Содержание к диссертации
Введение
. Течение влагою пара на поворотах подгодящх и перепускных патрубков турбин (обзор литературы и постановка задачи дальнейших исследований) 12
1.1. Особенности течения на повороте трубопроводов 12
1.2. Сопротивление капель влаги в паровом потоке и трансформация их при дроблении и коагуляции 26
1.3. Инерционное и диффузионное осаждение дискретной фазы в поворотных каналах 45
1.4. Анализ результатов теоретических и экспериментальных работ и постановка задачи дальнейших исследований 53
Экспериментальные стенды и измерительная аппаратура 57
1. Моделирование течения в подводящих и перепускных патрубках паровых турбин 57
2. Стенд для исследования сепарации влаги в подводящих патрубках турбин при повороте потока на 90 63
3. Стенд для исследования сепарации влаги в подводящих патрубках турбин при повороте потока на 360 74
П.4. Датчики и измерительные схемы для исследования течения жидких пленок 79
П.5. Стенд для исследования дробления влаги 91 П.6. Методика обработки результатов эксперимента 95
III. Экспершентальюе исследование особенностей течения в поворотных каналах, образования и течения щких пленок . Ю5
Ш.І. Распределение давления по стенкшл поворотного канала и потери давления
Ш.2. Дробление влаги в патрубках турбин 122
Ш.З. Течение жидкой пленки в поворотном канале , 131
IV. Исследование сепарации влаги в криволинейных каналах при изменении начальных параметров и скорости движения 142
1. Шбор математической модели и описание алго
ритма расчета коэффициента сепарации 142
2. Экспериментальное и расчетное определение влияния начальных параметров на сепарацию влаги на поворотах патрубков при поворотах потока на 90, 180, и 360 160
З. Сепарация влаги в поворотных каналах с направляющими лопатками при повороте потока на 90 190
Литература
- Особенности течения на повороте трубопроводов
- Инерционное и диффузионное осаждение дискретной фазы в поворотных каналах
- Моделирование течения в подводящих и перепускных патрубках паровых турбин
- Распределение давления по стенкшл поворотного канала и потери давления
Введение к работе
Одной из ведущих отраслей, определяющих развитие народного хозяйства СССР является теплоэнергетика . Для современного энергетического машиностроения характерно создание агрегатов большой единичной мощности, поэтому рост теплоэнергетики в будущем будет обеспечиваться вводом в действие на тепловых и атомных электростанциях блоков мощностью 800, 1000, 1200, 1600 и 2000 Шт. Это обостряет проблему обеспечения их надежности.
На большинстве АЭС, ускоренному развитию которых придается первостепенное значение, как правило, уже первые ступени ЩЦ работают при параметрах пара ниже линии насыщения.
Поэтому мероприятия, направленные на повышение экономичности и надежности паровых турбин, в частности, совершенствование системы влагоудаления, должны опираться на дальнейшие исследования газо-термодинамики двухфазных сред.
В Ленинградском ордена Ленина Политехническом институте (ЛПИ), на кафедре турбиностроения, с 1962 года проводятся исследования по изучению влияния влажности на экономичность и надежность ступеней паровых турбин, по разработке эффективных систем периферийного, внутриканального, сепарационно-испарительного, испарительного с дроблением способов влагоудаления на основе изучения инерционного и диффузионного осаждения полидисперсных аэрозолей на ограничивающие поверхности проточной части. Настоящая работа является составной частью этих исследований. Целью ее является разработка рекомендаций по расчету и конструированию надежных влагоулавливающих устройств, устанавливаемых в подводящих и перепускных патрубках турбин в местах поворотов потока, а также выявление особенностей движения, и осаждения влаги в криволинейных каналах, в особенности при повышенном давлении рабочего тела.
Известно, насколько опасен заброс воды из парогенератора в турбину. Причинами его могут быть загрязнение питательной воды, перегрузка, большая концентрация растворенных в воде частиц f 90 ] .
Попадание воды в подводящие паропроводы, а затем и в проточную часть турбины, работающей на перегретом паре, приводит к следующим явлениям [39 ] .
