Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА I. Обзор литературных данных и постановка задачи 8
1.1. Результаты исследования структуры парокапельного потока в сопловых решетках 8
1.2. Аэродинамические характеристики решеток в потоке влажного пара 38
1.3. Гидрофобизация элементов проточной части турбин, как способ снижения отрицательного влияния влаги 51
1.4. Основные выводы по обзору и постановка задачи исследования 69
ГЛАВА 2. Установка, методика проведения экспериментов и оценка погрешностей ... 70
2.1. Принципиальная схема экспериментальной установки 70
2.2. Конструкция рабочей части. Методика измерения газодинамических величин '75
2.3. Определение размеров капель жидкой фазы за решеткой C90-I2A Вл 80
2.4. Тарировка зондов и оценка погрешностей 84
2.4.1. Тарировка зондов 84
2.4.2. Оценка погрешностей 88
ГЛАВА 3. Результаты экспериментальных и расчетных исшщований улучшенных сопловых рвпеток ... 90
3.1. Улучшенные сопловые решетки для влажнопаровых ступеней 90
3.2. Распределение давлений по обводу профиля в решетках двух типов ^98
3.3. Аэродинамические характеристики улучшенных решеток на перегретом и влажном паре 3.4. Влияние угла входа потока на аэродинамические характеристики решеток двух типов. Дисперсность за решеткой 119
3.5. Расчетное исследование сопловых решеток в паро-капельном потоке 131
3.6. Результаты расчетного исследования решеток двух типов 145
ГЛАВА 4. Влияние октадещшшна (ода) на характеристик сопловых решеток при дозвуковых скоростях 187
4.1. О механизме влияния ОДА на структура потока влажного пара в сопловых решетках 187
4.2. Исследование пограничного слоя на пластине и в косом срезе решетке с добавкой ОДА 197
4.3. Влияние ОДА на структуру потока в сопловых решетках 208
4.4. Влияние ОДА на аэродинамические характеристики решетки 228
Выводы и заключение 245
Список литературы
- Аэродинамические характеристики решеток в потоке влажного пара
- Конструкция рабочей части. Методика измерения газодинамических величин
- Распределение давлений по обводу профиля в решетках двух типов
- Исследование пограничного слоя на пластине и в косом срезе решетке с добавкой ОДА
Введение к работе
Хорошо известно, что в СССР осуществляется интенсивное строительство АЭС, разрабатываются новые типы основного и вспомогательного оборудования, модернизируются и совершенствуются уже освоенные в промышленности энергетические комплексы.
Энергетическая проблема в Сирийской Арабской Республике становится изо дня в день все более актуальной для экономики страны. Эта важнейшая задача решается как на пути использования традиционных, так и новых источников энергии.
Преимущественное развитие энергетики предусмотрено государственными планами Сирийской Арабской республики, где тепловые и атомные электростанции проектируются и сооружаются при содействии Советского Союза, оказывающего братскую помощь дружественной стране. Успехи в совершенствовании оборудования АЭС, достигнутые в Советском Союзе, имеют важное значение и для атомной энергетики САР
Паровые турбины представляют собой важное звено тепловой электростанции, их эффективность и надежность весьма существенно влияет на экономичность и надежность всей станции. Следует подчеркнуть, что проблемы экономичности и надежности паровых турбин являются взаимосвязанными. В подавляющем большинстве высокая экономичность турбоустановки определяет и ее высокую надежность.
Как показывает практика мирового турбостроения, наиболее острыми являются проблемы повышения экономичности и надежности ступеней ІЩ мощных паровых турбин высоких параметров, работающих в зоне конденсирующегося и влажного пара. Наряду с другими факторами (большая веерность ступеней, большие числа Маха, низкие числа Рей-нольдса и др.) значительное влияние на экономичность ІЩ оказывает влажность пара. До настоящего времени многие физические аспекты сложного процесса течения конденсирующегося и влажного пара в решетках, в ступенях и в отсеках ступеней, не получили полного освещения. Отсутствуют достаточно надежные аэродинамические характеристики решеток на влажном паре (коэффициенты потерь кинетической энергии, коэффициенты расхода, углы выхода потока), необходимые для газодинамического и теплового расчетов проточной части (в особенности, решеток ступеней большой веерности).
