0,98

o.ge d,gu

0,97 0.9

it Ь 6 li / w*

0,91 0,96 0,95

Рис. 64. Сравнение расчетных и эксперимешалпных зависимос-тейкадффициента расхода жидкости из оросителя (сирииклера

/ - расчетная кривая для ламинарного пограничного слоя; г - то же, для турбулентного пограничного слоя; J - то же. для частично-ламинарного и частично турбулентного слоя (/г=3); 4 - экспериментальные данные для оросителя, имеющего гладкую поверхность проточной масти (чистота обработки 6-й -8-й классы по ГОСТ 2789-73); 5 - расчетная кривая для ламинарного пограничного слоя (л=6); 5 - экспериментальные данные для оросителя с шероховатой поверхностью проточной части (чистота обработки 4-й класс по ГОСТ 2789-73); 7 - расчетная крипая для ламинарного пограничного слоя (/г=1,7)

Рис. 65. Зависимость коэффициента расхода жидкости ог чистоты обработки внутренней поверхности насадка

/ - иасадок D„=25 мм. л=4, внутренняя поверхность чистовой обработке не подвергалась; 2 - тот же насадок с чистовой обработкой внутренней но-верхиостн (профили шероховатости показаны иа рис. 66)

v*vлr-,Д Vl•----

Рис. 66. Профиль 1нероховатос-тн внутренней поверхности насадка

а - без чистовой обработки; б - при тщательной механической обработке внутренней новерхиости

всрхности, радиус сопряжения выходпоп (цилиндрической) части с конической, а также профиль конической части насадка. Зависимость коэффициента расхода жидкости от степени чистоты обработки внутренней поверхности насадка показана иа рис. 65 и 66. Улучшая чистоту внутренней поверхности насадка, можно увеличить коэффициент расхода жидкости с 0,95 до 0,98. Влияние шероховатости на характер течения в насадках описывают темп же законами, что и нри обтекании плоской пластины (с нулевым углом атаки). Допустимую величину шероховатости (предельное значение для гидрав-

2 3 : 5б181ю re

Рис. 67. Зависимость величины HiepoxoiiaTOCin для 1Т1драпли-чески гладкой новерхиости от числа Рейиольдса

/-насадок Д„ = 12.7; 2-25,4; 5-38,1 мм

Рис. 68. Зависимость коэффициента расхода жидкости нз па-садка (Dn = 25; п = 4) с различными профилями от числа Рейиольдса

; -плавный; 2 - скругленный; J - без скруглсния сопряжения конической и цилиндрической частей иасадка

лпчески гладкой поверхности) в этом случае определяют по формуле

/Ca = 100v/y„=100D„/Rc. (55)

Гра(1)11К это11 зависимости (рпс. 07) показывает, что шероховатость впутрспией поверхности (около 0,005 мм) не влияет на процесс истечения прн числах Рейиольдса, превышающих значения Re, полученные пересечением кривых с прямой /<а0,005 мм (пунктирная лппня на рис. 67).

Профиль наса.чка в конце суживающегося участка оказывает решающее влияние па характер течения в цилиндрическом участке насадка, где потери составляют большую часть. Скруглепие кривизны участка, расположенного перед цилиндрической частью насадка, способствует увеличению коэффициента расхода жидкости примерно на 0,5 %• Дальпейпше полирование или доводка угла пе дали никакого эффекта. Зависимость коэффициента расхода жидкости пз насадков, имеющих различный профиль скругления, от числа Рейиольдса показана па рис. 68. Зависимость коэффициента расхода жидкости из насадка от радиуса кривизны этого участка при Re=3-10 показана на рис. 69.

Зависимость коэффицисита расхода жидкости от длины цилиндрической части насадка (рпс. 70) показывает, что уменьшение длины цилиндрической части на-

100 700 750 300 350 мм

ею" 110

Рис. 69. Зависимость коэффициента расхода жидкости из иасадка от радиуса кривизны участка перед цилиндрической часгыо (при Re=3 105)

Рнс. 70. Зависимость коэффициента расхода от д.Шны цилиндрической части насадка

/ - длима цилиндрической части 27 мм = 1,060,,: 2 - то же, 16 мм-0,8/?„: 3 - то же, 18 мм = 0,7£»„

салка приводит к увеличению коэффициента расхода жидкости. Это положенпе еще раз подтверждает тот факт, что в нервом случае в насадке сохраняется почти полностью лампнарный пограничный слой в диапазоне Rc3-10, тогда как во втором случае переход ламинарного режима в турбулентный начинается уже при Re=!,5-10\ Таким образом, сокращение цилиндрической части насадка приводит к увеличению коэффициента расхо.аа жидкости в том случае, если по1раничный слой иа стенке будет полностью ламинарным или ио.ч-ностью турбулентным.

Потери напора в направляющей ствола

Принимая во внимание, что угол раскрытия направляющей ствола достаточно мал (примерно 1,30°), потерю напора в направ.чяющен ствола определяют но фо[)-муле

5 X(rfjr/D)K/(2,?)], (56)

Где 7. - коэфф1П1иснт трения но длине наиравляюнюй ствола.