а) вследствие испарения воды возрастает давление в ЦВД турбины, что приводит к резкому увеличению нагрузки на упорный подшипник, и может даже произойти его разрушение. Возможно также нарушение плотности стыка крышек клапанов и горизонтального стыка цилиндра ;
б) сильно снижаются изоэнтропийные перепады на ступени, при этом в ступенях ЦВД возрастает отношение /CD что , при неизменном расходе пара, влечет за собой возрастание степени реактивности, в особенности в ступенях активного типа ;
в) при попадании в турбину большого количества воды возможнообразование вращающихся водяных колец, что, кроме дополнительной нагрузки на корпус и потери энергии на трение, влечет за собой сильное повышение степени реактивности из-за уменьшения живых сечений рабочих лопаток. Увеличение степени реактивности тем больше, чем меньше высота лопатки, таким образом это явление наиболее опасно для ЦВД .
Все указанные явления вызывают увеличение осевого усилия [ 39J. Забросы воды в турбину возможны и в блоках АЭС. Здесь влажность пара на входе в турбину в значительной степени зависит от уровня воды перед сепараторами. Граница раздела между пароводяной смесью нестабильна и при повышении ее уровня пароводяная смесь приближается ко входу в жалюзийный сепаратор. Наиболее опасный случай - "залив" сепарационных пакетов и снижение эффективности влагоудаления в них. При этом может произойти заброс влаги в трубопровод и на вход в ЦВД турбоустановки [ 90 ] . Кроме того, следует учитывать, что в длинных трубопроводах от парогенераторов до турбины происходит процесс осаждения частиц влаги и образование жидких пленок. Перед ЦВД турбины на отдельных участках может происходить накопление воды, заброс которой в проточную часть турбины может приводить к снижению надежности лопаточного аппарата [ 90 J .
В турбинах для АЭС, работающих на насыщенном или слабоперегретом паре, попадание воды в турбину приводит к таким же последствиям, что и в турбинах перегретого пара, но процессы протекают с меньшей интенсивностью , что обусловлено меньшей разностью температур воды и поверхностей проточной части турбины. Однако по мере повышения начальных параметров пара и введения перегрева пара последствия забросов воды в турбины АЭС будут столь же опасными, как в настоящее время в турбинах для ТЭС.
Таким образом, задача о сепарации влаги в патрубках турбин в современном энергетическом машиностроении стала одной из актуальных.
Диссертационная работа состоит из четырех глав.
Первая глава содержит обзор советской и зарубежной научно-технической литературы, анализ которой позволил сформулировать дальнейшую задачу исследований .
Во второй главе приводятся характеристики экспериментального оборудования, применяемого в процессе работы над диссертацией . Опыты ставились на статических стендах для изучения сепарации влаги в подводящих патрубках турбин и на стенде для изучения дробления влаги при ее срыве. Стенды разработаны автором диссертации. Приведено также описание методов и измерительной аппаратуры для исследования образования и течения жидких пленок. Рассмотрены вопросы моделирования течения двухфазной среды в поворотных каналах.
В третьей главе приводятся результаты экспериментальных исследований сопротивления поворотов трубопровода и распределения давления на стенках канала в пределах участка поворота. Рассмотрены вопросы дробления воды паровым и воздушным потоками и приводятся результаты экспериментальных исследований течения жидких пленок на поворотах патрубков.
В четвертой главе приведены результаты теоретических и экспериментальных исследований сепарации влаги на поворотах патрубков в широком диапазоне изменения начальных параметров рабочего тела. Приводится методика расчета коэффициента сепарации на основе расчета движения капель воды в криволинейных каналах. Предложен безразмерный комплекс, однозначно связывающий коэффициент сепарации с начальными параметрами рабочего тела, дисперсностью жидкой фазы и геометрическими характеристиками поворота . Разобраны особенности расчета коэффициента сепарации в перепускных патрубках с направляющими лопатками.
Внедрение: результаты диссертационной работы вошли составной частью в отчет по научно-исследовательской работе I& 304907 (номер регистрации ЛПИ им.М.И.Калинина), который выполняется по хозяйственному договору с ПОАТ ХТЗ им.С.М.Кирова .
