Глава 1. Формирование двухфазного газожидкостного потока при рас- пыливании жидкостей

LL Характеристики газожидкостного факела

12： Классификация способов распыливайня жидкостей

1.3： Распад пленок и струй при различных способах распиливания

1*4. Дробление и коалесценция капель

Глава 2. Гидродинамика газожидкостного факела распыленной жидкости

Современный подход к теоретическому описанию динамики двухфазных систем

22 Закономерности гидродинамики газожидкостного потока

Оценка действия сил, обусловленных различными эффектами

Уравнения для расчета коэффициента сопротивления

Гидродинамика одиночного свободного факела

Гидродинамика газожидкостного факела при наличии ограничивающих стенок

Оценка упрощающих допущений,

Расчет оптимальной расстановки распылителей

Глава 3. Тепло-массообмен между каплями распыленной жидкости и газом

Общие положения

Основные предпосылки для математического описания

Математическая модель тепло-массообмена

Начальные и граничные условия

Оценка точности модели

Глава 4. Гидравлическое распыливаиие

Классификация гидравлических форсунок

Струйные, с соударением струй и ударно-струйные форсунки

Центробежные форсунки*

Истечение из центробежной форсунки подогретых, кипящих жидкостей и парожидкостных смесей

Глава 5. Распыливаиие жидкостей центробежно-струйными форсунками

Распад струи жидкости при истечении из форсунки

.Течение идеальной жидкости в форсунке

Течение вязкой жидкости в форсунке

£4. Анализ характеристик центробежно-струйной форсунки

Влияние основных параметров на распределение плотности орошения

Расчет центробежно-струйных форсунок

Б 7 71013192727283739414751555g5g„_6g7171728192106106107114117124127132Б 7 71013192727283739414751555g5g„_6g7171728192106106107114117124127132Конструктивные схемы форсунок

Б 7 71013192727283739414751555g5g„_6g7171728192106106107114117124127132

Б 7 71013192727283739414751555g5g„_6g7171728192106106107114117124127132

136136137146155侬侬160167176176180182192200200201207216225229231231233236243136136137146155侬侬160167176176180182192200200201207216225229231231233236243249249

136136137146155侬侬160167176176180182192200200201207216225229231231233236243

136136137146155侬侬160167176176180182192200200201207216225229231231233236243

249

249

Глава 6. Механическое распыливаиие

Классификация распылителей

Теоретические основы течения жидкости

Ко нетруктив ны е схемы распылителей ,

Монодисперсное распыливаиие жидкостей

Глава 7. Пневматическое распыливаиие

Классификация форсунок

Дисперсные характеристики пневматических форсунок

Конструктивные схемы форсунок

Глава 8. Акустическое распыливаиие

Распад жидкости в пульсирующем газовом потоке

82 Классификация форсунок

Влияние параметров форсунки на ее характеристики. Расчет форсунок^^.

Конструктивные схемы форсунок

Глава 9. Специальные и перспективные способы распыливаиии жидкостей

Требования, предъявляемые к распылам в аппаратах специального назначения и основные пути повышения. эффективности распылива- ния

92 Ультразвуковое распыливаиие.

Электростатическое распыливаиие

Пульсационное распыливаиие

РаСпыливание с предварительным газонасыщением

Электрогидравлическое распыливаиие

Глава 10. Выбор распылителей и методы определения их характеристик

Требования, предъявляемые к распыливающим устройствам

Выбор распыливающих.. устройств

Методы определения характеристик распылителей

Литература

Предметный указатель

Предисловие

Приступая к написанию монографии «Основы техники распы- люания жидкостей», авторы отдавали себе отчет в том, что в .последние годы появилось довольно большое количество литера- .туры по распиливанию жидкостей. Достаточно широко обобще- 显 способы распыливания и распыливающие устройства в книге авторов «Распылители жидкостей» (М., Химия, 1979 г.).

Однако большинство книг не дает ответа на ряд вопросов, -чрезвычайно важных для расчета и проектирования технологического оборудования (например, каковы параметры совокупного факела, образованного несколькими параллельно работаю- &нмн распылителями?)

Вместе с тем, если характеристики двухфазного газожидкостного потока, сформировавшегося на выходе, из распылителя, в знаадтельной мере определяют протекающие в аппарате процессы, то конструкция аппарата и гидродинамические условия в нем значительно влияют на первоначальные параметры факе- • ла. Под действием газового потока меняется траектория капель, 血《 могут коалесцировать и дробиться, частично выпадать на стенки аппарата. Протекающие процессы могут вызывать заметное изменение размера капель (например, конденсация или Йспарение). На поверхности капель могут осаждаться твердые частицы, вызывая изменение их массы. Наконец, на некотором 'расстоянии от распиливающего устройства скорости капель, од- 二 непременно покинувших распылитель, но отличающихся разме- 一 рами, начинают заметно различаться, что в ряде случаев равно- денно продольному перемешиванию и не может не отразиться ла эффективности процесса.

* Дробление жидкости, на капли не является самоцелью, оно ' .обеспечивает высокоразвитую поверхность контакта взаимодействующих 'фаз. Поэтому процесс распыливания необходимо рассматривать в единстве и взаимосвязи со всеми явлениями» йротекающими в аппарате.

: Следует отметить, что распыл претерпевает заметные нзме- Нення обычна на значительном удалении (0,5—1 м) от распы- ^йвающего устройства. Это характерно прежде всего для полых распыливающих аппаратов, однако учет указанных изменений может повысить точность расчета также камер сгорания, наса- ДоЧных и пленочных колонн с форсуночным орошением, хими- 吋ких реакторов и других аппаратов.

.Совершенно очевидно, что поставленная задача чрезвычайно *<жна и в рамках одной книги едва ли может быть решена. 卩°冃Тому авторы постарались выделить наиболее существенные. На их взгляд, моменты.

- Значительное внимание уделяется гидро-аэродинамике фор- мирования, развития и движения газожидкостного потока в

свободном пространстве и при ограничении стенками аппарата; для факела, образованного одиночным распылителем, и для совокупного факела, образующегося при одновременной работе нескольких распиливающих устройств.

Рассматриваются условия устойчивости первичных капель, анализируются структура и области применения известных уравнений для расчета коэффициента аэродинамического сопротивления; оценивается влияние на гидродинамические параметры неравномерности распределения плотности потока капель по сечению факела и неоднородности распыла.

При рассмотрении гидродинамики и тепло-массообмена в двухфазных газожидкостных системах авторы использовали математическое моделирование. Оценки моделей проводили на основе экспериментальных данных, полученных на объектах промышленных размеров, что позволило также оценить и масштабный эффект, снижение которого является существенным резервом повышения эффективности тепло-массообменных аппаратов.

В монографии рассмотрены различные способы диспергирования и распыливающие устройства. Однако ввиду Ограниченного ее объема освещенные ранее вопросы изложены очень кратко, а для подробного их изучения читателю* рекомендованы соответствующие источники. Вместе с тем новые или недостаточно освещенные в литературе вопросы приводятся со всеми необходимыми выкладками и пояснениями- В частности, значительное внимание уделено теории центробежно-струйных форсунок, позволяющих получить заданное распределение удельных потоков жидкости по сечению факела. Если обеспечить распределение жидкой фазы, соответствующее неравномерному, но реально существующему распределению газовой фазы, то масштабный эффект, обусловленный этой неравномерностью, можно свести до минимума.

В монографии особое внимание уделено标 распыливающим устройствам для аппаратов специального назначения. Спецификой этих аппаратов обусловлены особые требования к распылам, которые влекут за собой выбор метода распыливания и конструкции распылителей.

Теория и практика распыливания жидкостей постоянно развиваются. Возникают новые вопросы, появляются новые способы распыливания, новые конструкции распыл ивающих устройств, оригинальные тепло-массообменные аппараты. Поэтому в монографии рассмотрены перспективные направления развития техники распыливания жидкостей.

Авторы считают долгом выразить благодарность заслуженному деятелю науки и техники РСФСР, профессору, доктору технических наук Н. Н. Липатову и сотрудникам кафедры «Конструирование аппаратов химических производств» Московского института химического машиностроения.

Замечания и предложения читателей будут приняты авторами с благодарностью.

Глава /

ФОРМИРОВАНИЕ ДВУХФАЗНОГО

ГАЗОЖИДКОСТНОГО ПОТОКА ПРИ РАСПЫЛИВАНИИ ЖИДКОСТЕЙ

1・1・ ХАРАКТЕРИСТИКИ ГАЗОЖИДКОСТНОГО ФАКЕЛА

Распыливанием называют процесс дробления струи или пленки жидкости на большое число капель и распределение их в пространстве (объеме аппарата).

Устройства, обеспечивающие дробление жидкости, называют распылителями, а поток капель — распылом. Сформировавшуюся систему капель жидкости, покинувшей распылитель, прн* нято называть газожидкостным факелом или факелом распыла. Следует отметить, что распад жидкости зависит от режима ее истечения. При малой относительной скорости жидкости и окружающего газа после распылителя образуется сплошная струя или пленка. При увеличении скорости струя начинает распадаться на отдельные капли, а длина сплошного участка сокращается. При дальнейшем увеличении скорости дробление происходит в непосредственной близости от распыливающего устройства. Этот режим и принято считать распыливанием.

Для количественной оценки параметров факела распыла введены следующие характеристики [127].

Дисперсные, определяющие факел как некоторую совокупность частиц различных размеров. Они включают дифференциальные (частотные) и интегральные (суммарные) кривые распределения числа (поверхности, массы) капель по диаметрам (рис. 1.1); средний диаметр капель; удельную поверхность капель и иногда, критерий гомогенности, показывающий степень однородности распыла. Интегральные кривые, приведенные на рис. 1.1, б, показывают относительное число (поверхность, массу) капель, диаметр которых меньше (кривая G「) или больше (кри- ,вая /?3) заданного.

、 Абсцисса максимума на частотной кривой (или точек пере- 圾6а на суммарных кривых) представляет собой диаметр наи- 6о?ее часто встречающихся капель. Этот диаметр называют мо- ДО*. Диаметр, который делит площадь под суммарной кривой пополам, т. е. для которого Gp=/?3 = 0,5, принято называть медианным.

Другие средние диаметры, характеризующие распыл, мож- н。представить общей формулой

.丄

,幻=(±4.%"工d囱,-

艦"не числа, зависящие от способа осреднения; —номер фрак-

7 Р^ Разбнта совокупность капель, df-средний диаметр /-той *₽акции, ni — *1исло капель t-той фракции.

Рис. 1.1. Кривые распределения капель по диаметрам: й — частотная; б — суммарные.

Ниже приводятся принятые названия, обозначения и области применения получаемых по формуле средних диаметров капель и соответствующие значения f и 虚：

Значения

Название среднего анаметра

Обозначение среднего диаметра

Области применения

А

1

0

Арифметический

^10

Сравнение дисперсных систем

2

Поверхностный

^20

Контроль поверхности

3

Объемный

^30

Контроль объема

3

Объемно-поверхностный (заутеровский)

^32

Тепло- и массообмен

4

3

Массовый

d《3

Процессы горения

В инженерной практике для определения дисперсных характеристик используют эмпирические (чаще всего критериальные) уравнения, полученные при обобщении экспериментальных материалов для каждой конструкции или для класса распылителей.

Характеристики распределения отражают профиль удельных потоков жидкости по сечению факела. К ним относятся коэффициенты радиальной 々н.р и окружной feH. о неравномерности. Первый показывает, насколько распределение плотности орошения (отношение секундного расхода жидкости к площади, перпендикулярной движению капель) отличается от идеально равномерного, а второй позволяет оценить, насколько факел распыла симметричен относительно оси:

弋 9 丨 qmax—

где 尸=》/* — полная площадь факела в исследуемом сечении; д^ ——плот- i=i

ность орошения i-той кольцевой зоны; q=EqdN ——средняя по сечению плотность орошения; N — число кольцевых зон, на которое разбито сечение факела; gmax и. gmin — максимальная и минимальная плотности орошения секторных зон, на которые разбивается факел при определении ^н,о.

Коэффициент неравномерности в значительной мере определяется и характером распределения плотности орошения по се-' чениЮ факела. Из всего многообразия встречающихся распре- делений плотности можно выделить три типичных вида (см. рИС 5.13). Распределение, в котором q максимально на оси и. монотонно убывает к периферии факела, характерно для факе- ло旦，образующихся при разрушении сплошных струй, поэтому .будем называть его струйным. Распределение, при котором q имеет провал на оси, затем возрастает до максимума и после этого монотонно убывает, впервые наблюдалось при распаде полой конической пленки, образующейся вследствие закручивания жидкости в распылителе. Назовем это распределение центробежным, поскольку оно наблюдается в центробежных форсунках. Все промежуточные варианты распределений плотности орошения назовем центробежно-струйным, поскольку (как будет показано ниже) они характерны для центробежно-струйных форсунок.

Характеристики формы, позволяют определить габариты факела на заданном расстоянии h от распылителя. К ним относятся корневой угол факела p = 2arctg (a/b) (рис. 1.2,а), диаметр . факела на расстоянии h и дальнобойность факела. При вертикальном факеле за дальнобойность принимают высоту "99, на 'которую поднимается не менее 99% всей жидкости (рис. 1.2,б), а при горизонтальном ——расстояние 厶力 от кромки распылителя до перпендикуляра, восстановленного из точки пересечения центральной линии факела с контрольной плоскостью (рис. 1.2,8).

Расходные характеристики. Отличие реального расхода от теоретического обусловлено тем, что во-первых, реальная скорость на выходе из распылителя ⑵水 вследствие потерь энергии в его элементах меньше теоретической ^ж.т= (2ДР/р^)0-5 и, во- вторых, тем, что струя на выходе' занимает не все сечение соплового канала (вследствие ее сжатия или образования воздушного вихря), т. е. fcT<fc・ Отношение ⑵ж/⑵ж. т обозначают 屮 н называют коэффициентом скорости; а отношение /ст/『с = е — коэффициентом заполнения соплового канала. Произведение

Рис. 1.2. ОпределениеРис. 1.2. Определениеа — корневой угол； 6, а— ответственно.а — корневой угол； 6, а— ответственно.корневого угла факела и его дальнобойности: дальнобойность вертикального н горизонтального факелов со-корневого угла факела и его дальнобойности: дальнобойность вертикального н горизонтального факелов со-

Рис. 1.2. Определение

Рис. 1.2. Определение

а — корневой угол； 6, а— ответственно.

а — корневой угол； 6, а— ответственно.

корневого угла факела и его дальнобойности: дальнобойность вертикального н горизонтального факелов со-

корневого угла факела и его дальнобойности: дальнобойность вертикального н горизонтального факелов со-

этих коэффициентов показывает, во сколько раз реальный расход меньше теоретического, и называется коэффициентом расхода %

©Ж f СТ

Энергетические характеристики используются для оценки экономичности способа распыливания или распыливающего устройства.

Подводимая к распылителю энергия £ расходуется: на преодоление сил поверхностного натяжения при распаде струи (пленки) жидкости на капли ——энергия распыливания Ер； на сообщение жидкости поступательного движения ——гидравлическая энергия £7; на преодоление сил трения в распылителе и диссипацию энергии в потоке — энергия потерь &

Таким образом, £=£р+£г + £п. Отношение Ер/Е=т]р называют к. п. д. распыливания. Он отражает долю энергии, пошедшей на образование новой поверхности (капель), и зависит главным образом, от способа распыливания и физических свойств жидкости (обычно пр не превышает сотых долей процента). Отношение 耳/£=小一гидравлический к. п. д. Он характеризует потери энергии в распылителе (т. к. EqE——£г) и зависит от его конструкции, качества изготовления и режима течения жидкости.

Гидродинамические параметры, которые включают скорости капель и газа в любом сечении факела и порозность факела. Они необходимы для расчета тепло-массообменных процессов, Гфотекающих в распылах и определяются начальной скоростью и размером капель, формой факела, а также свойствами газовой среды.

. КЛАССИФИКАЦИЯ СПОСОБОВ РАСПЫЛИВАНИЯ ЖИДКОСТЕЙ

В основу предложенной классификации положены способы подвода энергии, расходуемой непосредственно на диспергирование, известные ранее, и новые, разработанные в последнее время.

Г идр авл ическое распыливание. Основным энергетическим фактором, приводящим к распаду жидкости на капли, является давление нагнетания. Проходя через распыливающее устройство, жидкостной поток, во-первых, приобретает довольно высокую скорость и, во-вторых, преобразуется в форму, способствующую быстрому и эффективному распаду (струя, пленка, крупные частицы, в зависимости от принадлежности распылителя к тому или иному классу).

Гидравлическое распыливание — самое экономичное по потреблению энергии (2—4 кВт на диспергирование 1 т жидкости), однако создаваемый при этом распыл——довольно грубый и неоднородный, затруднены регулирование расхода при задан-

ном качестве дробления, а также распыливание высоковязких жидкостей. В то же время этот способ наиболее широко распространен вследствие сравнительной его простоты.

НМеханическое распыливание. При этом способе жидкость п°・ лучает энергию вследствие трения о быстровращающийся ра- gQ4Hg элемент. Приобретая вместе с рабочим элементом вращательное движение, она под действием центробежных сил срывается с распылителя (в виде пленок или струй) и дробится на капли. /

К достоинствам этого способа следует отнести возможность раслыливания высоковязких и загрязненных жидкостей и ре- гулирования производительности распылителя без существенного изменения дисперсности. Недостатками является то, что вращающиеся распылители дороги, сложны в изготовлении и эксплуатации, энергоемки (15 кВт на диспергирование 1 т жидкости) и, кроме того, обладают вентиляционным эффектом. Ме・ паническое распыливание используют главным образом для дробления вязких жидкостей и суспензий.

Пневматическое распыливание. При таком способе диспергирования энергия подводится к жидкости главным образом в результате динамического взаимодействия ее с высокоскоростным потоком газа (распыливающего агента). Благодаря большой относительной скорости потоков в распылителе или за его пределами Жидкость сначала расслаивается на отдельные нити, которые затем распадаются на капли.

К достоинствам пневматического способа относятся небольшая (в то время как при гидравлическом способе она существенна) зависимость качества распыливания от расхода жидкости, надежность в эксплуатации, возможность распыливания высоковязких жидкостей. Недостатками являются повышенный расход энергии на распыливание (50—60 кВт на 1 т жидкости), необходимость в распиливающем агенте и в оборудовании для его подачи.

Акустическое распыливание во многом схоже с пневматичес- ким. Жидкость получает энергию при взаимодействии с пото- ком газа. Однако при этом, в отличие от пневматического рас- пыливания, газу сообщаются колебания ультразвуковой часто- ты» что при прочих равных условиях обеспечивает более тон- кое и однородное дробление.

ЗтоТ способ распыливания более экономичен и перспекти- вен. чем пневматическое диспергирование, однако конструкции акустических распылителей несколько сложнее, чем пневматических.

Электростатическое распыливание. По этому способу жид- 2^™ ет® Д° ее истечения или в момент истечения сообщают ^^^тростатический заряд. Под действием кулоновских сил ^^я (пленка) жидкости распадается на капли таких разме- „ло* ПРИ которых силы взаимного отталкивания капель урав-

Шиваются силами поверхностного натяжения.

Возможен и другой вариант, когда жидкость подают в область сильного электростатического поля, под действием которого на поверхности жидкости происходит некоторое распределение давления. Это вызывает деформацию струи и распад ее на капли. ，

Недостатками электростатического распыливания являются необходимость в дорогостоящем оборудовании, его высокая энергоемкость, малая производительность и сложность обслуживания. Этот метод находит применение в некоторых распылительных сушилках и при окраске методом распыливания.

Ультразвуковое распыливание. Жидкость подается на колеблющийся с ультразвуковой частотой элемент пьезоэлектрического или магнитострикционного генератора и срывается с него в виде мелких капель. *

Недостатками пьезоэлектрических и магнитострикционных распылителей являются малая производительность (от 0,5 до 6 кг/ч) и необходимость сложного дорогостоящего оборудования.

Пульсационное распыливание. Отличительная особенность данного способа — наложение пульсаций давления или расхода (чаще — и того, и другого) на поток распыливаемой жидкости. Возникающие при этом дополнительные колебания жидкостной пленки (или струи) способствуют увеличению поверхностной энергии, быстрой потере устойчивости потока и, как следствие, более тонкому диспергированию.

Пульсационное распыливание может сочетаться с любым из рассмотренных выше способов. При этом к преимуществам того или иного Способа добавляется еще одно: повышение качества и однородности дробления, происходящее в ряде случаев без увеличения энергозатрат и при незначительном усложнении конструкции распылителей.

Распыливание с предварительным газонасыщением. По этому способу жидкость перед подачей в распылитель или непосредственно в самом распылителе насыщают газом. Распределенный в жидкости в виде пузырьков газ сжимается до ее давления и частично растворяется. При этом возрастает и поверхностная энергия потока. Возрастание энергии, а также быстрое расширение пузырьков и десорбция газа при истечении жидкости из распылителя приводят к ее распаду на. более мелкие, чем- в условиях обычного гидравлического распыливания, капли.

Электрогидравлическое распыливание. По этому способу потоку жидкости сообщается дополнительная энергия за счет высоковольтного электрического разряда (пробоя жидкости) в полости распылителя. В образующемся плазменном шнуре наблюдается скачок температуры до нескольких тысяч градусов и скачок давления до нескольких тысяч атмосфер. Происходит выброс высокоскоростного потока капель, которые догоняют и дополнительно дробят частицы, покинувшие распылитель в период между импульсами. Кроме того, сопровождающие разряд

эЛфекты (ударная волна, кавитация) длятся практически весь промежуток времени между импульсами и также приводят к дроблению жидкости, покидающей распылитель за это время.

” Комбинированные методы распыливания. Сочетание несколь- ких перечисленных выше способов распыливания позволяет получить такие характеристики распыла, которые невозможно обеспечить применением каждого из них в отдельности. Напри- мер, сочетание пневматического и гидравлического методов (пневмо-гидравлическое распыливание) позволяет получить рас- пыл с дисперсными характеристиками, не уступающими полученным при пневматическом распыливании, но при значительно меньших затратах энергии. Любой из упомянутых способов распыливания может оказаться наиболее экономичным для конкретных условий производства и требований к качеству и дисперсности готового продукта.

1・3・ РАСПАД ПЛЕНОК И СТРУЙ ПРИ РАЗЛИЧНЫХ

СПОСОБАХ РАСПЫЛИВАНИЯ

* Существует несколько точек зрения на причины, вызывающие распад жидкости при распыливании: капиллярные силы, турбу- .лентные ^пульсации, кавитация, внешние инерционные силы. Очевидно, какой-либо одной из этих причин нельзя объяснить процесс дробления при всех, возможных и многообразных условиях; на определенных стадиях дробления решающей может стать любая из них. Так, капиллярные силы особенно заметное воздействие оказывают на распад тонких, движущихся с малы- .ми скоростями струй; роль внешних инерционных сил становится существенной при высоких скоростях истечения.

Независимо от того, какая из указанных причин является в данном случае главной, разрушение струи (пленки) в конечном итоге есть следствие развития в ней колебательных про- .цессов. Возникновение последних^обусловлено внешними и внутренними факторами. К внешним относят аэродинамические си- лн, которые стремятся деформировать и разорвать струю (плен- КУ)» а к внутренним — возмущения, обусловленные качеством изготовления распылителя, его вибрациями, конструктивными особенностями и т. п.

На процесс распада влияют также физические свойства распыливаемой жидкости и окружающей среды. Например, вязкость жидкости оказывает стабилизирующее воздействие, затрудняя развитие волновых явлений, а следовательно, и рас- пыливание；- при- увеличении поверхностного натяжения наблю- ДаеМр Замедление распада струи жидкости.

М^ханнам дробления жидкости, покинувшей распылитель, Л^ит главным ?6разом от формы вытекающей струи и соот- сиапа^)f коросте克 струи и окружающего газа, которые в свою стп^^^ПреДеЛЯЮТСЯ способом распыливания, классом и кон- струкциеи распыливающего устройства.

При гидравлическом распыливании скорость окружающего газа в подавляющем большинстве случаев значительно меньше скорости истечения, а жидкость вытекает из распылителя в виде цилиндрической струи, плоской, круговой или конической пленки (см. рис. 1.3—1.6).

Распаду цилиндрических струй посвящено большое число работ, однако до настоящего времени нет единого представления о механизме этого явления. Большинство авторов, основываясь на работах Рэлея, считают разрушение цилиндрической струи следствием возникновения и нарастающего развития поперечных упругих колебаний [14, 22, 24, 68, 134, 213].

Наиболее полная картина разрушения цилиндрических струй, на наш взгляд, представлена в работе [24]. По мнению авторов, упругие колебания поверхности струи могут иметь место, но они будут всегда иметь затухающий характер вдоль струи. Поэтому распад струи может произойти только в месте возникновения такого колебания.

—лицо о ООО ОО—лицо о ООО ООо 0 Оо 0 Оw> 2,5 м/сw> 2,5 м/сПоследовательность же чередования сужений и расширений по длине струи обуславливается не упругими колебаниями, а лапласовскими силами, имеющими постоянное направление. Жидкость из места сужения может и обязательно будет перетекать в места расширений, и этот переток необратим, поскольку лапласовские силы действуют в этом же направлении. Таким образом, раз начавшееся в данном сечении сужение будет только сужаться, а расширение будет только расширяться. Каждое сужение обязательно вызовет рядом с собой образование расширения выдавливанием туда жидкости, а каждое расширение вызовет рядом с собой сужение за счет симметричного распределения сил по поверхности шара. Так образуется последовательная цепь сужений и расширений по длине струи.

—лицо о ООО ОО

—лицо о ООО ОО

о 0 О

о 0 О

w> 2,5 м/с

w> 2,5 м/с

У е о о О

О00g 舞：

Оо?

о

а68г

Рнс. 1.3. Картина разрушения цилиндрической струи при постепенном увеличении скорости истечения w.

Рис. 1.4. Зависимость длины не- распавшегося участка цилиндрической струи『от перепада давления жидкости в форсунке (вода, &=1 мм):

/ — по данным [213]; 2 •—по данным I22J.

При постепенном увеличении скорости истечения (начиная от нулевого значения) наблюдались [24] следующие явления. Сначала жидкость (вода) покидает сопло в виде единичных капель (рис. 1.3, а). Увеличение скорости до 1,5 м/с приводит к образованию короткой струи и неравномерных капель (рис. 1.3,6). После отрыва капель создаются неравномерные расширения по длине струи. Под действием давления в расширении меньшего диаметра жидкость перетекает в расширение большего диаметра. Слияние или неслияние соседних расширений приводят к неравномерности и к увеличению крупной фракции получаемых капель.

При скорости истечения воды 1,85——2,5 м/с образуются наиболее равномерные капли (рис. 1.3,8): 99% имеет размер в пределах 0,75—0,43 мм.

При скорости истечения более 2,5 м/с длина струи увеличивается вплоть до максимума (рис. 1.3, г). Число капель одинакового размера при этом уменьшается, так как с увеличением скорости истечения наметившиеся сужения-перемычки распадаются, образуя дополнительную маленькую капельку — «спутник». Число таких 《спутников》 увеличивается с ростом скорости истечения; при этом возрастает и число крупных капель. На этих повышенных скоростях режим истечения приближается к турбулентному.

, При неизменной скорости истечения и при уменьшении поверхностного натяжения длина струи увеличивается. Это обусловлено, очевидно, меньшей скоростью сужения струи небольшими лапласовскими силами. Одновременно наблюдается незначительное уменьшение медианного диаметра капель, но однород- Н0Сть факела распыленной жидкости ухудшается, в нем возра- ста^т число мелких капель.

С увеличением вязкости внутренние силы трения затормажи- вают переток жидкости из сужения в расширение, что приво- дхт к удлинению струи. Продолжительность образования капель возрастает, пережим сужения замедляется, при этом перемычка успевает растянуться, и из нее образуется 《спутник》. Средний диаметр капли растет вследствие медленного формирования ферическои капли, захватывающей большой участок струи.

Рис. 1.5. Картина разрушения плоской пленки при увеличении скорости истечения.'Рис. 1.5. Картина разрушения плоской пленки при увеличении скорости истечения.'

Рис. 1.5. Картина разрушения плоской пленки при увеличении скорости истечения.'

Рис. 1.5. Картина разрушения плоской пленки при увеличении скорости истечения.'

Многие исследователи, занимавшиеся распадом цилиндрических струй, изучали влияние перепада давления жидкости в форсунке на длину нераспавшегося участка. Еще Вебер и Генлейн [213] установили (рис. 1.4, кривая 1) существование двух максимумов давления, определяющих длину нераспавшегося участка струи жидкости, вытекающей из форсунки. Более поздние работы подтвердили наличие этих экстремумов, а в работе [22] обнаружен третий максимум, соответствующий давлению 20 МПа (кривая 2). Из приведенных графиков также следует, что с увеличением перепада давления длина нераспавшегося участка струи уменьшается.

В работе [22] диапазон давлений расширен до 100 МПа при скорости истечения йу л?440 м/с. Установлено, что распад струи и при таком давлении начинается вблизи сопла, однако сплошной участок сохраняется, хотя наблюдать его визуально весьма сложно вследствие образования плотной завесы из водяной пыли.•

Распад плоской пленки обусловлен двумя основными причинами: во-первых, возникновением на пленке отдельных перфораций, которые постепенно увеличиваются до образования сетки, состоящей из тонких нитей, распадающихся на Много мелких капель (рис 1.5,а, 6); во-вторых, образованием на пленке перпендикулярно направлению потока неустойчивых волн (амплитуда которых возрастает при удалении от кромки сопла), приводящих к распаду, пленки на параллельные нити, которые дробятся на капли (рис. 1.5, в).•

При истечении жидкости из кольцевой горизонтальной щели или при растекании по отбойному элементу ударно-струйной форсунки образуется круговая пленка. Разрушение таких пленок изучено мало, поэтому здесь приведены результаты собственных наблюдений (рис. 1.6). При малой скорости истечения '

(небольшом давлении) основным фактором, приводящим к раз- пушению пленки, является сила тяжести. Под ее воздействием уЖе На небольшом расстоянии от щели края пленки загибаются 蠡нз (рис. 1.6,а), и она приобретает форму грибка, от кромки которого отрываются капли различных размеров.

При увеличении скорости истечения размеры пленки быстро увеличиваются, но долго сохраняются гладкая поверхность и целостность пленки, разрушение наблюдается лишь на ее краях, где от неровных* зубцов отрываются капли (рис. 1.6, б). ” При дальнейшем росте скорости истечения на пленке появляются перфорации, а поверхность заметно турбулизуется (рис. 1.6,6). Дальнейшее увеличение скорости приводит к тому, что нераспавшаяся пленка практически исчезает, в непосредственной близости от щели жидкость приобретает струйчатую (нитевидную) структуру, которая быстро преобразуется в поток капель (рис. 1.6,г).

При истечении жидкости из центробежной форсунки образуется коническая пленка. Распад таких пленок изучен и описан достаточно широко. На рис. 1.7 приведены характерные стадий их разрушения [56].

При механическом диспергировании, как и при гидравлическом, дроблению подвергается либо струя, либо пленка жидкости, в зависимости от конструкции распыливающего механиз- ” ма (Диск, стакан, конус и т. д.). В данном случае дробление жидкости в значительйой мере зависит от ее расхода. При очень малом расходе на кромке вращающегося диска возникает ч жидкий тор, который под действием центробежных сил деформируется, так что на нем образуются шаровидные узлы, отры- ваюц^иеся в виде капель (рис. 1.8). При увеличении расхода

Рис- 16 Картина разрушения круговой пленки прл ^шйнчс«ШГ скорости истечения.产Рис- 16 Картина разрушения круговой пленки прл ^шйнчс«ШГ скорости истечения.产

Рис- 16 Картина разрушения круговой пленки прл ^шйнчс«ШГ скорости истечения.产

Рис- 16 Картина разрушения круговой пленки прл ^шйнчс«ШГ скорости истечения.产

Рис. 1.7. Картина разрушения конической пленки при увеличении скорости истечения (зуд<д).

жидкости узлы вытягиваются в тонкие струи и нити, число которых увеличивается, достигая постоянной величины. При даль- нейЕем увеличении расхода нити не могут пропустить всю жидкость из тора, тор сбрасывается с кромки и образует пленку; которая вытягивается, распадаясь на нити и крупные капли.

При пневматическом распыливании фактором, определяющим разрушение струи, является воздействие скоростного потока газа, который выходит из канала с большой скоростью (50—— 300 м/с), в то время как скорость истечения струй жидкости сравнительно невелика. При большой относительной скорости потоков возникает трение между струями газа и жидкости, вследствие чего струя жидкости, как бы закрепленная с одной стороны, вытягивается в отдельные тонкие нити. Эти нити быстро распадаются в местах утоньшения и образуют мелкие капли (рис. 1.9). Длительность существования статистически неустойчивой формы в виде нитей зависит от относительной скорости газа (чем больше относительная скорость, тем тоньше нить, меньше период ее существования и тем более дисперсным получается распыл) и от физических свойств жидкости.

Распад жидкостных струй при других способах распылива- ния практически не исследован. В литературе приводятся в основном предположения о причинах и механизме каплеобразова- ния. Суть этцх представлений кратко изложена выше.

Рис. 1,8. Картина разрушения пленки жидкости при механическом распыливании дисковым рабочим элементом:

а ——тор с образовавшимися узлами; б ——образование нитей; в — образование пленки при сбрасывании тора.

Рис. 1.9. Картина разрушения струи жидкости при пневматическом распыли- вании.

・ ДРОБЛЕНИЕ И КОАЛЕСЦЕНЦИЯ КАПЕЛЬ

Покидая распылитель, капли взаимодействуют с окружающим ” газом, который может существенно деформировать их или же полностью разрушить. На это взаимодействие накладывается нестационарность режима движения капель — они могут либо тормозиться, либо ускоряться потоком газа. В связи с тем, что первоначальный распыл полидисперсен, на некотором расстоянии от распылителя скорость капель различных размеров мо- ' жет существенно отличаться, что, в свою очередь, служит причиной их взаимных столкновений. Последнему может способствовать также пересечение траекторий движения частиц, обусловленное одновременной работой нескольких близко установленных распылителей,.

Распад капель в газовом потоке. Рассматривая аэродинамическое воздействие газа на капли и считая критерий Вебера * определяющим в этом процессе, многие авторы предлагают установить критические значения этого параметра, соответствующие виду распада диспергируемой жидкости. Однако в оценке этого критерия имеются большие расхождения, которые можно объяснить зависимостью его от вязкости жидкости, от продолжительности действия газового потока на каплю, а также другими факторами. Таким образом, число Вебера ——не единствен- нн直 критерий, определяющий устойчивость капли. В связи с этим в последние годы больше внимания стали уделять механизму процессов деформации и дробления капель.

Так, установлено, что капля начинает распадаться при появлении отрывного течения в кормовой части. Расчеты [172], проведенные по результатам .экспериментов в широком диапа- ；?не чисел Лапласа и при критическом значении числа Вебера WeKp=^2dp/2a, показывают, что критическое число ReKP для всех случаев соответствует режиму обтекания сферы с отрывом пограничного слоя по миделеву сечению. Таким образом, по-

стоянство критерия Вебера определяется, вероятно, постоянством коэффициента сопротивления для наблюдаемых ReKp, что было отмечено еще в работе [29]. В общем случае для обтекания сферы получена [172] критериальная зависимость числа WeKP от параметра Г, названного критерием устойчивости капли, и от ReKp： /

WeKp =』Re2Kp (訂)售 Г (I」) где Г = ц2ж/^Рж^== 1/£р・

Однако и эти параметры отражают далеко не все факторы, обуславливающие распад капель. На характер разрушения капли влияет вид приложенной нагрузки. Так, при статической деформации критическое число Вебера WeKP=7—15, в то время как при внезапна приложенной нагрузке для капель жидкости с малой вязкостью значение WeKP вдвое меньше. Характер разрушения и форма разрушающейся капли существенцр зависят и от того, происходит это явление при уменьшающихся или же при увеличивающихся относительных скоростях. Показано [105], что в широком диапазоне изменения физических свойств жидкости число WeKp в первом случае в среднем на 40% меньше, чем во втором.

При дроблении в условиях уменьшающейся скорости происходит выдувание капли в《сумку》вследствие того, что наветренная сторона капли продавливается внутрь и образуется выпуклая по направлению потока жидкая пленка. В дальнейшем эта пленка лопается, образуя большое число мелких капелек и тор, содержащий по крайней мере 70% массы первоначальной капли и распадающийся затем на множество крупных капель (рис. 1.10, а). При дроблении капли в условиях возрастающих относительных скоростей наблюдаются два вида деформации: для капель вязких жидкостей — описанный выше; в случае маловязких жидкостей происходит выдувание капли в 《сумку》， при этом значительно уменьшается коэффициент сопротивления и таким образом компенсируется воздействие возрастающего динамического напора. 一

Если скорость газа намного превышает критическую скорость, то распыление осуществляется путем срыва наветренного поверхностного слоя жидкости с капли, имеющей форму диска. При критической деформации капли диск перфорируется, и капля распадается на несколько мелких (рис. 1.10, б).

При воздействии на двухфазную среду мощных импульсов давления и скорости (например, при детонации или при горении капель в сверхзвуковом потоке) может наступить взрывное дробление, когда распад по всему объему происходит так быстро, что срыв поверхностного слоя почти невиден (рис. 1.10, в). Процесс взрывного распада рассмотрен в работе [13]. Там же предложена удачная, на наш взгляд, классификация режимов разрушения по спектру образующих капель: .

ГазГазРис. 1.10. Стадии дробления капли при различных скоростях обдувающего газа: а — простое; б — со срывом поверхностного слоя; 8 — взрывное.Рис. 1.10. Стадии дробления капли при различных скоростях обдувающего газа: а — простое; б — со срывом поверхностного слоя; 8 — взрывное.

Газ

Газ

Рис. 1.10. Стадии дробления капли при различных скоростях обдувающего газа: а — простое; б — со срывом поверхностного слоя; 8 — взрывное.

Рис. 1.10. Стадии дробления капли при различных скоростях обдувающего газа: а — простое; б — со срывом поверхностного слоя; 8 — взрывное.

первый режим, имеющий место при 4WWbkpW20 и 0,1《 《We Ке-°'5《о,8, объединяет простое деление (на 2—4 капли), разрушение《сумкн》и хаотическое дробление, при которых размер -вторичных капель близок (по порядку величины) к размеру ОСНОВНЫХ；

второй режим имеет границы: lO^We^ 104 и 0,50 WWeRe-ohw 10； при этом происходит разрушение капель со срывом поверхностного слоя, дающего очень мелкий распыл наряду с крупными вторичными частицами, отделяющимися от первоначальной капли;

третьему режиму дробления (при 103^We^ 105 и lOWWeRe-55《］02)соответствует взрывной распад, при котором размеры основной массы капель значительно меньше исходных.

$ Таким образом, для оценки критического значения числа Вебера можно воспользоваться уравнением (1.1). Если режим Движения фаз нестационарный, то при уменьшающейся относи-

Рис. 1.11. Результат столкновения капель в зависимости от числа Вебера: а ~ отскок (0,35<We<0,75)； б — устойчивое слияние (lvWev7,5); в — временное слияние (7,5<We<20); г — пробивание «мишени» (We>25); d — взрывное разрушение «мишени» (We>50).♦.

тельной скорости найденное значение WeKp следует умножить на коэффициент 0,8, при увеличивающейся — на 1,2, при резком изменении скорости — на 0,5.

Значения критериев, приведенные для трех режимов дробления капель, позволяют определить вид распада и, следовательно, в той или иной степени оценить поверхность контакта фаз.

Столкновение капель. Рассмотрим закономерности соударения капель в неподвижной среде. Мелкие капли при сближении с более крупными могут сталкиваться с ними или огибать их, попадая в поля обтекания последних газом. В некоторых работах, например в работе [172], принимается, что все мелкие капли, движущиеся в трубке тока, диаметр которой равен диаметру крупной капли, сталкиваются с этой каплей. В ряде работ [183, 192] вводится коэффициент захвата, учитывающий эффективность столкновения частиц и равный отношению действительного числа соприкасающихся частиц к числу соприкасающихся частиц при условии прямолинейности траекторий.

Исход соударений частиц оценить сложнее, чем их вероятность. В зависимости от физических свойств жидкости, скорости сближения капель и их размеров, в результате соударения капель может происходить взаимный отскок, слияние капель в одну, слияние капель с последующим разрывом, объединение, сопровождающееся разбрызгиванием жидкости и образованием частиц, более мелких, чем исходные, и т. д.

Отскок капли-«снаряда» от «мишени» наблюдался при 0,35《WeW0,75 (рис. 1.11,а), т. е. в случае очень низких отно-

ягельных скоростей сталкивающихся капель, недостаточных С^^преодоления сопротивления тонкой (^ 1 мкм) воздушной дпослойки между ними. В остальных случаях образуется жид- 北只 перемычка за счет продавливания воздушной прослойки микроволнами на примыкающих участках их поверхностей. При зтом результат столкновения зависит от кинетической энергии разлетающихся капель и от работы разрыва перемычки. Так, JjpH скоростях, характерных для распыливания жидкостей, или при большой вязкости жидкости, преобладает объединение ка- пель (рис. 1.11,6) с увеличением их среднего размера (в слу- чае центрального удара). Границы устойчивого слияния капель: ，lvWe&7,B [105]. При этом капля-«мишень» подвергаетсясиль- н益 деформации и вращению. Заметим, что в условиях действия аэродинамических сил, явно недостаточных для дробления, такая капля может легко разрушиться.

При We〉7,5 наблюдалось временное слияние капель с последующим разрушением образовавшейся капли (рис. 1.11,в). Размеры разлетающихся капель примерно равны размерам капель до столкновения. Возможной причиной разрушения первоначально слившейся капли при нецентральном ударе можно

считать ее вращение.

При We>25 при центральном ударе происходило([7] «пробивание» капли-мишени», причем в момент слияния диаметр мишени увеличивался на 10—15%. Размер《спутника》при больших скоростях всегда оказывался соизмеримым с размером 《снаряда》, причем в месте разрыва перемычки часто образовывались «спутники», размер которых был существенно меньше размера《снаряда» (рис. 1.11,г)-

Измерения, выполненные авторами работы [134], позволили судить о длине и толщине перемычки и размере «спутников», которые составили соответственно 4dCH, 0,1 dCH и 0,2 九 (где den — диаметр «снаряда»).

При We>50 столкновение капёль сопровождалось раздуванием капли-«мишени» в несколько раз, причем сферическая форма ее сохранялась, а на поверхности появлялись волнообразные возмущения. Затем следовало взрывное разрушение к-апли с образованием большого числа вторичных капель, радиально разлетающихся из зоны взаимодействия (рис. 1.11, д).

,При экспериментальном исследовании поведения частиц после столкновений наблюдалось несколько вариантов взаимодействия: кажущийся отскок, при котором отскочившая капля теряет скорость на расстоянии порядка размера 《снаряда》 и возвращается обратно к《мнтенн》； отскок с уменьшением массы «снаряда》и резким изменением его траектории на расстоянии порядка размера 《снаряда》； вторичное столкновение отлетаю- nie京 капли с поверхностью капли-смишени» при резком измене- Нии траектории 《снаряда》.

В большинстве работ столкновение капель определяется в основном следующими критериями: числом Рейнольдса для

《снаряда》 ReCH, критерием устойчивости «мнтенн》Гм, отношением радиусов《мншенн》и «снаряда» rM/rCH и углом столкновения капель. Изменение массы мишени в результате воздействия 《снарядов》определяется безразмерным коэффициентом эффективности соударений Ф, равным отношению изменения массы «мишени» к общей массе попавших в нее 《снарядов》[6]:

①=А加JE佐Н (1.2)

В результате математической обработки экспериментальных данных по взаимодействию свободно падающих крупных капель (диаметром 2——4,8 мм) с движущимися в горизонтальной плоскости мелкими каплями (0,3—1,05 мм), параметры, которых варьировались в диапазоне 35<ReCH<385; 5& 1/Гм^600; 2^гм/гсн^12 со среднеквадратичной ошибкой 10,7%, получена зависимость [157, 158]:

ф= 1 -0,247RecHQ，434r-MQJ33 (尸СН〃М)%273 (1.3)

Из уравнения (1.3) следует, что с ростом вязкости, поверхностного натяжения и отношения гм/гСн и с уменьшением плотности и относительной скорости капель значение Ф увеличивается, т. е. возрастает тенденция к объединению капель. В области Re°'434 -r°'133 (гснЛм) >4,05 значение Ф становится отрицательным, т. е. уменьшается масса «мишени» ——преобладает процесс дробления.

Для различных гидродинамических режимов справедливо нормальное логарифмическое распределение, параметры которого практически не зависят от определяющих критериев. Дифференциальная функция распределения имеет вид [157, 158]:

п (е) = (/2Л8 In а)"1 ехр ^ -^^^ ' (1.4) где 8 — отношение размеров вторичных капель и снаряда (1п<8>^—0,83); 1па=0,598 — среднеквадратичное отклонение логарифма относительных размеров частиц.

Используя полученную информацию о закономерностях дробления (распределение осколков по массам, скоростям, температурам и уравнение для Ф), можно построить математическую модель движения двухфазной- среды при наличии коалесценции и дробления. Решение этой или несколько упрощенной задачи (например, учитывающей только коалесценцию) приведено в ряде работ, например [6, 157].

Измерения показали, что проекция начальной-скорости вторичных капель w0 на направление скорости《Снарядов》侬сн может быть как положительной, так и отрицательной. Установлено, что отношение этих скоростей в исследованном диапазоне

№ зависит от параметров Ибсн, Гм"сн и равно ^о/^-'сн ^0,014. Таким образом, начальная скорость вторичной капли предполагается равной зо = 3сн — 0,014 (ui'y—©сн) [6, 85 в].

В качестве критерия оценки влияния потока газа на дроб- ление капель предложена [155] величина $ = ф—①。(где фо — коэффициент эффективности соударений в условиях дей- ствня аэродинамических сил). Установлено, что с ростом ско- рости набегающего потока и размера- «снаряда» влияние обду- ва увеличивается, а с ростом вязкости жидкости и размера《ми- шеней» ——уменьшается. В результате обработки экспериментального материала получена зависимость:

(Р = о, 18Wm,67RecHQ,『0,12 (小〃сн)Т，27 ( L 5) при WeM<5,25; 40^ReCH<480; 8«1/飞< 930; 3 ^rM/rCH<9.

Обращает на себя внимание существенная зависимость критерия ф от отношения размеров взаимодействующих капель. Дробление капель при столкновениях заметно интенсифицируется также в условиях действия аэродинамических сил. При достаточно «жестких» гидродинамических режимах совместное действие обоих факторов может привести к полному разруше- 'нию «мишени», в то время как каждый из них порознь не приводит к ее дроблению. Спектр размеров осколков подчиняется нормальному логарифмическому закону, причем средний размер вторичных капель оказался несколько больше, чем при отсутствии обдува.

Для практических целей кроме результата столкновения капель необходимо знать и долю сталкивающихся капель, для чего обычно используют различные статистические методы.

Рис. 1.12. Схемы пересечения факелов, образованных различными, распыливающими устройствами:а—8 — форсункамн; а, д — механическими распылителями; е — форсунками н механическим распылителем.Рис. 1.12. Схемы пересечения факелов, образованных различными, распыливающими устройствами:а—8 — форсункамн; а, д — механическими распылителями; е — форсунками н механическим распылителем.

Рис. 1.12. Схемы пересечения факелов, образованных различными, распыливающими устройствами:

а—8 — форсункамн; а, д — механическими распылителями; е — форсунками н механическим распылителем.

Рис. 1.12. Схемы пересечения факелов, образованных различными, распыливающими устройствами:

а—8 — форсункамн; а, д — механическими распылителями; е — форсунками н механическим распылителем.

Вероятностный метод количественной оценки столкновения капель в дисперсных потоках, образованных различными распылителями, разработан А. И. Зайцевым [75]. Сущность метода расчета относительной доли столкновений капель заключается в использовании понятия вероятности Р свободного (без столкновений) пробега каплей одного потока некоторого расстояния / в среде капель другого потока.

Если потоки монодисперсны, то

P = expP = exp飞 g (處1 +盡2)2丨恥一32|改

P = exp

P = exp

—\- al

0

Если один из потоков полидисперсен, то / "max—_

Dt0广 「 (盡1 - 盡2产1吗一吗|/ (几2,盡2),,,

Р = exp —— I I 『1d (% dl

u J J

где wi,历2，^Ki, JK2 — соответственно скорости и диаметры капель первого и второго потоков;几2 — концентрация капель второго потока; /(л2, б/к2)— функция распределения капель по диаметрам для второго потока; w — скорость относительного движения частиц.

Если оба потока полидисперсные, то один из них разбивают на п фракций, каждая из которых содержит капли одного размера, и Р рассчитывают для каждой фракции.

Определив Р, рассчитывают число нестолкнувшихся капель N, при их общем числе М：

где i= 1, 2 — номер потока.где i= 1, 2 — номер потока..М‘ = МР.М‘ = МР(1.6)(1.6)

где i= 1, 2 — номер потока.

где i= 1, 2 — номер потока.

.М‘ = МР

.М‘ = МР

(1.6)

(1.6)

Относительная ся выражениемОтносительная ся выражением(1.7)(1.7)доля нестолкнувшихся капель представляет-

Относительная ся выражением

Относительная ся выражением

(1.7)

(1.7)

"-(的+ №)

В работе [75] приводятся расчетные уравнения для Ni, N2 и п применительно к различным случаям пересечения факелов (рис. 1.12).

Следует отметить, что выполненный авторами анализ применительно к подавляющему большинству условий, возможных в распылительных аппаратах, показал, во-первых, что вероятность столкновения частиц чрезвычайно" мала (Р<0,001) и, во- вторых, что происходящие столкновения не могут привести к заметному изменению дисперсного состава капель, так как диапазон значений числа Вебера лежит в пределах 0,5—10.

Глава 2

ГИДРОДИНАМИКА ГАЗОЖИДКОСТНОГО

ФАКЕЛА РАСПЫЛЕННОЙ ЖИДКОСТИ

В первой главе был рассмотрен механизм формирования пото- ка при диспергировании жидкости различными способами. Образующаяся при этом двухфазная система по мере дальнейшего развития и движения претерпевает существенные изменения. В результате взаимодействия с окружающим газом капли в факеле' затормаживаются (или ускоряются), происходит эжекция газа в полость факела, изменяется траектория капель и т. д.

Изменения гидродинамических параметров в значительной ,мере определяют протекание тепло-массообменных процессов между каплями и газом. В данной главе рассмотрим эти явления и приведем уравнения, описывающие их. Поскольку комплекс рассматриваемых процессов чрезвычайно сложен и строгое описание его без привлечения эмпирических зависимостей не представляется возможным, на отдельных этапах будет дана оценка точности получаемых моделей.

СОВРЕМЕННЫЙ ПОДХОД К ТЕОРЕТИЧЕСКОМУ

ОПИСАНИЮ ДИНАМИКИ ДВУХФАЗНЫХ СИСТЕМ

В, настоящее время закономерности гидродинамики дисперсных

сред изучают с помощью двух математических подходов — ста

тистического и феноменологического.

Первый, предложенный Максвеллом и Больцманом, заключается в исследовании физических явлений на основе молекулярного строения вещества. Переход к макроскопическому описанию свойств и процессов производится с помощью функций распределения. Их введение позволяет представить свойства индивидуальных молекул (массу, количество движения, энергию и т. д.) непрерывно меняющимися по всему пространству, заполненному дискретной средой. Таким образом, этот подход связан с-введением дополнительных гипотез о свойствах частиц и

их взаимодействии.

Современная статистическая теория гетерогенных систем развивается в работах В. В. Струминского, В. А. Касьянова, К). А. Буевича.

Феноменологический подход, ведущий свое начало от Ньюто- на> основан на представлении о непрерывности движущегося вещества и на полученных опытным путем закономерностях.

Основой его является гипотеза о сплошности (континуальности) каждой из фаз системы и среды в целом и привлечение *# их Изучения понятий и методов механики сплошной среды, мднако в отличие от гомогенных смесей, каждая фаза такой

псевдосплошной гетерогенной смеси занимает лишь часть общего объема. Поэтому существенным является предположение о малости линейных и временных масштабов (микромасштабов), характерных для частиц, по сравнению с соответствующими макромасштабами, на которых происходит значительное изменение осредненных макропеременных. (Например, изменение осредненных скоростей фазы не должно быть существенным на расстояниях порядка расстояний между каплями). Полученные при этом уравнения конкретизируются введением гипотез о структуре многофазной среды. '

Современный феноменологический подход подробно разработан X. А. Рахматулиным [166] и развит в работах А. Н. Край- ко, Р. И. Нигматулина и других авторов [88; 169, 203].

Факел распыленной жидкости будем рассматривать как открытую для внешних воздействий систему движущихся и взаимодействующих капель (образованных распиливающим устройством) и сплошной среды.

Таким образом, в каждой точке пространства движение как сплошной, так и дисперсной фаз зависит от внутренних причин, (межфазовое взаимодействие) и внешних ("взаимодействие факела и внешней среды).

Получению уравнений, описывающих процессы в многофазных системах (дисперсную среду иногда удобно рассматривать как совокупность нескольких фаз), посвящено много работ (например, [88]). Однако для практики требуются только некоторые средние суммарные (интегральные) величины, поскольку проследить за процессами, происходящими с каждой отдельной каплей, практически невозможно. Воспользовавшись статистическими методами и гипотезами, относящимися к отдельным частицам, можно осреднить свойства частиц и рассматривать таким образом вероятностные свойства. (Например, концентрацию капель можно оценить вероятностью пребывания дисперсной фазы в данной точке). Статистический подход позволяет изучать свойства процесса в целом как изображение свойств «микропроцессов», происходящих с отдельными частицами, и является точным и строгим, если только точны использованные гипотезы. Однако вваду сложности математического аппарата эффективность использования статистического подхода снижается. Поэтому при описании гидродинамики газожидкостного факела распыленной жидкости воспользуемся феноменологическим (континуальным) подходом.

ЗАКОНОМЕРНОСТИ ГИДРОДИНАМИКИ

ГАЗОЖИДКОСТНОГО ПОТОКА

Заметим реальный факел на N+1 (где N>1) взаимопроникающих и взаимодействующих континуумов, которые будем называть фазами. Любая фаза с номером п является гомогенной смесью тп^ 1 компонентов. Фаза с номером N+1 называется

сплошной (дисперсионной), остальные ——дисперсными. Число N Фактически равно числу фракций, на которые мы разбиваем со- Хжупность капель данного распыла, и, таким образом, характеризует степень однородности свойств данной фракции, а зна- и точность расчета.

для описания процессов, происходящих в факеле, введем совокупность систем координат: инерциальную, связанную с «неподвижным» наблюдателем (систему отсчета) Ох(Х2Хз, и (N+D систему координат ОАгЛ/з^ связанных с фазами. Фа- зы движутся относительно системы отсчета, но каждая из них неподвижна относительно своей, сопутствующей ей, системы координат. Удобно считать, что в начальный момент времени gee координаты совпадают- Пусть координаты некоторой точки 翔-ой фазы в начальный момент времени будут 厶也=%°1, /2〃 =尤°2, /Зд=х°з, или в общем виде: % =干％• В последующие моменты координаты /〃 для фиксированной точки n-ой фазы, очевидно, остаются неизменными, а координаты х в системе отсчета меня-

(2.1)(2.1)ЮТ^я по закону движения тг-ой фазы: ^п — Хп(Т, /п)

(2.1)

(2.1)

Как известно, скорость точки / фазы п относительно системы отсчета наблюдателя определяется частной производной по времени и при фиксированных значениях координат 1п выражается зависимостью

(2-2)(2-2)f “、 呢晶，T)

(2-2)

(2-2)

⑦/г 隔，Т)= g^

/ Скорость индивидуального объема V фазы п, т. е. объема, содержащего одни и те же точки 疗-ой фазы, называется скоростью центра тяжести этого объема и определяется уравнением:

: J ZdV

v

/ ГГо определению, скорость точки есть предел отношения ско- JP℃里 индивидуального объема, когда последний стягивается .Кретой точке:

叫=lim©f).(2.4)

Не будем определять отдельно скорость каждого компонен- полагая, что внутрифазовую диффузию на данном этапе Мржно не учитывать. Кроме скорости в любой из областей фа- 与е〃а，каждая фаза характеризуется объемом, который она зани- Дает в общем объеме гетерогенной системы, количеством веще- £Еа и производительностью источников каждого из компонен-

тов, количеством движения и производительностью источников (силами) количества движения и другими функциями.

Для каждой такой функции Ф, определенной в некоторой области Q, найдем предел отношения Ф к объему V этой области, когда последний стягивается к точке х:

I Фd①

Производную по объему от величины Ф в точке х принято называть плотностью Ф в точке 尤.