Проблема влияния влажности является наиболее острой для турбин насыщенного пара; ступени высокого давления таких турбин работают в области влажного пара и их экономичность и надежность в еще большей степени зависят от влажности (по сравнению с турбинами перегретого пара).
Структурные исследования двухфазных течений в решетках и ступенях дали результаты, которые могли бы использоваться для оптимизации решеток и ступеней влажнопаровых турбин. В настоящее время проблемы оптимизации решались, в основном, под углом зрения уменьшения количества жидкой фазы в проточной части. Решение этой задачи достигается применением развитой внутриканальной, периферийной сенарации и внешней сенарации. В последние годы начаты исследования внутриканального наддува сопловых решеток с одновременным обогревом полых лопаток. Этот метод борьбы с отрицательным влиянием влаги еще не использован с необходимой полнотой. Однако представляется очевидным (на основании первых опытных данных), что метод внутри-канального наддува греющим паром является перспективным, в особенности, в сочетании с отработкой оптимизированных для этой цели профилей и геометрических параметров решеток.
Следует подчеркнуть, что задачи оптимизации профилей и решеток для влажного пара представляют особый интерес в сочетании либо с сепарационным методом уменьшения влажности, либо с методом наддува греющим паром. При этом, в основу оптимизации должны быть положены не только условия минимизации дополнительных потерь от влажности и суммарных потерь, но и условия максимальной эрозионной надежности рабочих и сопловых решеток.
Представляется очевидным, что оптимизация форм, профилей и геометрических параметров решеток для ступеней влажного пара в сочетании с внутриканальным наддувом греющим паром или внугриканаль-ной сепарацией является значительно более сложной задачей по сравнению с известными оптимизационными решениями для гомогенной среды.
Вместе с тем, кроме перечисленных путей совершенствования решеток для влажного пара, в последнее время в газодинамическом отделе кафедры ПГТ МЭИ были развернуты исследования, ориентированные на применение гидрофодных веществ.
Применение гидрофодазируящих элементов широко известно. Такие вещества позволяют заметно снизить гидродинамическое сопротивление в различных каналах. Поэтому естественной была попытка использовать гидрофодные вещества в двухфазных потоках в проточной части влажно паровых турбин.
Первые опыты с введением малого количества пленкообразующего октадециламина (ОДА) в проточную часть турбин влажного пара подтвердили целесообразность такого метода снижения отрицательного влияния влаги. Опыты показали, что введение в водяной пар присадок ОДА в малых количествах приводит к следующим положительным результатам: I) способствует дроблению крупных капель; 2) стабилизирует нестационные процессы; 3) снижает интенсивность волнового движения на границе раздела фаз (на поверхности пленок); 4) снижает потери кинетической энергии, связанные с взаимодействием фаз (несущей фазы с каплями); 5) способствует снижению эрозионного разрушения лопаток.
Однако детальное изучение влияния ОДА на аэродинамические характеристики решеток (сопловых и рабочих) различных геометрических параметров, не было до сих пор осуществлено. Если иметь в виду введение ОДА в проточную часть турбин, то наряду с другими задач ми, необходимо было получить опытные данные, характеризующие дифференцированное влияние ОДА на составляющие потерь кинетической энергии в решетках, углы выхода потока, коэффициенты расхода на структуру двухфазного потока в решетках, в том числе и на способность ОДА снижать эрозионный износ.
Таким образом, в предлагаемой диссертации рассмотрены две взаимосвязанные задачи:
1. Оптимизация профилей сопловых решеток до звуковых скоростей для работы в области влажного пара.