Автор защищает :
I. Результаты экспериментальных и теоретических исследований процесса сепарации влаги на поворотах патрубков турбин при поворотах потока на 90°, 180° и 360° в широком диапазоне изменения начальных параметров рабочего тела,
2. Методику расчета коэффициента сепарации при движении двухфазной среды на поворотах патрубков.
3. Результаты экспериментальных исследований образования и течения жидких пленок на стенках поворотного канала.
4. Методику исследования течения жидких пленок в элементах проточных частей влажно-паровых турбин.
Особенности течения на повороте трубопроводов
Движение и возможности сепарации воды, несомой паровым потоком, определяются в первую очередь картиной течения пара в местах установки сепарирующих устройств. Поэтому для решения вопроса о возможности и эффективности сепарации влаги в турбинных патрубках необходимо рассмотреть особенности течения на поворотах. 1-І. Особенности течения на повороте трубопроводов.
При движении пара на поворотах подводящих или перепускных патрубках турбины, и вообще при течении газа в криволинейных каналах, возникают специфические явления, приводящие к образованию вторичных течений, или так называемого парного вихря. Впервые существование парного вихря при ламинарном течении жидкости на повороте было теоретически предсказано Дином 109, НО J . Для описания условий возникновения парного вихря он ввел понятие критерия Дина -Z e , который для ламинарного течения описывается выражением а для турбулентного течения
Дин показал, что течение в изогнутой трубе распадается на две части. При этом вторичное течение возникает лишь в том случае, если Ъе J)eKp= 36. Результаты, полученные Дином, были подтверждены Рейдом [ 123 J , выполнившим более точные расчеты. Гертлер Г 114 J , теоретически исследуя вторичные течения, получил, что они имеют форму вихрей с осями в направлении потока. Наконец, Гринспан [ 115 J рассмотрел задачу о существовании вторичных течений для всего диапазона изменения чисел J) Є .
Высококачественные фотоснимки картины потока в пограничном слое у стенок поворота трубы были получены Бамбахом [ 106 ] . На них отчетливо различаются линии тока, подтвервдающие наличие парного вихря. Интересно отметить, что сам Бамбах при анализе своих снимков не усмотрел наличия парного вихря и утверждал, что при поворотах потока парный вихрь не существует.
Честь экспериментального обнаружения вторичных течений в поворотах принадлежит Тейлору [ 126 J и Юстису [ 112 ] , проводившим опыты по визуализации потока методом окрашенных струй.. Более поздние исследования подтверждали и уточняли их выводы. Так в [ 40J показано, что в результате взаимодействия вторичных течений с основным потоком движущегося рабочего тела, движение на поворотах должно происходить по винтовой линии, шаг которой зависит от соотношения поперечной и осевой компонент скорости.
Рассмотрим течение рабочего тела по каналу круглого сечения, в котором поток совершает поворот на 90. Картина течения наиболее полно разобрана в [ 31 J . Учитывая тот факт, что в подводящих и перепускных патрубках паровых турбин скорости пара не превышают 60 70 м/с, то есть малы по сравнению со скоростью звука, влиянием сжимаемости можно пренебречь. При движении пара или газа по криволинейной траектории на его частицы действуют центростремительные силы, оправдывающие наличие центростремительных ускорений. Элементарная центростремительная сила струйки тока с толщиной равной единице будет определяться выражением [ 2 J , рис. I.I.
Так как полные давления у всех струек перед поворотом одинаковы, а при предположении идеальности жидкости движение совершается без сопротивлений, то и в любом сечении поворота полные давления постоянны, изменение же статического давления может быть обусловлено лишь соответствующим изменением скоростного напора. Дифференцируя уравнение Бернулли получим [ 2 J :
Сравнивая выражения 1.4 и і.5 и интегрируя полученное дифференциальное уравнение, получим [2 ] Ct Z- const . (1.6)
Уравнение 1.6 в механике называется уравнением площадей » Тот же результат можно получить исходя из закона постоянства циркуляции. Уравнение 1.6 показывает, что поле скоростей при движении пара на поворотах подводящих или перепускных патрубков турбин описывается гиперболическим законом и возрастание скорости происходит по направлению к центру кривизны.