Среди функций Ф имеются такие, которые обладают способностью сохраняться в изолированном объеме, свободном от источников. Среди них нас будут интересовать в дальнейшем только количества вещества и движения.

Пусть определенные таким образом плотность сохраняющейся величины есть р, производительность (интенсивность) источников 取 скорость переноса w.

Запишем уравнения закона сохранения для этих величин (р рассматривается как скалярная величина, например для количества движения — его проекция). Для этого рассмотрим произвольный объем, ограниченный замкнутой поверхностью S. Пусть 切* — скорость точек поверхности относительно наблюдателя. Изменение количества сохраняющейся величины Ф за время Т2—Ti определяется разностью интегралов [где р=р(尤)]:

аф - fpavI — fp/|(2.5)

J |T=T2 J |T=Ti

Это изменение возникло в результате перетока (определяемого величиной Ф) через границу области со скоростью з* — w - и действия источников интенсивности 屮，т. е.

АФ = J dr [勺 р 他* —段)dS +『*dv](2.6)口 SVАФ = J dr [勺 р 他* —段)dS +『*dv](2.6)口 SVПриравнивая правые части уравнений (2.5) и (2.6), при условии Т2—ri получаем:Приравнивая правые части уравнений (2.5) и (2.6), при условии Т2—ri получаем:

АФ = J dr [勺 р 他* —段)dS +『*dv](2.6)

口 SV

АФ = J dr [勺 р 他* —段)dS +『*dv](2.6)

口 SV

Приравнивая правые части уравнений (2.5) и (2.6), при условии Т2—ri получаем:

Приравнивая правые части уравнений (2.5) и (2.6), при условии Т2—ri получаем:

(2.7) получено.(2.8)(2.7) получено.(2.8)J pdV = dt + J pw*dS v РJ pdV = dt + J pw*dS v Р

(2.7) получено

.(2.8)

(2.7) получено

.(2.8)

J pdV = dt + J pw*dS v Р

J pdV = dt + J pw*dS v Р

Для производной в левой части уравнения □ 73]:

Ограничимся установившимися относительно наблюдателя (стационарными) процессами. Это означает, что все локальные

30

g*dS 十g*dS 十J ^dVУJ ^dVУповзводные по времени равны нулю, и равенство (2.7) с уче- (2.8) можно записать в виде：

g*dS 十

g*dS 十

J ^dV

У

J ^dV

У

(2.9)

Таким образом, учет движения замыкающей поверхности с произвольно задаваемой скоростью не приводит к обобще- нню, поскольку члены, содержащие в явном виде, у^ичтожа- ютс；, и выражение закона сохранения для любой скорости дви- ^ен禽 поверхности S представляется формулой, не зависящей явно от этой скорости:

, ф pwdS =,屮W .(2.10)

Пусть теперь V ——объем произвольной струйки тока (векторной трубки) с малым нормальным сечением Sn ——таким, что можно принять все переменные, входящие в уравнение (2.10), неизменными по сечению. Пусть также вдоль струйки тока можно задать некоторый параметр X —такой, что переменные, входящие в уравнение (2.10), можно считать функциями 九(это могут быть, например, некоторая длина вдоль струйки или время движения со скоростью з*). Тогда в силу того, что поток через боковую поверхность трубки тока равен нулю, а направления вектора dS = S на 《торцевых» сечениях при неограниченном их сближении противоположны, из выражения (2.10) получим：

d九(而 S) = “dU (2.11)

Таким образом, величина pwSf содержащаяся между двумя бесконечно близкими сечениями трубки тока, проведенными при значениях параметра Л и 九+ d九，равна произведению функции источников G на объем трубки тока между этими двумя сечениями. Такова интерпретация выражения (2.11) по Эйлеру. На

зто выражение можно посмотреть и несколько иначе, а именно: изменение величины pwS при переходе от параметра 九 к беско- не™о близкому значению 尤+ d九 равно ^dV. Если этот переход совершается со скоростью w частиц вещества плотностью р, т. е. прослеживаются изменения, происходящие с индивидуальным объемом db, то мы имеем дело с точкой зрения Лагранжа, ^вязь между этими двумя точками зрения подробно описана в литературе [173]. В частности, закон движения (2.1) записан в «переменных Лагранжа».

• Зависимость (2.11) назовем характеристической. Она мо- ет служить основой для построения конкретных моделей.

32323—1613—161

32

32

3—161

3—161

Построить конкретную модель — это значит замкнуть уравнение (2.11), т- е. задать выражения для р и if, условия на границе и недостающие соотношения. Следует также отметить, что зависимость (2.11) является частной производной уравнения (2.10), содержащей условия на границах.

Чтобы записать выражения для плотностей, определим долю объема, занимаемого в точке х фазой п в объеме гетерогенной смеси:

lim (Vn/V), л= ^+ 1 (2.12)

Объемную долю N+1-й (сплошной) фазы обозначим е и будем называть порозностью. С учетом аддитивности объемов фаз плотность количества вещества тг-й фазы определится произведением 0〃р力 где рп —плотность вещества тг-ой фазы при §〃=1, т. е. когда вся система состоит только из фазы с номером и, причем -

(2.13)

m=I

где pmn ——массовая концентрация (плотность) 加-го компонента в n-й фазе.

Поскольку рассмотрение особенностей массопереноса выходит за рамки настоящего раздела, принимаем предположение об идеальном перемешивании компонентов внутри фаз. Объемные доли фаз в гетерогенных системах связаны соотношением

е = 1 - 2 ₽« (2-Й)

По аналогии с плотностью фазы плотность количества движения выражается зависимостью 0〃р也侬〃.Если энергия фаз является суммой кинетической и внутренней энергий, а последняя——функция теплоемкости и температуры, то для изотермических процессов закон сохранения энергии есть просто следствие законов сохранения вещества и количества движения (теорема «живых сил»).

Фазы будем считать несжимаемыми, что для инженерного расчета справедливо при скоростях ^^0,2 С (где С ——скорость звука), поэтому плотность фазы р^ является только функцией концентраций компонентов, составляющих данную фазу. В слу- чае, когда меняются температуры и давление, будем привлекать уравнения состояния фазы.

Рассмотрим выражения для интенсивностей источников г|> В уравнении сохранения вещества 屮 представляет собой скорость испарения (конденсации) или скорость химической реакции и т. п. Будем полагать, что межфазные переходы отсутствуют. Тогда правая часть соотношений (2.11) равна нулю. Сле

довательно, дифференциал в левой части берется от постоянных вдоль линий тока величин:

= g。= const(2.15)

В уравнении закона сохранения количества движения величина if представляет собой объемную плотность внешних по отношению к данной фазе сил или проекцией сил (если закон сохранения записан в проекциях). Поэтому вместо if будем ис- -пользовать общепринятое обозначение fz для проекции силы на вертикальную ось (принимаем направленной вниз) и fr — для 'радиальной составляющей. Каждая нз них является функцией двух независимых переменных: гиг; кроме радиуса г будет использоваться также S — площадь круга радиуса г. Если безразлично, какая именно проекция участвует в рассуждениях, будем писать %. Задача записи выражений для правых частей 'законов сохранения (2.10) является гораздо более сложной, чем запись самих законов (2.10). Поэтому решения часто во многом основываются на опытных фактах и не являются столь точными, как сами уравнения (2.10). Конкретизация при записи правых частей уравнения связывает абстрактные построения С физической реальностью. При этом отображении реальной действительности, с одной стороны, достигается определенное 1-согласование теории и эксперимента (что делает предварительный выбор континуального подхода в некоторой мере условным), а с другой стороны, вносится некоторая неустранимая погрешность, так как невозможен полный и строгий учет всех факторов, влияющих на движение.

На практике всегда можно выделить главные воздействия; лоследовательный учет остальных будет давать все более точное решение.

Разложим величины Д- на составляющие: общая сила равна сумме сил сопротивления 力с, давления 力卩,тяжести fig и так да- • лее. Тогда учет нового эффекта сводится к добавлению очередного слагаемого в правую часть уравнения (2.10)- Все силы в этом уравнении предполагаются заданными в виде объемных плотностей. Однако некоторые из них иногда удобно рассматривать как поверхностные. Основанием для этого служит связь между значениями функции в объеме и на замкнутой границе, ограничивающей данный объем (существующая для достаточно «хороших》в математическом отношении функций). Соответствующая математическая теория, часто называемая «теорией поля》，изложена в работе [203]. Пусть каждой точке области Q соответствует вектор з, т. е. задано векторное поле w—w (хь %2, Хз). Предположим, что производные dwifdxi существуют и непрерывны. Определим дивергенцию (расходимость) поля формулой

div©=lim—^р—(2.16)

(2.18)(2.18)(—g『adP)dV7P(—g『adP)dV7P

(2.18)

(2.18)

(—g『adP)dV7P

(—g『adP)dV7P

Тогда для любой кусочно-гладкой поверхности S, ограничивающей замкнутый объем V из области Q, справедлива формула Остроградского — Гаусса:

(2.17)

Для скалярного поля Р имеется следующий вариант формулы Остроградского—Гаусса:

grad PdV = ф PdS

Применяя соотношение (2.17) к (2.10) и учитывая произвольность объема, получим уравнение, описывающее в дифференциальной форме систему законов сохранения, эквивалентную системе (2.10) всюду внутри области, ограниченной поверхностью S:

div рьу = (2.19)

С учетом сделанных допущений запишем объемную плотность проекции силы для основных эффектов, влияющих на движение фаз. К их числу отнесем пока только силы, обусловленные статическим давлением, сопротивлением относительному движению фаз и массовые.

Силы, обусловленные статическим давлением. Известно, что при отсутствии частиц объемная плотность сил, вызванных давлением, равна его градиенту, взятому с обратным знаком:

fp = —grad Р (2.20)

Другими словами, в точках, свободных от дисперсной фазы, справедливо уравнение (2.20); в точках, где находится дисперсная фаза, сила % на сплошную фазу не действует, так как сплошной фазы там нет. Таким образом, общая сила давления, действующая на сплошную фазу в объеме пространства У, равна 『阪U= f (—gradP)dV (где интеграл берется по объему

Ue, занятому только сплошной фазой), а средняя объемная плотность силы получается после деления силы на рассматриваемый пространственный объем V:

(2.21)

Деля и умножая последнее равенство на Ve и имея в визу, что ^\\m(Vz!V), получаем % = —ggradP Аналогично можно поступить и с уравнением (2.20), учитывая, что объему Vп, занятому 以фазой, соответствует ограничивающая п-ю фазу

внешняя по отношению к объему V поверхность 5门=§〃5. Таким образом, для любого п имеем: •

fpn= —“gradP(2,22)

Массовые силы. Плотность массовых сил записывается в виде:

fg = Р/г(P/г — P-V+i) ё(2.23)

где*^ — вектор ускорения свободного падения.

Силы сопротивления. Наиболее важен точный учет сил межфазового взаимодействия, вызванного разностью скоростей дисперсной и дисперсионной фаз, поскольку в большинстве случаев действие силы сопротивления является решающим. Сила сопротивления выражается уравнением

狂?/一^丁(2.24)

и зависит от относительной скорости движения фаз wo и w и от коэффициента гидродинамического сопротивления Ск. Поэтому точность математических моделей в значительной степени определяется правильностью выбора уравнения для расчета коэффициента сопротивления, о чем будет сказано ниже.

Предполагая, что выражение для слагаемых в правых частях системы (2.19) имеет явный вид, проинтегрируем его по бесконечно малому объему элемента трубки тока сечением S и протяженностью dn. В этом случае входящие в уравнения величины в пределах выделенного объема можно считать нензмен- ннм. Для правых частей это сведется к умножению на величину объема dV—Sdn:

Нт I屮d，=屮峦而(2.25)

diam УтО J

Используя для левых частей уравнения (2.17) теорему Остроградского — Гаусса, перейдем от объемных интегралов к поверхностным и запишем каждый из них в виде суммы трех интегралов по поверхностям Sook, Si, S2, составляющим полную Поверхность трубки тока:

J div pwdV =勺 pwdS = J 映dS + J p@d^+ J pwdS(2.26)

"s5 бокSi S2

В реальных процессах д&ижение сплошной фазы определя- :тся движением дисперсной в результате обмена количеством движения. Поэтому заранее задать закон изменения скорости плошной фазы вдоль траектории движения частиц дисперсной .Т^3ы не представляется возможным. В связи с этим появилась ольшая- группа моделей, где движение сплошной фазы задано 3*

-_____35

^У»*м：^У»*м：не полностью, а частично, например только направлением поля скоростей.

^У»*м：

^У»*м：

Система уравнений для определения скоростей фаз (2.19) есть система уравнений в частных производных, поскольку каждое уравнение можно рассматривать как обыкновенное дифференциальное лишь вдоль траектории движения той фазы, для которой оно записано. Чтобы рассматривать эти выражения как обыкновенные дифференциальные уравнения, нужно сделать допущения о поле скоростей сплошной фазы. Простейшее из них заключается в том, что направления движения фаз совпадают. Примем, что векторы о для различных фаз коллинеарны, В этом случае переток всех сохраняющихся величин через бо-. ковую поверхность трубки тока отсутствует, и неограниченно приближая сечения Si и S2 ——так, что максимальный размер объема diam V стремится к нулю, получаем:

Пт ° ( ,р熬？'р^бЙ") = ((^5芯 + (pGs?^ (2.27)

Индексы Si и S2 показывают значение pw на поверхностях S$ и $2・ Воспользовавшись гладкостью функций р^ и малостью \dn\, получим:

(P^sA =g获邑^ =

=(譎sK + [一(茹Sf? + d (麻5K H] = d 莅云 H (2.28)

Для слагаемых вида (2.22) также можно воспользоваться соответствующей интегральной теоремой (2.18). В частности, для того же объема V запишем:

lim f — Г ^7pdv\ = -PSdp + ■..(2.29)

diam /-*0 \

V

Приравнивая правую часть уравнения (2.22) сумме правых частей уравнений (2.25) и (2.29) и деля на dr, с точностью до членов второго порядка малости имеем:

出昼 =Т丁黑+飞就(^屮"(2.30)

где 記=-^-——скорость частиц л-й фазы (几=1, 2,М).

Предположим, что силами, обусловленными градиентом давления, на расчетном участке можно пренебречь. О малости градиента давления в основном участке факела свидетельствуют многочисленные эксперименты по измерению давления в затоп

ленных турбулентных струях [21], характер движения в кото- рых аналогичен характеру движения в факеле [178]. В этом случае законы сохранения запишутся в виде:

=电莅5 (2.31)

d[BpM (ZTs)] f

而="(3 S)

(2.32)(2.32)В силу ранее принятого предположения об отсутствии межфазовых переходов уравнение (2.31) примет вид (2.33). Подставив соотношение (2.33) в (2.32), получим обычную форму уравнения движения (2.34):

(2.32)

(2.32)

pnPn (^ S) = const (п = 1,2,..., ^+ 1)(2.33)

瓦斬木"=Л(2.34)

Прежде чем перейти к моделированию процессов, протекающих в распылах, необходимо, во-первых, наряду с силами, обусловленными статическим давлением, гравитацией и сопротивлением, оценить вклад других эффектов и, во-вторых, выбрать уравнение для расчета коэффициента сопротивления.

ОЦЕНКА ДЕЙСТВИЯ СИЛ,

ОБУСЛОВЛЕННЫХ РАЗЛИЧНЫМИ ЭФФЕКТАМИ

Эффект присоединенной массы отражает динамический напор среды на частицу и означает увеличение ее расчетной массы. Влияние присоединенной массы может сказываться лишь на участке резкого торможения капель, т. е. в корне факела, где газ практически отсутствует.

Ее можно выразить зависимостью：

fn = F~ 3Tdк%「№ (Шотн)

Тогда сравнение с силой сопротивления дает: fc/fn^ Ю3 (〜IO% Тф е влиянием этого эффекта можно пренебречь.

Соотношение массовых сил и силы сопротивления можно представить в виде:

fmn 2лб/крж^ (1 —рг/рж)

3737Если распыливается вода в воздухе при 叫丁…。」м/с и °к^0」мм, "то приведенное отношение будет иметь порядок Единиц, а следовательно fc и fmn соизмеримы между собой.

37

37

• Силы Бассе — Буссинеска учитывают отклонение течения от установившегося и выражают мгновенное гидродинамическое сопротивление

./b =备必(叩而)。，5 、 Jh*

Показано, что для стоксовского режима течения ошибка, вносимая пренебрежением этими силами, не превышает 4%. Присоединенную массу и силы Бассе необходимо учитывать лишь 力 том случае, когда плотность сплошной фазы того же порядка, что и плотность дисперсных частиц, или превосходит ее.

Силы Бернулли обусловливаются мгновенными разностями скоростей, связанными с турбулентными пульсациями. Они могут существенно влиять лишь на пульсационные составляющие скоростей частиц, взвешенных в турбулентном потоке.

Учет вторичного дробления капель и их коалесценции может в ряде случаев значительно повысить точность расчетов процессов, протекающих в распылительных аппаратах.

Так как при определении дисперсных характеристик распы- ливающих устройств отбор проб осуществляется на значительном расстоянии от распылителя, то полученные результаты (в том числе и полученные эмпирические уравнения) уже учитывают распад первичных капель, обусловленный воздействием окружающего газа в непосредственной близости от места ввода жидкости. Если сечение аппарата неизменно, т. е. скорость газа не меняется, то необходимость учета вторичного дробления капель отпадает.

В аппаратах переменного сечения, например, с профилем расходомерной трубы Вентури, скорость газовой фазы изменяется в широких пределах: в конфузоре она быстро нарастает, а в диффузоре' падает, т. е. могут создаться условия для вторичного дробления крупных капель. Воспользовавшись, например, уравнением (1.1), можно в моделях гидродинамики оценивать граничное значение диаметра капли. В том случае, когда darp станет равным диаметру капель самой крупной фракции, приняв какую-либо гипотезу о характере дробления (например, предположив с достаточной точностью, что неустойчивые капли дробятся пополам), можно выполнить пересчет дисперсных характеристик распыла.

В большинстве случаев в распылительных аппаратах коалесценция капель не может заметно проявиться, так как вероятность их столкновения сравнительно мала: во-первых, в непосредственной близости от распылителя отличие в скоростях отдельных капель весьма незначительно; во-вторых, при удалении от места вылета концентрация капель резко падает, и уже на расстоянии нескольких сантиметров приближается к нулю. Исключение может быть лишь в случае параллельной работы нескольких распылителей. Однако несложная оценка позволяет

установить, что и в этом случае заметное число столкновений наблюдается лишь при очень плотной установке распыливаю- щих устройств, что применяется крайне редко. Проведенные авторами опыты подтверждают указанные предположения. Факе- лы двух центробежно-струйных форсунок, установленных на расстоянии 150 мм, оказались «прозрачными» друг для друга- В заключение следует указать, что некоторые основные эффекты в какой-то степени учитываются другими параметрами. Так. первые четыре* эффекта частично или полностью учитываются в ряде формул для расчета коэффициента сопротивления. Примеры таких формул приведены в работе [42]. Влияние полидисперсности ансамбля капель, их слияния и дробления учитывается при определении среднего диаметра капель.

УРАВНЕНИЯ ДЛЯ РАСЧЕТА КОЭФФИЦИЕНТА СОПРОТИВЛЕНИЯ

Как уже отмечалось, точность теоретического описания дина-

мяки движения двухфазныхмяки движения двухфазныхгазожидкостных потоков в значи-

мяки движения двухфазных

мяки движения двухфазных

тельной мере определяется правильностью выбора уравнения для расчета коэффициента сопротивления Ск. Так, Хогланд [195] отмечает, что ошибка на порядок при расчете коэффициента сопротивления эквивалентна изменению размера частиц примерно втрое.

При выводе расчетных уравнений часто основываются на так называемой стандартной кривой сопротивления CK = /(R^)> полученной в опытах по обтеканию шара несжимаемым изотермическим газовым потоком бесконечной протяженности. Многие известные уравнения являются аппроксимациями стандартной кривой с различными дополнительными членами, учитывающими реальные условия.

「 Рассмотрим эти условия. При равных значениях числа Re коэффициент сопротивления в неустановившемся потоке может быть значительно выше, чем в установившемся [79, 182].

Ускорение потока предложено [172] учитывать дополнительным коэффициентом:

4盡d⑪kс — (Шг — Шк)2 .九4盡d⑪kс — (Шг — Шк)2 .九(2.35)(2.35)Введение этого коэффициента, по-видимому, компенсирует 霍у^ет в уравнении суммарной плотности сил членов, вызываю- gux ускорение, и перенесение их роли на силу сопротивления. :т° предположение подтверждается тем, что при существенно * еУ^тановившемся характере обтекания частиц критерии Re * We уже не являются определяющими критериями процесса их Ускорения.

4盡d⑪k

с — (Шг — Шк)2 .九

4盡d⑪k

с — (Шг — Шк)2 .九

(2.35)

(2.35)

Существенное влияние на коэффициент сопротивления ока- 貶：ает турбулентность потока, причем в случае высокой кон- ^нтраинн частиц они сами начинают выступать как эффектив-

ная турбулизующая решетка. При этом масштаб турбулентности становится сравним с размером частиц. Рассматривая влияние турбулентности, в работе [195] отмечали снижение Ск с ростом числа Re.

При достаточно высокой концентрации частиц (р) области возмущенного движения сплошной среды, обтекающие соседние частицы, могут перекрываться. В этом случае коэффициент сопротивления значительно отличается от коэффициента сопротивления одиночной частицы. В работе [53] граничное значение р ориентировочно принято равным 0,015. При §注0,015 поток частиц можно представить в виде решетки, сквозь которую газ фильтруется с заметным сопротивлением, а при(р<0,015 частицы следует рассматривать как одиночные. Близкие результаты приводит Горбис ；[50], отмечая дополнительно, что влияние стесненности более существенно в ламинарной области обтекания.

Для расчета коэффициента сопротивления в условиях стесненного движения предлагается [50, 178] общее выражение представлять в виде произведения двух функций, одна из которых определяет Ск одиночной частицы, а другая (fp) зависит от объемной концентрации частиц- Таковы, например, эмпирические зависимости Ричардсона — Заки и Тодеса, полученные в опытах по гидродинамике псевдоожиженного слоя и имеющие вид:

外=(1一6L (2.36)

В первом случае п = 4,65, во втором — 4,75. В работе i[186] отмечается зависимость п от режима обтекания, выражаемая уравнением

(2.37)(2.37)1 +O,15Reo(687л = 4,7】 +o,253Rey87

(2.37)

(2.37)

При испарении и горении частиц коэффициент сопротивления уменьшается и может быть рассчитан по уравнению [210]:

(2.38)(2.38)Ск = 27Re-o,8《

(2.38)

(2.38)

При увеличении размера капель характер их обтекания заметно отличается от характера обтекания твердых частиц, поскольку наряду с уже рассмотренными начинают проявляться и другие эффекты (пульсаций формы капли вследствие подвижности поверхности раздела и неравномерного распределения давления на ней; внутренняя циркуляция жидкости; дробление и т. д.). “

Критический диаметр капель dKP, соответствующий условной границе, можно определить по критериальному уравнению, полученному при исследовании абсорбции на■каплях различных диаметров [156]:

^крУж^крУж=1,25-Ю-з=1,25-Ю-зF丿（丽£丿F丿（丽£丿(2.39)(2.39)

^крУж

^крУж

=1,25-Ю-з

=1,25-Ю-з

F丿（丽£丿

F丿（丽£丿

(2.39)

(2.39)

Диаметру dKp соответствует критическое значение числа Re, определяемого по уравнению

Re-=4-55(777^717) (2.40)

(например, для воды ReKP= 1000). При Re^ReKp значение Ск возрастает.

Пульсации формы Раушенбах предлагает [165] учитывать введением поправочного коэффициента. Очень удобно было бы учитывать подобным образом и другие факторы, обусловленные жидкостной структурой капель. Однако возможность тако- ГО представления достаточно сложна, поскольку не всегда для какой-либо функции f (х, у) существуют такие значения (р(х) HW®), Для которых f(x, у)=^(х)^(у). Поэтому чаще всего используют зависимости для Ок二'тв.ч (где Ск, СТв. ч ——коэффициент сопротивления соответственно капель и твердых частиц).

Анализ и количественное сравнение уравнений для расчета коэффициента сопротивления приведен в литературе [42]. Показано, что большинство уравнений, полученных в опытах с твердыми частицами и с каплями, дает близкие результаты, лежащие в окрестности стандартной кривой. Выбор той или иной зависимости должен определяться конкретным режимом течения.

Для рассматриваемого случая наиболее обоснованным следует считать уравнение Ривкинда и Рыскина ；[167], которое и вспользовано при составлении модели гидродинамики газожидкостного факела.

ГИДРОДИНАМИКА ОДИНОЧНОГО

СВОБОДНОГО ФАКЕЛА

Свободным будем называть факел, движущийся в пространстве Яри отсутствии стенок аппарата или значительном удалении от вих.

Чтобы выделить конкретную модель из класса, описываемо- го соотношениями (2.33) и (2.34), необходимо задать выраже- 领нх для расчета fc и fg, методику перехода от сечения элемен- ^Тарной струйки S к сечению факела 5ф.

В наиболее общем случае совокупность дисперсных частиц, излучаемых точечным источником (распылителем), распростра- Няется внутри объема искривленного конуса, как показано на ₽йс- 2.1, а. Элементарную струйку, которая в начальный момент времени делит корневой угол пополам, назовем центральной {линия 0乂2)・ Рассмотрим объем факела, заключенный. между 翼умя близкими плоскостями, для каждой из которых централь- е*冗 линия тока является нормалью. Предположим, что сечение факела нормальной плоскостью является кругом. Тогда объем

Рис. 2.1. Расчетная схема свободного факела:

а — определение габаритов факела; 6 — разбивка сечеиия факела на кольцевые струйки тока (!,,.., /—1; / + !,... — границы струек).

《среза》факела между двумя плоскостями может быть вычислен как объем элементарного цилиндра dV=Sdn (где dn — расстояние между центрами кругов).

Сечение факела удобно определить как совокупность точек жидкой фазы, одновременно и с одинаковой скоростью покинувших распылитель. С достаточной для практики точностью площадь этого сечения можно рассчитать как площадь некоторого эквивалентного круга. Зная одновременные координаты точек 1, 2, 3 (рис. 2.1,。)，определяем S:

s =冗(Ri + R,2/4(2.41)

где R] = /(*1 —*2户 +(Z1 — Zz)2；

R2 = 了(心一心产 + (Z3 一 22)2-

Соответствующее скалярное произведение Sw представляем как S酬ж2 (где ^Ж2 ~ проекция скорости жидкой фазы центральной струйки на направление движения жидкости). Объемная плотность массовой силы, действующей на жидкую фазу, fgl равна

В(р* —Pr)g, а сила сопротивления относительному движению фаз — %; для ее расчета можно использовать уравнение вида , (2.24). Тогда при достаточно равномерном распределении жидкости по сечению из уравнения (2.33) для произвольного момента времени получаем

Выражение (2.34) в записи для дисперсной фазы имеет вид:

Уравнение (2.43) в записи для сплошной фазы позволяет косвенным путем оценить траектории газа внутри факела. Если в некоторый момент площадь сечения факела равна S*, а расход газа через 5* равен Gr*, то можно записать:

£*Р^ *S* = epru»rSr = PrGr*(2.44)

Откуда

Sf = СГ*/£ШГ = лгг2(2.45)

Г Г —~ ^^ 6「*/(Л£ ⑦ г)

Введем обозначения для каждой /-той струйки тока проекции импульса газовой фазы на f-тую ось координат (tex, г), т. е. проекции вектора, стоящего под знаком дифференциала в уравнении (2.33), записанном для газовой фазы:

叩 严 17s = Gfij

Если величины G「订 известны (сначала из начальных условий, затем — в результате предыдущего шага вычислений), то легко найти скорости газа для любой нз струек;

(叩严[声2 + (叩仆2严门5)2 =(叩向2 吟 j = G%j 4- G%/(2.46)

откуда

•% = /人2巾.+ G%j表

Для каждой /-той струйки находим значения проектной wrx/ я wrzi：.

(2・47)

Чтобы вычислить коэффициент сопротивления, находим модуль относительной скорости для каждой из / струек:

叫X j = шжху —⑦rx j ；叫订=^Ж2；—⑦rzj ；

⑦0j= M"oq +⑦2吋(2.48) ”

Далее подсчитываем коэффициент сопротивления и объем- ные плотности сил, действующие на фазы:、

fcxj = fcj COS (шЖх</Дшж>) = /cj

Лк*/= —fc*j；/жг； = 一fczj+fg；frij=fcij (2.49)

Уравнение сохранения количества движения для газовой фа- з及 имеет вид:

一^ =/切(2.50)

Интегрируя шесть уравнений (2.50), записанных для двух про- ，實ннй каждой из трех струек, получим значения Gr“ для следу- шага вычислений,

Чтобы определить скорости жидкой фазы, записываем уравнение (2.43) для каждой проекции:、

公以灯公以灯/сд；/сд；dug/(—fczj 4" /g)dug/(—fczj 4" /g)(2.51)(2.51)

公以灯

公以灯

/сд；

/сд；

dug/(—fczj 4" /g)

dug/(—fczj 4" /g)

(2.51)

(2.51)

Наконец, по известным проекциям скоростей жидкости интегрированием уравнений

A%dzj石= £»• и ~3T-^jA%dzj石= £»• и ~3T-^j(2.52)(2.52)

A%dzj

石= £»• и ~3T-^j

A%dzj

石= £»• и ~3T-^j

(2.52)

(2.52)

находим координаты точек траекторий всех струек.

Таким образом, уравнения (2.41), (2.42), (2.44) —(2.52) представляют модель динамики дисперсной системы в рассматриваемом случае.

Начальные условия для расчета по полученной системе уравнений следующие:

При т=0 жидкая фаза покидает распылитель.

§(0) = 1, е(0) =0; следовательно, при любом, принятом значении wr/(0), ^7-(0) =0.

Вершина корневого угла факела помещена в начале координат. Тогда начальные координаты каждой из струек определяются соотношениями

灯(0) = Zocos(a + 0jY)力(0)= %sin(a + BjY) (2.53)

где

'—1 при / = 1

Bj= 0 при / = 2(2.54)

при / = 3

a — угол между осью х и осью форсунки; у — половина корневого угла фа- к ел а； /0 — расстояние от «вершины» факела до поверхности, за пределами которой сплошная струя начинает диспергироваться.

За /о принимаем длину образующей конуса, вписанного в сопловой канал, с вершиной, совпадающей с вершиной факела; рассчитываем ее по формуле

(2.55)(2.55)/° = d/(2 sin 丫)

(2.55)

(2.55)

При решении уравнений движения сплошной фазы (при т = 0) численное интегрирование необходимо производить с некоторого малого времени ть обусловливающего начало распада струи:

(2.Е6)(2.Е6)q = & — /0)/^ж (°)

(2.Е6)

(2.Е6)

Это требует соответствующей корректировки начальных условий.

Скорость жидкости до момента 口 полагаем неизменной. Расстояние /=/1——/0 выбираем из условия существования факела,

состоящего из капель жидкости и соответствующего плотной укладке шаров, т. е. 0 = 0,4. Здесь

ТогдаТогдаВ(!) =В(!) =и*ж (0)// Q/S (/)「и*ж (0)// Q/S (/)「S (0 = — nd2 d —cosy); d= 2(f-Lf0) = 2р +S (0 = — nd2 d —cosy); d= 2(f-Lf0) = 2р +2 sin 丫2 sin 丫"(1心号++")%…?)] иИз соотношения 0 = 8«)例0) получаем:"(1心号++")%…?)] иИз соотношения 0 = 8«)例0) получаем:В (0) = (sin2 丫)/[2 (1 — cos у)]В (0) = (sin2 丫)/[2 (1 — cos у)]Z = (%2 sin ?) (/1/3 — 1)ТогдаZ = (%2 sin ?) (/1/3 — 1)Тогда'i = %+/=^h_ + l^V(l/r+_l) = T^YU+ (2.57)Для p = 0,4 ?i = 0,79rfc/sinY，4. Расход жидкости определяется по начальной скорости:аh = 2т (也/2产5出0(2.58)На срезе сопла площадь живого сечения потока dS больше, чем площадь нормального сечения сопла; в этом случае 侬冰 на границе распыливания должна быть меньше ^ж0, а именно:九飞2Isi口2 Y г唸(0= ®Ж(°) 2л(ro + 02a - COSY) |/=o =物(0) 2(1 - COSY)Таким образом'i = %+/=^h_ + l^V(l/r+_l) = T^YU+ (2.57)Для p = 0,4 ?i = 0,79rfc/sinY，4. Расход жидкости определяется по начальной скорости:аh = 2т (也/2产5出0(2.58)На срезе сопла площадь живого сечения потока dS больше, чем площадь нормального сечения сопла; в этом случае 侬冰 на границе распыливания должна быть меньше ^ж0, а именно:九飞2Isi口2 Y г唸(0= ®Ж(°) 2л(ro + 02a - COSY) |/=o =物(0) 2(1 - COSY)Таким образом9承(()=(1 4-cosV)^(0)/2 (2.59)Скорость газа можно рассчитать следующим образом、Поток Импульса газа 夕】=8P⑬2rs через сечение факела S в окрестно- CFrr ' С9承(()=(1 4-cosV)^(0)/2 (2.59)Скорость газа можно рассчитать следующим образом、Поток Импульса газа 夕】=8P⑬2rs через сечение факела S в окрестно- CFrr ' С.стн точки /==0.стн точки /==0запишем в виде:запишем в виде:g (/) = g (0) + qf (0) / + 卷"Z2Hg (/) = g (0) + qf (0) / + 卷"Z2HОтбрасывая вследствие линейности 彳(/) члены первого и учитывая, что q(0)=0, получим:Отбрасывая вследствие линейности 彳(/) члены первого и учитывая, что q(0)=0, получим:порядкапорядкавышевыше.eper2s = д' (0) IЗаменяя е на 1 ——С/[ржДОж(0)5], считая скорость жидкости -неизменной на отрезке I и учитывая, что на малых расстояниях от распылителя площадь сечения факела пропорциональна квадрату расстояния до вершины, из (2.58) получим:.eper2s = д' (0) IЗаменяя е на 1 ——С/[ржДОж(0)5], считая скорость жидкости -неизменной на отрезке I и учитывая, что на малых расстояниях от распылителя площадь сечения факела пропорциональна квадрату расстояния до вершины, из (2.58) получим:叫 Q) = ЛОнстанту 女 найдем из условия：i; шг =侬к (0)叫 Q) = ЛОнстанту 女 найдем из условия：i; шг =侬к (0)

Тогда

Тогда

В(!) =

В(!) =

и*ж (0)// Q/S (/)「

и*ж (0)// Q/S (/)「

S (0 = — nd2 d —cosy); d= 2(f-Lf0) = 2р +

S (0 = — nd2 d —cosy); d= 2(f-Lf0) = 2р +

2 sin 丫

2 sin 丫

"(1心号++")%…?)] и

Из соотношения 0 = 8«)例0) получаем:

"(1心号++")%…?)] и

Из соотношения 0 = 8«)例0) получаем:

В (0) = (sin2 丫)/[2 (1 — cos у)]

В (0) = (sin2 丫)/[2 (1 — cos у)]

Z = (%2 sin ?) (/1/3 — 1)

Тогда

Z = (%2 sin ?) (/1/3 — 1)

Тогда

'i = %+/=^h_ + l^V(l/r+_l) = T^YU+ (2.57)

Для p = 0,4 ?i = 0,79rfc/sinY，

4. Расход жидкости определяется по начальной скорости:

аh = 2т (也/2产5出0(2.58)

На срезе сопла площадь живого сечения потока dS больше, чем площадь нормального сечения сопла; в этом случае 侬冰 на границе распыливания должна быть меньше ^ж0, а именно:

九飞2Isi口2 Y г

唸(0= ®Ж(°) 2л(ro + 02a - COSY) |/=o =物(0) 2(1 - COSY)

Таким образом

'i = %+/=^h_ + l^V(l/r+_l) = T^YU+ (2.57)

Для p = 0,4 ?i = 0,79rfc/sinY，

4. Расход жидкости определяется по начальной скорости:

аh = 2т (也/2产5出0(2.58)

На срезе сопла площадь живого сечения потока dS больше, чем площадь нормального сечения сопла; в этом случае 侬冰 на границе распыливания должна быть меньше ^ж0, а именно:

九飞2Isi口2 Y г

唸(0= ®Ж(°) 2л(ro + 02a - COSY) |/=o =物(0) 2(1 - COSY)

Таким образом

9承(()=(1 4-cosV)^(0)/2 (2.59)

Скорость газа можно рассчитать следующим образом、Поток Импульса газа 夕】=8P⑬2rs через сечение факела S в окрестно- CFrr ' С

9承(()=(1 4-cosV)^(0)/2 (2.59)

Скорость газа можно рассчитать следующим образом、Поток Импульса газа 夕】=8P⑬2rs через сечение факела S в окрестно- CFrr ' С

.стн точки /==0

.стн точки /==0

запишем в виде:

запишем в виде:

g (/) = g (0) + qf (0) / + 卷"Z2H

g (/) = g (0) + qf (0) / + 卷"Z2H

Отбрасывая вследствие линейности 彳(/) члены первого и учитывая, что q(0)=0, получим:

Отбрасывая вследствие линейности 彳(/) члены первого и учитывая, что q(0)=0, получим:

порядка

порядка

выше

выше

.eper2s = д' (0) I

Заменяя е на 1 ——С/[ржДОж(0)5], считая скорость жидкости -неизменной на отрезке I и учитывая, что на малых расстояниях от распылителя площадь сечения факела пропорциональна квадрату расстояния до вершины, из (2.58) получим:

.eper2s = д' (0) I

Заменяя е на 1 ——С/[ржДОж(0)5], считая скорость жидкости -неизменной на отрезке I и учитывая, что на малых расстояниях от распылителя площадь сечения факела пропорциональна квадрату расстояния до вершины, из (2.58) получим:

叫 Q) = ЛОнстанту 女 найдем из условия

：i; шг =侬к (0)

叫 Q) = ЛОнстанту 女 найдем из условия

：i; шг =侬к (0)

Тогда

明■ U) = 3jk (°) U" + 3% = “'水⑼ J^ 厶十 ”in ?(2.60)

Ради\*с факела г на расстоянии I от среза соп」а находим из соотношения

г/г* = а + те г* = 2% sin (匕2)

Он равен*

г =(厶/2 + / sin v)/cos (y/2)

灯=% + /) cos (a + %Y)zj = (% + 丄)sin (a + %Y)

Остальные начальные условия ——диаметр капель, их начальную скорость ^ж(0), коэффициент расхода, корневой угол факела——рассчитывают по эмпирическим уравнениям для выбранного распылителя.

Рис. 2.2. Оценка погрешности расчета гидродинамических параметров свободного факела:

a — по скорости газа в факеле, определенной： / — по суммарному расходу газа в нескольких сечениях факела； 2 — с помощью термо анемометра; 3 — с помощью трубки Пито;

О — по скорости газа через боковую поверхность факела на различном расстоянии от форсунки 2： 1—4 ——перепад давления жидкости на форсунке соответственно 196, 170, 9車 и 32 кПа;

в — по скорости капель прн различном расстоянии от форсунки z;

г — по траектории центральных капель: 1 — без учета реального распределения жидкости1 в факеле; 2 — с учетом реального распределения； сплошными линиями обозначены расчетные данные.

Оценка точности предложенной методики расчета подроб- пана в литературе [43] н приведена на-рис. 2.2.

н Рис. 22 a иллюстрирует согласование расчетных и экспери- нтальных значений скоростей газа, замеренных различными методами и в различных сечениях факела. На рис. 2.2,6 при- ведены расчетные зависимости скорости газа через боковую поверхность факела от расстояния до форсунки и нанесены экспе- ^ентальные точки. На рис- 2.2, в показано изменение скорости капель по длине факела (точками обозначены эксперименталь- ные значения, полученные методом скоростной киносъемки). На оис 2.2,г нанесены расчетные и экспериментальные траектории центральной струики.

В подавляющем большинстве случаев погрешность расчета параметров как жидкой, так и газовой фаз не превышает20%, @ во многих опытах ©стается в пределах 10%.

26・ ГИДРОДИНАМИКА ГАЗОЖИДКОСТНОГО ФАКЕЛА

* ПРИ НАЛИЧИИ ОГРАНИЧИВАЮЩИХ СТЕНОК

Ограничивающие стенки могут иметь различную форму — прямую, сужающуюся, расширяющуюся и т. п., а их наличие на- ■кладывает ряд особенностей на течение двухфазной газожидкостной смеси: часть жидкости, достигая стенок, выпадает на них и в дальнейшем в передаче импульса не участвует. При наличии стенок газ может перемещаться в аппарате не только за счет эжекции, но и принудительно, от внешнего источника.

При описании движения двухфазной смеси при наличии ог- ：раничивающих стенок выбран самый общий и сложный случай, когда стенки имеют профиль трубки Вентури. Это позволяет легко переходить к более простым вариантам.

- Для учета выпадения жидкости на стенки факел разбивали на ряд кольцевых струек, как показано на рис. 2.1.6. При достижении струйкой ограничивающей стенки она вначале частично, а затем (при попадании на стенку внутренней границы 1<хгруйки) и полностью исключается из расчета.

Использование указанного приема позволяет также сравни- *Г€льно просто учитывать^ и неравномерность распределения 'Жидкости по сечению факела, о чем будет сказано ниже.

Газожидкостной факел, инициированный распыливающим устройством, вызывает движение газа и вне его, т. е. между факелом и стенками аппарата (назовем, этот газовый поток '-Яериферийным). Экспериментальные исследования [134а] пока- 皆ли, что скорость периферийного потока (гс?гп) по мере при- «лижения к сечению смачивания уменьшается. Это объясняется :интенсивным перетоком газа внутрь факела, где формирующая； ^я газовая струя последовательно приобретает и накапливает Количество движения от теряющего его капельного потока. При ОР'ннаенни расхода газа внешним сопротивлением возможно, -° На некотором расстоянии от форсунки скорость периферий-

тока /п-*тока /п-*/ = /ф + /пуравнение, учитывающее форму аппарата: df , 石=中(2)/ = /ф + /пуравнение, учитывающее форму аппарата: df , 石=中(2)(2.62)(2.62)(2.65)(2.66) г и у (где(2.67)(2.65)(2.66) г и у (где(2.67)

тока /п-*

тока /п-*

/ = /ф + /п

уравнение, учитывающее форму аппарата: df , 石=中(2)

/ = /ф + /п

уравнение, учитывающее форму аппарата: df , 石=中(2)

(2.62)

(2.62)

(2.65)

(2.66) г и у (где

(2.67)

(2.65)

(2.66) г и у (где

(2.67)

Рис. 2.3. Характерные зоны течения газожидкостного факела, ограниченного стенками аппарата:

/ — зона свободного течения； 2 — зона циркуляции： 3 — зона стесненного течения.

ного потока достигнет нуля. Поскольку процесс передачи импульса при этом не прекращается, а факел еще не достиг стенок, новые порции приобретенной газом энергии будут затрачиваться на разворот некоторой его части, т. е. возникает циркуляция газа.

Итак, весь факел, ограниченный стенками, можно разбить по длине на три зоны, как показано на рис. 2.3. от среза сопла и заканчивается либо

в сечении смачивания, когда скорость периферийного газового потока положительна (тогда вторая зона отсутствует), либо в сечении, где эта скорость становится равяой нулю. Назовем первую зону зоной свободного течения. Вторая зона (циркуля-, ции) заканчивается в сечении смачи'вания. Ниже лежит третья зона — стесненного движения. Она характеризуется отсутствием периферийного газового потока, т. е. эжекции.

Ввиду особенностей течения газожидкостного потока в указанных зонах требуется раздельная запись систем дифференциальных уравнений для каждой из них. Дополнительно по отношению к свободному факелу предположим: ограничивающие стенки и факел имеют аксиальную симметрию; градиент скорости газа в поперечном сечении как внутри факела, так и в периферийной зоне (между факелом и стенками) равен нулю.

Система уравнений зоны свободного течения включает: уравнение баланса площадей факела /ф и периферийного по-

(2.61)

уравнение йзменения сечения факела: d/ф尸一

k =.(2.63>

уравнение сохранения импульса:

,], dp

PE%fn 一^一 + pМГф/ф一*一 + / В =

=g g G«i 吋0必)(2.64)

:-уравнение сохранения расхода газа: d

N(Ргф^гф/ф + Ргп^гп/п)=。

уравнение изменения статического давления: dpd叫 口

''уравнения изменения скорости жидкости по осям i —номер струйки):

dSKNt =°'75ргф S'of(Зяи£ — 4ф) g

dzк' Рж^К1^жг£吗Kzt

血加勿 _ —C °'75pp 5°阳ж%dzК' pHi^Ki ^Ж21

В качестве начальных условий задают скорость газа на уровне распылителя wr, средний объемно-поверхностный диаметр капель &к, расход жидкости бж, скорость истечения жидкости 迈ж, корневой угол факела § и функции распределения плотности орошения.

Когда скорость периферийного газового потока достигает нуля, осуществляется переход ко второй зоне. Здесь образуется Граница между основным и циркулирующим газовыми потоками, расположенная внутри факела. Так как суммарный вектор скорости газа в зоне циркуляции равен нулю, система уравнений второй зоны* относится только к области, расположенной Внутри факела. Она включает уравнение баланса площадей основного /о и циркулирующего /ц потоков

/ф ~ /ц Н- /о(2.68)

а также уравнения сохранения импульса и расхода газа, аналогичные выражениям (2.64) й (2.65), но при условии wrn = 0. Замыкают систему уравнения (2.62) и (2.67), которые остаются без изменения.

При переходе к зоне стесненного движения учитывается скачкообразное изменение давления. Скачок давления должен Уравновешивать усилие, затрачиваемое на разворот части газо- вог。потока внутри факела, движущегося со скоростью ⑫〕ф и занимающего площадь /ц:

АР/ = Рг^гф/ц

. При этом основной газовый поток внутри факела расширяет- С父 До площади сечения аппарата на границе второй и третьей 30H (%=/). Из уравнения (2.68), уравнения сохранения расхо- Да газа

d ,

.(生5出后)= 0

%J161ЛО

рис 2.4. Оценка точности модельного описания гидродинамики газожидкостного факела, ограниченного стенками аппарата:

а — по коэффициенту эжекции: / — стенка цилиндрическая (диаметр 25 и 50 мм [53] i； 2 _ стенка цилиндрическая (диаметр 700 мм)； 3 — стенка с профилем трубы Вентури (диаметр сужения 270 мм)； 4 — стенка с профилем трубы Вентури (диаметр сужения 50 мм [126])； б — по статическому давлению： 1, 2 ~с учетом реального распределения жидкости по'сечению факела； 3 — распределение жидкости в факеле принято идеально равномерным; / —尸冰= 0,6 МПа; 0 = 25°； 2 —Р* = 1,0 МПа; В = 48°; 3 — ^ж=0,6 МПа; В =25。.

и записанного выше соотношения получаем граничное условие для изменения давления:

ДР — ргш2 (ш2—吗) (2.69)

где ^2, Зз ——скорость газа во второй и третьей зонах (на границе) соответственно.

Уравнения этой зоны соответствуют уравнениям (2.61)—— (2.67) с введением условия иУгп = 0. Дополнительным уравнением является функция выпадения капель на стенки корпуса ^ =中⑶•

Для оценки точности полученной модели использованы данные по коэффициенту эжекции, полученные различными авторами на аппаратах различной формы и размеров (рис. 2.4, а), а также результаты измерения статического давления по высоте аппарата в виде трубы Вентури с диаметром сужения 126 мм (рис. 2.4, 6)・

При расчете коэффициента эжекции погрешность в большинстве случаев лежит в пределах ±12% и не превышает 20% в диапазоне изменения Uo от 1,4 до 3500 (рис. 2.4, а).

Изменение статического давления по длине газохода пока- зан0 на рис. 2.4,6, где точками отмечены экспериментальные значения. Кривые / н 2 отличаются значением начальной ск°- 0cтн жидкости. Модель хорошо отражает реально существующий скачок давления, а средняя погрешность при расчете давле- ниЯ составляет 8,3%. Кривая 3 иллюстрирует тот факт, что вво- дйМое многими исследователями допущение о равномерном рас- пределении жидкости по сечению факела может привести к существенной ошибке при определении статического давления^ возрастающей с увеличением длины третьей зоны.

ОЦЕНКА УПРОЩАЮЩИХ ДОПУЩЕНИЙ

Неравномерность плотности орошения. В реальных распылах распределение плотности орошения никогда не бывает идеально равномерным. В предыдущем разделе было показано, к каким погрешностям в расчете статического давления может привести отступление от реального распределения (рис. 2.4, б). Другой яллюстрацией являются кривые / на графиках траекторий ка* пель жидкости (рис. 2.2,г).

Таким образом, когда распределение плотности орошения в факеле распыла заметно отличается от равномерного, это необходимо учитывать. Технически осуществить это сравнительно несложно, достаточно лишь для каждой кольцевой струйки задать свой расход жидкости. Очевидно, чем на большее число струек мы разбиваем факел, тем с большой точностью можно

интерпретировать реальное распределение.

Распределение жидкости в распылах находят экспериментальным путем, измеряя на некотором (достаточно расстоянии Н от распылителя поле удельных потоков нижний график) с помощью различных

методики и устройства приведены в работе ,[127]). Ясно, что полученное

большом)(рис. 2.5,.(подробнобольшом)(рис. 2.5,.(подробносборниковсборников-таким образом распределение не мо- Жет быть просто экстраполировано на срез распылителя. В работе [3] рас- 'СМатривается подобие распределения Плотности орошения в различных се- "агнях факела.

большом)(рис. 2.5,.(подробно

большом)(рис. 2.5,.(подробно

сборников

сборников

Напомним, что плотность ороше- — это количество жидкости, тающее единичную площадь в ншху времени (q = G/S). Введем качения：

оро- еди- обо-оро- еди- обо-г〃ф = г; G/S = q; g/g =屮г〃ф = г; G/S = q; g/g =屮йая ^ ^ Схема определения плотности ороше-

оро- еди- обо-

оро- еди- обо-

г〃ф = г; G/S = q; g/g =屮

г〃ф = г; G/S = q; g/g =屮

Так как

G = 2ллф2^ f ^rdr = 2G f ^rdr

ОО

следовательно, функция относительной плотности орошения нормирована в любом сечении факела:[屮川「= °,5. Переходя к конечным разностям, получим:

*屮 1 (7)/屮 2 К) = hm (AGjAG?) = 1

Таким образом, функция 屮(「) универсальна в области прямолинейного движения капель.-

Показано [3], что при значениях /7 до 1 м (обычных для практики) и на режимах, характерных для большинства распылителей, условие прямолинейности траекторий выполняется с достаточной точностью.

В экспериментах измеряемая функция распределения становится дискретной (жидкость собирается в конечное число кольцевых камер сборника, рис. 2.5). Если число колец /г, а / — порядковый номер кольца, то

пG = Е GjS*j

Обозначив S//S = S/ и 内/g =切，получаем условие нормировки: .娶№=1.

Кривую распределения, снятую на расстоянии п, разбиваем по радиусу на п частей в полном соответствии с разбивкой струи на выходе из распылителя на кольцевые струйки тока. Для каждого участка находим функцию распределения ^i. Тогда расход через z-тую струйку определится из соотношения

Gf = 4\GSf(2.70)

Необходимо также отметить, что каждой струйке тока может быть присвоен не только свой расход, но и своя начальная скорость. Это имеет значение в тех случаях, когда распределение скорости существенно неоднородно, например, у комбинированных гидравлических форсунок-

Неоднородность^ распыла. Все приведенные выше рассуждения и выводы выполнены исходя из предположения, что капельный состав факела монодисперсен и однороден по всему сечению. Реальный распыл заметно отличается от принятого идеального: он может быть, во-первых, существенно полидисперсны^ м, во-вторых, неоднородным по сечению, т. е. средние диаметры

цапель в различных зонах факела, взятых по радиусу, могут 「заметно отличаться.

При наличии полной информации о дисперсных характери- стнках факела учет радиальных неоднородностей дисперсного состава капель не представляет трудностей и не приводит к ус- дожнению модели. Для этого достаточно для каждой кольцевой схру近кн наряду с расходом и начальной скоростью задать средни диаметр частиц.

Для учета полидисперсности был использован следующий дрием. Ансамбль капель разбивали на ряд фракций со своим даределяющим размером и своим расходом, пропорциональным ИХ массовой доле. Такую разбивку выполняли для каждой етруйки, т. е. при этом учитывалась и радиальная неоднородность.

Следует отметить, что учет полидисперсности связан с уве- 、дачением числа основных дифференциальных уравнений пропорционально принятому числу фракций. Соответственно увеличивается длительность счета, т. е. требуется машина более вы- (ХЖОГ。класса.

; 'Расчет процесса пылеулавливания показал, что учет поли- дисперсности при улавливании субмикронных пылей приводит к значительному увеличению точности.

Наложение факелов. При параллельной работе нескольких распылителей факелы их могут пересекаться. При этом воз- можно изменение дисперсного состава капель вследствие их столкновений, изменение концентрации частиц и уменьшение площади совокупного факела по сравнению с суммой площадей отдельных факелов на том же уровне.

' Как отмечалось ранее, уже при сравнительно небольшом расстоянии распылителей друг от друга факелы становятся взаимно прозрачными, и вероятность столкновения отдельных частиц близка к нулю. При удалении от распылителя порозность факелов быстро возрастает, и еще задолго до их пересечения становится практически равной единице. Поэтому при наложе- ИВи факелов коэффициент порозности изменяется только в третьей-четвертой значащей цифре, и не может заметно по- занять на гидродинамику.

Таким образом, параллельную работу нескольких расгшли- ^ВЛей следует учитывать в уравнениях (2.61) и (2.63). Считает- 5я» ито до пересечения каждый факел работает независимо и ^^аничен площадью ，ф. После точки пересечения на каждом 理аге интегрирования из площади /ф, рассчитанной по уравне- ®®ю (2.63), зычитается площадь соответствующего сегмента или ^гментов (рис. 2.6, 6, 6, сегменты заштрихованы), и в уравне- 豐е баланса площадей (2.61) подставляется уже новая пло- •嚣倉Jф- В площадь вносится также поправка при достижении :риферийными факелами стенки аппарата.

Тв °пнсанннй прием несколько условен, однако позволяет зна- тельно приблизиться к реальной картине.

26 Расчетные схемы размещения распылителей для образования совокупного' факела при различной форме сечения ограничивающих стенок:

' * к трлрнитная- s — круглая с расстановкой распылителей по одному °-ь^.ЬТ^кру?л7Я с расстановкой р^пылителей по двум концентрическим кольцам, б< - прямоугольная расстановка; е — шахматная расстановка.

2・8・ РАСЧЕТ ОПТИМАЛЬНОЙ РАССТАНОВКИ 'РАСПЫЛИТЕЛЕЙ

В многотоннажных аппаратах приходится устанавливать десят- кн, сотни, а иногда н тысячи параллельно работающих распылителей. При проектировании такой сложной оросительной си- стемы возникает задача размещения распылителей таким образом, чтобы добиться максимальной эффективности их работы.

Многочисленные экспериментальные данные показывают, что распределение газовой фазы в полых и насадочных тепло-массообменных аппаратах во многих случаях имеет существенные неоднородности. Оптимизация систем орошения таких аппаратов связана с учетом этого факта.

Распределение удельных потоков газовой фазы обусловливается конструкцией аппарата, его размерами, а в насадочных—типом, размером и способом укладки насадки. Применение различного рода усложнений конструкции аппарата, направленных на выравнивание поля скоростей газа, зачастую не дает желаемого результата. Поэтому представляется неоправданным встречающееся обычно стремление к обеспечению во всех случаях равномерного распределения удельных потоков жидкой фазы.

Распределение жидкости при ее движении в аппарате претерпевает значительно меньшие деформации, т. е. управление жидкостным потоком является более надежным. Это открывает весьма перспективный путь повышения эффективности как действующего, так и проектируемого оборудования."

Таким образом, каждому конкретному профилю удельных потоков газовой фазы соответствует вполне определенное распределение удельных потоков орошающей жидкости, и только в случае равномерного распределения газа жидкость должна также распределяться равномерно.

Пусть необходимо обеспечить равномерное орошение какой-либо поверхности, например поверхности насадки в насадочном аппарате. В этом случае максимальная равномерность будет достигаться при выполнении следующих условий: вся заданная поверхность смачивается жидкостью, т. е. перекрывается факелами; взаимное наложение факелов на уровне орошаемой поверхности минимально; количество жидкости, выпадающее на стенкн аппарата, минимально.