2. Исследование влияния гидрофобизирующего вещества (ОДА) на аэродинамические характеристики решеток исходного типа и оптимизированных по геометрическим параметрам.
Работа выполнена под руководством проф. М.Е. Дейча, поставившего задачу исследования и осуществлявшего непосредственное научное руководство при ее решении.
Автор данной работы выражает искреннюю благодарность своему научному руководителю д.т.н., проф. М.Е. Дейчу, а также к.т.н. с.н.с. А.В. Куршакову, к.т.н. В.А. Сивобороду и к.т.н. доц. В.В.Фролову за помощь, оказанную диссертанту в анализе и трактовке результатов .
Диссертант выражает свою признательность всему коллективу кафедры ПГТ МЭИ за помощь в организации и проведении экспериментов.
Аэродинамические характеристики решеток в потоке влажного пара
К числу аэродинамических характеристик решеток относят: 1) коэффициент потерь энергииу"(или коэффициент скорости ); 2) угол выхода потока; 3) коэффициент расхода. Эти характеристики определяют так интегральные, осредняя соответственно по уравнениям сохранения. Такой подход обусловлен неравномерностью распределения скоростей давлений и плотностей в сечениях перед и за решеткой.
В потоках двухфазных сред неравномерность полей газодинамических параметров возрастает, а при использовании уравнений сохранения необходимо учитывать вклад каждой фазы. Целесообразно сохранить классификацию потерь в решетках, введенную для гомогенной среды [ 7]. Коэффициент полных потерь определяется суммой - tnp + К CI.8) где tr , С - коэффициенты профильных и концевых потерь. При J ftp і к. Ч » 5#ср » 5н « "соответственно коэффициенты потерь на трение, кромочных, обусловленных переохлаждением лТ , механическим взаимодействием и тепло- и массообменом фаз. Следовательно, потери энергии при течении конденсирующегося и влажного пара капельной структуры, возрастают. Увеличение потерь в первом случае обусловлено: а) переохлаждением пара в межлопаточных каналах; б) необратимостью и нестационарностью процесса фазовых переходов; в) изменением турбулентности в межлопаточных каналах и за решеткой; г) перераспределением давлений (скоростей) по обводу профиля с соответствующим изменением характеристик пограничных слоев. В потоках капельной структуры дополнительные потери энергии возникают в результате: а) механического взаимодействия фаз при ускорении и замедлении капель в каналах и за решеткой (расслоение линий тока паровой фазы и траекторий дискретных частиц, т.е. скоростей фаз по величине и направлению; б) тепло- и массообмена между каплями и паром; в) образования пленок и увеличения потерь на трение в двухфазных пограничных слоях; г) интенсификацией вторичного движения в решетке и участием пленки и капель в нем. При сверхзвуковых скоростях добавляются потери и конденсационных сісачках, возникающих и в потоке капельной структуры, меняются волновые потери в скачках уплотнения. Далеко не все дополнительные потери в решетках изучены с необходимой полнотой. Однако накопленные данные требуют анализа и систематизации.
Рассмотрим влияние некоторых геометрических и режимных параметров на аэродинамические характеристики сопковых решеток, широко применяемых в турбостроении. На рис. I.I6 приводятся зависимости суммарных потерь и углов выхода потока от относительного шага, угла установки профиля и степени влажности перед решеткой. Отметим, что с ростом У0 оптимальные значения шага J смещаются в сторону несколько больших значений, что связано с изменением структуры и дисперсности жидкой фазы за решеткой. По опытным данным зависимости % (і) яме101 экстремальный характер, причем минимумы Ц и Ь получены при близких значениях t . С увеличением t возрастает количество влаги, аккумулированной в пленках, так как продольные градиенты давлений в каналах увеличиваются. При этом растет количество крупных капель в ядре потока. Массовая доля таких капель в паро-капельном слое и за кромкой монотонно убывает с ростом -і . Вместе с тем, данные на рис. І.І6 отражают влияние сложных процессов в решетке, возникающих при изменении і и У0 . Углы выхода возрастают с увеличением і и У0 ; при высокой начальной влажности монотонный характер изменения оС ( і ) нарушается. Последний результат можно также объяснить укрупнением влаги при малых шагах, особенно заметным при высоких значениях Уо , в связи с концентрацией крупных капель в пограничных слоях и за кромкой. При осевом входе влаги, в зависимости от і , меняется характер воздействия начальной влажности. Монотонно убывающие зависимости % = f ( У0 ) при t . 0,75 перестраиваются при і = 1,0 в более сложные с промежуточным минимумом и максимумом. Подобное усложнение зависимостей tyL = j- ( і ), вызвано процессами выбивания капель из пленок, коагуляции и дробления.