В связи с тем, что на повороте частицы пара движутся по криволинейным траекториям, они под действием центробежных сил отклоняются к внешней стенке поворота и давление на внешней стенке вдоль участка А В » рис. 1.2 , возрастает по сравнению с давлением входящего потока, а вдоль участка А і & г внутренней стенки - уменьшается. Далее на участке В D внешней стенки давление уменьшается, а на участке &і-&1 внутренней стенки возрастает f3lj . На расстоянии /, 5cf За поворотом давления на внешней и внутренней стенках выравниваются [ 57 ]
Под действием возникающего на повороте поперечного градиента давления, частицы пара, движущиеся в пограничном слое вдоль боковых стенок и обладающие малой скоростью в направлении основного движения, перетекают к внутренней стенке, испытывая большее отклонение, чем частицы, более удаленные от стенок. По условиям сплошности в ядре потока возникают компенсирующие течения, направленные к внешней стенке. Результатом этого является возникновение в канале вторичного вихревого движения, накладывающегося на основной поток. Линии тока вторичного течения являются замкнутыми в поперечном сечении канала [ 31 ] , рис. 1.2. На рис.1.3 показаны изотахи течения на повороте канала круглого сечения, также подтверждающие наличие в месте поворота парного вихря.
Течение пара на поворотах патрубков сопровождается диффузор-ным эффектом вдоль участка А В вогнутой стенки и вдоль участка Є іХ і выпуклой стенки. В реальных потоках, при наличии пограничного слоя, диффузорные явления всегда сопровождаются отрывом потока от стенок канала и связанными с этим интенсивными вихре-образованиями и энергичным повышением турбулентности. Отрыв на внешней стенке локализуется последующим конфузорным течением на участке BD [2,31 J , то есть за поддатнем поток расширяется и вновь заполняет сечение канала. Отрыв же на внутренней, выпуклой стенке канала имеет значительно большую протяженность по каналу и выходит за пределы участка поворота на расстояние до 1, Ь л Г 57 J .
Таким образом, структура турбулентного потока пара на поворотах подводящих и перепускных патрубков паровых турбин и потери энергии в них определяются следующими основными явлениями
1. Возникновением вихревой области при диффузорном срыве пограничного слоя у внешней стенки канала, впоследствии локализующейся конфузорным течением ;
2. Возникновением вихревой зоны большой протяженности у внутренней стенки поворота, обусловленной диффузорным срывом пограничного слоя ;
3. Возникновением парного вихря, обусловленного наличием пограничного слоя у боковых стенок канала.
Большинство работ, в которых изучались явления, возникающие в поворотных каналах, посвящено теоретическому и экспериментальному определению коэффициента гидравлического сопротивления. Как уже отмечалось, теоретические исследования Дина показало, что коэффициент сопротивления зависит от числа De. Уайт "128 J проверил эту зависимость на собственном экспериментальном материале, а также на материале исследований Гриндлея и Гибсона [ 116 J .
Инерционное и диффузионное осаждение дискретной фазы в поворотных каналах
Если частица имеет несферическую форму и обтекается несимметрично, то на нее действует подъемная сила Жуковского.
В большинстве практических задач аэродинамическая сила сопротивления настолько преобладает, что всеми остальными силами можно пренебречь f 46 J . При более строгом подходе производится учет сил давления при продольном градиенте давления, реактивной силы при изменении массы капель, а также силы тяжести и архимедовой силы.
Большое количество расчетных и экспериментальных исследований траекторий движения капель и их сепарации выполнено для межлопаточных каналов турбин, что может быть интересно применительно к осаждению капель на поверхности направляющих лопаток, устанавливаемых в перепускных патрубках турбин.
Столкновение капель влаги со входными кромками лопаток может быть достаточно точно рассчитано при рассмотрении обтекания цилиндра в потенциальном потоке. В работе ["III J показано, что эффективность захвата (доля капель, сталкивающихся с телом, из числа капель, первоначально находившихся в пределах площади проекции тела) зависит только от инерционного параметра где Ceo - скорость в ядре потока ; Т - время релаксации капель ; R - радиус цилиндра или округления передней кромки лопатки ; и числа Рейнольдса К Є для свободного потока, рассчитанного по диаметру капли.
