65	0.75	0.85	0.92	0.96	0.99	1.00
248
Тройник вытяжной круглого сечения с плавным боковым отводом /*о	\ 1 д^=2 1 типа Fq + Fn = Fc', 0=12—15°. Боковое ответвление	Раздел VII Диаграмма 7-17
^6
?C 6 ~ Т^с
2g
У
определяется по кривым £с б = /< q— I при различных
{б.	\ с /
Fe'	АНб	Сд
?б	7И1д	7 Об	с	Y
2g	f6	J
Wc	QdQc										
	0.1	|	0,15	0,2	0.3	0.4	0.5	0.6	0.7	0.8	0.9	1.0
	Значения Сс.д										
0.1	1,20	+2,90												
0,2	—	—0,36	+0,60	2,40	—.	—	——	—	—	—	—
0,3		—	—0,48	+0,50	1,40	2,22	—	—	—	—	—
0,4	—		—	—0,24	+0,44	1,09	1,68	—	—	—	—
0,5	—	—	—	—	—0,10	+0,40	0,92	1 ,40	—	—	
0.6	—	—	—	—	—0,44	+0,02	0,40	0,70	=	—	
0,7	—	—	—	——	—.	-0,37	+0,06	0,40	0,56	—	—
0,8	—	—-	—	—	—	—	—0,28	+0,12	0,40	0,52	—
0,9	—		—	—			—0,60	—0,20	+0,16	0,39	—
249
Тройник вытяжной круглого сечения с плавным боковым отводом (-+ = 2) типа + Fn = F& а =12— 15°. Проход 'дб /	Раздел VII
	Диаграмма 7-18
определяется по кривым С
д"„
1®с
2g
^с.п
при различных
	Qq/Qc										
	0.14	0.15	0.2	0.25	0.3	0.4	0.5	0.6	0.7	0.8	0.9
	Значения Сс п										
0,1				—							0,16	0,10	0,06	+0,02	—0,04
0.2	—	——	—	—	—	—	0,16	0,10	0,06	0,00	—
о.з	—		—	—	—	0,26	0,16	+0,06	—0,02	—	
„0,4	—	—	—	—	—	0,30	0,16	0,00	—0,24		
0,5	—	•—	—	—	0.40	0,30	0,00	—0,44				
0.6	—	—	—	—	0.60	+0,03	—0,94	—	——	-	—
0.7	—	—	—	0,90	+0,37	— 1,48	—	—				—	
0.8	—	—•	1,60	0,00	_					-			-	
0,9	+0,60	—1,20	—	—	—	—	г—	—	—	—	г—
250
Раздел VII
Диаграмма
7-19
Тройник вытяжной типа Г б 4- Fn^=Fc прямоугольного сечения, плавный (r/b6 = 1,0). а = 90°. Боковое ответвление
Sc-e ~ 2g / <2б\ определяется по кривым ?с.б=И Q~ I для
F6 различных и -р—; гп гс -	Сс-°
с=\^~ /О/Л •
2g \QC Fa)
Значения ?с б
F61Fn		FalFc	Qa/Qc										
			0	.1	0.1	0.2	0.3	0.4	0,5	0.6	0.7	0,8	0.9	‘o
0,25	1,00	0,25	—1,00	—0,50	0,00	0,50	1,20	2,20	3,70	5,80	8,40	11.4	14,0
0,33	0,75	0,25	—2,00	— 1,20	—0,40	4-0,40	1,60	3,00	4,80	6,80	8,90	11,0	13,0
0,50	1,00	0,50 1	—1,00	—0,50	—0,20	0,00	0,25	0,45	0,70	1,00	1,50	2,00	2,70
0,67	0,75	0,50	— 1,70	—1,00	—0,60	—0,20	4-0,10	0,30	0,60	1 ,00	1.45	2,00	2,60
1,00	0,50	0,50	—3,00	—2,15	— 1,45	—0,95	-0,50	0,00	0,40	0,80	1,30	1,90	2,80
1,00 •	1,00	1,00 .	— 1,00	—0,60	—0,30	—0,10	4-0,04	- 0,13	0,21	0,29	0,36	0,42	0,50
1,33	0,75	1,00	— 1,80	— 1,20	-0,80	—0,40	—0,20	0,00	0,16	0,24	0,32	0,38	0,40
2,00	0,50	1,00	—3,00	—2,10	—1,40	—0,90	-0,50	—0,20	0.00	0,20	0,25	0,30	0,40
251
Раздел VII
Диаграмма
7-20
Тройник вытяжной типа	-Ас прямо5'гольного сечения;
плавный (г/&б = 1,0). а = 90°. Проход
с сп
2g
определяется по кривым ?с (|
различных
Значения п
ft	fn /’с	ft fc	<?б/<2с										
			0	0.1	0.2	0.3	0.4	0,5	0.6	0.7	0.8	0.9	1.0
0,33	0,75	0,25	0,00	0,30	0,30	4-0,20	—0,10	—0,45	—0,92	—1,45	—2,00	—2,60	—3,30
0,50	1,00	0,50	0,00	0,17	0,16	0,10	0,00	—0,08	—0,18	—0,27	—0,37	—0,46	-0,55
0,67	0,75	0,50	0,00	0,27	0,35	0,32	0,25	+0,12	—0,03	—0,23	—0,42	—0,58	—0,70
1,00	0,50	0,50	1,10	1,15	1,10	0,90	0,65	0,35	0,00	—0,40	—0,80	—1,30	— 1,80
1,00	1,00	1,00	0,00	0,1В	0,24	0,27	0,26	0,23	0,18	0,10	0,00	—0,12	-0,25
1,33	0,75	1,00	0,05	0,75	0,36	0,38	0,35	0,27	0,18	+0,05	-0,08	—0,22	—0,36
2,00	0,50	1.00	0,50	0,80	0,87	0,80	0,68	0,55	0,40	0,25	+0.08	—0,10	—0,30
252
Тройник приточный типа fб + Fn>Fc; Fa = Fe. »=0— 90°. Боковое ответвление
Раздел VII
Диаграмма 7-2!
Лб — высота сечения бокового ответвления;
Лс — высота сечения сборного рукава.
Ыб 5е.б
6 н :
•2g	\ ®с/
Ze
“'с'” <?с F6~
лб 
1. О < a < 60° и я = 90° при < 2/3:
д"б	( ®б\21
-=^=л'[0,34+Мг<л’
2g
где Че.б определяется различных а°;
по кривым С',б = Я —} при
»б
А'— 1,0 при — <0,8.
.4' ~0,9 при—>0,8;
С
Значения Сс.б
	а®				50°	
п>б/ас	15	30	45	60	Аб/Лс==2/3 |Лб/Лс=1.0	
0	1,0	1.0	1.0	1,0	1.0	1,0
и, 1	0,92	0,94	0,97	1,0	1.01	1,0
0,2	0,65	0,70	0,75	0,84	3,04	1.01
0,4	0,38	0,46	0,60	0,76	1,16	1,05
0,6	0,20	0,31	0,50	0,65	1,35	1.15
0*8	0,09	0,25	0,51	0,80	1,64	1,32
1,0	0,07	0,27	0,58	1,00	2,00	1,45
1'2	0,12	0,36	0,74	1,23	2,44	1,60
1.4	0,24	0,70	0,98	1,54	2,96	1.77
1,6	0,46	0,80	1,30	1 .98	3,54	1,95
2,0	1,Ю	1,52	2,16	3,00	4,60	2,45
2^6	2,75	3,23	4,10	5,15	7,76	—
3’0	7,20	7,40	7,80	,8.10	9,00	•
4,0	14,1	14,2	14,8	15,0	16,0	—
5,0	23,2	23,5	23,8	24,0	25,0	—
6,0	34,2	34,5	35,0	35,0	36,0	—
8,0	62,0	62,7	63,0	63,0	64,0	
10	98,0	98,3	98,6	99,0	100	—
253
Раздел Vli
Диаграмма
7-22
Тройник приточный типа F6 + F„ = Fc. а —0 — 90°. Боковое ответвление
где К'б принимается по табл. 7-10.
Таблица 7-10
а°	15	30	45	60	90
«6	0,04	0,16	0,36	0,64	1,00
Ссб в целом определяется по кривым <;c6 = f при различных а°.
Значения ?с б
об/«с
а	0.1	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	0,81	0,65	0,51	0,38	0,28	0,19	0,06	0,03	0,06	0,13	0,35	0,63'	0,98
30	0,84	0,69	0,56	0,44	0,34	0,26	0,16	0,11	0,13	0,23	0,37	0,60	0,89
45	0,87	0,74	0.63	0,54	0,45	0,38	0,28	0,23	0,22	0,28	0,38	0,53	0,73
60	0,90	0.82	0,79	0,66	0,59	0,53	0,43	0,36	0,32	0,31	0,33	0,37	0,44
90	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00
254
Раздел VII
Диаграмма
7-23
Тройники приточные типа /•'g-f-fn и/,б4-/,пь=/с; а=0—90°. Проход
№ I- При ~ <1,0:
ДЯ
—2~ определяется по кривым 2g
_ Мп __ <с.п .
-fW* /»п\2>
2g \^с)
wc V/
Значения £с п
а	№ 1	№ 2					
	15 — 90“	15 — 60“ |		90“			
®п/»С	Wc						
	0 — 1.0	0 — 1,0	0 — 0.4	0.5	0.6	0.7	> 0.8
0	0,40	1,00	1,00	1 ;оо	1,00	1,00	1.80
0,1	0,32	0,81	0,61	0,81	0,81	0,81	0,81
0.2	0,26	0,64	0,64	0,64	0,64	0.64	0,64
0,3	0.20	0,50	0,50	0,52	0,52	0.50	0,50
0,4	0,15	0,36	0,36	0,40	0,38	0.37	0,36
0,5	О.Ю	0,25	0,25	0,30	0,28	0,26	0,25
0.6	0,06	0,16	0,16	0,23	0,20	0,18	0,16
0,8	0,02	0,04	0,04	0,16	0,12	0,07	0,04
1.0	0,00	0,00	0,00	0,20	0,10	0,05	0,00
1.2		0,07	0,07	0,36	0,21	0,14	0,07
1.4	__	0,39	0.39	0,78	0,59	0,49	—
1,6			0,90	0,90	1,36	1.15	—	•—
1,8			1,78	1,78	2,43	—	—	—
2.0	—	3,20	3.20	4,00		—	—
255
Раздел VII
Тройник приточный типа Гб-|-Fn > fc: Fu — Fc улучшенной формы
Диаграмма 7-24
1. з --45е
Значения Сс.о
№	1				2 (щ=,и)	-3 (S' - S')	
							
	0,122	0,34	1.0		1.0	0.122	0.34
0,1 0,3 0,6 1.0	0,40 1,90 9,60 30.6	0,62 0,35 0,90 3,35	0,77 0,56 0,32 0,32		0,77 0,56 0,32 0,32	0,40 0,90 5,40 17.4	0,62 0,35 0,60 2,00
£с.6 -
2g
определяется по кривым чс б
Сс.б
'б“	“/^Y'
2g \QcFeJ
О 0.2	0.4	0.6	0.8 Ю
256
Раздел VII
Диаграмма
7-24
Тройник приточный типа Гб + Fn > Fc; Fn — Fc улучшенной формы (продолжение )
I. Боковое ответвление
2. а - 60*
3. а = 90°
Значения SL. й
м	1				( Г9	\	3 (»	= 8°J
Ш							
	0.122		0.31	1.0	1.0	0.122	0.31
0,1 0.3 0,6 1.0	0,90 2.70 12,0 36,7		0,77 0,60 1,10 3,16	0,84 0,67 0,53 0,62	0,84 0,67 0.53 0.62	0,70 1,30 5,40 16,6	0,67 0,44 0.68 1,85
Значения ?с 6
№	O' 1 boll о >					3	=8")	
QolQc	W:					
	0.122	0.31	I.O	I.O	0.I22	0.34
0,1	1,20	l,l5	0,85	0,85	0,90	l .10
0,3	4,00	1.42	0,77	0,74	3,40	1,30
0,6	17,8	2,65	0,78	0,69	17,3	2,17
1 ,0	—	6,30	1,00	0.9I	—	5,20
17-655
257
Тройник приточный типа Гб+	Fj Fn = Fc стандартный из ковкого чугуна на резьбе, я = 90°	Раздел VII
	Диаграмма 7-25
1. Боковое ответвление
’сб
определяется по кривым Cc.6=f^^J при различ-
Fб ных р-;  ' п
«с.б
6	/Уб^е\2’
\QcF6)
2. Проход
, _ АЯ"
СЛ ^2
определяется по кривой Сс п — Н q \ при всех jt-;
	Qo/Qc <Qn/<?c>	
	0.1 I 0.2 | 0.3 | 0.4 I 0.5 I 0.6 | 0.7 | 0.8 | 0.9	1.0
Значения ?с б
0,09	2,80	4,50	,6.00	7,88	9,40	И,1	13,0	15,8	20,0	24.7
0,19	1 .41	2.00	2,50	3,20	3,97	4,95	6,ь0	8,45	10,8	13,3
0,27	1,37	1,81	2,30	2,83	3,40	4,07	4,80	6,00	7,18	8,90
0,35	1,10	1 ,54	|1 ,90	2,35	2,73	3,22	3,80	4,32	5,28	6,53
0,44	1,22	1,45	b .67	1,89	2,11	2.Зв	2,58	3,04	3,84	4.75
0,55	1,09	1 ,20	1,40	1,59	>1,65	1,77	1 ,94	2,20	2,68	3,30
1,00	0,90	1,00	1,13	1,20	1,40	1,50	1 ,60	1,80	2,06	2.30
Значения ?с-п
При всех FfilFc	0.70	0,64	0,60	0.Б7	0,55	0.51	0,49	0.55	0,62	0.7П
258
Раздел VII
Диаграмма
7-26
Тройник приточный типа F6-]-Fn Fc прямоугольного сечения плавный (г/Ь6	1,0). а = 90°
Боковое ответвление
-c,e Ytej?
2g
определяется по кривым б=
fo Г6
Р И р I
*п гс
для различных
Значения ?с б
ДЯб
2 —
2g
^с.б
F6 f«	F п /е	F6			
			« 1	0.1	|	О.2
0,25	1 .00	0,25	0,80	0,55	0,50
0,33	0,75	0,25	0,50	0,35	0,35
0.50	1,00	0,50	0,80	0,62	0,48
0,67	0,75	0,50	0,70	0,э2	0,40
1,00	О.аО	0,50	0,55	0,44	0,38
1,00	1 ,00	1,00	0,78	0,67	0,5э
1,33	0,75	1,00	0,78	0,70	0,60
2,00	0,50	1,00	0,65	0,60	0,52
QcIQc
0.3	0.4	0.5	I 0.0	О.7
0,60	0,85	1,20	1,80	3,10
0.50	0,80	1,30	2,00	2,80
0.40	0,40	0,48	0,60	0.78
0,32	0,30	0,34	0,44	0,62
0.38	0,41	0,52	0,68	0,92
0,46	0,37	0,32	0,29	0,29
0,51	0,42	0,34	0,28	0,26
0,43	0,33	0,24	0,17	0.15
0.8	0,9	| 1.0
4,35 3,75 1,06 0,92 1.21 0,30
0.26 0,17
6,00 5,00 1,50
1,38
1,57 0,37 0,29 0,21
6,70 6,50
2, 2.
2, 0, 0,37
0,25
S8S8
17'
259
Значения ?с ц
ffl	Г.	f6	QtJQc										
	fC	fc	°	0.1	|	0.2	0.3	0.4	|	0.5	0.6	0.7	|	0.8	0.9	1.0
0,25	1,00	0,25	+0.04	—0,01	-0,03	—0,01	+0,05	0,13	0,21	0,29	0,38	0,46	0,54
0,33	0,75	0,25	0.20	+0,08	0.00	-0,02	—0,01	0,02	0,08	0,16	0,24	0,34	0,45
0,50	1.00	0,50	+0.05	0,03	-0,06	-0,0o	0.00	+0.06	0.12	0.19	0,27	0,35	0,43
0,67	0,75	0,50	0,20	+0.04	—0.02	—0,04	-0.03	—0,01	+0.04	0.12	0,23	0,37	0,50
1,00	0,50	0,50	1,00	+0,72	+0,48	+0,28	+0.13	+0.05	0,04	0,09	0,18	0,30	0,50
1,00	1,00	1,00	+0,05	-0,02	—0,04	-0,04	-0.01	+0,06	0,13	0,22	0,30	0,38	0,45
1,33	0,75	1,00	0,20	+0.10	+o.oi	-0.03	-0.03	-0,01	+0,03	0,10	0,20	0,30	0.42
2,00	0,50	1,00	0,95	0.62	0,38	+0.23	+0.13	+0.08	0,05	0.06	0,10	0,20	0.40
260
	
Тройники вытяжные несимметричные типа f6H-/ /R	\ отводами на проходах ^^=2,0	Fc; /’n = Fc с плавными . a = 90°	Раздел VII Диаграмма 7-28
№ 1. Кромка бокового ответвления слегка закруг- 1. Боковое ответвление
определяется по кривой ?с.б=/( q" , _ ________________________
в fS^\2
2g \QcJ
2. Проход
'c.n 7Ш2
~2g
t(<K определяется по кривой ;с „ = 11 q*
'•c.n
~e V-«.)
Qa/Qc 0  0.1	0.2	0,3	0.4	0.5	0.6	0,7	0.8	0.9	1.0
№ 1
**с.б	—0.80	-0.59	—0.35	-0.15	+0.02	0.18	0.31	0.40	0,54	0.70	0.90
'С.П	0.11	0.15	0.19	0.22	0.24	0.24	0.23	0.21	0.20	0.19	0.17
№ 2
^с.б	-0,60	-0.40	—0.27	-0.14	-0.02	+0.05	0,12	0.15	0.20	0,24	0.27
^с.п	0.28	0.30	0,29	0,28	0.25	0.20	0.15	0.10	+0.05	-0,02	—0,08
2b 1
Раздел VII
Диаграмма
7-29
Тройник симметричный (равносторонний), а = 90°

Слияние
Разделение
Значения ?сЛ
FI6	<?б /<3с									
/•с	0	I 0.10	0.20	0.30	0,40 | 0.50,	0.60	0,70	0.80	0,90	
а) Без перегородки
0,25 0,50	17,0 5,00	12,7 3,92	9,30 3,08	6,92 2.48	5,48 2,12	5,00 2,00	5,48 2.12	6,92 2,48	9,32 3,08	12,7 3,92	17,0 5,00
0.75	2,77	2,30	1,92	1 .66	1.50	1,45	1,50	1,66	1,92	2,30	2,77
1,0	2,00	1,73	1,52	1,37	1,28	1.25 «	1,28	1 ,37	1,52	1.73	2,00
				б) С п е р е г		о р о д к о й					
1.0 |	—3,251	—2,40	—1,51	-0,80	°	+0,75	1,45	|2.15	2,85	3,50	4,15
1) Слияние потоков (противоток)
а)	без перегородки
,	д#>г. /Fc у ,
?lc.e = g	+
2g
Для другого бокового ответвления вместо индекса I принимается индекс 2.
б)	с перегородкой
С|С б определяется по пунктирной кривой £1С б =f
2) Разделение потока (прямоток)
где As 1,5—для стандартных тройников ка резьбе из нового чугуна;
As 0.3 —для сварных тройников.
г
СЛ 7W2
2g
262
Тройники симметричные плавные („ласточкин хвост"), а _ 90’
р
№ 1. Круглое сечение; Д=2,0
Раздел VII
Диаграмма 7-30
№ 1. Круглое сечение
ДЯ,б
г. , — —!— определяется: lc-6
а)	при слиянии — по кривой
С
’lc.6~/l Q. )»
б)	при разделении — по табл. 7-11.
ЛЯ1б ?|С.б
416 =/QkL д у:
2g у Qc I'c, J
-----Слияние
-----Разделение
Qi6 /«с
Лс.б
—0,13
№ 2. Прямоугольное сечение
ДН1б
определяется по^табл. 7-12.
|С.б= уа;( г
• Для другого бокового ответвления вместо индекса 1 принимается индекс 2.	.
Для прямоугольного сечения при слиянии и разделении— по табл. 7-12.
о,:о
0,20
0.30
0.40
0,50
0,63
0,70
0,90
-0,10
Ьс.0
0,1-----
-о.г'-
4-0,03 0,30 0,03
0,03
0,05’ 0,08
0,8
Таблица 7-11
0|б
<?с
-0,5
Я. Ос С16	0,50 1,10	0,75 0,60	1,0 0,40	1.5 0,25	2,0 0,20
Таблица 7-12
<?1б АС
—— — 0.5
<?с
Лб	0,50.	1.0
Слияние С|р б	0,23	0,07
Разделение		
	0,30	0,25

263
Диаграмма
7-31
Раздел Vll
Крестовина типа F(6 = F26=F6; Fn— Fc. a = 15°
1) Слияние потоков (вытяжная крестовина)
а) Боковое ответвление
Для другого бокового ответвления индексы 1 и 2 меня-
ются местами.
б) Проход
определяется по кривым
'с '
^2б\
Qie/
при различных
2) Разделение потока (приточная крестовина)
?1с.б и ?с.п определяются ориентировочно как для приточных тройников по диаграммам 7-21 и 7-23 (кривая /).
264
a=15°
Раздел VII
Диаграмма
7-31
Крестовина типа Fl6 =/'26=/-6; F„=^ Fc. (продолжение)
<?2б
<?1б
______________________9|б/9с«?п/9с)_________________________ о | 0.1 | 0.2 | 0.3 I 0.4 | 0.5 | 0.6 | 0.7 | 0.8 | 0.9 | 1.0
= 0,2
Значения Сс б
0.5	—1.0	-0,37	+0.46	1.48	2.69 1 4.07	5.62				
1.0	— 1.0	—0,29	+0.43 1 + 1.23	1,80	2.81		——	—	
2.0	-1.0	—0.32	-0.31 1—1.13			—	—	
Значения Сс
0.5 н 2,0 1.0
-2,93
—2.93
—2.04 —1.44 —1.08
—2,13 —1.44 —0,89
+0,03 0.16
+0.08 0.17
0.14 0
0.14 О
Значения ?сб
0.5
1.0
2.0
-0.05 +0.06 -0.10
+0.34 0.65
-1-0.31 0.35
—О.65	—
0.90
0.14
Значения ?сп
0.5 и 2.0 —1.70 —1.19 -0,76 —0.40 -0.12 +0.08 0.21 0.27 0.25 0.16
—1.42 -0.96 —0.58 —0.26 —0.02 +0.15 0.26 0.29 0.26 0.16
О О
1.0
=- = 0,6
Значения Ссб
+0.21 +0.40 -0.18
0.55
0.09
0,5 1.0 2.0
-0.11 +0.05 +0.08
Значения Сс п
0.5 и 2.0
1.0
-0.81
-0.61
—0.47
—0.31
—0.19 +0.04
-0.05 +0.13
0,20 0.27
0.30	0.36	0.35	0.29	0.17	О
0.35	0.39	0.37	0,29	0.17	О
_____________________I______________
Значения Сс 6
0.5	-1.0	-0.51 -0.38	-0.12	+0.20	0.39	0.49	0.37							
1,0	—1.0		+0.09	0.36	0.44	0.28	—	>—	—	——	
2.0	-1.0	-0.18	+0.27	0.19	—	—	—	—	—	—	—
Значения ?с п
0.5 п 2.01—0.35 -0.11 4-0.10	0.26 0.35	0.42	0.43 0.38 0,31 0.18 | О
1.0	—0,21 1+0.02 1 0,19 | 0.33 I 0.41 | 0.45	0.45 3.41 0.31 0. 18 К
265
Раздел VII
Крестовина типа F|6, = F26 =F& Fn= Fc. a = 30°
Диаграмма
7-32
1) Слияние потоков (вытяжная крестовина) а) Боковое ответвлен и'е
/Qie <Э2б\
определяется по кривым ч|сб = / q—, q~ I при различ-
^16 ных .
Для другого бокового ответвления индексы 1 и 2 меняются местами.
б) Проход
, /	^26 \
определяется по кривым Сс n=f д—, 5— при различ-\ Чс Vie )
‘ 16
НЫХ —7Г-
2) Разделение потока (приточная крестовина)
чсб и г;с п определяются ориентировочно как дл приточных тройников по диаграммам 7-21 и Mi (кривая 1).
266
I
Раздел VII
Крестовина типа Fl6=F26=F6; Fn= Fc. a=30°
(продолжение)
Диаграмма
7-32
<726
<?1б
Qiq/Qc (Qn^c^
0.2 | 0.3 | 0.4 | 0.5 | 0.6 | 0.7 | 0.8 | 0.9 11.0
Значения Cc 6
0.5	—1.0	—0.35	+0.51	1.59	2,89	4.38	6.10								
1.0	—1.0	-0.27	+ 0.51	1.41	2,12	2. 91	—		—	——	—
2.0	-1.0	-0.27	-0.11	-0.72	—	—	—	—	—	—	—
Значения Ccn
0.5 и 2.0	-3.81	-2.51	-1,81	-1.20	—0,85	-0,44	—0.13	+0.08	0.18	0.14	0
1.0	—3.34	-2.53	—1.81	— 1.20	—0.71	-0.32	—0,05	4-0.12	0.18	0.14		0
Значения <c 6
0.5
1.0
2.0
-0,49 -0.03
—0,38 +0,10
—0.25 +0.01
+0,40 0.75
+0.40 0,51
—0.42	—
Значения tc n
о 0
Значения ?c 6
0.5
1.0
2.0
-0.51
-0.38
—0.10 + 0.08 + 0.15
14-0.25
0.45
0.08
0.50
0.42
0.65 0.68
0.25	—
Значения 5C„
0.5 и 2,0	—0.62	-0.32	—0,07	+ '.13	0.27	0.35	0.39	0.37	0,29	0.17	0
1.0	—0.45	-0.18	+0.04	0.2!	0.33	0.39	0.41	0.39	0.30	0.18	0
pS-..o
Значения Cc6
0.5
1.0
2,0
-0,51
-0.37
—0,17
0,5 0 2.0 -0,03 +0,21
1.0	1+0.13 I 0.29
—0,1! +0.22 0,43	0,55
+0.10	0.40	0.51	0.38
+0.31	0.28	—	—
Значения ?cn
0,34 0,41
0.45
0,49
0,50	0.52
0,54	0.54
0,55 0.48
0.49 0,43 0.32 0,18
0.5! 0,44 10,32 0.18
0 0
267
Раздел VII
Крестовина типа Fl6 — F26 — Fc, Fn=-Fc. о —45'
Диаграмма
7-33
О Слияние потоков (вытяжная крестовина)
а) Боковое ответвление
2g
Л б
V
Для другого бокового ответвления индексы 1 и 2 меняются местами.
б) П р о х о д
определяется по кривым ►. п = f
Q7' oJ ,,ри
ра злич
г1б иых
2) Разделение потока (приточная крестовина)
\ б 11 и определяются ориентировочно как]для гройннков по диаграммам 7-21 и 7-23 (кркзая I).
268
Крестовина типа Л'1б = F2Q = Аб; = Лс-а = 45° (продолжение)	Раздел VII Диаграмма 7-33
<?2б
<?1б
Qie'Qc Wn/Qc)
О I 0.1 I 0.2 | 0.3 | 0.4 | 0.5 | 0.6 | 0.7 | 0.8 0.9 | 1.0
Значения sc 6
0.5	— 1.0	-0.36	+0.59	1.77	3,20	4.88	6.79					» —		
1.0	—1.0	—0.24	+0.63	1.70	2.64	3.73	—		——	—	—
2.0	—1.0	-0.19	+0.21	0.01	—	—	—	—	—	—	—
Значения £CI|
0,5 H 2.0
1.0
0.20 0.22 0.15
f16 fc
= 0.1
0 0
Значения 6
0.5
1.0
2.0
-0,02	0,58
+0.17 +0,55 +0.16 -0.06
0.92	1.31
0,72	0,78
16.3
Значения Sc „
0.5 и 2.0	-0.98	-0,61	-0,30	—0,05	+0.14	0,26	0.33	0.34	0.28	0.17	0
1.0	-0,77	-0.44	—0.16	+0.05	0.21	0.31	0.36	0,35	0.29	0.17	0
Значения Cc 6
0.5
1.0
2.0
-0.07 +0.3I 4-0,12 0.55 -1-0.26	0.16
0,60 0.60
0.82 0,92
0.52	—
Значения £c n
0.5 я 2.0 —0.32 +0.08 + 0.11 0.27 0.37	0,43
1,0	I—0.18 I—0.04 | 0.21 I 0.34 I 0.42 I 0.46
0.44
0.45
0.40
0.41
0.31 0.18
0.31 I 0.18
f16 fc
= 1.0
0 0
Значения Cc „
O.S 1.0 2.0
-0.51
-0.37
-0.15
—0.09 +0,13 +0.38
+0.25 0.46 0.42
0.50
0,61
0.65
0.54
Значения ?cn
,5 я 2,0	0.11	0.36	0.46	0,53	0,57	0.56	0.52	0.44	0.33	0.18	0
1.0	0.29	0.42	0,51	0.57	0,59	0.58	0.54	|0.45	0.33	0.18	0
269
Раздел VII
Крестовина типа F16=F2(J = f6; ,Fn=fc.a=60o
Диаграмма
7-34
I) Слияние потоков (вытяжная крестовина)
а) Бо'ково’е’ответ в ле в ие
Для другого бокового ответвления индексы 1 и 2 меняются местами.
б) Про х о'д
определяется по кривым Сс n = f I , —Л при различных
f-c '
2) Разделение потока (приточая крестовина)
?с б и £с п определяются ориентировочно как для приточных тройников по диаграммам 7-21 и 7-23 (кривая /).
270
Раздел VII
Крестовина типа FI6 = /’2б = F& Fn = Fc• a = 60°
(продолжение)
Диаграмма
7-34
<?2б	_____________________________Qifi/Qc __________________________________
*516	0 | 0.1 | 0.2 | 0,3 | 0.1 j 0.5 j' 0.6 | 0,7 | 0,8 j 0.9 | 1.0
Значения ?c6
0,5	—1.0	—О.ЗГ	+0.59	2.00	3.62	5,54	7.72								
1.0	—1.0	—0.20	+0.80	2.07	3.30	4.77	—			—_	—-
2,0	-1.0	-0.09	+0,62	0,97							
Значения ?cn
0,5 и 2.0
1.0
— 1.77 —1.02 —0.61 —0.30 —0,15 +0.06 0.20 0.26 0,26 0,16 — 1.50 —1.03 —0.64 —0.30 —0.05 +0.13 0.24 0.29 0.26 0'16
0
0
Значения ?c6
0,5
1.0
2.0
—0,06
+0,25
+0,27
+0.60 0,73 0.41
1,12 1,63 2.10
I..0 1.31	—
Значения ?c n
0.5 и 2,0	—0>40	-0.14	+0,07	0,24	0,35	0.41	0.42	0,39	0.30	0,18	0
1.0	-0.25	—0,02	+0,16	0.31	0.40	0.44	0.45	0.40	0.31	0.18		o_
Значения ьсб
0.5
1.0
2.0
—0.50 +0.04
—0,36 +0.18
—0.15 +0.40
0,38 0.67 0.47
0.74
0.82
1.03
0,87
1.23
Значения 5C „
0.5 и 2.0	о.оз	0.23	0,36	0.46	0,51	0.52	0.50	0.43	0.32	0.18	0
1.0	0.16	0.32	0.43	0.51	0.55	0,55	0.51	0.44	0.33	0.18	О
X1.0
Значения £c б
0.5
1.0
2,0
-0.50 —0,36 -0.13	-0.07 +0.16 +0.46	+0.30 0.53 0.61	0.58 0.74	0.79 0.75	0,88			—	—
Значения Cc „
0.5 и 2,0	0,44	0.54	0.60	0,65	0.65	0.62	0,56	0,47	0.34	0.18	0
1.0	0.0	0.59	0.64	0.67	0.67	0.63	0,57	0.47	0.34	0.18	0
271
Раздел VII
Крестовина типа А1б ~ F2Q = F& Fn = Fc. a = 90°
Диаграмма
7-35
1) Слияние потоков (вытяжная крестовина)
а) Б'о новое о т в е-т в л е я и е
/Qie-QjaX
определяется ио кривая ?|С б= f I ~п~, ~q~ ) при различных У '«с	«16/
£|_б
Для другого бокового ответвления индексы 1 и 2 меняются местами.
б) Проход
д/у" . №"Y /Ч.У ,+Qe 'c.n- 2- 1+iqJ I Q I f	Q \*
V V V ^0,75 + 0.25q-J
овределяется no
кривым ?СфП
F16 ных =—. гс
/@п_ Огб ~f\Qc  <2.6
при различ
Для 9п ^>0.
стандартных крестовин из ковкого чугуна при
.	IQa \
^=g=;c.n+2.5^-0.7).
2g
2)Разделение потока (приточная крестовина)
5С о и п определяются ориентировочно как для приточных тройников по диаграммам 7-21 и 7-23 (кривая /).
272
18—66
Раздел Vll
Крестовина типа Fl6= Е2б = F& Л>= Fe a=90°
Диаграмма
7-35
(продолжение)
<?2б
<?1б
Значения Ссб
+ 1.09 + 1.35 +1.77
2.72
3.12
Значения б
-0,85
-0.85
—0.85
+0.34
+ 0.60
1.02
1.77 2.36
2.05 2.71
Значения ?с б
—0,32
—0.18
+0.09
+0.20
+ 0.46
0,88
Значения ?сб
0.5	-0.85	-0,33	+ 0.13	0.61	1.02	1.38	1.68								
1.0	-0.85	-0.18	+ ".41	 •.91	1.30	1.54	——		—	—	—
2.0	—0.85	+0.08	0.83	1.26	—	—	—	—	—	—	—
Значения £сб
—0.85
-0.85
|—0,85
-0.34 +0.13
—0.19 +0.39
+0.07	0.81
0,56
0,88
1.21
0.93 1.25
1,21 1.40
3 начения
Сс.п “Ри
всех
^2б и всех х— 1<1б
| 1.20 | 1.19 | 1.17 | 1.12 I 1.05 I 0,96 I 0,85 | 0.72 | 0.56 | 0.39 |о.20
18-655
273
Раздел VII
Диаграмма
7-36
Тройник штанообразный типа FC = F16 +F26 = 2Лб
2) Нагнетание (приточный тройник) ДЯ1б
Ei<-r, = —5~ определяется ориентировочно как для бокового ответвления обыч-
2g
кого тройника типа Лс = F6 + Fn по диаграмме 7-21.
Значения ?)с б
а*	Q.n/Qc										
	• 0	0,10	0.20	0.30	0.41	0.50	0,60	0,70	0,80	0.90	1.0
15	— 2,56	— 1,89	— 1,30	— 0,77	—0,30	+0,10	0,41	0,67	0,85	0,97	1,04
3(1	-2,05	- 1,51	— 1,00	— 0,53	—0,10	+0,28	0,69	0,91	1,09	1,37	1,55
45	— 1,30	— 0,93	— 0,55	— 0,16	+0,20	0,56	0,92	1,26	1,61	1,95	2,30
274
Раздел VII
Диаграмма
7-37
Короб раздающий ( приточниый) с переходными участками
Направление потока 9раз9а ют, ем канале
I баковое ответвление
д//б	,	' ( wb \
—тг определяется по кривым ьм = [ --------- ,
De J
~5Г
где	средняя скорость в коробе перед I-м от-
ветвлением.
0,4	0.6*	0.8	1.0	2.0	3,0	4,0	6.0
	1. Боковое	ответвление
5»	4,30	1,60	0,88	0,60 0,24	0,20	0,19 0,18
	2. Верхнее или и	ижнее ответвление
^6	—	3,00	1,80	1,43 0,92	0,90	1,12	1,67
2. Верхнее или нижнее ответвление
Размеры к схемам (Л—высота сечения короба)
Схема	D	А'	в'	Л	в		1 R	Г
	0,6-0 ,М	—		-X-1.7D	D	1-1,3D				
б)		1,15—1,25/1	С,30—0.45Л	1—1,5Л	0,6-0,9Л	0,6—1,1Л	— —	—
в)	0.6—0, УЛ	—	—	•X.1.7D	D	—	0,2D	—	—
Г)	—	1,15-1,25/1	С,35—0,45Л	1,15—1,25/1	0,6—0,9h	—	—	0,6—0,9/i	0,3—0,4/1
										
										
										
										
										
										
										
						/				
										
°(Гч Цв /2	/6 20	24 28 22 28	^0 W Й
18*	275
Раздел VII
Диаграмма
7-38
Проход через боковое отверстие сборной (вытяжной) трубы постоянного сечения
Сс п=—J—коэффициент сопротивления проходного "twc участка между двумя отверстиями—опре-2g	I w6 1
деляется по кривой ?с п= И — ) при раз-
fl	— “ст
личных и различных Яст
Нст—статическое давление в сечении 1-1.
—л» где'
Значения ?сп
яст	«'б											
	0.6	0,8	I 1.0	1.2	1 *’4	1.6	1.8	2.0	2.5	3.0	1 410	5,0
5	0,98	0,96	0,91	0,84	а 0,74	/6= 1,0 0,56	0,38	0,16				
15	—_	—	0,98	0,96	0,92	0,88	0.82	0,74	0,52	0,28	—	——
30			—.	1,00	1,02	0,98	0,96	0,94	0,90	0,83	0,74	0,50	0,22
50	—	—	1,02	1,02	1,01	1,00	0,98	0,96	0,92	0,84	0,68	0,5)
5	1,15	0,10	1 .04	0,93	а/ 0,78	6 = 2,0 0,60	0,40	0,20				
15	—	—	1,20	1,16	1,02	1.02	0,94	0,86	0,65	0,44	—	—
30	—-	—	1,36	1,30	1,24	1,18	1,12	1,07	0,94	0,80	0,52	0,25
50	—		1,40	1,36	1,31	1,26	1.16	1,04	0,93	0,71	0,52	
5		1.21	1,10	0,98	а/ 0,83	6 = 3,0 0,64	0,45	0,20				
15				1,34	1,25	1,16	1,07	0,98	0,89	0,64	0,39	—	—
30	—			1,46	1,40	1,34	1.27	1,22	1.17	1,10	0,86	0,57	0,28
50	и*	—	1,52	1,46	1,41	1,36	1,31	1,25	1.12	1,00	0,75	0,55
276
Проход через боковое отверстие раздающей (приточной) трубы	Раздел VII
	Диаграмма 7-39
постоянного сечения	
с = — сп Г^с
коэффициент сопротивления про-
2g ходного участка между двумя отверстиями — опреде-I we \	а
ляется по кривой 5сп=/1_^—I при различных
и различных Н., =----5— ,Н„— полное давление в се-
ченнн 1-1
Значения п
нп	“б С"											
	0.6	| 0.8	1.0 |	1.2	1.4	1 1	.8	| 2.0	2.5	1 3.0	4,0	5.0
а/Ь — 1,0
5	0,14	0.07	0,04	0,02	0,(0				-								
15	—	0.37	0,25	0,20	0,17	0,14	0,12	0,10	0,(6	0,03	—		
30	0,59	0,52	0,46	0,42	0,37	0,34	0,31	0,28	0,22	0,18	0.11	0,05
50	—	—	0,57	0,52	0,48	0,45	0,42	0,39	0,33	0,29	0,21	0,16
					а/	6 = 2,	Э					
1	0,14	0,07	0.04	0,02	0,01	0,00									—		
15	—	0,35	0,25	0,20	0,16	0,14	0,12	0,10	0,07	0,05	0,02	
30	0,58	0,50	0.45	0,40	0,37	0,33	0.30	0,28	0,22	0,18	0,10	0,05
50	—	0,56	0,51	0,47	0,44	0,42	0,39	0,37	0,31	0,28	0,21	0,16
					а/	6 = 3,	3					
5	—0,09	—0,18											
15	—	+0,05	0,00	-0.03	—0,06	—0,09	—0,11	-0,13	-0,17			
30	—	0,20	0,15	0,11	0,08	0.0Е	0,03	0,0(	-0,05	—0,09	-0,15	-0,20
50	—	0,27	0,22	0.19	0,15	0,13	0,10	0,07	0,02	0,00	-0,05	—0,08
277
РАЗДЕЛ ВОСЬМОЙ
ДВИЖЕНИЕ ПОТОКА ЧЕРЕЗ ПРЕПЯТСТВИЯ, РАВНОМЕРНО РАСПРЕДЕЛЕННЫЕ ПО СЕЧЕНИЮ
(коэффициенты сопротивления решеток, сеток, слоев, пучков, насадок и пр.)
8-1. ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Ft, Ft— площадь живого сечения препятствия (решетки, сетки, пучка труб, слоя и др.) и сечения канала перед препятствием, м2-, Fp — площади фронта препятствия (решетки, сетки и др.), м2;
ft — площадь одного отверстия решетки,сетки, .ws;
_ F
[ = ~ — коэффициент живого сечения , препятствия;
По — периметр сечения, м;
D„ — диаметр сечения трубы (канала), м;
Dr — гидравлический диаметр трубы (канала), м;
d0 — диаметр сечения отверстия перфорированной решетки, м\
dr—гидравлический диаметр отверстия препятствия (решетки, сетки) или пор слоя сыпучего, кускового или другого материала, м;
dn, du — внутрэний и наружный диаметры труб пучка, колец и пр., м\ d3 — диаметр сферического зерна, м; d№ — толщина стержня, м;
а„ — ширина просвета стержневой или щелевой решетки, радиус отверстия тарелки, м\
I — глубина отверстий решетки (толщина стенки в месте отверстия), просветов стержневой решетки, м\
10 — толщина пористого слоя, общая длина поперечного пучка труб, насадки, м\
5,, Sa, — поперечное, продольное и диагональное расстояния между
осями соседних стержне!» стержневой решетки, труб пучка и пр., а также между отверстиями перфорированной решетки, ж;
а0— угол атаки стержня стержневой решетки;
О — угол наклона к потоку стержня стержневой решетки, трубы в пучке или взаимного расположения зерен в слое, а также отверстий при их шахматном расположении в перфорированной решетке;
w0,	— средние скорости потока в жи-
вом сечении (просвете) препятствия (решетки, сетки, пучка труб, слоя и др.) и полном сечении трубы (канала) перед препятствием, м[сек',
wo вх • “^о.вых—средние скорости потока в живом сечении (просвете) на входе в препятствие и выходе из него, mJcsk',
№1сР* woc> — средние скорости потока перед фронтом препятствия и в живом сечении его, взятые по среднеарифметической температуре потока вдоль этого препятст вия, м)сек\
&Н — потеря давления (сопротивление), кГ1м2\
Y, YBx’ ХВЫх' V То — удельный вес протекаю, щей среды соответственно в любом сечении, в начальном (входном) и конечном (выходном) сечениях препятствия, подсчитанный по среднеарифметической температуре потока и взятый при / = (РС, кг]м’;
278
t, ^вых’ ^ср — температура протекающей среды соответственно в любом сечении, в начальном (входном) и конечном (выходном) сечениях препятствия и среднеарифметическая по всей глубине препятствия (пучка, слоя и др.) °C:
s — коэффициент заполнения сечения (коэффициент сжатия) при р любом отношении площадей
е0 - коэффициент заполнения сечения отверстия с острыми р
- краями при ^=0;
е' — пористость (доля свободного объема) пористой среды, лс’/лх’;
С — коэффициент сопротивления препятствия;
ACZ — дополнительный коэффициент сопротивления, учитывающий потерю давления на ускорение (замедление) потока вследствие уменьшения (увеличения) его удельного веса при нагревании (охлаждении);
X — коэффициент сопротивления трения единицы длины (глубины) канала (отверстия) или толщины слоя, зависящий от числа Рейнольдса и . относительной шероховатости (для канала);
Re, Recp — число Рейнольдса общее и взя-• тое по среднеарифметической температуре потока вдоль препятствия;
М — число Маха.
8-2. ПОЯСНЕНИЯ И ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ
I.	К препятствиям, равномерно распределенным по сечению труб икааналов и создающим сопротивление потоку, относятся различные решетки, сетки, слои, ткань, насадки из колец Раши га, кускового или сыпучего материала, пучки труб и др.
2.	Природа сопротивления плоских решеток (перфорированных листов), помещенных в прямой трубе, такая же, как и при протекании потока через диафрагму (шайбу). Поток, подходя к решетке, сжимается в ее отверстиях и с повышенной скоростью выходит за решеткой в трубу (канал). 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 (тонкостенной) решетки зависит от ее коэффи-циента живого сечения {=~=тг- (где F—
гр г, ' Р площадь фронта решетки) и формы краев отверстий, а также от числа Рейнольдса Re = = и вычисляется по тем же формулам ав-тора, что и для диафрагмы, т. е. соответственно по формулам (4-24) и (4-26) — (4-30).
3.	При малых коэффициентах живого сечения f 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 некоторых случаях скорость потока в сжатом сечении струек может получиться близкой к скорости звука (число М.аха—близким к единице). При этих условиях коэффициент сопротивления решетки уже начинает зависеть от числа Маха 1^,=—. Эта зависимость выражается формулой
Cm=-^-=V> М
'ig
где — поправка на влияние числа Маха, полученная на основании данных [Л. 8-59] и приводимая на диаграммах 8-7;
С определяется, как при М,=0, т. е. по формулам, приведенным в разделе IV.
4.	Для построения перфорированных решеток можно воспользоваться следующей связью между количеством отверстий г, а также между поперечным (S,) и продольным (S,) шагами отверстий и их диаметром da и коэффициентом живого сечения решетки f:
Рис. 8-1. Картина перетекания потока через решетку (сетку).
279
1) количество отверстий
1.277Г₽ г=^;
/8-2)
2) расстояние между отверстиями при:
а) коридорном (прямоугольном) расположении отверстий (рис. 8-2,о.)
s ^0,785<2
1 S2f
а)	б)
Рис. 8-2. К построению перфорированной решетки. а — коридорное расположение отверстий; б — шахматное расположение отверстия.
s __ 0.785dg
* SJ ’
(8-3)
(8-4)
при этом в формуле (8-3) известным предполагается шаг S,, а в формуле (8-4)—шаг
в частном случае, когда S1 = S2, получаем
=	(8-5)
V f
б) шахматном (ромбовидном) расположении отверстий под углом 0 (рис. 8-2,6)
s, =	(8 _6)
V f и
S, = ^S.	(8-7)
V I tg 9
В частном случае, при одинаковом расстоянии между отверстиями как в поперечном направлении, так и диагональном (St=S2'; 6=30°), получаем
S, =	(8-8)
и
5. = ^-	(8-9)
К I
При Sl = S1 приходим и здесь к формуле (8-5).
5.	В случае сеток коэффициент сопротивления вычисляется по следующей формуле (см. [Л. 8-19 и 8-20]):
(8-|0)
где для сеток из круглых металлических проволок с обычным в практике состоянием поверхности (но не ржавых и не запыленных) множитель k0 = 1,3 (по данным Адамова); для новых сеток &о=1,0, а для шелковых ниток kn — 2,1 (по данным Ханжон-кова [Л. 8-54]). Коэффициенты сопротивления сеток из круглых проволок и шелковых ни
ток при числах Рейнольдса, меньших соответственно Re*=^*^-P =400 и Re*=150, зависят от этого числа.
Влияние числа Рейнольдса может быть учтено по формуле
^Re^^Re'’	(8-U)
где С определяется по формуле (8-10);
kRe определяется в зависимости от числа Рейнольдса по диаграмме 8-6.
Как и в случае решеток скорость в отверстиях сетки при малых коэффициентах ее живого сечения может получиться в некоторых случаях близкой к скорости звука (А4 =s 1.0). В этом случае влияние числа Маха А/11 = ^’ учитывается по формуле
I8’12)