Конструкция рабочей части. Методика измерения газодинамических величин
Рабочая часть состоит из входного участка /I/, корпуса /її/ и выходного участка /Ш/ (рис. 2.3).
Пакеты прямых решеток устанавливались в корпусе с помощью направляющих пластин; затем закреплялись с помощью болтов в боковой стенке.
Главным отличительным элементом этой рабочей части является система координации, которая позволяет перемещать зонды в любую точку межлопаточного канала турбинной решетки, это позволило, в свою очередь, достаточно легко определить профильные и концевые потери, углы выхода потока и дисперсность перед и за исследуемой решеткой.
Кроме того такой способ закрешвлшя пакетов дает возможность I - пакет сопловых прямых лопаток; 2 - координатник с зондом для исследования пограничного слоя в косом срезе; 3 - направляющие пластины исследовать вышеуказанные характеристики при различных углах входа потока водяного пара в решетке путем поворота пакета в ту или иную сторону (рис. 2.3).
В систему координации (рис. 2.4), входят следующие элементы: главный диск - I; внутренний диск с щелью - 2; крышки - 3,4; ползун - 5; винты - 6,7,8; пластина с линейкой - 9; транспортир - 10; винт главного диска координатника - II; рукоятка - 12; отверстия с внутренней резьбой для установки координатника - 13.
Принцип работы системы координации состоит в следующем: вращая главный и внутренний диски, можно установить щель внутреннего диска в любом нужном для исследования положении. Контроль положения щели производится либо с помощью меток (шкалы) на корпусе рабочей части, либо визуально путем открытия окна с противоположной стороны.
Перемещение по длине лопатки осуществлялось координатником причем в нем можно установить как обычные зонды, так и зонд-угломер, а при необходимости - снять координатник и поставить переходник для оценки дисперсности зондом отпечатков.
Исследование пограничного слоя в косом срезе производилось другим специально сконструированным координатником, который был поставлен с задней стороны рабочей части (рис. 2.3), причем был использован электродиод для фиксации момента контакта головки зонда с поверхностями лопаток.
Для исследования течения водяного пара, с различным начальным состоянием и при введении ОДА, через турбинную решетку, необходимо производить измерения ряда параметров.