Эти условия соответствуют минимальному значению введен- НОго нами коэффициента избыточного орошения /, представля- 10个ег。отношение суммарной площади факелов всех распылите- "е* 5Ф к площади сечения аппарата на уровне орошаемой по- верхностн Sa ： / = S力/Sa.

Независимо от выбранного типа распылителей (которые ^Редполагаем идентичными) решение будет определяться фор- н орошаемой поверхности, т. *е. формой сечения контактной нм аппарата. По этому признаку все известные варианты

(2.74)(2.74)「g=「g=(2.75)(2.75)

(2.74)

(2.74)

「g=

「g=

(2.75)

(2.75)

можно свести к трем: кольцевое сечение, круглое и прямоуголь* ное (рис. 2.6)..

Кольцевое сечение. При установке форсунок на одной ок* ружности единственно возможной является схема, когда точки пересечения отдельных факелов на уровне орошаемой поверхности лежат на ограничивающих стенках (рис. 2.6, а). При этом, учитывая угол взаимного расположения форсунок <р = 2л/м, коэффициент избыточного орошения определяют из уравнения：

J =启二；記=h (，就中 + tg)(2.")

где Гф — радиус факела одного распылителя; гн, Гвн — наружный и внутренний радиусы контактной зоны на заданном уровне.

Из условия минимума соотношения (2.71) определяется оптимальное число распылителей п и радиус окружности (коль^ цевого коллектора) 「к, на которой они устанавливаются：

П<= &н +，вн)/2 cos (зх/м)(2.72)

Наименьшая перекрываемая площадь обеспечивается при радиусе факела гф= (г2K —「н^вн). Отсюда при заданном расстоянии Н от распылителей до орошаемой поверхности можно найти требуемый угол факела:

Р = 2arctg г/Н(2.73)

Из выражения (2.71) следует, что абсолютное значение коэффициента избыточного орошения зависит от числа форсунок и отношения「"н. Эти зависимости представлены на рис. 2.7, а (кривые 1——6), откуда видно, что Для каждого значения rH/rBH кривая J=f(n) проходит через минимум, а линия, соединяющая эти наименьшие значения, с уменьшением гн/гВн асимптотически приближается к прямой /=п/2, соответствующей оптимальной

числачислаРис. 2.7. Параметры качества орошения:а — зависимость коэффициента избыточного орошения от числа распылителей; / —6二 кольцевое сечение (1 ~ 2—1,5; 3 — 2; 4-3; 5-4; 6-5); 7, S - круглое сечение с расстановкой распылителей по одному н двум кольцевым коллекторам °°°% ветственно； 6 — зависимость доли отсекаемого стенкой радиуса факела у/г* °т долиРис. 2.7. Параметры качества орошения:а — зависимость коэффициента избыточного орошения от числа распылителей; / —6二 кольцевое сечение (1 ~ 2—1,5; 3 — 2; 4-3; 5-4; 6-5); 7, S - круглое сечение с расстановкой распылителей по одному н двум кольцевым коллекторам °°°% ветственно； 6 — зависимость доли отсекаемого стенкой радиуса факела у/г* °т доли

числа

числа

Рис. 2.7. Параметры качества орошения:

а — зависимость коэффициента избыточного орошения от числа распылителей; / —6二 кольцевое сечение (1 ~ 2—1,5; 3 — 2; 4-3; 5-4; 6-5); 7, S - круглое сечение с расстановкой распылителей по одному н двум кольцевым коллекторам °°°% ветственно； 6 — зависимость доли отсекаемого стенкой радиуса факела у/г* °т доли

Рис. 2.7. Параметры качества орошения:

а — зависимость коэффициента избыточного орошения от числа распылителей; / —6二 кольцевое сечение (1 ~ 2—1,5; 3 — 2; 4-3; 5-4; 6-5); 7, S - круглое сечение с расстановкой распылителей по одному н двум кольцевым коллекторам °°°% ветственно； 6 — зависимость доли отсекаемого стенкой радиуса факела у/г* °т доли

жидкости, выпадающей на стенку.

^сстановке распылителей для орошения прямолинейного щеле- сечеиия (рис. 2.6,6). Действительно, для щелевого сече- J=n/(4sin acos а) минимально и равно л/2 при а = п/4, т. е. ширине щели х распылители размещаются на коллекторе ^середине щели на расстоянии % друг от друга при радиусе Макелз в этом сечении & = 0,707匕

™ Круглое сечение. Когда площадь сечения сравнительно не- £лнка, распылители целесообразно устанавливать на одном „ли нескольких концентрических коллекторах вокруг централь-

н曲 форсунки. При одном коллекторе (рис. 2.6,8)

-厶=(% + 1)Д4 cos2 (冗/%) — I]2

..Выражение (2.74) имеет минимум при п\ = 8 (рис. 2.7,〃, кри- дуя 7). При этом Гф = 0,414「н；「к= 1,848「ф； п = Tii~\~ 1=9.

- "Схема на рис. 2.6, а отражает размещение форсунок по двум юнцентр и чес к и м окружностям. Для этого случая коэффициент убыточного орошения, выраженный через число форсунок на 畸вом коллекторе, определится из соотношения

3%+ 1

{4 cos2 (冗〃?1) cos (冗/2%) + У 1 ——[4 cos2 (л/rti) sin {nftn^}2

- Минимальное значение /2, как следует из кривой (рис.2.7,а), <йкспечивается при п\ = 7. При этом Гф = 0,26гн；尸к1 = 0,468гн； ^=0,844 гн; /2 = /2!4-/22+ 1 = 7+ 14 + 1 = 22.

-.Последняя схема несколько экономичней предыдущей ，依<厶),однако дальнейшее усложнение системы орошения пу- 评М увеличения числа коллекторов не дает ощутимого эффекта. Вместе с тем увеличение числа распылителей приводит к енн- мкнию надежности- всей системы орошения.

:Для аппаратов больших размеров, независимо от формы их Учения, возможны два простых способа расстановки распылн- ^Йей (рис. 2.6,0, е): в узлах прямоугольной сетки со сторонами Ц^2гф cos ф； 6 = 2 rising) и в вершинах равнобедренных тре- Угольников с основанием d = 2r^ sin ф и высотой h = 2r^ cos 2 (ф/2) •

В первом случае 7Пр=,л/(4sin qp cos ф) будет минимальной 4>и <р = п/4 (/npmin= 1,57), когда сетка превращается в квадратную. Во втором случае /Koc = ^/(2sin(р + sin 2ср). Эта функция ?Меет минимум при ф=(л/3 и равна 1,21.

Из сравнения видно, что при косоугольной расстановке доля .ЭДйократно орошаемой поверхности выше. При таком размеще-

Ь = с = гфуз；用=3/2「ф, т. е. распылитель устанавливают в ^^Шинах равносторонних треугольников; такую расстановку ?®знвают шахматной.

jB обоих случаях связь размера сечения аппарата (пусть 8To ширина сечения /Л) с радиусом факела имеет вид:

二 "а =(В —1)用十2旬(1 —勿飞) (2.76) ，j^^^『qHc』o рядов распылителей; у — часть радиуса факела, отсекаемая

При полном перекрытии сечения у/гф = 0,5. Если с целью уменьшения количества жидкости, выпадающей на стенки, допустить существование около нее неорошаемых зон, то указанное отношение можно представить в следующем виде:

arccos (1 — у >ф) — (1 — у/ф) /1 — (I — у7ф)?= 8 (2.77} где 6 —— доля факела, соответствующая жидкоспг, выпадающей на стенки на уровне заданного сечения.

Для удобства вычисления д/「ф =，(6) выражение (2.77) представлено в виде графика (рис. 2.7, б).

Задаваясь значением 6, по графику или по уравнению (2.77) определяют отношение 观『屯,и из выражения (2.76) находят радиус факела гф. Требуемое число форсунок п определяют с учетом числа рядов N и второго линейного размера аппарата (длина L в случае прямоугольного сечения).

Если распределение жидкости должно отличаться от равномерного, то в случае орошения заданной поверхности единич' ным распылителем это можно обеспечить выбором таких его геометрических размеров, при которых достигается заданный профиль удельных потоков в факеле (применительно к центробежно-струйным форсункам речь об этом пойдет в главе 5).

При многофорсуночном орошении заданное сечение аппарата разбивается на зоны, в пределах которых требуемое распределение жидкости можно считать равномерным,- а ее расход —— пропорциональным доле расхода газа. Для каждой такой зоны осуществляется- расчет размещения распылителей в соответствии с одним из рассмотренных случаев.

Глава 3

ТЕПЛО МАССООБМЕН МЕЖДУ КАПЛЯМИ РАСПЫЛЕННОЙ ЖИДКОСТИ И ГАЗОМ

ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

Тепло-массоперенос в распылах осуществляется на поверхности капель. При этом переносимое тепло (масса) из ядра газового потока (или из капли) вследствие конвективной диффузии подводится к пограничному слою, окружающему каплю, а оттуда переносится внутрь капли (или в ядро газового потока).

Основные принципы тепло-массопереноса хорошо разработаны и подробно освещены в многочисленных литературных источниках, поэтому здесь мы их не рассматриваем.

Особенность капельной структуры жидкостного потока мо- жет проявляться в так называемых концевых эффектах (обусловленных формированием капель при истечении из распылите-

』只 и их дроблением при встрече с преградой), а также во вНутрикапельной циркуляции жидкости.

развитие циркуляции жидкости внутри капли способствует увеличению коэффициентов тепло- и массоотдачи в жидкой фа- ；е. Циркуляция усиливается с увеличением диаметра капли. Вместе с тем с уменьшением 'размера капель увеличивается их удельная поверхность. Очевидно, должен существовать критический размер частиц, при котором тепло- и массоотдача внутри -капель минимальны. Уравнение (2.39), полученное И- Г. Пли- том [156], позволяет найти этот размер. Значение ^кр зависит от физических свойств фаз и относительной скорости капель: если в процессе движения 2。丁 будет, например, уменьшаться, то капли из области большого диаметра могут перейти в область малого диаметра и развитая вначале циркуляция затухнет.

Применение распыливания как средства создания развитой поверхности контакта оправдано главным образом в случае прямоточной организации движения фаз. При противотоке накладываются столь жесткие ограничения на скорость газовой фазы, что он целесообразен в аппаратах других классов ——насадочных, тарельчатых и т. д., хотя и используется иногда, например в распылительных сушилках.

Однонаправленное движение жидкости и газа определяет рамки целесообразного использования прямоточных распылительных аппаратов. Очевидно, они имеют существенные преимущества перед противоточными аппаратами в тех процессах, при проведении которых преимущества противотока в отношении движущей силы несущественны, а для завершения, например, Процесса абсорбции достаточно одной теоретической ступени контакта.

Следовательно, среди рекомендуемых областей применения распылительных аппаратов могут быть выделены процессы, протекающие с изменением фазового состояния: конденсация пара； испарительное охлаждение нагретых жидкостей (например, оборотной воды) при контакте с охлаждающим газом; охлаждение высокотемпературных газов (закалка) при испарении распыленной в них жидкости; испарение криогенных жидкостей; абсорбция хорошо растворимых газов (например, аммиака) и Десорбция труднорастворимых газов (например, диоксида углерода и кислорода); хемосорбция; пылеулавливание; распылительная сушка.

Следует отметить, что при моделировании очень важно иметь в~внду наложение процессов. В практике трудно выделить слу- «чистого» массопереноса или ^чистого» теплообмена. Обычно наряду, например, с абсорбцией происходит изменение Температур обеих фаз, т. е. массообмен осложнен теплопереда-

А8_А8_а в газоочистке нередки случаи, когда указанный ослож- ®ейный массоперенос сопровождается еще и осаждением на ^Плях пыли.

А8_

А8_

ОСНОВНЫЕ ПРЕДПОСЫЛКИ

ДЛЯ МАТЕМАТИЧЕСКОГО ОПИСАНИЯ

Выбор кинетических уравнейий/ Зависимость скорости переноса распределяемого компонента (коэффициента тепло- или массо- передачи) от физико-химических свойств фаз и режимных параметров принято представлять в виде крнтериапьных уравнений. Теоретическое обоснование выбираемых критериев и вида уравнения подробно изложено в литературе, например [108, 208].、

Из всего многообразия рассмотрим только уравнения, полу- * ченные различными авторами на основе экспериментов с оди-. ночными каплями, ансамблем капель и с распылительными ап-； паратами. Для удобства анализа эти уравнения сведены в табл. 1.:

Как можно видеть, независимо от условий экспериментов,； природы жидкости и физических свойств газа, все уравнения дают довольно близкие результаты. Поэтому для расчета коэф-. фициентов массопередачи выбрано уравнение Фреслинга (уравнение 3 в табл. 1), как экспериментально проверенное в более широком диапазоне изменения определяющих критериев, а для расчета коэффициента теплопередачи ——уравнение Дрейка '

(уравнение 16 в табл. 1) как наиболее теоретически обоснован- иое.

Уравнения, приведенные в табл. 1, отражают случаи, когда Основное сопротивление массопередаче сосредоточено в газовой фазе. При десорбции из капель труднорастворимых газов необходимо рассчитывать скорость массопереноса в жидкой фазе. Данные по массоотдаче из капель жидкости весьма скудные^ поэтому для составления модели нами было выбрано уравнение, цредложенное Раммом для распылительных аппаратов [179]:

Sh= 1,13 (Ре*)/ при Fo《0,0293; Sh = 6,6 при Fo》0,0293 (3.1)

где PQr=^^J^^ 一критерий Пекле; Fo=D^ra/dK2 — критерий Фурье; г；— ^емн пребывания капли в зоне контакта； Q求一коэффициент диффузии жидкости; Sh = ptZK/^ — критерий Шервуда; 8 — коэффициент массоотдачи.

Вид критериального уравнения для определения эффективности пылеулавливания зависит от механизма осаждения пыли на каплях. В распылительных аппаратах решающую роль иг

рает инерционное осаждение, опыты по которомурает инерционное осаждение, опыты по которомуобобщены Е от чис-обобщены Е от чис-18р.гб4к18р.гб4кЕ= St 2/(St+ 0,5)2Е= St 2/(St+ 0,5)2(3.2>(3.2>№УравнениеДиапазон изменения критериевАвторЛитература1Sh=2 + 0,347 Re°-6Sc0-33Sc=l—7-104Штейнберг,[223J2Sh=2 + 0,45 Re°'5Sc°-33 +Re=10—104Sc= 1Трейбал Кинард[27]3+ 0,0048 Re°-25 + Sc0'33 Sh=2+0,552 Re°，5Sc°，33Re=(l —16)103 Sc = 0,6—4-Ю2Фреслинг[212]4Sh=2+0,57 Re0f5Sc0'33Re-(l-7)104 Sc=lКинцер и Ган[216]Sh = 2+0,6 Re°'5Sc0'33Re=l—2,5・103Re=l—20Манинг, Гаувин⑵9)Nu = 2 + 0,6 Re0'5Pr0'33Re = 0—2，102Ранц, Маршалл[221]Nu=O」6Reo,6&Re = 0,7—2J02Сокольский[1(°1 [215]Nu = 2 + 0,65 R開叩f0乎Nu = l,09Re<>，43Re= (0,5—25) IO?Кадаки Борисенко10Nu = 0,714Re0'5Pr0-33Re>200Джонстон[12Я11Nu = 0,62 Re0-5Re=(0J5-30)103Ляховскпйjlll)12Nu = 0,54 RM，5Re= (0,2—3)田Вырубов[2/]13Nu = 2 + 0,028 Re°-54 +Re = 5—IO，Кацнельсон[80114+ 0,31 Re"58Nu = 0,33 ReQ，6Re= (0,02—15) IVЭккерт[208J15Nu = 0,37 Rm，6Re=17—7 J04Мак-Адамс[112]16Nu = 2 + 0,459 Re°'5Pr°>33Re = 5—5 JUДрейк[1/SjПримечание. Sh = pdK/D — критерий Шервуда; .Re^^dp/p, — критерий Рейнольдс^Se = v/D—критерий Шмидта; Рг = цс/2—критерий Прандтля.№УравнениеДиапазон изменения критериевАвторЛитература1Sh=2 + 0,347 Re°-6Sc0-33Sc=l—7-104Штейнберг,[223J2Sh=2 + 0,45 Re°'5Sc°-33 +Re=10—104Sc= 1Трейбал Кинард[27]3+ 0,0048 Re°-25 + Sc0'33 Sh=2+0,552 Re°，5Sc°，33Re=(l —16)103 Sc = 0,6—4-Ю2Фреслинг[212]4Sh=2+0,57 Re0f5Sc0'33Re-(l-7)104 Sc=lКинцер и Ган[216]Sh = 2+0,6 Re°'5Sc0'33Re=l—2,5・103Re=l—20Манинг, Гаувин⑵9)Nu = 2 + 0,6 Re0'5Pr0'33Re = 0—2，102Ранц, Маршалл[221]Nu=O」6Reo,6&Re = 0,7—2J02Сокольский[1(°1 [215]Nu = 2 + 0,65 R開叩f0乎Nu = l,09Re<>，43Re= (0,5—25) IO?Кадаки Борисенко10Nu = 0,714Re0'5Pr0-33Re>200Джонстон[12Я11Nu = 0,62 Re0-5Re=(0J5-30)103Ляховскпйjlll)12Nu = 0,54 RM，5Re= (0,2—3)田Вырубов[2/]13Nu = 2 + 0,028 Re°-54 +Re = 5—IO，Кацнельсон[80114+ 0,31 Re"58Nu = 0,33 ReQ，6Re= (0,02—15) IVЭккерт[208J15Nu = 0,37 Rm，6Re=17—7 J04Мак-Адамс[112]16Nu = 2 + 0,459 Re°'5Pr°>33Re = 5—5 JUДрейк[1/SjПримечание. Sh = pdK/D — критерий Шервуда; .Re^^dp/p, — критерий Рейнольдс^Se = v/D—критерий Шмидта; Рг = цс/2—критерий Прандтля.Таблица 1. Уравнения передачи массы (1—5) и тепла (6—16), полученные различными авторамиТаблица 1. Уравнения передачи массы (1—5) и тепла (6—16), полученные различными авторамиПрименимость формулы (3.2) зависит от числа St и относительных размеров частиц. Так, в работе [99] показано, что ррн St^ 1/12 мелкие пылинки, согласно (3.2), не должны осаждаться на каплях. Вместе с тем в опытах осаждение таких qa・ &нц происходит. Здесь вступает в действие другой механизм — зацепления, на который впервые обратил внимание Фукс [192]. Оба механизма учитываются обобщающей формулой (3.3), в- которой dq ——диаметр пылевой частицы:Применимость формулы (3.2) зависит от числа St и относительных размеров частиц. Так, в работе [99] показано, что ррн St^ 1/12 мелкие пылинки, согласно (3.2), не должны осаждаться на каплях. Вместе с тем в опытах осаждение таких qa・ &нц происходит. Здесь вступает в действие другой механизм — зацепления, на который впервые обратил внимание Фукс [192]. Оба механизма учитываются обобщающей формулой (3.3), в- которой dq ——диаметр пылевой частицы:£ = ~^t + 0,5)2 +2,5 若£ = ~^t + 0,5)2 +2,5 若(3.3)-(3.3)-'Расчет температуры поверхности капли. При малом диаметре капель, т. е. при слабой внутрикапельной циркуляции, а ^кже при больших числах Re температура на поверхности. Капли Г水 может значительно отличаться от средних значений. 厶.- Ниже приводится вывод уравнения для расчета Т'* Неко-' ^^Ке упрощения сделаны специально для того, чтобы не вво- ^^ь дополнительных дифференциальных уравнений, которые Рачительно усложнили бы процесс расчета (в случае малых ^фоНзводннх, т. е. когда зависимость слабая, время интегриро- ^^Н* значительно увеличивается).'Расчет температуры поверхности капли. При малом диаметре капель, т. е. при слабой внутрикапельной циркуляции, а ^кже при больших числах Re температура на поверхности. Капли Г水 может значительно отличаться от средних значений. 厶.- Ниже приводится вывод уравнения для расчета Т'* Неко-' ^^Ке упрощения сделаны специально для того, чтобы не вво- ^^ь дополнительных дифференциальных уравнений, которые Рачительно усложнили бы процесс расчета (в случае малых ^фоНзводннх, т. е. когда зависимость слабая, время интегриро- ^^Н* значительно увеличивается).Йенгмюром в виде зависимости [218] эффективности ла Стокса (St=.嚼囈):

рает инерционное осаждение, опыты по которому

рает инерционное осаждение, опыты по которому

обобщены Е от чис-

обобщены Е от чис-

18р.гб4к

18р.гб4к

Е= St 2/(St+ 0,5)2

Е= St 2/(St+ 0,5)2

(3.2>

(3.2>

№

Уравнение

Диапазон изменения критериев

Автор

Литература

1

Sh=2 + 0,347 Re°-6Sc0-33

Sc=l—7-104

Штейнберг,

[223J

2

Sh=2 + 0,45 Re°'5Sc°-33 +

Re=10—104

Sc= 1

Трейбал Кинард

[27]

3

+ 0,0048 Re°-25 + Sc0'33 Sh=2+0,552 Re°，5Sc°，33

Re=(l —16)103 Sc = 0,6—4-Ю2

Фреслинг

[212]

4

Sh=2+0,57 Re0f5Sc0'33

Re-(l-7)104 Sc=l

Кинцер и Ган

[216]

Sh = 2+0,6 Re°'5Sc0'33

Re=l—2,5・103

Re=l—20

Манинг, Гаувин

⑵9)

Nu = 2 + 0,6 Re0'5Pr0'33

Re = 0—2，102

Ранц, Маршалл

[221]

Nu=O」6Reo,6&

Re = 0,7—2J02

Сокольский

[1(°1 [215]

Nu = 2 + 0,65 R開叩f0乎

Nu = l,09Re<>，43

Re= (0,5—25) IO?

Кадаки Борисенко

10

Nu = 0,714Re0'5Pr0-33

Re>200

Джонстон

[12Я

11

Nu = 0,62 Re0-5

Re=(0J5-30)103

Ляховскпй

jlll)

12

Nu = 0,54 RM，5

Re= (0,2—3)田

Вырубов

[2/]

13

Nu = 2 + 0,028 Re°-54 +

Re = 5—IO，

Кацнельсон

[801

14

+ 0,31 Re"58

Nu = 0,33 ReQ，6

Re= (0,02—15) IV

Эккерт

[208J

15

Nu = 0,37 Rm，6

Re=17—7 J04

Мак-Адамс

[112]

16

Nu = 2 + 0,459 Re°'5Pr°>33

Re = 5—5 JU

Дрейк

[1/Sj

Пр

имечание. Sh = pdK/D — критерий Шервуда; .Re^^dp/p, — критерий Рейнольдс^

Se = v/D

—критерий Шмидта; Рг = цс/2

—критерий Прандтля.

№

Уравнение

Диапазон изменения критериев

Автор

Литература

1

Sh=2 + 0,347 Re°-6Sc0-33

Sc=l—7-104

Штейнберг,

[223J

2

Sh=2 + 0,45 Re°'5Sc°-33 +

Re=10—104

Sc= 1

Трейбал Кинард

[27]

3

+ 0,0048 Re°-25 + Sc0'33 Sh=2+0,552 Re°，5Sc°，33

Re=(l —16)103 Sc = 0,6—4-Ю2

Фреслинг

[212]

4

Sh=2+0,57 Re0f5Sc0'33

Re-(l-7)104 Sc=l

Кинцер и Ган

[216]

Sh = 2+0,6 Re°'5Sc0'33

Re=l—2,5・103

Re=l—20

Манинг, Гаувин

⑵9)

Nu = 2 + 0,6 Re0'5Pr0'33

Re = 0—2，102

Ранц, Маршалл

[221]

Nu=O」6Reo,6&

Re = 0,7—2J02

Сокольский

[1(°1 [215]

Nu = 2 + 0,65 R開叩f0乎

Nu = l,09Re<>，43

Re= (0,5—25) IO?

Кадаки Борисенко

10

Nu = 0,714Re0'5Pr0-33

Re>200

Джонстон

[12Я

11

Nu = 0,62 Re0-5

Re=(0J5-30)103

Ляховскпй

jlll)

12

Nu = 0,54 RM，5

Re= (0,2—3)田

Вырубов

[2/]

13

Nu = 2 + 0,028 Re°-54 +

Re = 5—IO，

Кацнельсон

[801

14

+ 0,31 Re"58

Nu = 0,33 ReQ，6

Re= (0,02—15) IV

Эккерт

[208J

15

Nu = 0,37 Rm，6

Re=17—7 J04

Мак-Адамс

[112]

16

Nu = 2 + 0,459 Re°'5Pr°>33

Re = 5—5 JU

Дрейк

[1/Sj

Пр

имечание. Sh = pdK/D — критерий Шервуда; .Re^^dp/p, — критерий Рейнольдс^

Se = v/D

—критерий Шмидта; Рг = цс/2

—критерий Прандтля.

Таблица 1. Уравнения передачи массы (1—5) и тепла (6—16), полученные различными авторами

Таблица 1. Уравнения передачи массы (1—5) и тепла (6—16), полученные различными авторами

Применимость формулы (3.2) зависит от числа St и относительных размеров частиц. Так, в работе [99] показано, что ррн St^ 1/12 мелкие пылинки, согласно (3.2), не должны осаждаться на каплях. Вместе с тем в опытах осаждение таких qa・ &нц происходит. Здесь вступает в действие другой механизм — зацепления, на который впервые обратил внимание Фукс [192]. Оба механизма учитываются обобщающей формулой (3.3), в- которой dq ——диаметр пылевой частицы:

Применимость формулы (3.2) зависит от числа St и относительных размеров частиц. Так, в работе [99] показано, что ррн St^ 1/12 мелкие пылинки, согласно (3.2), не должны осаждаться на каплях. Вместе с тем в опытах осаждение таких qa・ &нц происходит. Здесь вступает в действие другой механизм — зацепления, на который впервые обратил внимание Фукс [192]. Оба механизма учитываются обобщающей формулой (3.3), в- которой dq ——диаметр пылевой частицы:

£ = ~^t + 0,5)2 +2,5 若

£ = ~^t + 0,5)2 +2,5 若

(3.3)-

(3.3)-

'Расчет температуры поверхности капли. При малом диаметре капель, т. е. при слабой внутрикапельной циркуляции, а ^кже при больших числах Re температура на поверхности. Капли Г水 может значительно отличаться от средних значений. 厶.

- Ниже приводится вывод уравнения для расчета Т'* Неко-' ^^Ке упрощения сделаны специально для того, чтобы не вво- ^^ь дополнительных дифференциальных уравнений, которые Рачительно усложнили бы процесс расчета (в случае малых ^фоНзводннх, т. е. когда зависимость слабая, время интегриро- ^^Н* значительно увеличивается).

'Расчет температуры поверхности капли. При малом диаметре капель, т. е. при слабой внутрикапельной циркуляции, а ^кже при больших числах Re температура на поверхности. Капли Г水 может значительно отличаться от средних значений. 厶.

- Ниже приводится вывод уравнения для расчета Т'* Неко-' ^^Ке упрощения сделаны специально для того, чтобы не вво- ^^ь дополнительных дифференциальных уравнений, которые Рачительно усложнили бы процесс расчета (в случае малых ^фоНзводннх, т. е. когда зависимость слабая, время интегриро- ^^Н* значительно увеличивается).

Из уравнения равенства теплового потока, направленного к поверхности капель, н теплового потока от поверхности к их центру следует:

入г (А — Tjk')、u LD (р/ — pn") Sh = 2/.ж (丁出‘ 一Т*и) (3.4)

где /.——теплопроводность； L — у^е.тьна^ геолога испарения (конденсацшп： rG — реальное массовое содержание пара; D — коэффициент диффузии пара в газе: Т'ж ——температура поверхности капли; Т汰口 — температура в центре капли; р"ц — содержание пара, соответствующее точке росы при температуре газового потока,

Реальная плотность паров в соответствии с уравнением состояния газа выражается зависимостью:

/пТ「о

(3.5)(3.5)где /п- /ф，Л 一 площади, занимаемые фазами.

(3.5)

(3.5)

Изменение плотности паров в газовом потоке можно учитывать, пользуясь уравнением Клаузиуса ——Клапейрона:%

3050…е

lgpn"=25,6 —"夕*—6,87 jg Тж(3,6)

В данном случае логарифмическую функцию удобнее заменить линейной, разделив ее на отдельные участки:

Рп" = а + 々Т沼'при Tmin《Т*'<『так(3.7)

Для того, чтобы из уравнения (3.4) центра капли, в первом приближении ваться следующим усреднением:

2Tjk —+ ^жц

исключить температуру достаточно воспользо-(3.8)исключить температуру достаточно воспользо-(3.8)Решая совместно уравнения (3,4) и (3.8), получаем уравнение, связывающее температуру поверхности капли с температу рой газа и средней температурой капли:

исключить температуру достаточно воспользо-

(3.8)

исключить температуру достаточно воспользо-

(3.8)

大Г Nu TГ+ 4入；к7* ——LDa Sh -]-丄орПО万中厂 ^友‘ = 4入嘉户小u工限乐 (3.9

Расчет физико-химических свойств фаз. Зависимость вязко-, сти газа от температуры выражается уравнением Сезерлен- да [179]:

瓦=卩。号*(£户(3"0)

Зависимость теплопроводности газов от температуры внр& жается линейнь^м уравнением [180]:

卜『b$kT(3.11)

Ниже приведены значения р0. Ь,瓦 а при нормальных условиях для наиболее распространенных газов:

「"106 кг (м-с)&>103

£ 105

Азот

17.0114-

Воздух

17.31246

6 6

Водяной пар

1S0961—1.6

8 3

Диоксид углерода

13.7254—1.7

9.1

Вязкость жидкости определяется уравнением рж= {2,2・ 10-工2【(Т* — 2,81 • IO?)十 р8・ 1事 _(丁冰一2,81 • 10炉—

1,2]尸

(3.12)

Для воды зта зависимость аппроксимирована двумя прямыми:

при 273 < гж < 304 К У* 工 1,08-]0-2 — 0,3-10-4^

,(3.13>

' при 304 < 7Ж < 373 Кцж = 2, Е6• 1С-3 — 0,62-10-5 гж

Удельная теплота испарения (конденсации) с увеличением температуры несколько уменьшается и практически точно описывается уравнением прямой, которое для воды имеет вид:

L= 3,3-10«—2J5-103 Тж(3.14)

Для определения коэффициента диффузии в жидкости можно воспользоваться формулой, приведенной в работе [154]:

= 7,4・ 10-8 (С 財)。,5/几。,6(3.15)

где с ——константа, зависящая от природы жидкости (для воды с=2,6); М — молекулярная масса сорбируемого компонента (Мео2 = 44; Мо2 = 32);—

удельный объем (Vo со2 =34； Vo о2=-25,6).

Коэффициент диффузии в газе можно рассчитать по уравнению

Dr=4,3.1gp(yy"可碎了 其.耳(3」6，

где У】，]/2 ——удельные объемы газовой фазы и распределяемого компонента. — После подстановки постоянных для кислорода и диоксида углерода имеем：

D「СО? = 3,4 • 10-9 TJ/2/P ；2 о? = 4 J 0-9 Ту/2/尸

Общая зависимость коэффициента диффузии от температу- ры приведена в работе [168-]:

•ВА = (77М(3.17)

3・3. МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ТЕПЛО МАССООБМЕНА Рассмотрим процессы в факеле, ограниченном стенками аппа- 豐та, с учетом принятого во второй главе разделения на зоны ^ения (см. рис. 2.4).

Для первой зоны расчета дополнительно к уравнению (2.62) запишем следующие уравнения. Уравнение баланса эквивалентных площадей, занимаемых газовой фазой и паром в ней:

/ф == ^гф + /пф

(3.181

Уравнение лента в газе:

~5г~ —

изменения концентрации распределяемого компо-

Уравнение сохранения примет вид:

количества движения вместо

(2.64)

f din 一

—Скгп I s'e dz 丁 7门

(^'гф/гф)

公仔 dfrФ

■丁工‘冲二一

(3.23)

m

备рm

必2【nfn + Ргф^2гф^гф + Рпф^2гф^Пф + 工 GK曲也zf

Уравнение

:изменения температуры капель: d^K, _6入「(Т「ф — Т'^) 丄 3L d(&“・)、

(3.26)

^Ож£соз (Р；/2) g Z叫KZf

dP

F

(3.19)

Уравнение изменения

d (九)

размере капель:

2& (р'п巾 一 р"пж)

Уравнение сохранения энергии:

^д^'жг^рж

Shf

(3.27)

Ргпсгп^гпшгп/гп 4" ргф^гф^^гф^гф + сжG1K(Т蓼t +

+ Ргк^г/п 中(分7 гф — /Г $ф + % 巾 + сжТ дф) = const

Далее записывают уравнение сохранения расхода (2.65)・ Уравнение сохранения парожидкостного потока ставляется в виде:

Уравнение, описывающее изменение тиц в результате конденсации влаги на

размера пылевых час- их поверхности:

(3.20)

2~dT

4。4 (p'n⑦ 一 P 'n⑦)^ч^гфРж '

(3,28)

газапред-,

Уравнение изменения зультате теплообмена и

температуры пылевых частиц в реконденсации на них паров влаги:

dTq

12入％ (Тгф — Тч)

m

-^- ( Prn^rnfnn +卩呻⑵巾后中+ Е "в

^гф [Рчк^ч^чк3 十 РжСЖ (心耿一^4)]

(3.21)

+

3p氷厶也

рчк^ч^^чк + РжСЖ I d% "qK I

噜

(3.29)

Уравнение сохранения пылесодержания:

d ,.,—,《1,56ж£Епфи>ожг

田(州山停広+ naWM +彳 рмкк 一

(3.22)

где d4K — диаметр частицы с конденсатом на поверхности.

Для второй расчетной зоны уравнение (3.18) заменяют уравнением, учитывающим цир^ляцию:

/ф — Л1 + /гф + /пф

(3.30)

Уравнение состояния пара и газа: р = pnRnTn = Рг^г^г

Несколько иной вид приобретает и уравнение сохранения ко-

(3.23)

Затем записывают уравнение Бернулли для периферийного тазового потока и уравнения изменения скорости жидкости по осям хну (2.66), (2,51) и (2.67).

Уравнение изменения концентрации распределяемого комп。” лента в жидкости:

,личества движения:

-dz I Рг^^гф/гф + рп^2г(

•ф/пф ~Г Е ^Ж[ ^'жг1

^кж

6К「(Скг —■ Скж^с)

^жг

(3.24)

тде Кг — коэффициент стаита Геири для распределяемого

массопередачи, отнесенный к газовой фазе; —к0Й

компонента.

m = maxg£：

G次i cos (gz/2)

唉

d5①

—Ргп/ц^гф ~

(3.31)

Далее записывают уравнение (2.69), а остальные преобра- Зуют из условия ^'гп = 0.

Для третьей зоны вводят функцию выпадения струек на ^нки ш=<р (г), а приведенные выше уравнения записывают из .Уеловия g口 = 0； %И = 0.

1б1

Рис. ЗЛ. Схемы задания начальных условий для расчета по моделям: а — для одиночного распылителя; б — для блока форсунок.Рис. ЗЛ. Схемы задания начальных условий для расчета по моделям: а — для одиночного распылителя; б — для блока форсунок.EnnEnn

Рис. ЗЛ. Схемы задания начальных условий для расчета по моделям: а — для одиночного распылителя; б — для блока форсунок.

Рис. ЗЛ. Схемы задания начальных условий для расчета по моделям: а — для одиночного распылителя; б — для блока форсунок.

Enn

Enn

34 НАЧАЛЬНЫЕ II ГРАНИЧНЫЕ УСЛОВИЯ

Исходные данные для расчета по модели можно разделить на три группы: описывающие геометрические размеры конкретного аппарата; характеризующие размещение распылителей в аппарате н описывающие режимные параметры процесса.

Если аппарат имеет профиль Вентури, задают диаметры н углы конфузора п диффузора и их длину, что позволяет найтн диаметр аппарата в любом сечении. Для аппарата с кольцевым сечением задают его наружный и внутренний диаметры, диаметр кольца (или колец), по которому установлены распы^ лители, их число н высоту контактной зоны (рис. 3.1). Далее задают характеристики распыла или приводят уравнения для их расчета.

Из режимных параметров необходимо задавать: начальные температуры газа и жидкости, абсолютное давление в аппарате, начальную скорость газа (или расход), начальные концентра^ ции пыли и сорбируемого компонента в газе и жидкости, рас、 ход жидкости. В зависимости от конкретного процесса некоторые параметры могут принимать нулевые значения.

Кроме того, задают число струек, на которые разбивается факел. При этом следует руководствоваться требуемой точно^

стью представления распределения плотности орошения в факеле, но нужно иметь в виду, что с увеличением числа струек пропорционально увеличивается длительность расчета.

Приведенная выше модель составлена исходя еще из двух допущений, относящихся к условиям на границе и нуждающихся в обосновании: во-первых, не было \тчтено гидравлическое сопротивление стекающей по стенке аппарата пленки жидкости н, во-вторых, не был учтен тепло-массообмен в ней.

Очевидно, образующаяся на стенках аппарата жидкостная пленка создает дополнительное сопротивление. В предельном случае, когда вся жидкость выпадает на стенки аппарата (диаметром 〃а), оно оценивается

дпл/Па « 1/2/70 10-3 (3.32

В рассматриваемых нами случаях режим относится к течению тонких пленок в трубах с коэффициентом сопротивления 0,05. Следовательно, сопротивление контактной зоны (собственно аппарата без подводящих и отводящих газоходов) не должно превышать 1 Па/м, и им можно пренебречь.

При оценке интенсивности тепло- и массообмена в пленке также был взят предельный случай: однофорсуночный аппарат с максимальной удельной поверхностью стенок; вся жидкость выпадает на стенки. Соотношения поверхностей пленки и капель, содержащихся в объеме аппарата, приведенных к одному времени контакта с газом, можно оценить по формуле

k (3.33)

Поскольку поверхность контакта для капель и пленки в предельном случае имеет один порядок, факторами, определяющими интенсивность тепло- и массообмена, являются - отноше- йне градиентов движущей силы и размеров пограничного слоя:

(3.34)

, Таким образом, из соотношения (3.34) можно сделать вывод 9'правомерности допущения, позволившего не учитывать тепло- массообм’ен в пленке.

Выше не был затронут вопрос, в принципе нуждающийся в рассмотрении. Говоря о пленке жидкости, движущейся по стен- кам аппарата, мы предполагали, что срыва брызг и образова- Ния вторичных капель не происходит. Действительно (в соот- Вептвнн с диаграммой Бейкера), на режимах, характерных для Прямоточных распылительных аппаратов (исключая скоростные ^РУбы Вентури), течение пленки имеет волновой характер без ?&ва гребешков волн, и вторичные капли могут образовывать- “J т°』ько в результате удара основных капель о поверхность д Каю1ией пленки. При косом ударе возможно протекание еле- ^У щих процессов： образование крутой волны в виде всплеска р^трмвом верхнего края; образование всплеска с отрывом в ” У'ьтатб схлопывания каверны; образование воздушных пу- 4*

Рис. 3.2. Блок-схема расчета по модели.

рлс. 3.4. Оценка точности моде- 、血 испарительного охлаждения

воды：

9 一 изменение температуры жидкости яо высоте с8°g。k。「0 ©'Л.-：:/ -

■ 10 ММ, 6 = 4：с；=5 ММ. В = 46 二

изменение температуры жидкости р0 высоте ап门е；、」7a с крсфилеч трус ВеЯтУРН ①=5РПз1： з —

даценение температуры 二аостн I '1 口 газа (2) по 戶юге ин二и д?ическэг i ^дарата (人=6」мм. Р = 0.4 ”Па.卩二 ■52е)； точками показаны зке’.ернхен- тальнне дзнн^е.

зырей внутри жидкостной пленки, которые, всплывая на поверхность, лопаются с образованием вторичных капель. Ни один из этих механизмов не может оказать заметного влияния на гидродинамику и тепло-массообмен в распылительных аппаратах.

Блок-схема расчета по описанной модели* представлена на рис. 3.2. Для решения системы уравнений применяли стандартную подпрограмму, использующую метод Рунге — Кутта четвертого порядка с автоматическим выбором шага интегрирования, исходя из обеспечения заданной относительной точности решения.

горных и промышленных установ- ках при реализации различных ■ процессов, рассмотренных ниже. Пылеулавливание (в том чис- 「ле осложненное теплопередачей и конденсацией пара на частицах пыли). Сравнение расчетных н экспериментальные данных по эффективности пылеулавливания, Представленной через число еди- 、нШ1 переноса ；V=1/(1—£"), показано на рис. 3.3, а. Максимальная -погрешность не превысила 18%.

В опытах определяющие параметры варьировались в достаточно широких пределах: скорость

3.5. ОЦЕНКА ТОЧНОСТИ МОДЕЛИ

Для оценки точности математического описания тепло-массообмена в распылах, использованы экспериментальные данные, полученные на лабора^

70 80t^^cr./^i

45

истечения жидкости— от 11 до 40 м/с； расход жидкости — от 0,1 до 8 кг/с; корневой угол факела—от 30 до 90°, диаметр капель—от 0,2 до 0,6 мм； температура жидкости 一 от 360 до 377 К; скорость газа во входном сеченнн аппарата — от 1 до 1 [ м/с; ри—диаметр сужения) 八,二 ~ от 293 до 450 К； влагосодержаиие Диаметр частиц пыли — от 1 до 30 2,7 кг/м3. Одновременно оценивалась точность расчета - & путем сравнения влажного термометра човлеяного на выходе ―—… 工 та> с расчетной температурой точ-

росы (рис. 3.3, б). Относитель- 需^ погрешность не превысила

Pg 3.5.

, диаметр аппарата (для аппарата Веиту- от 0,25 до 0,92 м; температура газа на енз;с газа — от 0,015 до 2,5 кг/кг; средний

входе ——

2

3

丄 6

Рис. 3.3. Оценка точности модели процесса пылеулавливания:

апо эффективности улавливания пнлн Д'; б — по температуре точки росы 厶；/—3 — 口冲 улавливании пыли в целлю.тозно-бумажиом производстве на аппаратах с профилем трубЗ Вентури; 4 — при фракционном улавливании талька без теплообмена в цилиндрической аппарате [46].

теплообме- показаний

Ак уста-

из аппара-

Оценка точности модели

"Родесса

『，)：

л%.Раеход

^Тв-кД' 12^' 16т 3 - 9.3- %_//с；j，_ р.=0.9・

瞟22二 8% (g)； 2，一乙.0,3 МПа, с2°2яач = 7,6% (об.)； Г - Рж=0,5 МПа；

С?*』,2% (об.).

и

абсорбции диоксида

аммиакауглерода

газовой

4 - 、1Па,

мкм； плотность частиц—от

2,5 до

Рис. 3.6. Оценка точности модели процесса те?- мической десорбции из воды кислорода и диоксида углерода:

1, 3 — десорбция О；. 夕=.3 it 1.3 м: .?, 4 — десорб!：:: т СО；.斤= 0.3 и 1,3 М.

температур проводились Вентури (диаметр сужениятемператур проводились Вентури (диаметр суженияпрофилемпрофилем

температур проводились Вентури (диаметр сужения

температур проводились Вентури (диаметр сужения

профилем

профилем

ИзмеренияИзмеренияИспарительное охлаждение воды.

Измерения

Измерения

для свободного факела, в аппарате с

0,27 м) и в цилиндрическом аппарате диаметром 0,7 м. Результаты приведены на рис. 3.4 (точками показаны экспериментальные данные, усредненные для трех—пяти замеров), Во всех опытах погрешность не превышала 15%.

Абсорбция. Использованы экспериментальные данные по абсорбции водой аммиака и диоксида углерода в лабораторном аппарате с профилем Вентури (диаметр сужения 39 мм). Сравнения с расчетными данными представлены на рис. 3.5. В опытах по абсорбции аммиака погрешность ие превысила 18%, а по абсорбции СО2 — 25%. Рост погрешности в последнем случае можно объяснить значительным разбросом результатов анализа СО2 в воде.

Термическая десорбция из воды О2 и С02. Этот процесс используется в схемах водоподготовки. Перед подачей воды в котельные установки или на подпитку теплосети из нее кроме растворенных солей должны быть удалены и коррозионноактивные газы — кислород и диоксид углерода. Десорбция осуществляется в специальных аппаратах——деаэраторах, где вода, окруженная паром, нагревается за счет его конденсации до температуры, близкой к

температуре кипения..

В опытах и а промышленных многофорсуночных аппаратах различного конструктивного оформления как при атмосферном давлении, так н под вакуумом исследовались изменения концентраций и температур фаз в широком 'диапазоне режимных параметров.

Для иллюстрации выбраны зависимости концентраций СО2 и Ог в воле от давления пара в аппарате для двух его сечений (рис. 3.6). Оценка рас， хождений экспериментальных, и расчетных данных по всем сериям опытов 、 показала, что точность модели в таком сложном процессе удовлетворительна, среднеквадратичное отклонение составляет 11——15%, а максимальная погрешность не превышает 26%.

В заключение следует отметить, что адекватное математическое описание тепло-массообмена в распылах и распылительных аппаратах позволило, во- первых, методом численного эксперимента всесторонне изучить самые сложные процессы и выявить оптимальные параметры и, во-вторых, рассчитать и спроектировать около двух,десятков распылительных аппаратов различного назначения и оригинальной конструкции, успешно внедренных в производство.

Глава 4“

ГИДРАВЛИЧЕСКОЕ распылпванпе

КЛАССИФИКАЦИЯ ГИДРАВЛИЧЕСКИХ ФОРСУНОК

Согласно приведенной классификации [127], в основу которой положен принцип действия, различают струйные, с соударением струй, ударно-струйные, центробежные, центробежно-струйные н комбинированные форсунки.

Струйные форсунки представляют собой насадок с цилиндрическим или какой-либо другой формы отверстием. Вытекающая из него под действием перепада давления струя распадается на капли, образуя грубый полидисперсный факел с малым корневым углом.

Работа форсунок с соударением струй основана на взаимном разбивании на капли нескольких струй, вытекающих из соответствующих насадков. Из точки столкновения двух цилиндрических струй результирующий поток растекается радиально, обра-. зуя плоскую пленку, распадающуюся на капли. При столкновении трех и более цилиндрических струй предотвращается выб

рос части жидкости в верхнюю полуплоскость, а столкновение .плоских струй позволяет получить факел, имеющий в сечении форму, близкую к прямоугольной.

В ударно-струйных форсунках распыливание происходит за счет удара струи о расположенный напротив сопла отражательный элемент. В зависимости от конструкции отражателя образуется факел в виде одиночного полого конуса или в виде нескольких вставленных друг в друга конусов.

Центробежные форсунки имеют либо тангенциальные входные отверстия, либо шнек (или аналогичный элемент), что прн- .дает подаваемой жидкости вращательное движение. В сопловом канале жидкость движется вдоль его стенки в виде тонкой пленки, а центр заполняет так называемый воздушный вихрь. При истечении из сопла пленка распадается, образуя факел в виде полого конуса.

. Центробежно-струйные форсунки отличаются от центробеж-

ГоГо-нь|х наличием двух потоков, на которые разделяется подводи- мая жидкость, взаимодействующих в камере смешения. Перво- '就У, периферийному, сообщается вращение, а второй подается в камеру смешения в виде осевой струи. Вращающийся поток Передает часть энергии центральной струе и частично раскру- чивает ее, а сам несколько тормозится. В результате образуется еДиный результирующий поток, который за пределами соплово- канала разрушается с образованием факела в виде запол- и^нного конуса.

Го

Го

Комбинированные форсунки составляются из двух или более Распылителей рассмотренных классов, объединенных общим

корпусом. Выбираемое сочетание диктуется требованиями, предъявляемыми к распылу, и условиями работы.

Ниже рассмотрены работа и конструкции форсунок пяти основных классов. Довольно подробно освещены наиболее распространенные в настоящее время центробежные форсунки. Особое внимание уделено центробежно-струйным форсункам. Учитывая их универсальность, возможность управления распределением плотности орошения, а также тот факт, что большинство из приведенных материалов обобщены впервые, авторы вынесли на в отдельную главу 5.

СТРУЙНЫЕ, С СОУДАРЕНИЕМ СТРУЙ II УДАРНО

СТРУЙНЫЕ ФОРСУНКИ

Струйные форсунки. Как отмечалось выше, распад жидкостных струй в значительной мере определяется формой струи, которая у струйных форсунок зависит от формы соплового канала. Таким образом, формой соплового канала обусловлены принципиальные отличия в характеристиках получаемого распыла, поэтому она служит основным признаком при классификации струй:- ных форсунок. По зтому признаку все струйные форсунки предлагается разделить на четыре типа: с цилиндрическим, со щелевидным, с кольцевым сопловым каналом и с сопловым каналом в виде круговой прорези (рис. 4.1).

Жидкость покидает цилиндрическое сопло в виде цилиндрической струи, щелевидное ——в виде плоской веерообразной струи. Кольцевое сопло формирует полую коническую струю, угол конусности которой определяется углом конусности сопла;

рнс 4丄 Формы сопловых каналов и образующихся струй в струйных фор'рнс 4丄 Формы сопловых каналов и образующихся струй в струйных фор'сунках:а — цилиндрическое сопло (цилиндрическая струя); о мая струя); в — кольцевое сопло (полая коническая прорезн (радиально расширяющаяся струя).сунках:а — цилиндрическое сопло (цилиндрическая струя); о мая струя); в — кольцевое сопло (полая коническая прорезн (радиально расширяющаяся струя).—ще.чевндное сопло (плоская вс°°； струя); г — сопло в виде крус’зоН—ще.чевндное сопло (плоская вс°°； струя); г — сопло в виде крус’зоН

рнс 4丄 Формы сопловых каналов и образующихся струй в струйных фор'

рнс 4丄 Формы сопловых каналов и образующихся струй в струйных фор'

сунках:

а — цилиндрическое сопло (цилиндрическая струя); о мая струя); в — кольцевое сопло (полая коническая прорезн (радиально расширяющаяся струя).

сунках:

а — цилиндрическое сопло (цилиндрическая струя); о мая струя); в — кольцевое сопло (полая коническая прорезн (радиально расширяющаяся струя).

—ще.чевндное сопло (плоская вс°°； струя); г — сопло в виде крус’зоН

—ще.чевндное сопло (плоская вс°°； струя); г — сопло в виде крус’зоН

при истечении из круговой прорези образуется' радиально расширяющаяся струя. -

Большинство теоретических исследований струйных форсунок посвящено распылителям с цилиндрическим соплом. С практической точки зрения представляют интерес два случая распада цилиндрических струй： режим образования монодис- персных капель и режим распыливания. Последний изучен достаточно подробно, в то время как образованию монодисперс- ных капель уделялось очень мало внимания. В этой связи представляет интерес работа [224].

Процесс образования монодисперсных капель делится на два этапа. На первом этане из сопла вытекает струя жидкости, которая постепенно удлиняется, достигая некоторого равновесного объема Up. На зтом этапе действуют гидростатические силы F- силы поверхностного натяжения 尸口，импульсный перенос (распределение скорости жидкости в сопловом канале принимается параболическим) FM, силы сопротивления Fc и инерции 尸Н：

Гг = nd^g\P (2 4- 3 cos а—cos3 а)/12 (4.1) где а — угол отклонения оси струи от вертикали.

Fn = rod©(4.2)

印=(冗/З) рж^с242(4.3)

冗=体/8) егЛкРж%?(4.4)

尸—(网 + °，5р「) 6*2

h= 3口(6/n)2/3户/3( •)

Баланс сил, действующих на струю на первом этапе, определяется уравнением

尸Г + ?м = & + а+ 耳(4.6)

4 = 4 (1 —9水/2恥)力54 = 4 (1 —9水/2恥)力5(4・7)(4・7)На втором этапе капли начинают отрываться от конца струи в месте наибольшего сужения. Диаметр сужения ds уменьшается в,соответствии с уравнением

4 = 4 (1 —9水/2恥)力5

4 = 4 (1 —9水/2恥)力5

(4・7)

(4・7)

(4.8)(4.9)(4.8)(4.9)«Тогда, критерием отрыва в момент времени 方=力 будет ds~0 Н』м wM = 2wc. Силы, действующие на втором этапе на отделяю- .Щуюся частицу, записываются в виде следующих уравнений:

(4.8)

(4.9)

(4.8)

(4.9)

Fc = (n/8)厶2%际 J ©к + "成-(^K)"j

(4.10)(4.Н)(4.10)(4.Н)At = (я/4) рж (23с — 3眾厶2 (1 — Вк/2必)

(4.10)

(4.Н)

(4.10)

(4.Н)

/ 而кdV、

&=(Рж + &£рг) Y~dT)

/нлростатннескне силы рассчитываются для каждого момента ,₽емени и записываются аналогично уравнению (4,1).

Рис. 4.2. Расчетная схема движения пленки, вытекающей из щелевого сопла.

Процесс отрыва капель во времени определяется в соответствии с уравнением баланса сил, аналогичным (4.6).

При втором интересующем нас режиме ——распыливании —— скорость жидкости достигает существенных значений, и на параметры струи начинает оказывать заметное влияние течение жидкости в сопловом канале. Под

робно этот вопрос рассмотрен в работе [95]. Опуская .математические выкладки, приведенные в этой работе, отметим существенный для практики вывод. Плоскость кольцевого вихря, возникающего при входе жидкости в сопловой канал, находится от плоскости входного отверстия сопла на расстоядаи, равном радиусу сопла. Это обосновывает известную рекомендацию: длина ‘соплового канала ■струйных форсунок должна -составлять 1,5——2d(>

(4.12)(4.12)Для определения условий перехода к режиму распиливания можно воспользоваться эмпирическим соотношением, предложенным в работе [110]:

(4.12)

(4.12)

Re「= 16,2Lp0,434(pQp「)-0,525

(4.13)(4.13)Значительная часть известных работ посвящена выводу уравнений для расчета среднего диаметра капель при распыли- вании. Так, при сравнительно невысоких скоростях истечения (до 20 м/с) можно воспользоваться несложной зависимостью, предложенной Панасенковым Н. С. [134]:

(4.13)

(4.13)

d30/dc = 6Re~3 工 25

Анализ ряда зависимостей, соответствующие выводы и рекомендации приводит Ю. Ф. Дитякин в работе [56]. Там же даны уравнения для расчета длины нераспавшейся части струи.

Веерообразная форма струи, вытекающей из щелевого сопла, была рассчитана [211] полуэмпирическим методом. Схема расчета показана на рис. 42 Авторами предложен следующий закон изменения толщины пленки 6 с изменением расстояния от начала координат г:

'd = k3/r (4.14)

где /г?——коэффициент, зависящий от отношения длины щели &о к ее ширине Ло-

Для описания контура пленки, определения угла ао выведе- вн [56] следующие уравнения:

2乙屮=1•—cos (a — a0)3 cos (a—a0)2；2 '(4.15)

a° = n, 2 — G, 2工电(4.16)

где tf = 0. грж^|2^э; [I У2ДР,рж ——скорость жидкости в "пленке вдоль любой линии тока./

Тогда 2a = &0tga0.

Длину нераспавшегося участка пленки / = г2/^э определяют по уравнениям [56]：

18ржWe* + /

при рж/рг < 0,17-103 Z= —— (We*%5 -(诙* _/尸(4.17)

при p*/p「〉0」7U03£= 9,73-Ю2 9*价产5 (We*)-1(4.18)

где We* = рж^2^э0Л/а.

Работ по исследованию распыления жидкости, вытекающей нз кольцевого сопла струйных форсунок, практически нет. При малом среднем диаметре кольцевого канала и небольшой ширине его можно ожидать, что основные процессы будут аналогичны протекающим при распыливания жидкостей центробежными форсунками.

В вышедшей ранее книге (127] авторами дан достаточно полный анализ кЬнструктивных схем струйных форсунок с цилиндрическим и щелевидным .сопловыми каналами, поэтому здесь приводятся только конструкции форсу- ;нок с кольцевым соплом и соплом в виде круговой прорези.

. В форсунках с кольцевым сопловым каналом сравнительно легко регу- Пировать производительность, поэтому их чаще всего используют там, где расход жидкости может изменяться в значительных пределах. Конструкции двух таких форсунок показаны на рис. 4.3. Первая (рис. 4.3, а) успешно испытана при распыливания отработанной серной кислоты в печи термического 'окисления. Центральный стержень форсунки выполнен полым, что позволило вводить воздух непосредственно в зону начала горения и улучшить полноту сгорания. Масса этой форсунки в шесть раз меньше массы установленной 7ранее центробежной форсунки. Намного проще ее монтаж и обслуживание. Вторая конструкция (рис. 4.3,6) более удобна при распыливания небольших (до 100 кг/ч) количеств жидкости.