2g
где &м— поправка на влияние числа Маха, получаемая на основании опытных данных Корнелла [Л. 8-59] и приводимая на диаграмме 8-8.
6.	Установка двух сеток вплотную друг к другу не должна в идеальном случае 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 друг друга, вследствие чего живое сечение несколько уменьшается и сопротивление увеличивается, но редко вдвое. При установке двух сеток па некотором расстоянии друг от друга (примерно на расстоянии, большем 15 диаметров проволоки) сопротивление сеток уже удваивается. Поэтому при прак-
280
Рис. 8-3. Сетчатые тарелки в ректификационной колонне.
тических расчетах коэффициент суммарного сопротивления последовательно установленных сеток можно определять как сумму коэффициентов сопротивления отдельных сеток, т. е.
г
Сг =ус.	(8-13)
।
где г — число рядов сеток. .
7.	В случае применения решеток (сеток) в качестве барботажных тарелок (сетчатые тарелки) в аппаратах, где происходит процесс массообмена (ректификация, сорбция, увлажнение газов и др., рис. 8-3), их сопротивление зависит, во-перзых, от условий работы тарелки (сухая тарелка, смоченная движением по ней столба жидкости без барботажа и движением жидкости при наличии барботажа), во-зторых, от физических свойств рабочих сред и конструктивных размеров тарелки.
8.	Коэффициент сопротивления сухой тарелки определяется по приведенным в пп. 2 и 5 § 8-2 данным, как для обычной решетки (сетки).
Сопротивление смоченной тарелки с малыми отверстиями больше сопротивления сухой тарелки, так как в отверстиях образуется жидкостная пленка, на разрыв которой затрачивается определенная энергия протекающего через отверстия газового (воздушного) потока.
Коэффициент сопротивления смоченной тарелки (с малыми отверстиями) может быть вычислен по формуле, предложенной Усюки-иым и Аксельродом [Л. 8-50]:
ДА/
Yrm0
2g
=^«(Й/+2-|0’,^’<8-14>
где — коэффициент сопротивления сухой тарелки, определяемый, как С для обычной решетки (сетки), по диаграммам 8-1—8-6;
в — коэффициент поверхностного натяжения жидкости на границе раздела фаз газ—жидкость, кг!м\
Тг — удельный вес газа, кГ[м*',
а0 — радиус круглого отверстия или ширина щелевого отверстия тарелки, м.
Коэффициент сопротивления тарелки в условиях ее нормальной работы с барботажем может быть вычислен по другой формуле, предложенной теми же авторами:
где у и уж— удельный вес воды и рабочей жидкости, кг/м3;
йсл, /сл —высота и длина сливной перегородки тарелки, м.
9.	Коэффициент сопротивления барботаж
ных тарелок, у которых отсутствуют специальные переливные устройства, может быть вычислен с допустимой для технических расчетов точностью по формуле, предложенной Дильманом, Даровских, Аэровым и Аксельродом [Л. 10]:
а
где доля живого сечения щелей тарелки, через которую стекает жидкость; эта величина вычисляется по другой формуле, предложенной теми же авторами:
где Go, Lo — весовая скорость газа и жидкости, кг!м*-ч\
Рж — коэффициент расхода жидкости через щель (отверстие) тарелки;
10.	Общие потери в решетках, выполненных из стержней различных форм сечения (см. диаграммы 8-9 и 8-10), складываются, как и в обычных утолщенных решетках, из потерь на вход, на трение и на внезапное расширение (удар) при выходе из суженного сечения
281
между стержнями в канал. Коэффициент сопротивления решеток при 7- =5 и ^->0,5 может быть опреде-лен по формуле Киршмера |Л. 8-61]:
C = ^=₽AsinO,	(8-18)
т
2g
где р, — коэффициент формы стержней,опре-деляемый по табл. 8-2, диаграммы 8-9;
(8-19)
О — угол наклона стержня к потоку. Коэффициент сопротивления решеток при лю-быхзначениях коэффициента живого сечения f= = ~jp = г и любой относительной глубине
Го	О|
просветов (толщине решетки) — может быть приближенно определен по формуле
ч=.-^4- = В1С sin 0,	(8-20)
,где р, — коэффициент формы стержней, определяемый на основании данных Киршмера ]Л. 8-61] по табл. 8-2 диаграммы 8-9;
С — коэффициент сопротивления обычной решетки или шайбы с утолщенными краями отверстий, определяемый по формуле автора (4-27) или графикам диаграммы 8-4;
•а0, Sp I — ширина просвета, расстояние между осями соседних стержней и глубина просвета по потоку, м.
И. Коэффициент сопротивления стержневой решетки с любой формой сечения стержня при значениях ^5=0,5, помещенной непосредственно за поворотом потока под углом атаки а0, определяется из соотношения (см. Спандлер |Л. 8-62|)
С = -^ = 31,а,	(8-21)
Тшу
2g
где о, — коэффициент, зависящий практически только от угла атаки а0 и определяемый для данной формы стержня по графику а диаграммы 8-10;
о» коэффициент, зависящий как от угла
атаки а0, так и от коэффициента а»
живого сечения и определяемым
по графику б диаграммы 8-10.
12. В случае применения стержневых ре-
шеток в гидротехнических сооружениях значения С этих решеток получаются бблыпимн, чем по расчету, вследствие загрязнения и конструктивных особенностей решеток. Поэтому рекомендуется (см. Дульнев ]Л. 8-11]) в формулы (8-18), (8-20) и (8-21) ввести поправочный множитель с', значения которого необходимо назначать в зависимости от рода и количества содержащихся в воде мусора, способа очистки решетки, возможности отложения перед решеткой наносов и других условий. При машинной очистке решеток с'= 1,1 —1,13, при ручной с' =1,5 — 2,0.
Для учета конструктивных особенностей рекомендуется (тем же автором)в указанные формулы ввести дополнительный поправочный множитель с"-.
с''~7ГТг (8'22) \ Ч
где L — высота решетки в свету, м;
А — суммарная высота поперечных элементов (А =/iz,-|-</г2), М\
h и г,—высота (м) и число промежуточных опорных балок;
d и z2 — диаметр (м) и число распорно-связных элементов.
13. Пучки труб теплообменных аппаратов располагаются как в коридорном порядке, так и в шахматном. При протекании потока через пучок труб, расположенных в коридорном по
рядке. имеет место следующая картина (см. Абрамович [Л. 8-1]). Из пространства между трубами первого ряда выходят струйки и, расширяясь, распространяются в межряд-иом пространстве (рис. 8-4). Здесь к основ-
ному ядру потока подмешиваются присоединенные массы из теневых областей. Притекая ко второму ряду труб, струйки разделяются. При этом основное ядро проходит во второй ряд трубок, а присоединенные массы образуют замкнутую циркуляцию потока (вихревую зону) в теневых областях. Картина течения в последующих межрядных пространствах аналогична описанной '. Таким образом, природа потерь давления в пучке труб сходна с природой потерь в свободной струе.
1 В действительности поток после обтекания первого поперечного ряда труб турбулизируется и тем самым несколько меняет условия обтекания последующих рядов.
J82
О)
:=“ °-44 ( Ipt;'+’)Re(г+"
2g
(8-25) где
273 + 4n
“’ocp wobx 273-HBX ’	' (8’26)
/Ср = 1вЦ^-* ;	(8-27)
б)
Рис. 8-4. Пучок труб.
о — корвдорны.1; б — шахматный.
1 =	I»	• Icp	t	• !-+-_!£₽_ 273	(8-28)
ое _ ^р^,. .	(8-29)
v принимается по среднеарифметической температуре /ср по § 1-ЗД.
15. Коэффициент сопротивления коридорного пучка труб (включая потери на вход и выход из пучка) при числах Рейнольдса в пределах 3-10’< Recp < 10’ может быть вычислен по следующим формулам, предложенным Мочаном и Ревзиной |Л. 8-41]:
14. Коэффициент сопротивления шахматного пучка труб (включая потери на вход и выход из пучка) при числе Рейнольдса в пределах 3-10’<Recp<10’ может быть вычислен по следующим формулам, предложенным Мочаном и Ревзиной |Л. 8-41]:
С~~Гср<р=1,52(^^.)	Х
2g
2g
1) ^<2,0 и 0,14<Д—— <1,7
_	0.2
/ S|— d„
XReU.-«,J	(8-31)
с	S. — d,,
2) ^->2,0 и 0,14<-J--------< 1.7
AH
Vcp^Ocp
-aT
= 3,2 Re^27(z+1);
(8-24)
При переменных значениях шагов, чередующихся в пределах пучка, сопротивление рассчитывается по среднему их значению.
16. При наличии теплообмена в пучке труб необходимо к значениям С по формулам (8-23)—(8-25) и (8-30) и (8-31) прибавить член учитывающий потерю давления на ускорение (замедление) потока в пределах пучка вследствие уменьшения (увеличения) удельного веса рабочей среды (см. Михеев [Л. 8-40]):
3)
и 1,7 <
S. ~
S2 <
<5,2
283
В случае нагрева Д1( положительно, а в случае охлаждения Д', отрицательно.
17. При косом обдуве пучка труб сопро’ тивление его уменьшается (см. Казакевич [Л. 8-24], так как при этом улучшаются условия обтекания труб. Степень понижения сопротивления (коэффициент .направления" потока) Ф = -=— зависит при этом как от угла ‘•90*
наклона О, так и от других параметров пучка. Однако для практических расчетов можно влиянием других параметров пренебречь, считая среднее значение <|» постоянным для каждого угла наклона. Эти средние значения ф составляют:
1. Коридорный лучок: 0 = 60° ф = 0.82;
6 = 45° Ф = 0,54;
0 = 30° ф = О,30;
2. Шахматный пучок
6 = 60° 6= 45°
6 = 3J°
ф = 0,81;
Ф = 0,57;
= 0,34.
18. Для увеличения поверхности нагрева (охлаждения) часто применяются ребристые трубы, а для уменьшения сопротивления поперечно омываемого пучка труб—обтекаемые трубы. Данные для определения коэффициентов сопротивления ребристых и обтекаемых труб в пучке приведены на диаграммах 8-13 и 8-14
J 19. При протекании потока через пористые среды существуют три основных режима течения: молекулярный, ламинарный и турбулентный. Молекулярный режим течения имеет место при размерах пор, сравнимых с длиной свободного пробега молекул (диаметры пор порядка десятых долей микрона). Ламинарное течение подчиняется закону Пуазейля-Гагена, выражение которого для пористой среды принимает вид
e.'d2TbH
32/изв^<>
(8-33)
или в форме Дарси
=	=	(8-34)
РО то
t'yd?
где К =—-----------коэффициент фильтрации;
32’1/язв	’
k ----------проницаемость; эта величи-
32/вД1 на постоянна для данной пористой среды и не зависит от природы протекающей среды;
^изв—	— коэффициент извилистости
° пор;
rff=4-=— гидравлический диаметр 5 пор, м.
е.' — пористость (доля свободного объема), .м3/лг3;
S — удельная поверхность, пористой среды, лг*/-*’;
/0—толщина слоя, /нст — истинная длина пор, м\
т] — динамический коэффициент вязкости, кГ-сек[м3.
20. Характерным отличием пористой среды является постепенный переход от ламинарного течения к турбулентному, начинающийся при малых значениях числа Рейнольдса Rer и охватывающий довольно широкую область значений этого числа. Плавность перехода объясняется, во-первых, извилистостью пор, сужениями и расширениями, а также шероховатостью поверхности пористой среды, что способствует вихреобразованиям и возмущениям потока; во-вторых, постепенным распространением турбулентности с больших пор на малые, что связано с характером распределения пор в среде по их размерам.
21. Пористые среды можно разделить на три основные группы:
1)	связанные или цементированные (пористая керамика, уголь, пористый металл):
2)	несвязанные или сыпучие (порошки, различные кусковые материалы, насадки из элементов правильной геометрической формы — шары, цилиндры, кольца);
3)	регулярные (решетчатые или хордовые насадки, насадки из сеток, сит, труб, гофрированных лент и пр.).
22.	Пористость и величина просвета (коэффициент живого сечения) слоя, состоящего из одинаковых сферических тел, не зависят от диаметра зерна; они являются функциями взаимного расположения зерен, т. е. угла 6 (рис. 8-5):
е'=1-------------”	(8-35)
6(1 — cos 0) /1 4-2 cos 6
И
'	4 sin 0 ’
где е'— пористость, м3/м3;
f — просвет, м3/м2.
Крайние значения углауО равны 60 и 90э. Значения теоретической пористости а' и просвета /’ в этом интервале угла 6 даны в табл. 8-1.
284
Таблица 8-1
е	60"	60’02'	6!в1Я'	62’35'	64’03'	65’37'	67’21'	69’17'	71’28'	74’03'	77’10'	81’25'	90’00'
«'	0,259	0,26	0,28	0,30	0,32	0,34	0,36	0,38	0,40	0,42	0,44	0,46	0,476
7	0,0931	0.0977	0,1045	0,1155	0,1266	0,1337	0,1491	0,1605	0,1719	0,1832	0,1946	0,2057	0,2146
Рис. 8-5. Относительные расположения сферических тел в слое.
Для тел неправильной формы величина е' определяется экспериментально. Величина просвета f может быть выражена через пористость следующей приближенной формулой, предложенной Бернштейном, Померанцевым и Шагаловой [Л. 8-8]:
/—0,95 в'1’75.	(8-37)
23.	Коэффициент сопротивления как сыпучего слоя зернистых тел, так и цементированных пористых сред из зернистого материала постоянного диаметра d3 с относительной толщиной слоя -^- может быть вычислен по формуле, предложенной Бернштейном, Померанцевым и Шагаловой [Л. 8-8]:
-___ Д// __ 1,53/ 30 I 3	। п п\ /0 _
-	Reo-7 "* U”7 d~
~2Г
=	=	(8-38)
d. d.
где Л — коэффициент сопротивления слоя толщиной в один диаметр зерна (Ь- = 1,0);
Vs /
£ = ^§;	(8-39)
11	30 I 3 I л 3-
^U>ldr _	0,45	<М3
{ч (1—"*
.,1.25
d =0,423;--,d3,
г	1-t' »
(8-40)
(8-41)
(8-42)
dr — гидравлический диаметр наиболее узкого промежутка между шарами, м;
d3 — диаметр зерна (шара), м\
1а— толщина слоя, м\
24.	Коэффициент сопротивления слоя 1Гз любых кусковых тел неправильной формы, кроме перечисленных на диаграмме8-16, может быть вычислен по следующей формуле Бернштейна, Померанцева и Шагаловой [Л. 8-8]:
С = -^-	(8-43)
ftt>{ e'4-’\,Re 1 j/Re 1 J K ^g
где Re и dr определяются по формулам (8-41) n (8-42).
25.	Для слоев из кусковых тел, перечисленных на диаграмме 8-16*, а также для связанных пористых сред из тел неправильной формы коэффициент сопротивления вычисляется по формуле
= <8’44)
ywf 1 аг
где по данным Ишкина и Каганера |Л. 8-23] _ wxd
при Rer=-^r<3
Х = Й/	(8-45)
а при Rer>3
здесь dr — принимается по данным диаграммы 8-16.
* Такое исключение для этих сред сделано в одних случаях вследствие того, что величина их пористости определена неверно (опыты Жаворонкова [Л. 8-12]), а в других вследствие того, что неизвестен размер тел (кольца) или невозможно его определить. Формулы (8-45) и (8-46) получены применительно к тем значениям е', которые приведены в исходных материалах.
285
26.	Сопротивление „регулярных' пористых сред, таких, как насадка из колец Рашита, уложенных правильными рядами (трубчаткой) (см. диаграмму 8-20), и хордовых насадок из деревянных реек, уложенных параллельно (см. диаграмму 8-21), при отсутствии орошения их жидкостью обусловлено главным образом потерями давления на трение.
Коэффициент сопротивления таких насадок может быть вычислен по формуле (8-44), где по данным Жаворонкова [Л. 8-12] в пределах
0,4- 1О’< Re <8- 103:
j  3,12 Re1’-375’
а при Rer>8-103:
2 0,1 = const.
(8-47)
(8-48)
ш,Нг 1
Здесь Rer — —— •	число Рейнольдса на-
садки;
»	4с'
аг = -= — гидравлический диа-
6 метр просвета между кольцами, м\
S—удельная поверхность всех колец, м2)м2.
27.	Сопротивление насадок из колец Рашита, уложенных в шахматном порядке (см. диаграмму 8-20), и хордовых насадок, загруженных накрест (см. диаграмму 8-21), при отсутствии орошения их жидкостью обусловливается как потерями на трение, так и потерями при внезапном сужении и расширении потока в местах персечения рядов насадки.
28.	Коэффициент сопротивления керамических колец Рашита с отношением диаметров d„	i
^-5=1,2 и относительной высотой 1,0 при укладке их в шахматном порядке может быть определен по формуле (8-44), где в пределах 0,4-10’ < Rer<6-10’ X вычисляется по формуле Жаворонкова [Л. 8-12]:
, _ 9,2
-Reo.3?6’ а при Rer> 6-10’
(8-49)
2	0,37 = const.	(8-50)
С некоторым приближением можно формулы (8-49) и (8-50) распространить и па другие кольца (с иными размерами).
29.	Коэффициент сопротивления хордовых насадок, загруженных накрест, вычисляется по формуле (8-44), в которой в пределах
0,4-10’< Rer<6-10’ согласно Жаворонкову [Л. 8-12]
k{
(8’51>
а при Rer> 6-10’
2 = 2'= const,	(8-52)
где Aj' и 2' принимаются в зависимости от номера решетки (см. диаграмму 8-21).
30.	Сопротивление движению газового потока в орошаемой насадке значительно больше» чем в сухой. Возрастание сопротивления вызывается как сужением потоком жидкости живого сечения насадки, так и вследствие барботирования газа через жидкость, которая задерживается в мертвых зонах насадки. При этом влияние интенсивности орошения на сопротивление насадки тем больше, чем меньше размер элементов в насадке.
При движении газа противотоком через орошаемую насадку наблюдаются три режима: устойчивый, при котором жидкость полностью стекает вниз, неустойчивый, при котором вначале происходит подвисание (захват) жидкости, а потом обращенное движение жидкости, приводящее к захлебыванию и выбросу последней из насадки вместе с газом. Точки захвата и захлебывания жидкости наступают при тем меньшей скорости газового потока, чем больше плотность орошения насадки жидкостью Д (см. Жаворонков[Л. 8-12]).
31.	Коэффициент сопротивления орошаемой насадки как упорядоченной, так и неупорядоченной до начала подвисания (захвата) жидкости, т. е. при скорости в пределах примерно до Д = 50 м*1м*-ч, может быть приближенно вычислен на основании данных Жаворонкова [Л. 8-12] по следующей упрощенной формуле:
4g
где — коэффициент сопротивления сухой насадки, определяемый как С, по формулам (8-38)- (8-52);
А— плотность орошения насадки жидкостью, м3/мг-ч-,
т/— коэффициент, учитывающий влияние типа насадки на увеличение сопротивления из-за орошения; он приведен для соответствующих насадок на диаграммах 8-16, 8-20 и 8-21;
286
к'|пр — предельная скорость газового потока в свободном сечении аппарата (перед насадкой), при которой начинается подвисание или захлебы -ванне жидкости; значения ау)11р при -ведены па тех же диаграммах.
32.	Сопротивление насадок при работе и * на грязном (запыленном) газе может резко возрасти (в 2 — 3 и более раза), что следует иметь в виду при их гидравлическом расчете.
33.	Коэффициент сопротивления регенераторных насадок, служащих для рекуперации тепла в печных и других системах, зависит от типа насадки. Формулы для расчетного определения значений этих насадок приведены на диаграмме 8-22.
34.	В случае, если прохождение газа через насадку сопровождается охлаждением или
нагреванием его, следует коэффициент сопротивления вычислять по формуле (8-32):
ДЯ
Тернер 2g
с+Ч,
(8-54)
где С определяется по формулам (8-38)—(8-52).
273-НсР
W = Zt’ ---------—
lc₽ ^1273 + /вх
t 4-1
i ___ вх ‘ вых .
ср	2	’
Тср 1 + V ’ Т 273 ___шОср^г_wlcprfr. I Т ;_______v ’ с
где v принимается в зависимости от среднеарифметической температуры / по § 1-3,6.
8-3. ПЕРЕЧЕНЬ ДИАГРАММ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ РАЗДЕЛА VIII
Наименование диаграмм	Источник	Номер диаграммы	Примечание
Решетка плоская(перфорированный лист	1 Идельчик [Л. 8-19, 8-20, 8-22	8-1	Расчетная формула и частич
или полоски) при острых краях отверстий (l/dr = 04-0,015). Re > 10й			но эксперимент
Решетка плоская (перфорированный лист	То же	8-2	То же
или полоски) при острых краях отверстий (l/dr = 0ч-0,015). Re<105 Решетка со срезанными по потоку краями отверстий или из уголков. Re>10*	я	я	8-3	Расчетная формула
Решетка утолщенная (перфорированная	9	Я	о-4	То же
плита или из реек) (l/dr > 0,015) Решетка с закругленными краями отвер-	• 	8-5	 
стий. Re > 10’ •Сетки	Адамов, Идельчик [Л. 8-19], Ханжонков [Л. 8-54)		Данные опыта и расчетная
			
Решетки с острыми кромками входа в от-	Корнелл [Л. 8-59]	8-7	формула
верстия в стенке любой толщины при больших скоростях потока (большие числа Маха)			То же
Решетки со срезанными или закруглен-	То же	8-8	Сетки—данные опыта, ре-
ными краями отверстий и сетки при			
больших скоростях потока (большие числа Маха)			шеткн — приближенно
Решетка стержневая под углом атаки а, = 0. Re > 10* Решетка стержневая под углом атаки	Дульнев [Л. 8-11], Идельчик [Л. 8-19], Кнршмер ГЛ. 8-61], Спандлер [Л. 8-62] То же	8-9 8-10	Данные опыта, расчетная формула, как для обычной решетки То же
«.>0 и у>0,5. Re>10* Пучок труб круглого сечения коридорный 3 - 10а Re << Юь	Мочан и Ревзина [Л. 8-4|]	8-11	Расчетные формулы на осно-
			ве данных опыта
Лучок труб круглого сечения шахматный	То же	8-12	То же
3-103<Recp< 10ь			
Пучки труб ребристые (воздухоподогреватели) '	Антуфьев и Белецкий [Л. 8-4], Тимофеев и Карасина [Л.	8-13	Я	1»
	848], Щербаков и Жирнов		
	|Л. 8-58]	8-14	
Пучки труб различной формы сечения	Антуфьев и Белецкий, Скнарь, Телегина [Л. 8-4],		• •
	Гулин [Л. 849]	8-15	
Рекуператоры (воздухонагреватели)	То же		И	н
Насадка — беспорядочно загруженный	Ишкин и Каганер [Л. 8-23],	8-16	Я	-
материал (кусковой и сыпучий слои из тел неправильной формы) при заданном	Жаворонков (Л. 8-12]		
dr; сухая и орошаемая Насадка — беспорядочно загруженный	То же	8-17	 
материал (кусковой и сыпучий слои из тел неправильной формы) при задан-			
ном dr\ сухая и орошаемая Насадка — сыпучий слой сферических	Бернштейн, Померанцев и	8-18	• 
(зернистых) тел или пористый цементированный слой из зернистого материала (постоянного диаметра)	Шагалова [Л. 8-8] Ишкин и Каганер ]Л. 8-23]	8-19	
Насадка — пористая среда связанная (не			9	•
зернистая) Насадки — керамические кольца Рашига	Жаворонков [Л. 8-12]	8-20	9	«
( — =5:1,2 J; сухие и орошаемые			
Насадки хордовые из деревянных реек;	То же	8-21	•	Я
сухие и орошаемые Насадки регенераторные (печные)	Линчевскнй ]Л. 8-36]	8-22	И	И
288
Раздел V1H
Диаграмма
8-1
8-4. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Решетка плоская (перфорированный лист или полоски) при острых краях / I	\	[ ша(1г \
отверстий =0-7-0,0151. Большие числа Рейнольдса ^Re = ——> 10sJ
Решетка (FB -живое \. сечение)
ui’Ft 
А//	/----=	_ 1
определяется по кривой = или по таблице;
f	0,02	0.03	0.04	0.05	0,0".	0,08	0,10	0.12	0,14	0.15	0.18	0,20
i	7 000	3 100	1 670	1 050	730	400	245	165	117	86,0	65,5	51,5
655—10
289
Решетка плоская (перфорированный лист или полоски) при острых краях отверстий ^^ = 0-т-0,015^. Малые числа Рейнольдса ^Re = —jqs^	Раздел Vlli
	Диаграмма 8-2
ДЯ I __	- 1
FT
2
Г*
(приближенно),
где С¥ — определяется по кривым Cf = f1(Re) при раэ-_Re личных / на графике а;
£о' — определяется по кривой 7£е = f2(Re) на графи-ке а;
'*• =	О,7(У7 j/1 — j — определяется по кривой
$o = f(f) на графике б (стр. 293)
°)
29J
Раздел VIII
Диаграмма
8-3
Решетка со срезанными по потоку краями отверстий или из уголков, поставленных вершинами к потоку. Re =-7^— >Ю1
£-'(г£
или берутся по таблице;
> принимается по § 1-3,6.
— принимается по таблице или точнее по графику б диаграммы 4-11.
Значения s в целом определяются по кривым
Значения ?
1 4Г	С*	f															
		О.02	0,04	0,06	о.ов	| 0,10	0.15	0,20	| 0,25	0,30	| 0,40	0.50	0.60	0,70	0,80	0.90	
0.01	0,46	Б 800	1 650	710	386	238	96,8	49,5	28,6	17,9	7,90	3,84	1,92	0,92	0,40	0,12	0
0,02	0,42	6 540	1 590	683	371	230	93,2	47,7	27,5	17,2	7,60	3,68	1,83	0,88	0,38	0,12	0
о.оз	0,38	6310	1 530	657	357	220	89,4	45,7	26,4	16,5	7,25	3,50	1.72	0,83	0,35	0,11	0
0.04	0,35	6 130	1 480	636	345	214	86,5	44,2	25,6	15,8	7,00	3,36	1.67	0,80	0,34	0,10	0
0,06	0,29	5 750	1 385	600	323	200	80,0	41,2	23,4	14,6	6,85	3,08	1,53	0,73	0,30	0,09	0
0,08	0,23	5 300	1 275	549	298	184	74,3	37,8	21,8	13,5	5,92	2,80	1,37	0,64	0,27	0,08	0
0.12	0,16	4 730	1 140	490	265	164	66,0	33,5	19,2	11,9	5,18	2,44	1.18	0,55	0,22	0,06	0
0,16	0,13	4 460	1 080	462	251	154	62,0	31,6	18,1	П.2	4,80	2,28	1,10	0,50	0,20	0,05	0
. 4f>
‘'г-По
По — периметр;
fo—площадь отверстия; Го—площадь живого сечения решетки.
19'
291
Раздел VIII
Диаграмма
8-4
Решетка утолщенная (перфорированная плита или из реек)
Решетка!Fo -мч9ог
^10‘;
I. Re = ДЯ I	,/----- _
«= ^- = [(0-5+^ !-/)(! ~/)+(1
где
принимается по таблице или, полнее, по графику а диаграммы 4-11;
-7) + (1-Л*;
По —'периметр;
— д
А.— определяется в зависимости от Re и Д = -~г по
f„ — площадь отверстия; А, — площадь живого сечения решетки.
диаграммам 2-1 ч- 2-5.
При Х’= 0,02 значения ? в целом определяются по кривым $=f(f) при различных т- или по таблице;
аг
ч — принимается по § 1-3,6;
Д — принимается по табл. 2-1.
2. Re< 10* (приближенно):
ДН
,Rc ~
2g
г е — определяется как при Re^>105; и в*е—см. диаграмму 8-2.
 «оС{» + х йг
'	, I
;° + ?4-
Ъ =(0,54-х / 1
Значения 5
1 Зг		f															
		-ОЖ	0.04	O.iyi	0,08	о.ю	0.15	0,20	0,25	0.30	0,40	0.50	0.60	0,70	0.80	0.90	1.0
0	1,35	7 000	1 670	730	400	245	96,0	51,5	30,0	18,2	8,25	4,00	2,00	0,97	0.42	0,13	0
0,2	1.22	6 600	1 600	687	374	230	94,0	48,0	28,0	17,4	7,70	3,75	1,87	0.91	0,40	0,13	0,01
0.4	1.Ю	6310	1 530	660	356	221	89,0	46,0	26,5	16,6	7,40	3,60	1,80	О.о8	0,39	0,13	0,01
0,0	0,84	5 700	1 380	590	322	199	81.0	42,0	24,0	15,0	6,60	3,20	1,60	0,80	0,36	0,13	0.01
0,8	0.42	4 680	1 130	4б6	264	[64	66.0	34,0	19,6	12,2	5,50	2,70	1,34	0,66	0.31	0,12	0,02
1.0	0,24	4 260	1 030	443	240	149	60,0	31,0	17,8	11,1	5,00	2,40	1,20	0,61	0,29	0.11	0,02
1,4	0,10	3 930	950	408	221	137	55,6	28,4	16,4	10,3	4,60	2,25	1,15	0,58	0,28	0,11	0,03
2,0	0.02	3 770	910	391	212	134	53,0	27,4	15,8	9,90	4,40	2.20	1,13	0,58	0,28	0.12	0,04
3,0	0	3 765	913	392	214	132	53,5	27,5	15,9	10,0	4,50	2,24	1.17	0,61	0,31	0,15	0,06
4,0	0	3 775	930	400	215	132	53,8	27,7	16,2	10,0	4,60	2,25	1,20	0,64	0,35	0,16	0.08
5,0	0	3 850	936	400	220	133	55.5	28,5	16,5	10,5	4.7а	2,40	1,28	0,69	0,37	0,19	0,10
6.0	0	3 870	940	400	222	133	55.8	28.5	16,6	10,5	4,80	2,42	1,32	0,70	0.40	0.21	0,12
7,0	0	4 000	950	405	230	135	55,9	29,0	17,0	10,9	5,00	2,50	1,38	0,74	0,43	0,23	0,14
8.0	0	4 000	965	410	236	137	56,0	30,0	17.2	11.1	5,10	2,58	1,45	0,80	0,45	0,25	0,16
9,0	0	4 080	985	420	240	140	57,0	30,0	17,4	11,4	5,30	2,62	1,50	0,82	0,50	0,28	0,18
10	0	4 110	1 000	430	245	146	59,7	31.0	18,2	11,5	5.40	2,80	1,57	0,89	0,53	0,32	0,20
292
/ /	\	Раздел VIII
Решетка утолщенная (перфорированная плита или из реек) I> 0,015 1	---------------
, „	.	\ Г	/	Диаграмма
(продолжение)	0*4
Г 293
Раздел VIII
Решетка с закругленными Краями отверстий. Re=——>3-10’
Диаграмма 8-5
______________
Значения ;
0,02	0.04
0.11 O.OS'
0.10 0,15
0.20 0.25 0.10
0.35
0.40
0,45 0,50 0,55 0,60 0,55
0,70
0.75 0,80 0.90 I.O
u,0l	0,44	6 620
0,02	0,37	6 200
0,03	0,31	5850
0,04	0,26	5510
0,06	0,19	5 000
0.08	0,15	4 550
0,12	0,09	3 860
0,16	0,03	3-320
1 600
I 500 1 400 1 330
I 200 1 100
923 797
690 642 690
570 518
437 398 340
375	232	94,0
348	216	87 6
327	201	82,0
310	192	77,5
278	173	69,9
255	158	63,6
2i6	133	53,5
184	113	4. .,4
48,0
44,5
42,0
39,0
36,5
32,2
27,0
23,0
27,7
25,8
24,2
22,7
20,3
18,5
15,5
12,9
17,3 16,1
14,9 14,1 12,5 H,4 9,30
7,90
11,0
10,7
9.50
9,00
8,00
7,50
6,50
7,70
7,10
6,56
6,19
5,50
5,00
4,16
3,40
5,60
5,00
4,50
4,20
4,00
3,40
3,00
2,20
3,70
3,48
3,20
3,00
2,60
2,30
1,90
1.60
2,65 2,33 2,22 2,00 1,72 1,52
1,24 1,00
1,84 1,69 1,55
1,45 1.27 1,13 0,89 0,70
1,25 1,18 1,10 0,95 0,85 0.78 0,6o 0,50’
0,90 0,82 0,75 0,70 0,60 0,53 0,40 0,32
0,60 0,56 0,50 0,45 0,40
0,34 0,27 0,26
0,38 0,34
0,31
0,29
0,24
0,21
0,16
0,12
0.12 0,10 C.09 j.08 о ,07 0,06 0,04 0,03
0 0
0 0
0 0
0 0
294
Сетки	Раздел VIII
	Диаграмма 8-6
1.	Круглая металлическая проволока
a)	Re* =^^->400:
&Н	-	/1	\»
= 1.3(1—— 1^ —определяется по графику а. ~2g~
б)	Re* <400:
. Mi
?Re-7^ ~^Re!’
~2g где &Re — определяется по графику б (стр. 296); С—определяется как при Re >400.
Для г рядов последовательно установленных сеток:
2g 1 ИЛИ
^ = S^Re-
2.	Шелковые нитки
2g
где ?пр — определяется как 5 для круглых металлических проволок; йКе — определяется по графику а (стр. 296);
v—принимается по § 1-3,5
t	0,05	.0.10	0.15	0.20	0,25	0.30	0.35	0.40	0,45	0.50	0.55	0.60	0,65	0.70	0,75	0.80	0.00	1.00
С	363	82.0	33,4	17,0	10,0	6,20	4,10	3,00	2.20	1 ,65	1,26	0.97	0.75	0,58	0,44	0,И	й,и	0..0
295
Раздел VIII
Диаграмма
8-7
Решетки с острыми кромками входа в отверстия стенки любой толщины при больших скоростях потока (большие числа Маха)
'М Т1»? = *М?’
“2g“
где ? — определяется как при Л1, = 0 по диаграммам 8-1, 8-2 и 8-4;
^ — определяется приближенно по кривим йм = ==f(Af,) при различных f.
wt
Д41 = ~----число Маха перед фронтом решетки;
а — скорость звука, м/сек.
Зиачения*йм
f	м,													
	0	I 0.05	| 0.10	0.15	0.20	0,25	0.30	0.35	0.40	0.45	0,50	0,55	f 0,60	0.65
0,2	1,00	1,09	1,30											—
0,3	1,00	1,03	1,13	1,51										
0,4	1,00	1.00	1,03	1,14	1,41	—	—	—	——	—	—	—	—	—
0,5	1,00	1,00	1,00	1,03	1,10	1.27	1,85	—	—	—				—
0,6	1,00	1,00	1,00	1 ,00	1,04	1,12	1,30	1,77	—		—				—	—
0.7	1,00	1,00	1,00	1,00	1,03	1,08	1,16	1,35	1,68	к—				—	—
0,8	1,00	1,00	1,00	1,00	1,01	1,03	1,07	1.12	1,20	1,37	1 ,63	2,01	—	—
0,9	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,02	1,04	1,07	1,13	1.21	1,33	1,50	1.75
К диаграмме 8-6
Re*	50	100	ISO	200	300	400	500	1 000	I 200
kRe	1,44	1.24	1,13	1,08	1,03	1,01	1.01	1,00	1,02
Re*	40	80	120	300	350	400	50.1
ftRe	1,16	1,05	1 ,01	1,00	1,01	1,01	1.03
296
Раздел VIII
Решетки со срезанными по потоку или закругленными краями отверстий и сетки при больших скоростях потока (большие числа Маха)
Диаграмма 8-8
ДЯ
где С—определяется как при Л1, = 0 соответственно по диаграммам 8-3, н 8-6;
feM—определяется по кривым k'lA=f(Mt) при различных f (для решеток ориентировочно). Л1, = ——число Маха перед фронтом сетки;
а — скорость звука, м/сек.
Значения feM	•
1	М,													
	0	0.05	0.10	0,15	0.20	0,25	0,30	0.35	0.40	0.45	0.50	0.55	0,60	0.65
0,35	1,00	1,01	1,04	1,12	1,30														
0,40	1,00	1 ,00	1,02	1,10	1,25	1 ,55	" 	—	—.		—				
0,45	1,00	1,00	1,01	1,07	1,19	1,40	1,82	—	—	—							—
0,50	1 ,00	1,00	1,00	1,04	1,13	1,30	1,64	——•	—	—			.—				
0,55	1,00	1,00	1,00	1,00	1,04	1,17	1.42	1,93	——	—		_					
0,60	1,00	1,00	1,00	1,00	1,02	1.11	1,32	1,68	—	—					-	
0,65	1,00	1,00	1,00	1,00	1,01	1,07	1,22	1.47	1,90	—		.			—		
0,70	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,05	1,16	1,33	1,60	2,12			—-	-			
0,75	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,03	1,12	1,23	1,42	1,73	2,40			,, -		
0,80	1.00	1,00	1,00	1 ,00	1,00	1.01	1,06	1,15	1,28	1 ,49	1,81							
0.85	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,01	1.08	1 ,20	1,40	1,80	2,71		
0,90	1,00	1.00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1.01	1,08	1,32	1.75	2,65
297
Раздел VIII
Диаграмма
8-9
Woao
Решетка стержневая под углом атаки а0 = 0. Re = — >10‘
1. Чистая решетка
v /	ао
а) -г- — а и =- > 0,5:
“м	° г
ДЯ
5 = « = ₽,Л. sin 9, 1^1
2g
где Р| — принимается по табл. 8-2-
ь ZS> , \4'3
«1 = 1^—I) —определяется по кривой
б) любые и любые ~
Я=йг, + «/г2—суммарная высота поперечных элементов; г, — количество промежуточных опорных балок; г2 — количество распорио-связных элементов;/.— высота решетки в свету; ч— принимается по § 1-3,6.
У__Ы1
Ги>1 2g
= ?2?'sin 9,
— принимается по табл. 8-2;
определяется как ; уто решетки на диаграмме 8-4.
лщениой
Таблица
Др Si	0		0.!		0.2		0.3		0.4	
л,	co		18,7		6,35		3,09		1.72	
S,	05	0.6		0.7		0.8		0.9		1.0
At	1,00	0,58		0,32		0,16		0,05		0
2. Загрязненная решетка (в гидротехнике)
где с'=1,1 — 1,3 — при машинной очистке решетки;
с'= 1,5 -т- 2,0 — при ручной очистке решетки.
3. Решетка с дополнительный каркасом (в гидротехнике)
г __ с»с 'кар — *- "гр,
298
Диаграмма
8-10
Решетка стержневая под углом атаки а0 >0 при -Л S-0,5.
Раздел VIII
ЬН	где ot определяется по графику а.
~а,2	— ’>’»• о2 —определяется по графику б;
__L	"»—принимается по § 1-3,6 2g
Значения в!
	“0									
№	0	5	10	15	20	25	30	40	50	60
1	1 ,00	1,00	1,00	1,00	1,00	1,00.	1,00	1,00	1,00	1,00
2	0,76	0,65	0,58	0,54	0,52	0,51	0,52	0,58	0,63	0,62
3	0,76	0,60	0,55	0,51	0,49	0,48	0,49	0,57	0,64	0,66
4	0,43	0,37	0,34	0,32	0,30	0,29	0,30	0,36	0,47	0,52
5	0,37	0,37	0,38	0,40	0,42	0,44	0,47	0,56	0,67	0,72
6	0,30	0,24	0,20	0,17	0,16	0,15	0,16	0,25	0,37	0,43
8	1,00	1,08	1,13	1.18	1,22	1,25	1,28	1,33	1.31	1,20
9	1 ,00	1,66	1,10	1,15	1,18	1,22	1.25	1,30	1,22	1,00
10	1,00	1,00	1,00	1 ,01	1,02	1,03	1,05	1,10	1,04	0,82
II	1.00	1,04	1,07	1,09	1,10	1,11	1,10	1,07	1,00	0,92
Значения о2
Ор •Si	“о									
	0	5	10	15	20	25	30	40	50	60
0,50	2,34	2,40	2,48	2,57	2,68	2,80	2,95	3,65	4,00	4,70
0,55	1,75	1,80	1,85	1,90	2,00	2,10	2,25	2,68	3,55	4,50
0,60	1,35	1,38	1.42	1,48	1,55	1,65	1,79	2Д9	3,00	4,35
0,65	1,00	1,05	1,08	1.12	1,20	1,30	1,40	1,77	2,56	4,25
0,70	0,78	0,80	0,85	0,89	0,95	1,05	1.17	1 ,52	2,30	4,Ю
0,75	0,60	0,62	0,65	0,70	0,75	0,85	0,95	1,30	2,05	3,90
0,80	0,37	0,40	0,45	0,50	0,55	0,64	0.75	1,06	1,75	3,70
0,85	0,24	0,25	0,30	0,36	0,42	0,50	0,60	0,88	1.40	3.50
299
Раздел VIII
Диаграмма 8-11
Пучок труб круглого сечения, коридорный. 3-10a<Re(.p
шсрак
ДЯ
С = -----2--= ^ARemz + Д?(,
7срк'оер
2g
,, s> 5=
нрн 1)
A = aj>„
I S, — d„ 0,2
a. = 1,52 I -j--5—I —определяется по кри-
\ “« /
/5, —dH \ вой a, = fl =---— I па графике a;
“h )
( S,	0,5
bt — I —7— — 1)	—определяется по кривой
\ “h /
/ S. \ fr, = fl-^—j на графике б;
m — — 0,2;
Re'n — определяется по кривой Rem = f (Re) при
i— принимается по табл. 8-3 в зависимости от_0;
Таблиц а 8-3
											2L	30	45	60	90
											Ф	0,30	0,54	0,82	1.0
У. - S,-d„	0.1	0.2	0.4	о.б	0.8	1.0	1.2	1.6	2.0	2.4	2.8	3.2	3.6	4.0	4.2
	2,40	2,10	1,82	1.70	1,58	1,52	1,46	1,38	1,32	1,28	1.23	1,20	1,18	1,15	1.14
С1	*	—	—	—	—	1,53	0,72	0,41	0,30	0,24	0,21	0,17	0,15	0,14	0.14
300
w d Пучок труб круглого сечения, коридорный. 3-10a<Recp = —^-^<10* (продолжение)	Раздел VIII
	Диаграмма 8-11
S,/da	1.2	1.4	1.6	1.8	2.2	2.6	3,0	3.4	3.8	4.2
bi	2,24	1,58	1,30	1,12	0,91	0,78	0,71	0,65	0,60	0,56
S| — rfu S.-d„	Re								
	3-10’	4.103	6-10»	8-10»	10*	2-10*	4-10*	6-10*	9-I01
1,0	0,20	0,19	0,18	0,17	0,16	0,14	0,12	0,11	0,10
1,4	0,44	0,43	0,41	0,40	0,39	0,36	0,34	0,32	0,31
1,8	0,61	0,60	0,59	0,57	0,56	0,54	0,o2	0,51	0,50
2,2	0,72	0,71	0,70	0,69	0,68	0,66	0,65	0,64	0,63
2,6	0,79	0,78	0,78	0,77	0,76	0,75	0,73	0,72	0,71
3,0	0,84	0,83	0,83	08,2	0,81	0,80»	0,80	0,79	0,78
3,4	0,87	0,87	0,86	0,86	0,85	0,84	0,83	0,83	0,82
3,8	0,90	0,89	0,89	0,88	0,88	0,87	0,87	0,86	0,86
4,2	0,92	0,91	0,91	0,90	0,90	0,89	0,89	0,88	0,88
; *вых l«x .	*вых
Д’Г - 2 273 + zcp : ‘ср -	2
7»	273 + /ср
7ср= 7со ' И°ер = “’° “ 273 4-	•
‘+-273
г—количество поперечных рядов труб в пучке; V —принимается в зависимости от Z по § 1-3,6. Для загрязненных пучков ?rpsl,35.
301
Диаграмма 8-12
a’cprfH
Пучок труб круглого сечения, шахматный. 3-1О’< Recp=—-—< 10s
Раздел VIII
?=	,	=Ш;р0,27(г+1)+А^
7cpw0 ср *g
S,	S, — d„
при I) -г- < 2,0 и 0,14 < —-----<1,7:
и	d^
(	. S,-dH \/	S,\
Л = ( 4,6 — 2,7 —-	2 — -д- + 3,2;
\	52-4. J\ d")
St	St — dH
при 2) —г- > 2,0 и 0,14^	--<1,7:
“в	-$2 — dn
Л = 3,2;
S,	S, — dn
ири 3) -г- >1,0 и 1,7 < ——5,2: «	S2~dH
f
^2 dH
Л = 0,44
-|-1 -определяется по кривой
х х 1 1 — * сч	1.7	1.8	2.0	2.4	2.8	3.2	3,6	4.0	4.4	4,8	5.2
Л	3,20	3,43	3,96	5,06	6.34	7,70	9,32	11,0	12,8	14,7	16,9
[ sx-a« \
A = f I T---j— 1 иа графике a;
\ s2 — “в J
Re"0-2'-определяется wno кривой Re^*27 = I (Re) на графике 6; i
4— принимается по табл. 8-4 в зависимости от 0;
б)
л>	7ны.х '’вх	t,ix + /вы< 2734-Гср • 'ср -	2	: 	До		_	273 + <ср СР	t • ы0 ср - “'о вх 273 + (я, ’ 1 ф 273	R*cp	З-КР	4-10»	fl. 10’	8ИО»	Ю*	2-10*	4.10*	6.10*	8-10*	10»
	Re~0,27 AVcp	0,117	0.106	0,095	0,089	0,083	0,069	0,057	0,051	0,047	0,045
г — количество поперечных рядов труб в пучке; v—принимается в зависимости от <ср" по § 1-3,6-Для загрязненных пучков
?rpsi,3;-
Таблица 8-4
J*	30	45	60	90
Ф	0,34	0,57	0,80	1.0
302
Раздел VIII
Диаграмма 8-13
Пучки труб ребристые (воздухоподогреватели)
	ДЯ Коэффициент сопротивления С =			
Характеристика пучка	^РИ0ср 2g
Трубы ребристые чугунные с круглыми ребрами в коридорном порядке
Л,
=0,2 4-0,3; dK
S. S2 чг=—=
Л3
Го же, ио с квадратными ребрами и —г~—0,33
ш0срЛ»
3 000 < Re =-----------< 25 000;
2.87 + 0,465
1	-0.12
X £ (г — 1) Re -J- Д',
1.804-2,75	(г — l)Re-0J24- Д?Л
^ВЫХ ^ВХ	^ВХ ^ВЫХ	Т«	__ 4~ fcp ф
Air = 2 273 + г -Нср= 2	; Тер— /	• u'Jcp-££’oBx273 + fBX •
ер	1 _L--—
1 + 273
г—количество поперечных рядов труб в пучке;
•/—принимается в зависимости от tcp по § 1-3,б.
Для загрязненных пучков принимается Сгр=1.2—1,3?.
303
Пучки труб различной формы сечения	Раздел VIII
	Диаграмма 8-14
Mi
Коэффициент сопротивления С= о Тер “о со _____________________________ 2ц
Характеристика пучка	Схема
Трубы плавниковые в шахматном порядке
ч — принимается по диаграмме 8-12.
Если плавники входят в зазор между трубами, то вместо и'оср принимается
W°cp~Wocp Si-d„ — b'l
Трубы овалообразной формы В)КО-ридорном порядке
10**< Re
i^Oep^H
<3-104;
; = 0,059г+ 0.31 +
Трубы овалообразной формы в шахматном порядке
“'о СО^Н
10* < Re =----2---<3-10‘;
5 = 0,20г +;о,14 +д;,
Трубы каплеобразной формы в шахматном порядке
10* < Re =	< 3-10';
5 = 0,12г — 0,016+ д:(
ч— принимается по 1-3,6.
304
	Раздел VIII
Пучки труб различной формы сечения (продолжение)	Диаграмма 8-14
Характеристика пучка	Схема	А// Коэффициент сопротивления С= Тсрй’дср 28
Трубы типа .Эле-ско* в шахматном порядке
Трубы с проволочным оребрением ф- = 2,1 4-3,0;
i -^-=1,5 4-2,5; "н
-^ = 0,1 4-0,3; Л,
10* < Re —	< 4  10Л;
V
;^0.46z +ДСГ
^ = 0,84-2,5;
Л.
</.=0,54-0,7 мм\ а=4-4-5 л.м; Л2=74-9 мм
^ВЫХ ^ВХ	^"Х ^ЯЫХ	Т»	^73 4- /Ср
273-Мео ’ 'СР= 2 Тср= Г~ ; ш0 ср = “'о.вх 273 + Г. : * v Р	U W	• ПЛ
*+ 273-
г—количество поперечных рядов труб в пучке; •*—принимается в зависимости от /ср по § 1-3,6. Для загрязненных пучков принимается ?rp s 1,2 4-1 ,ЗС.
«
2С-Ь55
305
Раздел VIII
Диаграмма
8-15
Рекуператоры (воздухоподогреватели)
I
Характеристика
Коэффициент сопротивления С =----5—
ТсР^ср
2g
Воздухоподогреватели (рекуператоры) ребристые, чугунные (iir — 0,0425 4/)
I)	По воздушной стороне (течение внутри труб): 1,06+ 0,040 ^- + д;,;
“Г
2)	По_ газовой стороне (внешнее обтекание труб);
a)	Re=^^<]04
ши
[пни
:(l,2-h 1,16z) Re~°,I2 + Д?<;
б)	ReSalO4
С = 0,4 +0,334г + Д?(

Воздухоподогреватели (рекуператоры) ребристо-зубчатые
1) труб):
По
воздушной стороне (течение внутри
a) Re = ‘J°"prfr < 10*
2) труб):
По
С= 1,06+ 0,77^-Re0-22 + ^Г-“г
б) Re 2=104
? = 1,06+0.10-^-4-Д?,;
°г
газовой стороне (внешнее обтекание
a)	Re< 10*
;=(1,2+ l,l6z) Re~0,12 + д:, ;
б)	Re> 10*
г = 0,4 + 0,334г + t£t
л- о ^вых ^вх Д'<=2 273+1ср
Zcp
'их +< 2
х	273 + /ср
О ср — “’о их 278 + 1вх
z—количество поперечных рядов рекуператоров;
v — принимается в зависимости от /ср по § 1-3',б.
Для загрязненных труб принимается ?гр = 1,24-1,3?
305
Раздел VIII
Диаграмма 8-16
Насадка — беспорядочно загруженный материал (кусковой и сыпучий слои из тел неправильной формы) при заданном <Zf; сухая и орошаемая
1. Сухая насадка
-	—л	1 + Д'	Чух +
т	Xdr ^+ 'г • ср 1 ср	4 2g , n «“l cpdr 1	
a) Ke 	- , o. л _ 180	кривой
л .)	о 11 ре де •• не 1 с я ни Квр	
Л= /(Re);
б) 3 < Re < 1 000:
164 t 7,68
X-Rer +Re°'11 '
ляется по кривой X=f(Re).
Таблица 8-6
Вид материала	dp м	м*1мя	5.
Андезит кусковой 43,2 мм ....	0,0333	0,565	68
Гравий круглый 42 мм 		0,0193	0,388	80
Катализатор синтеза аммиака 6,1 мм		0,00194	0,465	960
Катализатор конверсии СО в таблетках 11,5X6 мм		0,0033	0,380	460
Катализатор сернокислый ванадиевый в таблетках 11X6,5 мм . . .	0,00415	0,430	415
Кольца железные 35X35X2,5 мм .	0,0372	0,830	147
.	»	50X50X5 мм. .	0,036	0,970	104
Кольца керамические 15X15X2 мм	0,0085	0,700	330
.	.	25X25X3 мм	0,0145	0,740	204
.	.	35X35X4 мм	0,0225	0,780	140
.	.	50X50X5 мм	0,0360	0,785	88
Кольца фарфоровые 8X8-1,5 мм. .	0,0045	0,640	570
Седлообразные элементы керамические 12,5 мм			0,710—0.760		
То же 25 мм			—	0,710	—
опреде-
Ке	ыо-»		5-I0-’		Ы0"»			5-10-"			ыо->		5-l0*‘			1		2			3	
К	180 000		36 000		18 000			3 600			I 800		360			180		90			61,5	
Re	4	5		6	7		8		9		1 10		15			20	25		30			35
X	47,9	39,7		33,7	29,6		26,5		24,3		22,4		16,8			13,7	12,0		10,7			9,90
Re	4 0	45		50	60	70		80		90		100		150		200		250		300		350
X	9,24	8,70		8,30	7,62	7,16		6,80		6,52		6,27		5,62		5,12		4,84		4,65		4,49
Re	400		450		500			600			"00				800			900			looo	
	4,37		4,29		4.21			4,07			3,97				3,96			3,81			3,74	
0-' г
6
4 в 1J) г 4 s 10
2.	Орошаемая насадка (ориентировочно)
ри А = 50; w, ssCWj np; 5< dr< 30 4- 35 леи) ДЯ
—-J— г^и + О.Об/О + дг;,;
• <ср ^1 ср
2g
А — плотность орошения жидкостью, ’/м’-ч;
к/, Пр—принимается по табл. 8-5;
d|. и е'—принимаются по табл. 8-6;
АС' = 2 273-Нср *
Тер’ *cp- Ш1 ср и * —см- диаграмму 8-15.
3 07
Раздел VIII
Диаграмма 8-17
Насадка — беспорядочно загруженный материал (кусковой и сыпучий слои из тел неправильной формы) при заданном d3
?= 7 кг /Л< d3?сух+дСл
<ср I ср	л
2g
75	15
где Х — ---h-/- ~ ~Ь 1—определяется по кривой X' = f(Re) на
ке V Re
графике а;
1 53
/г = -7Г5—определяется по кривой k == f (е') на графике б; е
0,45	и», cptf3
е-(1-.'П?	>	:
d3— средний диаметр тела, м;
е' — пористость (доля свободного объема), м’/м3— принимается по табл. 8-7.
ч — принимается в зависимости от /ср по § 1-3,6;
„ ^иых ^вх	Gix + ^вых
А;, —2 273-|-/ср ’ 'ср- 2	’
7.	273-Нср
7ср- <сп . wi ср — 273-ь/8Х •
1 + 273
Таблица 8-7
	Вид материала	» 3 43 3(	•'Л м1
	Антрацит ....	1-2	0,485
	я	•	«	•	•	3—5	0,466
	W		•		•	5—7	0,466
	. ...	7-12	0,457
	. ....	12—18	0,465
	. ....	18-25	0,475
	Аггломерат . . .	10—20	0,480
		20-30	0,488
	•	из вра-		
	щающейся печи	30—50	0,490
	Глинозем ....	1-3	0,500
	» ....	3-5	0,500
	- ....	9-10	0,520
	Грунт 		0,517	0,355
	. ....	0,600	0,343
	а	......	0.715	0,352
	-	0,800	0,378
	. ....	0,915	0,394
	-	1.10	0,401
	н	.	.	.		“	1,22	0,397
	н	.......	1,45	0,400
	- ......	1 .81	0,395
	Кокс		10-30	0,435
	- . . .	20-50	0,457
	. . . .	30-50	0,477
	. 		08	0,513
	ПЖ газовый . .	5—7	0,466
		5-7	0,500
		7—12	0,466
		12-8	0,466
	Селикогель КСМ	3-5	0,490
	Сланец ....	7—12	0,575
		18-25	0,575
	Уголь тощий . .	4-6	0,488
	а	н	5-7	0,442
	 » • •	7—12	0,447
	в		•	•	12—18	0,460
308
Раздел VIII
Диаграмма
8-17
Насадка—беспорядочно загруженный материал (кусковой и сыпучий слои из тел неправильной формы) при заданном d3 (продолжение)
«)
2	3	4
49,2	34,6	26,2
4-10	5-10	6-10
5,25	4,62	4,20
6- 10s	7-10»	9-10а
1,74	1 .68	1,59
5
22,7 7-10
3,85 10*
1,55
S ~ rs <£ w СЛ e O'. S', e a> «
I'	0,20	0.25	0.30	0.35	0.4'1
k	1 330	520	238	128	69,8
1*	0.45	0,50	0.55	0,60	0.65	0,70
k	44,3	27,8	18,8	13,1	9,45	6,83
309
Раздел VIII
Диаграмма 8-18
(Насадка—сыпучий слой сферических (зернистых) тел или пористый цементированный слой из зернистого материала (постоянного диаметра)
= ЛХ'-^+д^ аз
?=
Tcp'^l ср 2g ,	30 , 3	,
где Л.'—+ ^ о~+0.3 — определяется по кривой X'=f(Re) на графике а (стр. 311);
1,53 k---—определяется по кривой k = на
графике б;
0,45 w.d, Re =(!_..)/? ~ d3— диаметр зерна, л;;
*'— пористость (доля свободного объема), ;
л
е' = 1 —------------------ -	-
6(1 — cos 6) К 1 4- 2 cos 9
ся по табл. 8-8;
определяет-
Таблица 8-8
0«	60	64	68	72	76	80	84	90
е'	0,260	0,320	0,365	0,405	0,435	0,455	0,470	0,476
•*	0,20	0.25	0,30	0.35	0.40	0.45	0,50	0.55	0.60	0.65	0.70
к	1 330	520	238	128	69,8	44,3	27,8	18,8	13,1	9,45	6.38
Д,/- 2 273 +/ср
ZBX + /вых_____________Т»
fcp= 2	: ТсР 'ср 
I 4- ——
1	273
273-Нер ср - “Ч 273 + tBX
ч—принимается в зависимости от /' по § 1-3,6.
310
Насадка—сыпучий слой сферических (зернистых) тел или пористый цементированный слой из зернистого материала (постоянного диаметра) (продолжение)	Раздел VIII Диаграмма 8-18
Re	Ы0-»	5-Ю*3	ыо-*	5«!0“»	1-10-‘	5-I0-"	1	2	3	4	5
X'	30320	6 125	3 064	634	313	65,2	33,3	17.2	П.7	8,93	7,30
Re	в	7	8	9	10	2-10	3-10	4-10	5-10	6-10	7-10
X'	6,20	5,05	4,75	4,30	3,90	2,17	1,57	1,28	1,10	0,97	0,88
Re	8.10	9-10	10»	2. Ю*	з-ю*	4-10*	5-10*	6-10*	7-10*	8.10*	10*
X'	0,81	0.77	0,72	0,52	0,46	0,42	0,40	0,38	0,37	0,36	0,35
'3.11
Раздел V1H
Диаграмма
8-19
Насадка — пористая среда, связанная (не зернистая)
312
Раздел VIII
Диаграмма
8-20
Насадки — керамические кольца Рашига
сухие и орошаемые
№ 1. Кольца уложены трубчаткой
1. Сухие насадки