В процессе эксперимента измерялись следующие величины: I) давление полного торможения на расстоянии 5 х I0""3 м от входного сечения решетки (измерялось по ртутному дифменометру ДТ-50, а также проверялось периодически образцовым ваккуметром со шкалой 0-1 ата с ценой деления 0,005 ата). Рис. 2.4. Схема системы координации I - главный диск; 2 - внутренний диск; 3,4 - крышки; 5 - ползун; 6,7,8 - винты; 9 - линейка; 10 - транспортир; II - винт главного диска; 12 - рукоядка; TQ _ ПФ-ПОППФТТО ктгет тгпФпттптгтт wnnnтгттяФтттгя В качестве приемника давления использвалась трубка ПИТО с о приемным круглым отверстием ffa = 1,6 х 10"" м и наружным диаметром 2 х 10 м; длина приемного участка 22 х Ю""3 м. 2) Температура пара в основном ресивере (температура торможения) Т0 измерялась хромель - копелевой термопарой и для про верки измерялась по образцовым ртутным термометрам: от 50 до 100, от 100 до 150 и от 150 до 200С с ценой деления 0,1С. 3) Распределение локального статического давления по обводу профиля решетки "?i " измерялось по ртутному дифманометру ДТ-50. о Диаметры приемных отверстий составили (0,8-1) х 10 м 4) Статическое давление за решеткой по шагу. Для этой цели одна из бандажных пластин пакета была дренирована по шагу через 8 х 10 м на расстоянии, равном удвоенному шагу решетки, после чего строилась зависимость /э = / (-&i/i) и проводилось графическое интегрирование кривых. 5) Статическое давление на выходе из рабочей части измерялось по образцовому вакууметру со шкалой 0-1 ата и измерялось ртутным дифманометром на ТЭЦ МЭИ. 6) Расход смеси воды - ОДА Q-CM измерялась по тарировочным зависимостям с помощью секундомета. 7) Температура раствора воды - ОДА контролировалась с помощью ртутного термометра с ценой деления 0,1С. 8) Рассчетная массовая концентрация ОДА в паре Сода определялась следующим образом: были взвешены определенные дозы чистого твердого октадециламина, потом нужная дозаД ода была размолота до порошкового состояния и насыпана в бак содержащий 50 кг питательной воды, и размещена с помощью миксера до состояния эмульсии. Измеряя расход по секундомеру, расход пара &п и расход смеси вода - ОДА С0 легко определить Сода в потоке: 9) Траверсирование потока зондом полного давления по шагу за решеткой. Наружный диаметр этого зонда 2 х 10 м, внутренний 1,6 х Ю""3 м, длина 22 х Ю 3 м. Конструкция координат-ника позволила установить его под нулевым углом атаки к потоку, выходящему из решетки.
10) Степень влажности на входе в решетку. Пар доводился до состояния насыщения в ресивере (по и Р4 ). Затем производился вспрыск питательной воды форсунками. Измеряя расход питательной воды&пг, , идущей на увлажнение, по мерной шайбе с помощью диф манометра, расход воды, уходящей в дренаж , с помощью секун домера и мерного дренажного бачка, находящего дод ресивером и расход пара через рабочую часть Q-n с помощью мерного бака, на ходящегося под конденсатором, и секундомера, можно определить У0 таким образом: U — б-п.6. -" &8.р. %
В данном случае используется вместо уравнения теплового баланса уравнение массовго баланса, поскольку термодинамические параметры обоих фаз на входе в исследуемый участок (в ресивере) весьма близки друг к другу.
Распределение давлений по обводу профиля в решетках двух типов
В основу профилирования положены опытные данные с последующим поверочным расчетом в рамках двумерной модели спонтанно конденсирующегося и влажного пара капельной структуры.
Сопловые решетки для слабо перегретого или сухого насыщенного пара на входе (по параметрам торможения) и решетки с первичной влагой на входе, имеют некоторые отличия. Однако, профили и межлопаточные каналы тех и других решеток имеют общие особенности, отличающие их от решеток, работающих в перегретом паре. К числу общих особенностей дозвуковых влажнопа-ровых решеток относятся: I) малые радиусы округления входных кромок ; 2) плоско срезанные выходные кромки; 3) увеличенные хорды; 4) увеличенные радиусы кривизны спинки и вогнутой поверхности; 5) уменьшенные относительные шаги; 6) относительно малые скорости расширения в межлопаточных каналах.Дозвуковые решетки для полидисперсной структуры влажнопарового потока выполняются с увеличенными углами входных кромок.
Перечисленные изменения геометрических параметров улучшенных решеток позволяют реализовать следующие положительные газодинамические факторы:.