Рнс. 4.3. Схемы струйных форсунок с кольце-

/Ьым соплом:

«— с регулированием производительности путем перемещения центрального стер- .Жия; б—с регулированием 「Дутем перемещения внешне- ,4 Кольца; ； — центральный стержень； 2 — корпус; 3 — 4нал для ввода распыли■ % ®9вмой жидкости; 4 — регу- / ««РУющее кольцо； 5 — коль- —Цевой сопловой канал.

Форсунки с сопловым каналом в виде круговой прорези показаны на рис. 4.4. Первые две конструкции можно считать струйными только в том случае, когда кольцевой канал заполняется жидкостью по всему сечению; в пропгвном случае снн превращаются в ударно-стр\'йные. Тогда анализ закономерностей истечения н расчет должны проводиться как для ударно-струнных форсунок. - '

Такие форсунки обычно работают при малых давлениях (несколько кПа) в пленочном режиме. Распылитель, показанный на рис. 4.4, а создает одиночную пленку. Если требуется многократный контакт газа с жидкостью или же если расход жидкости велик, устанавливают многопленоч^ые форсунки (рис. 4.4, 6, в).

В форсунке со спиральным щелевым соплом (рис, 4.4, в) распыливаемая жидкость подается в центральную трубку и через отверстия попадает в полость корпуса, откуда вытекает в виде спиральной пленки через прорезь. При вращении относительно трубки корпус упирается в шайбу и сжимает прорезь. Вращая корпус в противоположную сторону, можно создать щелевой зазор между корпусом и шайбой, т. е. получить дополнительную горизонтальную пленку. ,

Форсунки с соударением струй. При соударении пары цилиндрических струй образуется плоский веерообразный факел, аналогичный факелу струйной форсунки с щелевым соплом. Как показали визуальные наблюдения, картина получается совер- шеннно иной, если происходит соударение плоских струй. В связи с этим рассматриваемые форсунки можно разделить на два типа в зависимости от формы соударяющихся струй ——с соударением- цилиндрических струй и с соударением плоских струй.

При соударении плоских струй форма сечения факела близка к прямоугольной. Размеры этого факела и распределение жидкости в нем можно регулировать, изменяя параметры исходных плоских струй, их число и угол соударения.

Рнс 4.4, Схемы струйных форсунок с соплом в виде круговой прорези:

а — однопленочная (/ — втулка; 2 — кольцо； 3 — корпус； 4 — шайба; 5 — стяжной вннт- 6 — сопловой канал); б — многопленочная (У, 3, 5 — корпус; 2, 4 — шайбы； 6, 7 — сопловые каналы)； в — спиральная (/ — центральная трубка; 2 — крышка; 3 — корпус; 4 — Шайба; 5 — отверстия для ввода жидкости в полость форсунки; 6 — спиральный сопловой канал).

Рис. 4.5. Схема форсункн с соударением плоских струн：

/ — входной патрубок: 2 — корпус; 3 — зигсузк」： 4 — наклонные прорези.

Такие форсунки могут оказаться весьма перспективными, например, для орошения плоских форсуночных труб Вентури, аппаратов прямоугольной формы и ряда других. При орошении многотоннажных аппаратов, когда необходимо большое число распылителей, с их помощью можно добиться максимально равномерного распределения

есл；н оно в данном случае является оптимальным).есл；н оно в данном случае является оптимальным).

есл；н оно в данном случае является оптимальным).

есл；н оно в данном случае является оптимальным).

Разработан ряд конструктивных схем форсунок с соударением плоских струй; простейшая приведена на рис. 4.5. Корпус этой форсунки выполнен в виде горизонтального цилиндра, в котором сделаны наклонные поперечные прорези. Изменяя глубину прорези, можно легко менять корневой угол (вдоль длинной оси сечения факела) исходных плоских струй. Изменение глубины прорези в сочетании с изменением ее ширины обеспечивает требуемую производительность, а в сочетании с изменением угла наклона прорезей позволяет достичь требуемых размеров образующегося факела.

Ударно-струйные форсунки. Процесс распыливания, независимо от конструктивной схемы форсунки, состоит из следующих фаз: течения жидкости в струе, течения в пленке по по- 'верхности отражателя, срыва пленки с этой поверхности и распада ее на капли. Распад пленки на капли подчиняется рассмотренным в главе I закономерностям, поэтому остановимся .подробнее на первых двух фазах течения жидкости. .

При набегании круглой струи нормально к плоскости отражателя (рис. 4.6) жидкость от его центра течет к периферии. У поверхности отражателя образуется пограничный слой, тол- ■ щина которого 6п.с. увеличивается в направлении течения. Толщина же пленки 6пл уменьшается, и на некотором расстоянии Rcy она становится равной толщине пограничного слоя. Радиус Асм называют радиусом смыкания, а точку М ——точкой смыкания. Все поле течения можно условно разделить на две области [123, 204]: область потенциального течения ——П и область вязкого течения ——В.”

• Область потенциального течения включает： а) невозмущенный осевой поток с известным профилем скорости; б) зону пе- ；рехода от осевого потока к радиальному (отклонение струи);

в) зону свободного радиального течения. В области вязкого течения можно выделить: а) течение в окрестности критической <точки, ограниченное окружностью радиусом R。，в которой ско- ；рость потока быстро возрастает от нуля до w; б) радиальное 4 Течение типа пограничного слоя до точки смыкания погранич- :ного слоя с толщиной пленки (здесь градиент давления в на- ；Правлении потока практически отсутствует, а скорость вне по-

Рис. 4.6. Схема течения жидкости по поверхности отражателя ударно-струйной форсунки.Рис. 4.6. Схема течения жидкости по поверхности отражателя ударно-струйной форсунки.

Рис. 4.6. Схема течения жидкости по поверхности отражателя ударно-струйной форсунки.

Рис. 4.6. Схема течения жидкости по поверхности отражателя ударно-струйной форсунки.

граничного слоя постоянна и равна и); в) течение за точкой смыкания — область гидродинамической стабильности; г) область гидравлического прыжка (г. п).

Как показали исследования [10], характер взаимодействия струи с преградой во многом определяется профилем скоростей в области П. При истечении жидкости из сопла со скоростью 15——30 м/с (что характерно для ударно-струйных форсунок) профиль скоростей в струе близок к прямолинейному. В зоне отклонения струи постепенно уменьшается осевая составляющая скорости и возрастает радиальная.

Для практических целей интересны толщина пленки и средняя скорость течения жидкости в ней на внешней кромке отражателя, которые определяют дисперсность распыливания и гидродинамику факела. В зависимости от размеров сопла, скорости истечения струи и размеров отражателя кромка последнего может оказаться в любой из указанных зон вязкого течения.

Опуская подробные математические выкладки, данные в работе [204], приведем уравнение для толщины пограничного слоя в окрестности критической точки 0, являющееся частным решением уравнения Навье ——Стокса:

(4・19)(4・19)бц.С =2,4/ 卩｝к/рж。где а= ©r/R= const; R<Ro・

(4・19)

(4・19)

На верхнем крае пограничного слоя, т. е. при R = Ro,④r = = &20； тогда

°n.c = 2,4 V卩｝кКо/рж4о°n.c = 2,4 V卩｝кКо/рж4о(4.20)(4.20)

°n.c = 2,4 V卩｝кКо/рж4о

°n.c = 2,4 V卩｝кКо/рж4о

(4.20)

(4.20)

При Rc7〉R〉Rd толщина пограничного слоя определяется режимом течения в нем; при ламинарном режиме (Re< 106) выражение для 6П. с аналогично (4.20), а при турбулентном режиме имеет вид:

6“3=0,246内哝。（舞广（4.21）

Радиус смыкания можно определить по уравнению

(4.22)(4.22)

(4.22)

(4.22)

где fei° — константа.、 Как следует из рис. 4.6, в рассматриваемой области щины пограничного слоя и ношениягде fei° — константа.、 Как следует из рис. 4.6, в рассматриваемой области щины пограничного слоя и ношениясредняя скорость течения пленки убывает за счет увеличения тол- может быть определена из соот-средняя скорость течения пленки убывает за счет увеличения тол- может быть определена из соот-

где fei° — константа.

、 Как следует из рис. 4.6, в рассматриваемой области щины пограничного слоя и ношения

где fei° — константа.

、 Как следует из рис. 4.6, в рассматриваемой области щины пограничного слоя и ношения

средняя скорость течения пленки убывает за счет увеличения тол- может быть определена из соот-

средняя скорость течения пленки убывает за счет увеличения тол- может быть определена из соот-

^Ж^20^Ж^20"с Сж + 4,93/? /©zoR卩｝к/р*"с Сж + 4,93/? /©zoR卩｝к/р*(4.23)(4.23)

^Ж^20

^Ж^20

"с Сж + 4,93/? /©zoR卩｝к/р*

"с Сж + 4,93/? /©zoR卩｝к/р*

(4.23)

(4.23)

Учитывая, что при z=5nn имеем wR = wZQy можно определить среднюю скорость пленки на радиусе смыкания при ламинар- / ном режиме течения (параболический профиль скорости по толщине пленки) и при турбулентном режиме (профиль скорости по толщине пленки описывается законом [204]):

3Rcp= D,66u>z0(4.24)

WRcp — 0,883zo(4.25)

За радиусом смыкания, т. е. при Rcm<R<Rle уравнение для средней скорости в пленке определяется из условия равновесия ее кольцевого элемента и может быть записано в виде:

(4.26)(4.26)AG*2gopж.

(4.26)

(4.26)

唸Р = 4価曝g能(R3 一 r3cm)+ G*?

Толщину пленки в этой области легко определить из условия постоянства расхода:

bn” = Gjk/IZjtRcm^Rcp)(4.27)

Размер образующихся капель для форсунок со сплошным отражателем можно определить по эмпирическому уравнению, полученному в работе [2]:

^32/4 = 4,71 -10-2 Ga'°>59Fr'°>5(4.28)

где Ga=grfc3p>K2/gw2 — критерий Галилея； Fr=w2/gdc — критерий Фруда.

В каскадных ударно-струйных форсунках по каждому отражательному элементу растекается только часть жидкости, которая «срезаете只》с поверхности струи на этом каскаде. На рис. 4.7 представлены фотографии, иллюстрирующие изменение

Рис. 4.7. Распыливанне жидкости каскадной ударно-струйной форсункой:а — общий вид форсунки; 5 — Р = iO кПа; 8 —戶= =40 кПа; а — 戶=$0 кПа.Рис. 4.7. Распыливанне жидкости каскадной ударно-струйной форсункой:а — общий вид форсунки; 5 — Р = iO кПа; 8 —戶= =40 кПа; а — 戶=$0 кПа.

Рис. 4.7. Распыливанне жидкости каскадной ударно-струйной форсункой:

а — общий вид форсунки; 5 — Р = iO кПа; 8 —戶= =40 кПа; а — 戶=$0 кПа.

Рис. 4.7. Распыливанне жидкости каскадной ударно-струйной форсункой:

а — общий вид форсунки; 5 — Р = iO кПа; 8 —戶= =40 кПа; а — 戶=$0 кПа.

характера распыливания жидкости каскадными форсунками при увеличении давления перед соплом. В опытах была использована четырехкаскадная форсунка с диаметром сопла 20 мм. Диаметры отверстий первых трех отражателей выбраны так, чтобы расход жидкости на всех ступенях был одинаковым. При малом давлении (до 10——20 кПа) со всех отражателей срывается сплошная пленка, распадающаяся затем на крупные капли. При увеличении скорости жидкости пленка начинает распадаться в непосредственной близости от отражателя с образованием крупных частиц и капель различных размеров.

Затем пленочный характер течения преобразуется в струйчатый. С кромок отражателя срываются многочисленные струйки в виде нитей, толщина которых уменьшается с }гвеличением скорости течения. Образование капельного факела является следствием распада этих нитей. Из фотографий хорошо видно, что корневой угол образующегося факела определяется углом конусности отражательного элемента.

Для анализа течения жидкости по отражательным элементам и определения диаметра капель можно применить приведенные выше зависимости к каждому элементу, подставив соответствующий расход жидкости по нему. В случае равных расходов \южно принять течение на всех элементах идентичным.

Рис. 4.8. Схемы ударно-струнных форсунок со сплошным отражателем (伉 6) и каскадных (巳 г).

Достаточно подробный обзор конструкций н методик расчета ударноструйных форсунок приведен в работе [127]. Все онн делятся на распылители со сплошным отражателем н каскадные. На рнс. 4.8, а, 6 приведены схемы форсунок со сплошным отражателем. Каскадные форсунки показаны на фотографии (см. рнс. 4.7, а) н на рнс. 4.8, в, г.

43 ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ ФОРСУНКИ

Классификация. Принцип действия центробежной форсунки основан на закручивании подаваемой в нее жидкости. Течение жидкости в форсунке обусловлено действием момента количества движения жидких частиц относительно сопла, возникающего при закручивании жидкости. Жидкость движется вдоль стенки соплового канала форсунки в виде вращающейся пленки, а ядро потока заполняет так называемый воздушный вихрь. При истечении из сопла жидкостная пленка распадается, образуя факел в виде полого конуса, частицы которого разлетаются по прямолинейным траекториям. *

Коэффициент расхода и корневой угол факела центробежных форсунок можно регулировать в широком диапазоне, в зависимости от соотношения между размерами сопла, камеры закручивания и входных каналов.

Центробежные форсунки можно классифицировать по двум основным признакам — по способу получения закрученного потока жидкости и по конструктивным особенностям.

По способу получения закрученного потока центробежные форсунки делятся на тангенциальные, шнековые (с винтовым завихрителем) и спиральные (эвольвентные).

В тангенциальной форсунке (рис. 4.9, а) жидкость входит в полость форсунки через отверстие, ось которого перпендикуляр- на оси форсунки, но не пересекается с ней. В результате этого Жидкость закручивается относительно оси форсунки. В.форсун- Ке с завихрителем (рис. 4.9, б) закручивание осуществляется с ^—161 81

Рис. 4.9. Схемы центробежных форсунок: с — тангенциальная; б — шнековая (с винтовым вкладышем )：6—эвольвентная.

помощью цилиндрической вставки с винтовой нарезкой на внутренней поверхности. Двигаясь по винтовой нарезке, жидкость закручивается относительно оси форсунки. В эвольвентной форсунке канал для подвода жидкости переходит в спираль с сопловым отверстием (рис. 4.9, з)・

По конструктивным особенностям центробежные. форсунки могут быть нерегулируемыми и регулируемыми. Различают разборные и неразборные нерегулируемые форсунки. Эти форсунки достаточно надежны в работе, несложны в изготовлении и пригодны для аппаратов, в которых не требуется регулирование расхода диспергируемой жидкости в широких пределах.

Однако во многих технологических процессах необходимо изменять расход жидкости. Одним из возможных и практически наиболее целесообразных путей решения задачи, связанной с обеспечением требуемого диапазона изменения расхода жидкости, является применение регулируемых центробежных форсунок. Различают следующие основные типы регулируемых ф°Р_ сунок： двухступенчатые, с перепуском жидкости, комбинированные, с золотником и групповые распылители. В двухступенчатых форсунках расход жидкости регулируют изменением давления в одной из ступеней. Давление в другой ступени устанавливают с помощью смонтированного в магистрали клапана. Форсунки обеспечивают перемешивание обоих потоков жидкости, тем самым, достигается хороший распыл в широком диапазоне изменения расхода. Смешение может осуществляться как внутри форсунки (с одним выходным соплом), так и вне ее (двухсопловые форсунки). Обе ступени форсунок с одним соплом выполняются по классической схеме с камерой закручивания и тангенциальными клапанами. Двухсопловая форсунка имеет два самостоятельных контура.

Расход жидкости в двухступенчатых форсунках можно регулировать также изменением сопротивления в трубопроводе перепускной системы. При этом скорость жидкости на выходе из форсунки снижается значительно меньше, чем при таком же способе регулирования в одноступенчатых форсунках, поэтому качество распыливания во всем диапазоне изменения расхода остается хорошим.

В форсунках с регулированием расхода путем перепуска жидкости перепускная линия при максимальной нагрузке за-

крыта, и вся жидкость поступает на распыливание. При снижении нагрузки к форсунке подается то же количество жидкости, но после камеры закручнван”只 часть ее отводится в подводящую магистраль. Хорошее качество распыливания обеспечивается в этом случае поддержанием в камере закручивания относительно высокой скорости жидкости.

Расширение диапазона изменения производительности достигается применением форсунок с одновременным регулированием жидкости в расходной и перепускной линиях или же применением блока форсунок (либо многосопловых форсунок), обеспечивающих широкий факел распыливаемой жидкости и в связи с этим рациональное заполнение объема технологического аппарата.

Теория и методы расчета центробежных форсунок подробно рассмотрены в фундаментальных работах [2, 82, 193]. Поэтому здесь целесообразно остановиться на вопросе выбора одного из двух известных в настоящее время подходов к описанию течения жидкости в центробежных форсунках, основанных на применении принципа максимального расхода и закона сохранения количества движения.

, Принцип максимального расхода основан на предположении, что в выходном сопле .форсунки образуется вихрь таких размеров, при которых обеспечивается максимальный расход жидкости через форсунку. При использовании этого принципа обычно принимают, что радиальное ускорение потока на входном и начальном участках не влияет на расход жидкости.

Впервые принцип максимального расхода использован в работе [2] при условии, что для расчета центробежной форсунки гидравлические потери внутри форсунки отсутствуют, а момент количества движения, сообщенный жидкости на входе в камеру закручивания, остается неизменным до выхода ее из форсунки. При этих допущениях получены зависимости, необходимые для определения производительности форсунки G, коэффициента расхода 卩 и геометрической характеристики А. В дальнейшем эта методика была уточнена и дополнена с учетом вязкости жидкости и потерь на трение о стенки форсунки [82].

Кроме того, при расчете центробежной форсунки на основе принципа максимума расхода обычно не учитывают влияние •формы входа в сопло, что может привести к существенной неточности. Так, например, если закручивание жидкости исчезающе мало, то, согласно принципу максимума расхода, коэффициент расхода форсунки близок к единице. В действительности же, в зависи-мости от формы входа в сопло, степень изгиба струи поступающей в него жидкости будет меняться. Возникающими' при этом значительными радиальными составляющими скорости и ускорения жидкости пренебречь нельзя. На входе в сопло поток жидкости сжимается, поэтому коэффициент расхода форсунки в рассматриваемом предельном случае может принимать значения от 0,5 до 1.

Pic 4,10. Изменение давления жидкости по длине стенки камеры закручивания при различных давлениях на взаде (а — д — места скачкообразного падения давления).

Проведены исследования [128] с целью выяснения механизма движения жидкости в форсунке. Показано, что в форсунках с короткими соплами. переход от Fr<l к Fr> 1 совершается без гидравличес

кого скачка, в длинных соплах при таком переходе наблюдается гидравлический скачок на поверхности вихря. В раскрытой форсунке с камерой закручивания длиной 100 мм в местах образования скачков зафиксировано уменьшение давления жидкости на цилиндрическую стенку ('рис. 4.10).

На основании проведенных опытов можно сделать вывод, что течение жидкости в сопле центробежной форсунки может быть сверхкритическим, критическим и докритическим, а это противоречит принципу максимума расхода. Режим течения в форсунке, соответствующий максимуму расхода, не является единственно возможным/Именно этим можно объяснить то, что при исследовании течения жидкости в центробежных форсунках обнаружены отклонения действительных процессов, протекающих в форсунке, от допускаемых в соответствии с принципом максимального расхода.

Гораздо лучше учитывают конструктивные особенности форсунки, а следовательно, и режим течения, соотношения, полученные на основе, применения закона сохранения количества движения [128]. Эта методика дает возможность учитывать угол входа в сопло и относительный радиус сопла (степень раскрытия форсунки) без применения эмпирических коэффициентов и допущений, искажающих представление о происходящих действительных процессах. Принимается, что основное сопротивление имеет место у стенок форсунки, в зоне пограничного слоя, а за его пределами жидкость считается идеальной.

В этом случае при определении импульсов сил давления, дейстзующих на жидкость в камере закручивания, истинное течение в форсунке заменяется условным, состоящим из вращательного движения жидкости вокруг оси форсунки и стока жидкости в сопло. При этом предполагается, что сток происходит равномерно через поверхность шарового сегмента.

Таким образом, наилучшее соответствие экспериментальным данным достигается при использовании расчетных соотношений, полученных на основе сохранения количества движения.

Геометрические размеры форсунки рассчитывают по известным методикам с учетом конструктивных особенностей. Высоту камеры закручивания обычно выбирают такой, чтобы жид-

кость совершала от % до % поворота, так как при большей высоте увеличиваются потери давления, а качество распыла не улучшается. Отношение плеча закручивания жидкости в форсунке Авх к длине сопла можно принимать равным 2,5. При уменьшении этого отношения увеличивается радиальная скорость жидкости и соответственно уменьшается осевая скорость; следовательно, уменьшается коэффициент расхода р, а угол распыла увеличивается. Значение 凡工 обычно выбирают в зависимости от габаритов форсунки. Цилиндрическая часть сопла должна быть короткой. Обычно принимают отношение 厶/dcWl, так как при чрезмерном увеличении длины сопла уменьшается угол распыла. Угол конуса камеры закручивания форсунки на входе в сопло принимают в пределах 60—120°.

Конструктивные схемы наиболее широко применяемых современных форсунок рассмотрены ниже.

Нерегулируемые форсунки. На рис. 4.11, а изображена схема неразборной плоскофакельной центробежной форсунки, в которой сопло выполнено в виде сектора тора, ограниченного двумя радиальными плоскостями. Щель 3 расположена на образующей тора по всей длине сопла. Изменяя угол между радиальными плоскостями, можно изменять длину сопла и, следовательно, длину щели в широких пределах. Отношение длины щели к ее ширине в данной форсунке можно обеспечить в

пределах до трех.

На рис. 4.11, б показана центробежная форсунка, у которой для уменьшения угла раскрытия факела выходной канал вьь полнен в форме сопла Лаваля, а расширяющаяся часть ——по

кривой с углом раскрытия, уменьшающимся в направлении движения жидкости. При этом в распыленном факеле происходит перераспределение между осевой, окружной и радиальной составляющими скорости таким образом, что угол раскрытия

JJфакела уменьшается не- зав'исимо от геометрической характеристики форсунки. На рис. 4.11,6 показана форсунка, у которой камера закручивания выполнена в отдельном узле.

J

J

Рис. 4.11. Схемы нерегулируемых неразборных центробежных форсунок:

"Q — плоскофакельная [84]: J — тан- Генциальные каналы; 2 — распыли- вающее сопло; 3 — щель； б — с соплом Лаваля [81: /—Корпус; 2 — тангенциальные каналы; 3 — расши- 'рнютанса часть сопла; в — с каме- ,1*оЙ ' закручивания, выполненной в ^тдельном узле / — сопло с каме- *°Й закручивания; 2 — заглушка;

корпус.

Рис. 4.12. Схемы нерегулируемых разборных центробежных форсунок: а — С пластинчатым завихрителем： / — корпус： J — сопло с камерой закручиванич； 3 ——пластинчатый завихритель； J — распределитель жидкости； 5 — вкладыш： о — п.ю- скофакельная [96]: / — корпус: 2 —вх。二- ные каналы: 3 — соплозые каналы; 4 центральный колодец: 5 — насадка; 6—ка・ мера закручивания.

Основной недостаток неразборных форсунок — трудность очистки. Поэтому их целесообразно изготовлять с раопыл™ающими элементами, тангенциальные каналы и сопло которых больше 2——3 мм. Другим недостатком таких

форсунок является невозможность замены узла распыливания при износе. Однако вследствие простоты изготовления применение неразборных форсунок в ряде случаев (если распыливае- мая жидкость не очень агрессивна и если обеспечено ее фильтрование, устраняющее засорение форсунки) целесообразно.

В промышленности широко применяют разборные центробежные форсунки, удобные в эксплуатации, допускающие замену изношенных деталей. Конструктивные схемы таких форсунок представлены на рис. 4.12. Подбирая толщину завихрителя в форсунке с пластинчатым завихрителем (4.12, а), можно изменять расход жидкости и корневой угол факела. 'В форсунке, схема которой дана на рис. 4.12,6, обеспечивается получение плоского факела за счет подвода жидкости во входные каналы, выполненные в виде пазов, размещенных тангенциально к центральному колодцу, т. е. параллельно его оси.

Если нужно увеличить дальнобойность факела не изменяя при этом дисперсности, целесообразно использовать центробежные форсунки с уменьшенным углом раскрытия струи, который может быть получен изменением формы выходного сопла форсунки.

На рис. 4.13,а,6 показаны схемы центробежных форсунок, в которых жидкость закручивается в многозаходных винтовых каналах. В форсунке со съемным закручивающим элементом (рис. 4.13,6) шнек выполнен как одно целое с распределительной шайбой, в которой имеются отверстия для прохода жидкости. Изменяя угол наклона винтовой линии завихрителя и угол конусности внутренней поверхности корпуса форсунки, можно регулировать длину факела распыла в широких пределах.

На рис. 4.13,8 приведена схема форсунки с подводом жидкости в камеру закручивания через прорези на поверхности конических пробок (которые заканчиваются либо вершиной с углублением, либо плоским срезом) для создания тангенциального ввода жидкости в камеру закручивания.

На рис. 4.13, г, д показаны схемы центробежной форсунки, в которой для повышения дисперсности распыливаемой жидкости выходное сопло выполнено в виде дуг окружности, соединенных между собой отрезками прямых, либо в виде шайбы с каналами. При прохождении жидкостью рифлений, образованных участками дуг окружности и отрезков прямых, факел дробится на капли не только под действием центробежных сил, но дополнительно разрушается в результате механического воздействия кромок сопла.

Регулируемые форсунки. Очень часто в ходе технологических процессов необходимо регулировать расход жидкости, сохраняя при этом удовлетворительное качество распыливания. В рассмотренных выше форсунках, изменяя давление, трудно* обеспечить приемлемые характеристики процесса в широких пределах изменения расхода жидкости. Известно, например, что в обычной центробежной форсунке расход жидкости приблизительно прямо пропорционален корню квадратному из перепада давления, так что для увеличения расхода в 20 раз требуется увеличить перепад давления в 400 раз.

Если максимальное давление подачи составляет 0,6 МПа, то для уменьшения расхода в 20 раз необходимо снизить давление до 0,5 кПа, однако при столь низком давлении струя жидкости практически не распадается на капли.

Рнс. 4.13. Схемы форсунок с завихряющими вкладышами (шнеками):

в — с запрессованным шнеком (/ — шнек； 2 —корпус); б — со съемным шнеком (/ — корпус; 2—шнек с распределительной Шайбой)； 8 —с конической пробкой (J — углубление в пробке; 2 — прорезь; 3 — плоский срез); 当 0 •—с профильным соплом 164] (/ — штуцер для подвода Жидкости; 2 — сопло； 3 — уна- СГок дуги окружности; 4 — шай-

66Рис. 4.14. Схемы форсунок с регулированием расхода жидкости в подводящих каналах:

6

6

а—двухступенчатая (/, 3 — внешнее н внутреннее сопло； 2 — камера закручивания 1-й ступени: 3, 6 — каналы подвода жидкости: 4 — пружина; 5 — клапан； 7 — камера закручивания 2-й ступени) ;б — однокамерная (/ — общая камера закручивания： 2, 4 — каналы подвода жидкости; 3 —клапан); в — двухкамерная (/ — диафрагма： 2, 6 — основная н вспомогательная камеры закручивания； 3, 5 — камеры подвода жидкости: 4 — клапан); а — перепускная (/ — входной трубопровод; 2 — сопло; 3 — камера закручивания; 4 — перепускные отверстия; 5 — клапан).

Принципиальные схемы форсунок с регулированием расхода жидкости в подводящих каналах показаны на рис. 4.14.

Двухступенчатая форсунка с переменной площадью соплового отверстия (рис. 4.14, а) состоит из двух нерегулируемых форсунок, сопловые отверстия которых расположены концент- рично. В первую ступень жидкость подводится по каналу 6 (соединенному с насосом), поступает в камеру закручивания 7, а затем во внутреннее сопло. Во вторую ступень жидкость подводится по каналу 3, отделенному от канала 6 клапаном. Давление, при котором происходит открытие клапана и подвод жидкости во вторую ступень, регулируется пружиной 4. Из канала 3 жидкость поступает в камеру закручивания 2HB кольцевое сопло.

Как видно из рис. 4.14, а, форсунка имеет две раздельные камеры закручивания (первой и второй ступеней) и два изолированных концентрично расположенных сопла. При малых расходах жидкость подается через внутреннее、сопло, а при больших открывается клапан, и жидкость поступает в основное кольцевое сопло 8. В момент открытия клапана избыточное давление в основном канале близко к нулевому (так как обе ступени имеют раздельные сопла) и увеличивается по мере открытия клапана. Расход жидкости через каждую ступень отдельно определяется перепадом давления перед данной ступенью.

Регулируемые форсунки с переменным коэффициентом расхода обычно выполняют одно- и двухкамерными. Однокамерная форсунка показана на рис. 4.14,6. Она состоит из общей камеры закручивания, куда подается жидкость по' каналам 2 и 4. При малом давлении клапан закрыт, и жидкость поступает в камеру закручивания по каналу 2 вспомогательной сту-

пени. С увеличением давления каапан открывается, и жидкость поступает в камеру закручивания по основному каналу 4. По мере открытия клапана количество жидкости, поступающей в камеру, увеличивается, что приводит к уменьшению закручивания жидкости и росту коэффициента расхода.

Схема двухкамерной форсунки приведена на рис. 4.14,8. Камера закручивания разделена диафрагмой / на две ——основную 2 и вспомогательную 6 Во вспомогательную камеру жидкость поступает по каналу 5, в основную — по каналу 3.

Разделительная диафрагма снижает влияние давления в камере закручивания на равномерность подачи жидкости форсункой при работе основного канала.

На рис. 4.14, г показана схема перепускной форсунки. От насоса по трубопроводу / жидкость подводится в камеру закручивания 3. При малых расходах часть жидкости из камеры закручивания поступает в выходное сопло, а остальная часть через перепускные отверстия 4 и клапан 5 — на слив (перепуск). С увеличением давления проходное сечение трубопровода уменьшается, и количество перепускаемой жидкости сокращается. По мере уменьшения перепуска жидкости коэффициент расхода возрастает и достигает максимального значения при полностью закрытом клапане. Таким образом, с изменением количества перепускаемой жидкости изменяется и коэффициент расхода.

На рис. 4.15,а представлена конструктивная схема двухсопловой форсунки. По одному каналу жидкость подается в центральную полость форсунки и далее во внутреннее сопло '(первая ступень), а по второму каналу — в кольцевое пространство и наружное сопло (вторая ступень). Распылитель первой ступени состоит из конической пробки, на поверхности которой нарезаны винтовые канавки, и внутреннего сопла. Пробка прижимается к седлу пружиной. Из кольцевой полости второй ступе-

Рис. 4.15. Схемы двухсопловых форсунок:Рис. 4.15. Схемы двухсопловых форсунок:

Рис. 4.15. Схемы двухсопловых форсунок:

Рис. 4.15. Схемы двухсопловых форсунок:

а—с винтовыми канавками на конической пробке (/ — сопло; 2 — пластина); б — с перемещаемой иг.-ioii (/, 3, 5, 8 — каналы для подвода жидкости; 2 — сопло; 4, 7 — стаканы； 6 —нгла; 5, 10 ~ тангенциальные каналы).

ни жидкость через отверстие во втулке и корпусе внутреннего сопла поступает в тангенциальные прорези пластины и далее в наружное сопло. В работе [25] показано, что суммы расходов жидкости через обе ступени при одинаковом давлении подачи совпадают с суммарным расходом. Отсюда следует, что расход через каждую ступень двухсоплозоп форсунки определяется давлением жидкости перед данной ступенью независимо от взаимного расположения сопел.

На рис. 4.15, б показана конструкция регулируемой двухступенчатой форсункн ЦКТИ. Жидкость подается к соплу двумя путями. При малых расходах жидкость через каналы / и 3 поступает тангенциально в канал 8 (вид I) и далее в сопло 2. Перемещение иглы вправо приводит к увеличению площади отверстий тангенциальных щелей (вид II). Когда игла дойдет до определенного положения, перемещение ее повлечет за собой перемещение стакана 7, в результате чего через тангенциальный канал 10 к соплу поступает дополнительное количество жидкости (вид III). Хорошее качество распыливания этой форсункой обеспечивается при изменении расхода жидкости примерно в семь раз (от 300 до 2000 кг/ч). Рабочий ход иглы при работе 1-й ступени равен 3 мм, полный ход ——9 мм.

Хороший распыл в широком диапазоне регулирования расхода жидкости можно получить, используя принцип, основанный на соответствии изменения производительности форсунки и суммарной площади тангенциальных отверстий. Форсунка, в которой регулирование подачи жидкости осуществляется по этому принципу, показана на рис. 4.16, а. Тангенциальные каналы выполнены в виде продолговатых щелей с перемещающимися в них пластинками, благодаря - которым щели сохраняют форму тангенциальных каналов даже при минимальном открытии.

Форсунка работает следующим образом. Жидкость через кольцевой канал поступает к тангенциальным щелям. Когда

Рис. 4.16. Схемы форсунок с изменяемым сечением тангенциальных каналов: а — с лепестковым затвором [193] (/ — корпус форсунки； 2 — сопло; 3 — шток; 4 — к'： мера закручивания； 5 — перемещаем ые пластинки; 6 — канал дл я под в од а жидкости). 6 —с зологником (/ — кольцевая полость; 2 — таигеициальиые отверстия; 3 —камера закручивания； 4 — сопло； 5 — втулка с винтовыми прорезями; 6 — шток с золотником)■Рис. 4.16. Схемы форсунок с изменяемым сечением тангенциальных каналов: а — с лепестковым затвором [193] (/ — корпус форсунки； 2 — сопло; 3 — шток; 4 — к'： мера закручивания； 5 — перемещаем ые пластинки; 6 — канал дл я под в од а жидкости). 6 —с зологником (/ — кольцевая полость; 2 — таигеициальиые отверстия; 3 —камера закручивания； 4 — сопло； 5 — втулка с винтовыми прорезями; 6 — шток с золотником)■

Рис. 4.16. Схемы форсунок с изменяемым сечением тангенциальных каналов: а — с лепестковым затвором [193] (/ — корпус форсунки； 2 — сопло; 3 — шток; 4 — к'： мера закручивания； 5 — перемещаем ые пластинки; 6 — канал дл я под в од а жидкости). 6 —с зологником (/ — кольцевая полость; 2 — таигеициальиые отверстия; 3 —камера закручивания； 4 — сопло； 5 — втулка с винтовыми прорезями; 6 — шток с золотником)■

Рис. 4.16. Схемы форсунок с изменяемым сечением тангенциальных каналов: а — с лепестковым затвором [193] (/ — корпус форсунки； 2 — сопло; 3 — шток; 4 — к'： мера закручивания； 5 — перемещаем ые пластинки; 6 — канал дл я под в од а жидкости). 6 —с зологником (/ — кольцевая полость; 2 — таигеициальиые отверстия; 3 —камера закручивания； 4 — сопло； 5 — втулка с винтовыми прорезями; 6 — шток с золотником)■

Рис. 4.17, Схемы регулируемых комбинированных форсунок с перепуском части жидкости:

“а ——с одновременным регулированием в расходной и перепускной линиях (/ — перепускная линия; 2 — шток)； б — комбинированная перепускная форсунка (/, 2 — каналы для подвода и отвода жидкости)."

шток 3 придвинут вплотную к соплу, форсунка отключена. По мере перемещения штока вправо тангенциальные щели благодаря пластинкам, которые перемещаются вместе со штоком, открываются, обеспечивая при всех положениях касательное направление входящих струй жидкости. Недостатком форсунки является сложность ее изготовления.

На рис. 4.16, б дана схема центробежной форсунки, в которой подача жидкости регулируется изменением площади тангенциальных каналов (форсунка с золотником). Особенностью этой форсунки является то, что диаметры тангенциальных отверстий. различны и подобраны таким образом, что обеспечивается практически линейная зависимость расхода жидкости от перемещения штока. Производительность форсунки составляет до 1000 кг/ч, диаметр отверстия выходного сопла ——3,5 мм, число тангенциальных отверстий——10 (по 5 в ряд), диаметр их от 0,85 до 1,9 мм, ход золотника со штоком — 11 мм.

В форсунке с комбинированным регулированием, например с одновременным изменением расхода жидкости в расходной и перепускной линиях, установлены синхронно работающие золотники (рис. 4.17, а). При открытом перепускном канале и • малом давлении жидкости шток под действием пружины закрывает сопло, и жидкость, проходя по внутренним каналам форсунки, попадает в перепускную систему. При увеличении давления в перепускной линии шток перемещается и открывает сопловое отверстие, одновременно своим выступом перекрывая перепускную линию. Система золотников и шток с пружиной отрегулированы таким образом, чтобы жидкость через сопло проходила под большим давлением, что обеспечивает хо- • рошее качество распыливания при изменяемом расходе жидкости.

Более сложный вариант комбинирозанной перепускной фор- 工 сунки, обеспечивающей широкий диапазон изменения расхода 'жидкости, приведен на рис. 4.17, б. Эта форсунка при неболь- ;Ших расходах (до 100 кг/ч) подает жидкость одной (централь- 二 ной) ступенью； при этом вся жидкость, поступающая через ка-

Рис. 4.18. Схема регулируемой форсунки с несколькими распылителями.

нал / в контур второй ступени, полностью отводится в расходный бак по каналу 2. С увеличением подачи жидкости в центральной ступени увеличивается ее поступление в наружный контур; при этом не вся жидкость отводится от форсунки, часть ее вытекает через кольцевое сопло второй ступени. По достижении некоторого давления в первой ступени дальнейшее увеличение расхода производится перекрытием перепускного канала 2. При максимальных нагрузках в линию перепуска подается жидкость, и форсунка работает по схеме, близкой к двухсопловой. 、

Возможны и другие схемы регулирования расхода жидкости, йапример установка блока форсунок. Многосопловые форсунки компактны, дают широкий факел и обеспечивают рациональное заполнение объема, например, сушильной камеры. В качестве примера на рис. 4.18 приведена конструктивная схема многосоплового распылителя, выполненного из пяти центробежных форсунок, соединенных в один блок. Расход жидкости регулируется последовательным выключением форсунок в блоке. Во время работы распылителя через отключенные форсунки можно пропускать воздух или газ, предохраняющий их от закоксовывания и от перегрева. При этом давление воздуха или газа, пропускаемого через неработающую форсунку, должно на 100—200 кПа превышать давление струи в работающем агрегате. ,

4・4・ ИСТЕЧЕНИЕ ИЗ ЦЕНТРОБЕЖНОЙ ФОРСУНКИ

ПОДОГРЕТЫХ, КИПЯЩИХ ЖИДКОСТЕЙ

И ПАРОЖИДКОСТНЫХ СМЕСЕЙ

В ряде случаев (например, для интенсификации процесса сушки) диспергируемую жидкость (раствор или суспензию) целесообразно нагревать до температуры, обеспечивающей ее кипение на выходе из форсунки. Обычно нагретую жидкость подают в форсунку под давлением, превышающим давление паров этой жидкости, и на входе в форсунку она не кипит. Однако в камере закручивания и в среде, в которую происходит истечение, давление может быть ниже давления паров жидкости; в этих условиях происходит парообразование.

В зависимости от перепада температур в форсунке и связанного с ним содержания пара в струе жидкости изменяются расход рабочего тела через форсунку и форма факела.

При высоких температурах подогрева жидкости работа форсунки может существенно измениться, так как в камере закручивания и в сопле (в объеме заполненном воздушным вихрем и связанном с внешней средой) может происходить интенсивное испарение жидкости.

В работах [66, 98, 100, 109, 115, 160] изложены основы теории, приведены результаты исследований, даны методы расчета основных параметров (расхода, коэффициента расхода, корневого угла факела и др.), рассмотрено их влияние на гидравлические характеристики центробежных форсунок при истечении подогретой и кипящей жидкости и парожидкостной смеси.

Истечение подогретой жидкости. Как известно, в центробежной форсунке при распыливании холодной жидкости на границе газового вихря избыточное давление равно нулю. При по- 卜догреве жидкости до температуры, при которой давление паров В не превышает давления среды, в которую происходит истечение, г существенных изменений в работе форсунки не происходит, ；так как при этом избыточное давление на границе вихря так- F же равно нулю. При подогреве жидкости до температуры, при j которой давление паров выше давления окружающей среды, * избыточное давление 尸m на границе газового вихря больше ну・ 'ля и равно

Рт = Рп — Ра

■где Рп — давление паров жидкости в газовом вихре; R — давление среды, 「в которую происходит истечение (в аппарате).

Для получения основных закономерностей, определяющих истечение подогретой жидкости, принята [66] схема течения, :показанная на рис. 4.19, а.、、

?• 4.19. Схема истечения из центробежной форсунки двухфазной жидкости: поДогретой； б — кипящей; в — парожидкостной смеси.

Коэффициент расхода 因 при истечении подогретой до температуры t жидкости определяется зависимостью

^t=^V (Рвх — Рп)/(Рвх — Ра) (4.29) где 卩——коэффициент расхода холодной жидкости; Рвх ——давление жидкости перед форсункой.

Как видно из уравнения (4.29), с ростом давления пара в объеме газового вихря коэффициент расхода уменьшается. Когда давление пара равно абсолютному давлению жидкости перед форсункой (Рц=Рвх), т. е. при кипении жидкости, коэффициент расхода 卩f=0, и в этом случае, по мнению авторов работы [66], прекращается подача жидкости, н из сопла форсунки истекает только «пар. В действительности же кипящая жидкость, вытекающая из сопла форсунки, состоит из двух слоев: жидкого периферийного слоя в форме кольцевой пленки и паровой сердцевины.

В работе [66] показано, что при истечении кипящей воды при давлении на входе в форсунку Рвх=0,2 МПа и температуре 7=500 К коэффициент расхода uf=0,28, а не нулю, как следует из формулы (4.29) (см. рис. 4,21).

Таким образом, зависимость (4.29) имеет существенные ограничения. В работе [114] отмечается, что она справедлива лишь для интервала температур жидкости, ограниченном сверху температурой начала кипения жидкости в выходном сечении соила форсунки, т. е. для случая, когда содержание пара кипящей жидкости на выходе из сопла форсунки “с равно нулю. Но при отсутствии парообразования в сопле избыточное давление в вихре должно быть равно нулю, а не Рвх=Рп—Ра>0, как предполагается в работе [66].

В работе [114] получена зависимость (4.30) для определения 卩，，исключающая указанные выше ограничения. Объемный секундный расход подогретой жидкости определяется из уравнения (4.31), где индексом《с》обозначено сопло форсунки:

阳=].]N У (Рвх ~；Рс)/(Рвх — Ра) (4.30)

6=因几/^^ (4.31)

Давление паров жидкости в вихре определяют [114] по температуре жидкости на входе в форсунку:

lgPn = 4-8/TBx (4.32)

'Такая зависимость приводит к некоторому завышению значения Рц и, следовательно, к занижению коэффициента расхода. Однако проведенные авторами опыты показали, что ошибка в этом случае не превышает 5—8%. * '

Значения констант А и В для различных жидкостей находят по кривым разгонок. Следует отметить, что при истечении из форсунки жидкостей, представляющих собой смеси, содер- •

S,

4,

£"%

а — для воды при различных давлениях

подачи (Р=0.2 МПа):

постоянном давлении

подачи Р; 6 — для

Рнс. 4.20. Зависимость расхода жидкости от ее температуры:

жидкостей при

Кривые . • Жидкость .

ащие лизко ента.

различных

МПа МПа

Вода

0,05 0.01

Керосин

0,1 0,07

Дизельноетопливо0,20,07

4Солярноемасло0Л0,01

легкокипящие фракции,

давление * перед

форсункой к парциальному давлению паров легкокипящего компо-

Обозначим предельную температуру жидкости, при которой аступает «запирание» форсунки, через 小=小；при 9ToM Р* =Рц. Тогда, в соответствии с уравнением (4.32), для этой тем- .ературы получаем следующую зависимость: ■、

_ Тпр = 8/(/ — 1g PQ

Ниже приводятся значения констант Л и В

Жидкость

Константы

(4.33)

6093900000600

2 12 2

Вода.5,

Керосин Т-14,

Хлорид кальция4：

Сульфат аммония4：

Рнс 4.20, а показано изменение объемного расхода жид- н (вода) через форсунку в зависимости от ее температуры

632 о 3

при различных давлениях подачи, а на рис. 4.20, б ——изменение расхода различных жидкостей при постоянном давлении подачи.

Как видно из графиков, существуют два температурных режима. Первый характеризуется медленным уменьшением рас* хода жидкости с повышением температуры для воды от 290 до 370 К, а для других жидкостей ——от 290 К до температуры, при которой давление их паров равно давлению Рк- При этом режиме размеры воздушного вихря в форсунке почти не изменяются, так как избыточное давление в нем близко к нулю. Медленное уменьшение расхода в этом случае объясняется небольшим уменьшением коэффициента расхода форсунки вследствие падения вязкости жидкости лри возрастании ее температуры.

Второй режим характеризуется быстрым уменьшением расхода с повышением температуры жидкости. Уменьшение расхода начинается при температурах, при которых жидкость заки- • пает в объеме воздушного вихря, и его- диаметр возрастает вследствие увеличения давления паров жидкости. Избыточное давление в вихре становится больше нуля.

Сравнение расчетных коэффициентов расхода для воды с экспериментальными данными показано на рис. 4.21. Кривая 1 подсчитывалась по уравнению (4.29) без* учета испарения воды, а кривая 2 — с учетом испарения. Видно, что экспериментальные точки хорошо согласуются с теоретической зависимостью. Из рис. 4.21 также следует, что' при повышении температуры жидкости, подводимой к форсунке, коэффициент расхо- 一 да резко уменьшается. Так, при повышении температуры жидкости на 120° (от 370 до 490 К) коэффициент расхода уменьшается в 2,5 раза (от 0,5 до 0,2).

Интересно рассмотреть влияние давления среды на харак- тес подачи жидкости при изменении ее температуры. Опыт показал, что при температурах жидкости, при которых давление ее паров Рп>Рю уменьшение давления среды от 110 до 40 кПа практически не влияет на расход жидкости. Теоретически это можно показать следующим образом.

Секундный объемный расход жидкости через форсунку можно представить в виде (4.34). Тогда с учетом (4.29) и (4.34) получим (4.35):

G=卩/c -2 伊вх-Ра)/Р (4.34)G=卩兄 一2(二 二冗)/Р (4.35)

Из уравнения (4.35) видно, что при данной температуре жидкости расход ее не зависит от давления среды Р@. Физически это объясняется двумя причинами. С одной стороны, уменьшение давления среды приводит к росту перепада давления Рвх—Ра (увеличивается скорость истечения жидкости), что - обуславливает увеличение расхода. С другой стороны, умень- •, шение давления среды вызывает закипание жидкости в объеме воздушного вихря при более низкой температуре, вследствие

Рис. 4.21. Зависимость коэффициента расхода от температуры жидкости:Рис. 4.21. Зависимость коэффициента расхода от температуры жидкости:/ 一 теоретическая кривая без учета испарения жидкости в форсунке； 2 — то же, с учетом испарения жидкости./ 一 теоретическая кривая без учета испарения жидкости в форсунке； 2 — то же, с учетом испарения жидкости.

Рис. 4.21. Зависимость коэффициента расхода от температуры жидкости:

Рис. 4.21. Зависимость коэффициента расхода от температуры жидкости:

/ 一 теоретическая кривая без учета испарения жидкости в форсунке； 2 — то же, с учетом испарения жидкости.

/ 一 теоретическая кривая без учета испарения жидкости в форсунке； 2 — то же, с учетом испарения жидкости.

Рис. 4.22. Зависимость величины С для некоторых жидкостей от температу- ры кипения:、. I

/ ——аммиак； 2 — тетраксид азота; 3 — диметилгидразии; 4 — этиловый спирт.

И чего диаметр вихря становится больше, а живое сечение мень- К ше. Это приводит к уменьшению расхода жидкости. В резуль-

тате оба фактора компенсируют друг друга.

t - Анализ полученных закономерностей и гидравлических ха- рактеристик центробежных форсунок «при истечении подогре- той жидкости позволяет сделать следующие выводы: 1) подо- * грев жидкости до температур, при которых давление ее «паров Ь Рц>Ра, приводит -к существенному уменьшению коэффициента расхода; при температурах жидкости, когда давление ее паров Рп<Ра, давление среды, в которую подается жидкость, пр акта- ■^ески не влияет на расход.

Истечение кипящей жидкости. В работах [114, 115, 164] из- к^шложены основы теории, приведены результаты эксперименталь- ^К«ых исследований и дана методика расчета расхода кипящей ■ .жидкости при истечении из центробежной форсунки с тайген-

В Циальным входом и шнековым завихрителем. Опыты показали, [■ что в сопле форсунки у стенки движется жидкость в виде коль- На, а в сердцевине потока — пар. Размеры парового вихря за-

L В висят от паросодержания в .потоке.

Предлагаемая в работе [164] методика расчета массового 丁 f Расхода кипящей жидкости через форсунку выполнена с уче- том содержания пара в двухфазном потоке, изменения диамет- [ра парового вихря по длине камеры закручивания и зависимо- [стн осевой составляющей скорости от расстояния до оси фор- ■ Сункн.

Для вывода основных соотношений принята расчетная схе-

■ Ма, приведенная на рис. 4.19.、

Парожидкостная смесь на входе в центробежную форсунку I Характеризовалась следующими известными параметрами: дав-

лением насыщенных паров Рв. плотностью р, скоростью в сопле форсунки w, энтальпией С паросодержанием кипящей жид- костн яр. Предполагалось, что процесс истечения адиабатический, термодинамически равновесный. Влияние трения жидкости о стенки не учитывалось.

При течении кипящей жидкости в форсунке происходит расслоение паровой и жидкой фаз, так что пар и жидкость вытекают из сопла раздельно (см. рис. 4.19).

Опуская подробные выкладки, приведенные в работе [164], дадим здесь основные зависимости, необходимые для расчета гидравлических характеристик.

Расход пара можно определить из уравнения

Расход жидкой фазы через форсунку с тангенциальным вхо-

-дом (при условии, что для прохождения пара необходимо отверстие большего размера, чем диаметр вихря, образующегося при истечении холодной жидкости) определится по формуле

G' = Hz№Bblx 一込Рр'х(4.37>

где 卩'一коэффициент расхода жидкости при истечении двухфазной смеси;, индекс «'》(или «ж») относится к жидкой фазе.~

Зависимость для определения 卩‘ выражается уравнением:

卩'=V1 -曲整一元m元 2 —卩2A2 -曲42 1n 卜1(4.38)

где А — геометрическая характеристика форсунки; ^=^/^..где А — геометрическая характеристика форсунки; ^=^/^..В этом уравнении кроме 卩'неизвестно еще и значение гп- Его определяют из соотношенияВ этом уравнении кроме 卩'неизвестно еще и значение гп- Его определяют из соотношения

где А — геометрическая характеристика форсунки; ^=^/^..

где А — геометрическая характеристика форсунки; ^=^/^..

В этом уравнении кроме 卩'неизвестно еще и значение гп- Его определяют из соотношения

В этом уравнении кроме 卩'неизвестно еще и значение гп- Его определяют из соотношения

Пренебрегая кинетической энергией жидкости на входе и в сопле форсунки, а также считая кинетическую энергию пара перед форсункой равной нулю, предложено [164] для расчета 屮вмх пользоваться формулой, полученной для насадков [176]：

q，q，«ж.вх —〔ж.вых)十屮0 Сп.вх — %.вх)

q，

q，

Wbhx — («п.вых — ^ж.вых) + ^2п.вых/2

а в случае критического перепадаа в случае критического перепада

а в случае критического перепада

а в случае критического перепада

Так как- рж. вых практически равно рп. вх, то величина С зависит только от давления насыщенных паров Рвх или от температуры кипения Твх, и ее можно находить по заранее построенным графикам. Значения С для некоторых жидкостей приведены на рис. 4.22.

Теперь с учетом выражения (4.40) комплекс В можно найти по формуле

Из уравнения (4.39) получаем зависимость, связывающую " н Гц：“

(4.42)(4.42)血，="2/

(4.42)

(4.42)

Совместным решением уравнений (4.38) и (4.42) находим искомое значение коэффициента расхода жидкости 卩'，который представляем в виде зависимости от геометрической характеристики 4 и комплекса В (рис. 4.23). На графике пунктиром проведена кривая зависимости \i^=f(A) для истечения холодной жидкости, которую кривые 卩'при различных значениях В пересекают в некоторых точках. Это. обусловлено тем, что автор [164] принял зависимость, полученную в работе [2] на основе принципа максимального расхода, Который недостаточно Полно учитывает конструктивные особенности центробежной форсунки. Поэтому в действительности граница будет определяться не одной характеристикой, а областью характеристик.

Указанная особенность связана с тем [164], что в случае, когда геометрические характеристики велики, а значение комп-

Рис. 4.23. Зависимость коэффициента расхода от геометрической характе- ристики форсунки для различных значений комплекса В.•

летаа А по условиям истечения невелико, н'=“. В этом •случае образующийся паровой вихрь получается достаточно ■большим, чтобы пропустить весь пар. Поэтому пар не мешает проходу жидкой фазы, а диаметр проходного сечения ларовой фазы равен диаметру вихря, образующегося при мс- гечении кипящей жидкости. Если же значение А достаточно мало, а комплекс В ве*

лик, то сечение ®ихря, «получаемое в случае холодней жидкости, для прохождения пара будет недостаточным. Поэтому пар займет часть проходного сечения жидкой фазы, и коэффициент 卩'станет -меньше 卩.

Найденное из графика (рис. 4.23) по геометрической характеристике А и комплексу 5 значение коэффициента расхода 卩‘ позволяет вычислить по формуле (4.37) расход жидкой фазы, а значит, и расход двухфазной смеси:，

С= 1 一 必нх 冗'с? /2АР/рп.вх(4.43)

Для определения .卩'предложена [164] следующая упрощенная формула, дающая погрешность не более 5%:

^ = (0,536 + 0,0035Я)/В((),73+(),02Л)(4.44)

、

Эта формула имеет смысл только при значениях 8>В* (В* = =0,02 + 1,074 + 0,705 • 0,03А). При В<8* коэффициент расхода 卩'принимают равным значению, получаемому при течении некипящей жидкости.

Для того, чтобы расход кипящей жидкости определялся соплом форсунки, необходимо обеспечить расход через входные каналы больший, чем через сопло: GBX^GC. Величину GBX вычисляют по формулам, полученным в работе [176]:

G'bx = 丁与瓦^" /ж.вх У2АР/р*.вх(4.45)

Здесь

£ х I1 Р—ых Нж.вх Рж.ВЫХ а'ж.вых\ е

/Ж.вх = /вх /1]=ф/вх

/ \тп.выхНп.вх Рп.вых %.внх /

где "и — коэффициент расхода по пару;

…—毎一岳J;

/ Ж.ВХ = /вх — fn.BX；Мп.ВХ = 1，°5“JK.BX：

/вх= пг'вх几——площадь входных отверстий (числом п).

Радиус сопла ，с=痴产bx/R

Геометрическую характеристику представим формулой

А《7- /屮心х/Мвнх(4.46)

Таким образом, если для данной форсунки выполняется неравенство (4.46), то при определении расхода кипящей жид- ；кости необходимо пользоваться формулой (4.43). В противном случае надо рассчитывать расход по формуле (4.45).

Для центробежных. форсунок со шнеком .формула (4.43) пригодна только в интервале значений А, при которых площадью, определяющей расход жидкости, является суммарная площадь каналов шнека. Предельное значение геометрической характеристики А, ограничивающее применение (4.43), выражается неравенством:

^^j/f(447)

рвзс' =0,6 —0,65.

Если неравенство (4.47) не выполняется, то истечение кипя- }щей жидкости надо рассчитывать qo формуле (4.45), принимая */ж.вх = /ж. 2 •、•

Для проверки предлагаемого метода расчета истечения кипящей жидкости через центробежную форсунку, с тангенциальным входом и со шнеком в работе [164] использованы данные [П5]. Размеры проточной части форсунок с тангенциальным входом составляли: диаметр и длина сопла — 6 и 30 мм, диаметр и длина камеры закручивания ——27 и 30 мм, диаметр тангенциального отверстия 10 мм, число отверстий ——2. Шнековая форсунка имела следующие размеры: диаметр сопла — 2,2 мм, высота и диаметр шнека — 16 и 6 мм, число заходов — 3, геометрическая характернстнка = 0,82.

На рис. 4.24 представлены результаты расчетов и нанесены экспериментальные точки, полученные при испытаниях форсу- нок. Из' рисунка видно, что приведенные выше расчетные формулы могут быть рекомендованы для практического использования.

Истечение парожидкостной смеси. Теория истечения кн；я・ ^ей жидкости из центробежной форсунки с разделением фаз, Предложенная в работах [114, 115, 164], отражает случаи, ког-

центробежную форсунку:

а — с тангенциальным входом; 6 — со шнековым завихрителем; /—2 — вода; 3 — смесь азотной кислоты с тетраксидом азота.