□SDDDDD-f
8 □□□□□□ L-
□□□□□□ I
Т а б л и ц’а 8-10
A,	“’1 пр- м1сек
Он- 10	2,0
15+25	1,5
ЗОн-50	1.0
' 7ер<р ‘'Г’"
2g
“'l сп^Г
№ 1: а) 0,4 • 10* < Re —— Р,	<8-10»:
3,12 Re0.375
— определяется в зависимости от Re по
№ 2. Кольца уложены в шахматном
порядке
б) Re
кривой Л5 /;
>8-10’;
Таблица 8-11
Л. м,/м,-ч	“"1 пр-
0+10	1.5
15 + 20	1.2
30 + 50	0,8
Xs 0,10 = const
№ 2: а) 0,4-10’ < Re < 6- 10’:
9,2 Re0,375
— определяется в зависимости от Re по кривой № 2;
б) Re >6-10’;
As 0,34 = const
Таблица в-12 		 КС						4.10s | 6-10» 1 8-10« | 10» |1.5-10»	2-10’	4-10»	6.10’	8.10s
"и, мм	<ГГ, м	•«	1	1	S. м’/м’	№ 1				
50 80 100 150 200	0,027 0,036 0,048 0,075 0,100	0,73 0,72 0,72 0,72 0,72	1,36 1,39 1,39 1,39 1,39	1,85 1,93 1,93 1,93 1,93	X | 0,33 | 0.28 | 0,25 | 0,23 10,20| 0,18 10,14 |0,12 | 0,11 108 —,	№ 2 —	X ] 0,98 | 0,84 | 0,75 1 0.70 ( 0,60 | 0,53 | 0,41 | 0,36 | 0,34					
2. Ооошаемые насадки (ориентировочно) (при Я <50; и», < tt>j пр)
Тер 1 ср 1
2g
где А — плотность орошения жидкостью, м3/мг-ч;
tt'i пр — принимается по табл. 8-10 и 8-11;
^вых ~ ?нх	7 в х + ^вых
Д’/ = :- 273-Нср; 'ср- 2	’
То	273/ср
Ycp = —ТГ- “’1ср = «’Х27зТ^:
1 + 273
v—принимается в зависимости от Т по § 1-36;
Л,- и «'—принимаются по табл. 8-12.
3J3
Раздел VIII
Насадки хордовые из деревянных реек; сухие и орошаемые
Диаграмма 8-21
№ 1. Хорды уложены параллельно
I. Сухая насадка
ДЯ , I. 1
Y tt,?	dp *
I ср""1 ср	1
2g
W, -п^Г '
№ 1: a) 4-10=<Re = —- р < 1°*:
,	3,12
Л = ~peb.37s —определяется в зависимости от по кривой 1 (стр. 315);
Re
№ 2. Хорды уложены накрест
6) Re > 10*:
XgO, 10 = const
Ш1св</Г 1 № 2: а) 4-10г< Re = —10*
X = К 0 375 — определяется в зависимости от Re по кривым 2 для решеток различных номеров (стр. 315);
k\ — принимается по табл. 8-13;
б) Re > 10*:
Х = Х’—принимается по табл. 8-13
Таблица 8-13
№ решетки	"м- ММ	а0. мм	Л. лл	dp ММ	dr-м	е'	Г	1	’ S. Ж’/Л’	/ *1	X»
1	10	10	100	22	0,022	0,55	1,82	3,31	100	4,4	0,14
2	10	10	50	22	0,022	0,55	1,82	3,31	100	5,7	0,18
3	10	20	100	41	0,041	0,68	1,47	2,16	66	6.7	0,21
4	10	30	100	63	0,063	0,77	1,30	1,69	49	8,5	0,26
314
Насадки хордовые из деревянных реек; сухие и орошаемые (продолжение)	Раздел VIII Диаграмма 8-21
Re	4» 10*	6.10»	8-10’	10»	1,5.10’	2-10»	4-10’	6.10’	8-10»	10»	№ 1
Re0-375	9,5	10,9	12,3	13,3	15,5	17,3	22,5	26,3	29,8	31,6	
X	0,33	0,28	0,25	0,23	0,20	0,18	0,14	0,12	0,11	0,11	
X	| 0,46	| 0,40	Р е 0,35	ш е т к 0,33	а № 1 0,28	0,25	0,20	0.17	0J5	0,14	
*	0,60	0,52	Ре 0,46	шетк 0,43	а № 2 0,37	0,33	0,25	0,22	0,19	0,18	№ 2
*	0,70	0.6!	Ре 0,54	шетк 0,50	а № 3 0,43	0,39	0,30	1 0,25	0,22	0,21	
X	| 0,90	| 0,78	Решетка Яг | 0,69 | 0,64 | 0,55			0,49	| 0,38	0,32	0,28	| 0,26	
2. Орошаемая насадка (ориентировочно) (при л <50; и»1<и>) пр) ДЯ /. 1
Y Л ~Х dге'’(1 +'/Л) + Д:ь
• ср I ср	1
2g
где А — плотность орошения жидкостью, мг1м2-ч; *' = 0,04— для № 1 и 0,06 — для № 2;
®1 пр — принимается по табл. 8-14.
0 *вых fnx . ^вх "Ь 'вых 273-Нср '	2	:
Ь	273-Нср
ТСР=14-Л₽ 1	273 + 'вх’
"Г 273 dr и е'—принимаются по табл. 8-13;
v — принимается в зависимости от tcp по § 1-3,6
	Таблица 8-14 А М*!м*-Ч	|	0-5-10 I 10 4-25 | 254-50
№ I
И’/1пр	I	2,0	I	1,5	I	1,0
м/сек	I	’	I	I
№ 2
to	I	ь»	I	»•’	|	°-5
315
Раздел VIII
Диаграмма
8-22
Насадки регенераторные (печные)
Насадка конструкции Стальпроекта
б) Re > 700:
С = 2/. + ДС,
Насадка заборного типа системы
В. Е. Грум-Гржимайло
a) Re =^^<1 000: с=^Г5-г/. + ^
б) Re > I 000:
3
5 = Re0,33dp8 'о + Д’'
^вых — «пх	«вх+^вых .
д;, —2 273-нср ' * *с’в 2
• у Т.	273+«ев
Тер	2ср •’ Woср - W0 вх 273 +1п ;
* + 273
*—принимается в зависимости от /ер по § 1-3.6;
РАЗДЕЛ ДЕВЯТЫЙ
ДВИЖЕНИЕ ПОТОКА ЧЕРЕЗ ТРУБОПРОВОДНУЮ АРМАТУРУ И ЛАБИРИНТЫ
(коэффициенты сопротивления вентилей, задвижек, клапанов, лабиринтов, компенсаторов)
9-1. ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Ft— площадь проходного сечения (сечения подводящего трубопровода) запорного устройства или зазора ячейки лабиринта,
Ио--периметр сечения, .и;
F., — площадь сечения камеры ячейки лабиринта, м2-,
[)„ — диаметр проходного сечения запорного устройства, м.;
0г — гидравлический диаметр сечения, м",
/i — высота подъема задвижки, клапана, м\ hK — высота камеры ячейки лабиринта, .и;
/ — длина зазора лабиринта, м\
5 —длина свободной струи (длина камеры ячейки лабиринта), м\
оо — полуширина зазора для лабиринта с двойным углублением или ширина струи для лабиринта с односторонним углублением, м;
о.р полуширина свободной струи в конце камеры (или соответственно ширина струи), лг,
ta0— средняя скорость потока в проходном сечении запорного устройства, в зазоре лабиринта и в сложной фасонной части, м/сек-,
pt — абсолютное давление перед запорным устройством, кГ/м2-,
р, —абсолютное давление за запорным устройством, кГ/м2',
Д/7 —потеря давления (сопротивление), кГ/м2\ - — коэффициент сопротивления.
9-2. ПОЯСНЕНИЯ И ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ
1.	Величина коэффициента сопротивления запорных (дроссельных или регулирующих)
устройств зависит от их конструкции и конфигурации внутренних клапанов, определяющих прямолинейность потока, постоянство сечения и т. д. Качество выполнения внутренней полости оказывает влияние на коэффициент сопротивления также и запорного устройства.
2.	Строительная длина некоторых типов вентилей и задвижек не меняется пропорционально размеру ее проходного сечения, поэтому при изменении диаметра этого сечения не сохраняется полное^ геометрическое подобие. Кроме того, шероховатость отливки корпуса относительно тем больше, чем меньше ее размер. Вследствие этого сопротивление некоторых вентилей и задвижек меняется с изменением диаметра прохода, при этом для вентилей больших размеров коэффициент сопротивления С растет с увеличением диаметра прохода, а для малых размеров С растет с уменьшением диаметра.
3.	Сопротивление задвижек аналогично по своей природе сопротивлению диафрагм, в которых после внезапного сжатия происходит внезапное расширение потока (рис. 9-1, а). Более сложное явление имеет место в клапанах, кранах и вентилях (рис. 9-1,6, в и г). Помимо внезапных сужений и расширений, здесь имеют место сложные обходы и повороты потока. Все это связано как с местными повышениями скоростей, так и отрывами потока, а следовательно, вихреобразованиями, что вызывает большое сопротивление этих элементов.
Сопротивление каждого типа запорного устройства в значительной степени зависит от положения закрывающего органа.
4.	Для уменьшения габаритов задвижки, а также величины усилий и моментов, необ-
317
Рис. 9-1. Схематическая картина потока в запорных и регулирующих устройствах.
а—задвижка; б — дроссель.-клапан; 'е — тарельчатый клапай; г —вентили.
ходимых для управления ею, применяется сужение сечения прохода в корпусе задвижки. Сужение обычно выполняется симметричным, но при одностороннем направлении движения потока может выполняться и несимметричным (см. Гуревич [Л. 9-6]). Сужение прохода увеличивает коэффициент сопротивления задвижки.
5. Наиболее совершенную конструкцию запорного органа с точки зрения величины гидравлического сопротивления имеет прямоточный вентиль. Коэффициент сопротивления вентилей такого типа существенно зависит ш0Рг
от числа Рейнольдса Re = —. При этом в области малых значений Re по мере его возрастания происходит заметное уменьшение ч, которое достигает минимума при Re = -5-Ю4. Дальнейшее увеличение числа Рейнольдса сопровождается замедленным ростом коэффициента С, а при очень больших коэффициентах сопротивления становится постоянным и независящим от этого числа.
6. Коэффициент сопротивления прямоточного вентиля в зависимости от степени подъ-
Л	,
ема клапана -=г может быть определен по
формулам, предложенным Муриным [Л. 9-12]:
а) при DO = 38 мм'
б) при Do = 200 мм
ьн _______1,0,51
при полном открытии клапана в Da — 25 ч- 200 мм
ДИ _ 5,2
Pg-5 ’
2g
пределах
(9-3)
7. Коэффициент сопротивления подъемных клапанов некоторых типов может быть определен по следующим формулам, предложенным Бахом [Л. 9-18]:
а) тарельчатый клапан без нижнего направления в пределах
где £,т — ширина закраинки тарелки, л«;
(9-4)
318
б) тарельчатый клапан с нижним направлением в пределах
0,125<0,25 и 0.1 <4<0,25 I/O	Ь'о
' = =(0.» + 1.0) [ 0.55 + 4 (4. - »1)+
2g
।______1,73
(9‘5> \ Dj V Dt)
где 5Л— ширина лапки направляющей (см. диаграмму 9-14);
i — число направляющих ребер;
в) конусный клапан с плоской нижней поверхностью в пределах 0,1	< 0,25
ь
и при -^- = 0,1
f 4// «с 0,8 । 0,14	/QR)
о. I О.)
YBX — удельный вес газа перед запорным устройством, kz)mz\
/гсж — поправка на сжимаемость газа, зависящая от отношения абсолютных давлений р0 перед запорным устройством и Pt за ним:
^=1—Д".	(9-10)
Ро Ро	k '
Получаем следующие значения поправки: а) при у >0,9 или ДА/ <0,1ро
Асж- Ь0;
или приближенно (см. Аронович [Л. 9-3]):
г) конусный клапан с конусообразной опорной поверхностью в пределах 0,125 <
k
сж
А// X2 ’
(9-12)
C=^=°'6+Av; (9-7)
~9а	\ D»J
д) шаровой клапан с шаровой опорной по-д
верхностыо в пределах 0,1 <-=-< 0,25
£/0
Г— Mi _о 7	0.8 I 0,14
rtf ~ А+ЛАГ D, I Da)
(9-8)
8.	Так как движение газа через запорные устройства сопровождается большими потерями давления, то значительно меняется н плотность газа. Это следует учитывать при определении сопротивления устройства по формуле (см. Гуревич [Л. 9-6]):

(9-9)
где wObx — средняя скорость потока перед запорным устройством при давлении ра, м!сек',
где ( —	—критическое отношение давле-
\Л'о/хриг
ний за и перед запорным устройством, при котором скорость потока в узком сечении становится равной местной скорости распространения звука; для случая воздуха и двуатомного газа ( —)	=0,53 и
\Р» /крнт
1—=0,47.
\/’»/крит
Подсчет ДА/, и /гсж производится методом последовательного приближения.
9.	Коэффициент сопротивления кольцевого затвора, устанавливаемого на водосбросных трубах, не зависит от горизонта нижнего бьефа Лб (рис. 9-2,а), т. е. он одинаков как при истечении в атмосферу, так и при истечении под уровень (см. Ролле [Л. 9-14]). При помещении кольцевого затвора в специальной камере, обеспечивающей надежное гашение кинетической энергии потока в нижнем бьефе (рис. 9-2,6), коэффициент сопротивления затвора несколько меняется (см. диаграммы 9-17 и 9-18).
319
10.	В лабиринтном уплотнении с односторонним расположением промежуточных ножей на одном уровне, перетекание потока происходит прямолинейно. При этом при входе в первый зазор (рис. 9-3, а) поток сжимается как в случае входа в прямой канал, заделанный заподлицо в стенку или как при перетекании через отверстие в тонкой стенке. Входя в камеру лабиринта, струя расширяется и 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, втекает во второй зазор. Присоединенные же массы окружающей среды, отделяясь в конце камеры от ядра потока и совершая циркуляционное движение в пространстве камеры, вновь подмешиваются к струе. Так как ядро постоянной массы перед входом во второй зазор обладает большой кинетической энергией, степень сжатия потока на входе здесь уже получается меньшей, чем при входе в первый зазор.
II.	Сопротивление ячейки лабиринта (рис. 9-3, а) вызывается потерями на трение в зазоре и потерями энергии в ядре 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
«А 8. ’
то струя, выходящая из зазора в камеру, заполняет все сечение. В этом случае сопротивление обусловливается: 1) потерями на трение в зазоре, 2) потерями на удар при внезапном расширении и 3) потерями на вход в следующий зазор.
По данным Абрамовича [Л. 9-1]
=2,4^^ + 1.	(9-13)
Оо	оо 1
где астр — коэффициент структуры (турбулентности) потока, принимаемый здесь 0,1.
12.	В лабиринтных уплотнениях с выступами или со ступенчатым расположением ножей струя при больших (по отношению к зазору) размерах камер между ножами после сжатия в зазоре направляется к выступу ла-
Рис. 9-2. Кольцевой затвор водосбросной трубы, и —схема потока; б — конструкция затвора.
6)
Рис. 9-3. Картнна потока в лабиринтах.
а — ятеЛкз простого лабиринта: б— лабнрпнт с криаолИпеЛам» перетеканием потока.
320
бнринта (рис. 9-3,6). Здесь она отклоняется на 90э и течет прямо до нижн±й стенки камеры. Далее, огибая камеру, струя течет вдоль второго канала, направляясь ко второму зазору. В камере лабиринта неподвижные массы из окружающего пространства увлекаются протекающей струей, вследствие чего возникает движение этих масс, и при jtom образуются вихревые области. Наличие выступов между ножами лабиринта удлиняет путь свободной струи, что еще более 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.
13.	Коэффициент сопротивления лабиринтов с продолговатым зазором вычисляется по следующим формулам, полученным автором |Л. 9-9]:
,	hK~^ 9гп
при «;><
C==“5’== 1 -Н'+гДа, Н- ч'&,-|-чтр),
2g
(9-14)
где а,, Ьх — коэффициенты, зависящие от относительной длины ячейки лабиринта и определяемые по соответствующим графикам диаграммы 9-19;
’ ^ = 1^--коэффициент сопротивления тре-
ния зазора;
Л — коэффициент сопротивления единицы относительной длины зазора, определяемый по данным диаграмм 2-1 — 2-5;
С' — коэффициент смягчения входа, учитывающий влияние формы входной кромки зазора; он определяется по данным диаграмм 3-3 и 3-6 в зависимости от степени закругления или среза кромки входа;
С — —5- — 1 +*'-|-2'(аа4-ч'д34-ч ),
2g
(9-15)
где
(9-16)
(9-17)
14.	Коэффициент сопротивления лабирин тов гребенчатой формы вычисляется по другим формулам, полученным автором ]Л. 9-9]-
hK 8ГО
а)	при т;>-^
С=-^-	(9-18)
~2g
где cl,di — коэффициенты, зависящие от относительной длины ячейки лабиринта S/80 и определяемые по соответствующим графикам диаграм мы 9-20;
б)	пои у<
6, о„
15. Структура потока в сложных фасонных частях труб и каналов, в которых на очень близком расстоянии друг за другом расположен ряд резких поворотов, внезапных расширений и сужений, обходов и т. п., а также вход и выход в неограниченное пространство (см. диаграммы 9-23 — 9-25) во многом аналогична структуре его в изогнутых каналах, в диафрагмах и в лабиринтных уплотнениях с большими зазорами.
При оценке сопротивления таких сложных фасонных частей необходимо учитывать взаимное влияние отдельных элементов этой фасонной части, значительно повышающее об-. щее сопротивление по сравнению с простой суммой сопротивлений ее отдельных элементов. Это сопротивление увеличивается во многих случаях в 3—5 и более раз.
16. Если сложная фасонная часть служит в качестве лабиринтного уплотнения, сопротивление ее является полезным, так как с
21—655
321
увеличением сопротивления увеличивается эффективность ее работы (уменьшается просос воздуха через него). В прочих случаях, например, когда усложнение фасонной части диктуется ограниченностью габаритов установки, сопротивление является вредным и его следует уменьшить. Потери в таких фасонных частях могут быть значительно снижены за счет расширения отдельных ее поперечных сечений. Весьма эффективными с
точки зрения уменьшения сопротивления являются направляющие лопатки, установленные на поворотах с острыми углами (см. § 6-2). При этом такое мероприятие не требует изменения размеров фасонной части. Сопротивление заметно снижается также при закруглении углов поворота.
Для препятствий неправильных форм, устанавливаемых в потоке, полезно устройство обтекателей.
9-3. ПЕРЕЧЕНЬ ДИАГРАММ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ РАЗДЕЛА IX
Наименование диаграммы	Источник	Номер диаграммы	Примечание
Задвижка простая		Идельчик [Л. 9-8], Вейсбах [Л. 9-22]	9-1	По формуле для диафрагмы; данные опыта
Задвижки типа „Лудло*		Идельчик	9-2	По опытам автора
Задвижка с симметричным сужением . . .	Гуревич [Л. 9-6]	9-3	Опытные данные
Клапан дроссельный 		Вейсбах [Л. 9-22]	9-4	То же
Кран пробочный 	 Вентиль стандартный с делительными стен-	То же	9-5	 •
ками		Бах [Л. 9-18], Эрлих [Л. 9-17]	9-6	 «
Вентиль „Косва" 		То же	9-7	
Вентиль прямоточный 	 Вентили н задвижки различные при полном	Мурин [Л. 9-12]	9-8		в
открытии 		Бах [Л. 9-18], Эрлих [Л. 9-17]	9-9		н
Захлопка 		Аронович и Слободкин [Л. 9-4]	9-10 9-11	"	v
Клапаны регулирующий двухседельный .	Гуревич [Л. 9-6]	9-12	Формула дана автором
Клапаны обратный и всасывающий с сеткой Клапан тарельчатый без нижнего надрав-	Кузнецов и Рудомино [Л. 9-11], Френкель [Л. 9-16]	9-13 9-14	Ориентировочно
леиия 		Бах [Л. 9-18], Френкель [Л. 9-16]	9-15	Формулы приближенные
Клапан тарельчатый с нижним направлением Клапан конусный с конусообразной опор-	То же	9-16	Го же
ной поверхностью 	 Клапаны конусный с плоской нижней поверхностью и шаровой с шаровой опор-	« я	9-17		V
ной поверхностью 			9-18	
Затвор кольцевой (свободный)		Ролле [Л. 9-14]	9-19	Данные опыта
Затвор кольцевой (в камере)	 Лабиринтное уплотнение с удлиненным за-	То же	9-20	« •
зором		Идельчик [Л. 9-9]		Расчетные формулы
Лабиринтное уплотнение гребенчатой формы	То же	9-21	
Компенсаторы		—		Ориентировочно
Змеевики	•	 Перетекание сложное из одного объема в	Аронов [Л. 9-2]	9-22	Данные опытов
другой через колено 90J 	 Перетекание сложное из одного объема в	Идельчик	9-23	То же
другой через удлиненное колено 180° Перетекание сложное из одного объема в	•	9-24	« •
другой через различные лабиринты . .	1»	9-25	J	в
322
Раздел IX
Диаграмма
9-1
9-4. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Задвижка простая
I. Цилиндрическая труба
2. Прямоугольная труба
h.'Do	0	0.10	0.125	0.2	0.3	0.4	0.5	0.6	0,7	*0,8	0.9	1.0
1, Цилиндрическая- труба
0	—	0,16	0,25	0,38	0,50	0,61	0,71	0,81	0,90	о,*л.	1,0
оо	—	97,8 2.	35,0 П р я	10,0 4 О у Г	4,60 э л ь и	2,06 1 я Т |	0,98 у б а	0,44	0,17	0,06	0
	193	-	-	.7.»	8J2	4.07	2,08	0,95	Ч?	0,09	

353
Раздел IX
Диаграмма
9-2
Задвижка типа „Лудло“
Л о.	0.25	0.3	0.4	0.6	0.6	0.7	II S	0.1»	1.0
	30,0	22,0	12,0	5,30	2,80	1.50	0,80	0,30	0.15
0.2
Ю
Раздел IX
Задвижка с симметричным сужением
Диаграмма 9-3
ДЯ £ = 	=— — принимается по таблице X				
Do. мм	300	300	200	2S0
D„	0,67	0,67	0,75	0,80
L Dt	2,50	1,68	1,33	1,50
	1.45	1,80	0,60	।
324
Раздел IX
Клапан дроссельный
Диаграмма
9-4
———определяется по кривым Г = /(Зе).
Ywo
2g
8 S
325
Раздел IX
Кран пробочный
Диаграмма
9-5
ДЯ
2g
— определяется по кривым С — f (6°)
326
Раздел IX
Диаграмма
9-6
Вентиль стандартный с делительными стенками
по кривым 5 = f (Ро)
1. Делительные стенки под углом 45°
De. мм	J3	20	40	80	100	150 200	250	300	350
С	10,8	8,00	4,90	4,00	4,10	4,404,70	5,10	5,40	5,50
2. Делительные стенки вертикально
D„. мм	13	20	25	30	40	50
	15,9	10,5	9,30	8,60	7,60	6,90
ДА/
2~ —определяется 7®о
2g
Раздел IX
Вентиль„Косва"
Диаграмма 9-7
1. С суженным на 30% сечением седла (по ________________стрелке а)
D0. мм	60	80	100 |	150	200	250	300	350
С	2.70	2,40	2,20	1,86	1,65	1,50	1,40	1,30
2. С полным сечением седла
Т а’б’л и ц а 9-1
D, в люЛмах	С (течения по стрелке а)	С (течения по стрелке б)
1 1 1/4 1 1/2	1,80 2., 00 1,70	1,70 1,90 1,60
327
	Раздел IX
Вентиль прямоточный	Диаграмма 9-8
Pt, мм	25	38 | 50		65	75	I 100	| 125	150	| 200	1 250
с	1,04	0.85	0,73	0,65	0,60	0,50	0,46	0,42	0,36	0,32 р ч
, r. w<iD0
1.	Re= -^-^З-Ю5
А. Неполное открытие
a)	D, = 38 лл1 и 0,2 < J- < 0,8
„	Д//	. по . 0,084
vmi2 ~ ’"° ' 7~h * опресняется по графи-
W	1
к у а;
б)	De = 200 мм и 0,2 < ~~ < 1,0
Д/7	0.51
*—= ~	1 определяется по графику а.
Б. Полное открытие для диаметров D„-= 25 ч- 250 мм
ЬН 5,2
== " ,2 s у=у= определяется по графику б.
Раздел IX
Диаграмма
9-9
Вентили и задвижки различные при полном открытии

329
Захлоика
Раздел IX
Диаграмма 9-10
330
Клапан регулирующий двухседельный
Раздел IX
Диаграмма 9-11
0,7	0.8	0.9	1.0
1)„ = 25 ЛМ<
: | 70,0 | 22,0 I 11,5 | 7,40 | 5,60 | 4,60 | 4,00 | 3,60 | 3,30 j 3,20 О0 = 50 Л1.«
ъ | 70,0 | 22,5 | 13,0 | 9,00 | 6,75 | 5,60 | 4,95 | 4,50 | 4,10 | 4.00 /Л = 80 мм
С | 70,0 | 23.0 | 13,5 | 9,80 | 8,00 | 7,00 I 6,30 | 5,80 | 5,40 | 5,25 D„ = 100 мм
« | 70,0 | 23,5 | 14,0 I 10,5 | 8,50 | 7,50 I 6,80 I 6,20 | 6,00 | 5,80
Da = 150 мм
С | 70,0 | 24,1 | 14,5 | 11,0 | 9,00 | 8,00 | 7,40 | 6,80 |6,50| 6,30
I ’
331 
Клапаны обратный и всасывающий с сеткой
Раздел IX
Диаграмма 9-12
Раздел IX
Клапан тарельчатый без нижнего направления
_ Диаграмма 9-13
ии	vo	•	gltl графику а; „	°.155	аю	 OJ8	Q2O	агг	ам	ан «м .. ага <>)		022	вл
₽о —. г .. определяется но графи-ку б.	о.ю	0.12	о.и	0,16	0.18	0,23	0,22	0.24	0./'
Формула верна в пределах: h	bT	» 0.1 <	< 0,25; 0,1 < —< 0,25.	?0	15,5	10,8	7,90	6,05	4,78	3,87	3,20	2,69	2.48
332
Раздел IX
Диаграмма
9-14
Клапан тарельчатый с нижним направлением
»т о»	0,10	0,12	0.14	0.16	0.18	0.20	0.22	0.24	0.25
“о	0,55	0,63	0,71	0,79	0,87	0,95	1,03	1.11	1,15
где =’0,55 + 4
фику а;
определяется по графику б;
1,73
определяется по графику в;
определяется
по
гра-
i — число ребер; Fn— истинная площадь хода.
Формула верна в пределах:
h	br
0,125 <=-<0,25; 0,10 <	<0,25.
• 'О	*'о
про-	h Do	.0,125	0.14	0.16.	0,18	0,20	0.22	0.24	0,25
		111	88,4	67,5	53,5	43,3	35,8	30,0	2,77
333
Раздел IX
Диаграмма
9-15
Клапан конусный с конусообразной опорной поверхностью
Формула верна в пределах 0,125 < ус—<0,4. '-'о
Л/Оо	1 0.10	| 0.15	0.20	0.25	0.30	0,35	0,40
и *»	15,6	7,27	4,35	3,00	2,27	1,82	1,54
Клапаны конусный с плоской нижней опорной поверхностью и шаровой с шаровой опорной поверхностью
Раздел IX
Диаграмма 9-16
„	0,8
где Рг —определяется по кривой
,	°>14
j>, = (h/Dji определяется по кривой ?a=f2(/i/Z>»).
Формула верна в пределах
Л	0.10	0.12	0.14	0.15	0,18	0.20	0.22	0,24	0.25
	8,00	6,66	5.71	5,00	4,44	4.00	3,63	3,33	3,20
	14,0	9,73	7,15	5,46	4,32	3,50	2.90	2,43	2.24
334
Раздел IX
Раздел IX
Диаграмма 9-18
Затвор кольцевой (в камере)
I
335
и =
где
S
определяются по графику а;
/ 9
И b.t = 1 —
К
зазора; Fo—площадь сечения зазора;
/^ — площадь поперечного сечения камеры.
а.
определяются по графику 5;
С' определяется как \ ~ f
на диаграмме 3-3;
при r/d0 = 05' = 0,5;
;тр = к//ог;
К определяется по диаграммам 2-14-2-5;
г — количество ячеек лабиринта; £>|--гидравлический диаметр
5/J.		Ь,
0	0	0
5	0,15	0.08
10	0,28	0,16
20	0,53	0.31
30	0,65	0,40
40	0,73	0,47
50	0,78	0,52
60	0,82	0,55
70	0,84	0,58
80	0,87	0,59
90	0,87	0,61
100	0,87	0,63
	0	0.!	0.2	0.3	0.4	0.5	0.6	0.7	0.8	0.9	1.0
аг	1,0	0,81	0,64	0,49	0.36	0,25	0,16	0,09	0,04	0,01	0
ь.	1.0	0.90	0,80	0,70	0,60	0,50	0,40	0,30	0,20	0,10	0
336
Раздел IX
Лабиринтное уплотнение гребгнчатой формы
Диаграмма 9-20
	0	0.1	0.2	0.3	0.4	0.5	0.6	0.7	0.8	0.9	1.0
cd	2,92 2,92	2,50 2,81	2,05 2.68	1,67 2.54	1,32 2,39	1,00 2,25	0,72 2,09	0,47 1,92	0,27 1 .73	о.н 1,50	0 1.0
й—г55
337
Раздел IX
Диаграмма
9-21
Наименование компенсатора
Сальниковы.)
Лирообразный, гладкий
П-об раз и л л
Компенсаторы
Схема
Коэффициент сопротивления I =-----------т—
''-В
Волнистый (многоволновой)
Лирообразный с фальцами R о	г г
Лирообразный из волнистой трубы
-^S5; -^-=3,0 а 'а
Do. лгл<	SB	100	200	ЗОЭ	400	5Ю
*э	1.7	1.6	1.6	1,8	2,1	2.3
						
£)0, мм	so	103	200	здо	<00	500
5	1,7	1.8	2,0	2.2	2,4	2,6
О0. мм	во	100	ил	300	<00	ЕМ
	2,0	2,2	2.5	2.8	3,1	3,5
						
Г)о, мм	50	100	200	300	400	я>
с	3,0	3,3	3.7	4.2	4,6	5.0
D,. мм	50	100	| 200	3ft)	400	503
С	2,0	2,1	| 2,3	2,5	2.7	2.9
338
Раздел IX
Диаграмма 9-22
Змеевики
2g
—определяется по диаграмме 6-3
Раздел IX
Перетекание сложное из одного объема в другой через колено 90°
Диаграмма 9-23
Характеристика колена
Схема
Коэффициент сопро-типления С =--=-
2% 2g
«BXS4,8
пых = 3,7
«3X^12,8
W-S2.3
С входным (выходным) участком длиной /0 = д0, без лопаток
То же, но с лопатками
^х = 4-3
вых == 3’7
?вх = 2.3
22’
339
Раздел IX
Диаграмма
9-24
Перетекание сложное из одного объема в другой через удлиненное колено 180°
1. С экраном; — = 1,0
я0	0,2	0.4	0.8	1.2	1.0	2,0	2.4	2Л
lj Вход
С I “.3 | 4,6 | 4,3 | 4,3 | 4,3 | 4,3 | 4,4 | 4,4 2) Выход
?	| 13 | 7,6 | 6.8 | 6,6 | 6,3 | 6,1 | 6,0 | 5,9
2. Без экрана
Ь/аа	0.5	0.6	О.Я	1.0	1.2	и
1) Вход
; | 9,5 | 8,0 I 5,8 | 4,4 | 3,6 I 3.2
2) Выход
?	| 12,0 | 10,1 | 7,4 | 5,7 | 4,6 | 4.1
К диаграмме 9-25
3. Колпак с прямым участком
Ь/ая	0.5	0.6	0.8	1.0	1.2	1.4
1) Вход
С	I	13,5	I	12,0	I 9,0 I	7,4 |	6,6 I 5.9
* 2) В ы х о д
?	|	13,0	|	П.7	| - 9,5 |	8,0 |	7,1 | 6,3
Раздел IX
Диаграмма
9-25
Перетекание сложное нз одного объема в другой через различные лабиринты
1. Колено 180° короткое
1. Колено короткое 180°
2. Колпак с трехсторонним входом (выходом)
л Колпак с прямым участком на входе (выходе) (см. стр. 340)
, АН	с /Ь \
ч ——=- определяется по крив дм, = f (—— )
Y“»o	\ а» I
-g
Лк/“»	0,5	0.6	0.8	1.0	1.2	1.4
1) Вход
ч	|	11,0	I	9,0	I 6,7 I	5,5 I 4,9 I 4,5
2) Выход
5	|	17,2	|	14,5	| 10,2 |	7,4 | 5,8 | 5,1
А							
							
							
					ч2		
							
							
							
							
«4 Ц6 Ц! Ю U
2.	Колпак с трехсторонним входом
	0,18	0.2	0.4	0,6	0.8	1.0
5	13,3	1) Вх 12,4	ОД 6.2	5.7	5,6 | 5,5	
5	14,2	2) Выход 13,9 | 9,4		8.0	7,5 | 7,0	
РАЗДЕЛ ДЕСЯТЫЙ
ОБТЕКАНИЕ ТЕЛ ПОТОКОМ В ТРУБЕ (КАНАЛЕ) (коэффициенты сопротивления участков с выступами, распорками, фермами и другими телами)
10-1. ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Fo — площадь сечения участка трубы (канала) перед телом, ле3;
S —площадь миделева сечения тела (площадь проекции тела на поперечное сечение трубы), ле3;
По периметр сечения трубы или шахтного ствола (выработки), ле;
Dq—диаметр или сторона сечения трубы (канала), ле;
др
£)г = |р—гидравлический диаметр сечения 0 трубы (канала), м;
d —определяющий размер миделева сечения тела, ле;
I -общая длина рассматриваемого участка трубы, м\
/,, /2 - длина тела в направлении, перпендикулярном потоку, и соответственно расстояние между соседними телами, расположенными в продольном ряду, ле;
7= -Ь-	продольный калибр (относительное
м	расстояние между соседними те-
лами, расположенными в продольном ряду);
длина тела по потоку (хорда профиля тела), ле;
t
t — -.--удлинение тела;
и>0 - средняя скорость потока в трубе (канале) перед телом, MfceK\
Mi — потеря давления (сопротивление), А'Г/лг;
— коэффициент местного сопротивления тела, помещенного в трубе (канале);
сх — коэффициент лобового сопротивления тела;
ащ — коэффициент аэродинамического сопротивления шахтного ствола (выработки), кг  сек*(мЕ,
Re — число Рейнольдса трубы (канала); Re' — число Рейнольдса тела.
10-2. ПОЯСНЕНИЯ И ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ
1.	Сопротивление участков труб и каналов, в которых помещены тела, обтекаемые потоком, складывается из сопротивления собственно участка (для прямого участка это сопротивление трения) и сопротивления тела:
(КМ) 1ШП
где Суч — коэффициент сопротивления собственно участка; при прямом участке ’уч Sp>
" — коэффициент местного сопротивления тела, помещенного в трубе (канале).
2.	Коэффициент местного сопротивления одиночного тела, обтекаемого потоком в трубе, выражается через коэффициент лобового сопротивления этого тела по следующей формуле, полученной автором |Л. 10-5]:
з
з
342
где
с =-£-	(Ю-З)
2g “
-- коэффицэнт лобового сопротивления тела, зависящий от формы тела, числа Рейнольдса тела Re'=
—. —L и других параметров и определяемый поданным диаграмм 10-1—10-13;
Р —сила лобового сопротивления, кГ;
S — площадь миделева^ сечения тела, м1-,
d —диаметр или наибольшая ширина " миделева сечения тела, .и;
V —расстояние центра тяжести тела от оси канала, м\
W
k микс — отиошение максимальной скорости да“ потока в пустой трубе к средней по ее сечению скорости; оно зависит от показателя степени т (см. работу автора |Л. 10-1]) и дано в табл. 10-1;
т — число, зависящее от числа Рейнольдса Re = “^y-i	трубы при
установившемся профиле скоростей; оно дано в табл. 10-1;
- — поправочный коэффициент, учитывающий влияние формы и взаимное расположение отдельных тел; для плавных тел т = 1,0.
Таблица 10-1
Re	4-10»		2.5-10‘	2-10*	0 10»	3-10»
т	5	6	7	8	9	10
k	1,32	1,26	1,23	1,20	1.17	1,15
При числе Re>6-IOr* можно принять практически /п = 9, тогда k = 1,17, a kx — — ft’=|,6. Это значение kx верно для тел с очень малым отношением площадей ми-делева сечения и сечения трубы при < О пространственном обтекании. С увеличением 5, значение kx уменьшается, приближаясь к ‘ о единице. На соответствующих диаграммах настоящего раздела значения kx взяты при-
давления шара от числа Рейнольдса.
ближеннэ с учетом указанного обстоятельства.
3.	Лобозое сопротивление продолговатого тела обусловливается двумя факторами: сопротивлением трения и сопротивлением формы. Последнее является результатом отрыва потока от поверхности тела и вызванного этим вихреобразования. Соотношение между сопротивлением трения и сопротивлением формы тела, как и сами величины этих со-стазляющлх сопротивления, зависит от конфигурации тела и положения его в потоке (угла атаки), от шероховатости его поверхности и от числа Рейнольдса. Для тел плохо обтекаемой формы величина сопротивления трения весьма мала по сравнению с общим лобовым сопротивлением. Для удобо-обтекаемых тел величина сопротивления трения соизмерима с величиной сопротивления формы.
4.	Зависимость коэффициента лобового сопротивления таких тел, как шар, цилиндр и т. п., от числа Рейнольдса очень сложна (рис. 10-1). Наибольшее значение имеет место при очень малых числах Re'. По мере увеличения числа Рейнольдса коэффициент лобового сопротивления уменьшается, достигая при определенном значении Re' (порядка 2-Г-5-103; первого минимума. С дальнейшим увеличением Re' наблюдается небольшое возрастание ск до некоторого постоянного значения, которое сохраняется примерно до Re' = 1 -г- 2- 10s. После достижения этого
343
Рис. 10-2. Картина обтекания шара.
а — вязкое течение (без отрыва струи); б —обтекание, сопровождающееся отрывом потока.
значения Re' (критическое число Рейнольдса) происходит резкое падение коэффициента сх до второго минимума, который соответствует примерно Re'=5-10*. После этого минимума наступает следующее незначительное возрастание сх. Но, начиная примерно с Re'=10°, коэффициент лобового сопротивления принимает почти постоянное значение.
5.	При очень малых числах Re' режим обтекания указанных тел характеризуется отсутствием вихреобразования (рис. 10-2,а). В этом случае имеет место чисто ламинарное течение, при котором сопротивление тела определяется исключительно силами вязкости. Одновременно с увеличением числа Re' начинают сказываться силы инерции, которые приводят к отрыву потока от задней поверхности тела (рис. 10-2,6).
Отрыв потока при обтекании таких тел, как шар, цилиндр и т. п., вызывается теми же причинами, что и при движении в диффузоре, т. е. возрастанием давления вдоль потока за счет понижения скорости (§ 5-2). При этом при умеренных числах Re', когда пограничный слой еще ламинарен и характеризуется линейным распределением скоростей, дающим наибольшую толщину, отрыв потока от поверхности шара (цилиндра) начинается почти с наибольшего его сечения (рис. 10-3,а).
С дальнейшим увеличением числа Re' течение в пограничном слое переходит от ламинарного к турбулентному. В соответствии с этим толщина пограничного слоя уменьшается, а профиль скоростей в оторвавшемся потоке становится полнее, что приводит к обратному его прилипанию к поверхности шара (цилиндра). Поскольку же с увеличением числа Re' силы инерции продолжают расти, поток после этого прилипания опять отрывается, ио это уже турбулентный отрыв, происходящий на поверхности шара (цилиндра) дальше по потоку, за пределами его наибольшего сечения. Поэтому вихревая зона за шаром (цилиндром) получается значительно уже, чем при ламинарном отрыве рис. 10-3,6).
Рис. 10-3. Спектр обтекания шара.
а - ламинарный пограничный слой (ламинарный отрык);
6 -турбулентный пограничный слой (турбулентный отрыв).
6.	Переход течения в пограничном {слое от ламинарного к турбулентному соответствует критическому числу Re', при котором начинается резкое падение величины сх . Момент достижения наименьшей ширины зоны отрыва соответствует второму минимуму сх . имеющему место при Re's5-10s. Даль нейшее небольшое возрастание сх объясняется, вероятно, состоянием поверхности шара (цилиндра), которое начинает влиять на со противление вследствие значительного умень шения толщины пограничного слоя при больших числах Re'.
7.	Искусственная турбулизация потока, набегающего на обтекаемое тело, действует аналогично естественной турбулизации за счет простого увеличения числа Re', при этом критическая область, в которой наблюдается резкое падение коэффициента сх, смещается в сторону меньших чисел Re'.
Для плохообтекаемых тел величина не меняется (или меняется мало) с изменением числа Re' и степени турбулизации потока. Это наблюдается, начиная с момента преобладания инерционных сил над вязкими, так как для плохообтекаемых тел точка отрыва соответствует острым углам.
8.	Коэффициент лобового сопротивления цилиндра и других_ удлиненных тел зависит
д Л
от удлинения t = ~, при этом с увеличением t коэффициент лобового сопротивления возрастает.
9.	В случае наличия в одном сечения трубы нескольких тел (комплект тел, в общем случае — разных форм и размеров) суммарный коэффициент местного сопротивления
344
этих тел подсчитывается по следующей формуле:
•	з
где i - порядковый номер тела данного комплекта;
п — общее количество тел в комплекте.
10.	Лобовое сопротивление двух одиночных тел (шаров, цилиндров, пластинок и др.), устанавливаемых друг за другом по потоку, отличается от простой суммы лобовых сопротивлений этих двух тел, взятых изолированно одно от другого, при этом величина коэффициента сопротивления каждого из этих двух тел (или их суммарный коэффициент сопротивления) зависит от относительного расстояния (продольного калибра) 1 — -^- между ними.
“м
11.	В случае двух круглых цилиндров, расположенных по ротоку вплотную друг к другу, задний цилиндр погружается полностью в вихревую зону, создаваемую передним цилиндром (рис. 10-4), и поэтому он не
Рис. 10-4. Обтекание двух цилиндров, установленных вплотную друг к другу.
может вызывать лобового сопротивления. При этом разрежение, существующее за первым цилиндром, больше разрежения за задним цилиндром. Это приводит к тому, что разность давлений, получаемая у заднего цилиндра, вызывает появление силы, направленной против потока, вследствие чего сх заднего цилиндра получается отрицательным, а суммарный коэффициент лобового сопротивления обоих цилиндров понижается. С увеличением относительного расстояния между цилиндрами эффект подсасывания заднего цилиндра к переднему ослабляется. Но поскольку задний цилиндр остается в аэродинамической ютени“, т. е. в заторможенной и сильно турбулизированной зоне первого цилиндра, его коэффициент лобового сопротивления при дальнейшем увеличении / продолжает оставаться ниже cv изолированного
цилиндра, медленно приближаясь к этому-значению.
Пониженное значение сх получается не только для цилиндров, но и для любых тел. находящихся в аэродинамической «тени* впереди стоящих тел.
12.	Среднее значение коэффициента лобового сопротивления схср одного тела продольного ряда, состоящего более чем из двух тел, меньше среднеарифметического значения этого коэффициента с пары тел, так как коэффициент лобового сопротивления каждого из задних тел значительно меньше лобового сопротивления первого тела.
13.	В случае размещения в трубе комплектов тел, каждый из которых расположен продольными рядами, коэффициент местного сопротивления Л этого комплекта, взятого на участке в один калибр (за калибр принимается гидравлический диаметр сечения трубы), вычисляется по следующей формуле, полученной автором [Л. 10-5]:
^0 L	‘S C'vli
~^D-r	l~'	Vr)/1
з
где i — порядковый номер тела данного комплекта или, что то же, порядковый номер продольного ряда тел;
п — общее количество продольных рядов; cii; — коэффициент лобового сопротивления одиночного тела t-ro продольного ряда, определяемого в зависимости от формы профиля тела, числа Рейнольдса Re' и других параметров по данным диаграмм 10-1—10-13.
14.	Коэффициент гидравлического сопротивления всего комплекта тел на всем рассчитываемом участке L трубы равен:
ч=-^-=гА.	(Ю-6)
2g
Коэффициент сопротивления трения прямого участка трубы соответственно равен:
2g
345
Отсюда
<=5g-= <*+*„)£.	(««)
'28
где Лтр — коэффициент сопротивления трения единицы длины трубы, определяемый как Л по данным диаграмм 2-1 -2-5.
15.	Важным фактором, влияющим на коэффициент лобового сопротивления тела, является форма его профиля. Чем более обтекаемую ф >рму имеет тело, тем меньше отрыв потока и вихреобразование, а следовательно, меньше его лобовое сопротивление. Поэтому там, где это только возможно, следует применять тела обтекаемой формы. Удобообте-каемая форма профиля тела характеризуется плавно закругленной передней частью и более длинной клинообразной задней частью (рис. 10-5).
Чем резче происходит за миделем тела сужение профиля (и соответственно замедление потока), тем ранее вверх по потоку наступает отрыв его и тем интенсивнее вихреобразование за телом. Наоборот, при удачно подобранном очертании хвостовой части тела можно добиться значительного отодвигания начала отрыва к задней кромке тела или даже совсем избежать отрыва.
16.	Для построения некоторых профилей тел удобообтекаемой формы в табл. 10-2 приводятся значения их безразмерных координат (рис. 10-5).
Рис. 10-5. Профиль обтекаемого тела.
17.	К телам удобообтекаемых форм относятся и эллиптические цилиндры, а также круговые цилиндры, снабженные задними обтекателями. Для таких тел коэффициент лобового сопротивления получается выше, чем для тел профилированных по данным табл. 10-2. Однако ввиду большей простоты построения таких тел они часто применяются па практике.
18.	Коэффициент лобового сопротивления системы тел (стержней), связанных между собой в виде фермы или другого подобного устройства, зависит от формы поперечного сечения последних, способа связи стержней в узлах, направления набегающего потока, а также от числа Рейнольдса. Влияние направления набегающего потока для 1акой системы получается сложнее, чем для одиночного тела, так как здесь меняется ориентировка задних элементов относительно аэродинамической тени впереди расположенных элементов (рис. 10-6).
19.	Коэффициент местного сопротивления фермы, помещенной в трубе, определяется приближенно по формуле:
где в данном случае
S„ s
=	---степень заполнения элементами
°	“ фермы поперечного сечения трубы;
<р' = — коэффициент заполнения собственно фермы;
с’— коэффициент лобового сопротивления фермы при данном числе Рейнольдса Re'= и данном угле направления набегающего
Таблица 10-2
	X 6	о	0.05	0.10	0,20	<».з	0,4	0.5	о.В	0.7	0,9	0.9	0.95	1.0
Профиль № 1	2.V ‘Лг	0	0,528	0,720	0,917	0,937	1,00	0,960	0,860	0,738	0,568	0,340	0,195	и
Профиль № 2	2.V ‘*м	г0- 0,08*	0,490	0,750	0,960	1,00	0,980	0,930	0,840	0,720	0,560	0.370	—	г» =0,10*
Профиль № 3	~У d»	0	0,530	0,720	0,940	1,00	0,995	0,940	0,860	0,910	0,520	0,300	—	0
г° ~ представляет еобо.1 радиус закругления лоблюЛ и хаостоаоЯ частей профиля.
346
P)ic. 10-6. Спектр потока при обтекании стоек фермы.
потока а; он определяется по формуле (см. работу Ханжонкова [Л. 10-6]):
с
ла
(10-10)
где слП — коэффициент лобового сопротивления фермы при а=0 и Re' = Re!';
i’u — коэффициент лобового сопротивления фермы при а = 0 и искомом числе Re';
с\л — коэффициент лобового сопротивления фермы при искомом а и числе Rep при котором получена зависимость сх> = /(а).
20. В практике расчетов шахтных стволов и выработок принято оперировать размерным коэффициентом аэродинамического сопротивления. выражающимся через коэффициент местного сопротивления >• так:
а	[л'г-сб?№'.и‘].
ш 2g I 1	1
(10-11)
Сопротивление участка ствола(выработки) выражается через коэффициент а по формуле:
ли	2 4Л
347
10-3. ПЕРЕЧЕНЬ ДИАГРАММ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ РАЗДЕЛА X
Наименование диаграмм	Источник 1	Номер диаграммы	Примечание
Цилиндр круговой гладкий, помещенный одиночно в трубе. Плоскопараллельное обтекание 	 	 Распорки различные, помещенные одиночно в трубе. Плоскопараллельное обтекание 	 Профили фасонные, помещенные одиночно в трубе. Плоскопараллельное обтекание 	 Шар, помещенный в трубе. Пространственное обтекание 	 Цилиндр эллиптический гладкий, помещенный одиночно в трубе. Пространственное обтекание 	 Тела различной формы, помещенные одиночно в трубе. Пространственное обтекание 	 Эллепсонд, помещенный одиночно в трубе. Пространственное обтекание . . . Цилиндры круговые, помещенные парно в трубе. Плоскопараллельное обтекание. Re > 10‘	 Пластинки круглые, помещенные парно в трубе. Пространственное обтекание Профили фасонные, помещенные в одном продольном ряду в трубе. Плоскопараллельное обтекание 	 Труба (ствол), армированная различными распорками (расстрелами) поперек сечения и вдоль канала 	 Ферма трубчатая треугольная, помещенная в трубе. Плоскопараллельное обтекание		 Ферма трубчатая квадратная, помещенная в трубе. Плоскопараллельное обтекание 		[Л. 10-12] Кузнецов [Л. 10-3], Флаксбарт (Л. 10-13], Чесалов ]Л. 10-8], Юрьев и Лесникова |Л. 10-9], Hfltte |Л. 10-15) [Л. 10-12], Скочинский, Ксенофонтова, Ха рев и Идельчик (Л. 10-5] [Л. 10-12], Hfltte [Л. 10-15] То же То же То же Кузнецов [Л. 10-4] [Л. 10-12], Hfltte (Л. 10-15] Скочинский, Ксенофонтова, Харев и Идельчик [Л. 10-5] То же Ханжонков [Л. 10-8] То же	10-1 10-2 10-3 10-4 10-5 10Л 10-7 10-8 10-9 10-10 10-11 10-12 10-13	сх — по данным опытов указываемых авторов; формула расчета — по рекомен- дациям автора То же • V	1» •  w а 	W " * н п W	В «  j
348
10-4. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Цилиндр круговой гладкий, помещенный одиночно в трубе. Плоскопараллельное обтекание	Раздел X Диаграмма 10-1
ZZZZZZZZZZZZZZZZZZZZ/ZZZZ.
" \'//) {'я
где сх принимается по кривой ел = f(Re');
wnd “оим
Re'----
-< принимается по § 1-3,6.
₽«•>	0.1	0.5	1.0	5
to 5-10	10" 5-IO«
1. Малая турбулентность
ct ,59.0 | 22,51 10,0 | 4,50 | 2,65 | 1,65 j 1,5011.201 1,00, 0.9011,05 | 1,25 11,25 | 1,201 1,10 10,8010,60 ,0.32, 0,30,0.32, 0Д5
2. Большая турбулентность
— |— |	— | — | 1.12 । 0,95 f 0,90 | 1,05 11,25 [1,20,0,40 [ 0,351 — | —
349
Раздел X
Диаграмма
10-2
Распорки различные, помещенные одиночно в трубе. Плоскопараллельное обтекание
Наименование распорки
Схема
где cv и г принимаются по приведенным здесь таблицам; v принимается по §1-3,6.
Коэффициент лобового сопротивленца г
Цилиндр круговой с обтекателем при, U'od,,
Re' = —— >10»
	2	3	3.5	<0
				. — 1,0
	0	4,0	6.0	8,0
сх	0,20	0.10	0,07	0,06
Распорка профилированная при
Пластинка с закругленными краями г/</м= 0.5	ш. F. 	С	I f	 11 	-1		Re' = ^L V	5-10»	2-10“
	L— t —J	i		сх	0,78	" -—1,0 0.66
Пластинка клинообразная djt = 0,0417; -Г= 0.025	и,Л *  	Ч*Г,.. . ., /’...лЗ				
			Re' = ~	5-10»	2-10* _	1 п
			сх	0.53	0,46
Брус квадратный
а°	0	10	20	30	40	50
сх	2.00	1,43	1,35	1.50	1,52	1 .54
350
Раздел X
Диаграмма
10-3
IIрофили фасонные, помещенные одиночно в трубе. Плоскопараллельное обтекание
S м — ‘Л, I >
	и
	И
	-7 у
—ч		»
%	
—	-у
где сх и •: принимаются по таблице для данного профиля при указанном угле атаки а°.
Схема и характеристика профиля	сх	Т	Источник
Ш"-» -Я] сх=О™ Т"1’0	2,76	1,5	[Л.10Р2]
ч» Ли S' •нНса и jf	2,60	1.5	—
ШОГ 30^7~0 — -1,08^ ам	2,66	1,5	—W—
бО^^У -7- = о,»в ам ’	1,66	1,5	—н—
‘S’-f Ife	1,76	1,5	—п—
- =0.63'—=029,—= 0.	2,2 42 		1,5		 i
Схема и харанте ристина профиля	cx	r	Источник
ы 1 Г N' es&s.! Л э । «	1,20	1.5	[Л.10-5]
wo adffiT '*	2,06	> 1.5	[OJ512]
ir2‘2	0,90	1.5	[Л10-5]
r-tk/2. 2-=^	0,15	1.0	—»—
‘ T? i A* •1	0,50	1.0	—n—
Alts' mw | f N4	0,30	1.0	—ff—
	2,40	1,5 1	!_
351
Раздел X
Шар, помещенный одиночно в трубе. Пространственное обтекание
Диаграмма Ш-1