Замечая, что uD~viDi - V2D2=VnD,i, а D - D2+ +2xtgB, и используя формулу Блазиуса для определе-

Рис. 71. Зависимость коэффициента расхода от диаметра насадка ствола (ири Re=3!0)

/ - кажуН1ийся коэффициент p„:

2 - истинный коэффициент ((„о;

3 - нстинный коэффициент расхода Но для насадка с направляющей ствола; /-кажущийся коэф-)ицнент д для насадка с иапрап-ляющен ствола

ЗВ Up,мм

ПИЯ л, уравнение (56) .можно привести к следуюнгему виду;

p6 = ;.„[yy(2g)](Z./D2)(d„/D2)(4/15) [0/( 1-0) ](1 --Ov), (,57)

где Х„ = 0,3161/(u„D„/v).23 - коэффициент трения но длине.

Из уравнения (57) получим формулу для онре.тсле-пия коэффициента потерь в нанрав.1я10Н1сп ствола:

?р» = (4/15)л„ {im (Т>„тмо/(1 -о) 1 (1 -о5),

(,58)

где e = DilD,.

Экснерп.мснтальные исследования показывают, что потери напора в направляющей ствола невелики и кривые зависимости коэффициента расхода насадка почти подобны и параллельны кривым коэффициента расхода насадка с направляющей ствола. При Rel,5-10 коэффициент расхода ие зависит от числа Реннольдса и остается постоянным. Зависимость коэффициента расхода от диаметра насадка ствола при Re=3-10 показана на рис. 71, Следует отметить весьма удовлетвори-тельиое согласие расчетных данных по формулам (48), (50) и (58) с экспериментальными. Член («2-1 )/«2/2- (а,-l)mi/2 в уравнении (50) мал по сравнению с Членом (рпо-р.о), поэтому различные направляющие стволов, присоединенные к одному и тому же насадку, Имеют приблизительно одинаковые потери напора. Исключение составляют направляющие со спрямляющим аппаратом.

0,48 0,97 0,96 0,95

Потери напора в спряМляющих лопатках

Полное сопротивление поверхностного трения спрямляющих лопаток, расположе1Н1ых внутри направляющей ствола, определяют по формуле

l-==2zciblpv-„,/(2g), (59)

где Z, Ь к / - число, ширина и длина спрямляющих лонаток; с, - коэффициент поверхностного трения; р - плотность воды; - средняя скорость воды между спрямляющими лопатками; g - ускорение свободного падения.

Коэффиниснт поверхностного трепня в снрямляюпиьх лопатках определяют из следующих cooTHoniennii: для полностью ламинарного пограничного слоя Cf= 1,328/(y/v) для полиостью турбулентного пограничного слоя

Cf=0,074/(y„ v).2; для частично лампиа)Ного и частично турбулентного пограничного слоя

Cf = 0,074/(y„ v).2-Ao/(y„ v),

где Ло-постоянная, определяющая положение точки перехода ламинарного пограничного слоя в турбулентный.

Коэффициент гидравлического сопротивления в спрямляющих лопатках находят в результате преобразования уравнения (59): •

U = 2Cf2[6 (nD2j4)(D„/D,„)], где D„ и D -диаметр иасадка н спрямляюн;нх лопаток ствола.

Экспериментальные данные показывают, что кажущийся коэффициент расхода жидкости нз насадка ствола с направляющей или лопатками зависит от характера распределения скоростей в подводящем к стволу трубопроводе. Зависимость кажущегося коэффициента расхода жидкости из насадка с направляющей пожар1ЮГО ствола от распределения скоростей в подводящем трубопроводе представлена иа рнс. - - 72. Значения коэффициента 3 5 67810 расхода жидкости в данном случае определяли раздельно при подсоединении ствола к рукаву, стальному трубопроводу и баку. Для насадка 2 (см, рис. 72) на основа-нни уравнения (50) можно получить Дци-ц-цо«»

ею"8

Рис. 72. Зависимость кажущегося коэффициента расходе для насадка с направляющей ствола от числа Peft> иольдса

Таблица 18. Значения s и /4 при ц-=1

= 0,00348 (а,-1), /п2, = 0,00696, т.е. Дц=0, а это означает, что кажущийся и истинный коэффициенты расхода жидкости равны. Коэффициент кинетической энергии а определяют, если известно распределение скоростей в поперечном сечении трубопровода. На большом расстоянии от входа прямолинейного трубопровода эта величина (для турбулентного течения) будет

а=Ц-2,7Л. (60)

где \ - коэффициент треиия подводящего трубопровода.

В случае присоединения пожарного ствола к сталь-пому трубопроводу уравнения (50) и (60) дают следующее выражение:

=1-Но = 2,7Хт2,/2 = 0,03375/п2,.

Расход воды из насадков пожарных стволов.

Для реп1еппя ряда практических задач подачи воды (прн 10") через пожарные стволы пользуются формулой Я=97(ц2Я„2г).

Обозначив

l/(n2/\2g)=s,

получаем

Расход воды из насадка представляют в виде:

q-AqYTi (при Re>,10»),

гда - юаффнцнант провмоднтмкяооп niauii. рамн! \\Г, /!f; Ч - Rinop у HieiAKi,

Для приближенных вычислений в табл. 18 приведены значения сопротивлений $ и коэффициентов А, для q (л/с) и цши