да жидкость до разделения фаз является несущей средой. Последнее характерно для достаточно малых паросодержаний на входе в форсунку и вскипания части жидкости в тракте форсунки. При этом сепарация пара от жидкости происходит без гидр а в лических потерь, сопровождающих разделение фаз.

Движение парожидкостной смеси в каналах форсунки имеет принципиальные особенности, отличающие его от истечения кипящей или однородной жидкости. В случае средних и высоких паросодержаний на входе в форсунку разделение фаз парожидкостной смеси при ее дальнейшем движении в поле центробежных сил сопровождается гидравлическими потерями, обусловленными самой сутью разделения потоков жидкости и пара. - 。

Опыты показали [160], что при истечении парожидкостной смеси из центробежной форсунки с тангенциальными входными каналами пар отделяется от жидкости в камере закручивания, т. е. после прохождения смеси через тангенциальные каналы, а при истечении из центробежной форсунки со шнеком — в канале шнека. Дальнейшее движение компонентов парожидкостной смеси происходит раздельно, вплоть до выходного соппа (см. рис. 4.19, в). В обоих случаях в камере закручивания и в сопле имеется нерасходная область, т. е. образуется центральный вихрь, аналогичный наблюдаемому при истечении капельной жидкости.

Для определения потерь кинетической энергии, связанных с разделением фаз, в работе [160] рассмотрено стационарное течение п а рожидкостной смеси в криволинейном канале с постоянной площадью живого сечения (рис. 4.25) при условии постоянства массового паросодержания 屮 и плотности пара на участке разделения фаз I—2.

Приведем основные закономерности, определяющие особе印 ности работы центробежной форсунки на парожидкостной смеси.

После разделения потоков жидкости и пара отношение их скоростей обратно пропорционально корню квадратному из отношения плотностей фаз (при любом соотношении скоростей жидкости и пара в потоке парожидкостной смеси до их разделения) :

(4.48)(4.48)^жг/^па = V Рп/Рж

(4.48)

(4.48)

I - Потери кинетической энергии, связанные с разделением фаз в потоке парожидкостной смеси, определяются зависимостью

△4 = w△4 = w争8一击）岑争8一击）岑(4.49)(4.49)

△4 = w

△4 = w

争8一击）岑

争8一击）岑

(4.49)

(4.49)

где 6где 6丄(1-W)3 pj 1]十-炉.河.1—vJ ]丄(1-W)3 pj 1]十-炉.河.1—vJ ](4.50)(4.50)Выражение для 中2 имеет вид:Выражение для 中2 имеет вид:

где 6

где 6

丄(1-W)3 pj 1]

十-炉.河.1—vJ ]

丄(1-W)3 pj 1]

十-炉.河.1—vJ ]

(4.50)

(4.50)

Выражение для 中2 имеет вид:

Выражение для 中2 имеет вид:

屮2 = 1屮2 = 1]+： W / Рп/Рж)]+： W / Рп/Рж)(4.51)(4.51)

屮2 = 1

屮2 = 1

]+： W / Рп/Рж)

]+： W / Рп/Рж)

(4.51)

(4.51)

Для случая, когда в сечении I—I движется квазигомогенная смесь з*. 1 =切口. t, имеем:

「"卜+ ^^舞「"卜+ ^^舞(4.52)(4.52)

「"卜+ ^^舞

「"卜+ ^^舞

(4.52)

(4.52)

т. е. ui=S=p. Из уравнений (4.50) и (4.52) получим:

6=1件炉(4.53)

где 屮一массовое расходное паросодержание; 0 — объемное расходное паро- содержание; ф — истинное объемное паросодержание; S — доля энергии смеси в сечении I—I (см. рнс. 4.25), относящаяся к пару; (1—S) -—доля энергии смеси, относящаяся к жидкости.

Изменение кинетической энергии с учетом соотношений %(4.49), (4.50) и (4.53) составит:

燄=(1 —яр)..燄=(1 —яр)..(叫12 -咻02(叫12 -咻02(4.54)(4.54)

燄=(1 —яр)..

燄=(1 —яр)..

(叫12 -咻02

(叫12 -咻02

(4.54)

(4.54)

Из соотношения (4.54) видно, что эти потери аналогичны гидравлическим потерям при внезапном расширении потока од-

Рнс. 4.25. Схема течения ^арожидкостной смеси (с разделением фаз) в ,кРиволинейном канале.

дородной жидкости. Избыточная кинетическая энергия жидкости, полученная за счет части располагаемого напора пара до •разделения фаз, при разделении целиком теряется вследствие торможения жидкости.

Визуальные наблюдения [160] за процессом истечения парожидкостной смеси из центробежных форсунок показали, что в камере закручивания форсунки с тангенциальными вводами парожидкостная смесь образует вращающееся кольцо равномерной толщины по всему периметру камеры (см. рис. 4.19). Вне этого кольца жидкость и пар в камере движутся раздельно.

В канале шнека разделение фаз происходит на малой длине, подобно тому, как показано на рис. 4.25; в этом случае можно положить, что ф=const- и PjK=const. Это дает основание, считать, что фазы в камере форсунки разделяются при постоянном давлении, следовательно, при i|)=const и Pn=const. Тогда все выражения, полученные для разделения жидкости и пара в криволинейном канале, справедливы и для разделения фаз в камере центробежной форсунки с тангенциальными входами и в каналах шнека.

Расчетные зависимости получены при следующих допущениях: потери на трение в тракте форсунки не учитывали, поскольку их считали малыми по сравнению с потерями, связанными с разделением фаз; приростом массового расходного па- росодержания в результате испарения жидкости в тракте форсунки пренебрегали, полагая его малым, ,по сравнению с па- росодержанием на входе в форсунку; считали, что в выходном сечении сопла поступ а тельные скорости фаз не меняются по радиусу сопла, т. е. wn. с=const и w^. с=const.

В соответствии с принятыми допущениями выражение для секундного расхода парожидкостной смеси через форсунку имеет вид:

Д*= £^~ . — А — обобщецная характеристика форсунки; Рпг SД*= £^~ . — А — обобщецная характеристика форсунки; Рпг S

Д*= £^~ . — А — обобщецная характеристика форсунки; Рпг S

Д*= £^~ . — А — обобщецная характеристика форсунки; Рпг S

связанные с разделени-связанные с разделени-

связанные с разделени-

связанные с разделени-

геометрическая характеристика форсунки;

h ——параметр, учитывающий гидравлические потери, ем фаз.

Для центробежных форсунок с тангенциальными входами и со шнеком соответственно имеем:-Для центробежных форсунок с тангенциальными входами и со шнеком соответственно имеем:-(4.57)(4.57)4 = nR2rJ(^f^•де fi — площадь живого сечения канала шнека;hL1 \ р%т фса Ес，4 = nR2rJ(^f^•де fi — площадь живого сечения канала шнека;hL1 \ р%т фса Ес，(4.58)(4.58)(4.59)(4.59)В случае рп=const, pn2=pnm, q)c=<P2 и А*=А. Следовательно,В случае рп=const, pn2=pnm, q)c=<P2 и А*=А. Следовательно,комплекс (рпт/рп2)(фс/фг) учитывает влияние сжимаемостикомплекс (рпт/рп2)(фс/фг) учитывает влияние сжимаемостипа-па-ра на расход парожидкостной смеси через центробежную форсунку.Для нахождения зависимости между А и х (для определе-ра на расход парожидкостной смеси через центробежную форсунку.Для нахождения зависимости между А и х (для определе-ния коэффициента расхода 卩)вния коэффициента расхода 卩)вработе [160] использованработе [160] использованпринцип максимума потока кинетической энергии, который в этом случае лучше согласуется с опытными данными, чем принцип максимального расхода. С * учетом сказанного зависимость для определения Z* выражается следующим уравнением:принцип максимума потока кинетической энергии, который в этом случае лучше согласуется с опытными данными, чем принцип максимального расхода. С * учетом сказанного зависимость для определения Z* выражается следующим уравнением:2(1 — к)2(1 — к)х2 + 2 (1 — х) х2 In U1 — хх2 + 2 (1 — х) х2 In U1 — х(4.60)(4.60)Е Для учета влияния торцевого эффекта (заключающегося в том, что часть газа в пограничном слое у задней стенки камеры. закручивания входит внутрь зоны нулевого расхода и не проходит через площадь живого сечения сопла) в формулу ко- эффициента расхода введен поправочный множитель ут?2/^с- [Тогда при истечении парожидкостной смеси . из центробежной ^форсунки секундный расход можно определить по формулеЕ Для учета влияния торцевого эффекта (заключающегося в том, что часть газа в пограничном слое у задней стенки камеры. закручивания входит внутрь зоны нулевого расхода и не проходит через площадь живого сечения сопла) в формулу ко- эффициента расхода введен поправочный множитель ут?2/^с- [Тогда при истечении парожидкостной смеси . из центробежной ^форсунки секундный расход можно определить по формуле尸mPnm尸mPnm屮屮卩* =卩* =%几%2%几%2(4・61)・(4・61)・1 -x1 -x+入+入

Для центробежных форсунок с тангенциальными входами и со шнеком соответственно имеем:-

Для центробежных форсунок с тангенциальными входами и со шнеком соответственно имеем:-

(4.57)

(4.57)

4 = nR2rJ(^f^

•де fi — площадь живого сечения канала шнека;

hL1 \ р%т фса Ес，

4 = nR2rJ(^f^

•де fi — площадь живого сечения канала шнека;

hL1 \ р%т фса Ес，

(4.58)

(4.58)

(4.59)

(4.59)

В случае рп=const, pn2=pnm, q)c=<P2 и А*=А. Следовательно,

В случае рп=const, pn2=pnm, q)c=<P2 и А*=А. Следовательно,

комплекс (рпт/рп2)(фс/фг) учитывает влияние сжимаемости

комплекс (рпт/рп2)(фс/фг) учитывает влияние сжимаемости

па-

па-

ра на расход парожидкостной смеси через центробежную форсунку.

Для нахождения зависимости между А и х (для определе-

ра на расход парожидкостной смеси через центробежную форсунку.

Для нахождения зависимости между А и х (для определе-

ния коэффициента расхода 卩)в

ния коэффициента расхода 卩)в

работе [160] использован

работе [160] использован

принцип максимума потока кинетической энергии, который в этом случае лучше согласуется с опытными данными, чем принцип максимального расхода. С * учетом сказанного зависимость для определения Z* выражается следующим уравнением:

принцип максимума потока кинетической энергии, который в этом случае лучше согласуется с опытными данными, чем принцип максимального расхода. С * учетом сказанного зависимость для определения Z* выражается следующим уравнением:

2(1 — к)

2(1 — к)

х2 + 2 (1 — х) х2 In U1 — х

х2 + 2 (1 — х) х2 In U1 — х

(4.60)

(4.60)

Е Для учета влияния торцевого эффекта (заключающегося в том, что часть газа в пограничном слое у задней стенки камеры. закручивания входит внутрь зоны нулевого расхода и не проходит через площадь живого сечения сопла) в формулу ко- эффициента расхода введен поправочный множитель ут?2/^с- [Тогда при истечении парожидкостной смеси . из центробежной ^форсунки секундный расход можно определить по формуле

Е Для учета влияния торцевого эффекта (заключающегося в том, что часть газа в пограничном слое у задней стенки камеры. закручивания входит внутрь зоны нулевого расхода и не проходит через площадь живого сечения сопла) в формулу ко- эффициента расхода введен поправочный множитель ут?2/^с- [Тогда при истечении парожидкостной смеси . из центробежной ^форсунки секундный расход можно определить по формуле

尸mPnm

尸mPnm

屮

屮

卩* =

卩* =

%几%2

%几%2

(4・61)・

(4・61)・

1 -x

1 -x

+入

+入

Для проверки предложенного метода расчета истечения па- *ожидкостной смеси в работе [160] приводятся результаты опы- т°в на форсунке следующих геометрических размеров: гс = 4 мм, 七=12 мм, А=3, Гвх = 2 мм, А = 4. На рис. 4.26 представле- на расчетная расходная характеристика форсунки G=f(P) при Истечении из нее сухого насыщенного водяного пара; здесь же Занесены опытные точки.

Рис. 4.26. Зависимость расхода рабочего тела от давления и массового паросодержания для сухого насыщенного водяного пара и пароводяной смеси; точками показаны результаты опытов.

Кривая G=f(W) на рис. 4.26 отражает расчетные зависимости для форсунки при Ро=0,6 МПа и 尸т=0,1 МПа в случае движения квазигомогенной пароводяной смеси в тангенциальных отверстиях. Здесь

же нанесены опытные точ- ^:ки, полученные при движе-

、'нии в тангенциальных от

верстиях пароводяной смеси с равными скоростями пара и воды. Как видно из графиков, расчетные формулы для определения расходов пароводяной смеси и сухого насыщенного водяного пара через центробежную форсунку удовлетворительно согласуются с экспери

ментальными данными. •

Предлагаемый авторами [160] метод определения расхода парожидкостной смеси через центробежную форсунку дает воз・. можность экспериментального определения 屮1 на входе ,в форсунку. Так как коэффициент расхода 卩 при прочих равных условиях зависит только от фь то, имея опытную зависимость 出=貿屮)，можно с помощью уравнения (4.56) получить зависимость ^1=/(^) для гидравлической системы с одной или несколькими центробежными форсунками. ‘

Глава 5

РАСПЫЛИВАНИЕ ЖИДКОСТЕЙ

ЦЕНТРОБЕЖНО-СТРУЙНЫМИ ФОРСУНКАМИ

РАСПАД СТРУИ ЖИДКОСТИ ПРИ ИСТЕЧЕНИИ

ИЗ ФОРСУНКИ

В главе 1 были рассмотрены общие закономерности распада струй и пленок жидкости при различных способах распылива- ния. Однако конкретная картина в значительной мере определяется классом распиливающего устройства.

В центробежно-струйной форсунке (на рис. 5.1 в качестве примера приведена форсунка с цилиндрическим вкладышем) жидкость, как уже отмечалось, разделяется на два потока：

один проходит через винтовые каналы вкладыша, а второй формируется в результате прохождения части жидкости через осевое отверстие. Закрученный и осевой потоки взаимодействуют в камере смешения и в сопловом канале «р.нс・ 5・2)・ Это взаимодействие является определяющим при формировании факела распыленной жидкости.

На рис. 5.3 приводятся фотографии факела распыленной жидкости, полученные при давлении 0,2 МПа (время экспозиции 1 мкс) на расстояниях 30, 70 и 100 мм от среза сопла диаметром 4 мм. Видно, что за срезом сопла расположен сплошной нераспавшийся участок струи, хотя поверхность ее заметно турбулизована (рис. 5.3,о). Ниже в струе образуются каверны, которые заполняются воздухом. Далее они разрастаются, а разделяющие их жидкостные перегородки становятся тоньше. На расстоянии 70 мм от среза сопла перегородки между кавернами разрушаются, отделяющаяся жидкость образует замкнутые, неправильной формы перемычки, затянутые тонкой пленкой, местами перфорированной (рис. 5.3, б). На этом участке факел отдаленно напоминает пену. При удалении от среза сопла на 100 мм пленки между перемычками разрушаются с образованием множества мелких капель. Нарушается и целостность перемычек, от них отделяются крупные частицы различной формы, которые в дальнейшем распадаются с образованием как крупных, так и мелких капель (рис. 5.3, в). •

Таким образом, весь корневой участок факела можно условно разделить на три зоны: струйного течения, пенно-пле- йочного состояния и образования капель. Очевидно, образование широкого спектра капель связано с разрушением крупных частиц жидкости на последнем этапе распада. Следовательно, полидисперсность и средний размер капель можно уменьшить, если максимально продлить существование пенно-пленочного состояния; тогда перемычки будут тоньше и будут распадаться с образованием капель меньших размеров.

卢・2. ТЕЧЕНИЕ ИДЕАЛЬНОЙ ЖИДКОСТИ В ФОРСУНКЕ

Рассмотрим основные явления, сопровождающие взаимодействие осевого *и закрученного потоков жадности в форсунке (см. рис. 5.2).

Закрученный лоток, вращаясь, движется вдоль стенок камеры смешения, а затем поступает в сопловой Канал. Вектор скорости закрученного

Рнс. 5.1. Схема центробежно-струйной фордики с цилиндрическим вкладышем:

:—осевой канал; 2 — винтовые каналы； 3 — вкладыш； '—корпус; 5 — сопло.

/ ' Рис. 5.2. Схема взаимодействия потоков жидкости в ка- ,мере смешения и в сопловом канале форсунки.

потока представим в виде тангенциальной 侬сФ и . аксиальной wc* составляющих. Тангенциальную составляющую скорости осевогопотока будем

・ считатьравной нулю.

В сопловом отверстии взаимодействие потоков происходит в турбулентном сдвиговом слое, ограничивающем их ядра. В результате наблюдается выравнивание аксиальных составляющих ско

рости, так как до взаимодействия поступательная составляющая скорости периферийного потока в общем случае ниже, чем осевого, благодаря закручиванию. Кроме того, часть кинетической энергии передается осевой струе, которая также приобретает некоторое вращение. Процессы турбулентного переноса энергии сопровождаются обменом вещества между потоками, их

частичным взаимным проникновением.-

Для теоретического описания протекающих в форсунке процессов необходимо знать режим и параметры течения жидкости по подводящим каналам, а также характер взаимодействия потоков в камере смешения и в сопловом канале.

Скорость течения жидкости в каналах большинства форсунок достаточно высока, режим течения турбулентный. В этом случае профиль распределения скорости, как известно, практически равномерный. Распределение скорости по сечению потока в винтовых каналах также будем считать равномерным, а движение жидкости в них — поступательным [52].

В настоящее время практически отсутствуют работы по исследованию процесса взаимодействия потоков в камере сме- ~ тения и сопловом канале центробежно-струйной форсунки. Поэтому для понимания механизма -смешения обратимся к наиболее близким аналогиям.

В работе [222] получены экспериментальные данные об осредненных по времени турбулентных характеристиках смешения потоков в цилиндрической трубе при отношении диаметров потоков do/dc = % и скоростей д/侬в=10・ Показано, что ядро центральной струи исчезает уже на расстоянии трех de от точки присоединения вследствие развития сдвигового слоя. При дальнейшем совместном движении потоков их скорости практи-.

пульсацийпульсацийчески полностью выравниваются. Столь интенсивное выравнивание объясняется [52] большими значениями среднеквадра-

пульсаций

пульсаций

-тичньгх-тичньгхвелики в свовелики в своскорости, которые особенно

-тичньгх

-тичньгх

велики в сво

велики в сво

бодном сдвиговом слое взаимодействия. Можно ожидать, что в

камере смешения и в сопловом канале центробежно-струйной форсунки взаимодействие обоих потоков будет приводить к вы

равниванию скоростей и их взаимному перемешиванию на расстоянии трех диаметров осевой струи от точки присоединения.

Следует отметить, что ни одна из существующих ныне моделей течения жидкости не отражает действительной картины» происходящей в зоне развития сдвигового слоя, и аналитически слределить результирующий профиль скорости не представляется возможным. Еще более сложным процесс переноса ста

новится при закручивании внешнего потока.

В качестве некоторой аналогии изучаемого процесса мож

но привести данные по распределению составляющих скорости газового потока в завихрителях аксиального типа [5]. В таких завихрителях развитая струя формируется в результате взаимодействия закрученного лопастным аппаратом потока с не- закрученной осевой струей. В этом случае распределение аксиальной составляющей скорости закрученного потока по сечению канала может быть равномерным или с провалом на его оси, в зависимости от интенсивности вращения: равномерное распределение наблюдается при слабом закручивании потока, провал ——при сильном.

Характер и границы процессов перехода от одного вида распределения к другому не изучены и зависят от способов и устройств формирования потока. Профиль распределения тан-

Рнс. 5.3. Распад струи- жидкости, вытекающей из форсунки, на различных расстояниях от среза сопла (Р= 0,2 МПа, de=4 мм):-& 一 30 мм； 6 — 70 мм; 6 — 100 ьш.Рнс. 5.3. Распад струи- жидкости, вытекающей из форсунки, на различных расстояниях от среза сопла (Р= 0,2 МПа, de=4 мм):-& 一 30 мм； 6 — 70 мм; 6 — 100 ьш.

Рнс. 5.3. Распад струи- жидкости, вытекающей из форсунки, на различных расстояниях от среза сопла (Р= 0,2 МПа, de=4 мм):-

& 一 30 мм； 6 — 70 мм; 6 — 100 ьш.

Рнс. 5.3. Распад струи- жидкости, вытекающей из форсунки, на различных расстояниях от среза сопла (Р= 0,2 МПа, de=4 мм):-

& 一 30 мм； 6 — 70 мм; 6 — 100 ьш.

генциальной составляющей скорости закрученного потока практически во всех случаях имеет вид, характерный для вращения твердого тела.

Проводя аналогию между рассматриваемым течением газовых потоков и смешением потоков в центробежно-струйной форсунке, можно ожидать, что и в нашем случае распределение аксиальной составляющей скорости wCx с дсютаточной степенью точности будет равномерным. Распределение тангенциальной составляющей в сопловом канале 初су будем считать линейным.

В этом случае, обозначив через г текущий радиус, имеем:

шсЧ)/г = const(5.1)

Таким образом, в качестве основных предпосылок для теоретического описания протекающих в центробежно-струйной форсунке процессов можно принять следующие предположения:

в камере смешения и в сопловом канале происходит перенос поступательной и вращательной энергии;

вследствие развития сдвигового слоя происходит взаимное проникновение потоков с переносом вещества из одного слоя в другой, причем интенсивность переноса пропорциональна степени закручивания потока;

единый профиль скорости в сопловом канале формируется на расстоянии до трех его диаметров от точки присоединения потоков;

результирующий профиль аксиальной составляющей скорости ввиду сложности его определения может быть задан постоянным, однако возможность образования воздушного вихря на оси факела должна быть учтена, так как известны случаи распределения жидкости с глубоким провалом по оси;

профиль тангенциальной составляющей скорости в сопло- вом канале без больших погрешностей может быть задан зависимостью

出в ^ 吸:<рт//R。(5 • 2)

При течении идеальной жидкости для любых двух сечений потока справедливо уравнение Бернулли:

2 ^ж2 + ^Ж = Рст + ^ ("с% + "с<Р)(5.3)

где шж и Рж ——скорость и давление жидкости в подводящем трубопроводе; wcx — аксиальная составляющая скорости в сопловом канале.

Принимаем, что скорость жидкости в подводящем трубопроводе пренебрежимо мала, и истечение происходит из сосуда достаточно большой емкости. Тогда Рт^р^т2/2, и уравнение (5.3) примет вид:

Р* = Per + Р (切％х + 游с<р)/2(5.4>

Из уравнения (5.4) следует, что энергия давления в подводящем трубопроводе расходуется на создание аксиальной и

но

тангенциальной составляющих скорости жидкости в сопловом канале и статического давления» обусловленного закручиванием потока.

Распространяя выражение (5.4) на весь поток в сопловом канале и учитывая неравномерность распределения скоростей и давления по сечению, перейдем к средним значениям, этих величин:

Р* = Per + Р (切2cx + 3%&住(5. °)

Расход жидкости через сопловое отверстие равен суммарному расходу через осевой и винтовые каналы форсунки:

&=《 + &(5・6)

Запишем выражения для расходов жидкости, входящих в (5.6):

Gc=3uf®c；Gc=3uf®c；Go=叫Jo 屮0 ；Go=叫Jo 屮0 ；(5・7)(5・7)

Gc=3uf®c；

Gc=3uf®c；

Go=叫Jo 屮0 ；

Go=叫Jo 屮0 ；

(5・7)

(5・7)

Считаем^ что закручивающие каналы и осевое отверстие полностью заполнены жидкостью. Тогда коэффициенты (рв = =(ра= 1? а коэффициент заполнения соплового канала(рс выражается зависимостью: •

• %= 1 — R^BHx/Rc21 (5.8) где Мих и Rc — радиусы вихря и сопла соответственно.

При отсутствии потерь на трение в винтовых и осГевом каналах можно положить wB=W Тогда, решая систему уравнений 〈5.6) и (5.7), относительно 侬в, найдем, как связаны скорость в винтовых каналах wB с аксиальной составляющей скорости в сопловом отверстии д*:

(5.9)(5.9)%/сТс

(5.9)

(5.9)

^^/в + /о

Исходя из предположения о полном смешении обоих потоков жидкости в камере смешения и в сопловом канале, можно считать, что поток момента импульса, приобретаемый жидкостью в закручивающих каналах, остается постоянным по всей длине сопла:•

£в=£с(5.10)

В общем случае поток момента импульса через произвольное сечение круглой формы определяется выражением

к*

£ = 2лр J r^gWtpdr(5.11)

Суммарный поток момента импульса Lb, приобретаемый Жидкостью при прохождении через закручивающие каналы, выражается зависимостью、

J^s — Wg^ ssn а&вУ，(5.12)

После подстановки соотношения (5.2) в уравнение (5.11) и интегрирования от Rbhx до Rc получим:

&г/

—£с= 2np I WcjWc^m к^- dr>

После несложных преобразований с учетом wCx=const последнее выражение можно переписать в виде

£с = ~2 fcR@cJ^Bm (2 屮)屮(о. 13)

Решив совместно уравнения (5.8), (5.10), (5.12) и (5.13), найдем отношение составляющих скорости жидкостного потока у стенки соплового канала:， ・

(5.14)(5.14)出吟2声ina 7

(5.14)

(5.14)

Обозначим

.где А* — геометрический комплекс, характеризующий соотношение вращательной и поступательной энергии в сопловом канале; по аналогии с геометрической характер истиной центробежной форсунки комплекс А* является геометрической характеристикой центробежно-струйной форсунки.

Тогда

'Зет/Wcx = 2А*ф/(2 —屮)

Для определения расходных характеристик распылителя определим средние значения величин, входящих в уравнение (5.5).

Статическое давление в любой точке соплового канала обусловлено закручиванием потока.

Разность сил давления на боковую поверхность элемента жидкости толщиной dr, длиной dl и расположенного на радиусе г от оси сопла уравновешивает центробежную силу [56]:

dlaP^r = —-— am*

так как масса элемента dm=pdldr, то' ♦'

^.dPcT=P —；- 力，二，1 二.・

С учетом распределения тангенциальной компоненты скорости (5.2) имеем:

dPcT= Р—р2— rdr

Взяв от этого выражения интеграл по текущему радиусу 匕 долучим распределение статического давления по сечению соплового канала: •、.

Рст (，) = р ■彳澤-〃 + const

Постоянную интегрирования определим из условия равенства нулю статического давления на границе воздушного вихря:

Рст (，) = р ~^Г"(产 + 犬，喉

Среднее статическое давление в сопловом канале равно отношению силы давления к площади истечения Рст = Р〃・ Эле- мент силы dP = PCr(r)df, а элемент поверхности df=2=rdr・ Тогда среднее статическое давление будет выражаться соотношением (5.15), а среднерасходное значение тангенциальной составляющей скорости — уравнением (5.16):

:.AcT=@2cqWP/4 (5.15)"в = a12mm(2 —屮)/2(5.16)

Решая совместно уравнение (5.5), (5.14) — (5.16), получим» выражение для аксиальной составляющей скорости жидкостного потока в сопловом канале:

I唯=]/平■(】+ g/)- (5」7>

Расход жидкости через сопловое отверстие равен

G=3cJc 屮(5.18)

На основе соотношений (5.17) и (5.18), учитывая, что теоретический расход 6=<рс¥2Р>и/р, можно показать, что коэффициент расхода центробежно-струйной форсунки равен:

、р = [1/(р2 + А*2/(2 —(р)2]-о,5(5・19>

Для определения связи между коэффициентом заполнения сопла и комплексом А* в работе [1] предлагается воспользоваться принципом максимума расхода, которому эквивалентно условие минимума удельной энергии живого сечения при отсутствии потерь на трение. Для этого продифференцируем соотношение (5.19) по ф и приравняем полученное выражение к нулю. Из этого равенства легко показать следующее:

А*2= [(2 —屮)/屮]3(5.20>

Полагая здесь <р=1, получим условие сплошного заполнения соплового канала центробежно-струйной форсунки: А*кр=1.

11&11&8-161

11&

11&

Таким образом, если А*<1, сопло заполнено полностью, при А*>1 в сопловом канале образуется воздушный вихрь.

Угол раскрытия факела определится из отношения тангенциальной и аксиальной составляющих скорости на стенке соп- .лового канала. Тогда получим:

0=2 arctg А*(р/(2 — ср)0=2 arctg А*(р/(2 — ср)(5.21)(5.21)

0=2 arctg А*(р/(2 — ср)

0=2 arctg А*(р/(2 — ср)

(5.21)

(5.21)

ТЕЧЕНИЕ ВЯЗКОЙ ЖИДКОСТИ В ФОРСУНКЕ

Вследствие потерь гидравлической энергии в форсунке угол раскрытия факела и коэффициент расхода при течении реальной жидкости меньше, чем рассчитанные для идеальной жид- -КОСТН.

По ходу движения жидкости происходят потери гидравлической энергии в закручивающем аппарате, в устройстве формирования осевого потока, в камере смешения и в сопловом канале форсунки. Рассмотрим потери в каждом из указанных элементов.

Потери при течении жидкости через закручивающий аппарат н устройство формирования осевого потока могут быть вызваны как местными сопротивлениями, так и трением о стенки каналов.

Если предположить равномерное распределение скорости в закручивающих (винтовых) и осевом каналах, то потери на :трение в них определятся соответственно зависимостями:

АРвЛ = %в誥-^-р (5.22)АР。入=入。含 ^-р(5.23)

тде 入в и 1о ^- коэффициент трения в закручивающих и осевом каналах соот- -ветственно.

Считая скорость жидкости неизменной по длине канала, местные потери напора можно записать следующим образом:

АРв&=、Ы)/2/2 (5.24)а^о£=2^Рш°2/2(5・25)

где 募 н & — коэффициент потерь на местные сопротивления в закручивающих и осевом каналах соответственно.

Просуммировав потери по формулам (5.22) — (5.25) и приравняв давления, получим следующую зависимость для определения геометрической характеристики с учетом потерь в кана- .лах А*вк-

рfс Е f в・

тде 入三——приведенный коэффициент потерь энергии в подводящих каналах, равный

^=[(мв/нв+£&)/(”<“+£ 品)『

Суммарные потери на местные сопротивления и трение для： закручивающих и осевого каналов равны и определяются соот- ношением

АРвк = А% = АР喈 + АРвл

Если вычесть эти потери из - располагаемого напора» то коэф^ фициент расхода можно выразить зависимостью

/ 1А*2_ \-0Л

肘=+ (2 —<р)а + % J

Здесь двк — доля потерь энергия б подводящих каналах:

6вк=Г2 (£$+』)

где Г ——геометрический комплекс, определяющий пропускную способность форсунки:

r =丘/(込+ ё司.

Потери гидравлической ^энергии в камере смешения, в которой, в отличие от подводящих каналов, жидкость имеет еще и окружную составляющую скорости, можно условно разделить на потери вращательной и поступательной энергии. Потерями поступательной энергии на трение о стенки камеры смешения ввиду малости отношения ZK/dK можно пренебречь. Местные гидравлические потери на сужение потока в камере смешения определяются по средней скорости течения на этом участке:

А&е = р5к^ка/2(5.27)

Значение gK зависит от отношения площадей n=fBK/fc и угла конусности сужения потока 6:

Хк п2 —1

&= 8 sin 0,50 к"(5.28)，

Ввиду сложности определения средней по сечению и по дли

не камеры смешения скорости wK потери на местные сопротив

ления можно рассчитать по скорости потока в сопловом канале [аналогично тому, как рассчитывают коэффициент трения в формуле (5.28)].

Потери энергии на смешение в эжекторе потоков со скоро-

из уравне--(5.29)из уравне--(5.29)G0Gb (g% 一з0)2G0Gb (g% 一з0)2△Е =△Е =GO + GB 2 РGO + GB 2 Рстями шо и wB и расходами Go и GB определяют (ия [52]:

из уравне-

-(5.29)

из уравне-

-(5.29)

G0Gb (g% 一з0)2

G0Gb (g% 一з0)2

△Е =

△Е =

GO + GB 2 Р

GO + GB 2 Р

Для определения потерь по формуле (5.29) необходимо' знать кроме соотношения расходов еще и разность скоростей потоков на входе в камеру смешения, рассчитать* которую вви- Пу сложности процессов переноса не представляется возмож- ннм. Поэтому потери ЛЕ могут быть учтены эмпирическим

путем. Они зависят как от степени закручивания потоков [разность скоростей в формуле (5.29)], так и от критерия Re, который определяет интенсивность турбулентного переноса.

Доля таких потерь в уменьшении коэффициента расхода мо- *жет быть рассчитана по экспериментально полученному соотношению вида:'

^см =7 (A*, Re)(5.30)

Потери энергии в сопловом канале состоят из потерь на 'трение о стенки и местных потерь при обтекании входных кромок. Последние обусловлены наличием циркуляционной зоны на начальном участке сопла [225]. Падение давления на этом участке равно

、АРс = Ес Р + / W Р

Коэффициент расхода с учетом потерь на сужение потоков и в сопловом канале выражается зависимостью 一

/ 1а*2 \нк

卩=("^+ (2 —.2 +°к + °с)(5.31)

оде & = &/叫 /= & + 苗/二.

Таким образом, коэффициент расхода форсунки с учетом бсех потерь имеет вид:,

卩=(*+7^^~ + 2?) 。点(5.32)

где 26=6вк+'бсм+6к4-бс—суммарная-доля потерь на трение и местные сопротивления..

Потери- момента импульса в камере смешения и сопловом канале могут достигать довольно больших значений, особенно при больших углах закручивания потока (большом критерии А*).

Связь между потоком момента импульса в винтовых подводящих каналах и его значением на выходе из камеры смешения определится из уравнения

£к=£вк/(】+п)(5.33)

Комплекс т], характеризующий трение жидкости- о стенки камеры смешения, можно определить аналогично тому, как это предложено [56] для центробежных форсунок:

1] = 0, бХ.кфА*^ (Rbk/& — 1)

Тогда геометрический комплекс для камеры смешения с уче-. том потерь на трение о стенки будет равен •

А、= А*вк/[1 + 0,5入к<рА*вк (Rbk/Rg、—1)】'(5.34〉

«164

Коэффициент трения о стенки камеры смешения 入^少! вычисляют по скорости течения жидкости в закручивающих каналах [225]: lKq> = l,22Re°>36.

Аналогично комплекс Ас* для сечения на срезе соплового канала равен

人*= А「/(1 +0,5АЛЛс<р /1 -工6声/dj(5.35)

где Хсф = 1к$/3・

Полученная гидродинамическая модель центробежно-струйной форсунки с учетом свойств реальной жидкости требует введения большого числа опытных констант, причем некоторые из них экспериментально определить сложно (например, коэффициент. потерь при взаимодействии потоков).一

Большинство коэффициентов потерь зависят от конструктивного оформления форсунки. Поэтому представляется целесообразным для конкретной конструкции форсунки определить экспериментальным путем значения обобщенного коэффициента н суммарной доли потерь на трение и местные сопротивления.

По аналогии с теорией центробежной форсунки суммарную долю потерь можно представить в виде функции от числа Rec и геометрического комплекса Ас*, приведенных к срезу соплового канала:

工;= f(AJ,Rec)(5.36)

• Приведенный коэффициент потерь в устройстве формирования потоков можно выразить через отношение его основных размеров и режимов течения:

槍=f &/4в，Reo/ReB)(5.37)

Уравнения (5.36) и (5.37) для форсунки, показанной на рис. 5.1, имеют вид:

Е 6 = 1,1 (А*)。,整 Re-o,«•觴=1,16 (4>/曲1，9 (Reo/ReB)0,52

АНАЛИЗ ХАРАКТЕРИСТИК ЦЕНТРОБЕЖНО

СТРУЙНОЙ ФОРСУНКИ

Известны экспериментальные работы по исследованию влияния геометрических размеров центробежно-струйных форсунок на их характеристики [48, 119, 133]. Представляет несомненный интерес исследование этого влияния численным методом с помощью приведенной выше теории и сравнение результатов расчетов с экспериментальными данными.

「При выводе теоретических зависимостей учитывали возмож- йость образования на оси форсунки воздушного вихря, что

од「Рис. 5.4. Влияние геометрических размеров

'Г■ форсунки на ее характеристики:

■ ■а — зависимость корневого угла факела и коэффици-

г Я< .ента расхода от отношения Е『в"о； б, в — зависимости

° ・《 ■■корневого угла факела н коэффициента расхода от

цб L “отношения (ZfB+fo)/fc; / — по данным [127]; 2 —по

0 данным』[113]; 3—по данным [48].

3 (Zf^f0}/fc.

позволяет рассчитывать характеристики и центробежных форсунок. Поэтому целесообразно сравнить результаты расчетов характеристик центробежной форсунки по известной теории Г. Н. Абрамовича и по предложенной модели.

С целью определения характеристик форсунок, обеспечивающих наиболее равномерное распределение* жидкости в факеле, исследовано [127] влияние безразмерных комплексов SfB/fo н (£,в+/о)"с (характеризующих соответственно отношение площадей закручивающих и осевого каналов и отношение суммы этих площадей к площади соплового отверстия) на коэффициент расхода и корневой угол факела. Полученные зависимости, рассчитанные по модели, приведены на рис. 5.4. Здесь же для сравнения даны экспериментальные значения величин, взятые из работ, в которых обобщены многочисленные данные различных исследователей.

Как следует из рис. 5.4, а, угол факела н коэффициент расхода- имеют соответственно максимальное и минимальное значения При SfB/fo=l, ЧТО следует из уравнения (5.14), если его продифференцировать и приравнять полученное значение производной к нулю.•

Из рис. 5.4,6 видно, что по мере роста отношения (SfB+ ，+%)"с корневой угол факела монотонно убывает от 90 до Ю°- Рост отношения (£"+%)/% вызывает увеличение коэффициен-

та расхода 卩(рис. 5.4, в) вследствие уменьшения А* и, следовательно, доли вращательной энергии в сопловом канале форсунки.

Для оценки точности предложенной теории, учитывающей свойства реальной жидкости, выбран распылитель, показанный на рис. 5.1. В опытах геометрические размеры распылителя изменялись в широком диапазоне: dc=2—20 мм, dBK= 15—36 мм; &о=1—Ю мм; а=0,8—6 мм, а=5°—45°. Ha рис. 5.5 сравниваются расчетные и экспериментальные значения коэффициента расхода (рис. 5.5, а) и корневого угла факела (рис. 5.5,6). Как видно из графиков^ учет потерь в элементах форсунки позволя

ет существенно повысить адекватность предложенной теории результатам опытов. В этом случае среднеквадратичная ошибка по корневому углу факела и коэффициенту расхода составила соответственно 15% и 11%, а максимальное отклонение не превышало 20% и 15%.

Как показывают экспериментальные данные [44, 48, 133], корневой угол у всех центробежно-струйных форсунок при за-' полненном факеле не превышает 90°, а коэффициент расхода обычно больше 0,7. Следовательно, геометрический комплекс А* D этих случаях меньше 1. Доля вращательной энергии в сопловом канале (а, следовательно» и А*) может быть увеличена за счет_увеличения диаметра соплового канала do среднего радиуса Rb и угла закручивания потока а. При этом благодаря

увеличению внутреннего радиуса коаксиального вихря потоки в форсунке перестают взаимодействовать и истекают из нее раздельно. Увеличение размеров осевого канала с целью взаимодействия потоков снижает, как ,можно видеть из анализа выражения (5.14), долю вращательной энергии в сопловом канале: Таким образом, предельный корневой угол факела' центробежно-струйных форсунок составляет 90°. •

Значение комплекса А* в центробежно-струйных форсунках изменяется в узком диапазоне — от 0 до 1. Значениям А*>1

рнс. 5.5. Сравнение расчетных и экспериментальных значений коэффициента расхода (а) и корневого угла факела (6).рнс. 5.5. Сравнение расчетных и экспериментальных значений коэффициента расхода (а) и корневого угла факела (6).

рнс. 5.5. Сравнение расчетных и экспериментальных значений коэффициента расхода (а) и корневого угла факела (6).

рнс. 5.5. Сравнение расчетных и экспериментальных значений коэффициента расхода (а) и корневого угла факела (6).

соответствует область центробежных форсунок, для которых накоплен большой экспериментальный материал и которые нм也ют рабочий диапазон А* от 2 до 16.

Как отмечалось выше, гидродинамическая модель центробежной форсунки является частным случаем предложенной модели центробежно-струйной форсунки. Приняв fo = O в уравнении (5.14) (отсутствие осевого потока жидкости), получим выражение для геометрического комплекса А* в виде

А・=2 瓚& sina

Это выражение отличается от полученного в работе [1] множителем 2. Иными являются и зависимости для коэффициента расхода 卩 и корневого угла факела р. Эти различия обусловлены тем, что при выводе теории центробежно-струйной форсунки мы пользовались линейной зависимостью для тангенциальной составляющей скорости жидкостного потока в сопловом канале, а в работе [1] для центробежной форсунки был принят гиперболический профиль скорости.—.

Сопоставление результатов расчета угла раскрытия^факела и коэффициента расхода жидкости в зависимости от геометрической характеристики А* (А) для центробежной форсунки, рассчитанной по обеим теориям, представлено на рис. 5.6..

Как следует из графиков, коэффициенты расхода отличаются между собой не более чем на 20% при А = 0,33 (А* = 0,66). С ростом геометрической х ар а ктер истики А (или А*) это расхождение уменьшается, и при А* = 2 не превышает 10%. Необходимо отметить, что подробные экспериментальные исследования центробежных форсунок в этом интервале значений А не проводились. В интервале значений, в котором работает, подавляющее большинство центробежных форсунок (на графике заштрихован)-, т. е. при А*>2, отклонение коэффициента расхода составляет всего 4%. Аналогичные нзме- " нения по'мере роста А наблюдаются и для угла раскрытия факела; для большинства центробежных форсуиок отклонение 0 не превы-. шает 10%.•,

Таким образом, при больших 、 значениях тангенциальной составляющей' скорости в сопловом канале и малом значении коэффициен-.

Рис. 5.6. Сопоставление характеристик центробежных форсунок:

J, 3 — по теории Г. Н. Абрамовича [1]; 2, 4 —но предложенной авторами теории.

та заполнения результаты расчетов по обеим моделям практически совпадают и, следовательно, не зависят от задаваемого распределения тангенциальной составляющей скорости.

сравнение полученного математического описания центробежно-струйной форсунки с теорией, приведенной в работе [1], показывает, что оно с достаточно負 степенью точности может быть использовано и для расчета центробежных форсунок, т. е. теория центробежных форсунок яйляется частным случаем предложенной математической модели центробежно-струйной форсунки.

Несмотря на хорошее совпадение значений 卩 н 0, полученных на основе двух упомянутых теорий, 6blла сделана попытка определить экспериментально профили составляющих скорости жидкости в сопловом канале при различных распределениях плотности орошения в факеле.

Разность между полным аксиальным н статическим напорами вдоль оси сопла: PWX=PX—Рст・ Динамический напор связан со скоростью течения среды известным соотношением Р^ = = рЗс』/2.

Статическое давление в сопловом канале в нашем случае обусловливается лишь вращением жидкости. Элемент этого давления dPcT, как показано выше, равен: ,

Тогда с учетом приведенных рассуждений получим дифференциальное уравнение для определения скорости в сопловом канале: -

••dPx d (pw%*") . ^2сф •

Осевая wcx и тангенциальная шСф составляющие скорости жидкости в любой точке соплового канала связаны между собой соотношением ®с卸/功c*=tgco (где со,——угол закручивания потока в сопловом канале).

Тогда окончательно имеем:'

dP* d (^СХ/Г) 吟Ф，c

―dr+p 丁-昼 3(5.38)

Таким образом, распределение обеих составляющих может быть найдено интегрированием уравнения (5.38). Для этого необходимо знать распределение по радиусу сопла как полного аксиального напора, так и угла закручивания потока со. Начальными условиями для решения будут статические давления жидкости на оси форсунки и на стенке соплового канала.

Методика обработки результатов опытов была следующей. Сначала по измеренным давлениям и углам со в сопловом канале форсунки строили кривые распределения полного аксиального напора и угла закручивания потока по сечению сопла. За-

综 отп' ^om综 отп' ^omРис. 5.7. Распределение составляющих скорости в сопловом канале форсунки при различном характере распределения плотности орошения: - а — при струйном (сплошные линии) и центробежном (пунктирные линии); б — при центробежно-струйном. ■Рис. 5.7. Распределение составляющих скорости в сопловом канале форсунки при различном характере распределения плотности орошения: - а — при струйном (сплошные линии) и центробежном (пунктирные линии); б — при центробежно-струйном. ■

综 отп' ^om

综 отп' ^om

Рис. 5.7. Распределение составляющих скорости в сопловом канале форсунки при различном характере распределения плотности орошения: - а — при струйном (сплошные линии) и центробежном (пунктирные линии); б — при центробежно-струйном. ■

Рис. 5.7. Распределение составляющих скорости в сопловом канале форсунки при различном характере распределения плотности орошения: - а — при струйном (сплошные линии) и центробежном (пунктирные линии); б — при центробежно-струйном. ■

тем по уравнению (5.38) с учетом полученных зависимостей находили распределение скоростей жидкости.

Результаты исследований представлены на рис. 5.7 в относительных координатах в виде кривых изменения составляющих скорости (wcx 0T = Wcx/WCxmax Н 侬с(р) ПО радиусу СОПЛЯ ПрИ различном характере распределения плотности орошения q°T= = gjqmax (струйном, центробежном и центробежно-струйном). По оси ординат отложены значения относительного радиуса факела /?0T=i/?///?max и относительного радиуса точки замера в сопловом канале Rc.otfRJRc.

Как видно из графиков, независимо от распределения плотности орошения в факеле (штрих-пунктирные линии), распределение тангенциальной составляющей скорости wc(p во всех случаях практически линейно и может быть описано уравнением вращения твердого тела, что и было принято при составлении гидродинамической модели форсунки.

Распределение аксиальной составляющей скорости wcx имеет особенности, зависящие от характера распределения плотности орошения. При струйном распределении (кривая 91 на рис. 5.7, а) с максимумом на оси факела распределение аксиальной составляющей также линейно, а ее значение на стенке соплового канала в 2—3 раза превышает значения тангенциальной составляющей, что обусловлено некоторым закручиванием результирующего потока (сплошные линии на рнс. 5.7, а).

При центробежном распределении (кривая 柒 на рис. 5.7, о), несмотря на значительный провал плотности орошения на оси факела, распределение аксиальной составляющей аналогично предыдущему, хотя можно было ожидать, что на оси жидкостного потока скорость будет меньше. Провал плотности ороше-

Рис. 5.8. Распределение концентрации трассера по сечению факела форсуи* ки при различном характере распределения плотности орошения:Рис. 5.8. Распределение концентрации трассера по сечению факела форсуи* ки при различном характере распределения плотности орошения:а — прн струйном (сплошные линии) и центробежном (пунктирные линии); б ——при цент- уобеж.но-струйиом.

Рис. 5.8. Распределение концентрации трассера по сечению факела форсуи* ки при различном характере распределения плотности орошения:

Рис. 5.8. Распределение концентрации трассера по сечению факела форсуи* ки при различном характере распределения плотности орошения:

[ яия на оси факела объясняется большим (по сравнению с пре- I дыдущим) отношением тангенциальной составляющей скоро- ■ сти к аксиальной на стенке соплового канала (штриховые ли- L нии на рис. 5.7, а).

■ Таким образом, для центробежного и струйного распределе- ， ния жидкости в факеле профиль аксиальной составляющей ско- I рости с достаточной точностью может быть задан постоянным, [ что подтверждает корректность принятых ранее допущений.

[ На рис. 5.7, б представлены зависимости q,吸* и g(p от Кс.от и Аот для центробежно-струйного распределения жидко- [ сти в факеле, которое возникает при недостаточно интенсивном ■ взаимодействии закрученного и осевого потоков. В этом случае I распределение плотности орошения зависит от распределения Г аксиальной составляющей скорости.

I Распределение тангенциальной составляющей хотя и ана- логично другим видам распределения, однако наблюдается по- ； явление не^акрученной части осевого потока.'、

* Относительная величина пиков плотности орошения при центробежно-струйном распределении (рис. 5.7,6, штрих-пунк- I тирные линии) зависит от отношения составляющих скорости жидкости на стенке соплового канала: чем больше это отношение, тем меньше второй (периферийный) пик на кривой д = =f (Rc)-•

Для оценки эффективности взаимодействия потоков в фор- * сунке введем понятие степени взаимодействия 叱.Поскольку результирующий профиль скорости формируется вследствие на- •-』оження осевого потока и коаксиального вихря, определим 2 как отношение площади перекрытия этих потоков к площади соплового канала:

屮=W — квнх.усл)/%?

где Квнх.ус” — радиус условного вихря, который образовался бы на оси фор- сункн при отсутствии осевого потока, т. е. при /о==О.

При К)=/?внх.уал потоки не взаимодействуют и покидают ©орсунку в виде сплошной струн и полого конуса; р = 0、В случае /?Вих. усл = 0 и Ro=Rc происходит полное смешение потоков; if = L

Взаимодействие потоков в камере смешения и сопловом канале центробежно-струйной форсунки исследовали путем окрашивания осевого потока (ввода трассера).

Как можно видеть из представленных на рис. 5.8 зависимостей, несмотря на различный характер распределения жидкости в факеле, происходит взаимное смешение (проникновение) потоков в камере смешения и сопловом канале центробежно-струйной форсунки, о чем говорит выравнивание относительной концентрации трассера (C0T = Cf/Cm) по сечению сспла. Вместе с тем для различных распределений q наблюдаются и отличия в распределении Сот, обусловленные степенью взаимодействия потоков 叱.Так, при достаточно высокой интенсивности взаимодействия, т. е. при центробежном (кривая °] м рис 5.8, а) или струйном (кривая ^2 на рис. 5.8, а) распределении, происходит почти полное выравнивание коннент- рации трассера по сечению сопла. На границе факела она достигает 0,95—0,97 от Стах・

При центробежно-струйном распределении жидкости (кривая q на рнс. 5.8, б) относительная концентрация трассера на периферии факела составляет 0,8—0,82, что объясняется недостаточно интенсивным взаимодействием (и, следовательног •перемешиванием) потоков в камере смешения. Последнее связано» по-видимому, с малой степенью закручивания потока.

5.5. ВЛИЯНИЕ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ

НА РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ПЛОТНОСТИ ОРОШЕНИЯ

Рассмотренная теория центробежно-струйных форсунок позволяет рассчитать две основные характеристики распылителя: коэффициент расхода и корневой угол факела.

Учитывая возможности форсунок этого класса, авторы поставили перед собой более сложную задачу: разработать методику расчета центробежно-струйных форсунок, которая учитывала бы и задаваемый характер распределения плотности орошения по сечению факела. Решить ее аналитически, т. е. найти взаимосвязь геометрических размеров форсунки и распределения плотности орошения, очень сложно, поэтому был выбран эмпирический путь.

В работе [127] авторы показали существование единых закономерностей работы центробежно-струйных форсунок, независимо от их конструктивного оформления. Экспериментальные исследования проведены на форсунке с цилиндрическим вкладышем (см. рис. 5.1), но полученные результаты могут быть распространены и на распылители других конструкций.

рис. 5.9. Зависимость распределения плотности орошения от диаметра вннто- вых каналов вкладыша dB：

% MM% MM1234 5

% MM

% MM

1.0 1,5 2.5 3,5 5,0

Для определения влияния геометрических размеров элементов центробежно-струйной форсунки на плотность орошения проведены опыты, в которых изменялись размеры закручивающих каналов вкладыша и осево-

го канала, уголго канала, уголнаклона винто-наклона винто-вых каналов и диаметр сопла.

го канала, угол

го канала, угол

наклона винто-

наклона винто-

4848月2月2Q4Q4ioioВлияние размеров закручивающих каналов. Результаты экспериментов приведены на рис. 5.9. Как видно из графиков, увеличение размеров винтового канала первоначально вызывает сдвиг относительного максимума плотности орошения к периферии факела при одновременном увеличении провала на его оси. Достигнув некоторого крайнего положения с ростом dB, максимум плотности орошения начинает смещаться влево. При этом заполняется приосевая зона факела.

48

48

月2

月2

Q4

Q4

io

io

Аналогичные изменения претерпевает и корневой угол, который сначала увеличивается, а достигнув некоторого максимума, убывает. Подобная закономерность изменения угла факела, как было отмечено ранее, связана с видом зависимости А*=/(£%"о), имеющей экстремальный характер. Поэтому можно предположить, что и вид распределения плотности орошения зависит от комплекса А*. ~

Влияние размера осевого канала. Увеличение диаметра осевого канала (рис. 5.10) приводит к смещению пика максимальной плотности орошения от крайнего правого положения к оси. При этом заполняется и осевая зона факела. Несмотря на различную степень взаимодействия потоков, равную 屮＞0,5 (сплошные линии) и 叱＜0,5 (пунктирные линии),- общие закономерности остаются теми же. Деформации профиля ллотностй орошения связаны с увеличением доли поступательной и сниже- нием доли вращательной энергии жидкости в сопловом канале при увеличении %. Изменение в соотношении вращательной и поступательной энергии хорошо видно при анализе изменения комплекса А*, убывающего с ростом fo (по аналогии с уже рассмотренным случаем). • •

Влияние угла наклона винтовых каналов. Зависимость распределения плотности орошения от изменения угла закручивания потока показана на рис. 5.11. При малых углах распределение носит струйный характер, угол раскрытия факела мал. По мере увеличения угла закручивания распределение плотности орошения сначала принимает центробежно-струйный, (рис. 5.11, сплошные линии), а затем центробежный характер：

'Рис. 5.10. Зависимость распределения плотности орошения от размеров осевого канала вкладыша при 叱 >0,5 (сплошные линии) и 2 V 0,5 (пунктирные • линии):

12345

Рис. 5.11. Зависимость распределения плотности орошения от угла наклона винтовых каналов вкладыша:.

/234567g

А* 0,1980,380,660,980,1210,200,470,74

巾 0,880,810,640,490.430,350,270,21

В другом случае (рис. 5.11, пунктирные линии) наблюдается переход от струйного распределения жидкости к центробежноструйному через центробежное. Эти изменения можно объяснить путем анализа изменения комплексов А* и гр. Рассмотрим их влияние с помощью графиков, приведенных на рис. 5.11.

Струйное распределение жидкости в факеле (кривые 1 и 2) наблюдается при большом значении комплекса 屮 и малом А* (смешение потоков практически полное, а вращательная энергия невелика). По мере роста угла закручивания потока (одновременно растет А* и уменьшается 屮)наступает момент, ког- ла взаимодействие потоков ухудшается, распределение становится центробежно-струйным (кривая 3). Поскольку комплекс А* недостаточно велик, в этот момент полного закручивания осевого потока не происходит, и на оси факела наблюдается максимум плотности орошения.

Дальнейший рост угла закручивания хотя и вызывает уменьшение степени взаимодействия, тем не менее обусловливает, благодаря росту А*, более интенсивный турбулентный перенос, и распределение становится центробежным (кривая 4). Анало； гичные изменения можно проследить и на кривых 5—8, с той лишь разницей, что относительное значение максимумов плотности орошения при центробежно-струйном распределении несколько иное, так как зависит от комплекса А*.

Влияние диаметра соплового канала. Увеличение диаметра соплового канала вызывает изменение плотности орошения ана・

Рис. 5.12. Зависимость распределения плотности орошения от размера соплового отверстия:

12 3 4

"с・ мм ・• ■・..5 7 9 11

логично тому, которое происходит при увеличении угла закручивания винтовых каналов (см. рис. 5.11).

При 屮 >0,5 (рис. 5.12, сплошные линии) распределение постепенно переходит от струйного к центробежному, а при 4V0,5 (1пунктир-ные ли

нии) оно из струйного переходит сначала в центробежно-струйное, а затем в центробежное. Подобные изменения хороню со

гласуются с влиянием диаметра соплового отверстия на комплекс А*. Влияние размеров других конструктивных элементов на характер распределения плотности орошения специально не исследовалось; влияние, например, высоты вкладыша и угл作 расточки камеры смешения, как .показали опыты, незначительно.

5・6・ РАСЧЕТ ЦЕНТРОБЕЖНО-СТРУЙНЫХ ФОРСУНОК

При расчете распыливающих устройств в качестве исходных данных обычно задаются физические свойства распыливаемой жидкости и окружающей среды, перепад давления жидкости на форсунке, расход жидкости, требуемый корневой угол факела (если задан диаметр капель, то либо расход, либо перепад давления рассчитывают). Учитывая поставленную выше зада-• чу, необходимо задавать также и распределение плотности, орошения по сечению факела распыла, для чего следует ввести его параметрическое описание. .