где сх принимается по кривой сх = f (Re');
у принимается по § 1-3,6.
Кб*	0.5	1.0	5	10	5-10	10’	5.10"	ю»	5-10’	ро‘
9	75.0	30,0	9,00	4,00	1,75	1,00	0,61	0.48	0,38	0,40
Re'	5*10*	10»	2.10s	3-10»	4-10»	6.10s	7,10s	B.jQ»	10s
	0.49	0,50	0,49	0,40	0,18	0, 20	0,20	0.21	0.22
352
Раздел X
Профили фасонные, помещенные в одном продольном ряду в трубе. Плоскопараллельное обтекание
Диаграмма 10-10
4F
s>i = rfMZv дг = ~п; ; Щ —периметр
где cvl принимается по кривым cA=f(/) для различных профилей;
т принимается по таблице для каждого профиля X принимается по диаграммам 2-1 —2-5;
	0	5	. 10	20 /	30	40	50	60	70
100
Профиль № 1; xsi,5
сх1	| °	| 0,24 | 0,44 | 0,75 | 0,95 | 1,06 | 1,14 | 1,18 | 1,18 | 1,18
Профиль № 2; tsl.5
cxl	| °	I °-17 ! °-28 | °-45 I °-60 | °«71 ! 0-80 I °-85 | °-88 I °.88
Профиль № 3; т = 1,0
0 | 0,11 | 0,12 | 0,12 | 0,12 | 0,12 | 0,12 | 0,12 | 0,12 | 0,12 Профиль № 4; т — 1,0
( 0	| 0,17 | 0,27 | 0,37 | 0,43 | 0,46 | 0,47 | 0,47 | 0,47 | 0,47
Профиль Ns 5; t= 1,0
Раздел X
Труба (ствол), армированный различными распорками (расстрелами) поперек сечения и вдоль канала
Диаграмма 10-11
4F
Dr = -ур; По — периметр трубы

мин



1 и

где i — порядковый номер армировкн;
сх1< принимается как сх1 для данного профиля в зависимости от 1 = 1г/йи по диаграммам 10-1 —10-101 > определяется по диаграммам 2-1 —2-5;
определяется в зависимости от формы профиля:
а)	для двутавра, швеллера, уголка, пластин с фронтальным набеганием потока, прямоугольника и т. д. — по кривой тг = 1(1);
б)	для цилиндров и профилей удобообтекаемой формы = 1,0.
1 = —	0	2	4	б	8	Ю	15	20	30	40	50	60	80	100
Х1	1,00	1,35	1,70	2,10	2,40	2,60	2,60	2,50	2,30	2,10	1,90	1,75	1,55	1,45
358
Ферма треугольная трубчатая, помещенная в трубе. Плоскопараллельное обтекание	Раздел X
	Диаграмма 10-12
,	1К . _______F,
Ъ 9 =—- 1 »1 5 С v ✓ С
7^5	ха £м
2g	\ Fo
«	СХ0
гдес- =с«^г: сда принимается по кривым c„ = f(a) графика а. ®о^м полученным при Re'= —-— = 1,18-105;
с*0 принимается по кривым сд0 = [ (Re') графика б, полученным при а = 0;
cxQ принимается по графику а при а = 0;
•$м W,
v принимается по § 1-3,6,
л°	0	10*	16’	20°	25"	30"	35"	’О"	45°	50°	60°
Ферма № 1
сдв | 1,32 | 1,37 | 1,37 | 1,25 | 1,13 | 1,00 | 1,15 | 1,25 | 1,39 | 1,42 | 1,40
Ферма № 2
сха | 1.52 | 1,52 | 1,49 J 1,43 | 1,35 j 1,30 | 1,32 | 1,42 | 1,53 | 1,58 ) 1,58
Ферма № 3
Ферна безрасяосиа» сварка» встык f-0.183
Ферна раскосна» сборно» (стык /=(1230
Ферна раскосна» с косынками
Re'	0.5-10®	0.6-10“	0,8-10®	1,0-10®	1.2-10»	1,5-10®	1.8-10®
б)
Ферма № 1
сд0 | 1,65 | 1,63 | 1,61 | 1,58 | 1,55 ] 1,50 | — Ферма № 2
| 1,65 | 1,63 | 1,60 | 1,55 | 1,50 | 1,40 | 1,35 Ферма № 3
сх0 | ” I J-55 I ]'50 I | ]-32 | J.J7 | ‘-12
359
Раздел X
Ферма квадратная трубчатая, помещенная в трубе. Плоскопараллельное обтекание
Диаграмма 10-13
2g
где с ~ с
Ферма Xs 1
схл I1-35! 1.42 I 1,55 | 1,78 I 1.79 | 1,78 11,67 |1,54 | 1,50
cxa принимается no кривым схл = f (a) график» n , w»d"
а, полученным при Re ——-— = 1,18-10л;
c*o принимается по кривым с’0=/ (Re') графика б, полученным при <х = 0;
см принимается по графику а при а = 0'
Ферма Xs 2
сх« 11.50 11,6011,78 | 1,931 1,951 1,95 11,93 | 1,83 [ 1,81 Ферма Xs 3
с хл 1 1,491 1,56 | 1,731 1.891 1,93 | 1,93 | 1,91 | 1,80 | 1,77
Ферма Ха 4	,
сха | 1,59 | 1,68 | 1,88 | 2,03 | 2,05 | 2,03 | 1,99 | 1,90 | 1,88
SM w,
f. - Т F, ;
v принимается по § 1-3,6.
X'/
Ферна inpaoocnat clapeniM» встыг Г'Ш13
Ферна раскоске сварения» Исты» f(U30
Ферна раскосна» с шара ни
ГМ
Ферна рОСКОСК» с косынканц
Т-аш
Ферма № 1
схо | — | 1.55| |,50| 1,44] 1,38] 1,3о1 1,22
Ферма № 2
<0 | 1-80| 1.74 | 1.70 [ 1,65 | 1,6 | 1,54 | -
Ферма X» 3
сх0 ]1.72| 1,68] 1,64 | 1,891 1,551 1,511 1,46
Ферма Ха 4
сх0 | 1,84] 1.77 | 1,73| 1,70 | 1,68] 1,66 | -
РАЗДЕЛ ОДИННАДЦАТЫЙ
ВЫХОД ПОТОКА ИЗ ТРУБ И КАНАЛОВ (коэффициенты сопротивления выходных участков)
11-1. ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Fo, F —площадь соответственно уз-* кого н выходного се.чений выходного участка, м2-,
F , F —площадь соответственно жи-вого сечения и фронта решетки, шайбы, сетки, м3;
f0 — площадь сечения одного отверстия решетки, сетки, м2-,
Ио — периметр сечения отверстия, м\
F — F
Ъ=~ или/ =	—коэффициент живого се-
'Гр	т о
чения решетки, сетки, шайбы;
£)0,	— соответственно диаметр и ра-
диус узкого сечения выходного участка или начального сечения свободной струи (сопла), At;
D(To — диаметр отверстий решетки, шайбы, м;
Dr^—, —гидравлический диаметр соот-° ветственно трубы (канала) и решетки, шайбы, сетки, м;
а0, Ь„ — стороны узкого прямоугольного сечения выходного участка, м;
b\—ширина щели жалюзийной решетки, м\
б' — полуширина начального сечения плоскопараллельной свободной струи, л«;
h — расстояние между выходным отверстием выходного участка и экраном, м\
I — толщина стенок отверстия решетки (шайбы) или длина выходного участка отвода, колена, At;
/д — длина диффузора, м\
S—длина свободной струи, м;
а. — центральный угол расширения диффузора или угол среза краев отверстия решетки (шайбы), а также угол одностороннего расширения внешней границы свободной струи;
иу0, швых — средняя скорость соответственно в узком и в выходном сечениях выходного участка. м/сек-,
wotb — средняя скорость в живом сечении решетки (шайбы, сетки), м/сек-,
ЬН —общие потери давления (сопротивление) в выходном участке, кГ/м2\
’— коэффициент сопротивления выходного участка;
N — коэффициент кинетической энергии.
11-2. ПОЯСНЕНИЯ И ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ
I.	При выходе потока из сети, независимо от условий выхода, кинетическая энергия выходящей струи всегда теряется для этой сети, поэтому в общем случае потери выхода складываются из потерь непосредственно в выходном участке и потери скоростного (динамического) давления Д/‘/ск струи, выходящей из сети,
ДЯ = Д//у<, + Д//ск.	(11-1)
Коэффициент сопротивления выхода (приведенный к скорости в узком сечении) равен:
__ ДЯ _________________________г | f
“ Т®0_—	7шо УЧ СК'
2g 2g -2g
(Н-2)
В общем случае поле скоростей на выходе не бывает равномерным, поэтому скорост
361
ное давление определяется по заданному распределению скоростей:
wdr
гвых
(11-3)
и
(11-4)

г _+ С ГК ——	7 вых
f ’ Лшх
F
где п=-у^----степень расширения выход-
“ ного участка;
dF—коэффициент кине-
f ‘ вых J ^вых
тической энергии потока в сечении выходного участка.
2.	В случае свободного выхода потока из прямого участка трубы (канала) постоянного сечения в большой объем, полные потери сводятся к потере только скоростного давления на выходе и так как при этом Fo = — Лшх (л = !)• то °бший коэффициент сопротивления равен:
дн ДЯСК _ v
4 ~
(11-5)
2g 2g
Коэффициент N зависит от характера распределения скоростей на выходе и всегда больше единицы. Только в случае равномерного распределения скоростей он равен единице.
3.	В выходе § 4-2)
скоростей на (см. пп. 6—9
случае распределения по степенному закону
т
(11-6)
1 —
скорость в
где w,
а?
макс
“'.макс — соответственно
данной точке и максимальная скорость по сечению, м/сек-, Ro — радиус сечения, м\ у— расстояние от оси трубы (канала), м\ т^\ — число, коэффициент сопротивления выхода из трубы круглого (и практически квадратного) сечения вычисляется по следующей формуле, полученной автором [Л. 11-9]:
Г__ ДЯ_____ (2m + I )*('» + I)3	(11-7)
4m2 (2т -|- 3) (т -|-3)
2g
а коэффициент сопротивления выхода из плоской трубы — по формуле
ДЯ __("»+ I)»
~ тЦт+З)'
~2g
(П-8)
При распределении скоростей на выходе из плоской трубы по закону тригонометрической функции (см. п. 10 § 4-2)
i= l + ^sin2*.?i,	(Ц.9)
Wo 1	b„ ’	'	’
где Ди' — отклонение скорости в данной точке от средней по сечению скорости, м/сек-,
k — целое число; т. = 3,14...,
коэффициент сопротивления выхода вычисляется по следующей формуле [Л.11-9|;
с=-^-=1+4-ОН- (п-10)
Ywj	2 \Wo /
~2g
4.	Потери давления в диффузоре при свободном выходе потока в большой объем складываются из потерь в самом диффузоре чд и потери скоростного давления на выходе из диффузора Свых:
и__ ДЯ ___«.	। _	__±	। /V	/11111
'’д + 1’аых==1’д +	(П-П)
~2g
Для практических расчетов распределение скоростей на выходе из диффузора принимается равномерным (У=1) и вместо этого вводится (см. работы автора [Л. 11-8] и ]Л. 11-11] поправочный коэффициент в виде множителя (1 —а'):
ДЯ
9
2g
(14-3')<с _L
'	1 'l Д * п2 J '	*	' расч •
(П-12)
гДе Час, = сд + i = Sp + +сш + -^—расчетный коэффициент сопротивления диффузора со свободным выходом в большой объем; он принимается по соответствующим графикам диаграмм 11-2—11-4;
Стр и чрасш—коэффициенты сопротивления соответственно трения и расширения диффузора, определяемые по данным диаграмм 5-2 — 5-4;
362
s' — поправочный коэффициент, учитывающий (весьма ориентировочно) влияние неравномерности распределения скоростей па выходе из диффузора.	,
Для диффузора с углами расширения, близкими к оптимальным, величина поправки лежит примерно в пределах 0 — 0,5 — в зависимости от относительной длины диффузора
Под оптимальным углом расширения по-нимается угол, при котором Срасщ имеет минимум (см. диаграммы 11-2—11-4).
Рекомендуется длину'/д круглого, а также прямоугольного диффузора со свободным выходом принимать порядка 2,5 — 4,0 Dr; длину /д плоского диффузора — порядка 5,0 — 6,0ао.
5.	При выходе потока на экран величина потерь зависит от относительного расстояния между экраном и обрезом выходного участка трубы. В одних случаях установка экрана приводит к увеличению потерь, а в других — к их уменьшению. В частности, экран за цилиндрическим участком или за прямолинейным диффузором с углами расширения до а = 30° всегда вызывает увеличение потерь. Экран за криволинейным диффузором или за прямолинейным с углами расширения ббльшими 30'’ может при соответствующем выборе расстояния от экрана до диффузора значительно уменьшить общие потерн.
6.	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 скоростного давления на выходе. Одновременно экран заставляет поток до выхода из сети повернуться в радиальном направлении (на 90э). При отсутствии плавного закругления на выходной кромке диффузора этот поворот сопровождается значительным сжатием струи (рис. 11-1,а), 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
Рис. 11-1. Схематическая картина потока при выходе его из диффузора на экран.
а —без закругления выходной кромки диффузора; б—с закругленной выходной кромкой диффузора.
струи на выходе. При большой степени расширения (большой угол) диффузора потери из-за поворота потока становятся сравнительно небольшими и влияние экрана оказывается более благоприятным.
7.	Устройство плавного закругления на выходной кромке диффузора или прямого участка уменьшает, во-первых, сжатие струи (рис. 11-1,6), во-вторых, приводит к образованию кольцевого диффузора, в котором происходит дополнительное расширение струи, и соответственно переход кинетической энергии в энергию давления. Благодаря этому установка экрана за диффузором с закругленными краями выгодна во всех случаях,
363
как при большой, так и малой степени расширения диффузора (включая и прямой участок).
8.	Как для прямолинейных диффузоров с большими углами расширения, так и для диффузоров или прямых участков с закруг-ленными кромкамифсуществует оптимальное расстояние! grj между экраном и выход-ным отверстием, при котором коэффициент \ сопротивления участка с ^выхо^ом—цд. экранJ получается минимальным?^ При очень боль: шом расстоянииэкрана~7тт выходного участка— практически при ^-^0,6— влияние эк-
рана не сказывается и потери равны потерям без экрана. При очень близком расположении экрана к выходному отверстию участка, практически при -£-<^0,15, скорость протекания потока между экраном и выходной кромкой повышается, и потери резко возрастают. Оптимальное расстояние, лежащее в пределах	=0,15—0,25, соответствует
\ г / опт
наиболее благоприятным условиям, при которых вместе с существенным понижением скорости протекания получается и уменьшение вихреобразования из-за отрыва потока при его повороте и расширении.
9.	Рекомендуются следующие параметры диффузоров с закругленными краями и с экраном: относительная длина ^-=2,5; угол расширения а=14ч-16°; относительный радиус закругления выходной кромки -х2- = = 0,6-=-0,7; относительный диаметр экрана
= 3,0; относительное расстояние экрана
от диффузора ~ = 0,24	0,26 (см. работу
автора [Л. 11 -8|).
Коэффициент полного сопротивления такого диффузора равен:
С =-^- = 0,25 ч-0,35.
2g
10.	При установке выходного диффузора за центробежным вентилятором следует учесть рекомендации, изложенные в пп. 22—25 § 5-2. Установка диффузора за вентилятором, работающим на всасывании, т. е. на выхлоп, особенно необходима, так как при этом по
тери выхода могут быть уменьшены в 3 — 4 раза (см. Локшин и Газирбекова [Л. 11-13]).
Относительную длину пирамидального диффузора, помещенного за центробежным вентилятором (работающим на всасывании), целесообразно выбирать не больше ~ = = 2,5 ч-3,0 при углах расширения а = 8ч-12°, а длину плоского диффузора — не более -25- = 4 ч-5 при а=15ч-25э. Коэффициенты сопротивления диффузоров, установленных за вентилятором, определяются по данным диаграмм 11-11 и 11-12.
11.	Сопротивление кольцевого диффузора, образованного коническим диффузором, расположенным за осевым вентилятором с расширяющимся задним обтекателем, в случае свободного выхода потока из него отличается от сопротивления эквивалентного ему простого конического диффузора даже в большей степени, чем это имеет место при установке кольцевого диффузора в сети (см. п. 26 § 5-2). Благодаря более равномерному распределению скоростей потеря кинетической энергии на выходе из кольцевого диффузора при одном и том же расходе существенно меньше, чем при выходе из обычного конического диффузора. Кроме того, кольцевой диффузор отличается более упорядоченным протеканием потока по всей его длине, что способствует уменьшению потерь в самом диффузоре. Коэффициент сопротивления такого диффузора при его расположении за работающим осевым вентилятором может быть определен по формуле
С = -^- = АА	(11-13)
т®о /,	; * 9
где С —коэффициент сопротивления того же диффузора при равномерном поле скоростей в его узком сечении, определяемый по данным Бушеля [11-3] (см. таблицу 11-3 диаграммы П-8);
Z=! — поправочный коэффициент, определяемый по диаграмме 5-17.
12.	В качестве выходных участков могут также рассматриваться и радиально-кольцевые или осево-радиально-кольцевые (комбинированные) диффузоры, применяемые в осевых турбомашинах (см. пп. 28 и 29 § 5-2) в том случае, когда последние работают па всасывании, выбрасывая поток в большой объем. Коэффициенты сопротивления та-
364
кнх диффузоров приведены на диаграммах 11-9 и 11-10.
13.	Выходные участки в виде вытяжных шахт имеют такие же формы и параметры, что и приточные шахты, и при выборе их следует руководствоваться рекомендациями, приведенными в пп. 14 и 15 § 3-2.
14.	К выходным участкам относятся и приточные насадки, называемые так по отношению к помещению, в которое притекает воздух, но не по отношению к сети, подводящей воздух в помещение. Основные требования, которые предъявляются к приточным насадкам, это либо обеспечить быстрое затухание струи, выходящей из насадки, либо, наоборот, дать сосредоточенную струю. Природа потерь в таких насадках такая же, как и в рассмотренных выше случаях выхода потока из сети. В основном они сводятся к потере кинетической энергии при той или иной степени сжатия или расширения струи.
В справочнике коэффициенты сопротивления приводятся не только для наиболее рациональных форм насадков, но и для некоторых менее удачных типов этих насадков, которые, однако, часто применяются вследствие их большой простоты. К последним, в частности, относятся насадки в виде обычных колен или отводов.
15.	В некоторых случаях раздачу приточного воздуха осуществляют через воздуховоды с перфорированной поверхностью (рис. 11-2.) Такая раздача воздуха обеспечивает быстрое затухание приточных струй, что во многих случаях является очень желательным. Вместе с тем, при больших отношениях суммарной площади отверстий к площади поперечного сечения воздухопровода /_ F	\
(/о = -у^~>0,5) равномерная раздача потока по длине не обеспечивается, и чем меньше относительная длина приточной части воздухопровода, тем эта неравномерность больше.
Рис. 11-2. Воздухопровод с боковой перфорированной поверхностью.
Клиновидные воздухопроводы дают более равномерную раздачу потока вдоль перфорированной поверхности, чем воздухопроводы постоянного сечения, если отношение конечной площади к начальной лежит в пределах А = 0,15-ь 1,0.
• 'о
16.	Коэффициент общего сопротивления приточного насадка с перфорированной поверхностью в пределах 0,5 </0<С 3,0 и 0< <-Ег-<Г1,0 может быть вычислен по еле-' о
дующей формуле, предложенной Гримитли-ным [Л. 1Ь,4]:
г — sJA-i-fl» А0,15
= 7о \DiJ
2g
(И-14)
При этом для случая	она дает
несколько завышенные значения (в пределах ~ 2О°/о).
Более точные данные получаются по другой формуле Гримитлина |Л. 11-5]:
2g
(11-15)
Графики на диаграмме 11-18 построены в соответствии с более упрощенной формулой (11-4).
17.	В качестве приточных насадок часто применяются и обычные колена или отводы с выходом потока в большой объем. Сопротивление таких колен и отводов существенно зависит от длины выходного участка. Вначале с удлинением этого участка потери несколько возрастают, затем начинают резко уменьшаться и с некоторого значения становятся постоянными. Такой характер изменения кривой сопротивления объясняется формой и величиной вихревой зоны, образуемой у внутренней стенки колена за поворотом.
18.	Вихревая зона в колене начинает 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 не происхо
365
дит полного растекания потока по сечению. Таким образом, при укорачивании выходного участка колена до сечения, в котором имеет место наибольшая ширина вихревой зоны, т. е. наиболее сжатое живое сечение, поток выходит в большой объем с наибольшими скоростями, а следовательно, с наибольшей потерей энергии. Этому случаю и соответствует максимум С на графиках диаграмм 11-20-ь 11-23.
19.	При полном отсутствии выходного участка за коленом вихревой зоны еще нет и поток выходит в большой объем с меньшей скоростью, а следовательно, коэффици-циент сопротивления С меньше. При этом он все же снижается незначительно. Последнее объясняется тем, что здесь поток по инерции поджимается к верхней стенке, вследствие чего скорость на выходе получается значительно больше средней скорости по сечению.
20.	При установке сравнительно длинного выходного участка обеспечивается полное растекание потока по сечению, и коэффициент сопротивления С получает наименьшее значение, увеличиваясь с дальнейшим увеличением ~ за счет возрастания потерь на трение в прямом участке.
В случае колена со свободным выходом потока и расширенным вдвое выходным сечением коэффициент сопротивления уменьшается на 40 — 50%.
21.	Для уменьшения сопротивления колен, установленных на выходе в большой объем, можно также применять направляю-
а)
Рис. 11-3. Выход потока из прямого участка через решетку или шайбу.
а — решетка; б — шайба; Готв — живое сечение.
щие лопатки. При этом в данном случае относительное уменьшение сопротивления получается даже больше, чем для случая колен с длинными выходными участками, так как абсолютное значение сопротивления выходных колен значительно больше, чем колен с участками за ними.
22.	Коэффициент сопротивления прямого выходного участка с плоской решеткой или шайбой на выходе (истечение из отверстия в неограниченное пространство (/7а = оо, рис. 11-3) при Re=^-^>10s в общем случае вычисляется по формуле автора [Л. 11-10 и 11-11]:
где С — коэффициент смягчения входа, определяемый как С по диаграммам 3-3-н 3-6; (
т— коэффициент, учитывающий влияние толщины стенки решетки (шайбы), формы входной кромки отверстия и условий протекания потока через него;
2 — коэффициент сопротивления трения единицы относительной толщины стенок отверстия решетки (шайбы), определяемый по диаграммам 2-1 -=-2-5;
— f
[—я™------коэффициент живого сечения ре-
Гр
шетки (шайбы);
23.	Общий случай приводится к ряду частных случаев:
а)	острые края отверстий (-^-=0^, при которых С=0,5, т= 1,41 и 2.-^- =0, а выражение (11-16) приводится к следующей формуле автора [Л. 11-7, 11-11]:
С = -^- = (1 4-0,707 V 1 —7)аХ; (11-17) ]®о_	Р
б)	утолщенные края отверстий, при которых коэффициент С = 0,5, а коэффициент:
366
определяется по кривой x=f(lldr) на диаграмме 11-28.*
в)	срезанные по потоку или закругленные края отверстий, при которых принимается 2-+=0, a ts2|7'C, и получается:
(П-18) М L	J Р
2g
где при срезанных по потоку краях отверстий коэффициент С определяется как С конического коллектора с торцовой стенкой в зависимости от угла сужения а0 и относительной длины у- по графику а диаграммы 10-29.
При закругленных краях отверстий коэффициент С определяется как С кругового коллектора с торцовой стенкой в зависимости от по графику б той ьже диаграммы.
24.	При Re<40‘ и острых краях отверстий коэффициент сопротивления выхода через решетку или шайбу вычисляется по формуле, вытекающей из выражения (4-19):
C =	1)4-
7®0	( \ Т У
2g
+^ 14- 0,707 V1 — 7 у |+=
=	1	(11-19)
где = ——1 определяется по кривым = = Л(Ке’/) на графике а диаграммы 4-10;
—/ U.585 \3	м
£"е=(—4^-) определяется по кривой Ео '
ey=f3(Re) на графике а той же диаграммы; _____
ч0 = 1 + 0,707 К1 — f определяется по кривой Со = /(/) на графике б той же диаграммы;
<Р—коэффициент скорости истечения из отверстия с острыми краями, зависящий от Re и /;
— коэффициент заполнения сечения
отверстия с острыми краями при р
- = 0, зависящий от Re. ' о
* Расчет по пп. бив можно практически производить, начиная с ReSlG4 и более.
При Re< 10’ и утолщенных краях отверстий коэффициент сопротивления выхода через решетку или шайбу вычисляется по формуле, вытекающей из формулы (4-19): с=+%Rc| 1+0.5 (1-7)+хГ 14+
"V
+Л+]!т-	(“'20)
24. Коэффициент сопротивления решеток с неподвижными жалюзи при установке их на выходе из прямого канала может быть приближенно вычислен по следующим формулам:
6=1,0— для стандартной решетки (входные кромки срезаны вертикально);
k = 0,6—для улучшенной решетки (входные кромки срезаны горизонтально);
_ р
f = -~—коэффициент живого сечения ре-шетки;
2 — коэффициент сопротивления трения единицы относительной длины (глубины) каналов жалюзи, определяемый в зависимости от Re = UZI°7~1, п0 диаграммам 2-1 — 2-5.
367
Рис. 11-6. Вспомогательная функция А = f (у) для расчета свободной плоскопараллельной струи.
25. Энергия свободной струи (рис. 11-4), выходящей в неограниченный объем, является потерянной для данной сети. Все основные параметры несжимаемой свободной струн могут быть определены по данным Абрамовича |Л. 11-1], приведенным в табл. 11-1 и 11-2. В этих таблицах приводятся формулы расчета соответствующих параметров свободной струи как для начального ее участка, так и для основного. Под начальным участком понимается участок
струи, начинающийся от выходного отверстия подводящего канала и в котором- скорость на оси остается неизменной и равной начальной скорости. Под основным участком понимается вся остальная часть струи, в которой скорость на оси постепенно уменьшается и затухает. Сечение раздела обоих участков называется переходным.
Величина а'—коэффициент структуры (турбулентности) струи — принимается в среднем для круглой струи 0,08, а для плоскопараллельной струи 0,09 — 0,12.
368
Т АБЛ И UA III
Параметры круглой свободной струи на расстоянии S от ее начального сечения
№ п/п.
1
2
3
4
5
б
7
8
9
10
11
(2
Параметры
Формулы для начального участка струи
Формулы для основного участка струн
Безразмерный диаметр внешней границы струи
Безразмерная площадь сечения струи
Безразмерный диаметр внутренней границы пограничного слоя (ядра постоянных скоростей)
Безразмерный диаметр ядра первоначальной (постоянной) массы струи
4- + 1
D. ~	~3,4Я. + 1
F	/ a’S V
О„ Яя a's
°а «а	a'S
оГ=л7= 1 +0-32 /?0
Drp Rrp
Л:тр I	/ a'S \2 ' Q A —	 1 t 1
F.	^3,4	+ IJ
Для определения вычио ляют сначала по заданному a'S
значению д— величину
0,52
— a'S ^-4-0,29 затем по графику = на рис. 11-6 находят значение <ро
- z стр ' — г
Безразмерное расстояние конца начального участка от выходного сечения подводящего канала
Тангенс угла одностороннего расширения внешней границы струи
Тангенс угла одностороннего сужения ядра постоянных скоростей
Безразмерная скорость на оси струи
Безразмерная средняя арифметическая скорость струи
S, 0,67
R, “ а'
tg а = 3,4a' (при a'=0,08 — а =’15°)
tg <х, = 1,5a'
(при a'= 0,08—я, = 7°)
tg a = 3,4a'
(при a'= 0,08 — a = 15°)
Безразмерная средняя квадратичная скорость струи
Безразмерный расход жидкости (газа) через данное сечение
Безразмерный запас кинетической энергии струн в данном сечении
®cp Q	&’ m	1 Л	
	a'S 1+0,76 p~+1,32 Ao	
W„F tn	tn	a'S 1+6,8^-+H.56I	ta'd\2 \Ro)
t W cp	\ „ wdm. 	J TTt\	*	
Wm	w„m. tit • 1	
—	a'S	/a'S\ 14-0.76^ + 1,32(^1		2 •
где ml — fFw 4~Qo 1	a'S	/ + 0,76	+1,32(	'a'S\2 А/
		e	e	
"’юИ'о е>
wm 0,96
^+0.29
®cp
— = 0,2=const nt
_£P = 0,48 = const w
m
fa'S
<7 = 2,221^-4-0,29
2
= 1—1,03
a'S\-
0,59 a'S ^-4-0.29
24—655
369
Продолжение табл. Il l
№ п/п.
Параметры
Формулы для начального участка струн
Формулы для основного участка струи
Безразмерный запас кинетической энергии ядра постоянной массы струн в данном сечении
14 Коэффициент сопротивления свободной струи
15 Коэффициент сопротивления ядра постоянной массы струи
ЛЯ
С= —г==1—е
Ж
2g
АН
«	~ — * — еа
1.78x5, еа а'В
яГ+0129
Для определения Вг сначала вычисляют по заданному значению a’S/R,, величину В, (и. 4 таблицы). По найденному В, на рис. 11-5 находят ?а, затем по этому значению <?а на том же рисунке находят Вг
?= I — е
ТАБЛИЦА 11-2
Параметры плоскопараллельной
струи на расстоянии 5 от ее начального сечения
№ и/п.	Параметры	Формулы для начального участка струи	Формулы для основного участка струн
1 2	Безразмерная полуширина струи Безразмерная площадь сечения струн	— Летр _ Cl'S F- F Р—2,4	4-1	^гр Л a'S V=23<+‘ F ~~2’4 й' + * Л°	90
3	Безразмерная полуширина ядра постоянных скоростей	®я	a'S = 1-0,96 -г %	—
4	Безразмерная полуширина ядра постоянной массы струи	дг = 1 -f-0,275—у- К, 1,03	Ъа fa'S	\ Т= 7- + 0’41Ь“ “о	к “о	/ Для определения <?а сначала вычисляют a'S по заданному значению — величину °0 0,833 ' 1 /aS затем по графику А, = f (у) на рнс. 11-6 находят значение ipa.
5	Безразмерное расстояние конца начального участка от выходного отверстия подводящего канала	°'	
370
Продолжение табл- 11-2
Формулы для основного участка струн
Параметры
Формулы для начального участка струн
6	Тангенс угла одностороннего расширения струн	tg а = 2,4а' (при а'= 0,094- 0,12 я = 124- 16°)
7 8	Тангенс угла одностороннего	сужения ядра постоянных скоростей Безразмерная скорость на оси струи	tg а, = 0,96а' (при а' — 0,09 4- 0,12 а, = 5—6,5°) — =1,0
9	Безразмерная средняя арифметическая скорость струи	a'S п	1+0,43 — ®ср Q	°0
		w	w F '	a'S т wnt' ] 4-0,24 — &о
ю	Безразмерная средняя квадратичная скорость струи	_	1
		a)	W-tni	_ a'S m	n 1	1 +0,43 — bo
11 12	Безразмерный расход жидкости (газа) через данное сечение Безразмерный	запас кинетической энер-	_ Q	a'S ’ = 0Г='+0-43^ —	e	e	a'S
		'«io®u e>	Su
	гии струи в данном сечении	2
13	Безразмерный	запас кинетической энергии ядра постоянной массы струи в данном сечении	_ ea a's ea= = 1 — 0,275-p-
14 Коэффициент сопротивления свободной струи
15 Коэффициент сопротивления ядра постоянной массы струи
_ -АЧ _ С’~
2g д//
” ~ 7»о = '
2g
1 — е
— е.
tg я = 2,4а'
(при а'= 0,09 4-0,12 я = 12 4-16°)
—— = 0,47 = const “’m	.
——^=0,7 = const w„,
nt
Для определения Л, сначала вычисляют по заданному o'S/Ъ^ величину At. По найденному А, на рис. 11-6 отыскивается %, затем по этому значению е, на том же рисунке находят Аг.
?= 1 —«
«4» = » — *.
371
24
11-3. ПЕРЕЧЕНЬ ДИАГРАММ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ РАЗДЕЛА XI
Наименоиание диаграммы	Источник	Номер диаграммы	Примечание
Выход свободный нз трубы (канала) при различном распределении скоростей ......	Идельчик [Л. 11-9]	11-1	Расчетные формулы
Выход свободный из прямолинейного диффузора круглого сечения 		Идельчик [Л. 11-8]	11-2	По приближенным
Выход свободный из прямолинейного диффузора прямоугольного (квадратного) сечения			11-3	расчетам То же
Выход свободный из прямолинейного плоского диффузора			11-4	
Выход из прямолинейного диффузора на экран при/д/йг = 1,0		Ханжонков [Л. 11-18]	11-5	Данные опытов
Выход из прямого участка с закругленными краями на экран		Носова [Л. 11-14]	11-6	То же
Выход из диффузора с закругленными краями и с оптимальными параметрами на экран . . . Выход свободный из кольцевого диффузора . . Выход свободный из радиально-кольцевого диффузора; d = 0,688 			Идельчик (Л. 11-8], Бушель (Л. 11-3], Довжик и Гиневский	11-7 11-8 11-9	 •
Выход свободный из осево-радиально-кольцевого (комбинированного)диффузора; У) = 2,06; d = 0,688; а, = 8°; с^0 = 0,5		]Л. 11-6] То же	11-10	•	Я
Выход свободный из плоского несимметричного диффузора за центробежным вентилятором, работающим на всасывании		Локшин и Газирбекова	11-11	•	я
Выход свободный из пирамидального диффузора за центробежным вентилятором, работающим на всасывании		(Л. 11-13] То же	11-12		я
Выход боковой из последнего отверстия трубопровода круглого сечения 		—	11-13	Данные опытов автора
Шахты вытяжные прямые прямоугольного сечения; боковые отверстия с неподвижными жалюзийными решетками и без них ....	Носова и Тарасов (Л. 11-15]	11-14	Опытные данные
Шахты вытяжные с поворотом, прямоугольного сечения; боковые отверстия с неподвижными жалюзийными решетками и без них ....	То же	•	11-15	То же
Шахты вытяжные прямые круглого сечения. Rc>10*	 		Ханжонков [Л. 11-19]	11-16	 
Насадки приточные ....			Батурин и Шепелев [Л. 11-2]	11-17		я
Насадок приточный с тонкостенной решеткой на боковом выходе 		Гримитлин (Л. 11-4, 11-5]	11-18	•	я
Насадок приточный конструкции Батурина . .	Батурин и Шепелев [Л. 11-2]	11-19	 •
Выход из отвода 90° 		Ханжонков и Талиев	11-20	• 
Выход из колена 90° квадратного сечения (ае/де=1.0)с острой кромкой поворота н с суженным или расширенным выходным сечением 		[Л. 11-21] По данным ]Л. 11-16]	11-21	•	я
Выход из плоского колена 90° (а0/6, = 0,25) с острой хромкой поворота и с суженным или расширенным выходным сечением ....	То же	11-22	я	
Выход из прямоугольного (ajb, = 4,0) колена 90* с острой кромкой поворота и с суженным или расширенным выходным сечением	*	11-23	 •
Выход из плавного (-у = 0,2)^ колена 90° с суженным или расширенным выходным сечением 		Юдин (Л. 11-22]	11-24	•	я
Выход нз плавного колена 90° с суженным или расширенным вдвое выходным сечением	То же	11-25	я	я
372
П р одолжение
Наименование диаграммы	Источник	Номер диаграммы	Примечание
Выход из плавного колена 90° с расширенным		11-26	Данные опытов
вдвое выходным сечением (bt/bt = 2,0) и с	Юдин		
пятью тонкими направляющими лопатками . Выход из прямой трубы через шайбу или пл о-	[Л. 11-12] Идельчик	11-27	Расчетная формула,
скую решетку с острыми краями (//dr=0—0,15)	[Л. 11-10; п-11: 11-12]		частично опытные данные
Выход из прямой трубы (канала) через шайбу нли решетку с утолщенными краями отвер-		11-28	
стий		То же		То же
Выход из прямой трубы (канала) через шайбу			Приближенные расчетные формулы
нли решетку со срезанными по потоку или закругленными краями отверстий		• •	11-29	
Выход из прямого канала через неподвижную жалюзийную решетку				11-30	По приближенной форму-
Выходные участки при различных условиях .		11-31	ле автора с чу четом опытов Бевиер |Л. 11-23] и Кобб (Л. 11-24] Ориентировочно
Струя свободная круглого сечения 		Абрамович (Л. 11-1]	11-32	«
Струя свободная плоско-параллельная ....	1о же	11-33	•
11-4. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Раздел XI
Выход свободный из прямой трубы (канала) при различном распределении ------------------
скоростей	Диаграмма
П-1
Характер распределения скоростей	Схема	Коэффициент сопротивления С — -	- 2«
Равномерное распределе-	£ ние скоростей	у 	 23 Распределение скоростей по степенному закону:		+У 1	I	 ш	/	У \ т	шО'^о	*2 «паке V «.) •	‘ °— т > 1.0		*	— J	^tarto	5=1,0 а)	Круглая или квадратная труба (2m + !)’(«+ J)5 4	4m<(2m + 3)(m + 3) 0,1Pe Делается но кри- вой / 5 = [ (— ' \ т J б)	Плоская труба (m-f- 1)* — тцт । з) определяется по кривой 2 . / 1 \
т
т
1.00	1.35	2.0J	3,00	4,00	7.00
I) Кругля т р уб а
i | 2,70 | 2,00 | 1,50 | 1,25 j 1,15 | 1,06 | 1,00
2) Плоская труба
5 | 2,00| 1,63 | 1,35 | 1,19 | 1,12 | 1,04 | 1,00
374
Выход свободный нз прямой трубы (канала)при различном распределении скоростей (продолжение)	Раздел XI
	Диаграмма 11-1
Характер распределения скоростей
Схема
rz жж	г ЛЯ
Коэффициент сопротивления С = --------~
1“’о
2g
Распределение скоростей по закону тригонометрической функции в плоской трубе:
да	. Дда	2у
---=1 + тг sin 2kr. , да, 'да,	о, ’
k — целое число
Несимметричное распределение скоростей в плоской трубе:
да	।
— =0,585 + да.
Параболическое распределение скоростей:
то -1- А + <1э 7 7 II			Дда\з — 1 определяется по кривой ? = графике							
Ди.»	0.1	0.2	0,3	0.4	0.6	о.а	0,7	0.S	0.9	1.0
<	1,00	1,06	1,13	1,24	1,38	1,54	1.74	1,96	2,20	2,50
= 3.67
а) Круглая (или квадратная) труба
б) Плоская труба
«= 1,55
375
Раздел XI
Выход свободный из ирямолинейного диффузора круглого сечения
Диаграмма 11-2
Значения ;расч
		(д Оо	®0										
			2	4	6	8	.0	12	16	20	24	28	30
 1				1,0 1.5 2,0 2,5 3,0 4,0 5.0 6,0 10,0	0,90 0,84 0,81 0,78 0,74 0,66 0,52 0,41 0,40	0,79 0,70 0,65 0,60 0,53 0,44 0,35 0,28 0,20	0,71 0,60 0,52 0,45 0,40 0,32 0,28 0,21 0,15	0,62 0,51 0,43 0,36 0,31 0,26 0,23 0,18 0.14	0,55 0,45 0,37 0,30 0,27 0,22 0,20 0,17 0,16	0,50 0,40 0,33 0,27 0,24 0,21 0,19 0,18 0,18	0,41 0,34 0,29 0,26 0,23 0,22 0,22 0,24 0,26	0,38 0,33 0,30 0,28 0,27 0,27 0,29 0,32 0,35	0,38 0,36 0,35 0,33 0,35 0,36 0,38 0,42 0,45	0,39 0,40 0,40 0,41 0,44 0,45 0,48 0,51 0,55	0,40 0,42 0,44 0,44 0,48 0,51 0,53 0.56 0,60
"’i													
«= —2- = (1 + »')ipac4 (приближенно), Т^и
2g
где !расч определяется по графику а;
о' определяется ориентировочно по графику б.
При наличии сетки на выходе
^сумм - тда2 = ь + П2 •
"2Г
где С определяется по основной формуле;
определяется как С по данным диа-
граммы 8-6
А_ Р.	...	2,0	4,0	6.0	10,0
0	0,45	0,40	0,30	0,20	0.0
376
Выход свободный из прямолинейного диффузора прямоугольного (квадратного) сечения*	Раздел XI
	Диаграмма 11-3
Значения ?расч
‘д о0	а0								
	0	2	4	8	10	12	16	20	24
1.0	1,0	0,89	0,79	0,64	0,59	0,56	0,52	0,52	0,55
1,5	1,0	0,84	0,74	0,53	0,47	0,45	0,43	0,45	0,50
2,0	1,0	0,80	0,63	0,45	0,40	0,39	0,38	0,43	0,50
2,5	1,о	0,76	0,57	0,39	0,35	0,34	0,35	0,42	0,52
3,0	1,0	0,71	0,52	0,34	0,31	0,31	0,34	0,42	0,53
4,0	1.0	0,65	0,43	0,28	0,26	0,27	0,33	0,42	0,53
5,0	1,0	0,59	0,37	0.23	0,23	0,26	0,33	0,43	0,55
6,0	1,0	0,54	0,32	0,22	0,22	0,25	0,32	0,43	0,56
10	1,0	0,41	0,17	0,18	0,20	0,25	0,34	0,45	0,57
где ?расч определяется по графику а;
в' определяется ориентировочно по графику б
377
Раздел XI
Выход свободный из прямолинейного плоского диффузора = 0,5 ч- 2,0 "	&о
Диаграмма П-4
Ь, — ширина, постоянная по длине
5=“•Tei(> +°'Ц>всч (приближенно).
7“'о
2g
где ; ч определяется по графику а;
□’ определяется ориентировочно по графику б.
Значения ;расч
‘д ао														
	' 0		4	6	8	10	12	16	20	24	2Я	32	36	40
1,0	1,00	0,95	0,89	0,84	0,79	0,75	0,70	0,64	0,58	0,55	0,52	0,51	0,50	0,51
1.5	1,00	0,93	0,86	0,78	0.71	0,66	0,61	0,53	0,49	0,46	0,45	0,45	0,46	0,48
2.0	1,00	0,90	0,80	0,72	0,65	0.59	0,54	0,47	0,42	0,41	0,41	0,42	0,45	0,50
2.5	1,00	0,88	0,76	0,66	0,59	0,53	0,48	0,42	0,38	0,38	0.39	0,42	0,46	0,51
3.0	1,00	0,86	0,72	0,62	0,54	0,48	0,43	0,37	0,36	0,36	0,38	0,42	0,47	0,54
4,0	1,00	0,83	0,66	0,55	0,46	0,41	0,37	0,33	0,32	0,34	0,38	0,42	0,49	0,58
6,0	1,00	0,76	0,56	0,45	0,37	0,32	0.30	0.28	0,30	0,34	0,40	0,47	0,56	0,65
10,0	1,00	0,67	0,43	0,33	0.27	0,25	0,24	0,25	0,30	0,37	0,45	0,53	0.63	0,73
378
Раздел XI
Диаграмма
11-5
Еыход из прямолинейного диффузора на экран при ^-=1,0
Значения £
- 0
15
30
45
60
90
Л|
1,0  1,59 2,37 3,34 4,65 9,07
определяется по кривой
А//
Ж, 2g
/|/9д
0,10 [о,15
1,50
1,50
0,98
0,72
0.20 |о,25
1,23 0,85 0,76 0.74
1,50 0,79 0,73 0,80
0,83
0.30
0.40
0,50
0,(50
0,70
1.0
1,06 0,66 0,75 0,90
0,89
0,72 0,64 0,79 0,96 0,94
1,37 0,61 0,66 0,81
1,00 0,96
1,20
0,59 0,58
0,66 ~
0,82
1,01
0,98
1,11
0,67 0,82 1,02 1,00
1.00 0,58 0,67 0,82 1,02 1.00
Выход из прямого участка с закругленными краями на экран	,
Раздел XI
Диаграмма 11-6
0,05	0.07	О.Ю	0.15	0.20		0.30	0.35	0.40.,	0.50	и.60
t .0
г/О. = 0,2
| — I 2,30 I 0.90 I 0,52 I 0,51 | 0,62 I 0,75 |0,82 10,85 I 0,86| 0,85 I 0,85 r/D. = 0,3
| — | 1,60 | 0,75 | 0,47 | 0,48 | 0,55 | 0,66 | 0,73 |0,78 | 0,81 [0,82 | 0,82 r/D. — 0,5
| 2.50 1 1.30 | 0,63 | 0,44 | 0,41 | 0,49 | 0,58 | 0,65 | 0,71 | 0,76 ( 0,87 | 0,78
ДЯ
? =----— определяется по кривым
2g
г различных тг-. Ь/а
379
Раздел XI
Диаграмма
11-7
Выход из диффузора с закругленными краями и оптимальными параметрами на экран
	Л/Do	0.10	0.15	0.20	0,25	0.30	0.35	0.Н0	0,50	0,60	1.0
—		0,78	0,46	0,36	0,32	0,32	0,33	0,33	0,34	0,34	0,36
Выход свободный из кольцевого диффузора
Раздел XI
Диаграмма 11-8
= М*.
2g
где С' принимается по табл. 11-3;
/г, принимается_по диаграмме 5-18.
Таблица 11-3
/Д/О0	0,75	1.0	1.5	1.5	2,0
«?	12,5	12	6,7	8.7	6
	0	9	3	6	3
ч	0,47	0,43	0,35	0,34	0,29
380
Раздел IX
Выход свободный из радиально-кольцевого диффузора; d = 0,688
Диаграмма
11-9
Q
Q—расход, м.Чсек\
и — окружная скорость на внешнем радиусе, м/сек
ЬН
Z —	2
2g
определяется
по кривым ; = ^(n, D).
Значения С
п
1.1 | 1.8 | 2,2 | 2.6 | 3.0 | 3.4 | 3,8 | 4,2
а) Д'и ф ф у з о р за работающим
	компрессором				%®	0,5		
1.5	—	0,76	0,76	0,76	0,76	—	——	——
1.7	—	0,65	0,69	0,71	0,72	0,73	—	—
1.9	—		0,58	0,64	0,67	0,71	0,72	
v 2 “ 1 —	—	—	—	0,49	0,55	0,61	0,66	0.71
б) Д	иффузор без работающего компрессора						
1Л	0,82	0,72	0,69	0,70	0,71	—	—
1.6	0,76	0,64	0,61	0,61	0,63	0,64	—
1.8	0,70	0,57	0,54	0,53	0,55	0,57	0,58
2.0	—	0,51	0,46	0,45	0,46	0,48	0,50
<5?
381
Раздел XI
Диаграмма
11-10
Выход свободный из осево-радиально-кольцевого (комбинированного) диффузора D =J2,06; d= 0,688; гг = 8°;	= 0,5
. —
»—	2 определяется по кривым 5 = /(п, £)).
Значения 5
а’	п							
	1.1	13	2.2	2.6	3J	3.4	3.6	<0
-2	0,61	0,54	0,52	0,50	0,49	0,49	0,49	0.49
+2	0,56	0,45	0,43	0,42	0,43	0.44	0,45	0,47
+4	0,52	0,39	0,34	0,33	0,35	0,38	0,40	0,46
Q
(°о - d‘) “
Q - - расход, м*/сек\
и — окружная скорость на внешнем радиусе, м/сек
Выход свободный из плоского несимметричного диффузора за центробежным вентилятором, работающим на всасывании
Раздел XI
Диаграмма 11-11
ДЯ
;= ---Sr- определя-
ли^
2g
ется по кривым 5 = = /(п,) при различных а°
/1,	1.5	2.0	2.5	3.0	3.5	4.0
	а= 10°
У *»	| 0,51 | 0,34 | 0,25 | 0,21 | 0,18 | 0,17 а = 15°
' f	| 0,54 | 0,36 | 0,27 | 0,24 | 0,22 | 0,20 а = 20°
•»	1 0,55 | 0,38 | 0,31 |»0,27 | 0,25 | 0,24 а = 25°	1
с	| 0,59 | 0,43 I 0,37 I 0,35 | 0,33 | 0,33 а = 30°
•»	| 0,63 | 0,50 | 0,46 | 0,44 | 0,43 | 0,42 а = 35°
с	| 0,65 | 0,56 | 0,53 | 0,52 I 0,51 | 0,50
382
Выход свободный из пирамидального диффузора за центробежным вентилятором, работающим на всасывании	Раздел XI
	Диаграмма 11-12
Выход боковой из последнего отверстия трубо
'— -(и? опРеДе;,яется по кривым £ f (п,) при раз-личных а°							
	1.5	2.0	2.5		3,0	3.5	4.0
	0,54	а= 10° 0,42 | 0,37 | 0,34				0,32 | 0,31	
	0,67	а= 15° 0,58 | 0,53			0,51	0,50	0,51
	0,75	а = 0,67	20° 0,65		0,64	0,64	0,65
	0,80	а = 0,74	25° 0,72		0,70	0,70 | 0,72	
	0,85	а = 30° 0,78 | 0,76			0,75	0,75	0,76
ровода круглого сечения					Раздел XI Диаграмма И-13		
0.5	0.6	0.7	0.8	0,9	1.0	1.2	1.1	1.8	1,8
1. Одно отверстие
10,0 | 7,30 | 5.50 | 4.48 | 3,67 | 3,16 | 2.44 | — | - | —
2. Два отверстия
11,6 | 8,45 | 6,80 | 5.86 | 5,00 | 4,38 | 3,47 | 2,90 | 2,52 I 2,25
383
Раздел XI
Шахты вытяжные прямые прямоугольного сечения; боковые отверстия
с неподвижными жалюзийными решетками и без них
Диаграмма
11-14
384
Раздел XI
Диаграмма
11*15
Шахты вытяжные с поворотом, прямоугольного сечения; боковые отверстия с неподвижными жалюзийными решетками и без них
		Коэффициент сопро-		
		тцэлеиня Q =-		Т“'о
7	ь Л	без решеток	«=»•; -Д- = 0.029; п !— = 1.6; 61 Л- = 0.058 Ь\	а=45* bi -5— = 0.024: fl —1.4; — = 0,07
0,36	1.5	14,0	18.6	—
О.ЗС	1.5	17,6	26,0	%
0,36	1.5	5,20	6,60	
0,36	1.5	7,00	9,30	
0,36	1,5	4,00	4,60	
0,36	1.5	7,00	9,00	—»
0,36	1.5	4,00	4.20	5,00
0,24	1.0	6,60	8,00	10,7
0,12	0,5	16,0	20.0	29,5
5-655
385
Раздел XI
Диаграмма
11-16
Шахты вытяжные прямые круглого сечения. Re =
С	Характеристика шахты
1	С плоским экраном
2	С рассечкой
3	С зонтом
4	С зонтом и с рассечкой
5	С диффузором
	И с зонтом
Коэффициент сопротивления
2g
Значения £
JV	Л/О.									
	о.ю	0.20	0.25	0.30	0.35	0,40	0,50	0.60	0.80	1.0
1				3,40	2,60	2,10	1,70	1.40	1,20	1,10	1.00
2		——	—	—	—	3,50	2,00	1,50	1,20	1.10
3	4.00	2.30	1.90	1.60	1,40	1,30	1.15	1,10	1,00	1,00
4	—	2.90	2.30	1.90	1,70	1,50	1.30	1,20	1,10	1,00
5	2,60	1,20	1,00	0,80	0,70	0,65	0.60	0.60	0.60	0.60
386
Насадки приточные	Раздел XI Диаграмма 11-17
25'
387
Раздел XI
Диаграмма
11-13
Насадок приточный с тонкостенной решеткой на боковом выходе
/./Ог	1о							
	0,5	0.6	0.8	1.0	1.5	2.0	2,5	3.0
10	8,61	6.41	4,22	3,21	2,21	1,86	1,69	1,61
20	8,77	5,57	4,38	3,37	2,37	2,02	1,85	1,77
30	8.87	6,67	4,48	3,47	2,47	2,12	1,95	1,87
40	8,94	6,74	4,55	3,54	2,54	2,19	2,02	1.94
Раздел XI