Пренебрегая пограничным слоем, в работе / П7 J , получено аналитическое выражение подобное J . Расчет показал, что вогнутые поверхности лопаток также могут собирать капли влаги. Для лопатки, характерной для перепускных патрубков турбин результаты показывают, что количество воды, осажденной на вогнутые поверхности близко к количеству капель влаги на поверхности передней кромки.
В работе [ 100 J приведены результаты расчетных исследований движения и инерционной сепарации твердых частиц в каналах направляющих лопаток. Расчеты выполнены на основе дифференциальных уравнений движения твердой шарообразной частицы в криволинейном канале. Анализ расчетных траекторий частиц показал, что мелкие частицы с диаметром 5 Ю м в основном проходят каналы без соприкосновения с лопатками. Небольшая доля таких частиц, вошедших в канал в непосредственной близости от лопаток, достигают их входных кромок . Степень сепарации более крупных частиц ( 60 .10"" м ) на вогнутой поверхности лопаток резко возрастает. Движение частиц в межлопаточных каналах сопровождается изменением их относительной скорости Д С и чисел А Є . Наиболее интенсивный рост дС наблюдается на входе в канал, затем А С стабилизируется и в конце движения несколько падает. Для частиц одного размера д С и Re тем выше, чем ближе траектории к выпуклой поверхности лопатки. Область значений Re. при движении весьма широка и составляет /?е = 0 460 при = 5 КГ6 ми Re = 0 -f 30000 при J = 60 Ю"6 м.
К числу немногих работ, посвященных расчетно-эксперимен-тальному исследованию сепарации влаги из двухфазного потока при повороте его на 90 в трубе круглого сечения относится / 99j В этой работе для расчета траекторий движения капель была принята система безразмерных дифференциальных уравнений движения. Параметрами уравнений являлись критерии подобия -St , F"Z ,
В качестве физической модели двухфазного потока была принята упрощенная модель [ 46 ] , предполагающая равномерное распределение капель в сухом насыщенном паре, достаточно большое расстояние между каплями, что позволяло не учитывать взаимодействие между ними, размер всех капель в потоке принимался одинаковым.
Расчеты проводились при массовой скорости j) W =. 500 1500 кг/ (м2 с); сухости пара )С - 0,1 + 0,85 ; давлении Р =3 8 МПа . Радиус кривизны канала 70 менялся в пределах Z0 = 0,053 1,423 м при 7%/ = 3,85 .
Анализ результатов расчетов, выполненный в [ 99 J показывает следующее: 1. Увеличение JC , р , р)л/ и Zo приводит к умень шению значения критерия Стокса и к увеличению пути капли до се парации на стенку канала. Увеличение J( или у? W приводит при неизменном давлении к пропорциональному увеличению скорости потока, то есть к сокращению пути капель до стенки. Однако это же вызывает и уменьшение размеров капель на входе в канал, то есть увеличивает их путь до стенки. В связи с этим наибольшее влияние на сепарацию оказывает критерий Стокса St .
2. Влияние радиальной составляющей скорости потока на движение капель заметно лишь для мелких капель ( St 10 30 ) .
3. Пространственная ориентация канала не оказывает существенного влияния на процесс сепарации, так как влияние критерия Фруда на сепарирующую способность в диапазоне его изменения от до 2000 не превышает Q% при St 50 4 80 и 10$ при St 10 -І- ЗО.
Моделирование течения в подводящих и перепускных патрубках паровых турбин
По результатам анализа была выбрана модель с использованием в качестве рабочего тела влажного пара, как наиболее соответствующая натурному подводящему патрубку по всем определяющим критериям. Наблюдается почти полное совпадение по критериям Струхаля , Эйлера, Маха, причем по критерию Маха и модель и натура находятся далеко от значения М =0,3, при превышении которого необходимо учитывать сжимаемость рабочего тела. Различие в значениях критерия Фру-да объясняется тем, что в модели несколько большее влияние на инерционную сепарацию оказывают силы тяжести - за счет меньшей плотности пара. Однако это различие невелико, а уровень значений критерия Фруда позволяет утверждать, что ориентация "колена" в пространстве будет оказывать малое влияние на сепарацию. По критерию Рейнольдса и модель и натурный патрубок находятся в области автомодельности . Велика разница критерия Вебера для движущихся в потоке капель, однако величины его значительно ниже значения \А/ЄКр . на порядок отличаются критерии S Г , что объясняется значительной разницей в плотностях рабочих тел.