Как отмечалось в главе 1, все многообразие возможных вариантов распределения жидкости в факеле форсунок можно свести к трем основным типам: струйному, центробежному и центробежно-струйному (рис. 5.13, а—в). Для полного описания этих видов распределения предложены следующие параметры 口 19]: go — относительная плотность орошения на оси факела; qm — максимальная относительная плотность орошения, достигаемая на периферии факела; Rm — относительный радиус факела, на котором достигается qm; qn — минимальная относительная плотность орошения между двумя максимумами; Rn 一 относительный радиус, на котором достигается qn・

Для того, чтобы однозначно определить абсолютные велн- 4нны распределения, необходимо задавать также и корневой Угол факела. Задав соответствующую комбинацию указанных Параметров, можно описать требуемый характер распред еле-

Рнс. 5.13. Параметрическое описание распределения плотности орошения: •с — струйного; б — центробежного; в — центробежио-струйиого.Рнс. 5.13. Параметрическое описание распределения плотности орошения: •с — струйного; б — центробежного; в — центробежио-струйиого.

Рнс. 5.13. Параметрическое описание распределения плотности орошения: •с — струйного; б — центробежного; в — центробежио-струйиого.

Рнс. 5.13. Параметрическое описание распределения плотности орошения: •с — струйного; б — центробежного; в — центробежио-струйиого.

яия жидкости в факеле. Так при q0=qm=qn = \y Rm=Rn = 0 распределение носит струйный характер (рис. 5.13, а); при ^о = ?п=0,5, 〃т=1, Rm=0,5, Rn—0 — центробежный с 50%-ным провалом на оси (рис. 5.13,6).

Число задаваемых параметров можно сократить, если учесть следующее. При центробежном или струйном распределении достаточно указать корневой угол факела, qo н Rm, так как всегда，帆=1, Rn=0, qn=q。. При центробежно-струйном рас- лределении задаются qolqm. Rm н ₽, так как Rn практически всегда равно Rm2 а значение qn обычно меняется в узких пределах. Следует отметить, что эти параметры распределения взаимосвязаны, поэтому могут изменяться независимо друг от друга лишь в некотором, хотя и вполне достаточном для практических целей, интервале. Вследствие этого невозможно обеспечить, например, центробежное распределение жидкости в факеле с углом 30° и 80%-ным провалом на оси или же струйное распределение с углом 90°. Поэтому при задании необходимых параметров распределения надо выделять главные, обеспечение -которых обязательно для конкретного технологического аппарата, и второстепенные, достижение которых желательно. В рассматриваемом случае основными факторами могут быть взяты: тип распределения, корневой угол факела и qo при центробежном и струйном распределении и qolqm ——при центробежно-струйном. Величина Rm в этом случае лишь контролируется. При необходимости получения заданной Rm следует корректировать в ту или иную стррону задаваемый корневой угол факела либо до (или qolqm)-

Приведенные выше закономерности изменения плотности орошения по сечению факела центробежно-струйных форсунок показывают, что характер этих изменений достаточно сложен и является функцией большого числа переменных, Которые можно свести к двум обобщенным параметрам: Ас* и 屮.

На рис. 5.14 приведены экспериментально полученные зависимости параметров распределения qolqm и Rm от Ас* при указанных значениях 屮(для форсунки, показанной на рис. 5.1)-

рис. 5.14. Зависимость параметров распределения от обобщенного комплекса Лс* при различных значениях степени взаимодействия 叱.

Как видно из графиков, между параметрами распределения и величинами Ас* и 屮 существует корреляция, поэтому результаты после обработки методом наименьших квадратов можно представить в виде зависимостей:

для струйного н центробежного распределения

(5.39)(5.40)(5.39)(5.40)& = 1,12 (-*)-о,W。,46；Rm = 0,45 (\*)0,29m0产

(5.39)

(5.40)

(5.39)

(5.40)

для центробежно-струйного распределения:

%〃机=2,26(Ас*)1,85ф-0,13;、 Rm = 0,61 (Ас*)。,5 勾-。J2

Среднеквадратичное отклонение при расчете по формулам (5.39) и (5.40) не превышает 20%.

Как отмечалось, в число исходных- данных должны быть включены и дисперсные характеристики. Для вывода расчет-

ных уравнений известные экспериментальные данные, а также

данные, полученныеданные, полученныеавторами, обработаны в виде критериаль- •

данные, полученные

данные, полученные

ных уравнений, в которых в качестве геометрического критерия подобия принята геометрическая характеристика центробежноструйных форсунок А*:

n = 32,6We',4(A*)f J。％。/

При ^<2•103 &/dc = 0,041We-°,27Lp0>157V°.S4 (А*)-о,м При N》2・ 103d32/dc 工 1,78・ КНWe-o,27LpO2No,98(А*)-。尸

где Сз2 ——средний ""объемно-поверхностный диаметр капли; АГ=Цж/Цг.

Погрешность расчета по этим формулам не превышает 16%.

Поскольку .для всех конструкций центробежно-струйных ©орсунок существуют единые закономерности дробления жидкости, введение в качестве критерия подобия параметра А* делает полученные уравнения достаточно универсальными и при-- годными для расчета форсунок различных конструкций.

Блок-схема расчета центробежно-струйных форсунок с заданным распределением плотности орошения, разработанная на основе приведенных выше соотношений, представлена на рис. 5.15.

Вначале выбирают тип и параметры распределения плотности орошения, расход через форсунку и располагаемый напор Падкости, задают некоторые размеры форсунки. На первом этапе расчета коэффициент расхода центробежно-струйной фор-

Рис. 5.15. Блок-схема расчета центробежно-струйных форсунок.

сунки определяют в первом приближении исходя из задаваемого угла факела по зависимости

.%=（i+tg叩/2）-。,®

Далее по заданному расходу и располагаемому напору определяют диаметр соплового канала:

4 =[4G/（呻h吸瓦砌"5

Начальный размер закручивающих каналов определяют из соотношения &н=Кс/3 （где dBH — приведенный диаметр винтовых каналов: dBH=V4SfK/n:n）.

Принимаемые размеры форсунки определяют следующим образом. Угол конусности корпуса форсунки 0 выбирают из конструктивных соображений; рекомендуемый угол 0 должеб находится в пределах 110——130°.

I

Угол закручивания винтовых каналов вкладыша а рекомендуется выбирать в зависимости от заданного корневого угла факела:

0, град'До 3030—50 50—75 Более 75

а, град10152530

Диаметр вкладыша "вк принимают равным 15 мм для форсунок с dc<2 мм и равным 30 мм — при & = 2—15 мм. При .большем диаметре соплового канала этот размер определяют из соотношения: 4вк=24с. Высоту вкладыша следует рассчитывать по формуле，вн=2,5+0,2б/с・ Значение /с принимают равным (0,5—2)厶

На следующем этапе расчета определяют требуемое значение Ар* по соотношению Ap* = tg(p/2).

В зависимости от типа выбранного распределения по уравнению (5.39) или (5.40) рассчитывают необходимое значение Wp. Далее при % = 0 определяют радиус условного вихря Квнх.усл, а затем через -фр — радиус осевого канала вкладыша R。.

По уравнениям для реальной жидкости рассчитывают значение комплекса Ас*. Расчет приведенного коэффициента потерь на трение и местные сопротивления 入自 ведут методом последовательных приближений, поскольку значения d°, Re0, ReB на этой стадии расчета неизвестны (этот цикл на блок-схеме не показан). Если 'полученное в результате расчета значение комплекса Ас* отличается от Ар*, расчет повторяют, изменяя диаметр dBH- На следующем этапе определяют Rm,出 d^f 〃•

Рассмотренная методика сведена в систему уравнений； разработана программа ее расчета на ЭЦВМ. Все описанные операции (кроме ввода исходных данных, представляемых в программе в системе СИ) осуществляются в автоматическом режиме.

Полученные результаты анализируют с точки зрения требований, предъявляемых к дисперсным, расходным характеристикам и величине g. Если вновь определенное значение коэффициента расхода 卩 существенно меньше первоначально рассчитанного, его снова вводят в качестве исходных данных, и расчет повторяют. Повторяют расчет н в том случае, если найденное значение d32 не удовлетворяет технологическим требованиям. При этом либо корректируют значение располагаемого напора (если это допускают конкретные условия), либо, иаменяя число форсунок, меняют расход через единичный распылитель.

9,9,Следует отметить, что предложенная методика расчета центробежно-струйных форсунок не исключает использования и Других методик, например приведенных в работах [127]. Они могут в ряде случаев оказаться более удобными, так как не требуют применения ЭВМ. Однако необходимо помнить,. что опубликованные ранее методики расчета пригодны только в

9,

9,

131

случае максимально равномерного распределения плотности орошения по сечению факела и не позволяют задавать произвольно его характеристики.

5.7. КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ ФОРСУНОК ,

В литературе описано более трех десятков конструктивных схем центробежно-струйных форсунок. Все их можно разделить на три большие группы: с тангенциальным вводом периферийного потока в камеру закручивания, с завихряющими вкладышами и -шнеками и форсунки, в которых осевой поток жидкости формируется с помощью специальных конструктивных элементов.-*

. Форсунки первых двух групп подробно рассмотрены в работе [127]. Здесь приведем лишь две новые конструктивные схемы, отражающие современную тенденцию в разработке форсунок с вкладышами. Особенностью этих форсунок являются вкладыши, проходные каналы которых больше, чем размер соплового отверстия, т. е. с пониженной склонностью к засорению.

На рис. 5.16, а показана форсунка с крестообразным вкла-. дышем-стабилизатором. Создаваемый такими форсунками угол факела обычно составляет 30——60°. Форсунка, показанная на рис. 5.16,6, позволяет получить заполненный факел с углом раскрытия порядка 90°. Это достигается двойным закручиванием жидкости — сначала за счет тангенциального ввода, а затем подкруткой с помощью вкладыша, который одновременно выравнивает поле скоростей жидкости в сопловом канале вследствие тормозящего действия стабилизатора, что и обеспечивает заполнение факел а.

Рассмотрим более подробно форсунки третьей группы, которые появились в последние годы. Авторы работы [117] делят такие форсунки на три типа, в зависимости от характера

Рис. 5.16. Схемы форсунок if136, 148]:

а — с крестообразным вкладышем； б 一 с вкладышем-стабилизатором; / — корпус;

вкладыш; 3 — стабилизатор.-

Рис. 5.17. Схемы форсунок со скрещивающимися закрученными струями [86, 87, 198]:

。一движение жидкости в камере закручивания; б—г — конструктивиые решения.

течения жидкости в камере закручивания, обеспечивающего образование осевой струи.

В форсунки первого типа жидкость вводится в виде скрещивающихся закрученных струй, образованных наклонными в радиальном направлении каналами завихрителя. Взаимодействие струй вызывает у части жидкости потерю момента количества движения и возникновение приосевого поступательного движения (рис. 5.17, а). Изменяя угол наклона и глубину каналов, можно регулировать распределение жидкости в факеле. Примеры конструктивных схем таких форсунок приведены на рис. 5.17, 6—г.

В форсунках второго типа требуемое поле скоростей на срезе сопла получается при торможении вращательной составляющей скорости внутренней (приосевой) части введенного в камеру закрученного дотока. Торможение обеспечивается, например, установкой по оси форсунки в камере смешения сердечника, имеющего направляющие пазы или лопатки, расположенные в плоскостях, проходящих через вертикальную ось форсунки. Часть периферийного потока, двигающаяся в камере вращательно-поступательно вследствие установки сердечника, переходит в осевую область с поступательным движением у оси форсунки. В камере форсунки во вращающемся жидкостном потоке устанавливается положительный радиальный градиент давления, поэтому часть жидкости, попадая в пазы сердечни-

Рис. 5.18. Схемы форсунок с внутренним частичным торможением закрученного потока [83, 86, 200]:

а — движение жидкости в камере закручивания; б — с завихряющим вкладышем; 8 — с тангенциальным вводом жидкости; а ——с тангенциальным вводом и внутренней сепарацией механических примесей.

ка, не удерживается во вращающемся потоке и, смещаясь в осевую область, движется вращательно-поступательно вдоль оси к соплу (рис. 5.18,а). Последующее взаимодействие приосе- вых и периферийного потоков обуславливает характер распределения жидкости в факеле. Изменением диаметра сердечника, высоты и глубины его пазов можно получить различные распределения составляющих скорости на срезе сопла форсунки.

Конструктивные схемы таких форсунок показаны на рис. 5.18,6 (с завихряющим вкладышем), 5.18, в (с тангенциальным вводом жидкости и сепарацией механических примесей)

В форсунках третьего типа — распылителях с радиально торцевым перераспределением потоков — требуемое приосевое движение жидкости в камере обеспечивается, например, выполнением на торце завихрителя, обращенного к соплу, радиальных пазов при осевом вводе жидкости; выполнением пазов или установкой радиальных пластин на торцевой стенке камеры форсунки при тангенциальном вводе жидкости. В этих форсунках вращающаяся в камере жидкость обтекает торец завихрителя (торцевую стенку камеры форсунки), частично попадает в радиальные пазы, теряет при этом момент количества движения вокруг оси форсунки и под действием статического давления (перепад которого устанавливается в радиальном направлении в камере) движется по пазам в область наименьшего давления — к оси форсунки. У оси отдельные потоки соударяются, образуя устойчивое осевое движение (рис. 5.19, а). Регулированием глубины, ширины и длины радиальных пазов

Рис. 5」9. Схемы форсунок с радиально-торцевым перераспределением потоков в камере закручивания [199, 201]:Рис. 5」9. Схемы форсунок с радиально-торцевым перераспределением потоков в камере закручивания [199, 201]:л — движение жидкости в приторцевой зоне камеры закручивания; б — с завихряющим вкладышем; 8 — с тангенциальным вводом жидкости.л — движение жидкости в приторцевой зоне камеры закручивания; б — с завихряющим вкладышем; 8 — с тангенциальным вводом жидкости.

Рис. 5」9. Схемы форсунок с радиально-торцевым перераспределением потоков в камере закручивания [199, 201]:

Рис. 5」9. Схемы форсунок с радиально-торцевым перераспределением потоков в камере закручивания [199, 201]:

л — движение жидкости в приторцевой зоне камеры закручивания; б — с завихряющим вкладышем; 8 — с тангенциальным вводом жидкости.

л — движение жидкости в приторцевой зоне камеры закручивания; б — с завихряющим вкладышем; 8 — с тангенциальным вводом жидкости.

можно получить требуемую интенсивность осевого потока и обеспечить необходимое распределение жидкости в факеле. ♦ Примеры конструктивных схем форсунок, в которых осевой поток формируется описанным методом, приведены на рис. 5.19, б (с завихряющим вкладышем) и 5.19, в (с тангенциальным вводом жидкости).

К форсункам этого типа можно также отнести конструкции, в которых с помощью специального элемента части жидкости

Рнс. 5.20. Схемы форсунок с устройством, обеспечивающим встречное закручивание части потока [35, 38]:Q — с вкладышем; б — с пластинчатым элементом.Рнс. 5.20. Схемы форсунок с устройством, обеспечивающим встречное закручивание части потока [35, 38]:Q — с вкладышем; б — с пластинчатым элементом.

Рнс. 5.20. Схемы форсунок с устройством, обеспечивающим встречное закручивание части потока [35, 38]:

Q — с вкладышем; б — с пластинчатым элементом.

Рнс. 5.20. Схемы форсунок с устройством, обеспечивающим встречное закручивание части потока [35, 38]:

Q — с вкладышем; б — с пластинчатым элементом.

Рнс. 5.21. Схема форсунки с центральным стержнем [149]:

/ — корпус; 2 — стержень.

в приосевой зоне сообщается вращательное движение навстречу вращению основного потока. Эти устро負ства позволяют, во- первых, установкой простой Дополнительной детали превратить обычную центробежную форсунку в цельнофакельную и, во-вторых, легко управлять распределением плотности орошения, варьируя высоту элемента встречного закручивания.

Две схемы таких форсунок, разработанных на базе широко распространенных эвольвентных сопел, показаны на рис. 5.20.

Идея получения заполненного факела без использования вкладыша реализована в схеме форсунки, приведенной на рис. 5.21. Жидкость вводится в корпус тангенциально. Напротив соплового отверстия установлен центральный стержень, диаметр которого несколько больше диаметра воздушного вихря, а расстояние до входа в сопло примерно равно диаметру последнего. Внутренние слои жидкости затормаживаются вследствие трения о центральный стержень и создают радиальное распределение скорости жидкости в сопловом канале, обеспечивающее заполнение факела.

Глава 6 • ・

МЕХАНИЧЕСКОЕ РАСПЫЛИВАНИЕ

КЛАССИФИКАЦИЯ РАСПЫЛИТЕЛЕЙ

При классификации механических распылителей необходимо учитывать два основных признака, определяющих механизм течения и дробления жидкости: способ ее подвода н конструкцию рабочего элемента.

По способу подвода жидкости механические распылители • делятся на устройства с непосредственной подачей жидкости на рабочий элемент и погружные. По конструкции рабочего элемента можно выделить дисковые, чашечные, конусные, звездочные, сопловые и реактивные распылители. -

Принцип работы механических распылителей с дисковым, чашечным, конусным и звездочным элементами аналогичен. Под действием центробежных сил распыл ив аемая жидкость течет по рабочему элементу и распыливается за его пределами. Конструктивными особенностями обеспечивается различный харак- 136 •

тер распределения жидкости в распыле. В конусном распылителе, в отличие от погружного дискового» центробежные силы способствуют подъему жидкости из питательной емкости, а распиливание осуществляется равномерно по всему периметру в горизонтальнрй плоскости. Сопловые и реактивные распылители по характеру течения жидкостей и принципу распыливания мало отличаются от гидравлических форсунок (см. гл. 4), а наличие вращающегося узла объединяет их с механическими распылителями, т. е. они занимают как бы промежуточное положение. В сопловых распылителях перепад давления жидкости на соплах создается под действием центробежных сил, а в реактивных—под действием энергии нагнетания, причем сопла в них расположены под некоторым углом к оси вала, что обусловливает возникновение реактивного момента вращения.

ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ТЕЧЕНИЯ ЖИДКОСТИ

Цоступая на рабочий элемент, жидкость проходит три основные стадии: течение по рабочему элементу, образование капель за кромкой рабочего элемента и движение в виде капель в газовом потоке. Последняя стадия — это уже сформировавшийся газожидкостной факел, о чем говорилось во 2■員 главе, а несколько частных случаев подробно рассмотрены в работах [101, 102, 127, 129]. Поэтому здесь остановимся главным образом на первой стадии — течении по рабочему элементу, а также приведем зависимости для определения размеров капель.

Рассмотрим дисковые распылители. На поверхности диска выделим некоторый малы負 элемент массой т. При вращении диска на него будут действовать следующие силы (рис. 6.1, а): сила трения относительного движения (/тр=т/тр); центробежная сила относительного движения (『ц.отн = /п^отн/г)； центробежная сила переносного, движения (f^=m^r)\ сила инерции относительного движения (fH.отн=тшОтн/^т); кориолисова^ сила инерции (fK=2mo)w0TH)* 一

Суммарное действие этих сил приводит к спиральному перемещению выделенного элемента жидкости по диску. Подобная форма траектории получена /[65] при приближенном решении уравнения движения (f ——модуль силы взаимодействия):

т (N/dT)=加отн (6.1)

Следовательно, при условии постоянства массы рассматриваемого элемента жидкости его траектория в относительном движении имеет спиральную форму (рис. 6.1,6). Сравнение экспериментальной траектории (кривая АЕ) с расчетной (кривая АД) показали удовлетворительное согласование. Изменяя условия движения частицы по диску, можно получить н иные траектории, например такую, как кривая АС (рис. 6.1, б). Из рисунка видно, что после точки перегиба траектория асимптотически приближается к прямой, проходящей через центр дис-

Рис. 6.1. Движение жидкости по горизонтальному дисковому рабочему элементу:

а — силы, действующие иа элементарную массу т； 6 — траектории относительного движения элементарного объема; в — радиальное ускорение жидкости； г — расчетная схема.

ка. Такой характер движения обусловлен изменением толщины струйки жидкости и площади ее контакта с диском.

Авторы [65] получили кривую изменения радиального ускорения жидкости в процессе ее перемещения по диску (рис. 6.1,8). Видно, что в начале движения ускорение отрицательное (что объясняется торможением жидкости при входе ее на диск), затем оно быстро возрастает и, пройдя через максимум, падает, приближаясь к -нулю.

При решении практических задач возникает необходимость определения толщины жидкостной пленки, движущейся по диску, н ее скорости, которые при заданных параметрах (диаметр диска, расход жидкости, частота вращения) определяют размер образующихся капель и характер их движения*.

В общем случае движение жидкостной пленки по поверхности вращающегося диска описывается системой уравнений Навье — Стокса, неразрывности потока и постоянства расхода.

Рассмотрим установившийся поток вязкой； несжимаемой, однородной жидкости, текущей в виде тонкой сплошной пленки по поверхности вращающегося с угловой скоростью со плоско-

Приведенный ниже вывод выполнен П. Г. Штерном.

го диска. Течение жидкости будем рассматривать в цилиндрической системе координат г, g, N, как показано на рис. 6.1, г. В силу осесимметричности течения уравнения Навье — Стокса в этом случае имеют вид:

ди и2 ди 1 др/。2〃I ди 0% \

и-дТ丁十山 w =一тk +刊 .

dv uv dv / d2v . 1 dv 。而 \ 八

"丁+丁十切 W=v+ 丁寸 +玄) (6*)

ОМ 0b 1 Ор / 0 均1 дш №? \

"右+ w封=一丁№+ v- + LW +干

Уравнение неразрывности потока и уравнение постоянства расхода можно представить соответственно в виде (6.3) и (6.4):

ди и dwГ

■^ + — -^- = 0 (6.3) G = J 2nrudi(6.4)

0

Будем считать, что радиус диска R много больше радиуса R。 набегающей на диск струи, т. е. R》R)・

С ростом текущего значения радиуса г убывают толщина пленки жидкости 6 = 6 (г) и осевая скорость течения ш. Ограничимся- рассмотрением течения в периферийной части диска, начиная с тех значений г из области 瓦之r<R, для которых осевая скорость w много меньше радиальной и, а толщина пленки 6 достаточно мала. В Зтом случае (аналогично тому, как это принято в теории пограничного слоя) можно считать изменение скорости течения в направлении оси z более резким, чем в направлении оси 匚 В связи с этим в уравнениях (6.2) производными скорости по г в членах, содержащих вязкость, можно пренебречь. Сделанные допущения позволяют значительно упростить систему уравнений движения (6.2). Из третьего уравнения системы (6.2) получим уравнение (6.5). На поверхности пленки давление р является постоянной величиной. Учитывая это и считая жидкость невесомой, из уравнения (6.5) получим (6.6):

•дрдр

~дг = ° (6.5)^^二。(б・б)

Таким

образом, окончательно получим систему уравнений ди”，дид2и

а 犷一~г1江况V az2(6・7)

dvuu加°2。

”k+r+wdz=v az2(6・8)

6

翁+ ♦ +粤=。便刈 J"dz-2：「(6」。)

0

с граничными условиями:

При 2 = 0 и = 0;© = 0; у = wr,

~при z = д(г) ди/дг =0 н ди/дг = 0(6.11)

Проверим, допускает ли сформулированная задача (6.7)— (6.11) автомодельное решение. Для этого воспользуемся способом, вытекающим из групповых преобразований [85]. В соответствии с этим способом независимые и зависимые переменные, входящие в уравнения (6.7) —(6.10), могут быть представлены в следующем виде:

^- СС]--(Х2•-^— Во，^~ Bq

г = га ; г = za ; и= иа ; v= va ; ш = wa (6.12)

где г, z, й, г и w — некоторые новые независимые и зависимые переменные; а ——общий множитель, являющийся константой; alt a2. Pi, В2 и 8з—показатели степени, которые могут принимать любые числовые значения.

В случае, когда ai=#«2, можно ввести новую независимую переменную 己=2/宀/网，а зависимые переменные представить в виде

〃 =qi (Е)尸'"；；и = % (Е)户/"；切=% ⑥户‘a’(6.13)

где qi. 92 Hqз ——новые соответственно радиальная, окружная и осевая составляющие скорости, являющиеся функциями только одной переменной g.

Величины щ, 02, 0i, 02 н р3 и их отношения определяются из равенства показателей степени общего множителя а при каждом члене, входящем в уравнения (6.7) — (6.9).

Подставим в уравнение (6.7) значения переменных в виде (6.12); приравняв показатели степени при а, получим уравнение (6.14). Аналогично из уравнения (6.8) получим уравнение <6.15), а из (6.9) —уравнение (6.16):

~2Р1—% = 2% —%=、Вз + В1—«2 = Pi—2a2(6.14)

• •₽i + Рг一ai = Рз + ₽2—a2 = ₽2—2a2(6.15)

< •Pi —«1=₽з —%(6.16)

Из равенства первой и последней разностей в уравнении (6.14) следует (6.17). Пусть а2=тат; тогда g = z/rm, н уравнение (6.17) примет вид (6.18):

• Pi — % =—2% {6.17) Pi = at (1—2m)(6.18)

Из равенства первой и второй разностей в уравнении (6.14) для р2 получим (6.19) и,, наконец/для ^3— (6.20):

Ра = Рг = ос, (1—2m)(6.19)Рз = —a2 =—m%(6.20)

Убедимся в тождественности соотношений ((6.14) — (6.16), подставив в них значения (6.18)——(6.20):

'2 — 4併一1=1 — 4/п = -~/п + 1 — 2m — m= 1 — 4m;

2 — 4m — 1 =—/п + l—2m — m=l—2/n — 2/n;1—2m — 1 =―m—/п

Соотношения (6.14) —(6.16) обращаются в тождества при любых значениях т. Следовательно, уравнения (6.7) — (6.9) не накладывают на величину m никаких ограничений.

С учетом (6.18) —(6.20) выражения (6.13) принимают вид:

" =0]⑥a，m； u=qNSri-vn； 8=%(日个(6.21)

где Е = 2/产.、，"

Полученные значения проекций скорости на координатные оси должны удовлетворять граничным условиям. Подставим соотношения (6.21) в (6.10): Mz=o=qi(O)~-2m=O・ Для выполнения этого условия при любых значениях m требуется, чтобы 91(0) = =0 и 3|z=o=q3(0)r—m=0, что справедливо при любых т, если ^з(О) =0 и V12=о=?2(0) rx^2m=wr\ так как q? должно зависеть только от W н не зависеть от г, необходимо принять, что。2(°)= =з, а т=0.•

Таким образом, граничные условия на поверхности диска придают соотношениям (6.21) после подстановки в них значения т=0 следующий вид:

± = z; 〃 = q工⑵ г; v= <7a(z)r;3=%(z)(6.22)

机乳№「，賀 机=6(尸机乳№「，賀 机=6(尸Граничные условия на свободной поверхности пленки с учетом (6.22) будут иметь вид:•

机乳№「，賀 机=6(尸

机乳№「，賀 机=6(尸

(6.23)

При этом интегральное условие (6.10) примет вид: о「)八

J % (z) dz = 2лг2(6.24)

о

Возможность решения поставленной задачи в виде соотношений (6.22), где qi, ,2 и ,з являются функциями только одной переменной z, означает, что систему дифференциальных уравнений в частных производных (6.7)——(6.9) с интегральным условием (6.10) и граничными условиями (6.11) можно свести к системе обыкновенных дифференциальных уравнений с соответствующими интегральным и граничными условиями для отыскания неизвестных функций q】，q? и дз. Для рассматриваемой задачи это означает, что она имеет автомодельное решение.

Прежде чем приступить к указанному выше преобразованию, выразим искомые функции qi, q?, 9з через * соответствующие безразмерные величины. Поскольку задача не содержит характерные длину и скорость, образуем их из характерных для нее физических величин, которыми являются кинематическая вязкость V и угловая скорость ①.Тогда размерность дли-

ны L=yv/co, а размерность скорости V^fvco. Теперь соотношения (6.22) можно представить в следующем виде:

z = WV『/s； ” =r“(5；и=г崛(可；切= /^^ 旧(6.25)

где z — безразмерная координата;九 R) = gi/s;奉2 @)=92/®; ?з@) = дз/М> — безразмерные проекции скорости на оси координат.

Подставив выражения (6.25) в уравнения(6.7) —(6.9), после несложных преобразований получим:、

d%d%—<7? + %2 = О—<7? + %2 = О

d%

d%

—<7? + %2 = О

—<7? + %2 = О

(6.26)

Для удобства записи в дальнейшем обозначим qi=f\ где f(z) — безразмерная функция от г, а штрих означает производную по 2. Тогда из 3-го уравнения системы (6.25) имеем: 9з=—2f. Окружную скорость обозначим 92=q. С учетом сделанных обозначений система (6.26) примет вид:

产十 2/Г 一 /)2 + q2 = о (6.27)/ + 2 (“ 一 %) = 0 (6.28>

Граничные условия в новых обозначениях запишутся в виде

ГО =，(0)= 0； g(O)=l;尸佰) = 0; /(д) = 0(6.29>

где 6 ——безразмерная толщина пленки жидкости, являющаяся функцией безразмерного радиуса г.'

Условие постоянства расхода (6.24) будет:

^ или /(Г)^ или /(Г)п 2лг2п 2лг2

^ или /(Г)

^ или /(Г)

п 2лг2

п 2лг2

В силу условий (6.29) имеет f(0) =0. Окончательно получим:

(6.30)(6.30)〃司=瓦（2冗戸）

(6.30)

(6.30)

Задача (6.27) — (6.30) не решается аналитически ввиду нелинейности системы дифференциальных уравнений (6.27) и (6.28). Очевидно, она может быть решена с помощью ЭВМ- Аналогичную задачу, но с другими граничными условиями (6.29) и без условия (6.30), решал приближенным методом Т. Карман и впоследствии численным интегрированием В. Кок- рэн [106].

Сформулированную задачу можно существенно упростить. Из опыта известно, что наиболее интересны с практической, точки

зрения такие режимы, когда толщина пленки жидкости на ле- риферии диска мала. При этом окружная скорость q на свободной поверхности жидкости незначительно отличается от скоро- хтй вращения диска, и ее можно представить в виде

и= г(о — r©8 (zj = г© (1 — G) .

или, в безразмерных величинах, — в виде -

g= I — 6(Z) *(6.31)

где 8(£)«1 —функция, зависящая только от z.

Знак минус означает, что окружная скорость жидкости несколько меньше скорости вращения диска. Подставив соотношение (6.31) в (6.27) и (6.28), получим:

V + 2步一(尸尸 + 1 _ 20 + / = 0;_6" - 2期 一 2-+ 2-0 = 0(6.32)

Ранее было сделано допущение о том, что в рассматриваемом диапазоне нзменення. г осевая скорость f мала по сравнению с радиальной скоростью f'. Кроме того, из уравнения (6.28) следует [11], что f одного порядка с 6, т. е. 0 оо С1. С учетом этого система уравнений (6.32) принимает вид (6.33) с граничными условиями (6.34):

Г"=—1;歙=—2 尸(6.33)

f(O)=f(o)= o； e(o)= o； /"⑥=0；•

.&®) = 0; f^ = G/(2^)(6.34)

Система (6.33) легко интегрируется; граничные условия (6.34) позволяют определить константы интегрирования. Из условия постоянства расхода можно найти толщину пленки жидкости как функцию радиуса г, подставив в решение для f координаты 2=6. В итоге получим:

f=芯于/2—К/6；f=芯于/2—К/6；Запишем полученное решение в размерных величинах:Запишем полученное решение в размерных величинах:w =w =3。4G16nv2r23。4G16nv2r2(6.35)(6.36)(6.37)(6.38)(6.39)(6.35)(6.36)(6.37)(6.38)(6.39)

f=芯于/2—К/6；

f=芯于/2—К/6；

Запишем полученное решение в размерных величинах:

Запишем полученное решение в размерных величинах:

w =

w =

3。4G

16nv2r2

3。4G

16nv2r2

(6.35)

(6.36)

(6.37)

(6.38)

(6.39)

(6.35)

(6.36)

(6.37)

(6.38)

(6.39)

где б — толщина пленки жидкости; и, и, w — соответственно радиальная, окружная н осевая составляющие скорости течения.

Проанализируем полученное решение, сопоставив его с результатами опубликованных работ. Экспериментальные исследования поля скоростей, средней толщины пленки н процесса волнообразования на ее поверхности немногочисленны, что объясняется трудностями измерения указанных параметров. Для определения средней толщины и скорости пленки используют в основном зависимость Хинце и Мильборна [214]. Экс- периментальное определение средней толщины пленки было выполнено также в работе [122]. Результаты измерений хорошо согласуются с зависимостью (6.36).

Определим диапазон изменения радиуса г, для которого должно быть справедливо полученное решение задачи (6.35), (6.39). При постановке задачи делалось допущение о малости w по сравнению с и. Предположим, что осевая скорость на по- £ядок меньше радиальной. Тогда из уравнений (6.35) при z=6 следует:

// =血/3辞=万/3 = 0,1；8=0,15// =血/3辞=万/3 = 0,1；8=0,151/з1/з

// =血/3辞=万/3 = 0,1；8=0,15

// =血/3辞=万/3 = 0,1；8=0,15

1/з

1/з

^-=34・10-4;^=^—10-3;7=698'10-3У^ (6.40)

В размерных величинах (в м) формула (6.40) примет вид: r«7.10-s(G//w)1/a (6.41)

Формула (6.41) определяет нижнюю границу измерения г. Верхняя граница должна соответствовать толщине пленки б <25-10-6 м, близкой по значению к высоте шероховатости поверхности диска [122]. С учетом этого из уравнения (6.36) нмеем:<25・ 10-6 м. Отсюда радиус r«56- 105yvG/(o2.

Итак,. полученное решение хорошо согласуется с результатами известных экспериментальных и теоретических работ. Вместе с тем своей простотой оно выгодно отличается от приведенных в работе [20, 122] и позволяет определять необходимые параметры и выбирать оптимальные режимы при инженерных расчетах.

Характеристики распыла при дисковом дроблении во многом определяются режимом работы распылителя. Как отмечалось в первой главе, различают три режима. При первом на периферии диска образуется краевое утолщение — жидкий тор, в котором под действием центробежных сил развиваются местные возмущения. Возмущенный участок на торе превращается в струйку-отросток, который затем преобразуется в шаровидный узел с тонкой перемычкой, отрывающийся в виде отдельных капель, а перемычка распадается с образованием более мелких капелек-спутников. Оставшаяся часть струйки-отростка под действием сил поверхностного натяжения возвращается в

тор и втягивается в него, а струйка-отросток, в которую посту- пают следующие порции жидкости, вновь начинает растн, - н описанный процесс повторяется. В результате непосредственно у кромки диска образуются наиболее однородные по размерам основные капельки, называемые первичными, и более мел- кие капельки-спутники.•

Диаметр образующихся основных капелек, исходя из уело- Вия равенства (или пропорциональности) действующих на капельку центробежной силы лбРрж/?<о2/6 и силы поверхностного натяжения о, выражается зависимостью

旧条/^g?>

> где с—константа.

г Справедливость соотношения (6.42) проверена различными 'исследователями [12, 60,62,209] в диапазоне изменения угловой скорости вращения диска от 30 до 1000 С"1, радиуса диска от 10 до НО мм, плотности жидкости от 900 до 1360 кг/м' поверхностного натяжения жидкостц от 0,031 до 0,456 Н/м и диаметра основных капелек от 0,03 до 4 мм. В этом диапазоне изменения параметров значение с варьировалось от 1,9*до 4,6. Установлено» что с мало зависит от профиля кромки диска.

Распределение размеров капелек-спутников приближенно соответствует нормальному закону распределения случайных • величин [62] и характеризуется двумя параметрами: средним значением случайной величины (в данном случае медианным по массе значением диаметра капелек-спутников den) и среднеквадратичным отклонением и размеров капелек-спутников or den. В опытах [62] значение o/dCn варьировалось в сравнительно узких пределах — от 0,08 до 0,16; при этом а«0,13 t/сп-，

Установлено, что мелкие капельки-спутники могут состав* лять значительную долю массы распыленной жидкости, кото- 卜 рая определяется эмпирической формулой [60]:

8=868=86&°，з —&°，з —.(0°，48叫0户.(0°，48叫0户(6.43>(6.43>

8=86

8=86

&°，з —

&°，з —

.(0°，48叫0户

.(0°，48叫0户

(6.43>

(6.43>

Описанная картина существенно изменяется, если распылитель обдувают потоком газа. Проведены [60] исследования с четырьмя жидкостями, у которых поверхностное натяжение отличается в 2,5 раза, а вязкость — в 264 раза. Частоту вращения диска (диаметром 25 мм) изменяли от 725 до 10 000 об/минм а скорость обдувающего воздуха — от 0 до 35 м/с. Расход жидкости во всех опытах составлял 5-10-6 л/с. Установлено, чта при 3Y10 и при варьировании остальных указанных параметров дробление соответствует первому (монодисперсному) режиму. При увеличении 叫 разброс капель по диаметрам увеличивается, а при шг>25 полидисперсность соответствует третьему режиму.

Авторы [61] предполагают, что обдувающий воздух вызывает вторичное дробление первоначально образовавшихся основных капелек. Этот процесс начинался при We 右 2 н в основном завершался при We。8. Такая неоднозначная зависимость вторичного распада капелек от числа We, по мнению авторов [61], может быть объяснена тем, что критерий Вебера является не единственным, определяющим распад капель в газовом потоке, что согласуется с рассуждениями, приведенными в первой главе.,

€.3. КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ РАСПЫЛИТЕЛЕЙ

Форма образующегося газо-жидкостного факела и все его характеристики при механическом распылийании определяются конструкцией и классом рабочего элемента. Поэтому вопросы, -связанные с системами подвода жидкости, регулирования и лривода, здесь не рассматриваются. Исключение составляют распыливающие устройства, в которых рабочий элемент приводится во вращение за счет энергии самой распыливаемой жидкости (прежде всего реактивные распылители), так как привод и рабочий элемент в них обычно представляют единые устройства. “

Формы рабочих элементов обусловлены требованием создания равномерно расположенной по смоченному периметру тонкой пленки и образования определенного факела распыленных частиц с минимальной разницей в размерах. Рабочие элементы формируют пленку жидкости н режим ее течения, предопределяя степень ее турбулизации и внутренние пульсации, от -которых зависит качество дробления.

Здесь дан анализ работы и описаны конструкции распыли- вающих элементов, которые, по мнению авторов, имеют прежде всего практическую ценность и в той или иной степени отражают возможные направления интенсификации процесса диспергирования. Достаточно подробный анализ рабочих элементов механических распылителей приведен в работе [127].

Дисковые рабочие элементы с непосредственной подачей жидкости. Наибольшим многообразием конструктивных вариантов отличаются дисковые рабочие элементы. Наиболее типичные из них представлены на рис. 6.2. Самым простым является тарельчатый диск (рис. 6.2, а). На рнс.6.2, 6 показан плоский многоярусный диск, имеющий три рабочие плоскости и крышку. Жидкость по трубе поступает в коллектор и через отверстия—*в полость диска в виде струй. Последние, попадая на тарелки диска, формируются в пленку на рабочих поверхностях соответствующего яруса./ :

Дисковые рабочие элементы с соударением (пересечением) двух факелов представлены на рис. 6.2, в, а. В схеме на рнс・ 62, в пересечение происходит на одинаковых расстояниях обоих факелов от кромки диска, а на рис. 6.2, г — на разных, т. е・

1AQ

Рнс. 6.2. Схемы дисковых распиливающих элементов с непосредственной по- Ааией жидкости:

:J гладкий одиночный диск； 6 — гладкий многоярусный диск; / — корпус； 2 ——пласти- о芝；3—крышка； 4 — коллектор подвода жидкости; 8, а —с пересечением факелов [1021- к]" — лопастные диски; д, е — / — лопатки; 2 — крышка; 3 — корпус； ж: / — диск бе» ^[Нткн; 2 — диск с крышкой; з: / — вал； 2 — крышка； 3 — перегородка; 4 — лопасть;.

распределительная перегородка; 6 — корпус; и — двухкамерный диск/*'

Рис. 6.3. Схема дисковых распиливающих элементов с непосредственной подачей жидкости:а -тг с кольцевыми проточками; 6 — со сверлениями； в —со спиральной проточкой; -г — с горизонтальным валом.Рис. 6.3. Схема дисковых распиливающих элементов с непосредственной подачей жидкости:а -тг с кольцевыми проточками; 6 — со сверлениями； в —со спиральной проточкой; -г — с горизонтальным валом.

Рис. 6.3. Схема дисковых распиливающих элементов с непосредственной подачей жидкости:

а -тг с кольцевыми проточками; 6 — со сверлениями； в —со спиральной проточкой; -г — с горизонтальным валом.

Рис. 6.3. Схема дисковых распиливающих элементов с непосредственной подачей жидкости:

а -тг с кольцевыми проточками; 6 — со сверлениями； в —со спиральной проточкой; -г — с горизонтальным валом.

соударяются факела с различной дисперсностью. Диски с пересечением факелов позволяют получить тонкий и широкий распыл. Промышленные варианты таких дисков рекомендованы 巾нрмой «Ниро-Атомайзер». _

Более широкий и равномерно заполненный по сечению факел (при сравнительно малой склонности к засорению) создают лопастные дисковые распыливающие элементы, на которых жидкость перед распыливанием сильно турбулизуется (рис. 6.2? а—〃).

На рис. 6.2, д показаны диски с прямыми лопастями; иногда их выполняю^ в виде зубьев или роликов.

Увеличение единичной производительности лопастного и других типов дисков без изменения качества распыливания и диаметра диска достигается в многоярусных конструкциях (рис. 6・2,з). Для лучшего распределения жидкости в факеле и уменьшения возможности слияния частиц лопасти в ярусах смещены друг относительно друга. Недостатком многоярусных дисков является сложность распределения жидкости по ярусам.

В последних конструкциях многоярусных дисков для каждого яруса выполняется самостоятельная приемная камера. Эти диски авторы [102] предлагают называть многокамерными. Схема одного из вариантов такого рабочего элемента, лишенного указанного недостатка, приведена на рис. 6.2, и.

На рис. 6.2, е представлена оригинальная конструкция, в которой для уменьшения проскальзывания на диске предусмот--

рена разгонная чаша. Продукт, поступая в разгонную нашу, центробежной силой прижимается к внутренней стенке и приобретает окружную скорость, близкую к скорости внутренних кромок лопаток. Вследствие этого жидкость вытекает на лопасть практически без удара.

В некоторых случаях при распылительной сушке применяют диски со специальной криволинейной конструкцией лопаток (рис. 6.2, %). Такая форма лопатки обеспечивает плавный вход продукта в каналы [102].

Дисковые рабочие элементы, приведенные на рис. 6.2,6,0, е, з, “，хотя и создают широкий факел, но обладают существенным вентиляционным эффектом, что в ряде случаев нежелательно. Кроме того, большинство из них довольно громоздки.

В. С. Галустовым с сотр. разработана серия дисковых рабочих элементов с искусственной «шероховатостью». Такие же простые по конструкции, как гладкие диски (рис. 6.2, а), они создают широкий факел, в ряде случаев заполняющий всю полусферу. Следует иметь в виду, что размер «шероховатости» должен быть соизмерим или превышать толщину пленки жидкости на диске.

Такой эффект достигается за счет того, что жидкость срывается не только с периферии диска, но и с кромок «шероховатостей». При этом чем ближе к оси вращения элемент «шероховатости», тем меньше скорость жидкостной пленки и тем больше угол отклонения распыливаемой жидкости этим элементом. Примеры таких дисков приведены на рис. 6.3, а—а На диске, показанном на рис. 6.3, а, выполнены кольцевые канавки, а на рис. 6.3,6 — сделаны засверловки. Диск, показанный на рис. 6.3, в, снабжен спиральной канавкой. Ширина факела зависит от направления вращения; она максимальна, когда -спираль канавки направлена навстречу вращению. Для плавного входа жидкости на диск все конструкции снйбжены цент- •ральным коническим выступом. Дисковый рабочий элемент с торизонтальным валом приведен на рис. 6.3, а. По периметру диска на его краю выполнено кольцо, а сам диск снабжен от- -верстиями, обеспечивающими работу обеих сторон и получение широкого факела распыла.

Звездочный рабочий элемент показан на рис. 6.4.

Ес. 6.4. Схема звездочного распиливающего элемента [161, 162].

Рис. 6.5. Схемы погружных рабочих элементов:

а — одиночный диск; б — многодисковый распылитель； в — лопастной диск; г — диск с карманами; д — диск с камерным выравнивающим устройством [70] ； е ——погружной ко・ иус; / — вал； 2 — диск; 3 — неподвижные кольца; 4 — сквозные каналы в диске； 5 — от* верстия в кольцах； 6 — радиальные каналы； 7 — осевые каналы; 8 — иожи; 9 — резерву- ар; 10 — питающие каналы; 〃 一 прорезь.

Погружные рабочие элементы. Погружные диски выполняются гладкими и лопастными (рис. 6.5, а—в), причем на общем валу может быть установлено несколько дисков. Все погружные диски отличаются неравномерностью распределения жидкости по периметру непогруженной части. Для некоторого выравнивания распределения в конструкцию дисков вводят специальные устройства, например карманы (рис. 6.5, г), которые заполняются жидкостью при погружении и опорожняются во второй фазе движения непогруженной части, т. е. в зоне пониженного самопитания. Однако полного выравнивания не удается обеспечить даже путем конструктивных усложнений. Высокая степень выравнивания расхода жидкости до периметру диска достигается в конструкции, приведенной на рис. 6.5, д.

Распыливатель работает следующим образом. Диск частично погружается в распыливаемую жидкость. При этом камеры, образованные каналами в диске н плоскостями колец, при совпадении каналов с нижней прорезью в кольцах заполняются жидкостью под действием гидростатического давления, вытесняющего воздух через радиальные и осевые каналы. При совпадении каналов в диске с отверстиями в кольцах происходит постепенное опорожнение камер. В месте выхода диска из жидкости его поверхность увлекает «лишнюю» жидкость, которая срывается с кромки диска в виде пленки. Неподвижные ножи рабочей кромки срезают часть слоя «лишней» жидкости с

поверхности диска, оставляя на нем пленку оптимальной то』- тннн, равной зазору между кромкой ножа и плоскостью диска.

Схема погружного конуса показана на рис. 6.5, е. Такой элемент имеет в основании сплошной или кольцевой диск. Жидкость под действием центробежных сил из питающего резервуара поднимается по поверхности конуса, попадает на диск снования и срывается с его кромки. Иногда такой конус делают полым с отверстием в вершине. Тогда жидкость движется как по его наружной, так и по внутренней поверхности, а затем по верхней и нижней поверхностям диска основания. Та・ *кая конструкция позволяет вдвое увеличить производительность при заданной дисперсности.

Оригинальный погружной распылитель показан на рис. 6.6, а; он работает следующим образом. Вал электродвигателя приводит в движение корпус, диски и конус. Под действием центробежной силы Жидкость в виде пленки по внутренней по- :верхности конуса поступает в накопительную емкость, а по на~ ружной поверхности достигает отражателя и возвращается обратно в емкость. При вращении корпуса жидкость по каналам через выходные отверстия и пазы поступает на диски. Поскольку производительность конуса значительно превышает поступающее на диски количество жидкости, которое определяется > селением каналов, то накопительная емкость постоянно заполнена жидкостью. В результате этого жидкость равномерно и непрерывно поступает на каждый диск и растекается по нему тонкой пленкой. Под действием центробежной силы частицы жидкости, срываясь с краев дисков и ударяясь об отбойники, дробятся на более мелкие капли.

Еще один погружной рабочий элемент показан на рис. 6.6, 6. Он обеспечивает равномерный веер капель по всему периметру. Жидкость, захваченная ковшевыми элементами при

Рис. 6.6. Схемы погружных распылителей:

0 一 многодискового [30] ； 6 — ковшевого [67]; / — вал электродвигателя; 2 — корпус； 3 —• отбойник; 4 — распыливающие диски; 5 — каналы подвода жидкости; 6 — питающая емкость; 7 — погружной коиус. *

Рис. 6.7. Схемы чашечных рабочих элементов: '

д — одноярусный； б — многоярусный； 8 —с поддувом [202]; / — вал； 2 — чаша; 3 — питающее сопло; 4 — прорези; 5 — лопасти; 6 — коиондальиый выступ.

их погружении, разбрызгивается через отверстия в выпуклой стороне ковшей.

Чашечные рабочие элементы могут быть одно- и многоярусными. На рис. 6.7, а приведен пример одноярусного элемента, а на рис. 6.7,6—многоярусного. Чаши, показанные на рис. 6.7, а, б создают узкий факел. В схеме, приведенной на рис. 6.7,6, факел более широкий, чем в схеме на рис. 6.7, а, но достигается это усложнением конструкции н снижением надежности работы. Распылитель, позволяющий получить факел с широкой жидкостной пленкой, показан на рис. 6.7, а Большая ширина обеспечивается тем, что при вращении чаши лопасти захватывают воздух и направляют его через прорези сквозь жидкостную пленку. Частично пленка разрушается, дробится на капли, которые потоком воздуха отклоняются вниз, причем чем ближе к оси вращения отрывается частица жидкости, тем меньше радиальная составляющая скорости и тем больше угол отклонения, т. е. образуется широкий хорошо заполненный капельный конус.

Сопловые рабочие элементы. Разновидности конструкций сопловых рабочих элементов подробно описаны в литературе [101» 102, 127» 188]. Поступая во внутреннюю полость распределителя, рабочая жидкость под действием центробежной силы располагается кольцевым слоем по внутренней поверхности. Попадая в сопло, жидкость прижимается к задней (по ходу вращения диска) стенке, приобретая одинаковую с диском окружную скорость. На выходе из сопла скорость жидкости складывается из окружной и радиальной составляющих. Начальная скорость жидкости на входе в канал определяется окружной скоростью диска, толщиной слоя и плотностью жидкости. Факел распыленной жидкоста для соплового элемента определяется часто- 152

Зй вращения диска, а также числом и производительностью ；опел.

Сопловые элементы нашли широкое применение в промышленности [90, 101, 102]. Простые по конструкции, они позволя- )т получать удовлетворительные характеристики распыления достаточно широком диапазоне изменения расходов и приме- яются при сушке материалов. Как правило, они работают в езнапорном режиме. Расчеты показывают [97], что на одно- ядном сопловом элементе с четырьмя соплами при расходе жидкости =2・10~з мз/с и частоте вращения 175 с-1 слой жид- ；ости на вертикальной стенке составляет всего 0,32 мм, а осе- ；ая (вертикальная) составляющая скорости перемещения жид- ；ости равна 7—8 м/с.

Многоярусный, или многорядный сопловой элемент позволя- т увеличить производительность пропорционально числу со- ：ел. При этом распределение капель по размерам меняется весьма незначительно. Однако достичь равномерности распределения продукта по ярусам без существенного усложнения инструкции не представляется возможным, а неравномерность распределения увеличивает степень полидисперсности.

Некоторая возможность управления формой факела путем Наклона сопел (по отношейию к горизонтальной плоскости) по- азана в работе [188].

Разновидности сопловых ^элементов представлены на рис. 6.8, 18. В комбинированном распылителе (рис. 6.8^в) жидкость из

Рнс. 6.8. Схемы сопловых рабочих элементов:

одноярусный; б — с винтовыми вставками в соплах; 6 ——комбинированный [72]; 1 °п〃овые отверстия; 2 — кольцевые диски.

Рис. 6.9. Схема реактивного распылителя с щелевыми соплами и сканирующими: струями [33]:

/ — труба; 2 — прорезь: 3 — криболииейиые каналы; 4 — корпус.

сопловых отверстий попадает на заостренную кромку н растекается по обеим сторонам дисков, что обеспечивает при одинаковой пронзво- дительности большую ширину факела и более тонкое дробление.

Рабочие элементы, приводимые в движение за счет энергии распиливаемой жидкости. К этой группе относят так называемые реактивные распылители и распылители с' гидроприводом. Реактивные элементы с соплами не получили широкого распространения/ так как необходимое для процесса диспергирования давление (1—10 МПа) требует усложнения конструкции.

Реактивный распылитель со сканирующими струями показан на рис. 6.9. Он работает следующим образом. Жидкость подается в распределительную трубу и через прорезь попадает в криволинейные каналы, выполненные в корпусе. Каналы изогнуты таким образом, что жидкость покидает их почти по касательной к внешнему диаметру корпуса. Создается некоторый момент силы реакции вытекающей струи, и корпус (закрытый крышкой) начинает вращаться вокруг оси. При этом входное отверстие канала, постоянно перемещаясь, оказывается за пределами прорези 2, и доступ жидкости к нему прекращается, а в зону прорези попадает новый канал и т. д. Плотность орошения можно регулировать шириной и числом каналов, а размер орошаемой поверхности—высотой канала и углом раствора прорези. “

Распылители с гидроприводом показаны на рис. 6.10. Конструкция, изображенная на рис. 6.10, а, обеспечивает развитый тонкодисперсный факел. Распыливаемая жидкость по тангенциальному патрубку нагнетается в корпус, закручивается и приводит во вращение турбинку, частота вращения которой определяется параметрами нагнетаемой жидкости.

После выхода из сопла частицы жидкости ударяются о вращающиеся пластины и дополнительно диспергируются. Таким образом обеспечиваются сплошной развитой факел и высокая дисперсность распыла. Изменяя число пластин 3 (от 1 до 5), расстояние между ними и профиль (от продольно прямоугольного до цилиндрического), получают различные режимы орошения—от пленочного до туманообразования, когда размеры ка

пель соизмеримы с частицами аэрозоля.

аО

Рнс. 6.10. Схемы распылителей с гидроприводом:

a — с разбрызгивающими пластинами~Т118]; 6 — с соплами： / — тангенциальный входной патрубок; 2 — сопло： 3 — разбрызгивающие пластины.

В устройстве на рис. 6.10,6 жидкость подается по системе отверстий в центральный распределитель с соплами, расположенными по касательной к некоторой окружности. При давлении жидкости выше 0,02 МПа распылитель начинает вращаться, подавая жидкость в виде пленки; дальнейшее повышение давления приводит к увеличению числа оборотов распылителя. При давлении выше 0,07 МПа исчезает жидкостная пленка, и-распад жидкости на капли происходит непосредственно у сопла. Число оборотов распылителя достигает при этом нескольких тысяч в минуту.

МОНОДИСПЕРСНОЕ РАСПЫЛИВАНИЕ ЖИДКОСТЕЙ*

Получить монодисперсный поток капель пытались многие исследователи, работающие в области распыливания жидкостей. Вы- явлены режимы работы дисковых рабочих элементов и струй-

* Раздел подготовлен по материалам кандидатской диссертации А. А. Ко- лесника, любезно предоставленной ее автором и научным руководителем проф. Н. А. Николаевым [85г].

ю

ных форсунок, при которых распыл близок к монодисперсному. Однако практического применения указанные результаты не нашли: во-первых, диапазон частот вращения диска (или давле« ние перед струйной форсункой), соответствующий монодисперс- ному дроблению, оказался узким; во-вторых, он соответствовал малым расходам диспергируемой жидкости; в-третьих, при этих режимах капли получались слишком крупными.

Определенные перспективы, обеспечивающие получение мо- нодисперсного распыливания, связаны с использованием в качестве рабочих элементов пористых тел, на что впервые обратили внимание Гёссел н Шмидт [222а]. Из анализа их работ следует, что монодисперсный поток капель формируется только в том случае, когда материал пористого распылителя имеет регулярную структуру как по размерам образующих его зерен, так и по размерам пор (питающих каналов).

.• Изучение структуры различных пористых материалов показало, что указанным требованиям в полной мере отвечают абра> зивные материалы, составляющие достаточно обширную номенклатуру по форме и величине зерен, что позволяет изготовлять рабочие элементы в широком .диапазоне производительностей и размеров диспергируемых капель жидкости.

Исследования процесса истечения жидкости из пористого вращающегося распылителя (ПВР) позволили выявить три характерных режима: с образованием жидкого кольца на кромке ПВР, струйный и капельный. Первый режим во многом идентичен режиму жидкого валика на вращающихся дисках и соответствует окружной скорости поверхности ПВР до 0,8—1,2 м/с.

Второй режим характеризуется несколькими фазами. Увеличение скорости вращения до 2 м/с приводит (в силу пористой структуры) к более равномерному распределению пленки жидкости по поверхности распылителя. Из пленки вытягиваются струи, т. е. наступает пленочно-струйная фаза распыливания (рис. 6.11,а). При этом часть жидкости стекает с нижней кромки в виде крупных капель, а часть — в виде струй, из которых образуются капли. Так как струи имеют разный диаметр и длину, то и капли получаются различных размеров, а их диаметр составляет 1,2—1,5 конечного диаметра струи.