Насадок приточный конструкции Батурина
Диаграмма 11-19
ЬН
—5~ определяется по кривым $ = на )•
2g
а0 | 30
40 | 50 | 60
80 | 90 | 100 | ПО
I. Профилированные лопатки
« I 6.4 | 2,7 | 1.7 | 1,6 | - | - ] - | _ | _
2. Упрощенные лопатки
С I — I — ! 1,3 | 1,2| |,2| 1,4 । 1,8 | 2,4 | 3,5.
388
Раздел XI
Выход из отвода 90°
Диаграмма 11-20
</*<,
0.0
0.2
0,5
1.0
2.0
0	0.5	1.0
2,95	3,13	3,23
2,15	2,15	2,08
1,80	1,54	1,43
1,46	1.19	1.Н
1.19	1.10	1.06
1.5
3,00 1.84 1,36 1,09
1,04
Значения
2.0
з.о
4.0
6,0
8,0
12.0
2.72 1.70 1.32
1,09 1.04
2,40
1.60
1.26
1,09 1.04
2,24
1.56
1,22
1,69
1.04
2,10 1,52 1,19 1,09 1,04
2,05
1,49
1.19
1,09
1,04
2.00
1.48
1.19
1,09
1,04
2g
где См определяется по кривой См = , ( I \	I .
— f ly— 1 для различных у-; л определяется по диаграммам 2-1—2-5.
389
/ а„	\ Выход из колена 90’ квадратного сечения 1-^—=1,01 с острой кромкой поворота и с суженным или расширенным выходным сечением	Раздел XI Диаграмма 11-21
1)Ъ0 | 0 | 0.5	1.0 | 1.5 | 2.0 | 4.0 | 6,0 | 8.0 | 15,0
Ь,/60 = 0,5
См | 9,0 | 10 | 7,6 | 6,7 | 6,5 | 6,2 | 6,2 | 6,1 | 5,9 bjb,= 1,0
?м | 2,9 | 3,0 | 2,9 | 2,8 | 2,6 | 2,2 | 2,2 | 2,2 | 2,2 \/Ьл= 1,4
?м | 2,0 | 2.2 | 2,2 | 2,1 | 1,9 | 1,7 | 1,6 | 1,5 | 1,5 61/6о = 2,0
j 1,3 | 1,5 | 1,6 | 1,6 | 1,6 | 1,4 | 1,3 | 1,2 | 1,1
Выход из плоского колена 90°
= 0,25 с острой кромкой
поворота и с
суженным или расширенным выходным сечением
Раздел XI
Диаграмма 11-22
где ?ч определяется по кривым
bt
личных т—; X определяется по диаграммам 2-1—2-5.
для раз-
	0	0.5	1.0	1.5	2.0	4.0	6,0	8.0	15,0
bjbt - 0,5
;ч | 8.8 | 9,5 | 7,2 | 6,6 | 6,3 | 6,0 | 5,9 | 5,8 | 5,8 Мо = 1.0
| 2,7 | 3,2 | 3,3 | 3.1 | 2,9 | 2,3 | 2,1 | 2,0 | 2,0 6^0 = 1,4
;м | 1,8 | 2,1 | 2,2 | 2,2 | 2,1 | 1,8 | 1,6 | 1,4 | 1,4 bjb„ = 2.0
?н | ‘-3| '-5| 1.6 | 1.5 | 1,5 | 1.4 | 1.3 | 1.2 | 1.1

Выход из прямоугольного и с суженным	/ а0	\ — = 4,0 \ колена 90° с острой кромкой поворота 1ли расширенным выходным сечением	Раздел XI Диаграмма 11-23
7®о
= 5м + х4;
где См определяется по кривой ?м = для раз. личных-А1_; Л определяется по диаграммам 2-1—2-5.
Ч1>0 | О I 0.5 | 1,0 | 1.5 | 2.0 | 4.0 | 6.0	8.0 | 15,0
6.
I)	^-=0,5
| 9,9 | 8,5 | 7,6 | 7,1 | 6,8 | 6,2 | 5,9 | 5,7 ] 5,6
2)	£=1,0
Сч | 3,2 | 3,3 | 3,5 | 3.4 | 3,0 | 2,1 | 2,1 | 2,1 | 2,0 Ь.
3)	-£=1.4
?м ] 2,0 | 2,2 | 2,3 | 2,2 | 2,0 | 1.7 | 1,6 | 1,6 | 1,5 4) -£ = 2,0
?м | 1,3 | 1,4 | 1,4 | F.3 | 1,2 [ 1,2 | 1,2 | 1.1 | 1,1
391
Раздел XI
Диаграмма
11-25.
Выход из плавного колена 90° с суженным или расширенным вдвое выходным сечением
г,'Ь0	0,1
0,2	0,3	0,4	0,5	0.0	0.8	1.0
1) t>l/6o=O,5
С I 5,20 I 4,92 I 4,64 I 4,44 14,31 | 4,24 | 4.20 | 4.1»
2)	= 2,0
С | 1,40 | 1,30 | 1,23 | 1,17 11.11 | 1, 05 | 0,95 | 0,Ь7
г) 1)
Выход из плавного колена 90° с расширенным вдвое выходным сечением (-у-=2,0^ и с пятью тонкими направляющими лопатками	Раздел XI Диаграмма 11-26
392
Раздел XI
Диаграмма
11-27
Выход из прямой трубы через шайбу или плоскую решетку с острыми краями (J/dT — 0—0,015)
4[о
<Zr = -я—; Пот„ — периметр; мотв
f9—’площадь отверстия; Лотв — живое сечение решетки (шайбы)
Решетка.
Шайба
a) Re=^>10s.
С — — = (1 + 0.707 /1 —/ ¥’4* Н \	J f*
2g
определяется по кривой С = {(f); 6) Re< 10s:
2g
где определяется по кривым £J? = f(Re, f) на графике а диаграммы 4-10;
sje определяется по кривой sjc — f(Re) на том же графике а диаграммы 4-10;
= 1	0,707 У 1 - / определяется по кривой
s0 = f (f) на графике б диаграммы 4-10.
v принимается по § 1-3,6.

f	0.0Б	0,10	0.15	0,20	0.25	0.30	0,35	0.40	0.45	0.50	0,55	0,00	0.65	0.70	0.76	0.80	0,85	0.9	1.0
с	1 140	| 280	122	67	41 .6	30.0	20,2	15.0	п,5	9,00	7,40	6,20	4,80	3.90	3,30	2,70	2,22	1,80	1.0
О
393
Раздел XI
Диаграмма
11-28
Выход из прямой трубы (канала) через шайбу или решетку с утолщенными краями отверстий
4f„ ^ота
Потв—периметр;
f0 — площадь одного отверстия;
Fotd — живое сечение шайбы, решетки.
где т определяется по кривой t = f
5, = 1+0,5 (l-fj+t/1-f;
X определяется по диаграммам 2-1—2-5; б) Re < 10* (приближенно):
С = (;¥+ё0Р%)у.
где ?? и sge — см. диаграмму 4-10;
определяется по п. а;
•ч принимается по § 1-3,6.
394
Раздел XI
Диаграмма
11-29
Выход из прямой трубы (канала) через шайбу или решетку со срезанными по потоку или закругленными краями отверстий
Форма краев отверстий
Схема
Коэффициент сопротивления С = -----—
Ttt0 •
2g
Закругленные края
Срезанные по потоку края
	0.01	0.02	0.03	0.0-1	0.06	0,08	0,12	0.16
e	0,46	0,42	0,38	0,35	0,29	0,23	0,16	0,13
1

Re =
10*:
UJgmB
fomt
| —'7--* -
где s' определяется no
ir	0	0,01	0.02	0,03	0.04	0.05	0.06	0,08	0.12	0,16	0.20
C'	0.50	0.44	0.37	0.31	0,26	0.22	0.19	0.15	0,09	0.06	0.03
395
Раздел XI
Диаграмма
11-30
Выход из прямого канала через неподвижную жалюзийную решетку
№ 1. Входные кромки перьев срезаны вертикально Х»_2. Входные кромки перьев срезаны горизонтально
7	о.г	0.2	0.3	0.<	0.5	0.5	0.7	0.8	0.9	1.0
	247	55,0	23, Ь	12,3	7,00	4,60	3,00	2,06	1.43	1,00
С = К! + Д?, где k =1,0 — для № 1; k = 0,6 — для № 2.
Д! S 0,5
П(1 -п-4
о.
:тр Х ь\ ’
X определяется по диаграммам 2-1—2-5;
F отв
Г— /- ('"р — площадь фронта решетки,
Л>тв — живо- сечение решетки);
Fqtb___ Лэтв
fp - F.
и X == 0,064
/	wtb't
I при Re = —— = 10’ по кривой ?'= /(/);
значения
определяются
V принимается по §
1-3,6.
396
Раздел XI
Диаграмма
11-31
Выходные участки при различных условиях
Условия выхода
Схема
Коэффициент сопротивления
А//
2 7«0
28
Из прямой трубы (канала) с сеткой на выходе

5= l+5t,
где 5 определяется как { сетки по диаграмме 8-6 (приближенно)
Из тумбочки с сеткой
<=3-?3,5 (ориентировочно)
Через штампованную стандартную жалюзийную решетку при / =
F
= —р— £0,8 с поворотны-
ми перьями при их полном
открытии
Через штампованные или литые фигурные решетки
Схему см. диаграмму 3-22 (стр. 99)
5 определяется по кривой
C = f(f) диаграммы 11-27 (приближенно)
397
Раздел XI
Диаграмма
11-32
Струя свободная круглого сечения
1.	Начальный участок (S < 8-г-10/?,): —	a'S	/а'5\г
д=1+0.76^+1,32^ ;
—	a'S	fa'S \а
е = 1 — 1,03	+ 0,68 /	;
_	a'S	„„	/a'S\a
₽<.«=>-1.14 *7+	0,61
2.	Основной участок (S^> 8 ч- 10/?,):
q = 2,22
-	0,59
е~ a'S : +0,29
1,78 В, = a'S
Ra + 0129
(где В,— см. табл 11-1);
wm 0,96 w. а'а
-^ + 0,29
3.	Для всей струи:
Встр=(1+3.4-^)
q— безразмерный расход через данное сечение струи;
е — безразмерный запас энергии в данном сечении струи;
еа — безразмерный запас энергии постоянной массы струн в данном сечении;
fCTp — безразмерная площадь данного сечения струи.
Значения 7, 7, 7а>	(|
ВСтр определяются по графику в S
зависимости от тг- .
к.
398
Струя свободная плоскопараллельная	Разряд XI Диаграмма 11-33
ьн
? = —2 = 1 — е
Y®o
2g
1.	Начальный участок (S < 10 4-128^):
-	a'S
<7=1 + 0,43-^-;
_	a'S
е = 1 —0,21—;
*о
-	a'S
еа = 1 — 0,275 —г.
°o
2. Основной участок (S„>10 4-12вц):
										<7 = 1,2 I / --г-|-0,41
^0	0	5	10	15	20	25	30	40	50	|/	«0 _	0,94
	1,00	1,19	1,39	1,60	1,79	1,96	2,11	2,40	2,66	Г a'S 1/ -Т7- + 0’41
е	1,00	0,91	0,81	0,71	0,63	0,58	0,54	0,47	0,42	F	0
	1,00	0,88	0 75	0,60	0,49	0,42	0,36	0,29	0,23	_	1.73Л,
										
wm	1,00	1,00	1,00	0,90	0,81	0,74	0,68	0,60	0,56	1/ ^т + 0,41
-° Р ‘ стр	1,00	2,08	3,16	4,24	5,32	6,40	7,48	9,64	11,8	F	0 (где J2 —см. табл. П-2);
399
РАЗДЕЛ ДВЕНАДЦАТЫЕ!
ДВИЖЕНИЕ ПОТОКА ЧЕРЕЗ РАЗЛИЧНЫЕ АППАРАТЫ
(коэффициенты сопротивления полных аппаратов
и других устройств)
• 2-1. ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Ft— площадь входного сечения аппарата, трубок или самого узкого сечения радиатора, м'\
Fj — площадь сечения фронта фильтруемой ткани, радиатора, полного сечения циклонного элемента, лг;
FK—площадь сечения рабочей камеры аппарата, м\
FK
п= -р----степень расширения сечения вход-
0 ного участка аппарата;
Do — диаметр входного отверстия аппарата, м;
w0—средняя скорость потока на входе в аппарат в узком сечении радиатора, м!сек\
а>1 — средняя скорость потока перед фронтом фильтрующей ткани (скорость фильтрации) перед фронтом радиатора в свободном сечении корпуса циклона, м!сек\
Ml—потеря давления (сопротивление) аппарата, устройства, кГ)м--,
ч — коэффициент сопротивления аппарата, устройства;
— коэффициент количества движения для входного отверстия аппарата;
—коэффициент кинетической энергии для входного отверстия аппарата.
лей циклонов—обычных и батарейных, мокрых газоочистных аппаратов, фильтров -пористых и тканевых, электрофильтров.
2.	В инерционных жалюзийных пылеотде-лителях отделение пыли от газа (воздуха) происходит 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 пылевые частицы выделяются из потока. Этому способствует удар и отражение пылевых частиц от поверхности лопастей решетки.
Степень очистки газа (воздуха) зависит от скорости движения потока в момент подхода к лопастям решетки, от размеров пылевых частиц, их удельного веса, вязкости и удельного веса газов, радиуса кривизны траектории, описываемой струйкой, проходящей через решетку, а также от конструкции пылеотделителя.
3.	Процесс отделения взвешенных частиц от потока в циклонах основан на использовании сил инерции, возникающих при движении потока в корпусе циклона по спирали—в направлении от тангенциального входа к пылепропускному отверстию в днище корпуса (рис. 12-2). По мере движения потока по нисходящей (внешней) спирали, часть потока с
12-2. ПОЯСНЕНИЯ И ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ
а) Газо-воздухоочистные аппараты
I. Газо-воздухоочистные аппараты можно разделить на несколько групп в соответствии с принципами, на которых основаны процессы очистки газа (воздуха) от взвешенных в нем частиц. Здесь рассматриваются сопротивление инерционных жалюзийных пылеотделите-
400
Рис. 12-1. Схема работы жалюзийного пылеуловителя.
Рис. 12-2. Картин л движения потока в корпусе циклона.
уменьшающейся скоростью направляется к выхлопной трубе, а взвешенные в нем частицы отбрасываются к стенке корпуса и вместе с остальной частью потока продолжают двигаться к пылепропускпому отверстию.
Некоторая часть потока, вращающегося по внешней спирали, проходит через пылепропускное отверстие корпуса в бункер, вынося с собой взвешенные частицы. В бункере поток постепенно теряет свою скорость, вследствие чего происходит выпадение взвешенных в нем частиц.
Выход очищенного потока из бункера обратно в корпус циклона происходит через то же пылепропускное отверстие, но по восходящей (внутренней) спирали. Движение потока по этой спирали продолжается до входа в выхлопную трубу и в самой трубе. При этом по пути очищенный поток присоединяет к себе часть потока, отделяющегося от нисходящей спирали.
4.	Степень очистки потока в циклонах зависит от конструкции и' размеров циклонных аппаратов, от скорости движения запыленного потока, от физических свойств пыли и размеров ее частиц, от физических свойств перемещающейся среды, от концентрации пыли и от других факторов. Как правило, эффективное улавливание с помощью цикло
нов достигается при размерах частиц бэлее 5 мк.
5.	Пропускная способность (производительность) циклона является прямой функцией его гидравлического сопротивления. Чем меньше коэффициент сопротивления циклона, тем больше его пропускная способность. Теоретически коэффициент сопротивления циклона может быть оценен по методу Клячко [Л. 12-18] или Минского |Л. 12-25].
Приводимые в справочнике значения коэффициентов сопротивления различных типов циклонов получены экспериментально.
Так как для сравнения работы ряда типов циклонов наиболее характерным является скорость движения потока в их корпусе, а для расчета более удобно оперировать скоростью на входе, то даются двоякие коэффициенты сопротивления циклонов: приведенные к средней скорости на входе Св = =—и к средней скорости по всему по-
. АН
перечному сечению корпуса С, =—5-.
т»1
• ••	tg
6.	Поскольку производительность циклона тем выше, чем больше его диаметр, ас увеличением диаметра степень очистки снижается. то при больших количествах очищаемого потока выгоднее перейти от одиночных циклонов больших размеров к группе циклонов меньших диаметров или к батарейным циклонам. Последние отличаются от групповых циклонов не только значительно меньшими размерами циклонных элементов, но и конструкцией.В частности, для обеспечения вращательного движения в циклонных элементах батарейного циклона в них устанавливаются специальные направляющие аппараты (розетка с лопастями, установленными под углом 25—30’ к оси циклона или винтообразная лопасть, рис. 12 3).
7.	Для повышения степени очистки газа (воздуха) от взвешенных частиц часто применяются мокрые газоочистные аппараты. Улучшение улавливания в мокрых аппаратах достигается орошением газового потока жидкостью, разбрызгиваемой форсунками (соплами), или водяной пленкой, создаваемой на поверхности газоочистного аппарата.
На диаграммах 12-6—12-8 приведены значения коэффициентов сопротивления отдель ных типов мокрых газоочистных аппаратов.
8.	К мокрым газоочистным аппаратам, обеспечивающим высокий коэффициент очист-
26- 655
401
Рис. 12-3. Циклонные элементы батарейного циклона, а — с виитообр аной лопастью; бс розеткой.
Рис. 12-4. Труба-распылитель (скруббер Вентури).
ки. относится и турбулентный про.мыватель (скруббер Вентури), состоящий из двух основных частей: трубы-распылителя /, выполняемой в виде трубы Вентури, и каплеуловителя 2 (рис. 12-4). Отличительной особенностью
этого аппарата является большая скорость потока в его горловине (60—150 м/сек). Жидкость, вводимая в трубу-распылитель струями или каплями, благодаря большой скорости газового потока в горловине дробится на мельчайшие капли с большой суммарной поверхностью (большим числом частиц в единице объема). Большая скорость, кроме того, приводит к повышению турбулентности потока. Эти факторы увеличивают вероятность соударения жидких и твердых частиц в запыленном газе. Следовательно, процесс очистки в таком аппарате можно рассматривать в основном как коагуляционный процесс. Скоагулированпые частицы в дальнейшем улавливаются второй частью турбулентного промывателя—каплеуловителем.
9.	Коэффициент сопротивления трубы-распылителя определяется на основании данных Теверовского, Зайцева и Мурашкевича |Л. 12-9], (Л. 12-26], (Л. 12-34 и 12-35]:
С =	= +	.	(12-11
2g
-Mi	, ,
где Сг =--j—коэффициент сопротивления
трубы-распылителя без жидко-
2g стного орошения; он может быть приближенно определен как сумма коэффициентов сопротивления конфузора, диффузора и прямого участка по данным, приведенным в разделах II, III и V;
— коэффициент сопротивления трубы-распылителя, учитывающий влияние орошения жидкостью; значения этого коэффициента приведены на диаграмме 12-6;
wr — средняя скорость рабочего газа в горловине трубы-распылителя, м/сек-,
Yr, —удельный вес соответственно рабочего газа в горловине трубы-распылителя и орошающей жидкости, кг/ся3\
т— удельный расход орошающей жидкости, л/м3 газа.
Гидравлическое сопротивление каплеуловителя, определяется в зависимости от'вы-бранного типа этого аппарата по данным раздела XII.
10.	Для сухой очистки газа (воздуха) от высокодисперсной пыли широко применяются
402
тканевые фильтры. В отличие от ткани, работающей на чистом (незапыленном) газе, сопротивление фильтрующей ткани при прохождении через нее запыленного газа возрастает со временем. Это возрастание сопротивления вызывается тем, что поры ткани заполняются со стороны входа запыленного газа осажденными частицами пыли, сцепляющимися между собой и образующими в порах и на поверхности ткани „вторичную" пористую перегородку (участвующую, в свою очередь, в процессе улавливания пыли • из газа). По мере забивания пор ткани частицами пыли и увеличения толщины слоя пыли на ее поверхности сопротивление фильтрующей пористой среды (ткани и пыли) возрастает.
11.	Сопротивление запыленной фильтрующей ткани предлагается (см. Зайцев |Л. 12-8]) рассматривать как состоящее из двух частей: Д//'— сопротивления, обусловленного неудаляемым запылением ткани, и Д//"— сопротивлением слоя пыли, удаляемого при периодических процессах очистки ткани.
На основании этого рекомендуется (см. Гордон и Аладжалов [Л. 12-7]) общее сопротивление запыленной ткани вычислять по следующей двучленной формуле:
Д/Y = (А -]-кГ]м2, (12-2)
где А - экспериментальный коэффициент, зависящий от вида пыли, типа ткани и степени запыленности;
В — экспериментальный коэффициент,зависящий от насыпного веса пыли и проницаемости слоя пыли;
•q — коэффициент динамической вязкости газа, кг-сек 1м2-,
р — степень запыленности газа, кг/м3; wt — скорость фильтрации (удельная нагрузка на ткань), м31м2-сек.
12.	В некоторых случаях сопротивление запыленной ткани дается в несколько иной форме (см. Рекк (Л. 12-30]):
ДЯ = (АО4-АО')(2;,	(12-3)
где и Ау — коэффициенты пропорциональности, зависящие от вида пыли, типа ткани и степени запыленности;
/1	<?ч
Qt = e----часовая удельная нагрузка
1 ткани, м2/м3-ч.-,
Q,,— часовой объем фильтруемого газа, м*/ч-,
F, — площадь фильтрующей ткани, м3.
В таком виде представлены значения Д// для различной ткани на диаграммах 12-13— 12-18.
13.	Основные потери давления в рукавных фильтрах сосредоточены в тканевых рукавах, поэтому сопротивление таких фильтров, как правило, может быть оценено на основании данных по сопротивлению различных тканей.
На диаграммах 12-20—12-21 приведены характеристики и сопротивление рукавных фильтров двух конкретных типов (ДИЗ и МФУ).
14.	Эффективное улавливание пыли достигается и пористыми слоями, такими как слои сыпучих или кусковых материалов (песок, гравий, шлак, кольца Рашига и др.), а также набором металлических сеток, специально приготовленными пористыми материалами, фильтрами из нитеобразных волокон и нитей, бумажными фильтрами и др.
Гидравлическое сопротивление некоторых из этих видов фильтров может быть определено по тем же данным, что и для насадок и сеток (см. раздел VIII).
15.	В промышленных электрофильтрах почти всех типов (рис. 12-5) потери давления в основном складываются из: 1) потерь входа в рабочую камеру; 2) потерь выхода из рабочей камеры и 3) потерь при прохождении через межэлектродное пространство (в случае пластинчатого электрофильтра — между осадительными пластинами, а в случае трубчатого электрофильтра — по осадительным трубам).
Общий коэффициент сопротивления электрофильтра может быть принят как сумма:
!=-S=s.+^+6
1№о
где Свх—коэффициент сопротивления входного участка аппарата, приведенный к скорости на входе;
Свых — коэффициент сопротивления выходного участка, приведенный к той же скорости щ0;
Ск— коэффициент сопротивления рабочей камеры аппарата с осадительными элементами, также приведенный к скорости иу0.
26’
403
Ctixai »ала
Рис. 12-5. Электрофильтры, а — вертикальный: б — горизонтальный.
16.	Почти во всех промышленных аппаратах вход потока из подводящего газохода в рабочую камеру осуществляется с внезапным расширением1 (рис. 12-5, а и б), поэтому коэффициент сопротивления входа в случае отсутствия газораспределительных устройств может быть определен по формуле (4-3'):
c.x=-^i = jVof| ——Л. (12-5)
nx	\ J n '
где nz=-jr—степень расширения аппарата ° (отношение площади рабочей камеры ко входному отверстию);
=	dF — коэффициент ки-
нетической энергии, характеризующий распределение скоростей на входе в аппарат. Значения этого коэффициента, а также коэффициента количест-
ва движения	dF
Ft
(грубо ориентировочно) для различных случаев подвода потока к аппарату приведены в табл. 12-1ч-12-8.
Колено 8	45";—= О
"о
X fro*	0—1.2	3.25	>5.0
Alt -=	1,12	1,08	1,02
А/. =5=	1,36	1,20	1.06
1 В тех случаях, когда подвод потока осуществляется через диффузор (горизонтальные электрофильтры), можно также считать, что имеет место внезапное расширение, так как угол расширения диффузора, как правило, берется больше 60—90°.
дг Го *	1.2	3.0	0.0	10
Vf.=:	1.80	1,50	1,10	1.02
	З.ЬО	2.80	1,30	1,06
Таблица 12-3
Г	Ь’л
Колено 8 = 90°; / = 0,1; Л - I о,	Ь,
Таблица 12-1
Ж £	0—0,5	1.5	3,0	6,0	8,0
	1.40 2,30	1.25 1.75	1.12 1.36	1,06 1.18	1.02 1,06
				Таблица 12-4	
	Коле	но 8 = 90	° с расширением		
		00 • fl		18	
ь.	0-0,5	1.5	3,0 —	6,0	10
Af. -	1,70	1,40	1.25	1,10	1,02
	3,20	2,30	1,75	1,30	1,06
4Э5
Таблица 12-5 Отвод 6 = 90°; Д = 0,5 4°									' a = 6°					a= 10°			
									P'a n — p ' 0	3.0	4,0	6,0	10	3.0	4.0	6,0	10
			ы	II						1.15	1,20	1.40	1,25	1,20	1,30	1,90	1,40
										1.45	1,60	2,20	1,75	1.60	1,90	3,70	2,20
									a= 15°					a = 30°			
										1,50	1,85	2,30	1,80	2,00	2,50	3.10	2,55
									Vo=	2.50	3.50	4,80	3,40	4,00	5,30	7,20	5,70
X ь0	0-0,5	1.0		2,0		З.о	4,0										
									a = 45°					a = 60°			
и 71	1.25 1,80	1,13 1.40		1,07 1,21		1,03 1,10	1,02 1,06										
									Af0«s	2.50	2,90	3,90	4,50	2,70	3,30	4,50	5,90
Таблица 12-6 Диффузор круглого или прямоугольного сече-мия с пасшипрмием r tirvy пnnrwnrrny										6,00	6,90	9,70	11,5	5,80	8,00	11,5	15,7
									а = 90°					a = 180°			
									Afe^=	2,80	3,75	5,20	7,00	4,00	5,10	7,30	9,00
										6,90	9,00	13,5	19,0	10,0	13,0	20,0	25,0
				JI * 1					a = 6°					a = 10°			
W0>F0	b 1 » T —-									4 n — F r0	3,0	4.0	6,0	10	3.0	4.0	6,0	10
									Af0=a	1,10	1,15	1,35	1,15	1.12	1,20	1.60	1,30
									A^	1,30	1,45	2,05	1,45	1,36	1,60	2,80	1,90
									<x = 15°					a = 30°			
																	
									Af„=	1,40	1,50	1,70	1,40	1,80	2.50	2,20	1,80
Таблица 12-7 Диффузор плоский										2,20	2,50	3,10	2,20	3,40	5,40	4,60	3,40
									a= 45°					a = 60°			
									Л1о=	2,00	2,60	2,30	2,00	2,10	2,90	3,70	3.50
				«и					N,^=	4,00	5,80	4,90	4,00	4,30	7,00	9,00	8,50
									[ a = 90°					«= 180°			
									A40==	2,25	3,20	4,80	6.60	3,00	4,50	7,00	8,00
									.V0=s	5, 10	7,80	13,5	17,0	7,00	H.5	19,0	22,0
406

Коэффициент сопротивления выхода может быть определен на основании формулы (3-3):
2g
где С' коэффициент смягчения входа, определяемый как J входного участка по диаграммам 3-1—3-3, 3-5 и 3-6;
£вых—площадь узкого сечения выходного участка, м1.
Коэффициент сопротивления рабочей камеры может быть определен по формуле
_ д//к _ -'
’’к	.„.Д 1* *вх
7 “G
2g
(12-7)
,	/ F \ / F \2
где Снх =0,5^1 —	~ коэффициент
, сопротивления входа в межэлектродное пространство;
,	/ f Wf \*
' — 1 —) (-Л I —коэффициент сопро-
V ^К/ \ Г3 J тивления выхода из межэлектрод-ного пространства;
I / р \2
Стр = Z j — коэффициент сопротивления трения межэлектродного пространства;
^ — суммарная площадь просвета между осадительными пластинами или суммарная площадь сечения осадительных труб, Л42;
/— длина осадительных пластин или труб, лс;
4Г.
D — гидравлический диаметр про-э иэ
света между осадительными пластинами или диаметр осадительной трубы, м;
Hg — периметр просвета между осадительными пластинами или сечения осадительной трубы, м.
17.	Во многих аппаратах, в том числе и в электрофильтрах, для равномерной раздачи потока после его входа в рабочую камеру устанавливаются газораспределительные решетки. Весь участок от конечного сечения подводящего патрубка до решетки включи-I тельно можно рассматривать как единый.
Подвод потока в рабочую камеру может I быть осуществлен при этом по следующим
трем основным схемам: I) центральное набегание потока на решетку (рис. 12-6,а); 2) периферийное набегание потока на решетку (рис. 12-6,6); 3) боковое набегание потока на решетку (рис. 12-6,в).
В зависимости от отношения площадей FK
-р- применяется или одиночная решетка, или • о
система последовательно установленных ре-шеток (см. работы автора [Л. 12-15 и 12-16]).
18.	Коэффициент сопротивления входного участка аппарата при центральном набегании потока на решетку1 вычисляется по следующей формуле, предложенной автором *:
'»='= =.С. +". + о.*» (£)’+
2g
U)
где .	= 0,5^	;
м 'о.отв ’ о.огв’
’Олте — коэффициент сопротивления отвода, через который поток подводится к решетке; он определяется как С по соответствующим диаграммам раздела VI;
£— коэффициент сопротивления решетки, определяемый как С по диаграммам 8-1—8-7;
Нр— расстояние от выходного отверстия подводящего отвода до решетки, .и;
— диаметр выходного сечения подводящего отвода, м.
Последний член правой части формулы (12-8) следует принимать во внимание только при ^-<1,2.
Коэффициент сопротивления входного участка аппарата при периферийном набегании потока на решетку вычисляется по следующей формуле:
* Здесь имеется в виду решетка в широком смысле этого слова, т. е. не только плоская решетка (перфорированный лист), но и другие виды сопротивления, равномерно рассредоточенного по сеченшо (различные насадки или слон кускового или сыпучего материала, кольца Рашита и др.).
* Приводимые здесь формулы несколько отличаются от формул, приведенных в [Л. 12-15]; они уточнены на основании более поздних опытов автора.
407
где — — относительное расстояние от вы-0 ходного отверстия подводящего от-
вода до днища аппарата или до экрана (если таковой установлен за отводом).
Последний член правой части формулы (12-9) следует принимать во внимание только
ПР" 1-2-
Коэффициент сопротивления входного участка аппарата при боковом набегании потока на решетку вычисляется по формуле
'.•=‘=^="-+0^£/+
ig
4-0,1 -I- ^2 — 20	(12-10)
где DK — диаметр или большая сторона сечения камеры, я.
Последний член правой части формулы (12-10) следует учитывать только при
Для системы последовательно установленных решеток в аппарате коффициенты сопротивления входного участка определяются по тем же формулам (12-8) -ь(12-10), только вместо С подставляется сумма коэффициентов сопротивления всех решеток системы: i—.ч
(-1
где п—количество последовательно установленных решеток.
б) Теплообменные аппараты
19. Общие потери давления в сотовых радиаторах, применяемых для охлаждения воздуха, складываются из потерь на вход в трубку радиатора, потерь на трение в трубках и потерь на внезапное расширение (удар) при яыходе из трубок в общий канал. Коэффициент сопротивления сотового радиатора определяется по следующей формуле Марьянова |Л. 12-23J:
Рис. 12-6. Различные схемы подвода потока
к аппаратам.
а — центральное набегание потока на газораспределительную решетку ; б — периферийное набегание потока на газораснредсли» тельную решетку; в — бокопое набегание потока на газораспределительную решетку.
7=—^—-х— отношение разности абсолют-вх ных температур (° К) выходящего и входящего потока к абсолютной температуре входящего потока;
wt — скорость в трубе перед фронтом радиатора, м/сек-.
408
Fo — площадь сечения трубки радиатора, мл\
Ft — площадь сечения фронта радиатора, м2‘,
10 — длина трубки радиатора (глубина радиатора), м;
аг = -~—гидравлический диаметр труб-• ки радиатора, м\
По — периметр сечения трубки радиатора,
I— коэффициент сопротивления трения единицы длины трубки радиатора.
Для сотовых радиаторов с круглыми и шестигранными трубками коэффициент сопротивления трения Л определяется по следующим формулам Марьямова (J1. 12-23]:
а)	в пределах 35<Re*=-^^-< 275
Z = O,375Re'-O'lA0,4;	(12-15)
б)	в пределах 275 < Re*<500
Я. = О,214До>4,	(12-16)
Т А
где Д —— относительная шероховатость тру-“г
бок радиатора.
20. Общие потери давления в трубчаторебристых 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 радиаторов определяется по следующей формуле Марьямова [Л. 12-24]:
— коэффициент, учитывающий потери на сужение и расширение потока при его прохождении между трубками радиатора;