Выбор близких по величине диаметров капель, существующих в натурных и модельных условиях, объясняется разным механизмом попадания жидкой фазы в подводящей патрубок. В модели капли впрыскиваются в поток пара так, что скорость взаимодействия струи воды с паром лишь ненамного ниже скорости течения пара, т.е. происходит "ударное" дробление воды. В натурном же подводящем патрубке, куда сгустки воды попадают из парогенератора, взаимодействие пара и воды носит более плавный характер и могут "выживать" более крупные капли. Если бы в натурном патрубке происходило дробление также с внезапным приложением сил, то при высокой массовой скорости диаметр капель не превышал бы (5 7 ) 10" м.
Таким образом, эксперименты проводились на модели с использованием в качестве рабочего тела влажного пара, как наиболее близко подходящей к натурным подводящим патрубкам по основным определяющим критериям подобия.
Большинство экспериментальных исследований процесса сепарации в трубопроюдах было проведено на установках, рабочим участком в которых служит изогнутая часть трубопровода, их основными достоинствами являются простота изменения геометрических характеристик проточной части, параметров рабочего тела и возможность применения различной измерительной техники.
В соответствии с задачами, сформулированными в конце первой главы, был создан стенд для исследования сепарации влаги в подводящих патрубках турбин с поворотом потока на 90, позволяющий достаточно близко моделировать процесс движения рабочего тела в реальных подводящих патрубках f 37 J .
Схема стенда и система измерений параметров рабочего тела изображена на рис. П.І. В состав стенда включены следующие основные элементы : а) система приготовления пара с параметрами, близкими к пара метрам на линии насыщения (РОУ) ; б) входной участок с поворотом потока на 90 в вертикальной плоскости ; в) участок выравнивания потока с расположенными на нем форсун ками второй ступени увлажнения рабочего тела ; г) рабочий участок - поворот потока на 90в вертикальной плоскости ; д) устройства для удаления влаги со стенок трубопровода до и после рабочего участка ; е) система измерения параметров потока.
Система приготовления пара (РОУ), являлась первой ступенью подготовки влажного пара и обеспечивала понижение параметров пара от давления 1,2 МПа и температуры 573К до давления 0,1 0,9 МПа и температуры 373 450К. На рабочий участок стенда подавался слабоперегретый пар - на 3 5К. Система включает в себя также дроссельную расходомерную шайбу и сепаратор.
Входной участок представляет собой отрезок трубопровода с внутренним диаметром d. = 0,125 мм и толщиной стенки о = 0,002 м. Выполнение входного участка с поворотом на 90 было обусловлено необходимостью монтажа стенда на имеющемся подводящем патрубке турбины ЭПТ-6.
Все последующие участки стенда были также выполнены из отрезков трубы с CL = 0,125 м и О = 0,002 м.
Участок выравнивания потока выполнен с отношением длины участка и проходному диаметру сечения /сі = 6 . На расстоянии 0,2 м от начала участка выравнивания в трубопровод вмонтированы 4 питаемые от общего коллектора форсунки, к которым подводится пита тельная вода с температурой 390К и давлением 2МПа. Схема расположения форсунок приведена на рис. П.2. Форсунки позволяли подавать в проточную часть стенда до 0,35 кг/с питательной воды и являлись второй ступенью увлажнения пара. Форсунки крепились к фланцам, приваренным к трубопроводу, что обеспечивало возможность замены или прочистки их без демонтажа стенда. Измерение расхода воды осуществлялось с помощью дроссельной расходомерной шайбы.