а) Уменьшается фонтанирующий эффект входных кромок, отражаю щих падающие капли в направлении против потока и в поперечном направлении. При этом снижаются затраты кинетической энергии, несущей фазы с поворотом и разгоном потока капель, отраженных входными кромками;
б) Большая протяженность входных и средних участков меж лопаточных каналов (до основного поворота) обеспечивает увели чение коэффициентов скольжения и, тем самым снижение дополнительных потерь, обусловленных взаимодействием фаз в ядре течения. Реализация такого эффекта (увеличения коэффициентов скольжения) способствует уменьшению рассогласования скоростей капель по величине и направлению за решеткой, что должно положительно сказаться на к.п.д. ступени и уменьшить эрозионный износ рабочих лопаток. Следует иметь в виду, что при этом уменьшаются часть дополнительных потерь от влажности, обусловленных тормозящим воздействием капель на рабочие лопатки.
в) Стабилизируется пограничный слой в межлопаточных кана лах, так как увеличивается протяженность конфузорной части ка нала и сокращается длина линии в косом срезе, на некотором участ ке которого течение диффузорное; уменьшается относительная дли на диффузорного участка. Следует подчеркнуть, что при этом стабилизируются пленки на отводах профиля, что улучшает условия отсоса жидкой фазы или ее испарения (в зависимости от применяе мого способа удаления влаги). Можно полагать, что при этом снижаются потери на трение в двухфазном пограничном слое.
г) Обеспечивается более высокая степень дисперсности жид кой фазы, что обеспечивается большей конфузорностью и протя женностью межлопаточных каналов, особой формой выходных кро мок (плоско срезанные).
Представляется очевидным, что реализация перечисленных и других преимуществ новых типов решеток может быть подтверждена только расчетно-экспериментальным путем и сопоставлением с существующими и широко применяемыми решетками типа C-90-I2A + I) С90-22А МЭИ, спрофилированными для перегретого пара. Эта задача частично решается в настоящем разделе диссертации. I) Решетки группы А разработаны для дозвуковых скоростей 7 ]
Основные геометрические характеристики улучшенных решеток приведены в приложении на рис. ,1 .4 для различных углов выхода потока й&і . Характерные особенности рассматриваемых профилей и каналов состоят в следующем. По мере увеличения угла oS± , уменьшается хорда профиля при неизменных радиусах округления входной кромки и постоянной толщине выходной кромки.
С увеличением G L уменьшается кривизна спинки в косом срезе, а также в межлопаточном канале. Все профили выполнены с удлиненной входной частью по сравнению с исходными профилями группы А (для дозвуковых скоростей), разработанными в МЭИ. Вместе с тем, при разработке улучшенных профилей были учтены результаты опытного и расчетного исследования профилей решеток C90-I2A С90-20А, подтверждающие их высокую эффективность в зоне перегретого пара. При этом законы распределения абсолютной кривизны вдоль спинки профиля вблизи минимального сечения и в косом срезе принимались близкими к тем, которые были применены для исходной группы решеток. При этом относительные радиусы кривизны вдоль спинки и вогнутой поверхности для двух сравниваемых профилей оказываются существенно различными, что подтверждается графиками на рис. 3.1 и 3.-8.
Исследование пограничного слоя на пластине и в косом срезе решетке с добавкой ОДА
На величину потерь энергии в решетке существенное влияние оказывает структура пограничного слоя в области косого среза. Поэтому в работе поставлена задача измерить распределение скоростей в пограничном слое в косом срезе решетки C90-I2A Вл для перегретого и-влажного пара. Кроме того, к настоящему времени нет детальных исследований пограничного слоя в решетках в потоке пара с добавками ОДА. Поэтому здесь также исследовался пограничный слой в косом срезе и в присутствии ОДА в паре.
Учитывая сложную структуру потока в решетках целесообразно вначале провести исследование влияния ОДА на пограничный слой при безградиентном течении, т.е. на пластине.