(12-14)
f„ —площадь самого узкого сечения радиатора (между трубками), м2\
FQ — площадь сечения между пластинками в межрядном участке, ж’;
л ___
г~ Ь. + Л, ’
—	средний просвет между ребрами или пластинками, .и;
—	просвет между соседними трубками радиатора, лг,
г — количество рядов труб;
Л—коэффициент сопротивления трения единицы глубины радиатора; остальные обозначения — см. п. 19.
Коэффициент сопротивления трения Л для трубчато-ребристых радиаторов может быть приближенно вычислен по формуле того же автора, верной в пределах 3 000<Ре = =—2J~- <25000:
Коэффициент сопротивления трения 2 для трубчато-пластинчатых радиаторов может быть вычислен по следующим формулам Марьямова ]Л. 12-24]:
а)	в пределах 4- 10J< Re=—'~~г-< Ю4
1=	(12-20)
f Re
б)	в пределах ReJ>IO4
1 = °4L .	(12-21)
y/Re	1	'
21.	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 пластин ками калорифера. Основным параметром, которым пользуются при подборе калориферов, является весовая скорость в его живом сечении Тсроы0» кг/м2 сек (где fcp кг1м2 — средний удельный вес нагретого воздуха, проходящего через калорифер).
По этой причине имеющиеся в литературе данные по сопротивлению калориферов даются в виде зависимости Д/У кг1м* от величины усрш0 кг1м2-сек. В таком виде данные по сопротивлению конкретных типов калориферов приводятся и в справочнике.
409
22.	В многоходовых теплообменниках поток, поперечно обмывающий пучок труб, при переходе из одного хода в следующий резко поворачивается на 180э (рис. 12-7,а). Явление здесь аналогично тому, что имеет место в П-образном колене без пучка груб, т. е. здесь после второго поворота на 90° у внутренней стенки создается вихревая зона, но несколько уменьшается благодаря выравнивающему действию пучка труб.
Для большей эффективности теплообмена следует по возможности уменьшить или полностью устранить эту вихревую зону. С этой целью могут быть поставлены на повороте направляющие лопатки (упрощенные по дуге окружности). Иногда применяется устройство (см. Эльперин [Л. 12-44|) в виде выдвинутой вперед, в сторону поворотной части прямой или загнутой против потока перегородки (рис. 12-7,6).
в)	Дефлекторы и аэрационные фонари
23. Дефлекторы устанавливаются в тех случаях, когда желательно использовать энергию ветра для усиления вентиляции. Действие ветра заключается в том, что при обдувке им дефлектора на части поверхности этого дефлектора создается разрежение,способствующее перемещению воздуха из помещения наружу. Так же, как и в других выходных участках, полные потери давления в дефлекторе состоят из потерь в самой его сети и потери скоростного давления на выходе.
Наибольший интерес представляют дефлекторы типа ,ЦАГИ*, «Шанар-Этуаль* и „Григоровича*. Коэффициенты сопротивления этих дефлекторов приводятся на диаграмме 12-33.
24. Для естественного удаления загрязненного воздуха из промышленных зданий применяются аэрационные фонари, устанавливаемые на кровле этих зданий. К наиболее производительным относятся фонарь-здание и фонарь конструкции ЛенПСП, за ними следуют фонари КТИС, двухъярусный, Гипротиса и Рюкина—Ильинского (см. Талиев |Л. 12-33]).
К числу практически незадуваемых фонарей можно отнести фонари: прямоугольный с панелями, Батурина — Брандта, ЛенПСП, КТИС, ПСК-2, Гипротиса и фонарь-здание.
Рис. 12-7. Двухходовой теплообменник с поперечно смываемым пучком труб.
а — перегородка в промежуточном канале прямая: б — перегородка в промежуточном канале загнута против потока.
Значения коэффициентов сопротивления различных типов фонарей приведены на диаграммах 12-34—12-35.
Для прямоугольных фонарей с панелями коэффициент сопротивления может быть вычислен по формуле, вытекающей из данных Талиева |Л. 12-33] и Фрухта |Л. 12-39]:
(12-22)
где — средняя скорость в проемах фонарей, м)сек‘,
а—опытный коэффициент, зависящий от угла а открытия створки фонаря и принимаемый по следующим данным:
Таблица 12-9
а®	35»	«•	55*
а	8,25	5.25	3,15
I — расстояние от панели до внешнего края створки, зс;
h—высота всех проемов на одной стороне фонаря, м.
11J
12-3. ПЕРЕЧЕНЬ ДИАГРАММ КОЭФФИЦИЕНТОВ (ИЛИ ВЕЛИЧИН) СОПРОТИВЛЕНИЯ РАЗДЕЛА XII
Наименование диаграммы	Источник	Номер диаграммы	Примечание
Циклоны различные	Герасьев [Л- 12-6], Залогнн и Шухер |Л. 12-12], Коузов [Л. 12-20]	12-1	Данные опытов
Циклоны НИ ИОГАЗ	Нормали [Л. 12-42]	12-2	То же
Циклон батарейный БЦ ' Пылеотделитель инерционный (жалюзийный)	То же КТИС [Л. 12-3], Кучерук и Красилов [Л. 12-21], Шахов	12-3	Я	Я
Пылеотделители инерционные (жалюзийные) различных типов	[Л. 12-43| Ззерев [Л. 12-131, Кучерук и Красилов [12-21], Шахов	12-4	я	•
। Скруббер Вентури (труба-распылитель)	[Л. 12-43] Зайцев и Мурашкевич (Л. 12-9], Теверовскин и	12-5	я	я
	Зайцев [Л. 12-35]	12-6	я	Я
Скруббер с деревянной насадкой	Залогнн и Шухер |Л. 12-12]	12-7	я	я
Скруббер ВТИ центробежный Фильтр шпагатный, клиновидный,встряхиваемый,	То же	12-8		я
двухступенчатый, МИОТ Фильтр шпагатный, клиновидный, встряхиваемый,	Кучеру к [Л. 12-22]	12-9	•	я
одноступенчатый, МИОТ Фильтр кассетный из гофрированных сеток	То же	12-10		я
с влажным заполнителем, конструкции Рекк Фильтр кассетный пористый с влажным запоя-	• •	12-11	я	я
нителем		12-12	я	я
Ткань фильтрующая — шерстянка «Мельстроя*	Рекк ]Л. 12-30]	12-13	я	я
Ткань фильтрующая—саржа полушерстяная	То же	12-14	Я	Я
1 Ткань фильтрующая — бязь суровая	Я	я	12-15	я	я
Ткань фильтрующая — шерстяная байка	я	1»	12-16	я	я
| Ткань фильтрующая — хлопчатобумажная Ткань фильтрующая — льняная .редкий двуно-	”	Я	12-17		я
сикш	• я	12-18	я я	,
Ткань фильтрующая — миткаль, молескин, хлоп-	Адамов	12-19	я	я
чатобумажная бай^а			
1 Фильтр матерчатый встряхиваемый ДИЗ с раз-	Куче рук [Л. 12-22]	12-20	Я	Я
личными типами тканей			
Фильтр рукавный всасывающий типа АТФУ с раз-	Гордон н Аладжалов		
личными типами тканей	]Л. 12-7]	12-21	ял
Электрофильтры промышленные	—	12-22	По приближенным расчетам автора
Входные участки аппаратов с решеткой, насадкой или другим видом сопротивления, поме-	Пдельчнк [Л. 12-15, 12-16]	12-23	То же
щенного в рабочей камере		12-24	
Радиатор сотовый с шестигранными пли круг-	Марьямов ]Л. 12-23]		Данные опытов
лыми трубками			
Радиатор трубчато-ребристый	Марьямов [Л. 12-24]	12-25	То же
' Радиатор трубчато-пластинчатый	То же	12-26	я	я
Калорифер пластинчатый	Тричлер и Егоров [Л. 12-36], Поликарпов |Л. 12-29]	12-27	я	Я
Калорифер спирально-ребристый	Тричлер и Егоров [Л. 12-36]	12-28	Я	«
Калорифер лепестковый	То же	12-29	- -
Калорифер гладкотрубчатый	Талиев [Л. 12-32]	12-30	
Калорифер из отопительных радиаторов	Ритшель и Гребер [Л. 12-31]	12-31	Я	Я
Теплообменники различные	—	12-32	По приближенным расчетам
Дефлекторы	Ханжонков [Л. 12-40, 12-41]	12-33	Данные опытов
| Фонари аэрационные различных типов	Талиев |Л. 12-33]	12-34	То же
Фонарь аэрационный прямоугольный с панелями	Фрухт [Л. 12-39]	12-35	
Элиминтары	Участкин [Л. 12-о8]	12-36	я	я
411
12-4. ДИАГРАММЫ КОЭФФИЦИЕНТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
— Циклоны различные	Раздел XII
	Диаграмма 12-1
Наименование циклона
Коэффициент сопротивления
Циклон простой конический
Циклон СИОТ конический
2g
Г =^- = 1 11,0 М 1
2g
а,= Л(Л'’ площадь полного сечения корпуса низина)
Со = 4.2;
ч, = 595
Циклон ЛИОТ обычный и укорочен ный с раскручивающей улиткой
То же без раскручивающей улитки
$.’= 2.5;
$, = 201
$. = 2,8;
С, = 293
412
Раздел XII
Диаграмма
12-1
Наименование циклона
Циклоны различные (продолжение)
Коэффициент сопротивления
А//
2*
Д/7
^1= тго2 ~ 7»!
?eSl,l^, где Со— коэффициент сопротивления одиночного циклона
413
Раздел XII
Циклоны НИИОГАЗ
Диаграмма
12-2
Наименование циклона													
Циклон НИИОГАЗ-ЦН-15													
По	d,		b			I		°cp		Лфл			а
0.6D,	0.3-0.40,		0.2D,		0.260,	0.60,		0.80,		0.21—0.32D,			15’
D,		a		hT		Лц		AK		л„		н	
От 40 до 8 к) мм		O.WD, Цик.		1.740, юн НИ		2.260, 40 ГА		20, 3-ЦН-		0.3D, 5У		4.56D,	
Do	d,		b		b,	i		Dcp		^фл			а
0.6D,	0.3—0.4D,		0.2D,		0.26D,	0.6D,		0.80,		0.24 -0.32D,			й
D,		a			Лт		Ац		Лк				//
От 200 до 803 мм		0.66D, Циклон			ISO, НИИС		1.510, 1ГАЗ-Н		1,50D, H-24		0.3D,		3.3ID,
D,	d,		b			I		Dcp		^фл			а
QfiD,	0,3—0.40,		0,20,		0.26D,	0.6D,		0.80,		0.24—0.32D,			24’
d,		a			лт		Ац		Лк		"в		Н
От 400 ДО 1 000 мм		1.1 ID, Циклон			2.IID, НИИ0		2.1 ID, ГАЗ-Ц		1.75D, H-ll		0.4D,		4.26D,
Do	d,		b		ft,	I		^cp		Лфл			а
0.6D,	0.3-0.4D,		0.20,		0.26D,	0.6D,		0.80,		0,24—0.32D,			11°
D,		a					Лц		Лк		Лц		н
От 40 до 200 мм		0,480,			1.560,		2.080,		2D,		0.3D,		4.38D,
Схема
Коэффициент сопротивлении
5, = -Ц-=2,98;
Ж
2g
дя
С, = —=105;
тг“7
2g
Q ,F —пло-
щадь полного сечения корпуса циклона)
С, = 2,98;
;, = по
Со = 4,8;
С, = 80
Со = 2,70;
С, =. 180
414
Раздел XII
Диаграмма
12-3
Циклон батарейный^БЦ
Геометрические характеристики
Коэффициент сопротивления С - ™
Направляющий аппарат „пинт
Направляющий аппарат „розетка а = 25 е
Н |равляющий аппарат „розетка а = 30°
Схема
ч, = 85
С, =-65;
(J\ -—^площадь полного сечения корпуса циклонного элемента)
?, = 90
Пылеотделитель инерционный (жалюзийный) конический КТИС	Раздел XII
	Диаграмма 12-4
415
	Раздел XII
Пылеотдел ител и инерционные (жалюзийные)	Диаграмма
различных типов	12-5
416
Раздел XII
Диаграмма
12-6
Скруббер Вентури (труба-распылитель)
\'Г«4
лн = «г + £ж?) 2g— [кг/м-1.
где £г===0»10— 0,15 — в зависимости от тщательности изготовления;
принимается по графику в зависимости от
wr и q-,
уж— удельный вес соответственно рабочего газа в горловине и орошающей жидкости, кг1м3, т — удельный расход орошающей жидкости, л/м3 газа.
Значения
кр, м[сек
8<1 | 94 I 100 | 110 | 120
0,25 0,41 0,62 0,83 1,04
0,61 0,63 0,65 0,67
0,75
0,61 0,64 0,66 0,70 0.82
0,61
0,65
0,68
0,75
0,88
0,61
0,66
0,70
0,79
0,94
0,61
0,66
0,72
0,83
1,00
0,61 0.67 0,74
0,88 1,03
0,61
0,68
0,76
0,92
1.14
0,61 0,69 0,76 0,97
1,22
Раздел XII
Скруббер с деревянной насадкой
Диаграмма 12-7
Плотность орошения А = 5'2
-S
(F,— площадь полного сечения корпуса скруббера)
27—655
417
Раздел XII
Диаграмма
12-8
Скруббер ВТ И центробежный
Д/7
Y°»o
определяется по кривой С, = /(7)г)
Dp, «.«	600	700	800	900	1 000	1 100	1 200	1 300	1 400	1 500
Расход воды на орошение, кг/сек	0,22	0,28	0,33	0,39	0,45	0,50	0,56	0,61	0,70	0,78
у *0	3,38	3,17	3,04	2.94	2,87	2,81	2,76	2,72	2,68	2,65
418
Раздел XII
Фильтр шпагатный клиновидный встряхиваемый двухступенчатый МИОТ
Диаграмма
12-9
Сопротивление всего фильтра при QT=500
1) при чистом слое АН = 6 кГ/м2;
2) после подачи в фильтр 400 г/м2 пыли ЬН = = 25 кГ/м2. Зависимость SH—f(QT) отдельных ступеней при чистом слое дана на графике а. Зависимость дЯ = j (р, г/м2) первой ступени при QT— = 500м*/мг-ч дана на графике б).	ч
Фильтрующий слой первой ступени—сноповязальный шпагат (ОСТ 6707/407, артикул 883).
Фильтрующий слои второй ступени — пряжа кабельная № 03 (ГОСТ 905—41)
Размеры частиц d, мк .
Содержание по весу, %
Эффективность очистки при QT =500 ,и
: т о в а я:
2 | 2—10 I .10—25 I 25—100 0,05 | 3,64 I 8.94 | 87,36
!м2-ч, kt=№>/a.
Чистый шпагатный слой
Запыленный шпагатный слой
кГ/м?
кГ/м2
27'
419
Фильтр шпагатный клиновидный встряхиваемый одноступенчатый МИОТ	Раздел XII
	Диаграмма 12-10
Фильтрующий слой — вязальный шпагат, намотанный в 4 ряда; пыль — асфальтовая мостовая
Размеры частиц d, мк	0—5	5-10	10-20	20—40	>40
Содержание по весу, ’/о	9,00	49,6	21,9	18,4	1,06
Эффективность очистки Л = 97Л/»
Сопротивление всего фильтра при QT = 864 мг/м2-ч и
пылеемкости
р = 1 250 г/м2:
1) перед встряхиванием ДА/= 35 кГ/м2;
2) после встряхивания ДА/ = 16— 19 кГ/м2.
Фильтр кассетный из гофрированных сеток с влажным заполнителем конструкции Рекк
Раздел XII
Диаграмма
12-11
Наполнение — гофрированные сетки; шаг гофрировки— 7 мм; высота гофрировки—4 мм; смочено миндальным маслом.
Вид пыли	Малая модель 1951 г.		Малая молол). 1952 г.		
	%	/>. .’/«•	*1Г	%	р.
Литейная 		88	350	89		400
Цементная 		96	450	97		550
Цементная 		86	280	87		400
Угольная 		94	240	92		500
Зола угольная ....	94	450	93		700
Сопротивление фильтра при незапылеином воздухе в пределах w= 1.1 —2,4 м/сек:
1) малая модель 1951 г.
ДЯ = 40Ло>1'', кГ/м2
2) малая модель 1952 г.
ДА/ = 1,6/да1" , кГ/мг, где h—толщина слоя, м.
При достижении предельной пылеемкости, указан ной в таблице, величина ДА/ удваивается.
420
Раздел XII
Фильтр кассетный пористый с влажным заполнителем
Диаграмма 12-12
500
смоченная маслом
1.	Размеры фильтра 500X500X50 м (ЛИОТ);
наполнение металлическими кольцами I2.7X12.2X
X 0.25 мм; смочено турбинным маслом:
пыль — угольная, тонкого помола, пропущенная через циклон ЛИОТ
Размер частиц J, мк	> 48	48—22,4	22.4 — 11.2	< 11,2
Содержание по весу, %	1.0	17	60	22
2.	Размеры фильтра 710 X 510 Х^ .’/(ЛИОТ);
наполнение фарфоровыми кольцами 13X15 X 8 мм> смочено висциновым маслом;
пыль — смесь угля и цемента
Размеры частиц d, мк	11.2	11,2 — 5.6	5.6 — 0
Содержание по несу, %	0	33.9	66,1
Воздушная нагрузка, Q, мЛ/м*-ч	Пылесмкость фильтра р.	Эффективность очистки. !)%	Сопротивление Д/У. кГ/м*
4 000	0	0	25
4 000	555	79	35
4 000	1 ПО	82	45
4 000	1 665	85	57
Воздушная нагрузка. QT . м^м'-ч	11ылеемкость фильтра р, г/м*	Эффективность очистки *п- %	Сопротивление Д//, кГ/м*
4 320	0	0	12,4
4 200	I 200	76	18,5
4 120	1 600	79	21,5
4 040	2 000	80	24,4
3.	Размеры фильтра 500 X 500 X 50 л(МИОТ);
наполнение: первая половина кассеты — 9 рядов сеток (4 сетки тканные с ячейками 10 ХЮ мм, 2 сетки плетенные с ячейками ЮХЮжж и 3 тканные с ячейками 5 Х5 лж);
вторая половина кассеты — омедненные кольца 6,84-7.7X2 ~ 5ХОЛ мм;
смочено минеральным маслом;
пыль — белый портландцемент марки 300— 400;
циклоном ЛИОТ из воздуха выделены крупные фракции в количестве 77,6 — 78,3% от веса загруженного цемента;
средняя концентрация пыли 500 мг/м3;
средняя эффективность очистки при
QT = 2 500 — 3 600 м3/мг-ч и р = 3 000 г/м1 — ц = 80%
Воздушная нагрузка, QT ,	Сопротивление Д//, кГ/м*		
	ЧистыП фильт р	Пыл сем кость р — 2 600 г/л»	Пылесмкость у = 3 600 г 1м'
1 000	0,75	2,50	3,75
1 500	1,50	4,25	5,25
2 000	2,25	6,30	10,0
2 500	3,75	9,00	14.7
3 000	5.25	12,5	21,2
3 500	7,50	16,5	—
421
Раздел XII
Ткань фильтрующая—шерстянка „Мельстроя“
Диаграмма
12-13
Характеристики ткани
Вещество ткани	Шерсть
Вид плетении	Саржа
Приблизительная толщина ткани, .«.«	3,75
Вес 1 м3 ткани, г	463
..	основы	59
	
утка	44
Приблизительная толщина основы	0,83
нитей, мм	. утка	0,83
.	основы Крутка нитей на 2,5 см			4,3
уткА	3,5
	Длинный ворс
Наличие ворса	с одной сто-
	роны
Показатели степени т	1,012
Постоянный коэффициент Ал	5,03-10“’
Степень запыленности тканн р. г/м3	Величина /1(',
0	0
305	241-10“*
589	406-10“*
894	605-10“*
1 139	900-Ю-*
р. */*•	203	40J	600	800	1 000	1 100	1 200
*п.%	98.6	93,6	97,5	95,0	92.0	86,5	80,0
У
ДЯ = (Л, 4-[кГ/м3\— определяется по графику а в зависимости от QT для различных р;
QT—часовая удельная нагрузка, л’/л’-ч;
—коэффициент пылеочистки ткани (%) определяется по графику б.
Величины Лц и kn относятся к минеральной пыли (от пескоструйного аппарата) с размером частиц 90 мк и менее.
QT , яум*-ч	100	200	300	400	500	600	800	1 000
1. р == О
ДЯ, кГ/м2	| — ] 1.10 | 1,52 [ 2,201 2,50 | 3,30 2. р = 305 г/л’	|4-30|	5.40
АН, кГ/м3	| 3,30 | 7,10 | 11,0| 14,5 | 18,6 | 23,0 3. р = 589 г/л*		38.0
АН, кГ/м3 •	| 5,50 | 11,6 | 16,1 | 22,4 | 27,0 | 34,0] 4. р = 894 г/м3	45,0	56,0
ДЯ. кГ/м3	| 6,501 13,7 | 20,01 27,01 35,01 40,0 ; 5. р = 1 139 г/м3	1 55,0 | 70,0	
АН, кГ/м3	] 9.50 | 20,0 | 30,01 40,5 |51,01 62,0|	83,0 1	103
а)
422
Ткань фильтрующая—саржа полушерстяная	Раздел XII
	Диаграмма 12-14
Характеристика ткани
Вещество ткани				основы		Бумага		
				утка		Шерсть		
Вид плетения						Саржа		
Приблизительная толщина ткани, мм						1.6		
Вес 1 л» ткани, г						300		
Количество нитей на 50 мм				основы		118		
				утка		83		
Приблизительная толщина нитей, мм				основы		0,40		
				утка		0,46		
Крутка нитей на 2,5 c.iij				ОСНОВЫ		12,4		
				утка		7,3		
Наличие ворса						Средний ворс с одной стороны		
Показатель степени m						1,11		
Постоянный коэффициент zl„						5,34-10-»		
Степень запыленности ткани р,г/м*						Величина _40		
0						0		
117						232-10-*		
308						610-10-*		
367						726-10“*		
р, г/м’	100	150	200		250	| 300	350	3'0
йп, ’/•	93,5	96,0	98,0		98,0	97,5	94.0	90,0
Д/7 = (.1 4-.4q)Q”, [л.Т/л1»1— определяется по графику а в зависимости от QT для различных />;
QT — часовая удельная нагрузка, м3/м2-ч;
kn — коэффициент пылеочистки ткани (%) определяется по f	графику 6.
Величины Ло и ku относятся к минеральной пыли (от пескоструйного аппарата) с размером частиц в 90 мк и менее.
Qr, мум’-и	100	200	300	400	500	600	800	i ооо
1. р = О
Д//, кГ/.и2 — | 2,00| 3,16 | 4,001 5,501 6.80 (8,60 | 11,4
2. />==117 г/ж»
Д/7, кГ/м2 | 5,00 j 10,01 15.6 121,01 27.0 | 32.0 (44,0 | 55,0 3. р = 308 г/м»
Д//, кГ/м2 | 10,2 | 21,8 | 33,5 ( 45,01 57,5 | 70,0 [ 95,0 [ 125 4. р — 367 г/м-
\Н, кГ/м2 ; 13,8 | 27,6 J 40,0 | 54,0 | 68,0 | 82,01 120 | 148
о)
423
Раздел XII
Ткань фильтрующая — бязь суровая	'-------------
I	Диаграмма
12-15
Характеристика ткани
Вещество ткани		Бумага
Вид плетения		Гарнитуровое
Приблизительная толщина ткани, мм		0,6
Вес 1 мг ткани, г		171
Количество нитей на 50 мм	ОСНОВЫ	128
	утка	106
Приблизительная толщина нитей, мм	основы	0,29
	утка	0,28
Крутка нитей на 2,5 см	основы	14,1
	уткй	12,1
Наличие ворса		Без. ворса
Показатель степени т		1.17
Постоянный коэффициент		3,24-10-’
Степень запыленности, р. г/м2		Величина ,4а
0		0
201		184-Ю"4
277		253-IO-'‘
361		330- ю-4
р. г/ж*	100	150	Ж	250	300
%	67,7	65,6	61,2	56,0	51,0
Д/7 — (Л# --10) Q'" рсГ/л’] — определяется по графику а в зависимости от QT для различных р;
QT—часовая удельная нагрузка, м‘/мг-ч-,
— коэффициент пылеочистки ткани (%) определяется по ,	графику 6.
Величины Ло и kn относятся к минеральной пыли (от пескоструйного аппарата) с размером частиц в 90 мк н менее.
QT, м»1м‘-ч	100	200	зло	400	500	000	500	1 000
I. р = 0
Д/7, кГ/м* | — | 1,78 | 3.00 | 4,201 5.50 | 6,501 9,20 11.8 2. р = 201 г/м-
ЬН, кГ/м- | 4,20 | 10.8 | 17,8 | 26.2 | 35,0 | 45,0 I 65,0 | 80.0 3. р = 277 г/м’
Д/7, кТ/м’ | 6,00 | '.4,6 | 25,4 | 36,01 46,0.| 60,0| 94,01 120 4. р = 361 г/м2
Д/7, кГ/мг | 7,10 | 17,0 | 29.6 I 41,0 | 52Ю | 73,0 | 108 | 140
421
Раздел XII
Ткань фильтрующая шерстяная банка
Диаграмма
12-16
Характеристика ткани
Вещество ткани		Шерсть
Вид плетения		Саржа
Приблизительная толщина мм	ткани,	1 ,56
Вес 1 Ж» ткани, г		355,6
Количество нитей на 50 мм	основа	104
	утка	85
Приблизительная толщина	основы	0,47
нитей, мм	утка	0,44
Крутка нитей на 2,5 см	основы	13,25
	утка	11.5
Наличие ворса		Средний ворс с одной стороны
Показатель степени in		1,1
Постоянный коэффициент	Л	4,97-10-’
Степень запыленности ткани р, г/м2		Величина Ду
0 145 313 463 603		0 173-Ю-4 5 374-10-' 560-10-' 720-10**
ХН — (Ло +	— определяется по графику
а) в зависимости от Qt для различных р;
Q.r — часовая удельная нагрузка, мг/м1 2-ч;
/г„ — коэффициент пылеочистки ткани (%) определяется по )	графику б.
Величины Яд и относятся к минеральной пыли (от пескоструйного аппарата) с размером частиц в 90 -чк и менее.
<?т. л”/л»-ч| 100 | ;00 | 300 | 400 | 500 I 000
800 | I 000
1. р = 0
ХН, кГ/м2\ - I 1,70 I 2,60 I 3,50 | 4,50 | 5,50 | 7,50 | 9,50
2. р= 145 г/м2
XII, кГ'/м2\ 4,00 | 8,00 | 12,0 1 гб.О | 22,0 | 25,0 | 34,5 | 44,0
3. /, = 313- г/м2
ХИ. кГ/м3\7,00\ 14,5 | 22,0| 30.0| 36, 0| 44,0 | 60,0 1 75,0
4. р = 468 г/м2
XII, кГ/м2\ 10,0| 21,0 [32,0 45,0 | 56,0 | 70,0 [98,0, 130
5. р = 603 г/м2
ХН.кТ/м2] 15,0 / 30,0 | 45.0 J 60,0 | 75,0! 90.0 | 120 | 160
р. ‘1м*	| 200	300	400	500 |	600
*«, %	| 95,2	96,0	95,5	92,0	8о, 0
425
Раздел XI1
Ткань фильтрующая — хлопчатобумажная
Диаграмма
12-17
Характеристика ткани
Вещество ткани		Бумага
Вид плетения		Саржа
Приблизительная толщина ткани,.ил		1,07
Вес 1 лг ткани, г		362,5
Количество нитей на 50 лл	ОСНОВЫ	105
	утка	180
Приблизительная толщина нитей, лл	основы	0,24
	утка	0,63
Крутка нитей на 2,5 см	основы	24,0
	утка	6,75
Наличие ворса		Без ворса
Показатель степени т		1.14
Постоянный коэффициент Ао		7.56-10-*
Степень запыленности ткани р, г/м*		Величина До
0 183 330		0 448-10'* 810-10'*
р.	г/л*	100	200	250	Зои	325
*п.	%	90,0	90,0	89,0	85.0	77,0
Д/7 = (.40 + Лр) Q"' [кГ/м-\— определяется по графику а в зависимости от Qr для различных р;
QT — часовая удельная нагрузка, мг/мг-ч;
klt — коэффициент пылеочя-стки ткани (%) определяется по графику б.
Величины Д' и kn относятся к минеральной пыли (от пескоструйного аппарата) с размером частиц в 90 мк и менее.
Ojf, | 100 | 200 | 303 | 400 | 600 | 6 Ю | 800 | I 000
1. р = 0
ЬН,кГ/м-\ 14,5 | 31.5 | 50,0 J 70,5 | 91.0 fl 10,0| 162 200 2. р = 193 г/л2
ЬН,кГ/м*\ 11,0 |23,5 | 37,5 | 52,5 167.0|81.0) 120 | 150
3. р = 330 г/л2
ЬН,кГ/м-\ 15,0 | 39,5)53,0 |75,0 | 95.0 | 115 | 170 210
426

Раздел XII
Ткань фильтрующая — льняная „редкий двуниток"
Диаграмма
12-18
Характеристика ткани										
Вещество ткани							Лен			
Вид плетения							—			
Приблизительная толщина ткани, ллг									1.0	
Вес 1 м2 ткани, г							203			
Количество нитей на 50 лис					основы		66			
					уткй		43			
Приблизительная толщина нитей, мм					ОСНОВ >1		0,43			
					утка		0,55			
Крутка нитей на 2,5 см					основы		5.9			
					утка		4.1			
Наличие ворса							Без ворса			
Показатель степени т							1,46			
Постоянный коэффициент Ло							0,029- 10~а			
Степень запыленности ткани р, г/м2							Величина ,4^			
Минеральная пыль					0 229 413		0 0,625-10“’ 1,128-10-*			
.Мучная пыль					123 253 362		3,700-10-4 7,610-10—* 10,600-10-*			
р. г)»*		Мучная пыль						Минеральнан пыль		
	100	150	200	250	300	400		20J	300	400
	82,0	78.0	75,0	71,0	67.0	60.5		49,0	46,5	42,5
&H(At -|- A'0)Q'H («Г/л8]— определяется по графику и в зависимости от QT для различных р;
Qv — часовая удельная нагрузка,
kn — коэффициент пылеочистки ткани (%) определяется по графику б.
Размер частиц минеральной пыли 90 мк и менее.
От, мЧм’-ч j 100 j 200 | 300 | 400 | SOO | 600 | 800 | 1 000
М и и е р а л ь и а я п ы л ь 1. р = 0
Д/7, кГ/м1 | — | — [0,12010,20 10,2510,35 10,5110,70 2. /1 = 229 г/м2
Д/7, кГ/лР [ 0,10 | 0,25 | 0,42 | 0,60 | 0,81 | 1.05 | 1,50 | 2,02 3. у? = 413 г/м*
Д/7, кГ/лР | 0,12 | 0.37 | 0,56 | 0,Ь0 | 1,05 | 1,401 2,00 ! 2,55 М у ч н а я п ы л ь 4. р = 97 г/м*
ЛИ, кГ/м2\ 0,45 | 1,10| 1,76 | 2,60 |3,50 | 4,45 | 6,20 | 8.20 5. р = 123 г/м*
АН, кГ/м2\ 0.50Ц.25 | 2,101 3,10 | 4,10 | 5,20 j 7,50 | 10.0
6. р = 253 г/м*
Д/7, кГ/м*, 0.80 | 2,00 | 3,50|5,10 | 7,20 | 9.20 | 13,2 | 19.6 7. р — 362 г/м2
Д/7, кГ/лР | 0,90 | 2,50 | 4,50 [7,00 | 9,60 | 10,4 | 19,4 | 28.II
Раздел XII
Ткани фильтрующие—миткаль, молескин, хлопчатобумажная байка	Диаграмма
12-19
Чистые (незапыленные) фильтрующие ткани AH£zA0Q™ [кГ/м*};	Ткань	Показатель степени	Коэффициент Ло
QT — часовая удельная нагрузка, мг/м--ч	Миткаль (без ворса) Молескин (без ворса)	1,47 1,20	0,06-10-» 3,18-10“
	Хлопчатобумажная бай-	1.18	4,21-10-»
	ка (средний ворс с двух сторон)		
600 | 800 I I 000 | 2 000
3 000 | 4 000	5 000 | 6 000
' 000
8 000 | 9 000 | 10 000 | 20 000 30 ООП | 40
1. Миткаль
Д//, кГ/лР| 1,40 | 1,80 | 2,30 | 5,20 | 8,70 | 12,6 | 17,0 | 21,0 | 27.0 | 32,0 | 39,0 | 45,0 | 126 | 229 j 369 2. Молескин
Д//.	кГ/м*\ 9,00 ) 10,9 | 13,8 | 29,5 | 46,0 | 66,0 | S3,о	I	105 | 129 |	145 / 167	| 195 I 457 | 759 , 1080
3. Хлопча тобумажная байка
АН,	кГ/м-\ 10,9 | 13,9 | 17,0 | 35,0 | 53,0 | 73,0 | 93,0	I	115 | 138 |	160 | 182	| 209 | 479 | 767 | I НО
428
Раздел XII
Диаграмма
12-20
Фильтр матерчатый встряхиваемый ДИЗ с различными типами тканей

Ткань	Пыль	Удельная нагрузка воздуха. Л”/**.»/	Эффективность очистки, %	Сопротивление ткани, Л//. ЛТ/Х9
Трико меланж	Пескоструйная	34,7	99,19	60,5
Черный молескин	От выбивных решеток завода .Компрессор"	83,5	85,30	26,0
Молескин	Пескоструй-	123,5	—	53,5
(плотный)	ная	100,0	97,54	113,0
Раздел XII
Фильтр рукавный всасывающий типа МФУ с различными типами тканей
Диаграмма
12-21
Ткань	Пыль	Удельная нагрузка газа (воздуха), Ю/Ю- ч	Эффективность очистки, %	Сопротивление ткани, Л//. кГ/я’
Вельветон	Мучная	187,0	99,824	28,0
	Пескоструйная	213,0	97,185	32,0
Замша	То же	77,0	99,966	11,4
-		141,0	99,885	26,2
а		198,0	99,817	48,1
Холст фильтр-пресный		75,9	99,907	18,1
То же		13,5	99,707	37,3
		194,0	99,340	94,7
Сукно' № 2		77,1	99,929	9,80
-		142,3	99,733	53,5
		181,0	98,968	156,2
	Мучная	195,0	99,795	27,0
Вельветон	Пескоструйная	150,0	—	62,0
-		150,0	—	40,0
		75,0	—	32.0
м		75,0	—	14,0
в	Отсосная'от вальцовых станков мельниц	78,0	98,50	47,8
в	То же	87,0	99,00	53,3
	а	124,0	99,04	60,0
Сукно X» 2	Окись цинка и	59,0	99.52	65,5
ДЛЯ фильтров БЭТ	свинца	59,0	99,12	61,0
42!
Раздел Xil
Диаграмма
12-22
Электрофильтры промышленные
10300
ьах *Ь ’вых
i^d
где ?вх определяется как J по дна грамме 12-23;
,, /1 _ Гвы)1 "вых s I 1 F \ к
s' принимается как [С по дна грамме З-б в зависимости от а и
I
^вых
I
при п-----= 0 4' = 0.5;
^вых
тк ’вх "вых 4" ^тр’
Л определяется в зависимости от Re и Д на диаграммах 2-2—2 5.
4Г,
/ЧГ'Я — соответственно площадь сечения и периметр просветов между осадительными пластинами или осадительных труб.
430
Раздел XII
Диаграмма
12-23
Входные участки аппаратов с решеткой, насадкой или другим видом сопротивления, помещенным в рабочей камере
Условия подвода потока
Схема
~ДН
Коэффициент сопротивления ;= —— 7^
2g
Центральное набегание потока на решетку
’о.отв о + 0,7sp
I* I 0.013 3/
I ' . U л I/
где ?о.отв определяется как 0,5 С данного отвода граммам раздела VI;
Na принимается по табл. 12-1—12-7;
чр определяется как ? решетки насадки или вида сопротивления по данным диаграмм 8-1—8-6 8-21;
0.013 3/-----п=-
величина-#—; у ?р— |/<р учитывается только
по диа-
другого-
в пре-
Нр
делах 0< ц- <
Периферийное набегание потока на решетку
^о.отв
,+0.9 ^ + о.7?р|
0,05
0.05	Нд . , „
величина	учитывается только при -^1,-
Н
/	ЯР
+ 0,1+ а-'ао^ X	К
BoK<>BoejHa6eranne потока на решетку
? = Л'о + 0.7?р -тА г	' к
НР
величина Д? = 2-20 учитывается только при ик
Яр [) <0.1-
При системе последовательно установленных решеток вместо ч принимается сумма
п
У ?/р = £|p + ’2р + • • • + ?лр-1=1
где п — количество последовательно установленных решеток.
431
Раздел XII
Диаграмма
12-24
Радиатор сотовый с шестигранными или круглыми трубками
dr ~ П. ’
Г10 — периметр

Радиатор; ^-жиРое сечение)
“ О вх“*
где I) при 35 < Re* = —-—	275
К = 0,375 Re*-0'1 Д0,4 определяется по графику а;
2) при 275 «7 Re* < 500
г =0,214 Д0,4 определяется по графику а;
I Fi Y
*уд= \-р—— 1 I определяется по графику о;
д?, s=(1'7+xd7')(Tt) 1~
/0 —ллошадь сечения одной трубки; ! i — живое сечение радиатора;
FВЫХ 7 вх — Д ~ТГХ : V;
А -принимается по табл. 2-1;
•< принимается по § 1-3,6.
Значения \
Re*	А					
	0.0050	о.оооо	0.0080	o.oioo	0,0120	0.0150
30	0,032	0,034	0,039	0,043	0,046	0,050
40	0,031	0,035	0,038	0,042	0,045	0,049
60	0,030	0,032	0,036	0,040	0,043	0,047
80	0,029	0,032	0,035	0.039	0,042	0.046
100	0,028	0,031	0.034	0,038	0,041	0,045
150	0,028	0,030	0,034	0,036	0.039	0.042
200	0,027	0,029	Q.033	0,035	0.038	0,041
300	0,026	0,028	0,031	0,034	0,037	0,039
500	0,026	0,028	0,031	0,034	0,037	0,039
1 1		»)	суд
0	ос	со
0.1	100	81,0
0,2	25,0	16,0
0,3	11,1	5,43
0,4	6.25	2,25
0,5	4,00	1 ,00
0.6	2,78	0,4и
0,7	2,04	0,18
0,8	1 ,56	0,06
0,9	I ,23	0,01
1,0	1 .00	0
432
Раздел XII
Радиатор трубчато-ребристый
Диаграмма
12-25
, °.77
где Л => определяется по графику а в зависи-
мости от Re =-----:—, взятого в пределах 3 000<
< Re < 25 000;
определяется по графку б;
aJ
26-655
433
Раздел XII
Радиатор трубчато-пластинчатый
Диаграмма
12-26
ЛЯ
Yextt'i 2g

“’Пвх^Г
где 1) при 4 000 < Re = —-—<10 000
0,98	•
Л = —7=-^ определяется по криво.’! X=f(Re);
V Re
2) при R> 10 000
,	0.2)
Л — 6/— определяется по тол же кривой X=/(Re);
?с определяется по графику б) диаграммы 12-25;
дгч
_ Увых-Т" Г — у ‘ вх
г — количество рядов трубок; ч принимается по § 1-3, б.
в.х
Re	3-10»	4-10»	5.10’	6.10’	8-10»	11*	1,440*	2,0.10*	2,5-1'1*	3,0-10*
X	0,068	0,062	0,057	0.054	0,050	0,046	0,043	0,040	0,039	0,038
434
Раздел ХН
Калорифер пластинчатый
Диаграмма
12-27
F, — живое сечение
Значения ДЯ, кГ/м*
О О о о о
0,30
0,40
0,90
0,50
1,00
0,90 1,40 2,90 1,70 3,40
1,90
2,70
5,80
3,40
6,70
3,10
4,40
9,50
5.60
10,9
4,60
6,30
13,8
8,30
15,9
6,40
8,50
18,8
11,3
8,50
11,0
24,6
14,8
21,7 28,0
10,5
13,8
31,0
18,9
35,3
13,0
16,3
39,6
23.0
42,9
15,2
19,9
45,9
27,5
54,6
1.	Для модели С однорядная
Д// = 0,138 (у'w^)1,66 [Kf/jH!] определяется по кривой С,;
двухрядная
ДЯ = 0,276 Cfcptt’o)1,70 [кГ/м1} определяется по кривой С»
2.	Для модели Б, однорядная
ДЯ = 0,150(ус w,)'1'4 [кГ/мЧ определяется по кривой Я,;
двухрядная
ДЯ = 0,326 (уср(41,)1,1’9 рсГ/л’] определяется по кривой Я2;
3.	Д л я модели М
ДЯ— определяется по кривой At;
Тер — удельный вес, кГ/м1.
435
Раздел XII
Калорифер спирально-ребристый
Диаграмма
12-28
Значения &Н,кГ/м-
Tcpu'o Пм'сек		0	о	4	6	8	10	12	14	16	18	20
№	1	0	1,23	4,41	9,34	15,8	23,8	35,0	44,4	56,5	70,4	85,0
№	2	0	0,30	1 ,09	2,31	3,94	5,97	8,38	11,6	14,3	17,7	21,7
№	3	0	0,53	1,82	3,73	6,19	9,19	12,7	16,7	21,1	26,0	31,3
№	4	0	0,50	1 ,94	4,48	7,50	11,6	16,6	22.3	29,0	36,5	45,1
1. КБ и Т — двадцатитрубные
ДЯ = 0,345 (Ycp®o)1,8'’ [«’/'/л2] определяется по кривой № I.
2. Универсальные элементы к калориферу КУ: двухрядный
ДЯ = 0,0824 (Тср®11)'’8' \«Г/мг\ определяется по кри-
вой № 2;
трехрядный
ДЯ = 0,156(Yep®»)1,77	определяется по^крн-
вой № 3;
четырехрядный
ДЯ — 0,130 (усриц0)*,95 [лгГ/л2] определяется по кривой № 4;
Yep—удельный вес, кГ/м3.
436
Калорифер лепестковый	Раздел XII Диаграмма 12-29
о
wt =	; F„—живое сечение,
/'о ’
Значения Д/7, кГ/м*
Тср^'о* кГ^-сек
№ ]
№ 2
№ 3
№ 4
№ 5
О О
О о о
0,42 1,13 0,52 1,10
0,74
1,53 4,04 1,76 3,60
2,43
6	8 Ю 12	14	10
3,25
8,52
3,58
7,20
4,86
5,51	8,35	11,6
14,4	21,8	30,5
5,95	8,80	12,2
11,8	17,2	23,3
7,95	11,6	15,8
15,5
40,6
15,6
30,0
20,2
20,0
52,0
20,2
38,5
26,0
24,7
64,4
24,8
47,3
32,0
30,3
78,0
29,9
56,1
38,1
1.	Одноканальные
Трехрядные
ДЯ= 0,118 (7cpO»o),,8S [кГ/л2] определяется по кривой № 1;
Шестирядные
ЬН = 0,315(т te>e),,s* [кГ/м2\ определяется по кривой № 2;
2.	Двухканальные
Однорядные
д// = 0,153 (усрш0)|,ге [лгГ/лР] определяется по кривой № 3;
Двухрядные
Д//= 0,336(Тср^о)1,7' {хГ/м-\ определяется по кривой № 4;
3.	Трехканальные однорядные
ДД = 0,227 (ТсрИ'?1’71 [хГ/мг\ определяется по кривой № 5.
Тер—удельный вес, кГ/мг.
437
Раздел XII
Калорифер гладкотрубчатый
Диаграмма
12-30
Двухрядные
Д//=0,0625 (Tcpt0o)1,81 [к/'/.и2] определяется по кривой № 1;
Трехрядные
ДЯ = 0,0677 (гср^)'-81 ]кГ/мг] определяется по кривой № 2;
Четырехрядные
АЯ = 0,113(7Ср«.)Ь81
\кГ/м!] определяется по кривой № 3.
7С[)—удельный вес, кГ/м3.
Значения ДЯ, кГ/м2
7сра'о, кГ/м'-сек	0	1	2	4	6	в	10	12	14	16	18	20
2 ряда № 1	0	0,06	0,22	0,77	1,63	2,70	4,00	6,00	7,80	9,80	11.7	14,3
3 ряда № 2	0	0,08	0,31	1,10	2,20	3,80	5,70	7,90	10,4	13,2	16,3	20,1
4 ряда № 3	0	0,11	0,40	1,40	2,90	4,90	7,30	10,2	13,4	17,1	21,0	26,0
Раздел XII
Калорифер из отопительных радиаторов
1. Прямо установленный радиатор.
ДЯ определяется по кривым а;
2. Наклонно установленный радиатор.
ДЯ определяется по кривой б; 7ср — удельный вес, кГ/м3.
Диаграмма 12-31
Значение ДЯ, кГ/м1
Тсрв'о. кГ/м'3‘Сек	0	0.5	1.0	1.5	2.0	2.5	3.0	'3,5 _	4.0	5.0	6,0
/Один ряд	0	0,01	0,03	0,06	0,11	0,16	0,22	0,29	0,37	0,55	0,76
а)< Два ряда	0	0,01	0,03	0,07	0,12	0,18	0.25	0,33	0,43	0,61	0,90
( Три ряда	0	0,01	0,04	0.08	0,14	0,21	0,29	1,39	0,49	0,73	0,99
б)	0	0,02	0,07	0,16	0,26	0,39	0,54	0,74	0,92	—	—
438
Раздел XII
Теплообменники различные
Диаграмма 12-32
Характеристика теплообменника
Схема
Коэффициент сопротивлении
'=-^—
Ър“5ер
Кож ухотрубный при продольном омывании труб
5 - 0,5^1 - f’j + (l —	+Xdr+^<-
где для кожуха круглого сечения
,	~ г,1и
га„ •
для кожуха прямоугольного сечения
4	<*н )
dr= 2 (п. -bdJ + Zzd,, :
Л. определяется по диаграммам 2-1—2-5
Кожухотрубный при протекании потока по трубам
X определяется по'диаграммам 2-1—2-5
Двухходовой с по-перечноомываемым пучком труб (поворот на 1»0°)
Чщо ^иуч *
где С„о определяется как С П-образного колена I	’
при у- — 0 на диаграммах 6-21—6-24; Cn),q определяется как £ соответствующего пучка труб на диаграммах 8-11—8-12
Со " смешанным омыванием пучка труб (перемежающиеся участки поперечного и продольного омывания)
 С = «пУч + ^.
где для схемы а Спуч определяется как £ соответствующего пучка на диаграммах 8-1—8-2, взятый только для половины рядов труб пучка каждого участка поперечного омывания; для схемы б £|1уч определяется, как £ пучка на тех же диаграммах, но для всех рядов труб, захваченных перегородкой, и для половины труб, выступающих из нее
„ ^мх“* ^вх	, ^нх + ^вых _	Y«
д’/ -2 273 -Нвх 1 ср =	2	; Те₽ ~ । .	’
273
273-Нгр юоср = “’пвх 273-НВХ'
439
Раздел XII
Диаграмма
12-33
Наименование дефлектора
Дефлектор ЦАГИ круглый
Дефлектор ЦАГИ квадратный
Дефлектор „Шанар-Этуаль
Дефлекторы различные
Схема
Коэффициент сопротивлении с=-^_ 4	2
2g
г,гп0 -г и,-<ли0~
’,5Uq


; = 0.64
С = 0,64
? = 1.0
440
Раздел XII
Диаграмма
12-33
Дефлекторы различные
(продолжение)
Дефлектор ЦАГИ унифицированный для вагонов без переходного патрубка
Без крышки ! = 1,4 С крышкой ? = 3,0
441
Дефлекторы различные
(продолжение)
Раздел XII
Диаграмма
12-33
Наименование дефлектора
Дефлектор ЦАГИ унифицированный для вагонов с переходным патрубком
Ко эффициент сопротивления
2в
С крышкой С = 2,6
442
Раздел XII
Элиминаторы
Диаграмма 12-34
237-<0
Фонари аэрационные различных типов	Раздел XII Диаграмма 12-35
На звание	Схема					«•	Uh	С=Л ?ио 2«
Батурина—Брандта с решеткой		гЦ			3-	45	1.3	6,5
То же, со створками				JrK	9 J— 2	80	1.3	6,8
ЛД-4			£		л0,08В t	0	1.4.6	8.3
ЛЕН ПСП с двумя створками То же с тремя створками	1 * i S			1		e	80 80 	1.49 1,49	3.9 3.9
				-a —				
ктис				[IL 6-0.25B		40	1,12	4.3
								