Распределение давления по стенкшл поворотного канала и потери давления
Как уже отмечалось выше, при движении двухфазного рабочего тела в поворотных каналах возникают специфические явления. На вогнутой и выпуклой стенках канала давление оказывается разным, что обусловлено криволинейностью траекторий движения частиц рабочего тела. Результатом разницы давлений на вогнутой и выпуклой стенках поворотного канала является вторичное вихревое движение, интенсивность которого, а следовательно и его скорости, в значительной степени определяются величиной разности давлений. В связи с этим, изучение распределения давлений на вогнутой и выпуклой стенках канала, дает информацию о развитии вторичных течений по мере продвижения вглубь канала и об их интенсивности.
Распределение давления на стенках гладкого поворотного канала, когда отсекатели пленочной влаги были заменены проставками с внутренним диаметром, равным диаметру npqxoflHoro сечения трубопровода, показано на рис. Ш.І. Там же для сравнения показано распределение давления, полученное Ито [ 120 J в трубопроводе круглого сечения с близким к исследованному в данной работе отношением с/с/ . По оси ординат отложена величина / 97, 98 J
На внутренней (выпуклой) стенке поворота картина обратная - до угла 45 давление уменьшается, после чего отрицательный градиент давления сменяется положительным и течение у стенки становится неустойчивым. При этом, как правило, у внутренней стенки поворота наблюдается отрыв потока [ 31 , 2 J . Однако, как показали исследования [57 J , влияние отрыва потока сказывается в основном не в самом повороте, а на прямолинейном участке трубопровода, расположенном непосредственно за поворотом на 90.
Установка отсекателей пленочной влаги в сечениях f 0 и Y = 90 приводит к существенному изменению картины распределения давлений на стенках канала. Отсекатели, рис. П.З, с газодинамической точки зрения представляют собой уступы, расположенные навстречу потоку. При установке отсекателей давление на внешней стенке поворота растет быстрее, то есть положительный градиент давления выше, чем в гладком канале, рис. Ш.2 и Ш.З, кривые 2. Максимум давления наблюдается при Y = 22,5? затем давление снижается более плавно, чем в гладком канале. По-видимому, отрыв на внешней стенке возникает сразу же за отсекателем. Присоединение же отрыва, учитывая меньший отрицательный градиент давления при Y3 22,5, происходит при том же значении У , что и в случае гладкого канала. Таким образом, при наличии уступа зона отрыва у внешней (вогнутой) стенки поворота оказывается более протяженной. На внутренней же, выпуклой, стенке поворота давление от У =0 до = 22,5, падает значительно быстрее, чем в гладком канале, что не позволяет развиться отрыву, возникающему за уступом. Этот отрыв носит локальный характер и имеет весьма малую протяженность. Минимум давления на внутренней стенке наблюдается в диапазоне 22,5 f 45 , после чего давление начинает возрастать с
той же интенсивностью, что и в случае гладкого канала. Однако, учитывая то, что положительный градиент давления на внутренней стенке канала с уступом появляется раньше, можно утверждать, что и отрыв на внутренней стенке возникнет раньше и будет носить более интенсивный характер. Предполагаемая картина течения в этом случае показана на рис. Ш.4 б) .
Как видно из рис. Ш.З, кривые I и 2, максимальная разница давления на внешней и внутренней стенках как в первом, так и во втором случаях примерно одинакова. Это позволяет сделать вывод о том, что интенсивность вихря и максимальные значения радиальной и тангенциальной составляющей скорости в обоих случаях также примерно одинаковы.
При включении отсоса пароводяной смеси через отсекатель, установленный на входе в поворотный канал, картина течения опять резко меняется, рис. Ш.4 в). Рост давления на внешней стенке поворота происходит значительно более плавно, чем в двух предыдущих случаях и максимум давления наблюдается при У больше 60, после чего давление резко падает до значения, при Ч = 90, меньшего, чем в случаях I и 2. Это позволяет утверждать, что зона отрыва, не отличаясь значительно по протяженности от случая I , имеет заметно меньшую глубину и присоединение отрыва происходит более интенсивно. На внутренней стенке поворота падение давления также происходит более плавно, чем в первых двух случаях и минимум давления наблюдается при Р близком к 60. Затем на стенке появляется несколько меньший положительный градиент давления и отрыв потока на внутренней стенке затягивается по сравнению с течением в гладком канале без отсоса и с уступом без отсоса.