Опыты, проводились в соответствии со схемой, представленной на рис Л 4.а, где изображена пластина со щелями для формирования пленки и указаны измерительные сечения, расположенные на различных расстояниях от передней скругленной кромки пластины. ОДА вводился в основной поток пара. С помощью микрозондов измерялось распределение скоростей в пограничном слое.
Основные результаты измерений представлены на рис. 4.4 ,6,8 где нанесены эпюры распределения скоростей в пограничном слое для двух степененй влажности Ус = 3,4$ и У0 =6,1$. При малой влажности и небольших расходах ОДА (7,6 . ТО "6 кз? пара ЭПЮРЫ скоростей деформируются таким образом, что влияние ОДА ощущается только во внутренних участках пограничного слоя, причем обнаружи вается тенденция к частичному вырождению турбулентности. При увеличении расхода ОДА до 22,8 Ю "6 г а установлено уменьшение физической толщины пограничного слоя в исследуемых сечениях и фиксируется более полные эпюры скоростей. Эти результаты могут быть объяснены изменениями на границе пленки: с увеличением расхода ОДА снижается интенсивность волнового движения на внешней границе пленки, что приводит к уменьшению физической толщины слоя и напряжения трения на стенке (в соответствии с результатами работы И.П. ТетерыС 47 ] в поперечном сечении пленки напряжение трения сохраняет постоянное значение).
Распределение скоростей в трех сечениях косого среза решетки C90-I2A Вл приведено на рис. 4.5. Можно отметить, что в горловом сечении распределение скорост ей наиболее неравномерное. Выравнивание поля скоростей происходит уже в среднем сечении косого среза, так как кривизна линий тока на участках 1-2 и 2-3 резко уменьшается.
Средние значения скорости в сечениях 1-3 в основном соответствуют распределению давлений, представленному в разделе Ш (см. рис. 3.8,0. ). На конфузоном участке от сечения I к сечению 2 средняя скорость увеличивается на конфузорном участке косого среза, на диффузорном, от сечения 2 до сечения 3, уменьшается.
На рисунках 4.6 представлено распределение безразмерных скоростей в пограничном слое на вогнутой поверхности в сечении I. Условия опытов указаны на рисунках. Следует отметить, что на вогнутой поверхности режим течения в пограничном слое - ламинарный. Для сравнения на рисунках штрих пунктиром указаны теорические кривые распределения скоростей для ламинарного пограничного слоя "Л" и для турбулентного пограничного слоя - "Т" (несжимаемая жидкость) .
На эпюры распределения скоростей в пограничном слое вогнутой поверхности (рис. 4.6) оказывает заметное влияние состояние пара: для перегретого пара эпюра наиболее наполнена, для влажного пара - наполненность эпюры занимает промежуточное положение. Очевидно, что потери трения на вогнутой поверхности будут наибольшими для влажного пара, а для перегретого пара - наименьшими. Можно предположить, что введение гидрофобных присадок снижает потери энергии в ламинарном пограничном слое, в минимальном сечении (сечение I) пограничный слой также ламинарный, что очевидно из кривых й/я/ (У/д) на Рис» 4.7. Здесь наполнение профиля скорости оказывается еще менее полным, чем на вогнутой поверхности, но весьма близким к эпюре ламинарного слоя "Л" для несжимаемой жидкости. Так как локальные значения числа Маха на спинке профиля в сечении I более высокие, чем на вогнутой поверхности (раздел Ш, рис. 3.3,а ), то некоторое различие "ламинарных" эпюр скоростей на вогнутой поверхности и на спинке в сечении I следует объяснить влиянием сжимаемости.
Особенно интересны результаты измерения распределения скоростей в пограничном слое в сечении П, расположенном вблизи зоны минимума давлений на спинке профиля (перед диффузорным участком, но в области малых продольных градиентов давления). Эпюры скоростей в этом сечении (рис. 4.8) не совпадают, как с ламинарным, так и с турбулентным распределением скоростей в слое. Этот результат дает основание предположить, что в рассматриваемом сечении пограничный слой находится в переходном режиме.