МИ ОТ-2 МИОТ-2а	1			1 mJ. J	i  7X1	0 0	0,69 0,86	9,0 5.8
ПСК-1	ли» Т		>fc	г g съ 1 0,06В 1Й|		0	1.45	5,3
ПСК-2—при летнем режиме ПСК-2—при зимнем режиме	0216,0,176 pf- »-aw /				\O.no	—	1.0 1.0	5,1 8,6
				-в —UJ				
444
	Раздел XII
Фонари аэрационные различных типов (продолжение)	Диаграмма 12-35
На звание	Схема	а®	Uh	T"g 2g
Двухъярусный	ф в	40	1.12	4,2
Гипротиса	ама	40	1.12	4,6
Рюкина—Ильинского	и®.1 ^й	40	0,58	4.3
Фонарь-здание		40	1.12	3,3
Фонарь аэрационный прямоугольный с панелями
Раздел XII
Диаграмма 12-36
ДЯ ?=— = « + д;. Га'5
2g
где а принимается по табл. 12-9 в зависимости от а0;
принимается по кривой Д? =
1 а'б лица 12-9
445
ИСПОЛЬЗОВАННАЯ И РЕКОМЕНДУЕМАЯ ЛИТЕРАТУРА
Раздел первый
1-1. И. И. Аг роек ин, Г. Т. Дмитриев и Ф. И. Пикалов, Гидравлика, Госэнергоиздат, 1954 г.
1 -2. А. Д. Альт ш у л ь, Истечение из отверстий жидкостей с повышенной вязкостью, «Нефтяное хозяйство», № 2, 1950.
1-3. А. Д. Альтшуль. Расчетные зависимости при истечении жидкостей большой вязкости, «Вестник инженеров и техников», № 4, 1951.
1-4. А. Д. А л ьт ш у л ь, Об истечении жидкостей значительной вязкости при переменном уровне и теории вискозиметра, жур. Технической физики, т. XXVII. вып. 4, АН СССР, 1957.
1-5. М. А. Великанов, Динамика русловых потоков. Гостехиздат, 1954.
1-6. И. Е. Идельчик, Гидравлические сопротивления (физико-механические основы), Госэнергоиздат, 1954.
1-7. А. Н. Макаров, М. Я. Шерман, Расчет дроссельных устройств. Металлургиздат, 1953.
1-8. М. П. Малков, К. Ф. Павлов, Справочник по глубокому охлаждению. Гостехиздат, 1947.
1-9. Металлургические печи, под ред. М. А. Глинкова. Металлургиздат, 1951.
1-10. М. А. Мостков, Гидравлический справочник, Госстройиздат, 1954.
1-11. М. И. Невельсон, Центробежные вентиляторы, Госэнергоиздат, 1954.
1-12. Нормы аэродинамического расчета котельных агрегатов. Машгиз, 1949.
1-13. Нормы расчета циркуляции воды в паровых котлах, ЦКТИ, Машгиз, 1950.
1-14. Нормы теплового расчета котельного агрегата, ВТИ, Госэнергоиздат, 1954.
1 -15. В. И. П о л и к о в с к и й, Вентиляторы, воздуходувки, компрессоры. Машгиз, 1938.
1-16. Л. Прандтль, Гидроаэромеханика, ГИИЛ, 1953.
1-17. Г. Рихтер, Гидравлика трубопроводов, ОНТИ, 1936.
1-18. Е. Е. Солодкнн, А. С. Гиневский, Турбулентное течение вязкой жидкости в начальных участках осесимметричных и плоских каналов, Труды ЦАГИ, вып. № 701, Оборонгиз, 1957.
1-19. Справочник химика, т. 1, Госхимиздат, 1951.
1-20. Справочник НйНе, т. 1, ОНТИ, 1936.
1-21. Справочник, теплотехнические свойства веществ (под. ред. Н. Б. Варгафтика), Госэнергоиздат, 1956.
1-22. Н. Я. Фабрикант, Аэродинамика, Гостехиздат, 1949.
1-23. Г. В. Филиппов. О влиянии входного участка на сопротивление трубопроводов. Кандидатская диссертация, Куйбышевский индустриальный институт, 1955.
1-24. В. 3. Френкель, Гидравлика, Госэнергоиздат, 1956.
1-25. Д. Шиллер, Движение жидкостей в трубах, Техиздат, 1936.
1-26. Б. Н. Юрьев, Экспериментальная аэродинамика. ОНТИ. 1936.
Раздел второй
2-1. Г. Н. Абрамович, Прикладная газовая динамика, Гостехтеориздат, 1953.
2-2. И. И. А г р о с к и н, Г. Т. Дмитриев, Ф. И. Пикалов. Гидравлика, Госэнергоиздат, 1954.
2-3. Г. А. Адамов, И. Е. И д е л ь ч и к, Экспериментальное исследование сопротивления фанерных труб круглого и квадратного сечений при вполне развившемся турбулентном . течении. Труды № 670, МАП, 1948.
2-4. Г. А. Адамов, И. Е. Идельчик, Экспериментальное исследование турбулентного течения в начальных участках прямых труб круглого и квадратного сечения. «Технические отчеты», № 124, МАП, 1948.
2-5. Г. А. Адамов, Общее уравнение для закона сопротивления при турбулентном течении и новые формулы для коэффициента сопротивления шероховатых труб, «Вестник инженеров и техников», № I, 1952.
2-6. Г. А. Адамов, Приближенные расчетные формулы для коэффициентов гидродинамического сопротивления. «Вестник инженеров и техников», № 2. 1953.
2-7. Г. А. Адамов, Приближенный расчет гндравли четкого сопротивления и движения газов и жидкостей в трубопроводах. Сборник «Вопросы разработки и эксплуатации газовых месторождений». Гостопнздат, 1953.
2-8. А. Д. Альтшуль, О законе турбулентного движения жидкости в гладких трубах, ДАН СССР, LXXV, № 5. 1950.
2-9. А. Д. Альтшуль, О распределении скоростей при турбулентном движении в трубах, «Гидротехническое строительство», № 1, 1951.
446
2-10. А. Д. Аль tui у ль. Закон сопротивления трубопроводов, ДАН СССР, т. XXVI. № 6, 1951.
2-11. А. Д. Альтшуль, Обобщенная зависимость для гидравлического расчета трубопроводов, «Гидротехническое строительство», № 6, 1952.
2-12. А. Д. Альтшуль, Сопротивление трубопроводов в квадратичной области, «Санитарная техника», сб. четвертый, Госстройиздат, 1953.
2-13. А. Д. Альтшуль, О распределении скоростей при турбулентном течении жидкости в технических трубах, «Теплоэнергетика» № 2, 1956.
2-14. А. Д. Альтшуль, Основные закономерности турбулентного течения жидкости в технических трубопроводах, «Санитарная техника», сб. шестой, Госстройиздат, 1957.
2-15. А. Д. Аль т ш у л ь, К обоснованию формулы Кольбрука, Известия АН СССР, ОТН, № 6, 1958.
2-16. Б. М. А ш е и Г. А. М а кс и м о в. Отопление и вентиляция, т. И, Стройиздат, 1940.
2-17. Б. А. Бахметьев, О равномерном движении жидкости в каналах и трубах, 1931.
2-18. П. Ю. Гамбург, Таблицы и примеры для расчета трубопроводов отопления и горячего водоснабжения. Стройиздат, 1953.
2-19. А. Ф. Гандельсман, А. А. Г у х м а и, Н. В. Илюхин, Л. Н. Н а у р и ц, Исследования коэффициента сопротивления при течении с околозвуковой скоростью, ч. 1 и II, ЖТФ, т. XXIV, вып. 12, 1954.
2-20. А. С. Г и н е в с к и й, Е. Е. С о л о д к и н, Аэродинамические характеристики начального участка трубы кольцевого сечения при турбулентном течении в пограничном слое. «Промышленная аэродинамика», сб. № 12, Оборонгиз, 1959.
2-21. А. П. Зегжда, Гидравлические потери на трение? в каналах и трубопроводах, Госэнергоиздат, 2-22. И. Е. Идельчик, Определение коэффициента трения стальных труб газопровода Саратов— Москва, «Технические,отчеты», № 50, БИТ НКАП.
1945.
2-24. И. Е. Идельчик, Гидравлические сопротивления (физико-механические основы), Госэнергоиздат, 1954.
2-23. С. В. Избаш, Б. Т. Ельце в, П. М. Слнс-с к и й, Гидравлические справочные данные, МЭИ, 1954.
2-25СВ. Избаш, Основы гидравлики, Стройиздат,
2-26. И. А. Исаев, Новая формула для определения коэффициента гидравлического сопротивления прямой круглой трубы, «Нефтяное хозяйство», № 5, 1951.
2-27. Т. Карман. Некоторые вопросы теории турбулентности, Сборник «Проблемы турбулентности», под ред. М. А. Великанова и Н. Г. Швейковского, ОНТИ, 1936.
2-28. М. И. Кисни, Отопление и вентиляция, ч. II, Стройиздат, 1949.
2-29. В. К. Конаков, Новая формула для коэффициента сопротивления гладких труб, ДАН СССР, XXV, № 5, 1950.
2-30. Б. Н. Л о б а е в. Новые формулы расчета труб в переходной области, сб. «Новое в строительной технике», Академия Архитектуры УССР, Санитарная техника, 1954.
2-31. В. М. Лятхер, Анализ и выбор расчетных формул для коэффициента трения в трубах, сб. статей студенческого научного общества, МЭИ, 1954.
2-32. Г. А. Мурин, Гидравлическое сопротивление стальных труб, «Известия ВТИ», № 10, 1948.
2-33. Г. А. Мурин, Гидравлическое сопротивление стальных нефтепроводов, «Нефтяное хозяйство», № 4, 1951.
2-34. И. Никурадзе, Закономерности турбулентного движения в гладких трубах, сб. «Проблемы турбулентности», под ред. М. А. Великанова и Н. Г. Швейковского, ОНТИ, 1936.
2-35. В. М. О в с е н я н, Выражение гидравлических потерь через осредненную скорость при иеустаиовив-шемся движении жидкости в жесткой трубе, Ереванский политехнический нн-т, сб. научных трудов, № 14, вып. 2, 1952.
2-36. Н. Н. Павловский, Гидравлический справочник, ОНТИ, 1937.
2-37. Б. С. П е т у х о в, А. С. С у х о м е л, В. С. П р о-т о п о п о в, Исследование сопротивления трения и коэффициента восстановления температуры стенки при движении газа в круглой трубе с высокой дозвуковой скоростью, «Теплоэнергетика», № 3, 1957.
2-38. А. А. П о з и н. Принципы расчета и конструирования всасывающих рукавов. Диссертация к. т. н„ 1950.
2-39. В. Н. Попов, Гидравлический расчет напорных трубопроводов гидростанций, Госэнергоиздат, 1950.
2-40. Л. Прандтль, Результаты работ последнего времени по изучению турбулентности. Сборник «Проблемы турбулентности», под ред. М. А. Великанова и Н. Г. Швейковского, ОНТИ, 1936.
2-41. Л. Прандтль, Гидроаэродинамика, ГИИЛ, 1953.
2-42. Г. Рихтер, Гидравлика трубопроводов, ОНТИ, 1936.
2-43. С. А. Рыси н, Вентиляторы общепромышленного назначения, Стройиздат, 1951.
2-44. Е. Е. С о л о д к и н, А. С. Г и н е в с к и й, Турбулентный пограничный слой и сопротивление трения цилиндра с учетом влияния поперечной кривизны поверхности, Труды МАП, вып. 690, 1956.
2-45. Е. Е. Солодкин, А. С. Г и н е в с к и й, Турбулентное течение вязкой жидкости в начальных участках осесимметричных и плоских каналов. Труды ЦАГИ, вып. 701. Оборонгиз, 1957.
2-46. В. Ф. Тольцман, Ф. А. Шевелев, Гидравлическое сопротивление резиновых рукавов, сб. ВНИИ Водгео, «Исследование по гидравлике трубопроводов», 1952.
2-47. Н. Ф. Федоров, Новые исследования и гидравлические расчеты канализационных сетей, Стройиздат, 1956.
2-48. Г. К. Ф и л о н е н к о, Формула для коэффициента гидравлического сопротивления гладких труб. «Известия ВТИ», № 10(162), 1948.
2-49. Г. К. Филон енко, Гидравлическое сопротивление трубопроводов, «Теплоэнергетика», № 4, 1954.
2-50. Р. С. Ф л я т а у, Гидротехнические расчеты трубопроводов, Гостоптехиздат, 1949.
2-51. Н. 3. Френкель, Гидравлика, Госэнергоиздат, 1956.
2-52. Ф. А. Шевелев, Исследование основных гидравлических закономерностей турбулентного движения в трубах, «Инженерная гидравлика», ВНИИ Водгео, Стройиздат, 1953.
2-53. Ф. А. Шевелев. Гидравлическое сопротивление металлических труб больших диаметров, «Гидротехническое строительство», Xs 1, 1950.
2-54. Ф. А. Шевелев, Гидравлический расчет асбестоцементных труб, ВНИИ Водгео, 1954.
2-55. Б. Л. Шифрин сон, Гидродинамический расчет тепловых сетей, «Тепло и сила», № 1, 1935.
447
2-56. А. К. Якимов. Новый закон турбулентного движения вязкой жидкости, ДАН СССР, Новая серия, т. 4, 1945.
2-57. Blasius, Der Ahnlichkeitsgesetz bei Reibungs-vorgangen in Fliissigkeiten, Mitt. Forschungsarbeiten VD1, Heft 131, 1913.
2-58. Colebrock F., Turbulent flow in pipes with particular reference to the transition region between the smooth and rough pipe laws, Journal of the Inst, of Civil Engineers, 1938, 1'93'9, № 4.
2-59. Hagen G., Poggendorffs Annalen, Bd. 46, 1839.
2-60. H e r i n g F., Die Rohrre.ibungszahl, Brenst., Warme, Kraft, 1952, Bd 4.
2-61. Kirsch тег O., Der gegenwartige Stand un-serer Erkenntnisse fiber die Rohrreibung, G. W. F. ausgabe Wasser, 1953, H. 16, 18.
2-62. M a rec h el H., Pertes de charge continues en conduite forcee de section circulaire, Annales des travaux publics de Belgique, 1955, № 6.
2-63. Moody L. F„ Friction factor for pipe flow, Trans, of the ASME, November, 1944, v. 66.
2-64. Morris M., A new concept of flow in rough con-duis, Proc. Amer. Soc. Civil Engrs, 1954, № 390.
2-65. Muller W., Druckverlust in Rohrleitungen, Ener-gietechnik, 1953, H. 7.
9-66. N i k u r a d z e J., Stromungsgesetze in rauchen Rohren, VD1, 1933, № 361.
£•-67. Poiseuille, Comptes Rendus. v. 11, 1840.
2-68. Richter H., Rohrhydraulik, 1954.
Раздел третий
3-1. И. E. Идельчик, Гидравлические сопротивления при входе потока в каналы и протекании через отверстия, «Промышленная аэродинамика», сб. № 2, БНТ, НКАП, 1944.
3-2. И. Е. Идельчик, Определение коэффициентов сопротивления при истечении через отверстия, «Гидротехническое строительство», № 5, 1953.
3-3. И. Е. Идельчик. Гидравлические сопротивления (физико-механические основы), Госэнергоиздат, 1954.
3-4. И. Е. И д е л ь ч и к, Учет влияния вязкости на гидравлическое сопротивление диафрагм и решеток, «Теплоэнергетика», № 9, 1960.
3-5. В. Н. Карев, Потери напора при внезапном сужении трубопровода и влияние местных сопротивлений на нарушения потока, «Нефтяное хозяйство», № 8, 1953.
3-6. М. М. Носова, Сопротивление входных и выходных раструбов с экранами, «Промышленная аэродинамика», сб. № 7, 1956.
3-7. М. М. Носов а, Н. Ф. Т а р а с о в, Сопротивление приточно-вытяжных шахт, «Промышленная аэродинамика», сб. № 12, Оборонгнз, 1959.
3-8. В. И. Ханжонков, Сопротивление сеток, «Промышленная аэродинамика», сб. № 2, БНТ, НКАП, 1944.
3-9. В. И. X а н ж о и к о в, Сопротивление приточных и вытяжных шахт, «Промышленная аэродинамика», сб. № 3, БНИ, МАП, 1947.
3-10. В. И. Ханжонков, Аэродинамические характеристики коллекторов, «Промышленная аэродинамика». сб. № 4. 1953.
3-11. В. И. Ханжонков, Уменьшение аэродинамического сопротивления отверстий кольцевыми ребрами и уступами, «Промышленная аэродинамика», сб. № 12, Оборонгнз, 1959.
3-12. Г. А. Чеп айкни. Определение потерь при входе потока в турбинную камеру, Известия высших учебных заведений, Энергетика, № 2, 1958.
3-13. Bevier С. W., Resistance of wooden louvers to fluid flow, Heating, piping and air conditioning. May, 1955.
3-14. Cobb P. R., Pressure loss of air flowing through 45-degree wooden louvers. Heating, piping and air conditioning, December, 1953.
3-15. Weis bach G., Lehrbuch der Ingenieur und Maschinenmechanik, II Aufl., 1850.
Раздел четвертый
4-1. Г. H. Абрамович, Турбулентные свободные струи жидкостей и газов, Госэнергоиздат, 1948.
4-2. А. Д. А л ь т ш у л ь. Использование задачи Жуковского для определения местных потерь в трубах, «Вестник инженеров и техников», № 6, 1948.
4-3. А. Д. Альтшуль, Истечение из отверстий жидкостей с повышенной вязкостью, «Нефтяное хозяйство», Хе 2, 1950.
4-4. А. Д. Альтшуль, Расчетные зависимости при истечении жидкостей большой вязкости, «Вестник инженеров и техников», № 4, 1951.
4-5. А. Д. Альтшуль, Об истечении жидкостей значительной вязкости при переменном уровне и теории вискозиметра Энглера, Жур. технической физики, т. XXVII, АН СССР, 1957.
4-6. П. М. Брик, Д. А. Г р о с с м а н, Результаты исследований гидравлических сопротивлений дроссельных шайб, «Наладочные и экспериментальные работы ОРГРЭС», вып. IX, Госэнергоиздат, 1954.
4-7. М. Ф. Б р о м л е й. Коэффициенты расхода отверстий, прикрытых створками, «Современные вопросы вентиляции», Стройиздат, 1941.
4-8. С. А. Егоров, Формула для потери напора на внезапном расширении трубы при ламинарном течении, Труды МАИ, вып. II, 1946.
4-9. И. Е. Ж у к о в с к и й, Видоизменение метода Кирхгофа для определения движения жидкости в двух измерениях при постоянной скорости, данной на неизвестной линии тока, Соч. т. 2, Госиздат. 1949.
4-10. И. Е. Идельчик, Гидравлические сопротивления при входе потока в каналы и протекании через отверстия, «Промышленная аэродинамика», сб. № 2, БНТ, НКАП, 1944.
4-11. И. Е. Идельчик, Потерн на удар в потоке с неравномерным распределением скоростей, Труды МАП вып. 6(52, 1948.
4-12. И. Е. Идельчик, Определение коэффициентов сопротивления при истечении через отверстия, «Гидротехническое строительство», № 5, 1953.
4-13. И. Е. Идельчик, Гидравлические сопротивления (физико-механические основы), Госэнергоиздат. 1954.
4-14. И. Е. Идельчик, Учет влияния вязкости на гидравлическое сопротивление диафрагм и решеток, «Теплоэнергетика», № 9, 1960.
4-15. В. Н. Карев, Потери напора при внезапном расширении трубопровода, «Нефтяное хозяйство», № 11 и 12, 1952.
4-16. В. Н. Карев, Потери напора при внезапном сужении трубопровода и влияние местных сопротивлений на нарушение потока, «Нефтяное хозяйство». № 8. 1953.
4-17. А. В. Крылов, Некоторые экспериментальные данные об истечении жидкостей через острые диафрагмы, «Известия АН СССР», ОТН, № 2, 1948.
4-18. А, В. Теп л о в. Значения коэффициентов расхода, скорости и потерь для внутренней цилиндрической насадки. «Гидротехническое строительство», № 10, 1953.
448
4-19. Н. 3. Френкель, Гидравлика, Госэнергоиздат, 1956.
4-20. В. И. Ханжой ко в, Аэродинамические характеристики коллекторов, «Промышленная аэродинамика», сб. № 4, БНИ МАП, 1953.
4-21. Cornell W. G., Losses in flow normal to plane screens, Transactions of the ASME, 1958, № 4.
4-22. Iversen H. W., Berkeby, Calif, Orifice coefficients for Reynolds numbers from 4 to 50000, Trans. ASME, 1956, v. 78, № 2.
4-23. Johansen F„ Flow through pipe orifice of flow Reynolds numbers, Proceedings of the Royal Society, Serie A, 1930, v. 126, № 801.
4-24. Kolodzie P. A., Van Winkle M., Discharge coefficients through perforated plates, A.J.Ch.E. Journal, 1959, № 9.
Раздел пятый
5-1. Г. H. Абрамович, Аэродинамика местных сопротивлений, «Промышленная аэродинамика». Труды вып. 211, 1935.
5-2. Г. М. Б а м-3 е л и к о в и ч, Расчет пограничного слоя, «Известия АН СССР», ОТН, № 12, 1954.
5-3. Г. М. Б а м-3 е л н к ов и ч. Вычисление параметров сжимаемого газа с неравномерным профилем скоростей и температуры, движущегося в канале произвольной формы при наличии турбулентного перемешивания, Ии-т им. Л. И. Баранова, Труды, № 300, 1957.
5-4. А. Р. Бушель, Снижение внутренних потерь в шахтной установке с осевым вентилятором, Труды, № 673, БИТ МАП, 1948.
5-5. А. И. Ведерников, Экспериментальные исследования движения воздуха в плоском расширяющемся канале, Труды ЦАГИ, вып. 21, 1926.
5-6. А. Гибсон, Гидравлика и ее приложения, ОНТИ, 1935.
5-7. А. С. Г и и е в с к и й, Энергетические характеристики дозвуковых диффузорных каналов, «Известия АН СССР», ОНТИ. № 3. 1956.
5-8. А. С. Г и и е в с к и й. Расчет потерь в расширяющихся и сужающихся каналах, «Промышленная аэродинамика», сб. № 7, БНИ МАП, 1956.
5-9. А. С. Гнневский, Е. Е. Солодкин, Влияние поперечной кривизны поверхности на характеристики осесимметричного турбулентного пограничного слоя. Прикладная математика и механика, т. XXI1, № 6, 1958.
5-10. К. В. Гришанин, Установившееся турбулентное движение жидкости в коническом диффузоре с малым углом раскрытия, Труды Ленинградского Политехнического ин-та инженерного транспорта, вып. 22, 1955.
5-11. Г. А. Гуржиенко, Об установившемся турбулентном течении в конических диффузорах с малыми углами расширения, Труды ЦАГИ, вып. 462, 1939.
5-12. С. А. Д о в ж и к, А. С. Гнневский. Экспериментальное исследование напорных патрубков стационарных осевых машин, «Технические отчеты», № 130. БНИ МАП, 1955.
5-13. И. Ф. Евдокимов, Опыты по отсасыванию пограничного слоя в аэродинамических трубах больших скоростей, Труды ЦАГИ, вып. 506, 1940.
5-14. Б. И. Егоров, Опыты с диффузорами аэродинамических труб, ТВФ, № 3, 1930.
5-15: И. Е. Идельчик. Аэродинамика всасывающих патрубков, «ТВФ». № 5—6. 1944.
5-16. И. Е. Идельчик, Аэродинамика потока и поте
ри напора в диффузорах. «Промышленная аэродинамика», сб. № 3, БНТ МАП, 1947.
5-17. И. Е. Идельчик, Выравнивающее действие сопротивления, помещенного за диффузором. Труды, вып. 662. БНТ МАП, 1948.
5-18. И. Е. Идельчик, Гидравлические сопротивления (физико-механические основы), Госэнергоиздат, 1954.
5-19. И. Е. Идельчик, Исследование коротких диффузоров с разделительными стенками, «Теплоэнергетика», № 8, 1958.
5-20. А. М. Левин, Положение точки отрыва в плоских диффузорах, ДАН СССР, т. XXXVII, X» 5, 1952.
5.21. А. Г. Ли фш иц, О преобразовании скорости газа в давление в диффузоре, Труды Уральского политехнического ин-та им. С. М. Кирова, сб. № 1. 1955.
5-22. И. Л. Локшин, А. X. Газирбекова, Работа диффузоров, установленных за центробежными вентиляторами, «Промышленная аэродинамика», сб. № 6, БНИ МАП, 1955.
5-23. И. М. Макаров, К расчету коэффициента потерь в диффузорных решетках при плоском потоке, «Котлотурбостроение», № 1. 1950.
5-24. О. Н. Овчинников, Влияние входного про фнля скоростей на работу диффузоров. Труды Ленинградского политехнического ин-та, № 176, 1955.
5-25. В. Г. Саноян, Движение жидкости в осесимметричном канале заданного профиля и расчет действительных давлений, Труды Ленинградского политехнического ин-та, № 176, 1955.
5-26. Е. Е. Солодкин, А. С. Гнневский, Турбу лентное течение вязкой жидкости в начальных уча стках осесимметричных и плоских каналов, Труды ЦАГИ, вып. 701, Оборонгнз. 1957.
5-27. Е. Е. Солодкин, А. С. Гнневский, Стабилизированное турбулентное течение вязкой жидкости в плоском диффузорном канале при малых углах раскрытия, Труды БНИ МАП, вып. 728, 1958.
5-28. Е. Е. С о л о д к и и, А. С. Гнневский. Турбулентное течение в начальном участке плоского диффузорного канала. Труды БНИ МАП, вып. 728, 1958.
5-29. Е. Е. Солодкин, А. С. Гнневский, К вопросу о влиянии начальной неравномерности на характеристики диффузорных каналов, «Промышленная аэродинамика», сб. № 12, БНИ МАП, 1959.
5-30. К. С. С ц и л а р д. Исследование диффузоров аэродинамических труб больших скоростей, «Технические заметки», ЦАГИ. X» 160, 1938.
5-31. С. М. Т а р г, Основные задачи теории ламинарных течений, Гостехтеориздат, 1951.
5-32. К. К. Федяевскнй, Критический обзор работ по замедленным и ускоренным турбулентным пограничным слоям, «Технические заметки», ЦАГИ. № 158, 1937.
5-33. А с k е г е t J., Grenzschichtferechung, ZVDL, т. 35, 1926.
5-34. Аске ret J., Grenzschichten in geraden und gc-kriimmten Diffusoren, Intern. Union fur theor. und angew. Mechanik, Symposium. Freiburg (Br. 1957), 1958.
5-35. Andres K-, Versuche uber die Umsetzung von • Wassergeschwindigkeit in Druck, VDI, Forschungs-arbeiten, Berlin 1909, Heft 76.
5-36. Bard il, Not ter, Betz, Evel, Wirkungsgrad vor Diffusoren, Jahrbuch 1939 der Deutschen Luft-fahrtforschung.
29—655
419
5-37. В or г у, Harold, Ducts heating and ventilating, April 1953.
5-38. Donell F., Divergente und konvergente turbu-lente Stromungen mit kleinen Oflnungswinkeln, VDI, Forschungsarbeiten, 1929, Heft 282.
5-39. Eiffel G., Souffleries aerodynamiques, Resume des principaux travaux executes pendant la guerre au laboratoire aerodynamique, 1915—1918.
5-40. Fliegner A., Versuche fiber das Ausstromen von Luft durch konisch- dievergente Dusen. 1) Civi-• lingenieur, 1875; 2) Schweiz. Bauztg. 31, 1898.
5-41. Frey K., Verminderung des Stromungsverfluss-es in Kanalen durch Leitflachen, Forschung, 1934, № 3.
5-43. G a 11 e K. R., Binder R. C„ Two-dimensional flow through a diffuser with an exit lenght, Journal of applied mechanics, 1953, v. 20, № 3.
5-43. Gibson A., On the flow of water through pipes and passages having converging or diverging boundaries, Proceedings of the Royal Society, 1910, v. 83, № A-563.
5-44. Gibson A., On the resistance to flow of water through pipes or passages having diverging boundaries, Transaction of the Royal Society, 1911, v. 48, part I, № 5.
5-45. H о c h s e h i 1 d H„ Versuche uber Stromungsvor-gange in erveiterten und verengten Kanalen, VDI— Forschungsarbeiten, Berlin 1912, Heft 114.
5-46. Hofmann A., Die Energieumsetzung in saug-rohrahnlicherweiterten Diisen, Mitteilungen, 1931, Heft I.
5-47. J о h n s t о n .1. H., The effect of inlet conditions on the flow in annular diffusers, C.P № 178, Memorandum No. M. 167, январь 1953, № 1.
5-48. Johg A. D., Green G. L., Tests of high speed flow in diffusers of rechtangular cross-section, Reports and Memoranda, июль. 1944, № 2201.
5-49. Kmonicek V. K., Unterschallstromung in Kegel-diffusorren, Acta Technics, 1959, № 5.
5-50. Kroner K.. Versuche fiber Stromungen in stark erveiterten Kanalen, VDI, Forschungsarbeiten, Berlin. 1920, Heft 222.
5-51. Little В. H., W i I b и r S. W., Performance and boundary layer data from 12° and 23° conical diffusers of area ratio 2,0 at Mach numbers up to choking and Reynolds numbers up to 7,5 • 10", Report NACA, 1954, Ns 1201.
5-52. Margo и I is W., Recherches experimentales et theoretiques effectuees de 1930—1933 sur la mecani-que des fludes et la transmission de la chaleurdans les fluides en mouvement, La technique aeronautique, 1934, № 133.
5-53. M i I I i a t Z. P., Etude experimenlale de i’ecoule-ment turbulent dans uu conduit divergent par 1'air. La houille blanche, 1956, II, № B.
5-54. Naumann, Efficiency of diffusers on high subsonic speeds. Reports and Transactions, June 1946, № Ы A.
5-55. N i к и г a d s e L. Untersuchungen fiber die Stromungen des Wassers in konvergenten und divergen-ten Kanalen,	VDI—Forschungsarbeiten,	1929,
Heft 289.
5-56. Patterson G., Modern diffuser design, Aircraft Eng., 1938.
5-57. Peters H„ Energieumsetzung in Querschnittser-weiterung bei verschiedenen Zulaufbedingungen, In-genieur-Archiv, 1931, № 1.
5-58. Polzin J., Stromungsuntersuchungen an einem ebenen Diffusor, Ingenieur-Archiw, 1940, Heft 5.
5-59. P r a n d 11 L., Neuere Ergebnisse der Turbulenz-forschung. VDI., 1933. Bd 77, № 5.
5-60. Robertson J. M., Holl J. W., Effect of ad-verge pressure gradients on turbulent boundary layers in axisymmetric conduits. J. Appl. Meeh.. 1954. VI, v. 24, № 2.
5-61. Stratfor-d B. S„ Turbulent diffuser flow. ARC. С. P„ 1956, № 307.
5-62. Szab lewski W., Turbulente Stromungen in divergenten Kanalen, Ingeniuer-Archiv, 1954, BdXXII, Heft 4.
5-63. T и г и j a J., Suzuki K-, Experiments on the efficiency of conical diffusers (The initial state of separation of flow), Trans. Japan, Soc. Meeh. Engrs, 1957, 23, № 125.
5-64. Squire H. B.. Experiments on conical diffuser. Reports and Memoranda, November, 1950, № 2751
5-65. Winter H., Stromungsverhaltnisse in einem Diffusor mit vorgeschalteten Krummer, Maschinenbau und Warmenwirtschaft, 1953, Heft 2.
Раздел шестой
6-1. Г. H. Абрамович, Аэродинамика .местных сопротивлений, сб. по промышленной аэродинамике. Труды, вып. 211, 1935.
6-2. И. 3. Аронов, Теплообмен и гидравлическое сопротивление в изогнутых трубах, канд. диссертация, Киевский политехнический институт, 1950.
6-3. К. К. Б а у л и и и И. Е. И д е л ь ч и к, Экспериментальное исследование течения воздуха в коленах, «Технические заметки», № 23, 1934.
6-4. А. М. Грабовский, Исследование взаимного влияния местных сопротивлений. Научные записки Одесского политехнического института, № 3, 1955.
6-5. Ду Пэн-цзю, Исследования влияния степени шероховатости внутренних поверхностей вентиляционных отводов на их коэффициенты местных сопротивлений, Автореферат диссертации на соискание ученой степени канд. техн, наук, Инженерностроительный институт, Ленинград, 1959.
6-6. И. Е. Идельчик, Направляющие лопатки в коленах аэродинамических труб, «Техзаметкн», ЦАГИ. № 133, 1936
6-7. И. Е. Идельчик, Гидравлические сопротивления (физико-механические основы), Госэнергоиздат, 1954.
6-8. И. Е. И д е л ь ч и к, К вопросу о влиянии числа Re и шероховатости на сопротивление изогнутых каналов, «Промышленная аэродинамика», сб. № 4. БНИ МАП. 1953.
6-9. А. Г. Камерштейн, В. Н. Карев, Исследование гидравлического сопротивления гнутых, сварных, крутозагнутых и складчатых колен компенсаторов, Вниистройнефть и МИИ ГС, 1956.
6-10. Л. С. Кляч ко. Уточнение метода теоретического определения коэффициентов сопротивления отводов различного профиля. Труды научной сессии Л ИОТ, вып. 1, 1955.
6-11. Б. Б. Некрасов, Гидравлика, ВВА, 1954.
6-12. Промышленная аэродинамика, сб. № 6, БИН МАП, 1956.
6-13. Г. Рихтер, Гидравлика трубопроводов, ОНТИ. 1936.
6-14. Л. А. Рихтер, Тягодутьевые устройства промышленных паровых котлов и пути снижения расхода электроэнергии на собственные нужды, Труды научно-технической сессии по эксплуатации про
450
мышленных котельных установок, Госэнергонздат, 1953.
6-15. Л. Л. Рихтер, Исследование па моделях элементов газовоздухопроводов тепловых электростанций, «Теплоэнергетика», № i, 1957.
6-16. Л. А. Рихтер, Вопросы проектирования газовоздухопроводов тепловых электростанций, Госэнергоиздат, 1959.
6-17. Г. Т. Т а т а р ч у к,' Сопротивление прямоугольных отводов. «Вопросы отопления и вентиляции». Труды ЦНИИПС, Госстройиздат, 1951. '
6-18. В. И. Хаижонков и В. И. Талиев, Уменьшение сопротивления квадратных отводов направляющими лопатками, «Технические отчеты», № 110, БНТ МАП, 1947.
6-19. И. Т. Эльперин, Поворот газов в трубном пучке, «Известия АН БССР». № 3, 1950.
6-20. Е. Я- Ю д и н, Колена с тонкими направляющими лопатками, «Промышленная аэродинамика», сб. № 7. БНТ МАП, 1956.
6-21. Р. С. Ф л я т а у, Гидравлические расчеты трубопроводов, Гостоптехиздат, 1949.
6-22. Adler М., Stromung in gekriimmten Rohren, Z. angew. Math. Meeh. 1934, Bd 14.
6-23. В a m b a c h, Plotzliche Umlenkung (Sloss) von Wasser in geschlossenen unter Druck durchstromten Kanalen, VDI, 1930, Heft 327.
6-24. Conn H. G., С о I b о r n e H. G., Brow n W. G., Pressure losses in 4-inch diameter galvanized metal duct and fittings. Heating, piping and air conditioning, 1953, № 1.
6-25. De Graene E. P., Heating, piping and air conditioning, 1955, № 10.
6-26. Franke P. G., Perdite di carico nelle curve cir-colari delle cubazion, L’energia Elettrica, 1954, № 9.
6-27. Frey K., Verminderung des Stromungsverlust in Kanalen durch Leitflachen, Forschungs auf dem Ge-biete des Ingenieurwesens, 1934, Bd 5, № 3.
6-28. Fritzsche und Richter H., Beitrag zur Kenntnis des Stromungswiderstandes gekrummter rauher Rohrleitung, Forschung auf dem Gebiete des Ingenieurwesens, 1'933, Bd 4, № 6.
6-29. Haase D., Allgemeine Warmetechnik, 1953, № 11—12.
6-30. Heating and ventilating, January, February, 1953.
6-31. Hilding Beij K.. Pressure losses for fluid flow in 90° pipe bends, Journal of Research of National Bureau of Standards, 1988, v. 21, № 1.
6-32. Hofmann A., Der Verlust in 90°-Rohkriim-mem mit gleichbleibenden Kreisquerschnitt, Mitteilungen des Hydraulischen Instituts der Technischen Hochschule, Miinchen, 1929, Heft 3.
6-33. G a r b r e c h t G., Ober die Linienfiihrung von Gerinnen Wasserwirtschaft, 1956, № 6.
6-34. Kirch ha ch, Der Energieverlust in Kniestucken, Mitteilungen des Hydraulischen Instituts der Technischen Hochschule, Munchen, 1929, Heft 3.
6-35. Krober, Schaufelgitter zur Umlenkung von Fliis-ststromungen mit geringem Energieverlust, In-genieur-Archiv, 1932, Heft V.
6-36. Nippert H., Uber den Stromungsverlust in gekriimmten Kanalen, Forschungsarbeiten auf dem Gebiete des Ingenieurwesens, VDI, 1929, Heft 320.
6-37. Richter H., Der Druckabfall in gekriimmten glat-len Rohrleitungen, Forschungsarbeiten auf dem Gebiete des Ingenieurwesens, VDI, 4930, Heft 338.
6-38. Richter H., Rohrhydraulik, 1954.
6-39. S ch u hart, Der Verlnst in Kniestiicken bei glat-ter und rauher Wandung, Mitteilungen des Hydraulischen Inst, der Technischen Hochschule, Miichen, 1929, Heft 3.
29*
6-40. Spalding, Versuche fiber den Striimungsver. lust in gekriimmten Leitungen, VDI, 1933, № 6.
6-41. Vuskovic G., Der Stromungswiderstand von Formstiicken fiir Gasrohrleitungen (Fittings). Mitteilungen des Hydraulischen Instituts der Technischen Hochschule, Miinchen, 1939, Heft 9.
6-42. Wasi lewski J.. Verluste in glatten Rohrkiim-mem mit kreisrundem Querschnitt bei weniger als 90° Ablenkung, Mitteilungen des Hydraulischen In-stituts der Technischen Hochschule, Miinchen, 1932', Heit 5.
6-43. Wei sb a ch J., Lehrbuch der Ingenieur und Maschinenmechanik, Il Aufl., I860 u.Experimentalhy-draulik, 1855.
6-44. White С. M„ Streamline flow through curved pipes, Proc. Roy. Soc. Lond. (A) 1929, v. 123.
Раздел седьмой
7-1. А. Г. Аверьянов, Коэффициенты местных сопротивлений в тройниках вытяжных воздуховодов, «Отопление и вентиляция», № 2, 1939.
7-2. В. М. Зусманович, Сопротивление тройников сточных газоводопроводных труб, «Вопросы отопле-ления и вентиляции», Госстройиздат.
7-3. П. Н. Каменев, Динамика потоков промышленной вентиляции, Госстройиздат, 1938.
7-4. В. В. К он о котип. Местные сопротивления боковых отверстий гладких воздуховодов прямоугольного сечения, ЛИСИ, 1957.
7-5. С. Р. Левин. Аналитическое определение величины потерь напора в тройниках вытяжных вентиляционных сетей, «Отопление и вентиляция», № 7, 1935.
7-6. С. Р. Леви н, Сопротивление тройников вытяжных воздуховодов, Новосибирск, 1939; «Отопление и вентиляция», № 10—11, 1940.
7-7. С. Р. Леви и, Деление потоков в трубопроводах. Труды ЛТИ им. С. М. Кирова, № 2/3, 1948.
7-8. С. Р. Левин, Смешение потоков в крестообразных соединениях трубопроводов, Труды J1TM им. С. М. Кирова, № 5, 1954.
7-9. С. Р. Леви и. Новый метод теоретического определения гидравлических сопротивлений при смешении потоков в трубопроводах. Труды ЛТИ им. С. М. Кирова, № 6, 1955.
7-10. С. Р. Левин, Соударение потоков несжимаемой жидкости в трубопроводах. Труды ЛТИ нм. С. М. Кирова, № 8, 1958.
7-11. Г. А. Максимов, Расчет вентиляционных воздуховодов. Госстройиздат, 1952; Вентиляция и отопление, ч. 11, Госстройиздат, 1955.
7-12. А. С. Плудемахер, Г. М. Иткин, Местные сопротивления тройников воздуховодов при нагнетании, «Отопление и вентиляция», № 9, 1934.
7-13. А. С. Плудемахер, Местные сопротивления в крестовинах водоводов при розливе, «Отопление и вентиляция», № 4, 1937.
7-14. Н. В. Полетов, К гидравлическим расчетам сопротивлений трубопроводов, «Водоснабжение и санитарная техника, № 4, 1957.
7-15. А. С. Прузнер, Сопротивление тройников при работе на нагнетании, «Современные вопросы вентиляции», Стройиздат, 1941.
7-16. В. Н. Талиев, Г. Т. Татар чу к. Сопротивление прямоугольных тройников, «Вопросы отопления и вентиляции», Госстройиздат, 1951.
7-17. В. Н. Талиев, Расчет местных сопротивлений тройников, Госстройиздат, 1952.'
451
7-18. В. И. Талиев, Аэродинамика вентиляции, Госстройиздат, 1954.
7-19. Г. Т. Татарчук, Местные сопротивления чугунных крестовин, «Вопросы отопления и вентиляции», Госстройиздат, сб. № 3, 1956.
7-20. Franke Р., Die zusatzlichen Verluste bei der Vereinigung von swei Wasserstromen in einem ge-meinsamen Steigschacht, August 1955, VDI-Zeit-schrift, Bd 97. № 24.
7-21. Gilman S. F„ Pressure losses of divided-flow fittings, Heating, piping and air conditioning, April 1955.
7-22. Kinne E„ Der Verlust in 60’ Rohrverzweigun-gen, Mitteilungen des Hydraulischen Instituts der Technischen Hochschule. Munchen, 1931, Heft 4.
7-23. К о n z о S., G i 1 ma n S. F_, H о 11 J. W., Martin R. J., Investigation of the pressure losses of takeoffs for extended-plenun type air conditioning duct systems, University of Illinois bulletin, Bulletin Series, 1953, № 415.
7-24. McNown J. S., Mechanics of manifold flow, Proc. Amer. Soc. Civil Engrs, 1953, № 258.
7-25. Miller I- G., P e s t e r f i e 1 d C. H„ W a a 1 -kes R. J„ Resistance of rectangular divided-flow fittings, Heating, piping and air conditioning, 1956, № 1.
7-26. P e t e г m a n n F., Der Verlust in schiefwinkligen Rohrverzweigungen, Mitteilungen des Hydraulischen Instituts der Technischen Hochschule, Miinchen, 1929, Heft 3.
7-27. Vazsonyi A., Pressure loss in elbows and duct branches, ASME Transactions, April 1944, v. 66.
7-28. Vogel C., Untersuchungen fiber den Verlust in rechtwinkligen Rohrverzweigungen, Mitteilungen des Hydraulischen Instituts der Technischen Hochschule, Munchen, 1926, Heft I; 1928, Heft 2.
Раздел восьмой
8-1. Г. H. Абрамович, Турбулентные свободные струи жидкостей и газов, Госэнергоиздат, 1948.
8-2. Г. Н. Абрамович, Прикладная газовая динамика, Гостехиздат, 1953.
8-3. В. М. Антуфьев, Л. С. Казаченко, Теплопередача и сопротивление конвективных поверхностей нагрева, Госэнергоиздат, 1938.
8-4. В. М. Антуфьев, Г. С. Белецкий, Теплопередача и аэродинамическое сопротивление трубчатых поверхностей в поперечном потоке, Машгиз, 1948.
8-5. И. П. Безруки и, Аэродинамические свойства зерен, Сборник «Сепарирование сыпучих тел», Труды Московского дома ученых, 1937.
8-6. А. Р. Березкин, Исследование потери напора в решетках водозаборных сооружений, Труды гидравлической лаборатории, ВОДГЕО, сборник № 1. Госстройиздат, 1941.
8-7. Р. С. Бернштейн, В. В. Померанцев, С. Л. Ш а г а л о в а, К вопросу о механике сопротивления и теплопередачи в трубных пучках, «Вопросы аэродинамики и теплопередачи в котельнотопочных процессах», сб. статей под редакцией Кнорре, Госэнергоиздат, 1958.
8-8. Р. С. Бернштейн, В. В. Померанцев. С. Л. Шагалова, Обобщенный метод расчета аэродинамического сопротивления загруженных сечений, «Вопросы аэродинамики и теплопередачи в котельно-топочных процессах», сб. статей под редакцией Кнорре, Госэнергоиздат, 1958.
8-9. Г. Ф. Денисенко, Фильтры из пористого металла, Бюллетень «Кислород», № 6, 1952.
8-10. В. В. Д и л ь м а н, Е. П. Д а р о в с к и х, М. Э. А э р о в, Л. С. Аксельрод, О гидравлическом сопротивлении решетчатых и дырчатых тарелок, «Химическая промышленность», № 3, 1956.
8-11. В. Б. Дульнев, Определение потерь напора в решетках, Гидротехническое строительство», № 9, 1956.
8-12. Н. М. Жаворонков, Гидравлические основы скрубберного процесса и теплопередача в скрубберах, «Советская наука», 1944.
8-13. Н. М. Жаворонков, Гидро- и аэродинамика насадок скрубберных и ректификационных колонн. Гидравлическое сопротивление сухих неупорядоченных насадок, «Химическая промышленность», № 9, 1948.
8-14. Н. М. Жаворонков, М. Э. Аэро в, Н. И. Умник, Гидро- и аэродинамика насадок скрубберных и ректификационных колонн. Гидравлическое сопротивление орошаемых неупорядоченных насадок, «Химическая промышленность», № 10, 1948.
8-15. Н. М. Жаворонков, М. Э. Аэров, С. Н. Бабков, Н. М. Умник, Гидро- и аэро-• динамика насадок скрубберных и ректификационных колонн. Критические явления в орошаемых неупорядоченных насадках, «Химическая промышленность». № 3, 1949.
8-16. Н. Г. За логин, Об аэродинамическом сопротивлении шахматного пучка труб, «Известия ВТИ», № 5, 1951.
8-17. И. Е. Идельчик, Гидравлическое сопротивление при входе потока в каналы и протекании через отверстия «Промышленная аэродинамика», сб. № 2, БНТ НКАП. 1944.
8-18. И. Е. Идельчик, Выравнивающее действие сопротивления, помещенного за диффузором, Труды № 662, БНТ МАП, 1948.
8-19. И. Е. Идельчик, Определение коэффициентов сопротивления при истечении через отверстия, «Гидротехническое строительство», № 5. 1953.
8-20. И. Е. Идельчик, Гидравлические сопротивления (физико-механические основы), Госэнергоиздат, 1954.
8-21. И. Е. Идельчик, Принудительная раздача потока в газоочистных, теплообменных и других аппаратах, сб. трудов НИИОГАЗ, № 1, Госхимиз-дат, 1957.
8-22. И. Е. Идельчик, Учет влияния вязкости на гидравлическое сопротивление диафрагм и решеток, «Теплоэнергетика», № 9, 1960.
8-23. Н. П. Ишкин и М. Г. Каганер, Гидравлическое сопротивление пористых сред, «Кислород». № 3, 1952.
8-24. Ф. П. Казакевич, Влияние угла атаки газового потока на аэродинамическое сопротивление пучков труб, «Известия ВТИ», № 8, 1952.
8-25. Н. Н. К а с а л а й н е н, Теплопередача и сопротивление воздухоподогревателя с поперечно-омы-ваемы.м пучком гладких труб, «Теплоэнергетика», № 7. 1955.
8-26. В. В. К а ф а р о в, Сопротивление в насадочных колоннах при захлебывании и при оптимальных скоростях потока. «Химическая промышленность», № 6, 1948.
8-27. А. А. Комаровский, М. С. Вертешев. В. В. Стрельцов, Гидравлическое сопротивление слоя частиц произвольной формы, Труды Новочеркасского политехнического института им. Орджоникидзе, т. 41 (55), 1956.
8-28. Б. И. К о и о б е е в, В. А. М а л юсов, Н. М. Ж а-
452
воронков, Гидравлическое сопротивление и толщина пленки при обращенном течении жидкости под действием газа в вертикальных трубах, «Хими-ческая промышленность», № 3, 1957.
8-29. Л. Д. Ко л летов. Гидродинамика поровых сред, «Химическая промышленность». № 2, 1959.
8-30. Н. В. Кузнецов и А. 3. Щербаков, Экспериментальное определение теплопередачи и аэродинамических сопротивлений чугунного ребристого воздухоподогревателя, «Известия ВТИ», № 2, 1951.
8-31. Н. В. Кузнецов, А. 3. Щербаков, Е. Я- Титова, Новые расчетные формулы для аэродинамического сопротивления поперечно обтекаемых пучков труб, «Теплоэнергетика», № 9, 1954.
8-32. Н. В. Кузнецов, С. И. Т у р и л и н, Влияние температурных условий на теплоотдачу и сопротивление трубчатых поверхностен в поперечном потоке, «Известия ВТИ», № И, 1952.
8-33. Е. А. К у з о в н и к о в а, Гидравлическое сопротивление пучков труб с переменным шагом по высоте, Сборник научных трудов АН БССР, 44(V1), 1954.
8-34. Е. С. Л е в, Фильтрация газа через слой сыпучего тела (состояние вопроса), «Вопросы аэродинамики и теплопередачи в котельно-топочных процессах», сб. статей под редакцией Кнорре, Госэнергоиздат, 1958.
8-35. Л. С. Лейбе изо я. Движение природных жидкостей и газов в пористой среде, Гостехиздат, 1947.
8-36. В. П. Линчевский (редактор), Металлургические печи, Металлургиздат, 1948.
8-37. М. Ф. Л я п и н. Теплопередача и аэродинамическое сопротивление гладкотрубных пучков при больших числах Re газового потока, «Теплоэнергетика» № 9, 1956.
8-38. Е. М. М и н с к и й, О турбулентной фильтрации в пористых средах, ДАН СССР, т. 78, № 3, 1951.
8-39. Д. М. Ми н ц, С. А. III у бе р т. Гидравлика зернистых материалов, из-во Министерства коммунального х-ва РСФСР, 1955.
8-40. М. А. Михеев, Основы теплопередачи, Госэнергоиздат, 1949.
8-41. И. С. Моча и, Местные сопротивления при движении однофазного и двухфазного потоков, БТИ ЦКТИ, 1959.
8-42. Ф. Н. Муллокандов, Гидравлическое сопротивление слоя сферических частиц при изотермическом и неизотермическом воздушном потоке, ЖТФ, т. XV1I1, вып. 8, 1948.
8-43. А. В. Панченко, Вентиляционные установки мельниц и элеваторов, Заготиздат, 1954.
8-14. А. Н. Плано веки й, В. В. К а ф а р о в. Оптимальные скорости потоков в насадочных колоннах, «Химическая промышленность», № 4. 1946.
8-45. Л. К. Рамзии, Газовое сопротивление сыпучих материалов, «Известия ВТИ», вып. 7(20), 1926.
8-46. А. П. Саликов, Я. Л. Полыновскин, К. И. Беляков, Исследование теплопередачи и сопротивления в продольных пучках гладких труб, «Теплоэнергетика» № 8, 1954.
8-47. Б. П. Тебеньков, Рекуператоры для промышленных печей, Металлургиздат, 1955.
8-48. В. Н. Тимофеев, Э. С. Карасина, Теплообмен в пучках труб чугунного ребристого экономайзера, «Известия ВТИ», № 5, 1952.
8-49. С. Н. Тулин, Теплопередача и сопротивление в пучках трубок с проволочным оребрением, «Теплоэнергетика» № 3, 1958.
8-50. И. П. У с ю к и н, Л. С. Аксельрод, Основы гидравлического расчета сетчатых ректификационных колонн. «Кислород», № 1, 1949.
8-51. П. В. Участки н, Исследование эффективности
и гидродинамического сопротивления элиминаторов, «Отопление и вентиляция», № 6, 1940.
8-52. И. М. Федоров, Коэффициенты испарения, теплоотдачи и сопротивления при сушке зернистых материалов с продувкой воздуха через слой, сб. «Современны? проблемы сушильной техники», Госэнергоиздат, 1941.
8-53. С. Н. Фукс, Сопротивление трубного пучка при конденсации в нем пара, «Теплоэнергетика» № 4, 1954.
8-54. В. И. Ханжонков, Сопротивление сеток, «Промышленная аэродинамика», сб. № 2, БИТ НКАП, 1944.
8-55. А. И. Ч а в т о р а е в, О потерях напора в решетке, «Гидротехническое строительство». № 5, 1958.
8-56. А. Ф. Чудновский, Теплообмен в дисперсных средах, Гостехтеоретиздат, 1954.
8-57. И. А. Шепелев, Основы расчета воздушных завес, приточных струй и пористых фильтров, Стройиздат, 1950.
8-58. А. Э. Щербаков, И. И. Жирнов, Теплопередача и аэродинамическое сопротивление чугунного ребристо-зубчатого воздухоподогревателя, «Теплоэнергетика», № 8, 1954.
8-59. Cornell W. G., Losses in flow normal to plane screens, Transactions of the ASME, 1958, № 4.
8-60. F 1 a c h s b a r t O„ Widerstand von Seidengaze-filtern Rundraht und Blechstreifensieben mit qua-dratischen Marchen, Ergebniss der aerodinamischen Versuchsanstalt zu Gottingen, IV Lieferung, 1’932, 8-61. К i г s c h m e r O., Untersuchungen uber den Gef-falsverlust an Rechen, Mitteilungen des Hydrauli-schen Institute der Technischen Hochschule, Munchen, 1926, Heft 1.
8-62. S p a n d 1 e r 1., Untersuchungen uber den Verlust an Rechen beischrager Zustromung, Mitteilungen des Hydraulischen Institute der Technischen Hochschule, Munchen, 1928, Heft 2.
8-63. Wallis R. P., White C. M_, Resistance to flow through wests of tubes, Engineering, 1938, v. 146, № 3802, 3804, 3806.
Раздел девятый
9-1. Г. H. Абрамович, Турбулентные свободные струи жидкостей и газов, Госэнергоиздат, 1948.
9-2. И. 3. Аронов, Теплообмен и гидравлическое сопротивление в изогнутых трубах, канд. диссертация, Киевский политехнический институт, 1950.
9-3. В. А. А р о и о в и ч, Выбор размера регулирующих клапанов, «Химическая промышленность», № 4, 1950.
9-4. В. В. Аронович, М. С. Слободкин, Арматура регулирующая и запорная, Машгиз, 1953.
9-5. К. К. Баулин, Испытание лабиринтных уплотнений, «Сборник статей по компрессорным машинам», ВИГМ, вып. 10, 1940.
9-6. Д. Ф. Гуревич, Основы расчета трубопроводной арматуры, Машгиз, 1956.
9-7. Б. И. Дуб, Арматура высокого давления для трубопроводов, Госэнергоиздат, 1954.
9-8. И. Е. Идельчик, Гидравлические сопротивления при входе потока в каналы и протекании через отверстия, «Промышленная аэродинамика», сб. № 2, БНГ НКАП, 1944.
9-9. И. Е. Идельчик, К расчету сопротивления лабиринтных уплотнений, «Котлотурбостроение», № 3, 1953.
9-10. И. Е. Идельчик, Гидравлические сопротивления (физико-механические основы), Госэнергоиздат, 1954,
453
9-11. Л. .А. Кузнецов, Б. В. Рудом ин о, Конструирование и расчет трубопроводов теплосиловых установок, Машгиз, 1949.
9-12. Г. А. Мурин, Гидравлическое сопротивление прямоточных вентилей, «Отопление и вентиляция», Яе 5, 1941.
9-13. Н. Ф. Оси по вс к ий. Эксплуатация барабанных котлов высокого давления, Госэнергоиздат, 1953.
9-14. Н. Л. Ролле, Коэффициенты сопротивления и расхода кольцевого затвора, «Гидротехническое строительство», № 4. 1953.
9-15. К. В. Чебышева, К вопросу о расчете лабиринтного уплотнения. «Технические заметки», ЦАГИ, № 142, 1937.
9-16. Н. 3. Френкель, Гидравлика, Госэнергоиздат, 1956.
9-17. А. М. Эрлих, Паропроводы, их арматура и прочие детали, ОНТИ, 1937.
9-18. Bach С., Versuche fiber Ventilbelossung und Ven-tiiwiedersland, 1884.
9-19. Hollinger M„ Berichi fiber die an Rohr- Ver-schraubungen und Rohr-Schweissungen, Hangen und Ventilen durchgeffihrten Untersuchungen, Gesund-heits Ingenieur, 1928, № 45.
9-20. G u i 11 e a u m e, M„ Die Wanneausnutzung neu-erer Dampfkraftwerke und ihre Ueberwachung. VDI—Zeitschrift, 1915, № 17, u „Feuerungstechnik", 1'913/1914.
9-2'1. P f 1 e i d e r e r G., Closterhal fen A., Versuche fiber den Stromungswiderstand von Heitdempf-ventilen verschiedener Banart, „Die Warme", 1930, № 43, und ..Archiv fur Warmewirtschaft”, 1931. № 1.
9-22. We is ha eh J., Lehrbuch der technischen Mecha-nik, 1875.
Раздел десятый
10-1. И. E. Идельчик, Потери на удар в потоке с неравномерным распределением скоростей, Труды БНТ МАП, вып. 662, 1948.
10-2. Е. В. Красноперов, Экспериментальная аэродинамика, ОНТИ, 1935.
10-3. Б. JI. Кузнецов, Лобовое сопротивление тросов, проволок, тендеров и авиационных лент. Труды ЦАГИ, вып. 97, 1931.
10-4. Б. Я. Кузнецов, Аэродинамические исследования цилиндров. Труды ЦАГИ, вып. 98, 1931.
10-5. А. А. С к о ч и н с к и й, А. И. Ксенофонтова, А. А. Ха рев, И. Е. Идельчик. Аэродинамическое сопротивление шахтных стволов и способы его снижения, Углетехиздат, 1953.
10-6. В. И. Хан ж онко в. Аэродинамическое сопротивление трубчатых ферм. «Технические отчеты» № 131, БНИ МАП, 1955.
Ю-7. А. A. X а р е в. Местные сопротивления шахтных вентиляционных сетей. Углетехиздат, 1954.
10-8. А. В. Чесало в. Коэффициенты вредных сопротивлений самолетов, Труды ЦАГИ, вып. 42, 1929.
10-9. Б. Н. Юрьев. М. П. Лесникова, Аэродинамические исследования, Труды ЦАГИ, вып. 33, 1928.
10-10. Б. Н. Юрьев, Экспериментальная аэродинамика, ОНТИ, 1932.
10-11. Eiffel, Resistance de 1’air et 1’Aviation, Paris, 1910.
10-12. Ergebnisse der aerodynamischen Versuchsanstalt zu Gottingen, Lieferung il, 1923, Lieferung III, 1927.
10-13. Frachsbart O., Neue Untersuchungen fiber den Luftwiderstand von Kugeln, Phys. Z., 1927.
10-14. Jacobs, Sphere drag tests iff the variable density wind tunnel, Nat. advisory Comm, for Aeronautics, 1929.
10-15. Hfitte, Справочник, ОНТИ, 1936.
454
Раздел одиннадцатый
11-1. Г. Н. Абрамович, Турбулентные свободные струи жидкостей и газов, Госэнергоиздат, 1948.
11-2. В. В. Батурин и И: А. Шепелев, Аэродинамические характеристики приточных насадков, «Современные вопросы вентиляции», Стройиздат, 1941.
11-3. А. Р. Бушель, Снижение внутренних потерь в шахтной установке с осевым вентилятором, Труды МАП, № 673, 1948.
11-4. М. И. Гримитлнн, Гидравлический расчет приточных перфорированных трубопроводов на заданную степень равномерности раздачи. «Промышленная энергетика», Труды ЛИОТ, 1958.
11-5. М. И. Гримитлнн, Временные руководящие указания по гидравлическому расчету, применению и изготовлению приточных перфорированных воздуховодов, научно-техническая информация по вопросам охраны труда, ЛИОТ, № 19, 1959.
11 -6. С. А. Д о в ж и к, А. С. Г и н е в с к и й, Экспериментальные исследования напорных патрубков стационарных осевых турбомашин, «Технические отчеты», № 130, БИ И МАП, 1955.
11-7. И. Е. Идельчик, Гидравлические сопротивления при входе потока в каналы и протекании через отверстия, «Промышленная аэродинамика», БИТ НКАП, сб. № 2, 1944.
11-8. И. Е. Идельчик, Аэродинамика потока и потери напора в диффузорах, «Промышленная аэродинамика», сб. № 3, БНТ МАП, 1947.
11-9. И. Е. Идельчик, Потери на удар в потоке с неравномерным распределением скоростей. Труды МАП, вып. 662, 1948.
11-10. И. Е. Идельчик, Определение коэффициентов сопротивления при истечении через отверстия. «Гидротехническое строительство», № 5. 1953.
11-11. И. Е. Идельчик, Гидравлические сопротивления (физикомеханические основы), Госэнергоиздат, 1954.
11-12. И. Е. Идельчик, Учет влияния вязкости на гидравлическое сопротивление диафрагм и решеток, «Теплоэнергетика», № 9, 1960.
И -1'3. И. Л. Локшин, А. X. Г а з и р б е к о в а, Работа диффузоров, установленных за центробежными вентиляторами, «Промышленная аэродинамика», сб. № 6. БНИ МАП. 1955.
11-14. М. М. Носова, Сопротивление входных и выходных раструбов с экраном, «Промышленная аэродинамика», со. Яг 7, БНИ МАП, 1956.
11-15. М. М. Носова и Н. Ф. Тарасов, Сопротивление приточно-вытяжных шахт, «Промышленная аэродинамика», сб. Яе 12, Оборонгнз, 1959.
11-16. Промышленная аэродинамика, сб. № 6, БНИ МАП, 1956.
11-17. В. Н. Ханжонков, Сопротивление сеток. Промышленная аэродинамика, сб. № 2, БНТ НКАП, 1944.
11-18. В. Н. Ханжонков, Улучшение эффективности диффузоров с большими углами раскрытия при помощи плоских экранов, «Промышленная аэродинамика», сб. № 3, БНТ МАП, 1947.
11-19. В. Н. Ханжонков, Сопротивление приточных и вытяжных шахт, «Промышленная аэродинамика», сб. № 3, БНТ МАП, 1947.
11 -20. В. И. Ханжонков, Уменьшение аэродинамического сопротивления отверстий кольцевыми ребрами и уступами, «Промышленная аэродинамика», сб. Я» 12, Оборонгнз, 1959.
11-21. В. Н. Ханжонков и В. Н. Талиев, Уменьшение сопротивления квадратных отводов направляющими лопатками, «Технические отчеты», Я» 10, БНИ МАП, 1947.
11-22. Е. Я. Юдин. Колена с тонкими направляющими лопатками. «Промышленная аэродинамика» сб. №7, БНИ МАП, 1956.
11.23.	Bevier С. W.. Resistance of wooden louvers to fluid flow Heating, piping and air conditioning, Mav 1955.
HI-24. Cobb P. R.. Pressure loss of air flowing through 45-degree wooden louvers, Heating, piping and air conditioning, December 1953.
11-25. Hofmann A., Die Energieumsetzung in saug-rohrahnlicherweiterten Diisen, Mitteilungen, 1931, Heft 4.
Раздел двенадцатый
12-1. Г. H. Абрамович, Турбулентные свободные струи жидкости и газов, Госэнергонздат, 1948.
12-2. Атлас «Инерционные пылеуловители», серия ОВ-122, Ленпромстройпроект, 1947.
12-3. Атлас КТИС, серия В-327, 1943.
12-4. Батарейные циклоны, руководящие указания по проектированию, изготовлению, монтажу и эксплуатации, Госхимиздат, 1956.
12-5. Газоочистное оборудование, каталог, трест «Газоочистка», Госхимиздат. 1958.
12-6. А. М. Г е р а с ь е в, Пылеуловители СИОТ, Проф-издат, 1954.
12-7. Г. М. Гордон, И. А. Аладжалов, Газоочистка рукавными фильтрами в цветной металлургии, Металлургнздат, 1956.
12-8. М. М. Зайцев, Расчет рукавного фильтра, Труды НИИцемент, вып. 3, 1950.
12-9. М. М. Зайцев, Ф. И. М у р а ш к е в п ч, Временные руководящие указания по расчету трубы-распылителя для опытно-промышленных установок, отчет НИИОГАЗ, 1954.
12-10. М. М. Зайцев, Нормали гипрогазоочистки на батарейные циклоны и циклоны НИИГАЗ, «Труды конференции по вопросам золоулавливания, шлако-улавливания, шлакозолоиспользования», Госэиерго-нздат, 1955.
12-11. М. М. Зайцев, Очистка газов в циклонах и групповых циклонах. Сборник материалов по пылеулавливанию в цветной металлургии, Металлург-нздат, 1957.
12-12. Н. Г. Залогнн. С. М. Шухер, Очистка дымовых газов. Госэнергонздат, 1954.
12-13. Н. И. Зверев, Малогабаритный жалюзийный золоуловитель, Известия ВТИ, № 3, 1946.
12-14. Н. И. Зверев, Проектная нормаль жалюзийного золоуловителя ВТИ, 1948.
12-15. И. Е. Идельчик, Принудительная раздача потока с помощью решеток в газоочистных, теплообменных и других аппаратах, Труды НИИОГАЗ, сб. № 1, Госхимиздат. 1957.
12-16. И. Е. Идельчик, Выравнивающее действие системы последовательно установленных решеток, «Теплоэнергетика», № 5, 1956.
12-17. Е. Ф. Кирп и ч е в, А. А. Царьков, Сравнительные испытания различных циклонов на стенде, «Теплоэнергетика», № 10, 1957.	.
12-18. Л. С. Кля ч ко, Метод теоретического определения пропускной способности аппаратов с вращающимся осесимметричным течением жидкости, «Теория и практика обеспыливающей вентиляции», ЛИСТ (Ленинград), Профиздат, 1952.
12-19. П. А. Коузов, Очистка воздуха от пыли, ЛИСТ. 1938. '
12-20. П. А. Коузов. Циклопы ЛИОТ с водяной пленкой, Всесоюзный научно-исследовательский ин-т охраны труда в Ленинграде, 1953.
12-21. В. В. Кучерук, Г. И. Красилов, Новые способы очистки воздуха от пыли, Машгиз, 1950.
12-22. В. В. К у ч е р у к, Очистка от пыли вентиляционных и промышленных выбросов, Стройиздат, 1955.
12-23. Н. Б. Марьямов, Экспериментальное исследование и расчет авиационных радиаторов, Труды ЦАГИ. вып. 367, 1938.
12-24. Н. Б. Марьямов, Расчет трубчато-пластинчатых и трубчато-ребристых радиаторов. Труды ЛИИ, № 18, 1946.
12-25. Е. М. Минский, М. П. К о р ч а ж к и и, К расчету пропускной способности циклонных сепараторов, «Газовая промышленность», № 11, 1956.
12-26. Ф. И. М у р а ш к е в и ч, Эффективность пылеулавливания турбулентным промывателем, Инженерно-физический журнал, АН БССР, т. II, № И, 1959.
12-27. Нормы аэродинамического расчета котельных агрегатов, ЛАашгиз, 1948.
12-28. Очистка воздуха от пыли, инерционные пыле-отделители ИП-20, рабочие чертежи, ЦБСП, Стройиздат, 1948.
12-29. В. Ф. Поликарпов, Испытание пластинчатых калориферов, ЦНИЛОВ, Промстройпроект, 1936.
12-30. Е. Е. Рекк, Сравнительная оценка тканей, применяющихся для очистки воздуха от пыли в вентиляционных фильтрах, «Отопление и вентиляция», № 1, 1933 и № 4, 1934.
12-31. Г. Рнтшель, Г. Г ребер, Руководство по отоплению и вентиляции, т. I и II, Госстройиздат, 1932.
12-32. В. Н. Талиев, Расчет гладкотрубчатых калориферов, «Отопление и вентиляция», № 6. 1940.
12-33. В. Н. Талиев, Аэродинамические характеристики новых конструкций аэрационных фонарей, Госстройиздат, 1955.
12-34. Е. И. Те вер о веки й. Опыт эксплуатации и промышленных испытаний различных золоуловителей и рекомендации по их выбору, «Труды конференции по вопросам золоулавливания, шлакоулав-лпвания и шлакозолоиспользования», Госэнергоиз-дат, 1955.
12-35. Е. Н. • Т е в е р о в с к и й, М. М. Зайцев, Пылеулавливающий, абсорбционный и теплообменный аппарат «ТП» с высокоскоростным потоком газа, Труды НИИОГАЗ, № 1. Госхимиздат, 1957.
12-36. А. Л. Тричлер, Л. Д. Егоров, Металлические калориферы для нагрева воздуха, Стройиздат, 1940.
12-37. В. Н. У ж о в, Санитарная охрана атмосферного воздуха, Медгиз, 1955.
12-38. П. В. У част кин, Исследование эффективности и гидравлического сопротивления элиминаторов, «Отопление и вентиляция», № 6, 1940.
12-39. И. А. Фрухт, Гидравлическое сопротивление фонарей, снабженных ветроотбойными щитками. «Строительная промышленность», № 1. 1958.
12-40. В. И. Ханжонков, Вентиляционные дефлекторы, Стройиздат, 1947.
12-41. В. И. Ханжонков, Аэродинамические характеристики унифицированного дефлектора ЦАГИ для вагонов, «Промышленная аэродинамика», сб. № 10, Оборонгиз, 1958.
12-42. Циклоны НИИОГАЗ, руководящие указания по проектированию, изготовлению, монтажу и эксплуатации, Госхимиздат, 1956.
12-43. Т. Ф. Шахов, Сравнительное изучение различных конструкций решеток жалюзийных (инерционных) пылеуловителей, отчет НИИОГАЗ, 1949,
12-44. И. Т. Э л ь п е р и н, Поворот газов в трубном пучке, «Известия АН БССР», № 3, 1950.