Наряду с образованием основных струй наблюдается регулярное образование струй, диаметр которых значительно меньше среднего, а длина в два раза больше. Эти струи перед распадом отрываются от пленки жидкости у своего основания, а разрушаясь, образуют большое число мелких капель. При других режимах работы подобное явление не наблюдалось.

min составляетmin составляетПри дальнейшем увеличении скорости вращения толщина пленки уменьшается, уменьшается и диаметр струй и, соответственно, диаметр образующихся капель (рис. 6.11,6). При этом

min составляет

min составляет

областиобластиснижается степень полидисперсности (dK тахМк 10—15 на нижней границе и 6—3 — на верхней).

области

области

Пленочно-струйная фаза устойчиво существует в

•AM ItHMadl 二sx7一丄■■汾-XBHdQmEHgHHE80gBd90^dFQ —9 至 к 8n 含— g^w zu»—мей-ф K-»xffi^^bo<OK^OS^e ^sx^on H-qH9sAdIQ I s .9*3

-•sayQImflquoed BOXHmsemBdm XFU0Hd0u3+09Bd3whM<9d •二.9 .°Hd

Рис. 6.12. Конструктивные схемы пористых вращающихся распылителей:

а — распылитель закрытого типа ]85а]; 6 цилиндрический для загрязненных жидкостей [856]; в — конусный для загрязненных жидкостей [85а]; г — трехкамерный [122а]； I — диспергирующий элемент; 2 ——верхняя крышка； 3 — патрубок для подачи жидкости; 4~ иижняя крышка； 5 — фторопластовые уплотнения; 6 — диафрагмирующие перегородки; / — слой жидкости, вращающейся вместе с распылителем; 〃 ——поверхностный слой жидкости с загрязнителем. -*

скоростей вращения от 2 до 8 м/с. Она идентична режиму жидких нитей при распыливании гладкими дисками.

При дальнейшем увеличении скорости вращения (侬>8 м/с) происходит переход к струйной фазе распыливании, т. е. к образованию струй на зернах ПВР. Одновременно уменьшается длина струй и их диаметр, сокращается число фракций и количество капель-спутников (рис. 6.11,8).

При скоростях вращения более 12―-20 м/с (в зависимости от-размера зерен ПВР) происходит переход к третьем/ режиму—капельному. Нити исчезают, на фотографиях хорошо видны только отдельные капли и оставленные ими треки (рнс. 6,11,2). Степень пол идисперсности становится минимальной (б/к шах/^к Ш1пг^2).

Установлено, что в третьем режиме каплеобразование происходит на поверхности зерен материала ПВР при смачивании и из пор — при несмачивании. Размеры образующихся капель определяются соответственно размером зерен или размером пор.

В результате обработки экспериментальных данных получены эмпирические зависимости для расчета диаметра капель и производительности ПВР в режиме каплеобразования: 盡=。，52("^^)/(6・44)

G = 0,24kFh (1 — еп)' <ар (dndK)0-5 d^(6.45)

где & — диаметр зерна; Fh — площадь наружной поверхности; 厶一диаметр пор; R — наружный радиус; еп — пористость; ир—-частота вращения ПВР； к — константа, зависящая от размера зерна:

при 厶=250 мкм к= [0,11 (R(0p2)— 137,8] 10-з、

при d3 = 400 мкм к= [0,052(/?©р2) — 206,5] К)-3

' Полученные результаты позволили разработать ряд конструктивных схем распылителей на основе пористых абразивных материалов (рис. 6.12). На рис. 6.12,а показан распылитель закрытого типа, предназначенный для распыливания чистых жидкостей. Для загрязненных жидкостей могут быть использованы схемы распылителей, приведенные на рис. 6.12,6, в. Для диспергирования больших количеств жидкости и распределения ее по высоте зоны контакта предлагается распылитель с перегородками (рис. 6.12,г). .

Глава 7

ПНЕВМАТИЧЕСКОЕ РАСПЫЛИВАНИЕ

В инженерной практике выбор пневматических форсунок в ка- честве распылителей обычно обусловлен необходимостью получения. мелкодисперсного факела распыливаемой жидкости.

Методики расчета основных геометрических размеров таких форсунок н особенности течения жидкости при различных схемах смешения потоков довольно подробно рассмотрены в литературе [127]. Поэтому здесь авторы сочли возможным опустить эти вопросы и остановиться более подробно на исследованиях^ связанных в основном с дисперсностью распылов, создаваемых форсунками данного типа.

При рассмотрении конструктивных схем распылителей вы- браны наиболее технологичные в изготовлении, обеспечивающие параметры распыла при минимальных удельных расходах рас- пыливающего агента или при минимальных энергетических за- тратах.

КЛАССИФИКАЦИЯ ФОРСУНОК

Сложность процессов, протекающих в пневматических форсунках, затрудняет выделение какого-либо параметра в качестве основной характеристики. Поэтому авторами [127] разработана классификация пневматических форсунок по пяти основным признакам.

Первым из них является перепад давления распыливаемой Жидкости и р аспыл ива ющего газа. По перепаду давления пневматические форсунки делятся на форсунки низкого давления (Р* = 30—200 кПа; Р「=10—25 кПа; удельный расход газа туд = 10—16 кг/кг), высокого давления (Р* = 5—500 кПа; Р「= = 0,10—0,60 МПа; /ПуД = 0,3—1 кг/кг) и пневмогидравлические (Р* = 0,05—0,5 МПа; Рг = 50—200 кПа; туд=0,02—2 кг/кг).

По месту контакта распыливаемой жидкости и распыливаю- ^его газа пневматические форсунки делят на форсунки внешнего и внутреннего смешения. В форсунках внешнего смешения

взаимодействие потоков и собственно процесс распыливания происходят за пределами форсунки, в непосредственной близости от сопла, под действием разности скоростей распыливаемой жидкости, р аспы л ив а ющего газа и окружающей .среды. В форсунках внутреннего смешения потоки взаимодействуют перед истечением из форсунки, обычно в концевом объеме внешнего тазового (воздушного) сопла, длина которого несколько больше, чем внутреннего жидкостного. Из сопла вытекает газожидкостная смесь, и образовавшиеся при внутреннем смешении первичные крупные капли в результате взаимодействия с окружающей средой распадаются на более мелкие.

По распределению массы распыливаемой жидкости и распы- ливающего газа пневматические форсунки могут быть одно- и многоструйными. В одноструйных форсунках взаимодействует только одна струя жидкости с одной струей газа. Такие форсунки могут быть внешнего и внутреннего смешения. Многострунные форсунки обычно выполняют по одному из двух вариантов. По первому варианту жидкостная струя (движущаяся по внутреннему кольцевому каналу) омывается с двух сторон газовьь ми струями (первая течет по внутреннему цилиндрическому каналу, вторая — по внешнему кольцевому); такие форсунки называют двухсторонними. По второму варианту газовая струя взаимодействует с несколькими втекающими в нее струями жидкости, т. е. выполняется несколько ступеней смешения. Такие форсунки называют многоступенчатыми; они могут быть только внутреннего смешения.

В зависимости от направления движения жидкости и газа перед взаимодействием пневматические форсунки реализуются по-разному. По этому признаку можно выделить форсунки с однонаправленным, встречным и перекрестным движением потоков. .

По характеру движения потоков перед распыливанием (что в значительной мере определяет форму факела распьгла) пнев- тлатические форсунки делят на прямоструйные и вихревые. В прямоструйных форсунках жидкость и газ вытекают из каналов в виде сплошной (цил индр ическои, кольцевой или плоской) струи. В вихревых форсунках жидкости или газу, или обоим потокам перед их взаимодействием придается вращательное движение — противоположное или однонаправленное.

7・2・ ДИСПЕРСНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ

ПНЕВМАТИЧЕСКИХ ФОРСУНОК

Связь. медианного диаметра капель с основными параметрами жидкости и газа, подводимых в форсунку, можно представить в виде

4и = /(N%p%aWM4) (7・ 1) Анализ большинства известных работ показывает, что значения констант а, Ь, % I, f колеблются в*весьма широких пределах. Эт°

[рис. 7.1. Зависимость медианного диаметра капель от скорости истечения га- [зожидкостной смеси.[рис. 7.1. Зависимость медианного диаметра капель от скорости истечения га- [зожидкостной смеси.Г Рис. 7.2. Зависимость относительного медианного диаметра капель от скоро- |сти истечения газожидкостной смеси.Г Рис. 7.2. Зависимость относительного медианного диаметра капель от скоро- |сти истечения газожидкостной смеси.*еще раз подтверждает сложность явлений, происходящих в [пневматических форсунках, существенное влияние конструктив- |ного оформления распылителя н особенностей, обусловливаю- |щих принадлежность форсунки к тому или иному классу по в каждому из пяти основных признаков.В этой связи целесообразно использовать полученные для различных схем распылителей эмпирические зависимости, из Lкоторых следует, что при диспергировании жидкости пневматическими форсунками основным параметром, влияющим на дис- I персность факела, является скорость истечения газожидкостной j смеси дм.Влияние 切см, удельного расхода газа и физико-химических I свойств потоков на медианный диаметр можно представить в ви- I де эмпирического уравнения [93, 226]:盡P陷%m _ c / 3cMpж*еще раз подтверждает сложность явлений, происходящих в [пневматических форсунках, существенное влияние конструктив- |ного оформления распылителя н особенностей, обусловливаю- |щих принадлежность форсунки к тому или иному классу по в каждому из пяти основных признаков.В этой связи целесообразно использовать полученные для различных схем распылителей эмпирические зависимости, из Lкоторых следует, что при диспергировании жидкости пневматическими форсунками основным параметром, влияющим на дис- I персность факела, является скорость истечения газожидкостной j смеси дм.Влияние 切см, удельного расхода газа и физико-химических I свойств потоков на медианный диаметр можно представить в ви- I де эмпирического уравнения [93, 226]:盡P陷%m _ c / 3cMpж2/32/3(7・2)(7・2)

[рис. 7.1. Зависимость медианного диаметра капель от скорости истечения га- [зожидкостной смеси.

[рис. 7.1. Зависимость медианного диаметра капель от скорости истечения га- [зожидкостной смеси.

Г Рис. 7.2. Зависимость относительного медианного диаметра капель от скоро- |сти истечения газожидкостной смеси.

Г Рис. 7.2. Зависимость относительного медианного диаметра капель от скоро- |сти истечения газожидкостной смеси.

*еще раз подтверждает сложность явлений, происходящих в [пневматических форсунках, существенное влияние конструктив- |ного оформления распылителя н особенностей, обусловливаю- |щих принадлежность форсунки к тому или иному классу по в каждому из пяти основных признаков.

В этой связи целесообразно использовать полученные для различных схем распылителей эмпирические зависимости, из Lкоторых следует, что при диспергировании жидкости пневматическими форсунками основным параметром, влияющим на дис- I персность факела, является скорость истечения газожидкостной j смеси дм.

Влияние 切см, удельного расхода газа и физико-химических I свойств потоков на медианный диаметр можно представить в ви- I де эмпирического уравнения [93, 226]:

盡P陷%m _ c / 3cMpж

*еще раз подтверждает сложность явлений, происходящих в [пневматических форсунках, существенное влияние конструктив- |ного оформления распылителя н особенностей, обусловливаю- |щих принадлежность форсунки к тому или иному классу по в каждому из пяти основных признаков.

В этой связи целесообразно использовать полученные для различных схем распылителей эмпирические зависимости, из Lкоторых следует, что при диспергировании жидкости пневматическими форсунками основным параметром, влияющим на дис- I персность факела, является скорость истечения газожидкостной j смеси дм.

Влияние 切см, удельного расхода газа и физико-химических I свойств потоков на медианный диаметр можно представить в ви- I де эмпирического уравнения [93, 226]:

盡P陷%m _ c / 3cMpж

2/3

2/3

(7・2)

(7・2)

F где ож — поверхностное натяжение жидкости; р» и рг；『源 и vr — плотность 『н вязкость соответственно жидкости и газа.

На рис. 7.1 показана зависимость dM=f(^cM), полученная по уравнению (7.2) при подводе в форсунку воды и воздуха для значений Ск= 1,65,相坦=0,1 кг/с, Рг=300 кПа. Из графика сле- ,дует, что с увеличением 切см диаметр капель уменьшается.

Расчеты показывают, что при изменении плотности и расхода газа зависимость, представленная на рис. 7.1, меняется незначительно. Если плотность рг возрастает даже в 20 раз, то медианный диаметр 4м уменьшается всего на 4,2%. Так же ма- 'ло влияет н изменение массового расхода газа: при изменении 租р вдвое медианный диаметр изменяется лишь на 5,9%. Объяс- р Няется это тем, что диспергирование жидкости происходит толь- 1 ко до определенного значения отношения тг/тж. Дальнейшее

увеличение массы газа практически не влияет на качество рас- пыливания н способствует только увеличению дальности полета капель и росту энергозатрат.

Для определения 4м целесообразно использовать. уравнение, полученное в работе [63]:

где ^=-「+月где ^=-「+月厶/4с = 0,8173cM-% 駿(7.3)

где ^=-「+月

где ^=-「+月

« =痴:—отношение расходов распиливающего газа

и жидкости.

Уравнение (7.3) справедливо как для пневматического, так и для гидравлического распыливания. При гидравлическом распьь ливании (^=0 и и；г=6) оно принимает вид:

dM/dc=0,817 蛛-。強麗 (7.4)

Обобщения, представленные в виде зависимостей (7.3) н (7.4), справедливы для распылителей с различными геометрическими характеристиками, работающих с подводом и без подвода распиливающего воздуха, при следующих параметрах: Рж= (3— —30) • JO2 кПа; Р「= (0,5—6) • 102 кПа;尼=0,15—0,54. Однако следует отметить, что показатель степени при скорости w у различных авторов находится в пределах и=0*34—0,7.

На рис. 7.2 приведены расчетная кривая du/dc=f(wCM)9 по* строенная по формулам (7.3) и (7.4), и результаты испытаний форсунки [63]. Анализ кривой показывает, что в области дм= =10—80 м/с происходит резкое снижение % а далее, при 切см>80 м/с, оно быстро замедляется. Следовательно, для дальнейшего уменьшения медианного диаметра требуется значительное увеличение тг.

Для определения медианного диаметра капель у низконапорных пневматических форсунок рекомендуются эксперименталь- ные зависимости, полученные в работе [25]:

—при l/Lp = T<0,005

dM/dc = 2CoWe-o,< (7.5)

при изменении Г в диапазоне от 0,005 до 0,5

砲/dc = 2 (С。+ L24Lp-%62)we-。,45(7.6>

при Г>0,5

△./de = 2 (С。+ 0,94Lpf,28)We-。押(7.7)

Формулы (7.5) — (7.7) справедливы для значений критерия Г=4,5-10~5 — 7,25 и значений (dM/dc) We~0»45 = 0,77—2,4. Как видно из рис. 7.2 результаты экспериментов удовлетворительно описываются уравнениями (7.3) — (7.5).

Влияние скорости газожидкостной смеси на медианный диаметр капель можно также оценить степенной зависимостью dM=f(wnCM), где показатель "=—(0,6—1) [25, 220].

Более детальные исследования, выполненные на модельной жидкости — подогретом парафине, приведены на рис. 7.3. Из

Рис. 7.3. Зависимость относительного медианного диаметра капель от удельного расхода распиливающего агента:о, б — для форсунок соответственно с внешним и внутренним взаимодействием потоков; / и 2 — по данным [127]； 3 н 4 — по данным [226].Рис. 7.3. Зависимость относительного медианного диаметра капель от удельного расхода распиливающего агента:о, б — для форсунок соответственно с внешним и внутренним взаимодействием потоков; / и 2 — по данным [127]； 3 н 4 — по данным [226].

Рис. 7.3. Зависимость относительного медианного диаметра капель от удельного расхода распиливающего агента:

о, б — для форсунок соответственно с внешним и внутренним взаимодействием потоков; / и 2 — по данным [127]； 3 н 4 — по данным [226].

Рис. 7.3. Зависимость относительного медианного диаметра капель от удельного расхода распиливающего агента:

о, б — для форсунок соответственно с внешним и внутренним взаимодействием потоков; / и 2 — по данным [127]； 3 н 4 — по данным [226].

графиков следует, что расход воздуха влияет на качество распыливания до определенных значений отношения тг[тЖу зависящего от конструкции распылителя. Эти соотношения составляют 0,6—1,0 при внешнем взаимодействии потоков (рис. 7.3, а) и примерно 6 — при взаимодействии потоков внутри форсунки (рис. 7.3,6).

Качество диспергирования зависит не только от скорости истечения газожидкостной смеси, но и от удельной энергии распы- ливающего агента. Эффективность использования удельной энергии определяется в значительной степени конструкцией распылителя, его геометрическими размерами и взаимодействием потоков. -С увеличением площади контакта распыливающего агента с жидкостью энергия газовой струи используется полнее. Степень воздействия распыливающего агента на пограничный слой жидкости повышается с уменьшением сечения газовой струи при сохранении неизменной удельной энергии [63]. Например, для пневматической форсунки с поперечной подачей р аспыл ив ающего газа (рис. 7.4) с уменьшением расхода жидкости кривые dM=f(EB)t где Ев — энергия р аспыл ив ающего воздуха, проходят ниже. Если эти данные представить в координатах Пм=『(ев), где Св ——удельная энергия р аспы л ив ающего воздуха, приходящаяся на 1 кг жидкости, то все три кривые могут быть представлены одной кривой (пунктирная линия на рис. 7.4).

На качество диспергирования оказывает заметное влияние и то, в каком виде жидкость покидает распылитель.

Для форсунок с пленочным истечением жидкости в работах [91, 92] получена зависимость dK от величины обобщенного критерия подобия П. Он учитывает удельную энергию распыливающего газа (е「=гиг侬г27m3K2g), периметр взаимодействующих потоков (Рп=2л^о), радиус Ro или толщину б жидкостной Струи, ВЯЗКОСТЬ ЖИДКОСТИ V»：

.п= %PnRog/v必(7.8)

Результаты обработки опытных данных [25, 81] для форсу- ндк, в которых жидкость подается сплошной струей по ♦ цент-

11*11*162

11*

11*

ральному каналу, а распыливающий агент ——по коаксиальному кольцевому сечению (форсунка Шухова), и для распылителей с истечением, жидкости в форме пленки или полой струи при одностороннем подводе распыливающего агента представлены на рис. 7.5. Из рисунка следует, что для каждой форсунки имеется своя зависимость, определяемая конструкцией форсунки и коэффициентом использования энергии. Для указанных схем форсунок этот коэффициент равен соответственно 0,01 и 0,001.

Для определения медианного диаметра капель в центробежных пневматических форсунках рекомендуется зависимость, в которой экспериментальные данные аппроксимированы выражением [81]:

Опыты проводились при соотношениях /пг/тж=0,13—1,7. Дав« ление р аспыл ив ающего воздуха составляло 6-102 кПа.

Как известно, распад струй (сплошных и полых) под воздействием воздушного потока происходит с отрывом отдельных частиц при числах Вебера We>10, что и имеет место в пневматических форсунках. Распад жидкостных струй происходит под действием волн малой длины (по сравнению с толщиной струи). -При этом размеры образующихся капель пропорциональны длине волны и выражаются зависимостью [14]:

d q 九=Зло/р*⑫2rM (7.9)

Очевидно, и для последующих капель эта зависимость должна сохраниться, но поперечный размер струи уменьшится на значение, пропорцирнальное длине волны. После смешения воздушного потока с частицами жидкости, оторвавшимися от поверх-

Рис. 7.4. Зависимость медианного диаметра капель от энергии & и удельной энергив ев распыливающего агента.*Рис. 7.4. Зависимость медианного диаметра капель от энергии & и удельной энергив ев распыливающего агента.*

Рис. 7.4. Зависимость медианного диаметра капель от энергии & и удельной энергив ев распыливающего агента.*

Рис. 7.4. Зависимость медианного диаметра капель от энергии & и удельной энергив ев распыливающего агента.*

Рис. 7.5. Зависимость относительного медианного диаметра капель от крн% рия подобия при истечении жидкости в виде пленки (/) и в виде полов струи (//, 〃/)・

Рис. 7.6. Зависим(кть медианиъго диаметра капель от критериев (г"max)' и П для форсунок с истечением жидкости в форме полой струи.Рис. 7.6. Зависим(кть медианиъго диаметра капель от критериев (г"max)' и П для форсунок с истечением жидкости в форме полой струи.

Рис. 7.6. Зависим(кть медианиъго диаметра капель от критериев (г"max)' и П для форсунок с истечением жидкости в форме полой струи.

Рис. 7.6. Зависим(кть медианиъго диаметра капель от критериев (г"max)' и П для форсунок с истечением жидкости в форме полой струи.

ности струи, относительная скорость уменьшится, й следующий слой жидкости распадется на капли большего размера. Образовавшийся поток можно, в первом приближении рассматривать как струю газа с переменной плотностью или с тяжелыми примесями. Для таких случаев на основании теории турбулентных струй предложена следующая зависимость энергии струй от расстояния до оси [91]!：

Pi 叫 2/рт 切加=ехр[—1,42 (rial)2] (7.10)

где I ——расстояние от полюса струи до оси потока; а ——опытный коэффициент, зависящий от начальной турбулентности потока; pm, 5m — плотность и скорость струи на оси.

Согласно уравнениям (7.9) и (7.10), средние размеры ка- I пель, образующихся при разрушении каждого элементарного кольцевого слоя, увеличиваются к.центру струи; Следовательно, распределение капель средних размеров по сечению факела должно характеризоваться зависимостью, аналогичной выраже- ♦ -нию (7.9).

Обработка опытных данных по распиливанию жидкостей пневматической форсункой типа форсунки Шухова [91] пока- :зала, что распределение капель по сечению может быть представлено прямой линией (рис. 7.6, а):

1「(d"£^mm)=左(1 一 Г『"'max) (7・ 11) где di — средний диаметр капель на расстоянии г< от оси форсунки; dmtn — средний диаметр капель на периферии струи;，тах ——максимальный радиус струи; г< — расстояние от оси струи до рассматриваемого сечения; А ——опытный коэффициент (для указанного случая 4=0,6).

Среднемассовый диаметр капель, полученных при распаде

maxJ如*"'minmaxJ如*"'min(7.12)(7.12)струи, определится из соотношения: п

max

J如*"

'min

max

J如*"

'min

(7.12)

(7.12)

功矶 с^жРж^л i=l

Q~ =

-гДе гщ ——масса капель диаметром d；; G/ ——общая масса капель данной вы- борки. -

Для сплошной струи значение г* изменяется от R。до нуля; соответственно

. а^жРж 九 Ко'Опнпехр (— — 1)

分=kfi~(7/3)

Для полой струи 打 изменяется от Rh до Rh—б. Пренебрегая толщиной пленки, малой по сравнению с ее диаметром, получим：

ЗжРж北Rh2dmiпехр (財26/R口 一1)

心=硒 .(7/4)

где Rh ——наружный радиус жидкостной пленки.

При одинаковых значениях G，, начальных условиях и равных значениях воздействующих на жидкость сил у струй и у пленок внешний слой распадается на капли равных размеров. Тогда при равенстве скоростей жидкостных потоков получим соотношение de /dr=So/S〃 откуда следует, что в подобных процессах безразмерный параметр, содержащий средний размер капель, записывается в виде отношения

4(6)/VS「©(7.15)

На рис. 7.6, б представлена зависимость d/]/S от критерия П для пневматических форсунбк с истечением жидкости в форме полой струи (точки 1) и пленки (точки 2 н 3). Видно, что все опытные точки практически объединяются одной кривой, из которой следует, что при увеличении П отношение d//S уменьшается.

При распыливании жидкости форсунками с внешним взаимодействием потоков коэффициент для однотипных форсунок (струйных или пленочных) принят неизменным. Если для струйных форсунок его принять равным 自,то для других схем форсунок он будет равен произведению Е=ЕЕ (где 占一относительный коэффициент).

Введение коэффициента позволяет объединить в одну кривую опытные точки для различных форсунок с внешним взаимодействием потоков. Аналитическое выражение этой кривой имеет вид:

d/]/■瓦=АПП(7.16)

При этом для струйных форсунок Е=1, а для форсунок с истечением жидкости в форме полой струи или пленки Е=2,5.

При диспергировании моделирующих жидкостей (смеси глицерина с водой либо подогретого парафина) в пневматических форсунках с подводом распиливающего агента (воздуха или пара) в кольцевое сечение, расположенное вокруг сплошной жидкой струи (рис. 7.7, точки /), получены [91] следующие значения опытных коэффициентов в уравнении (7.16): А= 18,0； 九=—0,27 (при 1=1)_.—一

рис. 7.7. Зависимость относительного медианного диаметра капель от критерия подобия для форсунок с внешним взаимодействием потоков при различной форме истечения жидкости:

/ — в форме сплошной струи; 2 — в форме полой струи; 3. 4 — в форме пленки соответственно при одностороннем (наружном) н двухстороннем (наружном и внутреннем) подводе распыливающего агента.

При подаче жидкости по наружному кольцу, а распыливающего агента — по центральному каналу (рис. 7.7, точки 2), а также при распыливании жидкой пленки, образованной тангенциальным завихрителем, под действием воздуха как снаружи (рис. 7.7, точка 3), так н с обеих сторон (рис. 7.7, точки 4) значения коэффициентов А и и не изменились (при Е=2,5)・

Таким образом, использование критериальной зависимости (7.16) позволяет обобщить опытные данные по распыливанию жидкостей пневматическими форсунками различных конструкций с наружным взаимодействием потоков, и сложная многомерная связь качества распыливания со многими параметрами приводит, как отмечается в работе [14]!, к аналитической зависимости двух безразмерных критериев. Параметры, входящие в эти критерии, в процессе экспериментальных исследований изменялись в широких диапазонах: диаметр жидкостного сопла—— 0,5—6,75 мм; сечение для прохода распыливающего агента —— 2,9—44 мм2; расход жидкости ——25—586 кг/ч; удельный расход -распыливающего агента — 0,05—3,14 кг/кг; скорость распыливающего агента — 43——310 м/с, плотность жидкости — 745—— 1120 кг/м3; кинематическая вязкость жидкости — 3,7—6,5 м2/с.

Для наиболее распространенных схем форсунок, испытанных в достаточно широком диапазоне изменения параметров, получены одни и те же значения опытных коэффициентов: А = 18,0; и=—0,27.

Приведенные зависимости позволяют для пневматических распылителей с различными схемами смешения потоков получить дисперсные характеристики, определяющие распыл как некоторую совокупность частиц различных размеров.

КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ ФОРСУНОК

Приступая к конструированию или выбору схемы пневматической форсунки, необходимо иметь в виду ряд закономерностей» рассмотренных в предыдущем параграфе.

Наиболее существенное влияние на дисперсность распыла оказывают скорость истечения газожидкостной смеси н уд ель- 167

ный расход р асп ыл ив а ющего агента. Наибольшая скррость обеспечивается в прямоструйных форсунках высокого давления. Однако такие распылители создают узкий факел с большой дальнобойностью, причем увеличение удельного расхода газа влечет за собой и увеличение дальнобойности. Дальнобойность уменьшается в форсунках низкого давления, но в них для достижения высокой дисперсности приходится увеличнвать удельный расход газа.

Попытки увеличить размеры факела обычно связаны с закручиванием потоков. При этом нужно иметь в виду следующее. При закручивании любого из потоков уменьшается осевая составляющая его скорости. Следовательно, закручивание газового потока нежелательно, так как приводит к снижению относительной скорости и (при прочих равных условиях) к ухудшению дисперсности. Особенно нежелательно закручивание потоков во встречных направлениях. При этом не только уменьшается относительная скорость, но и при взаимодействии потоков проис- ходит взаимное гашение закручивания, на что затрачивается значительная часть подведенной энергии.

Таким образом, для получения широкого факела наиболее целесообразно испрльзовать один из трех путей: закручивать жидкостный поток, а газ подавать через кольцевой конически расходящийся канал; устанавливать на пути факела дефлектор; подавать потоки газа и жидкости с закручиванием и под углом друг к другу.

При подаче жидкости тонким слоем она распыливается лучше, чем сплошная цилиндрическая струя. Это подтверждается рядом работ, например [132, 165], и учтено в некоторых схемах форсунок с дефлектором.

Форсунки внутреннего смешения. На рис. 7.8, а показана форсунка с осевым подводом жидкости н закручиванием газа. Особенность этой схемы распылителя состоит в том, что на выходном участке внешней трубы установлена втулка, образующая с внутренней трубой кольцевой зазор для подсасывания горячего газа из сушильной камеры, который смешивается затем с распыливающим воздухом. Площадь кольцевого зазора составляет 25% от площади воздушного сопла. Расход жидкости достигает 50—70 т/ч.

На рнс.*7.8,色 в показаны схемы пневматических форсунок с подводом компонентов под углом. В таких форсунках обеспечивается достаточно хорошее диспергирование жидкостей, в * том числе и суспензий с большой вязкостью. На рис. 7.8,6 представлена форсунка внутреннего смешения малой производительности (до 200 кг/ч). В ней жидкий компонент подводится в виде полой цилиндрической струи по наружному периметру корпуса, а распиливающий агент — по внутреннему периметру струи. В форсунке, показанной на рис. 7.8, в, наоборот, жидкий комп, нент подводится в виде сплошной струи, а распыливаемый агент — по ее наружному периметру. Диспергированная жид-

.Рис. 7.8. Схемы пневматических форсунок внутреннего смешения:

■ а ——с осевым подводом жидкости и воздуха, закручиваемого в спиральном завихрителе ■ [189]; I — тангенциально встроенный патрубок с соплом Лаваля; 2, 6 — внешняя н внут- ■ ренняя труба; 3. 4 — сопла; 5 ——спиральный завихритель; 7 — втулка； 6, в ——с двухсто- ■ роииим подводом соответственно жидкости и газа; 1 — сопло с наклонными отверстиями;

2 — камера смешения; г — с закручиванием жидкости й односторонним подводом газа; а / — тангенциальные каналы; 2—сопло; 3 — дефлектор;4—кольцевые полости; д — с закручиванием жидкости и двухсторонним подводом воздуха; 1, 5 — каналы для подвода к жидкости； 2 — сопло； 3 — дефлектор; 4 —.тангенциальные каналы； 6 — втулка..

♦ кость вытекает из нескольких наклонных сопловых отверстий изолированными струями.

На рис. 7.8, г, д приведены схемы форсунок внутреннего смешения с дефлектором. Производительность каждой из них со- 卜 став л нет примерно 500 кг/ч. Вращательное движение жидкости, .Поступающей в форсунку (рис. 7.8, г), создается тангенциальными отверстиями, равномерно расположенными по диаметру соплового наконечника. Воздух подводится к жидкости со стороны её внутренней поверхности. В форсунке, показанной на рис. 7.8,^, для усиления р аспыл ив ающего действия воздуха его подводят к кольцевой пленке жидкости с внутренней и наружной сторон пленки — через зазор, образованный корпусом форсунки и втулкой, и через отверстия, расположенные во втулке.

Форсунки внешнего смешения. Представляет интерес пока- ；занная на рис. 7.9, а схема форсунки, на выходном торце которой расположен вдсадок с кольцевой камерой в форме полого тора, переходящего на выходе в плоский диск, расположенный ^Перпендикулярно оси форсунки.

Рис. 7.9. Схемы пневматических форсунок внешнего смешения:

-а — с двухсторонним подводом воздуха [23] (/ — кожух; 2 — вставка： 3 — центробежный контур； 4 — иасадок； 5 — кольцевая камера); 6 —с односторонним подводом воздуха •[145] (1 — корпус; 2 — вставка; 3 — лопатки; 4 — сопло).

Насадок имеет два тангенциальных канала для подвода рас- ннХнваемой жидкости. Форсунка обеспечивает производительность около 4000 кг/ч при достаточно низких давлениях распы- ливающего и распыливаемого агентов: 0,3——0,4 МПа для воздуха и 0,1——0,35 МПа для жидкости.

Особенность схемы заключается в том, что подводимый воздух разделяется на два потока, так что один подводится снаружи центробежного контура и дополнительно распыливает диспергируемую жидкость.

На рис. 7.9,6 изображена форсунка с закручиванием жидкости в наклонных каналах, выполненных на вставке. В сужающемся кольцевом канале закреплены профилированные лопатки для подвода воздуха. У кромки сопла жидкость встречается с закрученным воздухом н дробится.

Для распыл ив ан ия жидкостей при обезвоживании н сушке суспензий, пульп и растворов, содержащих твердые фракции, представляет интерес форсунка с закручиванием жидкости и воздуха (рис. 7.10,а). Надежная работа ее достигается тем, что форсунка снабжена расположенным соосно с камерой закручивания жидкости и охватывающим ее распределительным стаканом с заостренными кромками, внутренний диаметр которого равен диаметру конусообразной насадки. В этой форсунке жидкость выходит из камеры закручивания в виде полого конуса с углом раскрытия 100—170°, распространяется в полости распределительного стакана, касаясь его стенок, меняет направление и стекает с острых кромок, падая на основание струи воздуха, вытекающей из кольцевой щели.

На рис. 7.10,6 показана схема форсунки внешнего смешения с осевым подводом жидкости и воздуха, закрученных соответст- 170

Рис. 7.10. Схемы пневматических форсунок внешнего смешения:

а — с эакручиваиием жидкости и воздуха [26]: J 亠 камера закручивания; 2 — тангенциальный ввод жидкости; 3 — распределительный стакан； 4—шиек； 5 — воздушная камера； 6 — кольцевая щель для выхода воздуха; 7 — канал для подвода воздуха; б — с закручиванием жидкости н воздуха: I ——шиек； 2. 5 ——камеры закручивания воздуха и жидкости; 3, 4 — сопла; в — с двухсторонним подводом воздуха [19]:厶 2 — наружный и внутренний коллекторы для подвода распиливающего агента; 3 — кольцевой канал для подвода диспергируемо质 жидкости; 4* 5 — наклонные газовые сопла; г — схема взаимодействия потоков. _

венно в тангенциальных каналах и шнеке. Исследована [127] работа двух вариантов такой форсунки, отличающихся геомет二 рическими размерами проточной части. Диаметры выходных сопел для жидкости составляли соответственно 2,7 и 3,2 мм, для газа ——5,5 и 9,6 мм, диаметры тангенциальных каналов — 1,25 и 1,5 мм. Форсунку испытывали* при давлениях жидкости (воды) 0,1—0,3 МПа и воздуха — 0,09 и 0,13 МПа.

Опыты показали, что в первом варианте медианный диаметр капель 30—34 мкм достигается при удельном расходе воздуха 2,35—4, во втором — при 4,5.

В форсунке, приведенной на рис. 7.10, в, обеспечивается двусторонний подвод воздуха к струе диспергируемой жидкости.

Рис. 7.11. Схемы пневматических форсунок внешнего смешения с дефлекто** ром:а — с подводом жидкости по кольцевому каналу и закручиванием распиливающего агента [132]: / — кольцевой канал； 2 ——дефлектор; 3 *— торцевой зазор; 4 — шиек; 6 — с тангенциальным подводом жидкости: 1 — полая трубка； 2 — наконечник; 3 — коническая втулка с перфорированными стенками; 4 — дефлектор; в—дефлекторы с различными формами отражающих поверхностей； г — с двухсторонним подводом и закручиванием воздуха '[130]: / — шиек； 2 — сопло； 3 —конус; 4 дефлектор; 5 — щелевой канал для выхода воздуха; 6 — окно для подвода вторичного потока воздуха; О — без закручивания воздуха [131] ： I — сопло； 2 — дефлектор с отверстиями; 3. 4 — отверстия для подвода воздуха.Рис. 7.11. Схемы пневматических форсунок внешнего смешения с дефлекто** ром:а — с подводом жидкости по кольцевому каналу и закручиванием распиливающего агента [132]: / — кольцевой канал； 2 ——дефлектор; 3 *— торцевой зазор; 4 — шиек; 6 — с тангенциальным подводом жидкости: 1 — полая трубка； 2 — наконечник; 3 — коническая втулка с перфорированными стенками; 4 — дефлектор; в—дефлекторы с различными формами отражающих поверхностей； г — с двухсторонним подводом и закручиванием воздуха '[130]: / — шиек； 2 — сопло； 3 —конус; 4 дефлектор; 5 — щелевой канал для выхода воздуха; 6 — окно для подвода вторичного потока воздуха; О — без закручивания воздуха [131] ： I — сопло； 2 — дефлектор с отверстиями; 3. 4 — отверстия для подвода воздуха.

Рис. 7.11. Схемы пневматических форсунок внешнего смешения с дефлекто** ром:

а — с подводом жидкости по кольцевому каналу и закручиванием распиливающего агента [132]: / — кольцевой канал； 2 ——дефлектор; 3 *— торцевой зазор; 4 — шиек; 6 — с тангенциальным подводом жидкости: 1 — полая трубка； 2 — наконечник; 3 — коническая втулка с перфорированными стенками; 4 — дефлектор; в—дефлекторы с различными формами отражающих поверхностей； г — с двухсторонним подводом и закручиванием воздуха '[130]: / — шиек； 2 — сопло； 3 —конус; 4 дефлектор; 5 — щелевой канал для выхода воздуха; 6 — окно для подвода вторичного потока воздуха; О — без закручивания воздуха [131] ： I — сопло； 2 — дефлектор с отверстиями; 3. 4 — отверстия для подвода воздуха.

Рис. 7.11. Схемы пневматических форсунок внешнего смешения с дефлекто** ром:

а — с подводом жидкости по кольцевому каналу и закручиванием распиливающего агента [132]: / — кольцевой канал； 2 ——дефлектор; 3 *— торцевой зазор; 4 — шиек; 6 — с тангенциальным подводом жидкости: 1 — полая трубка； 2 — наконечник; 3 — коническая втулка с перфорированными стенками; 4 — дефлектор; в—дефлекторы с различными формами отражающих поверхностей； г — с двухсторонним подводом и закручиванием воздуха '[130]: / — шиек； 2 — сопло； 3 —конус; 4 дефлектор; 5 — щелевой канал для выхода воздуха; 6 — окно для подвода вторичного потока воздуха; О — без закручивания воздуха [131] ： I — сопло； 2 — дефлектор с отверстиями; 3. 4 — отверстия для подвода воздуха.

Распылитель содержит коллекторы с расположенными под углом соплами для подачи газа, между которыми имеется кольцевая щель для подвода жидкости. Струи распыливающего агента, истекающего из наклонных сопел, образуют два потока, между которыми подводится жидкость (рис. 7.10,г). Один поток —в виде сходящегося конуса — направляется в центральную зону факела распыливаемой "жидкости, а другой — в виде расходящегося конуса — в периферийную. Внутри конусов образуются зоны с пониженным статическим давлением, способствующим равномерному распределению капель вытекающей нз лце- ли жидкости по всему сечению факела.

Примеры форсунок внешнего смешения с дефлектором приведены на рис. 7.11. Форсунка, показа血ая на рис. 7.11, а, рабо- 172 • *

тает следующим образом: воздух, проходя по многозаходному шнеку, закручивается и встречается с жидкостью, поступающей по кольцевому каналу и торцевому зазору. Угол факела в виде полого конуса формируется углом конусности дефлектора.

Форсунка, показанная на рис. 7.11,6, испытана при сушке синтетических латексных полимеров. Правильный подбор дефлектора обеспечил высокую степень заполнения объема сучильной камеры факелом распыла.

На рис. 7.11, в показаны варианты дефлекторов с различной формой отражающих поверхностей. Видно, что эта форма существенно влияет на угол факела распыла. Опыты показали так- 1же, что изменение давления р аспыл ив ающего воздуха оказывает заметное влияние на дисперсность распыла. Например, при сушке распыливанием латекса полиметилметакрилата средний поверхностно-объемный диаметр частиц составляв 7 мкм при давлении 100 кПа, 6,15 мкм — при 200 кПа и 5,7 мкм — при 300 кПа. 、

Особенностью форсунок с дефлектором является ' незначительная зависимость дисперсности распыла от рабочей нагрузки по распыливаемой жидкости. В опытах |[185] эту нагрузку изменяли от 3,6 до 18 кг/ч, однако заметного изменения дисперсности обнаружено не было.

В двух других конструктивных схемах (рис. 7.11,а, О) сжатый воздух, поступающий для распыливания жидкости, распределяется на первичный и вторичный в соотношении примерно 3: 1, и струя жидкости омывается этим потоком. Двойной обдув улучшает тонкость распыла, так как при атом усиливается возмущающее воздействие воздуха на пленку и она распадается на очень мелкие частицы. В конструкции форсунки, показанной на рис. 7.11,2, вязкая жидкость поступает по центральному каналу и переходит в кольцевой зазор, образованный многозаход- ным шнеком с профилированной гайкой, установленными в средней части цилиндрической трубы. На конце цилиндрической трубы размещены конус и дефлектор, образуя кольцевой зазор. Воздух поступает в форсунку по центральному" каналу, а далее часть его (первичный воздух) проходит по шнеку. Вращающийся поток воздуха, выходя из сопла, увлекает за собой вязкую жидкость, предварительно ее распыливая. Дополнительное дробление осуществляется вторичным потоком воздуха, поступаю- 11цим через окно и центральную трубу. 、

Окончательно факел жидкости формируется воздухом, подаваемым через кольцевую щель, образованную конусом и дефлектором. Этот воздух не только обеспечивает дополнительное распыливание жидкости, но и предотвращает -попадание ее на дефлектор, т. е. в случае агрессивной жидкости предотвращает его износ.

На рис. 7.11,。изображена форсунка с подачей жидкости по Центральному каналу. Воздух подводится по двум боковым ка・ •Яалам и поступает в кольцевой зазор, образованный соплом и

Рис. 7.12. Схемы пневматических форсунок с пористым вкладышем {9]:。一цилиндрическим; б — коническим； I — корпус； 2 — сопло; 3 — вкладыш.Рис. 7.12. Схемы пневматических форсунок с пористым вкладышем {9]:。一цилиндрическим; б — коническим； I — корпус； 2 — сопло; 3 — вкладыш.

Рис. 7.12. Схемы пневматических форсунок с пористым вкладышем {9]:

。一цилиндрическим; б — коническим； I — корпус； 2 — сопло; 3 — вкладыш.

Рис. 7.12. Схемы пневматических форсунок с пористым вкладышем {9]:

。一цилиндрическим; б — коническим； I — корпус； 2 — сопло; 3 — вкладыш.

Рнс. 7.13. Схема форсунки с регулируемой фбрмоп факела:

,，?■ 9 — каналы для подвода жидкости и газа; 2 — колпачок; 4 — поршень; 5 — корпус*

7 — распределительный клапан; 8 — игла; 10 — головка.'

центральным стержнем. При этом часть его проходит через от- верстия, расположенные на концах дефлектора, увлекая за со- бой жидкость и предварительно ее распыливая. Дальнейшее формирование факела и дополнительное дробление капель осуществляется воздухом, подаваемым через отверстия, расположенные в дефлекторе вблизи сопла. Уменьшение дальнобойности факела достигается разделением потока воздуха на несколько мелких струй.'

Расход жидкости, форма и структура факела, распыленного такой форсункой, могут изменяться в широких пределах путем установки соответствующих сопел, выбором диаметров отверстий, диаметра и формы дефлектора.

У форсунки с дефлектором диаметром 100 мм, на концах которого расположено (в 2 ряда) 22 отверстия диаметром 1,5 мм, а вблизи сопла ——48 отверстий (по 24 в каждом ряду), при давлении подаваемой жидкости 30——40 кПа н давлении воздуха 400 кПа диаметр поперечного сечения факела составляет 2,5 м, а дальнобойность — 4 м.

У форсунки с дефлектором диаметром 120 мм (на тех же ре-， жимах) -диаметр факела достигает 1,5 м, а его длина =3 м・ При уменьшении диаметра дефлектора диаметр поперечного сечения факела значительно уменьшается, а его дальнобойность -возрастает. Так, при установке дефлектора диаметром 40 мм диаметр факела составляет 2,5—2,8 м, а его длина увеличивается примерно в 2,5 раза и составляет 8 м.

Опыты, выполненные при подаче вязкой агрессивной жидкости (полученной смешением фосфорной муки и фосфорной кис-

лоты в соотношении 1 :2,8; плотность смеси 1,5 г/см3), показали, что пневматическая форсунка, изображенная на рис. 7.11, а, обеспечивает расход жидкости до 2000 кг/ч, а форсунка с подачей воздуха по центральному каналу (рис. 7.11,0) —1500 кг/ч при удельном расходе воздуха 0,5—0,6 кг.

В последние годы появились пневматические распылители, обеспечивающие получение мелкодисперсных двухфазных жидкостных потоков н аэрозолей с диаметром капель 10—15 мкм.

На рис. 7.12, а изображена форсунка с цилиндрическим пористым вкладышем, на рис. 7.12,6 — с коническим вкладышем. Вкладыш изготовляют методом порошковой металлургии из гранул различного фракционного состава (0,5—0,12 мм). При выполнении вкладыша с уменьшающейся по длине зернистостью возрастает число микроструй двухфазного потока в выходном сечении вкладыша, что дополнительно повышает дисперсность распиливания примерно в 2 раза.一

При подаче в коллекторы компонентов, передаваемых"^ по микроканалам вкладыша, жидкость под действием обтекающего гранулы газа теряет сплошность и истекает с торца вкладыша в виде капель. Если жидкостной коллектор параллелен оси форсунки, а газовый перпендикулярен, предотвращается образование периферийной жидкостной пленки и обеспечивается、 спектр распыливания, близкий к монодисперсному.

В некоторых отраслях химической промышленности нашли широкое применение пневматические форсунки с регулируемой производительностью и формой факела. Подобные форсунки используют в ленточных сушилках для сушки каучука в порошке с целью уменьшения прилипания каучука к ленте. Одна из схем регулируемой форсунки представлена на рис. 7.13 (подробное описание характеристик этой форсунки дано в рабрте [127]).

Давление рабочей жидкости в форсунке определяется источником питания, а ее расход (при постоянном давлении подаваемой жидкости) — положением регулирующего колпачка. Расход жидкости может изменяться в достаточно широких пределах в зависимости от положения регулирующего колпачка форсунки и давления жидкости.

Форсунка позволяет изменять расход рабочей жидкости более чем в 20 раз ——от 5 до ПО кг/ч — при изменении давления

I подаваемой жидкости от 100 до 800 кПа.

Опыты показывают, что при расходе жидкости порядка 1 90 кг/ч и давлении воздуха 500 кПа медианный диаметр капель I составляет 40 мкм, а при давлении 600 кПа — 38 мкм. При I уменьшении расхода жидкости до 37 кг/ч размеры капель j уменьшились до 30 мкм (при тех же параметрах воздуха).

Глава 8

АКУСТИЧЕСКОЕ РАСПЫЛИВАНИЕ

РАСПАД ЖИДКОСТИ В ПУЛЬСИРУЮЩЕМ

ГАЗОВОМ ПОТОКЕ

В настоящее время нет четких представлений о механизме воздействия колебаний газовой среды на распад жидкой пленки или струи, вытекающей из акустической форсунки. Одни исследователи объясняют распыливание возникновением на поверхности жидкости капиллярных волн, вершины которых при достижении определенной амплитуды отделяются от поверхности жидкости в виде капель. По мнению других авторов, распыли- вание обусловлено возникновением кавитации с периодическим образованием во время пол у цикл а разрежения в пленке неболь- ших полостей, заполненных парами жидкости. Разрушение этих полостей во время пол у цикл а сжатия вызывает сильные ударные волны, разрушающие поверхность жидкости и приводящие к распыливаниЮ.

Экспериментально установлено,.что капиллярно-волновой гипотезой вполне удовлетворительно можно объяснить закономерности распыливания слоя жидкости ультразвуковыми колебаниями в диапазоне частот 13—3000 кГц. В области ультразвуковых колебаний частотой выше 3000 кГц процесс распнлнва， ния жидкости обусловлен наряду с капиллярно-волновыми эффектами еще и кавитацией. Расчеты [152] показали, что амплитуда ударной волны, возникающей при схлопывании кавитационного пузырька и распространяющейся в слое жидкости при частоте накладываемых колебаний 2 МГц, вызывает такое вертикальное смещение, которое может возбудить на поверхности жидкости стоячие капиллярные волны конечной амплитуды и вызвать образование капель. При уменьшении частоты колебаний амплитуда ударной волны уменьшается. Поскольку частоты накладываемых колебаний в форсунках с акустическими излучателями не превосходят нескольких сотен килогерц, по-види- мому, капиллярно-волновая гипотеза в данном случае наиболее приемлема.

Вместе с тем акустические волны (т. е. волны разрежения— сжатия) не могут непосредственно приводить к образованию капель. Действительно, если считать, что длина волны сравнима с диаметром капли, т. е. если 入右 d, то для образования капель диаметром 20 мкм (2-10~5 м) требуются частоты порядка с爪Q ^ 103/(2* 10~5) =50 МГц, в то время как известно, что при частотах в несколько кГц ультразвуковые распылители позволяют получать капли размером несколько микрон. Поэтому правильнее считать, что накладываемые извне колебания являются источником дополнительных возмущений, которые, в свою очередь» влияют на различные факторы, в том числе на уменьшение мас-

'рнс. 8.1. Схема течения жидкости и газа в акустической форсунке:

— схема растекания пленки； б — распределение скорости в жидкости; расчетная схема течения； а — нямененне профиля скорости в жид- .костн.

I шта 6 а тур булентности, увеличение частоты поверхностных колебаний и [на другие факторы, прн- (водящие к распаду струй 1(пленок) жидкости, что [улучшает качество рас- тыливания.

Е Существуют две гнпо- ггезы, объясняющие механизм генерации звуковых 1колебаний. Согласно первой, основанной на ре- [лаксации колебаний скачка уплотнения [78], взаи

модействие постоянно существующего потока газа и периодически действующего обратного потока (вызванного опорожнением резонатора) приводит к пульсации газа между резонатором и 卜каиком уплотнения. Автор второй гипотезы [116], эксперимент

жтально исследовав явления, происходящие в струе при ее тормо- 1жении, показал, что возникновение автоколебательнога процес- ■са носит резонансный характер.

Независимо от причин возникновения звуковых колебаний ггазового потока его акустическая энергия и интенсивность воз- I действия ее на жидкость в значительной мере определяются кон- Iструкцией распылителя.

Согласно теории Линя [204], при наложении внешних коле- "баний на струю жидкости пульсации пограничного слоя пронс- .ходят со сдвигом по фазе и с большей частотой, чем возмущающие колебания. Можно также показать, что наложенные (пульсации изменяют осредненный профиль скоростей.

В работе [57]，проанализирована потеря устойчивости жид* кой пленки при воздействии на нее пульсаций окружающего га- • за применительно к акустической форсунке со струйным из луча- Отелем. В устье излучателя, вблизи которого образуется жидкая Г Пленка, пульсациойные.изменения претерпевает как скорость га- ,за, так и его давление. Между ними имеется определенная взан- Мосвязь, которую можно установить, решив газодинамическую Задачу о течении вблизи устья излучателя.

На рис. 8.1 показана схема течения жидкости и газа в акустической форсунке. Жидкость, вытекающая из цилиндр ических сопел форсунки (рис. 8.1,。), растекается по поверхности «гриб-

ка》в виде устойчивой тонкой пленки. Пленка, стекая с <гриб- ка》，подвергается воздействию пульсирующей скорости газа 砌г(т) и разрушается, образуя капли. Возможны и другие способы образования тонкой пленки, например при помощи щелевых сопел или в результате сталкивания цил ин др ическ их струй.

Авторы работы <[57] проанализировали возможные случаи потери устойчивости пленки.

Пленка толщиной h подвергается воздействию пульсирующей скорости газового потока с обеих сторон. Такой случай, по-видимому, не встречается в схемах акустических форсунок, однако представляет общий интерес.

Длина волны на поверхности пленки мала по сравнению •с толщиной пленки, поэтому рассматривали воздействие пульсирующей скорости на поверхность раздела. При этом исследовали влияние на устойчивость пленки градиента скорости жидкости (или вязкости жидкости).

На рис. 8.1, б, г буквами ^жЬ wr и г^ж2 обозначены скорости таза и пленки; их течение принято потенциальным. Используя граничные условия на поверхностях раздела y=±h. авторы [57] получили следующие соотношения.

Равенство нормальных составляющих скорости:

七R1

0t]

d ^Ж1•.

отри % = А

(8.1)

0т)

丄川

wr

дх

一 ду

•

比

丄死

-

^Ы1

дх

+ 0T

一 ду

при ¥ = —А

•

・(8.2)

死

,死

^*Ж2

т От

-N

Равенство разности давлений в жидкости и газе силе поверхностного натяжения:

.при у = АР「— РЖ1 = о 五2(8.3)

при y=-^hРЖ1 — Р*2= с ~^~(8・4)

Давление при возмущенном движении вычисляется из интеграла Лагранжа — Коши:

p=-p(全+加勤(&5)

Здесь Ф — потенциалы скорости возмущенного движения:

①*i = g(4+丿+ £e-杪)；5 = gC£一丝①M2 = gо或y -(&6)

В уравнениях (8.1)——(8.6) g=ei詠* (где k=2nlL — волновое число; L — длина волны возмущения); п н g — отклонения поверхностей раздела от равновесного положения:

X = gE,E=gF(8.7)

Буквами Л, В, С, D,瓦 F обозначены функции времени.

Подставляя в граничные условия (8.1) — (8.4) соотношения (8.5)—(8.7), авторы получили следующую систему уравнений (штрихи — производные по времени):

-ikwxlE + Е' = kekhA — кет^в

ikw『E * Е' = —ke-khC

рж [或〃'+ е-А&в，+ i 龙&о】(或 S + е-ллВ)]—

—рг (e-а'с' + 而阡/同e)= _0諸еГ

(8.8>

i 妊ж/ + F' = ke-^hA — kekhBiku)X2F = ke~khD

LРж (e-姫D' + ikw^hD)~ рж [e~^ + e^B'+

+ 1^шж (e~khA + eAA§]= 一。论2尸

Решая систему уравнений (8.8) для несимметричных и симметричных колебаний, авторы [57]| определили значение волнового числа, которое соответствует наиболее быстро растущему возмущению, и, следовательно, длину волны наиболее неустойчивого возмущения и размер капель. Пульсации скорости существенно изменяют характер распада жидкой пленки и приводят к уменьшению размеров капель, так как положение мак-、 симума дисперсионной кривой при наложении пульсаций смещается в сторону больших волновых чисел (или малых разме- ров капель). Расчетным путем установлено, что в исследован* ном диапазоне чисел Вебера волновые числа максимально не- устойчимых возмущений am, соответствующие наиболее быстро растущим возмущениям, одинаковы как для несимметричных> так и для симметричных возмущений.

Авторами [57] была рассмотрена линейная задача о потере устойчивости пленки при воздействии пульсирующей скорости газа и наличии градиента скорости жидкости. Влияние вязкости жидкостной пленки учитывалось введением градиента скорости 9 (рис. 8.1,8). Как известно, влияние вязкости на распад пленки можно рассматривать двояко. Во-первых, вязкие силы приводят к изменению основного течения, образуя на поверхности пленки пограничный слой, что изменяет условия волнообразования. Во- вторых, вязкие силы непосредственно влияют на развитие возмущений при заданном профиле скорости основного течения. Однако, как показано в работе [187], для не очень вязких жид-- Костей непосредственное влияние вязкости на размеры капель очень мало, поэтому влияние вязкости и оценивается значением

гРадиента скорости.

12^

Влияние пограничного слоя, образующегося на пленке со стороны газа, оценивается следующим образом. При обтекании лленки пульсирующим газовым потоком на ее поверхности образуется вихревой слой, толщину которого определяют по формуле

А « 1,9 ]k2v/(o(8.9)

Для воздуха при(d= 1,3* 105 с-1 А = 2,5 мкм; следовательно, таким пограничным слоем можно пренебречь.

Показано далее, что распад пленки вязкой жидкости может не завершиться в зоне действия пульсирующего газового потока, что приведет к ухудшению дисперсности распыливания.

При воздействии на жидкостную пленку пульсирующего дав- -ления для получения капель одинакового радиуса амплитуда пульсаций давления должна быть больше скоростного напора, вычисленного по средней скорости..

Зависимости безразмерной скорости разрушения пленки и безразмерного диаметра капель от основных критериев, определяющих соотношение скоростей пленки и газа, их вязкостей и частоты пульсаций пок азы в а ют, что увеличение числа Струхаля Sh (частоты пульсаций) приводит к резкому уменьшению скорости разрушения пленки. Увеличение вязкости жидкости вызыва- ■ет аналогичные изменения.

Полученные [57] результаты целесообразно использовать ■ля приближенной оценки области неустойчивости жидкостной пленки при акустическом распыливании и вероятного размера капель. Установить количественные связи можно только эмпирическим путем.