Б
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Брус квадратный, помещенный одиночно в трубе, плоскопараллельное обтекание ~ оо^ 350 -----------------, пространственное обтекание fj— =5^ 354
Вход прямой в трубу (канал) через шайбу или плоскую решетку с закругленными краями отверстий 97 острыми краями от-
верстий = 0	0,015 ' 95
--------------------------Со
краями отверстий 97
срезанными по потоку
утолщенными краями
В
Вентиль «Косва» с полным сечением седла 327
-------суженным на 30% сечением седла 327
—	прямоточный 328
—	«Рей» 329
— стандартный с вертикальными делительными стенками (малые размеры) 327
-------делительными стенками под углом 45° (большие размеры) 327
— штампованный 329
Воздухоподогреватели (рекуператоры) ребристо-зубчатые—см. Рекуператоры 306
-----ребристые чугунные — см. Рекуператоры 306
— — см. Пучки труб ребристые 303
Вход боковой в прямую трубу через первое отверстие 91
— конический без торцовой стенки — см. Коллектор конический 84
----с торцовой стенкой — см. Коллектор конический 85
— плавный, очерченный по дуге круга, без экрана и без торцовой стенки—см. Коллектор плавный 82
---------------- с плоской торцовой стенкой и с экраном— см. Коллектор плавный 83
— прямой в трубу (канал), заделанную заподлицо в стенку под любым углом 82
---------------------------прямым углом 81, 89
----------------между двумя стенками 90
-------------зажатую между тремя стенками 90
-------------расположенную в двугранном углу
(между двумя стенками) 90
---------------- на стенке 90
-------------с острой входной кромкой через сетку 98
----------------постоянным поперечным сечением 81
-------------— утолщенной входной кромкой 98
----—--------через неподвижную жалюзийную решетку: а) входные кромки перьев срезаны вертикально;
б) входные кромки перьев срезаны горизонтально 99
или литые фигурные
отверстий >0,015^ 96
-------------штампованные
решетки 99
— с козырьками с двух сторон трубы (канала) 91
-----козырьком с одной стороны трубы (канала) 91
— — торцовой стенкой с двух смежных сторон трубы (канала) 89
----------------противоположных сторон трубы
(канала) 89
-----------------одной стороны трубы (канала) 89
-----------------трех сторон трубы (канала) 89
— с внезапным сужением (внезапное сужение); вход-
ное сечение в торцовой стенке (д- = 0 ; Re>10*:
а) кромка входа закруглена; б) кромка входа срезана под углом; в) кромка входа тупая 87
----------------------------(~=о) Re<10< 88
-------выдвинуто относительно торцо-b \
2^ >0.5'):а) кромка входа закруглена;
б) кромка входа острая или утолщенная; в) кромка входа срезана под углом 87
-----плавным сужением: а) конфузор криволинейный; б) конфузор прямолинейный — см. Конфузор 85
Входные участки аппаратов с решеткой, насадкой или другим видом сопротивления, помещенный в рабочей камере — см. Входные участки 431
Входы различные в трубы с сеткой на входе 98
----- с экраном 86
Выход боковой через последнее отверстие трубопровода 383
— из диффузора с закругленными краями и оптимальными параметрами на экран 380
-----канала через неподвижную жалюзийную стандартную решетку: а) входные кромки перьев срезаны вертикально; в) входные кромки перьев срезаны горизонтально 396
вой стенки
456
(a,	\
Выход из колена 90° квадратного сечения ^^- = 1.0 с острой кромкой поворота и с суженным или расширенным выходным сечением 390.
-----насадка (сопла) плавно сужающегося 403 ----- отвода 90° 397
-----плавного колена 90° с расширенным вдвое выход-/ Л, \
ным сечением |-т- =2,0 J 392
---------------------------и с 5 тонкими направляющими лопатками 392
----------------суженным или расширенным сечением 391
-----плоского колена 90° (у- =0,25 ) с острой кром-
кой поворота и суженным или расширенным выход ным сечением 390
-----прямого участка с закругленными краями на экран 379
-----прямой трубы (канала) с сеткой на выходе 397
-------------через тумбочку с сеткой 397
----------------шайбу или решетку с закругленными
краями отверстий 395
острыми краями отвер-
стий ^=0-0.015)393
, I
верстий ^^->0,015
утолщенными краями от-
со
срезанными краями от-
верстий 395
----------------штампованные или литые фигурные решетки 397
-----прямолинейного диффузора на экран при 77=
= 1,0 379
-----прямоугольного колена 90'
с острой
кромкой поворота с суженным или расширенным выходным сечением 391
— свободный из кольцевого диффузора 380
—-------осево-радиально-кольцевого (комбинированно-
го) диффузора 382
--------пирамидального диффузора за центробежным вентилятором, работающим на всасывании 383
--------плоского несимметричного диффузора за центробежным вентилятором, работающим на всасывании 382
--------прямой трубы (канала) при несимметричном распределении скоростей 375
------------------- параболическом распределении
скоростей 375
-------------------равномерном распределении скоростей 374
------------------- различном распределении скоростей 374, 375
------------------- распределении скоростей по закону тригонометрической функции 375
----------------------------степенному закону 374
--------прямолинейного диффузора круглого сечения 376
-------------прямоугольного сечения 377
----------плоского диффузора 378
--------радиально-кольцевого диффузора 381
— через штампованную стандартную жалюзийную ре-
шетку при /=0,8 с поворотными перьями при их пол-
ном открытии 397
Выходные участки при различных условиях 397
Вязкость, динамический коэффициент 10, 11, 12, 13, 14, 15. 16
— кинематический коэффициент 10, 11, 12, 13, 14, 15,16-
Д
Дефлектор Григоровича 441
— ЦАГИ квадратный 440
-----круглый 440
-----унифицированный для вагонов, без переходного-патрубка 441
-------------с переходным патрубком 442
— Чеснокова 442
— Шаиар-Этуаль 440
Деформация потока в прямой трубе (канале) при входе в него свободной струи 118
------------------ параболическом законе распределения скоростей I17
------------------ степенном законе распределения
скоростей 117
Диафрагма (отверстие) с закругленными краями в пря
мой трубе 126
-------острыми краями ^7=0-т-0,015'^ в прямой
трубе Re>IO5 123
------------------------Re<106 123
-------------- при перетекании потока из одного объема в другой Re>10s 119
— z--------------------,------------Re<105 120
'^>0,015
-------утолщенными краями
в прямой
трубе 124
-------------- при перетекании потока из одного-объема в другой 121
-----со срезанными по потоку краями (а=40—60°) в прямой трубе 125
-------------•— или с закругленными краями при перетекании потока из одного объема в другой 122
— при больших скоростях (большие числа Маха) 129
Диффузор кольцевой с расширяющимся задним обтекателем в сети 167
----------;-----со свободным выходом — см. Выход свободный из кольцевого диффузора 380
--------сужающимся задним обтекателем 167
— конический в сети 148, 149
-----со свободным выходом — см. Выход свободный из диффузора круглого сечения 376
— короткий с дефлектором 162
--------разделительными стенками 162
--------сопротивлением на выходе (сетка, решетка) 162
, (dp X
— криволинейный I jj-=const I круглого и прямоуголь-
ного сечений в сети 155
----- плоский в сети 155
— осево-радиально-кольцевой в сети 168
— переходной (с круга на прямоугольник или с прямоугольника на круг) в сети 154
— пирамидальный за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании) 165
----------------на всасывании — см. Выход свободный из пирамидального диффузора 383
— плоский в сети 152, 153
-----несимметричный за центробежным вентилятором.
457
работающим на всасывании — см. Выход свободный из плоского несимметричного диффузора 382
Диффузор плоский несимметричный при ai = 10° за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании) 164
-------при ai= —10° за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании) 164
----------ai = 0 за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании) 163
------ симметричный за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании) 163
-----со свободным выходом—см. Выход из прямолинейного плоского диффузора 378
— прямолинейный с выходом на экран — см. Выход из прямолинейного диффузора 379
— прямоугольного сечения в сети 150, 151
-----(квадратного) сечения со свободным выходом — см. Выход свободный из прямолинейного диффузора прямоугольного (квадратного) сечения 377
— радиально-кольцевой в сети 168
— с закругленными краями при выходе на экран — см. Выход из диффузора с закругленными краями 380
— - сопротивлением на выходе (сетка решетки) 162 — ступенчатый круглого сечения с оптимальным углом расширения 156, 157
-----плоский с оптимальным углом расширения 160. 161
---прямоугольного сечения с оптимальным углом расширения 158, 159
-----с оптимальным углом расширения за центробежным вентилятором, работающим в сети (на нагнетании) 166
Диффузоры кольцевые с обтекателем в сети 167
- короткие с направляющими устройствами или сопротивлением на выходе 162
/ \
криволинейные I ^~=const 1 в сети 155
— любой формы, помещенные за длинными участками с неравномерным, но симметричным профилем скоростей 147
-------при a =8—12°. помещенные за отводом или за другой фасонной частью при сходных профилях скоростей 154
Дроссель-клапан в прямоугольной трубе — см. Клапан дроссельный 325
-----цилиндрической трубе — см. Клапан дроссельный 325
Ж
Жалюзи неподвижные на входе в прямой канал: а) входные кромки перьев срезаны вертикально; б) входные кромки перьев срезаны горизонтально— см. Вход в прямой канал через неподвижную жалюзийную решетку 99
----— выходе из прямого .канала: а) входные кромки перьев срезаны вертикально; б) входные кромки перьев срезаны горизонтально — см. Выход из прямого канала через неподвижную жалюзийную решетку 396
----при боковом входе в прямую приточную шахту — см. Шахты приточные прямые с неподвижными жалюзийными решетками 92
---------------приточную шахту с поворотом—см. Шахты приточные с поворотом и с неподвижными жалюзийными решетками 93
---------выходе из прямой вытяжной шахты —см.
Шахты вытяжные прямые с неподвижными жалюзийными решетками 384
Жалюзи неподвижные при боковом выходе из вытяжной шахты с поворотом — см. Шахты вытяжные с поворотом и с неподвижными жалюзийными решетками 385
— поворотные со штампованной решеткой — см. Выход через штампованную стандартную жалюзийную решетку 397
------------в стенке неограниченной площади — см. Решетка жалюзийная 133
Жалюзийный пылеотделитель — см.	Пылеот делитель
инерционный жалюзийный 415, 416
3
Задвижка клинкетиая 329
—	«Лудло» 324
—	паровая с рычажным затвором 329
— простая: а) прямоугольная труба; б) цилиндрическая труба 323
— с затвором и с распорным грибком и выдвинутой трубой 329
---симметричным сужением 324
Задвижки различные 329
Затвор кольцевой в камере 335
---свободный 335
Захлопка 330
Золоуловитель ВТИ — см. Пылеотделитель инерционный жалюзийный 416
К
Калорифер гладкотрубчатый 438
—	из отопительных радиаторов 438
—	пластинчатый 435
—	спирально-ребристый 436
Каналы — см. Трубы
Клапан всасывающий с сеткой 332
— дроссельный: а) в прямоугольной трубе; б) в цилиндрической трубе 325
— конусный с конусообразной опорной поверхностью 334
-------плоской нижней поверхностью 334
- обратный 332
— регулирующий двухседельный 331
—	тарельчатый без нижнего направления 332
---с нижним направлением 333
—	шаровой с шаровой опорной поверхностью 334
Колена гофрированные из оцинкованной жести при
уЛ- =0,7; Z>o=lOO мм: а) колено 6'=45°; б) колено
2б'=2х45°; в) колено 6 = 90°; г) утка 26'=2Х45: -см. Утка; д) утка 26'=2Х90°— см. Утка 214
л	Ro ш
—	сопряженные из оцинкованной жести при ту- = 1,0;
Dn=100 лыс а) обход 46'=4х45°— см. Обход; б) утка (поворот в двух плоскостях) 6+6'=90°+ +45° — см. Утка; в) утка (поворот в двух плоскостях) 26 = 2X90°—см. Утка 213
—	составные из отдельных звеньев при различных 6 198
	— 90° круглого сечения с профилированными направляющими лопатками: а) плавный поворот и нормальное число лопаток; б) то же и сокращенное число лопаток; в) срезанные кромки поворота и нормальное число лопаток; г) то же и сокращенное число лопаток 221
---прямоугольного сечения с тонкими направляющи ми лопатками (ср, =95°) при различных условиях: а) внутренняя кромка поворота острая и нормаль
458
ное число лопаток; б) то же, но сокращенное число лопаток; в) внутренняя кромка поворота срезана; г) расширенное колено с плавными кромками поворота 218
Колено с закругленными кромками на повороте при
0,05< тг <0.5 и 0°<б<?180° 194, 195
-	с острыми кромками на повороте =0^ ПРИ 0<д<180° 190. 191
-	составленное из двух колеи по 90°, лежащих в различных плоскостях. 204
45°, составленное из трех звеньев под углом 22,5° 198
60°. составленное из трех звеньев под углом 30’ 198
--------четырех звеньев под углом 20° 198
- 90° квадратного сечения с острой кромкой поворота
и суженным или расширенным выходным сечением при выходе в большой объем — см. Выход из колена 90° квадратного сечения 390
— нормальное с входным (выходным) участком при перетекании из одного обема в другой — см. Перетекание сложное из одного объема в другой 339
— плавное прямоугольного сечения при
Л F,
=2,0
с
расчетными тонкими направляющими лопатками 220 - —	=0,2^ прямоугольного сечения при j=r =
= 0,5 с расчетными тонкими направляющими лопатками (ф| = 103°) 219
------------------р = 1,0 с расчетными тонкими направляющими лопатками (<pi=IO7°) 219
—	— с расширенным вдвое выходным сечением
/6,	\
=2,0 I и пятью тонкими направляющими лопат-
ками при выходе в большой объем—см. Выход из плавного колена 90° 392
---------или суженным вдвое выходным сечением (-у-=2,0^ при выходе в большой объем — см. Выход из плавного колена 90° 392
—	— ^-=0,2 j--------выходным сечением при
выходе в большой объем — см. Выход из плавного колена 90’ 391
' Qq	\
-----плоское I =0,25 । ссуженным нли расширенным выходным сечением при выходе в большой объем — см. Выход из плоского колена 390
прямоугольного сечения при различных с про-
филированными направляющими лопатками 216
----------------тонкими направляющими ло-
патками (<| 1=495°) 217
------с закругленной внутренней	кромкой	и	с
острой или срезанной внешней кромкой 196
—	со срезанными кромками	197
/а0	\
------(л_=4,0)с суженным	или	расширенным у °о	}
выходным сечением при выходе в большой объем —
см. Выход из прямоугольного колена 391
Колено 90° с закругленными кромками на повороте и с расширенным или суженным выходным сечением (/** \ 192, 193 — — - острыми кромками на повороте, прямоугольного сечения с нишей 190 -----расширенным или суженным выходным сечением 189 -----со срезанным входным (выходным) участком при перетекании из одного объема в другой 339 -----составленное из пяти звеньев под углом 22,5’ 199 -----трех звеньев под углами 60 и 30° 198 ----------углом 45° 201 ----------при =2,4, сварные (со сварными швами) 201 ----------четырех звеньев под углом 30° 200 ----------составное на выходе — см. Насадки приточные — составное колено 90° 387
— 180° короткое при перетекании из одного объема в другой — см. Перетекание сложное из одного объема в другой через различные лабиринты 341 ----- удлиненное при перетекании из одного объема в другой без экрана — см. Перетекание сложное из одного объема в другой 340
-------с экраном на входе или выходе при перетекании из одного объема в другой — см. Перетекание сложное из одного объема в другой 340
— П-образное (180°) с одинаковыми площадями входа (Fx \
н выхода 1^г- = 1,0 1205 ----------расширенным выходным сечением ( р------- \ 0
= 1,4'^207
-------------------(^=2.0)208
— -образное (180°) с одинаковыми площадями входа и выхода (^=1,0,) 210
(Fx_ — — — — расширенным выходным сечением 1 р— = 1,4 J 211
IF	\
-------------------( тг =2,0 1212 о	J
fFx Л ----------суженным выходным сечением 1^~=0,о1
209
— Z-образное, составленное из двух колен по 30° 202 ------------------- 90° 203
Коллектор, вделанный в стенку с неограниченной площадью 130
— конический без торцовой стенки 84
-----с сеткой на входе — см. Входы различные в трубу (канал) с сеткой па входе 98
------- торцовой стенкой 85
— плавный, очерченный по дуге круга, без экрана и без торцовой стенки 82 ------------------- с торцовой стенкой 82 --------------------------------------сеткой па входе — см. Входы различные в трубу (канал) с сеткой на входе 98 ------------------- экраном 86
459
Колпак с прямым участком на входе (выходе) при перетекании из одного объема в другой — см. Перетекание сложное из одного объема в другой через различные лабиринты 341
-----трехсторонним входом (выходом) при перетекании из одного объема в другой — см. Перетекание сложное из одного в другой через различные лабиринты 341
/ d	\
Кольца керамические Рашига -Дё1,2', уложенные V dr>	/
в шахматном порядке — см. Насадки—керамические кольца Рашига 313
-------------трубчаткой — см. Насадки — керамические кольца Рашига 313
Компенсатор волнистый (многоволновой) 338
— лирообразный гладкий 338
-----из волнистой трубы 338
-----с фальцами 338
— сальниковый 338
— П-образный 338
Компенсаторы 338
Конус (с плоскостью основания), помещенный одиночно в трубе. Пространственное обтекание 354
Конфузор криволинейный — см. Вход с плавным сужением 85
— прямолинейный—см. Вход с плавным сужением 85
Короб раздающий (нагнетательный) с переходными участками 275
Кран пробочный: а) прямоугольная труба; б) цилиндрическая труба 326
Крестовина типа ^|б = Лгб = ^б-	а=15°
264, 265
----------a=3Q° 266, 267
----------а = 45’ 268, 269
----------а=60° 270, 271
----------а=90’ 272, 273
Л
Лабиринт гребенчатый формы — см. Лабиринтное уплотнение 337
— с удлиненным зазором — см. Лабиринтное уплотнение 336
Лабиринтное уплотнение гребенчатой формы 337 -----с удлиненным зазором 336
Лабиринты различные: а) короткое колено 180° сложное; б) колпак с трехсторонним входом (выходом); в) колпак с прямым участком — см. Перетекание сложное из одного объема в другой через различные лабиринты 341
М
Материал зернистый — см. Насадка — сыпучий слой сферических (зернистых) тел 310, 311
— кусковой — см. Насадка — беспорядочно загруженный материал 307, 308, 309
— сыпучий—см. Насадка—беспорядочно загруженный материал 307, 308, 309
Н
Насадка, беспорядочно загруженный материал (кусковой слой из тел неправильной формы или колец) при заданном </г и d3; сухая и орошаемая 307, 308, 309
— -керамические кольца Рашига — = 1,2 .уложенные в шахматном порядке; сухая и орошаемая 313
---------------- трубчаткой 313
-----пористая среда связанная (не зернистая) 312
— регенераторная (печная) заборного типа системы Грум-Гржнмайло 316
----- конструкции Сталтпроекта 316
-----Сименса простая 316
--------шахматная 316
— сыпучий слой сферический (зернистых) тел или пористый цементированный слон из зернистого материала (постоянного диаметра) 310, 311
— хордовая нз деревянных реек, уложенная накрест; сухая и орошаемая 314, 315
----------------параллельно; сухая и орошаемая 314, 315
Насадки приточные 387, 388
Насадок приточный конструкции Батурина 388 F
------полусфера с отверстиями  °38-=0,56 387
=3.9 387
----со щелями -?г-=М 387 ‘ о
------составное колено на выходе — см. Колено составное на выходе 387
-----с тонкостенной решеткой на боковом выходе 388
--------тремя диффузорами 387
--------цилиндр с перфорированной поверхностью при
=4,7 387
О
Обход — см. Отвод U-образный 188
Отверстие с закругленными краями в стенке с неогра ничейной площадью 128
---------- при перетекании потока из одного объема в другой — см. Диафрагма 122
-----острыми краями =0-т-0,015^ в стенке с не-
ограниченной площадью 127
------------- при перетекании потока из одного объема в другой, Re>105— см. Диафрагма 119
------------------------------------Re<10s — см.
Диафрагма 120
/ 1 \ -----утолщенными краями 1р~ >0,015)
ограниченной площадью 128
------------- при перетекании потока из одного объема в другой — см. Диафрагма 121
— со срезанными по потоку краями в стенке с неограниченной площадью 128
в стенке с не-
---------------- при перетекании потока из одного объема в другой — см. Диафрагма 122
Отверстия с различными краями в стенке с неограниченной площадью 128
/?„
Отвод парный, /•''•-образной формы, гнутый при 75— иг
и любых д° 188
-----S-образной формы, гнутый с поворотом в двух взаимно-перпендикулярных плоскостях 188
------------(утка),	гнутый 188
— 30°	стандартный	чугунный на	резьбе	187
— 45°	стандартный	чугунный на	резьбе	187
— 9О10 на выходе—см. Выход из отвода 90° 389
-----с концентрическими направляющими лопатками 215
469
Ro
Отвод 90° складчатый прир—=2,5 202
-----стандартный чугунный на резьбе — см. Угольник 187
----------------при =1,364-1,67—см. '* Уголь-
77 и
ник 187
R
---------------------^=2,0 4 2,13—см. Угольник
187
— 180° стандартный чугунный на резьбе 187
Р
— U-образной формы (обход), гнутый при уг’ >0,5 и '-т
любых д°—см. Обход 188
Отводы крутозагнутые при 0,5 < р—<1,5 и 0<й< 180°
182, 183
R,
— парные гнутые при 0.5 и различных о 188
-----^д^-^1.5^ (змеевики)
с любым углом поворота при 50<Re<2-103— см. Трубы и каналы плавно изогнутые 186
Ro
плавные npng^->l,5 и 0<б< 180° 184, 185
— стандартные чугунные на резьбе 187
П
Перетекание сложное из одного объема в другой через колено 90°—см. Колено 90° при перетекании 339 ----------------------различные лабиринты — см.
Лабиринты различные 341
----------------------удлиненное колено 180° — см.
Колено 180° при перетекании 340
Пластинка клинообразная, помещенная одиночно в трубе, плоско-параллельное обтекание 350
— прямоугольная, помещенная одиночно на трубе, пространственное обтекание — см. Тело 335
— с закругленными краями, помещенная одиночно на трубе, плоскопараллельное обтекание 350
Пластинки круглые, помещенные парно в трубе, пространственное обтекание 356
Полушар (без ограничивающей плоскости), помещенный одиночно в трубе, пространственное обтекание: а) вогнутый; б) выпуклый — см. Тела 354
Проем в стенке с неограниченной площадью — см. Отверстие 127, 128
Профили фасонные, помещенные одиночно в трубе, плоскопараллельное обтекание 351
--------одним рядом в трубе, плоскопараллельное обтекание 357
Проход через боковое отверстие сборной или раздающей трубы постоянного сечения 276, 277
Пучки труб ребристые с круглым или квадратным ребрами, коридорные (воздухоподогреватели) — см. Воздухоподогреватели или Экономайзеры 303
Пучок труб каплеобразной формы шахматный 304 -----круглого сечения коридорный 300, 301 ----- шахматный 302
-----овальнообразной формы коридорный 304 -----шахматный 304 -----плавниковых шахматный 304
-----различной формы сечения 304, 305
-----с проволочным оребрением шахматный 305
-----типа «Элеско» шахматный 305
Пылеотделитель инерционный (жалюзийный) ВТИ-см. Золоуловитель 416
--------клиновидный плоскорешетчатый МИОТ 416 --------конический КТИС 415
Р
Рабочая часть открытая аэродинамической трубы 134 Радиатор сотовый с шестигранными или круглыми трубками 432
— трубчато-пластинчатый 434
— трубчато-ребристый 433
Распорки различные, помещенные одиночно в трубе, плоскопараллельное обтекание: а) брус квадратный .	(см); б) пластинка клинообразная (см); в) пластин-
ка с закругленными краями (см); г) распорка профилированная; д) цилиндр круговой с обтекателем (см.) 350
Раструб — см. Коллектор конический 84. 85, 86, 87, 98
Расширение внезапное за длинными плоскими прямыми участками, плоскими диффузорами и пр. с распределением скоростей по степенному закону 114 -----------прямыми участками, диффузорами и пр. с распределением скоростей по степенному закону. Круглое или прямоугольное сечение 113
--------плоскими диффузорами при а>10°, за коленами и пр. с несимметричным распределением скоростей 116
--------участками с параболическим распределением скоростей 116
----плоского канала за решетками, за коленами с направляющими лопатками и пр. с распределением скоростей по закону тригонометрической функции 115
----с равномерным распределением скоростей 112 — потока в прямой трубе (канале) при входе в него
свободной струи — см. Деформация потока 118
------------------- параболическом законе распределения скоростей—см. Деформация потока 117
----------- ------- степенном законе распределения скоростей—см. Деформация потока 117
Рекуператоры — см. Воздухоподогреватель 306
Решетка жалюзийная неподвижная при боковом входе в приточную шахту — см. Шахты приточные прямоугольного сечения, боковые отверстия с жалюзийными решетками 92, 93
-------------выходе из вытяжной шахты — см. Шахты вытяжные прямоугольного сечения, боковые отверстия с жалюзийными решетками 384, 385
----:------входе в прямую трубу (канал); а) входные кромки перьев срезаны вертикально; б) входные кромки перьев срезаны горизонтально — см. Вход в прямую трубу (канал) через жалюзийную решетку 99
-----------выходе из прямой трубы (канала): а) входные кромки перьев срезаны вертикально; б) входные кромки перьев срезаны горизонтально — см. Выход из прямой трубы (канала) через жалюзийную решетку 396
----штампованная стандартная, при 7=0,8, с поворотными перьями в стенке с неограниченной площадью, при полном открытии жалюзи 133
-----------—-------------при боковом выходе из трубы - - см. Выход боковой через штампованную жалюзийную решетку при полном открытии жалюзи 397
— плоская (перфорированный лист или полоски) при
-^-=04-0,015^ Большие
числа Рейнольдса (Re>10s) 289
острых краях отверстий
461
при острых краях отверстий
Решетка плоская (перфорированный лист нли полоски) =0-4-0,015^ . Малые числа Рейнольдса (Re<10s) 290 --------------------------- на входе в трубу (канал) — см. Вход прямой в трубу через плоскую решетку с острыми краями отверстий 95 ---------------------------— выходе из трубы (канала) —см. Выход из прямой трубы через шайбу или плоскую решетку с острыми краями отверстий 393
— с закругленными краями отверстий 294 на входе в трубу (канал) — см. Вход прямой в трубу через шайбу или плоскую решетку с закругленными краями отверстий 97
----------------выходе из трубы (канала)—см. Выход из прямой трубы через шайбу или плоскую решетку с закругленными краями отверстий 395
— со срезанными по потоку краями отверстий нли из уголков, поставленных вершинами к потоку 291
-----—---------- — на входе в трубу (канал) — см. Вход прямой в трубу через решетку со срезанными по потоку краями отверстий 97
-----------—---------выходе из прямой трубы (канала) — см. Выход из трубы через решетку со срезанными по потоку краями отверстий 395
— стержневая под углом ао=О° 298
U,
-----------«и>0 при ~ > 0,5 299
— утолщенная на входе в трубу (канал)—см. Вход прямой в трубу через утолщенную решетку 96 -------выходе из трубы (канала) — см. Выход из прямой трубы через утолщенную решетку 394
- — (перфорированная плита или из реек) 292, 293
Решетки с острыми кромками входа в отверстия в стенке любой толщины при больших скоростях потока (Большие числа Маха) 296 - со срезанными по потоку или закругленными краями отверстий при больших скоростях потока (большие числа Маха) 297
— штампованные или литые при входе в прямой канал— см. Вход в прямой канал через штампованную нли литую решетку 99
-----------— выходе из прямого канала — см. Выход из прямого канала через штампованную или литую решетку 397
Рукава армированные резиновые, коэффициент сопротивления трения 67 гладкие армированные резиновые, коэффициент сопротивления трения 69
-----резиновые, коэффициент сопротивления трения 67 С
Сетка из круглой металлической проволоки 295 -------------на входе в прямую трубу с острой входной кромкой — см. Вход в трубу через сетку 98
--------- ------выходе из трубы — см. Выход из прямой трубы с сеткой на выходе 397
-----	— при плавном входе в трубу - см. Вход плавный в трубу через сетку 98
-----шелковых ниток 295
Сетки: а) круглая металлическая проволока: б) шелковые нитки 295
Скруббер Вентури (труба-распылитель) 417
ВТИ центробежный 418
— с деревянной насадкой 417
Сопло — см. Насадок плавно сужающийся 397
Створка вытяжная, одинарная, верхнеподвесная 131 двойная, обе створки на верхнем подвесе 132 -----на верхнем и нижнем подвесе 133
Створка одинарная среднеподвесная 132 приточная, одинарная, верхнеподвесная 131
Ствол армированный распорками (расстрелами) попе рек сечения и вдоль канала  см. Труба 358
Струя свободная круглого сечения 398
— — плоскопараллельная 399
Сужение внезапное на входе — см. Выход с внезапны-сужением, Re<10’ 88
-----------входное	сечение в торцовой стенм ( b \
( р— =0 J.Re>104 — см. Вход с внезапным сужением 87
---------------- выдвинуто относительно торцовой стенки >0,5^. Re>10* — см. Вход с внезапны-: сужением 87 плавное — см. Конфузор: а) криволинейный; б) пря мол инейный 85
Тарелка решетчатая или дырчатая сухая — см. Решет ки 289—294, 296—299
— сетчатая сухая — см Сетки 295
Тела различной формы, помещенные одиночно в трубе, пространственное обтекание 354
Теплообменники различные: а) двухходовой с попереч-но-омываемым пучком труб (поворот на 180°). б) кожухотрубный при продольном омывании труб; в) кожухотрубный при протекании потока по тру бам; со смешанным омыванием труб 439
-----см. Пучки труб, воздухоподогреватели или рекуператоры 303—306
Ткань фильтруюшая-бязь суровая 424
----- -льняная, «редкий двуносик» 427
------миткаль, молескин и хлопчатобумажная бай ка 428
— — -саржа полушерстяная 423
------хлопчатобумажная 426
------шерстяная байка 425
--------шерстянка «Мельстроя» 422
Трение, Коэффициент сопротивления водопроводной стальной или чугунной трубы — см. Труба водопроводная 66
--------сварной трубы — см. Труба сварная со стыками 65
-------- трубы из прорезиненного материала—см. Труба из прорезиненного материала 70
--------—при ламинарном режиме, Re<2 000 — см. Труба (канал) при ламинарном режиме 58
-----------с гладкими стенками — см. Труба (канал) с гладкими стенками 59
-------------неравномерной шероховатостью стенок— см. Труба (канал) с неравномерной шероховатостью стенок 62, 63
-------------равномерно зернистой шероховатостью стенок —см. Труба (канал) с равномерно зернистой шероховатостью стенок 60, 61
-----------шероховатыми стенками при режиме квадратичного чакона сопротивления см. Труба (канал) с шероховатыми стенками при режиме квадратичного закона сопротивления 64
--------фанерной трубы — см. Труба фанерная 71
Тройник вытяжной типа 7'6	Fп > F\\ F„ = Fс;
а=30°. боковое ответвление 233
----------------проход 234
---------а=45°, боковое ответвление 235
---------------- проход 236
-------------<1 = 60°, боковое ответвление 237
-----— —--------проход 238
-------------d=90 239
--------F6-+F„ = Fe-, а-15° 240
!62
Тройник вытяжной типа£0-f-/’n Fc; а=30° 241
----------a = 45° 242
------------a=6(F	243
----------a=90° 244
----------круглого сечения с плавным боковым отво-\
ту—=2,0 ,а=П+15, боковое ответвление 249
иб /
--------------------------------- проход 250 (г
~г~ ~ °б
= l,oj, а=90~, боков» ответвление 251
------------------------- проход 252
— Fr> -f- Fu >Fc; Fl(- Fc, стандартный из ков-
кого чугуна на резьбе.«=90° 248
----------— улучшенной формы, а=45° 245
_ _-----------—'— а=60 246
-------------------а=90‘247
— приточный типа а=90 Ьковое ответвление 253
-------/•'(-, + Fn Fc, «=*4-90°, боковое ответвление 254 - -и
=0—90°, проход 255
—------пРям‘гольного сечения плав-
ный = 1,0^,а = 90‘, бок<ое ответвление 259
—'----------------проза 260
-------Г\-, + Л, > Лэ Л| = Л стандартный из ковкого чугуна на резьбе. «=90258
------------а=45°, улучшен»,! формы, боковое ответвление 256
— «=60’ и 90” улученной формы, боковое ответвление 257
- симметричный (равносторонний, а=90° 262
Тройники вытяжные типа F6-\-F^\t Fn Fc, сим-fR0 метричные с плавными отводамиа проходах (р ~
=2,0),а=9О: а) кромка боковогс1ТПетвлепия слегка закруглена = 0,Q; б) бокое ответвление плавное р = 2,0 ) 261
симметричные плавные («ласточкин воет») а=90° 263
— штанообразные типа Fc = Fl6 + Fs6 2F6 274
Труба водопроводная стальная или чугуая с уЧетом увеличения ее сопротивления в проце, эксплуатации, коэффициент сопротивления трен 66
— из прорезиненного материала типа б|еЧ1а1 коэффициент сопротивления трения 70
— (канал), коэффициент сопротивления >ения при ламинарном режиме Re<2 000 58
с гладкими стенками, коэффициент ссг)Т,ивлення трения Re>2 000 59
--------- неравномерной шероховатостью сте; (технические трубы), коэффициент сопротивлен трения Re>2 000 62. 63
Груба (канал) с равномернозернистой шероховатостью стенок, коэффициент сопротивления трепня . Re>2 000 60, 61
--------шероховатыми стенками, коэффициент сопротивления трения при режиме квадратичного закона сопротивления 64
-----распылитель см. Скруббер Вентури 417
сварная со стыками, коэффициент сопротивления трения 65
— (ствол) армированная различными распорками (расстрелами) поперек сечения и вдоль канала 358
— фанерная (березовая с продольными волокнами), коэффициент сопротивления трения при турбулентном режиме 71
Трубы и каналы плавно изогнутые
внчки) с любым углом поворота 6, 50<Re<2.10* 186
Тумбочки — см. Выход из прямой трубы (канала) через тумбочку 397
У
Угольник стандартный чугунный на резьбе — см. Отвод 90° 187
Удельный вес 9, 10
Д)
Утка S-образной формы при р’ >0,5 и любых 6'
— см. Отводы парные 188
см. Колена гофрированные из оцинкованной жести 214
—---------см. Колена сопряженные из оцинкованной
жести 215
Участки входные аппаратов с решеткой, насадкой -см. Входные участки аппаратов 431
— выходные при различных условиях —см. Выходные участки при различных условиях 397
Участок переходной — см. Диффузор переходной 154
-------см. Конфузор: а) криволинейный; б) прямолинейный 85
Ф
Ферма трубчатая квадратная, помещенная в трубе, плоскопараллельное обтекание 360
— — треугольная, помещенная в трубе, плоскопараллельное обтекание 359
Фильтр кассетный из гофрированных сеток с влажным заполнителем конструкции Рекк 420
----пористый с влажным заполнителем 421
— матерчатый встряхиваемей типа ДИЗ с различными типами тканей 429
— рукавный всасывающий типа МФУ с различными типами тканей 429
— шпагатный клиновидный встряхиваемый двухступенчатый типа МИОТ 419
----------одноступенчатый типа МИОТ 420
Фильтры тканевые — см. Ткань 422—428
Фонари аэрационные различных типов 444, 445
Фонарь аэрационный прямоугольный с панелями 445
Ц
Циклон ЛИОТ без раскручивающей улитки 412
---- обычный 412
---- с водяной пленкой 413
----укороченный с раскручивающей улиткой 412
НИИОГАЗ ЦН-11 414
----ЦН-15 414
----ЦН-15у 414
—	ЦН-24 414
— простой конический 412
— с отводом пыли 413
463
Циклон СИОТ конический 412
Циклоны батарейные БЦ 415
— групповые 413
Цилиндр круговой гладкий, помещенный одиночно в трубе и продуваемый параллельно образующей, пространственное обтекание — см. Тела 354
-------------------------перпендикулярно к образую-
щей, пространственное обтекание — см. Тела
-------- — -------- плоскопараллельное обтекание 349
-----с обтекателем гладкий, помещенный одиночно в трубе, плоскопараллельное обтекание — см. Распорки 350
— эллиптический гладкий, помещенный одиночно в трубе, пространственное обтекание 353
Цилиндры парные круговые, помещенные в трубе, плоскопараллельное обтекание 356
Ш
Шайба — см. Вход в прямую трубу через шайбу или решетку 95—97
-----см. Выход из прямой трубы через шайбу или решетку 393—395
-----см. Диафрагма 119—126
— помещенная одиночно в трубе, пространственное обтекание 355
Шар, помещенный одиночно в трубе, пространственное обтекание 352
Шахта вытяжная прямая круглого сечения с диффузором и с зонтом 386
----------------зонтом 386
----------------*• — и рассечкой 386
---------------- плоским экраном 386
Шахта вытяжная прямая круглого сечения с рассечкой 386
--------прямоугольного сечения; боковые отверстия с неподвижными жалюзийными решетками и без них 384
-----с поворотом прямоугольного сечения; боковое отверстие с неподвижными жалюзийными решетками и без них 385
— приточная прямая квадратного сечения с зонтом при утолщенной входной кромке 94
--------круглого сечения с диффузором и с зонтом 94
----------------зонтом при острой входной кромке 94
-------------------и с рассечкой 94
----------------плоским экраном 94
-----.---------- рассечкой 94
--------прямоугольного сечения; боковые отверстия с неподвижными жалюзийными решетками и без них 92
-----с поворотом прямоугольного сечения; боковые отверстия с неподвижными жалюзийными решетками и без них 93
Шахты вытяжные прямые круглого сечения 386
— приточные прямые круглого сечения 94
Шероховатость 54, 55, 56
Э
Экономайзер — см. Пучок труб ребристых 303
Электрофильтры промышленные 430
Элиминаторы 443
Эллипсоид, помещенный одиночно в трубе, пространственное обтекание 355
ОПЕЧАТКИ
Страница	Колонка, строка. формула, таблица	Напечатало		Должно быть
8	Левая, 15 сверху			?м
7 и далее		7 в кг 1м*		7 в кГ/мг
23	Ф-ла (1-46)	|/2Й^ИСТ		?/2й^ист
		*	/ Л V		
31	Правая, 9 снизу	0°С;		°C;
53	Левая, 21 сверху	Re <9,2-10’0,		Re >9.2-10’0,
63	Заголовок	Re = 2 000		Re > 2 000
98	Правая, 11 снизу	где С определяется.. .		где ?' определяется ...
108	Правая, 15 снизу	... диаграмме 4-18.		... диаграмме 4-12.
132	Диаграмма 4-23 (таблица, второй столбец)	С =69		? = 59
134	Левая, 4 сверху	D =-^-		п = 2а«6» . г аи+ Ь„'
182	Табл. 6-3			
		Я. ог	0,5— 1,0 1,0	0,5- 1,0 >1,0 L,r
183	6 снизу	... на диаграмме 2-4		...на диаграмме 2-2
184	Табл. 6-6, седьмой столбец		-|- Д=-10’	1 + Д5-10-
184	3 снизу	... на диаграмме 2-4;		... на диаграмме 2-2;
Страница	Колонка, строка, формула, таблица	Напечатано	Должно быть
190	Табл. 6-11	4-10*	>4-104
192	3 сверху	? = ... = в,сл'	S—...=
192	12 сверху		< = .,. = Лд%>’1сЛ'
194	6 снизу	... на диаграмме 2-4	... на диаграмме 2-2
262	7 снизу	Д".б 16 fwj? "2?	" Нб 2g
262	Правая, 2 снизу	нового чугуна;	ковкого чугуна;
274	10 сверху	... по диаграмме 7-21.	...по диаграмме 7-23.
280	Рис. 8-2,6	0 5, «а	ъ 1 Go СО О
281	Ф-ла (8-15)	7ж / <2Ж \7 ...4-2.3^ -Л) ... •о \ *сл у	... + 2.3^/-^-Y/a... (в ‘сл >
283	Правая, 12 снизу	0.2	0.2
		/ •’>1- d„ \ г2 V ) Re 4	’	X я> । । 5- » X м 1ч
287	Правая, 2 сверху	вычислять по формуле (8-32)	вычислять с учетом формулы (8-32)
288	20 снизу, четвертая колонка	То же	Кузнецов и Щербаков |Л. 8-30], Щербаков и Жирнов [Л. 8-58]
301	5 снизу	/		 ^пых 'ср	2	.		 ^вх ‘пых 'ср	2
305	3 снизу	,		 ^пх 7ых	/	_ ^вх 4" 7ых
		ср	2	со	2
ПРОДОЛ ж ЕНИ Е
Страниц!)	Колонка.строка, формула, таблица	Напечатано	Должно быть			
306	Вторая колонка, 9 снизу	5 =... Re°-a + ...	5 = ... Re-0,22 -|- ,..			
312	Табл. 8-9, вторая колонка, 3, И и 16 сверху	0,0000130 0.0000680 0,0001270	0,000130 0,0000068	* 0,0000127			
316	2 сверху	„	ДН Тср^) ср 2g	А// 5 = 	о	 Тернер 2g			
316	2 сверху	0,114 ? =	/. + Д5,	1,14 ; = ^Тг '•+ д:'			
319	Правая, 12 сверху	или 1 - (у)	< \ го/крпт ДД	. <-=-<о, Pi	или 1	_ Pi > 7'ч крпт Д/7 > — >0.1 Pt		
319	Ф-ла (9-12)	1	1			
		/	ДД\» • ('-»« л)	"с ж -	ЬН\1'		
329	Третья колонка. 1 снизу	5 = 0,10				
			О. ^суж »	1.2 0.3	1.4 0,7	1.8 2.2
333	5 снизу	1,73 1 »./	в - —			
355	8 и 10 сверху	t/d„ = ’/, и t/dv = «/,	d„/t = i/, и rfM/Z=V.			
370	Табл. 11-!. колонка четвертая	Д,.	в,.			
382	Таблица и график к диаграмме 11-10	а				
Зак. K5S
Страница	Колонка, строка, формула, таблица	Напечатано	Должно быть
387	Третья колонка, 3 сверху	5 = 1.0	5=11
388	Таблица диаграммы 11-18, 1 сверху	Г.	— П f	' ОТВ '* л.
390	12 снизу	-Ч&)>	...х-г- (£У °i \bJ
391	2 сверху		\ /
398	17 и 16 снизу	«а	в,
399	17 и 16 снизу	л,	/1.
430	5 сверху	/ Г \ г ’вых ’ 1 1	F 1 \	Гк /	; =«Л-—lx \ к /
431	3 сверху	*	’о.отв е о Ч" • • •	’ = *О.ОТВ + ^0 + •..
432	2 сверху	•••(/\) + ’уд + ДЧ	+;уд +д:г
439	Третья колонка, 15 снизу	/	f2\ 5 = ...+ \ л । /	ц? 1<* + 11
439	Третья колонка, 6 снизу	... на диаграммах 8-1—8-2. взятый	... на диаграммах 8-11-8-12, взятый