82・ КЛАССИФИКАЦИЯ ФОРСУНОК

Все акустические форсунки отличаются между собой типом генератора акустических колебаний и делятся на пять основных групп: форсунки без стержней; со струйным излучателем Гартмана; со статическим или динамическим генератором; с вихре- -.вым генератором.

Форсунки с вихревым генератором (вихревые) конструктивно не отличаются от центробежных; генерация акустических колебаний осуществляется в результате пульсации образующегося на оси генератора вихря, давление в котором меньше атмосферного.' Поскольку генератор • соединен с атмосферой, происходит выравнивание давлений благодаря подводу из окружающей среды газа, скорость которого под действием вращающегося жидкостного потока увеличивается до скорости пограничного слоя, образуемого ядром вилря. Давление в центре вихря уменьшается до некоторой отрицательной величины, й цикл повторяется. В вихревых генераторах создаются акустические колебания небольшой интенсивности; их к. п. д. не превышает 3%.

'ис. 8.2. Газоструйиый излучатель Гартмана:

—распределение давления в потоке воздуха; б — фотография потока.

Наиболее перспективны форсунки со струйным излучателем Гартмана (газоструйные форсунки), обеспечивающие распыли- вание значительных количеств жидкости при малых давлениях подачи. Они характеризуются широким диапазоном регулирования производительности, высокой интенсивностью акустических колебаний, высоким к. п. д. генератора, простотой конструкции и надежностью в эксплуатации.

Отличительная особенность газоструйных форсунок ——генерация колебаний при встрече пряместруйного потока распиливающего агента, вытекающего из сопла или группы сопел, с преградой, выполняемой чаще всего в виде одной или нескользких полостей, называемых резонансными и обращённых открытым входом навстречу потоку. Акустическое поле создается газоструйным излучателем путем преобразования постоянного дав- 力енил газа в переменное звуковое. Энергия высокочастотных колебаний подводится к жидкости со стороны воздуха (газа или пара).

Принцип действия распылителей с газоструйным излучателем Гартмана основан на том? что вытекающий из сопла под Давлением выше 90 кПа воздух имеет скорость, превышающую скорость распространения в нем звука. В этом случае распределение давления в потоке воздуха, истекающего из сопла, на различных расстояниях от его среза периодически меняется, как показано на рис. 8.2, а. Периодическое распределение давления отчетливо видно на фотографии воздушного потока, полученной Теневым методом. Периодичность проявляется здесь в виде повторяющихся светлых участков; они соответствуют тем точкам, в окрестностях которых меняется оптический.показатель пре- ^омления. Участки, обозначенные на рис. 8.2,6 (aiby, а2&2 и Т・ д.), на которых давление возрастает, неустойчивы. Устанав- ^ивая на этих участках излучатель объемом Vp, работающий

как резонатор, можно излучать в окружающую среду звуковые волны. При этом возникают колебания» под действием которых воздух периодически поступает под избыточным давлением в резонатор, а затем выталкивается из него. Частота колебаний воздуха и, следовательно, частота излучаемых звуковых волн определяется размерами полости резонатора (рис. 8.2,6)—глубиной Л, диаметром d и расстоянием между соплом и резонато- Роm I. 一一

8.3. ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ ФОРСУНКИ -

НА ЕЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ.

РАСЧЕТ ФОРСУНОК

Влияние геометрических размеров акустической форсунки на ее характеристики и выбор оптимальных значений этих размеров рассмотрим на примере газоструйной форсунки (рис. 8.3). Опыты проводили при давлениях подачи воздуха от 0,25 до 0,4 МПа. Диаметр сопла для подвода распыливающего агента dc изменяли от 2 до 3,5 мм, число сопел и — от 11 до 17, диаметр окружности, описывающей центры сопел для подачи распиливающего агента, & — от 13,5 до 15 мм, диаметр резонирующей полости dp — от 17 до 23 мм.

К. п. д. генератора рассчитывали по зависимостям, определяющим отношение геометрических размеров узла генератора к диаметру сопла:

不=/(耳，％, Ап,句，А^ (8.10)

где 4九 ^=九/&：；々6 —■ &)/dc； ^n === do/(/zdc); 財 ^= Z/dc；丸d^5 ds/dc параметры, выражающие соответственно относительные глубину и зазор резонирующей полости, число сопловых отверстий, расстояние от сопла до резонатора и диаметр стержня.

Рнс. 8.3. Схема экспериментальной газоструйной форсунки:

/ — сменное сопло; 2 — сопловое отверстие； 3 — резонатор; 4 — дно резонатора.

182*

Мощность излучателя определяют по известной формуле, справедливой при осевой симметрии излучения:

л

(8.П)(8.П)w = •空―2№ J Ф2 (a) sin adaо

(8.П)

(8.П)

где Ро — эффективное значение звукового давления по оси излучения на расстоянии г от излучателя; Ф(а)=Ра/Ро； Ра — текущее значение звукового давления в измеряемой точке под углом а к- оси излучения; рс — акустическое сопротивление.

При г и др а вл ическ их исследованиях центробежного завихрителя газоструйной акустической форсунки определяли коэффициент расхода и угол выхода жидкостной пленки в зависимости от изменения геометрических размеров проточной части (рис. 8.3 и табл.'2) и параметров подачи распиливаемой жидкости и энергоносителя.

Опыты проводили в автомодельном режиме истечения, который х ар актер изуется независимостью расхода жидкости от ее физических свойств и наступает при Re>1800. Использовали завихрители средней производительности с /?Кз = 0,018 м. Генератор имел постоянные параметры:尼立=0,42, k^ = 1,2, fed=3,0 и переменные:尻=0,3—3,5,財=1,3—3,0. Для каждого значения kn и ki определяли угол факела в зависимости от изменения давления жидкости и р аспыл ив ающего агента.

Зависимость медианного диаметра капель от толщины жидкостной пленки устанавливали с помощью центробежного завихрителя с входными каналами различных диаметров.

Акустические характеристики форсунки. Из графика (рис. 8.4, а) следует, что на к. п. д. генератора существенно влияет

Таблица 2. Интервалы изменения геометрических параметров завихрителей

Параметр

Формула

Интервал ' изменения

Геометрическая характеристика завнхри-

(&Rc) / (МвхГ2вх)

4,6—24,0

теля■

Характеристика конструктивного коэф-

吋伸

<1

фицнента живого сечения завихрителя Коэффициент закручивания

R/Rc

0,64-1,00

Характеристика входа*

厶/&

0,45--1.03

Коэффициент длины сопла

/JI

0,19 ―-1,00

Коэффициент высоты камеры закручнва-

Ккз/力КЗ

3,6—9,0

иия

Коэффициент радиуса камеры закручи-

Rk3，Rbx

,1,/5—2,44

вания

Коэффициент длины жидкостных кана-

Lbx/bx

3,2—6,3

лов

Число жидкостных каналов

〃вх

2； 4; 6

• d§ — эквивалентный диаметр жидкостных каналов.

Рнс. 8.4. Зависимость к. и. д. генератора от параметров «:

0一"=尸(AQ; 6 一"=尸(%) h "=f伐6); 8 一T]=FS[).

параметр 々尼 определяющий глубину резонирующей полости. Так, с увеличением этого параметра от 1 до 3,5 к. п. д. возраста- ет от 2 до 13% при изменении kh в узких пределах—— от 0,4 до 0,44. При 呪=3,5 значение к. п. д. исследуемого генератора максимально.

На рис. 8.4, б приведены зависимости к. п. д. генератора от параметров kd и 左，определяющих соответственно относительный диаметр стержня резонатора и зазор резонирующей полости. Из рисунка видно, что к. п. д. уменьшается с увеличением kd и достигает максимального значения при 々d=2,8. Из рисунка следует также, что к. п. д. генератора достигает максимального значения при & = 1,25 и снижается примерно в 2 раза при 々о = =1,75.

Отметим, что при исследовании влияния параметра 々о целесообразно рассматривать соотношение кольцевых зазоров резонирующей полости и сопла, т. е. ^6 = 6P/SC. В этом случае для большинства форсунок оптимум 々о находится в интервале 2,3—— 2,6 [153].

К. п. д. генератора при изменении fe (рис. 8.4,8)от 2 до 2,5 и давлениях газа перед соплом Рр=0,25—0,4 МПа остается низким, а при 左z=2,5—4 возрастает примерно в пять раз. Изменения Рр оказывают незначительное влияние. Это создает возможность получения необходимой мощности звука с максимальным к. п. д. при достаточно низком давлении.

Кроме, рассмотренных выше параметров, на к. п. д. генератора заметно влияет уступ, образующийся между сопловым отверстием и стержнем. Максимальный к. п. д. в исследованной

схеме форсунки получен при расположении сопловых отверстии на диаметре & =心+1,4厶.

Наличие максимальных значений параметров на графиках (рис. 8.4, а, б) объясняется, по-видимому, эффективностью использования объема резонансной полости. При 在九>0,44 и feo > >1,3 газовый поток частично заполняет резонансную полость, создавая малое противодавление и снижая генерацию. При малых значениях kn и малом уступе генератор струйного типа максимально приближается к стержневому с кольцевой щелью, в котором при оптимальном значении Н значительная часть струи обтекает резонатор, не участвуя в генерации. Снижение или прекращение генерации колебаний при увеличении относительного диаметра резонирующей полости можно объяснить следующим. Расширение кольцевого потока газа направлено только к периферии, так как центральная его часть ограничена стержнем. Вследствие этого линии тока отклоняются от осевого направления (и тем больше, чем дальше они расположены от центра), вызывая турбулизацию потока в резонирующей полости и уменьшая воздействие на скачок уплотнения возмущений потока, отраженного от донышка резонатора.

Влияние положения резонирующей полости на частоту колебаний и уровень звукового давления. При выходе из сопловых отверстий газовые струи приобретают ячеистую структуру, причем длина каждой ячейки зависит от диаметра соплового отверстия de и давления газа. На определенном расстоянии от отверстий в области понижения давления газовые струи сливаются в единый кольцевой поток со своей ячеистой структурой, причем длина ячейки определяется уже не диаметром соплового отверстия, а соизмерима с диаметром сопла е/*с=^о+^с (с учетом диаметра стержня), рассчитанным для обычного стержневого генератора. Это предположение подтверждается графиками на рис. 8.5, из которых видно, что с увеличением Z и Л частота акустических колебаний уменьшается, а с увеличением давления Рр и уменьшением Л — возрастает.♦

На рис. 8.6На рис. 8.62+无(от соп-2+无(от соп-ные характеристики в зависимости от расстоянияные характеристики в зависимости от расстоянияпоказаны уровни звукового давления и частот-

На рис. 8.6

На рис. 8.6

2+无(от соп-

2+无(от соп-

ные характеристики в зависимости от расстояния

ные характеристики в зависимости от расстояния

ла до дна резонатора). Повышение уровня звукового давления в момент увеличения частоты можно, на наш взгляд, объяснить двояко. С удалением дна резонирующей полости возникает второй скачок уплотнения; расстояние от дна резонирующей полости до второго скачка меньше, чем до первого, и частота его колебаний больше; мощность же колебаний увеличивается благодаря действию двух скачков. -

С увеличением расстояния Z+无 происходит образование вто- грой ячейки (повышение частоты), и генерация наблюдается при Расположении резонансной полости в области пониженного давления. Возникновение генерации в этой зоне можно объяснить сменой фазы понижения давления фазой повышения давления в резонирующей области. В фазе понижения давления сверхзву-

Рнс. 8.5. Зависимость частоты колебаний от / (расстояние от сопла до резонатора) и Рр (давление воздуха перед соплом) [47]: черные точки — f=F(/), Р=0.4 МПа; светлые точки — f=F(Pp). /=4 мм.

Рис. 8.6. Зависимость уровня звукового давления (черные точки) н частоты колебаний (светлые точки) от расстояния 4+Л (от сопла до дна резонатора).

ковая струя достигает дна резонирующей полости, при этом волны разрежения отражаются от дна в виде волн сжатия, и наступает вторая фаза — повышение давления.

Гидравлические характеристики форсунки. На рис. 8.7 приведены зависимости коэффициента расхода от геометрической характеристики завихрителя. Цифрами I—6 обозначены зависимости, объединяющие завихрители с постоянным параметром d』R； 7~"9 — зависимости, объединяющие завихрители с постоянным параметром R/艮；10—14 — зависимости, построенные по формуле для расчета среднего диаметра капель.

Как следует из графика, опытные точки хорошо описываются соответствующими прямыми линиями. Наблюдается четкое расслоение прямых как по значению коэффициента закручивания (7—9), так и по значению характеристики входа (/—6)・

Расслоение кривых по R/Rc=const получено также в работе [193], где обобщены данные исследований центробежных форсунок и получена эмпирическая формула для определения коэффициента расхода, которая при автомодельном режиме течения жидкости имеет вид: .

' H=4-,J9/W°-78 (8.12)

Из сравнения прямых 10—14, рассчитанных по этой формуле, и экспериментальных данных видно, что формула описывает значения коэффициентов расхода лишь в определенном интервале геометрической характеристики, не охватывая весь диапазон возможного ее изменения.

Коэффициент расхода для исследуемого типа завихрителя можно вычислить, используя зависимости (8.13), (8.14).

Из анализа течения жидкости в центробежной форсунке больших геометрических размеров получена незамкнутая систе-

ма уравнений, описывающая зависимость коэффициента расхода от геометрической характеристики форсунки в виде семейства кривых. Для однозначного решения уравнений авторы [159] предлагают использовать радиус закручивания н диаметр входных каналов, связывая расслоение кривых с различными значениями коэффициентов гидравлических потерь во входных каналах.

При обработке опытных данных использованы зависимости как для R/Rc=const, так н для d9//?=const. В первом случае получено следующее уравнение для определения коэффициента расхода завихрителя:

Ц=(0,24 + R/7%)認8/-0.96(8.13)

Во втором случае в пределах исследованного изменения геометрических размеров завихрителей опытные значения коэффициентов расхода в логарифмических координатах согласуются с закономерностями (рис. 8.7, прямые I—6), рассчитанными по уравнению [47]:-

'ц= 1,1 (d^Rj-^A-1^(8.14)

• Среднекв а др этичное отклонение значений, рассчитанных по уравнению (8.13), составляет 2,6%, а по уравнению (8.14)— 2,1%.°

Учитывая, что точность сравниваемых уравнении оказалась высокой и достаточно близкой, а также то, что расчет по уравнению (8.14) требует итераций (в правую часть входит искомая величина d?), для практических целей следует рекомендовать выражение (8.13).

Влияние размеров завихрителя и режима течения жидкости на угол выхода жидкости пленки. Установлено, что на угол выхода пленки влияют как конструктивные, так и режимные параметры. Замечено, что с увеличением давления подачи жидкости

Рнс. 8.7. Зависимость коэф- Фицнента расхода от гео「 Метрической характеристики завихрителя:-7,6

— при rf3Z/?=const; 7—9 —

11PH 10R/Rc=const; 10—14—по т7 Формуле для расчета среднего ‘ диаметра капель.

戶

Рнс. 8.8. Зависимость порогового значения числа Rea от геометрической характеристики завихрителя.•

Рмс. 8.9. Зависимость коэффициента режима течения от числа Ren-

угол пленки для каждого завихрителя растет до определенного значения 为，соответствующего максимальному значению угла Для данного завихрителя. С учетом сказанного угол выхода жидкостной пленки из завихрителя можно определить по формуле

«п= ₽«о (8.15) где р ——коэффициент, учитывающий режим течения жидкости в завихрителе (в<])・

Опытные точки, найденные (с погрешностью 土5%) по выражению (8.15), хорошо описываются зависимостью

% = 984。卩2 (R/&)。，疝(Ккз/"кз)°，°4 (8.16)

Уравнение (8.16) не учитывает влияния относительной длины сопла и справедливо при /С/Ос=0,5. При увеличении IjDc в два раза по сравнению с этим значением а()снижался менее чем на 6%, а при уменьшении в два раза оо возрастал более чем на 11%. Именно поэтому в качестве оптимального было выбрано отношение 厶以=0,5・

Выявление зависимости угла выхода пленки ап от режима течения жидкости в завихрителе состояло из определения порогового значения числа Рейнольдса Ren, при котором не наблюдалось увеличение угла.

Зависимость Ren от геометрической характеристики завихрителя показана на рис. 8.8. Из графика видно, что с увеличением А растет значение Ren, и зависимость приблизительно описывается линейным уравнением. При обработке опытных данных получены коэффициенты этого уравнения, согласно которым формула для определения порогового значения числа Рейнольдса имеет вид:

. Кеп=(53 + Я)103 (8.17)

Полученные в опытах значения р представлены на рис. 8.9 и описываются уравнением (8.18). Для определения толтннН

идкостной пленки принята [78] зависимость (8.19).

Ip=0,33Re0.i (8.18)6=b&/2 V 丁(8.19>

К. п. д. завихрителя 不 может быть приближенно определен н$ работы [193]; для завихрителя акустической форсунки т)= 0,83. Тогда формула (8.19) примет вид:•

6 = 0,55*с(8.20>

С учетом соотношения (8.20) можно рассчитать толщину кольцевого потока жидкости в сопле t и, следовательно, радиус воздушного вихря в сопле rm:

cos (an/2)- = cos (а“2)(8'21>

卜'm = . _' = Rc [1 — cos'(a；/2) ](8.22>

i, С учетом выражения (8.22) уравнение для определения ко- ффициента живого сечения примет вид:

(8.23>(8.23>Г 0,55R

(8.23>

(8.23>

中=1一11_ сз(ап/2)

Погрешность вычисления коэффициента живого сечения по /тому уравнению составляет около 20%..

Форма факела. Визуальными наблюдениями установлено, 1то факел приобретает однородную структуру только при значениях угла выхода жидкостной пленки из завихрителя ап» меньших или равных корневому углу распыленной жидкости ар. При ctn>Qp наблюдаются два конуса распыливания (рис. 8.io,a): один внутри (область мелкодисперсного распыливанияг с углом ар), другой снаружи (область крупнодисперсного распыливания с углом <хп).

Влияние конструктивных характеристик выходной части форсунки на факел распыленной жидкости рассмотрено при уста-'

Рис. 8.10. Фотография факела распыленной жидкости: ° — “рн ап>ар; б — при ар> 100°. “Рис. 8.10. Фотография факела распыленной жидкости: ° — “рн ап>ар; б — при ар> 100°. “

Рис. 8.10. Фотография факела распыленной жидкости: ° — “рн ап>ар; б — при ар> 100°. “

Рис. 8.10. Фотография факела распыленной жидкости: ° — “рн ап>ар; б — при ар> 100°. “

Рис. 8.11. Зависимость корневого угла фа- кела от параметра 修 при различных давлениях распиливающего агента.

новке сопла завихрителя в корпусе форсунки с плоской торцевой поверхностью и при применении вьь !пуклых конусных сопел. Показано, что при малых значениях угла ар форма наружной поверхности сопла завихрителя не влияет на однородность факела. Однако при ар>100° наблюдается осаждение капель на

~ плоской торцевой поверхности форсунки и отрыв крупных капель от смоченной поверхности (рис. 8.10,б). Осаждение капель при больших значениях ар прекращается при угле конусности наружной поверхности сопла меньше 90°.

Установлено, что при постоянном зазоре резонансной поло- сти (в диапазоне изменения исследованных конструктивных параметров, давлений рабочей жидкости и распиливающего агента) на корневой угол аР оказывают влияние параметр длины от сопла до резонатора ki и давление распиливающего агента. Давление рабочей жидкости и параметр глубины резонансной полости не влияют на корневой угол факела.

Зависимость корневого угла факела аР от параметра ki и давления Рр представлена на рис. 8.11. Как видно из графика, угол факела распыленной жидкости увеличивается с уменьшением ki и увеличением Рр. Устойчивая работа форсунки наблю- далась при ар^ 160°. При больших углах незначительные колебания давления р аспыл ив а ющего агента приводят к тому, что ■факел принимает обратную форму, распыливаемая жидкость на

правляется от резонатора в сторону сопла.

Дисперсные характеристики. Чтобы охарактеризовать качество распыливания жидкости акустическими форсунками, рассмотрим зависимость медианного диаметра капли от отношения расхода воздуха, затрачиваемого на распиливание, к расходу жидкости, пропускаемой через форсунку. На графике (рис. 8.12) нанесены приведенные в литературе данные измерений дисперсности распыливания жидкостей акустическими форсунками в зависимости от их конструктивных схем и полученные в работе [47] данные для исследованных схем форсунок. Как видно, большая часть точек укладывается в полосу, для которой разброс по медианному диаметру составляет 200—250%.

Исследования показали, что медианный диаметр капель определяется толщиной жидкостной пленки и не зависит от рас- хода жидкости. Так, увеличение расхода жидкости от 0,13 Д° 0,31 кг/с в результате повышения ее давления перед завихрителем от 10 до 80 кПа при неизменном давлении распыливаю- тцего воздуха Рр=0,5 МПа не привело к. увеличению медианно-

го диаметра капель. Этот вывод подтвержден и в работе [151]» из которой следует, что при постоянной производительности форсунки медианный диаметр капель в интервале давлений воздуха от 150 до 350 кПа остается постоянным. Увеличение расхода жидкости прл том же изменении давления воздуха приводит к росту медианного диаметра капель до 130—150 мкм. Распре

деление капель по сечению изменяется незначительно.

• Эффективность воздействия распыливающего агента на жидкостную пленку зависит от акустической мощности, влияние которой на процесс распиливания в 40 раз больше, чем влияние

аэродинамических сил.

На рис. 8.13 представлены графики зависимости среднего размера' капель от акустической мощности генератора 旣 и толщины жидкостной пленки б. Размер капель 〃к определен по уравнению rfCp=f(6), полученному при 1Га=213 Вт. Приведенные на графике зависимости удовлетворительно описываются уравнением d^p=Db0^4/Wa0t51 (где D — коэффициент, зависящий от равномерности пленки, отношения углов ар и ап и размеров торцевой части форсунки; для оптимального варианта £)= 193* •I”.

Кроме перечисленных факторов на качество распыливания жидкости акустическими форсунками влияют диаметр и число отверстий для подачи жидкости в зону распыливания. Так, при изменении производительности форсунки от 42 до 660 кг/ч и ди- аметра отверстий для подачи жидкости от 0,8 до 2,1 мм средний размер капель увеличивается от 65 до 160 мкм. При неизменных отношениях Gb/G*, несмотря на увеличение диаметра отверстий, рост среднего диаметра капель не наблюдался, а увеличение числа отверстий вело к росту dMt что, по-видимому, является результатом торможения воздушного потока и, следовательно> уменьшения кинетической энергии струи. Вероятно, для повн-

Рнс. 8.12. Зависимость медианного диаметра капель от отношения массовых Расходов воздуха и жидкости СВ/6Ж для акустических форсунок различных конструкций (форсунки со стержнями, с радиальной подачей воздуха, двусторонние).Рнс. 8.12. Зависимость медианного диаметра капель от отношения массовых Расходов воздуха и жидкости СВ/6Ж для акустических форсунок различных конструкций (форсунки со стержнями, с радиальной подачей воздуха, двусторонние).

Рнс. 8.12. Зависимость медианного диаметра капель от отношения массовых Расходов воздуха и жидкости СВ/6Ж для акустических форсунок различных конструкций (форсунки со стержнями, с радиальной подачей воздуха, двусторонние).

Рнс. 8.12. Зависимость медианного диаметра капель от отношения массовых Расходов воздуха и жидкости СВ/6Ж для акустических форсунок различных конструкций (форсунки со стержнями, с радиальной подачей воздуха, двусторонние).

明叔冬4明叔冬4-47-3、6-75-苗4乜3 Lg 力-47-3、6-75-苗4乜3 Lg 力Рис. 8.13. Зависимость размеров капель от толщины жидкостной пленки 6 (I) и от акустической мощности генератора % (II):」一Рр=0.5 МПа, dcp=115 мкм, %=90 мкм, dmax=220 мкм, Л =2; Z/—^Pp=0,3 МПа, &р=150 мкм, %=100 мкм, dmax=260 мкм. Л=*2.Рис. 8.13. Зависимость размеров капель от толщины жидкостной пленки 6 (I) и от акустической мощности генератора % (II):」一Рр=0.5 МПа, dcp=115 мкм, %=90 мкм, dmax=220 мкм, Л =2; Z/—^Pp=0,3 МПа, &р=150 мкм, %=100 мкм, dmax=260 мкм. Л=*2.

明叔冬4

明叔冬4

-47-3、6-75-苗4乜3 Lg 力

-47-3、6-75-苗4乜3 Lg 力

Рис. 8.13. Зависимость размеров капель от толщины жидкостной пленки 6 (I) и от акустической мощности генератора % (II):

」一Рр=0.5 МПа, dcp=115 мкм, %=90 мкм, dmax=220 мкм, Л =2; Z/—^Pp=0,3 МПа, &р=150 мкм, %=100 мкм, dmax=260 мкм. Л=*2.

Рис. 8.13. Зависимость размеров капель от толщины жидкостной пленки 6 (I) и от акустической мощности генератора % (II):

」一Рр=0.5 МПа, dcp=115 мкм, %=90 мкм, dmax=220 мкм, Л =2; Z/—^Pp=0,3 МПа, &р=150 мкм, %=100 мкм, dmax=260 мкм. Л=*2.

шения производительности форсунки более целесообразно увеличивать не число, а диаметр отверстий, что обеспечит более надежную эксплуатацию форсунки и необходимое качество рас-- пыливания.

На основании проведенных исследований получены [47]' зависимости, позволяющие рассчитать акустическую форсунку со струйным генератором Гартмана. К ним относятся рассмотренные ранее уравнения (8.13)——(8.20), а также приведенные ниже уравнения:

〃с=3,3 + 9・16-4"с.

d°=7：10-3+l,4dc几вх%/ 4f9/冗d°=7：10-3+l,4dc几вх%/ 4f9/冗'；--7-10-3

d°=7：10-3+l,4dc

几вх

%/ 4f9/冗

d°=7：10-3+l,4dc

几вх

%/ 4f9/冗

■= 0,42%—1,4

R = Rbx sin В cos 0

% = бж/р^ 2Pж/рж

ьу = V2Рж/ржDp = d。-1~ de- h = 3,£dc

84 КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ ФОРСУНОК

Акустические форсунки представляют собой конструктивное соединение источника акустических колебаний (ген ер атор а - излу- чателя) и устройства для подвода жидкости.

Форсунки со стержневым (струйным) излучателем Гартмана. Сопло форсунки, показанной на рис. 8.14, а, выполнено в виде двух усеченных конусов, обращенных вершинами друг к дрУ" гу и соединенных между собой цилиндрическим участком. Отношение площади сечения газового канала у выхода сопла ,

192

a6

■Рис. 8.14. Форсунки co стержневыми излучателями Гартмана:

—no данным [144]； / — корпус; 2 — выходное сопло; 3 — резонатор； б — по данные М|138]: / ^- жидкостное сопло; 2 — газовое сопло; 3—резонатор; 4 — стержень.

площади сечения цилиндрического участка равно 1,5, что IВ обеспечивает ускорение сжатого газа до сверхзвуковой скоро- Астн. Жидкость подводится по кольцевому периферийному кана- Клу, под некоторым углом вводится в газовый поток до его выхода из сопла и затем растекается по внутренней стенке газового J сопла, образуя периферийную пленку, толщина которой зависит Lot давления газа. При уменьшении давления сечение сопла уменьшается, так как увеличивается толщина пленки. Таким :образом, сопло со стенками, образованными жидкостной плен- • кой, является саморегулируемым, что позволяет поддерживать ^постоянное число М и давление потока газа, создаваемое соп- I Акустические колебания в форсунке генерируются направле- Ирием сверхзвукового потока газа из сопла в резонансную по- lyiocTb, отстоящую от среза сопла на расстоянии одной длины К волны или 3/2 длины волны излучаемых колебаний.

На рис. 8.14, б показана схема форсунки, в которой распы- IВливающий агент подается в центральную часть форсунки, по- I Вступает в полость, образованную стержнем и соплом, и через [.кольцевую щель вытекает в резонирующую полость, закреплен- М*ную на конце стержня. Между резонирующей полостью и соп- |Нлом генерируются акустические колебания. В зону акустических |Иколебаний жидкость подается, через отверстия, расположенные вокруг сопла для подвода распыливающего агента.

♦ В форсунках с излучателем Гартмана используются генера* 1Иторы с соплами и резонирующими полостями различных форм в различных сочетаниях. На рис. 8.15 приведены некоторые .схемы таких форсунок.

Рис. 8.15, а иллюстрирует применение кольцевого сопла и ци- И л и ндр ической резонирующей полости. Наиболее благоприятные ■Условия для движения газа созданы в генераторе, показанном рис. 8.15,6. Генератор стержневой и обладает всеми свойст- .Венными этому типу преимуществами, но сопло свободно от стержня, что позволяет снизить потери трения о стержень и по-

Рис. 8.15. Форсунки со стержневыми излучателями Гартмана, различными формами сопел и резонирующих полостей, приведенные в литературе *[137]— а и [142] —6:

I — газовое сопло; 2 — резонирующая полость; 3 — опора»

лучить колебания высокой интенсивности (порядка 160 дБ) при низком давлении газа и скорости его# равной 1/10 скорости звука. Применение стержня с заостренным концом позволяет снизить требования к центровке деталей й, следовательно, к точности изготовления.

Наиболее перспективным, на наш взгляд, является подвод жидкости в зону акустических колебаний в виде пленки. Этот способ позволяет при малых давлениях подачи жидкости создать достаточно тонкую пленку, разрушающуюся при незначительных затратах мощности. На рис. 8.16 представлены варианты конструктивных схем таких форсунок. .

На рис. 8.16, а показана схема форсунки с закручиванием жидкости в завихрителе, установленном в кольцевом канале, и подводом жидкостной пленки в зону распыливания через щель, выполненную снаружи сопла генератора. Распыливание жидкости под воздействием колебаний, возбуждаемых стержневым излучателем Гартмана, и центробежных сил, возникающих в закрученном потоке, создает благоприятные условия для работы форсунки в широком диапазоне изменения расхода жидкостей, в частности очень вязких.

При малых расходах жидкости, когда давление недостаточно для обеспечения качественного распыливания, действует энергия возбуждаемых генератором колебаний в широком спектре частот — от звуковых до ультразвуковых, в зависимости от требований, предъявляемых к работе форсунки.

В форсунке, показанной на рис. 8.16, б, жидкость подводится по центральному каналу в кольцевую щель. На пути ее движения, внутри резонирующей полости, выполнена площадка, на которой жидкостная струя трансформируется в жидкостную пленку и подается в резонирующую полость. Здесь газожидкостная смесь генерирует акустические колебания, в поле которых н происходит распыливание. Диапазон регулирования производительности форсунки (1: 30) и наличие в жидкостном тракте

бб

б

б

I сменной расходной шайбы предполагают унификацию форсунки 1для установок различной производительности.

Акустическая форсунка, приведенная на рис. 8.16,8, выпол- ，нена таким образом, что жидкостная пленка образуется при ■ истечении жидкости из отверстий, расположенных под углом к • трансформирующей площадке, и перекрывает выход из генера- |тора. Акустические колебания возникают в зоне, расположенной Г между установленными радиально соплами и резонаторами. Та- [кая форсунка может быть использована в том случае, когда не- I обходимо получить факел в форме изолированных полос.

Иногда форсунки с излучателем Гартмана снабжают ревер- I снрующими устройствами (рис. 8.17). В таких форсунках газ I при попадании в резонансную полость меняет направление на I обратное.

На рис. 8.17, а представлена форсунка, в которой направле- I ние газа меняется в результате использования полого стержня 'с наклонными отверстиями на конце. Подобная компоновка ге- :нератора может быть оправдана только при малых расходах

[жидкости, а следовательно, и распыливающего агента, когда j кольцевой зазор газового сопла во много раз меньше диаметра ^стержня. В этом случае достигается наилучшая центровка де- I талей стержня и сопла.

Форсунка с другим типом реверсирующего элемента — от- г ражателем — показана на рис. 8.17, б. На рис. 8,17, 8 приведена ]схема форсунки, в которой жидкость меняет направление на об- I ратное '(на 180°) и подается в зону распыливания через кольце- ■ вую щель, выполненную в резонаторе, навстречу движущемуся L потоку газа. Утолщенная кромка резонатора (ввиду наличия ^кольцевой щели для подвода жидкости) неблагоприятно сказы- Крается на работе генератора.

Рнс. 8.16. Форсунки со стержневым излучателем Гартмана и подводом жидкости в виде пленки:

о — [55]; 6 — [135]; 8 — [54]; / —, резонансная полость; 2 — сопло； 3 — завнхонтель жидкости.

Рис. 8.17. Форсунки со стержневым излучателем Гартмана и устройствами, реверсирующими поток жидкости:

а—|113]； 6—[143]】8— [141]； а—[89]; 5 — [139]; / — газовое сопло; 2 — резонатор (резонансная полость); 3 — реверсирующий элемент..

Указанный недостаток устранен в форсунке, изображенной на рис. 8.17, г. В ней жидкость также изменяет Направление в корпусе резонатора, но не на 180°, как в предыдущей, а на меньший угол, благодаря чему сохраняется острая кромка резонатора и уменьшается противодавление жидкости.

В форсунке с радиальной подачей жидкости в область разрежения, образующуюся за,резонатором (рис. 8.17,0), полностью устраняется противодавление жидкости, но уменьшается эффект акустического диспергирования. Предлагаемая схема может быть использована при диспергировании небольших расходов жидкости.・

В рассмотренных схемах форсунок жидкость подаете^ в зону распыливания в виде струй из отверстий или в виде пленки из щелей. Струйная подача жидкости предпочтительна при небольших расходах или при крупном диспергировании. Для рас- пыливания значительных количеств жидкости необходимо уве・ личить ее поверхность, контактирующую с потоком распиливающего газа. Для этой цели наиболее приемлема щелевая подача, однако при эксплуатации возможно забивание твердым： включениями кольцевого зазора малых размеров. Тогда исполь зуется наиболее эффективная схема форсунки с кольнево щелью вокруг генератора.-

Рнс. 8.18. Форсунки со стержневым излучателем Гартмана н усовершенство- ианными струйной и щелевой подачей жидкости:

а — [140]; б— [18]; 8 — [147].

На рис. 8.18 приведены усовершенствованные схемы струй- Е ной и щелевой подачи жидкости..

На рис. 8.18,а изображена форсунка, подающая жидкость в Г зону акустических колебаний из выносных сопел. Успешным решением струйной подачи является ориентация отверстий, выполненных в торце корпуса форсунки вокруг генератора, таким образом, что их оси и ось форсунки представляют собой скрещивающиеся прямые (рис. 8.18,6). Такое решение позволяет ■ расширить расходные характеристики форсунки и получить фа- :кел в форме jjpHyca. При* этом энергия акустических колебаний .используется полнее, так как звуковые волны и вытекающие I струи взаимодействуют под прямым (или близким к прямому} 七 углом.

В форсунке, показанной на рис. 8.18,8, жидкость подается в щелевое сопло из полого стержня через радиальные каналы» {которое могут быть рассчитаны из условий надежной работы [форсунки. При такой компоновке обеспечивается нормальная £ работа форсунки даже с одним радиальным каналом.

Среди различных схем акустических форсунок существуют V и такие, в" которых применяют комбинированное акустическое -распиливание, т. е. генерацию колебаний как в потоке жидко- ，сти, так и *в потоке газа. На рис. 8.19, а приведена форсунка, в I которой для увеличения мощности звукового поля и интенсифи- [ кацнн распыливания газожидкостная смесь первоначально под- ，водится в вихревой генератор, а затем — в соосно расположен- p. йьгй газоструйный. В форсунке, представленной на рис. 8.19,6, 卜「аз приобретает вращательно-поступательное движение в зави- j Хрителе и подается в газоструйный акустический генератор. 餐 Распыливаемая жидкость направляется в генератор вихревого

типа и через кольцевую щель подводится в зону распиливания. У устья форсунки на поток жидкости накладываются акустические колебания.

Форсунки со статическими сиренами. Конструкции форсунок ъа основе принципа статических сирен обладают всеми преимуществами форсунок с генераторами прямоструйного типа. При соответствующем подборе размеров генерирующей системы и ее расположении относительно подводящего жидкость устройства обеспечиваются благоприятные условия для распыливании и создания факела требуемой формы. Статические сирены типа тороидального генератора работают при низком давлении газа (〜40 кПа), обеспечивая к. п. д. около 10%.

Конструкция форсунки с тороидальным генератором акустических колебаний (статическая сирена) показана на рис. 8.20, а. Струя газа (пар или воздух) под высоким давлением подается в две тороидальные полости. Ударяясь об острый край полости Л, она отклоняется по круговой траектории- внутри полости. .Вблизи нижнего края полости Б газовый поток пересекает основной проходящий поток газа и прерывает его, вызывая его пульсации. Частота звуковой волны, генерируемой в устройстве, зависит от поперечного сечения резонансной полости и остается постоянной при изменении диаметра тороида. Выходная мощность зависит от величины газового потока и возрастает с увеличением диаметра тороида.

Форсунки с динамическими сиренами. Такие форсунки не имеют системы, вырабатывающей акустические колебания. Принцип действия^ их основан на механическом прерывании потока газа (рис. 8.20,6). Газ под давлением поступает из канала в ротор турбины и сообщает ему вращательное движение. Затем газ направляется в полости, образованные лопатками колеса, откуда через отверстия проходит в зону распыливания жидкости. Отверстия периодически перекрываются секциями вращающегося колеса, в результате происходит прерывание потока

Q

Рис. 8.19. Форсунки со стержневым излучателем Гартмана и комбинированным акустическим распыливанием:.

а — [18]; б — [771; / — генератор вихревого типа; 2 — ввод жидкости в зону распылива ния； 3 — резонансная полость.

Рис. 8.20. Схемы акустических форсунок:Рис. 8.20. Схемы акустических форсунок:а — с тороидальным генератором колебаний (статической сиреной); 6 — с механическим прерыванием колебаний (динамической сиреной); / — канал для подвода газа; 2 — ротор турбины; 3 — лопатки; 4 — колесо; 5 — отверстие; 6.— секции, расположенные на колесе;

Рис. 8.20. Схемы акустических форсунок:

Рис. 8.20. Схемы акустических форсунок:

6 — с вихревым генератором колебаний; / ——камера закручивания; 2 — тангенциальные отверстия.

газа, и со стороны отверстий (в зоне распыливания) возникают импульсы давления.

Используя диски с большим числом отверстий и большие скорости вращения, получают колебания ультразвуковой частоты. -

Динамические сирены, имеющие к. п. д. 30——40%, позволяют получать большие акустические мощности и обеспечивают плавное регулирование частоты (от нескольких герц до нескольких мегагерц). Однако использование их для создания форсунок сдерживается большими размерами, сложностью эксплуатации (ввиду наличия вращающихся частей) и изготовления.

Форсунки с вихревыми генераторами акустических колебаний. Вихревые генераторы акустических колебаний относятся к наиболее простым излучателям звука. Механизм звукообразования в вихревом генераторе показан на рис. 8.20, а

Сжатый воздух через тангенциальные отверстия поступает в камеру закручивания, где под действием центробежных сил прижимается к стенке камеры. При движении、к выходу кольцевой воздушный поток сначала расширяется, а затем сужается. Скорость потока в направлении от периферии к оси камеры растет с уменьшением радиуса, т. е. избыточное статическое давление переходит в скоростной напор; давление падает ниже атмосферного. Падение давления зависит от давления на входе и от геометрических размеров камеры. Под действием перепада Давлений атмосферный воздух проникает в осевую зону излучателя и под влиянием сил трения образует центральный вынужденный вихрь.

Глава 9

СПЕЦИАЛЬНЫЕ И ПЕРСПЕКТИВНЫЕ СПОСОБЫ РАСПЫЛИВАНИЯ ЖИДКОСТЕЙ

9・1・ ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К РАСПЫЛАМ

В АППАРАТАХ СПЕЦИАЛЬНОГО НАЗНАЧЕНИЯ

И ОСНОВНЫЕ ПУТИ ПОВЫШЕНИЯ

а ЭФФЕКТИВНОСТИ РАСПЫЛИВАНИЯ

Инженерная практика поставила перед распылительной техникой ряд задач, решить которые чрезвычайно трудно, а в рамках рассмотренных выше способов зачастую просто невозможно. Остановимся на некоторых из них.

Распыливание очень малых количеств жидкости требуется не так уж редко. Например, при необходимости ^быстрого испарения криогенных жидкостей в специальных аппаратах, при генерировании аэрозолей или тумана в замкнутом объеме климатических камер, при получении очень чистых веществ в практике лабораторных исследований на малых моделях и т. п.

Создать распылитель, который обеспечивал бы однородное диспергирование при очень малых расходах жидкости, на основе традиционных методов чрезвычайно сложно. В этом случае требуются столь малые проходные отверстия распылителя,-что для их выполнения необходимы специальные методы (лазерные, электрохимические); при использовании же обычного оборудования невозможно обеспечить требуемую точность. Пусть, например, необходимо распыливать 5 л/ч воды при давлении 0,2 МПа с помощью простейшей гидравлической форсунки —— струйной. Принимая коэффициент расхода равным 0,8, получаем размер соплового отверстия dc=0,25 мм.

Распыливание жидкостей, содержащих механические включения или продукты с повышенной склонностью к адгезии. Подобные задачи приходится решать, например, в аппаратах мокрой газоочистки с циркуляционным использованием промывной жндкостн, в охладителях систем водооборота и т. д. В этом случае-для диспергирования подходят лишь механические распылители с погружными рабочими элементами. Если же расход жидкости незначителен, например в кондиционерах малой мощности, то и механическое распыливание становится непригодным.

Повышение экономичности распыливания. В установках небольшой производительности затраты энергии на распыливание жидкости незначительны и составляют несколько процентов от общих затрат. В многотоннажных производствах, когда диспергированию подвергаются сотни и даже тысячи кубометров жидкости в час, например в градирнях, расходы электроэнергии составляют тысячи квт-ч. В этих случаях повышение экономично-

хти распыливания становится насущной задачей, а ее решение дает существенный экономический эффект.

• Вместе с тем из предыдущих разделов известно, что к. п. д. распыливания всех рассмотренных устройств составляет сотые доли процента. Значение к. п. д.=0,1 % можно считать максимальным для традиционных способов распыливания.

Независимо от выбранного способа диспергирования уменьшение размера капли неизбежно влечет за собой повышение удельных энергозатрат, т. е. снижение к. п. д. распыливания (напомним, что под к. п. д. распыливания понимается доля энергии, необходимой для образования новой поверхности, от общих энергозатрат на распыливание единицы объема жидкости).

Так, при гидравлическом распыливании для уменьшения размера капель приходится увеличивать перепад давления жидкости на форсунке. Например, при распыливании 1 м3 воды при Р=0,2——0,4 МПа размер капель составляет 250——300 мкм, а к. п. д.——0,05—0,07 %. Для получения капель диаметром 100 мкм перепад давления приходится увеличивать до I—— 1,5 МПа, при этом к. п. д. падает до 0,02—0,03 %. Если требуемый размер частиц составляет 50 мкм*. давление возрастает до 3—4 МПа, а к. п. д. снижается до тысячных долей процента；

Таким образом, удельные энергозатраты быстро возрастают с уменьшением размера частиц. Аналогичная картина наблюдается и при использовании других способов распыливания, с той лишь разницей, что начальное значение к. п. д. еще ниже. При пневматическом и акустическом распыливании приходится увеличивать расход распыливающего агента, а при механическом— частоту вращения рабочего элемента.

Увеличить долю энергии, затрачиваемой непосредственно на диспергирование, позволяют новые способы распыливания, которые рассматриваются в настоящей главе: ультразвуковое, электростатическое, пульсаннонное, с предварительным газона- сыщением и электрогидравлическое. '

Следует отметать, что решение проблемы повышения экономичности распыливания в ряде случаев позволяет одновременно решить и другие важные для практики задачи.

9.2. УЛЬТРАЗВУКОВОЕ РАСПЫЛИВАНИЕ

При ультразвуковом распыливании увеличение поверхностной энергии пленки достигается путем наложения на нее акустических колебаний ультразвуковой частоты. На практике реализуются два способа подвода колебательной энергии к жидкостной струе: с помощью магнитострикционных и пьезоэлектрических генераторов. При диспергировании жидкости в таких форсунках существенную роль, как уже отмечалось в 8-й главе, играет кавитация.

Для усиления эффекта ультразвукового воздействия * рекомендуется повышать статическое давление в жидкостях так, чтобы суммарное значение статического давления и сил поверхностного натяжения было меньше приложенного звукового давления. Путем подбора оптимального соотношения между указанными величинами можно усилить эффект кавитационного воздействия на один-два порядка.

Магнитострикционный эффект. Если в переменное магнитное поле поместить закрепленный посредине стержень (или пакет стержней) из магнитострикционного материала (никель, его сплавы с алюминием и. с железом, ферриты и т. п.), то под действием поля их геометрические размеры будут изменяться в оба полупериода изменения магнитного поля. Одному периоду изменения магнитного поля будут соответствовать два периодических изменения длинц стержня, т. е. частота колебаний стержня будет в 2 раза больше частоты переменного магнитного поля.

Изменение геометрических размеров стержня А/ зависит от магнитострикции выбранного материала и напряженности магнитного поля и может быть рассчитано по формуле

М/1 = —vB/£ (9.1)

где I — длина стержня; Е — напряженность магнитного поля; В ——магнитострикция. .

- Наибольшая амплитуда колебаний стержня наблюдается в том случае, когда его собственная резонансная частота совпадает с переменной частотой магнитного поля. Массу излучателя (в кг) определяют при этом по формуле

G =堂(О2н- 0%Н -d^io3 (9.2)

где d — диаметр отверстий для обмотки; N — число отверстий для обмотки.

Пьезоэлектрический эффект. Если к граням пьезоэлектрической пластинки приложить переменное электрическое напряжение высокой частоты, она будет совершать механические колебания в соответствии с изменением приложенного электрического поля. При соприкосновении с какой-либо средой, в которой могут распространяться ультразвуковые волны, пластинка будет* излучать в эту среду ультразвук.

Наибольший эффект достигается при совпадении частоты изменения электрического поля с собственной частотой упругих колебаний пьезоэлемента, т. е. в момент резонанса.

Изменение размеров пьезоэлектрического элемента nponof ционально приложенному напряжению и некоторой постоянной для данного кристалла величине, называемой пьезоэлектрическим модулем.

Пьезоэлектрический элемент практически безынерционен, что позволяет получать колебания весьма большой частоты — до 108—109 Гц.

Наиболее важными параметрами для расчета пьезоизлучателя являются собственная частота колебаний, толщина пьезоэлемента, электрическое напряжение и акустическая мощность.

Основное отличие пьезоэлектрических преобразователей от магнитострикционных — меньшая удельная мощность (примерно в два раза) вследствие пониженной предельной механической и электрической прочности (возможен пробой электрической искрой).

В настоящее время пьезоэлектрические преобразователи применяют в устройствах небольшой мощности, требующих повышенной частоты колебаний, а магнитострикционные ——для создания мощных акустических полей с частотой колебаний до 60 кГц.

Конструкта в н ые схемы форсунок. По сравнению с обычными форсунками ультразвуковые распылители не требуют подвода жидкости под давлением, что особенно важно при распылении абразивных жидкостей, в том числе и вязких. Износоустойчивость узлов распылителя, особенно сопла, в этом случае значительно повышается. 、

Другим не менее важным достоинством таких распылителей является возможность настройки излучателя на различные частоты и мощности н получение таким образом различной дисперсности распыленной жидкости и производительности.

В форсунках с ультразвуковым генератором жидкость подается либо непосредственно на излучающую поверхность преобразователя, либо через промежуточный элемент и мгновенно превращается в поток мельчайших капель. ' ,

Форсунки с магнитострикционным излучателем. Параметры» характеризующие качество распыливания форсунками такого типа, являются функциями многих переменных и пока еще полностью не изучены. Однако для некоторых схем распылителей с магнитострикционными преобразователями найдены зависимости производительности, дисперсности, угла факела распыла и дальнобойности струи от амплитуды колебаний и подводимой электрической мощности применительно к ряду жидкостей с различными вязкостью и поверхностным натяжением.

Остановимся более подробно на результатах исследований магнитострикционной форсунки, приведенных в работе [107]. В опытах расход жидкости изменялся в интервале 0,05——5 кг/ч при давлении в жидкостной линии не более 5 кПа. Результаты исследований показали, что производительность форсунки зависит от амплитуды колебаний рабочего элемента, вязкости и поверхностного натяжения распыливаемой жидкости, способа ее подачи на рабочую поверхность и ряда геометрических характеристик (диаметра сопла форсунки, площади смачиваемой поверхности и др.)・

На рис. 9.1, а показана зависимость производительности форсунки от подводимой электрической мощности и частоты колебаний f. Опыты проведены при трех значениях f ——20, 40 и

Рис. 9.1. Характеристики ультразвуковой форсунки:

а — зависимость производительности от подводимой электрической мощности и частоты колебаний； б ——зависимость угла факела распыла от производительности форсунки и амплитуды колебаний (вода f=20 кГц, /=1.4 мм).

60 кГц. Из рисунка видно, что с увеличением частоты колебаний производительность форсунки уменьшается. Зависимость расхода от амплитуды колебаний А аппроксимирована эмпирическим соотношением

Ож = А/(3,4 + 0,043Л) (9・3)

Средний диаметр капель распыливаемой жидкости с увеличением расхода (при Д = const) возрастает, а с увеличением частоты от 20 до 60 кГц уменьшается и составляет 20—120 мкм.

Угол факела распыла зависит от амплитуды колебаний и производительности форсунок (рис. 9.1,6). При этом внешйий вид факела также меняется: при небольшой амплитуде (5— 7 мкм) факел имеет почти цилиндрическую форму, а при ее увеличении появляются хорошо выраженные внутренний и внешний конусы, причем внутренний конус имеет более плотную структуру, чем внешний. При амплитуде до 30 мкм угол внутреннего конуса изменяется незначительно, а при больших амплитудах (А >50 мкм) происходит; еще большее расслоение факела. Направление факела изменяется с изменением угла наклона кромки рабочей поверхности форсунки.

Дальнобойность струи испытанных форсунок лежит в пределах 300—700 мм и уменьшается примерно пропорционально плотности распиливаемой жидкости.

Конструктивные схемы форсунок. Разработанное в НИИХИММАШе распылительное устройство (рис. 9.2, Q)состоит из магнитострикционного преобразователя" с резонансной частотой 18 или 22 кГц, распылительной насадки н узла для тангенциального ввода распыляемой жидкости. Производительность распылителя достигает 0,14 л/с (по воде) при диаметре факела распыла до 2,0 м; потребляемая мощность 0,8 кВт.

Распылители подобного типа могут применяться в тепло- и массообменных аппаратах (скрубберах, сушилках, абсорберах и т. п.); они довольно просто монтируются в том количестве, ко-

■орое требуется для достижения заданной произволительности.

Для интенсификации описанных процессов, а также для по- [учения порошка путем диспергирования расплавленных метал- юв применяют ультразвуковые распылители с активным и пас- ивным насадками (рис. 9.2, б, в)_

В устройстве с активной насадкой к полуволновому концентратору магнитострикционного излучателя присоединена насадка—цилиндр с внутренней экспоненци а льно й полостью, оканчивающейся тонкостенной оболочкой в виде усеченного конуса. На цилиндрическую поверхность распылительной насадки подается диспергируемая жидкость, стекающая в виде тонкой пленки. Амплитуда колебаний, передаваемых от магнитострикционного излучателя, .на конической части распылительной насадки достигает 2—14 мкм. Коническая часть насадки совершает из- гибные и радиальные колебания частотой 20 кГц. При амплитуде 12 мкм начинается распыливание.

Распылитель с пассивной насадкой состоит из магнитострикционного излучателя, двухполуволнового концентратора и насадки в виде диска или полушара. Устройство устанавливают под небольшим углом к горизонтальной плоскости. Колебания

4327

Рис. 9.2. Схемы распылительных устройств с магнитострикционным излучателем [191]: L

а — ультразвукового (/ — магнитострнкциоиный преобразователь; 2 — распылительный насадок; 3一 тангенциальные каналы подвода жидкости); 6 —с активным насадком; 6 — с пассивным насадком; г — с магнитострикционным преобразователем [94]; d — с излучателем из феррита [10力：1 — концентратор； 2. 3 — каналы для подвода жидкости; 4, 8 — соответственно пассивный и активный элементы генератора； 5 — корпус; 6 — полость для ^охлаждающей жидкости; 7 — вентилятор.-

передаются от излучателя концентратору, а затем пассивной насадке; в результате происходит распыление подаваемой на насадку жидкости (либо расплава или суспензии) в виде равномерного факела. • •

В работе [191] приведены технические характеристики распылителей с активной насадкой (I) и с пассивной (II):

Параметры

I

П

Производительность, л/ч

500

50

Диаметр факела, м

До 1.5

0,5

Средняя дисперсность капель, мкм

10—100

10—100

Габаритные размеры, мм

высота

400

диаметр

150

На рис. 9.2, г показана схема форсунки, в которой трубка для подвода жидкости выполнена из ферромагнитного материала. На трубке установлены две электромагнитные катушки, к которым подается переменное напряжение высокой частоты. Магнитный поток при определенных частотах вызывает в ферромагнитном материале магнитострикционный эффект, и каждый импульс магнитного возбуждения сжимает или растягивает трубку. Один конец трубкн неподвижно закреплен, поэтому 〃ру・ гой вследствие повторных растяжений и сжатий вибрирует в продольном направлении. Частота магнитного потока равна резонансной частоте трубки или ее гармонике. В месте закрепления образуется узел колебаний, т. е. они отсутствуют. Для того чтобы достигалось максимальное колебание свободного конца, длина трубки должна равняться 1/4； 3Д； 5Д и т. д. длины волны при резонансной частоте вибраций. Колебание трубки епо- собствует развитию волновых возмущений струи, а при некоторых частотах приводит к кавитации пленки распыливаемой жидкости.

Воздух, проходящий снаружи трубки, также подвергается колебательному воздействию. Изменяя частоту и энергию коле- лебаний соответствующим изменением параметров электриче- ского тока, подаваемого в катушки, можно регулировать дисперсность распыливаемой жидкости в форсунке.

На рис. 9.2,0 показана схема магнитострикционной форсунки, в которую входят ультразвуковая колебательная система — активный элемент (магнитострикционный преобразователь из ферромагнитного материала), пассивный элемент (трансформатор-концентратор упругих колебаний) и система постоянного： подмагничивания, обеспечивающая получейие возможно больших механических деформаций активного элемента. Коэффициент усиления амплитуды колебаний системы зависит от соотно- .шения площадей концентратора и от характера изменения пло- щади по длине.

Жидкость поступает по радиальному каналу, высверленному в диафрагме (размещенной в узле колебаний — в точке кон- центратора, где отсутствуют колебания), а затем выходит на

рис. 9.3. Схемы ультразвуковых распылительных устройств с пьезоэлектрическим нзлучате-

^ическим генератором коле- ЕаннП： в — с одним (/) и цвумя (2) резонаторами.^ическим генератором коле- ЕаннП： в — с одним (/) и цвумя (2) резонаторами.а — со сферическим излучателем [{91] (1 — отбойник; ? — штуцер; 3 — рубашка; j — пьезоэлектрический излучатель)； 6 — с пьезокристал-а — со сферическим излучателем [{91] (1 — отбойник; ? — штуцер; 3 — рубашка; j — пьезоэлектрический излучатель)； 6 — с пьезокристал-торцевую поверхность концентратора и распыливается. Воздух подводится в зону распыливаемой жидкости от автономного вентилятора или из сети сжатого воздуха. Преобразователь воз- буждается от ультразвукового генератора и охлаждается водой.

^ическим генератором коле- ЕаннП： в — с одним (/) и цвумя (2) резонаторами.

^ическим генератором коле- ЕаннП： в — с одним (/) и цвумя (2) резонаторами.

а — со сферическим излучателем [{91] (1 — отбойник; ? — штуцер; 3 — рубашка; j — пьезоэлектрический излучатель)； 6 — с пьезокристал-

а — со сферическим излучателем [{91] (1 — отбойник; ? — штуцер; 3 — рубашка; j — пьезоэлектрический излучатель)； 6 — с пьезокристал-

Форсунки с пьезоэлектрическим излучателем. Пьезоэлектрические распылительные устройства работают в широком диапазоне резонансных частот (от сотен до нескольких тысяч кГц).

На рис. 9.3,а представлена схема распылителя, в котором диспергируемая жидкость расположена над сферическим излучателем так, что ее уровень находится в области фокального пятна. Пьезоэлектрический распылитель производительностью 0,473 л/с работает на частоте 2 МГц и распыливает жидкость до частиц размером 0,5 мкм.

На рис. 9.3,6 показаны форсунки с пьезокристаллическим генератором колебаний; на рис, 9.3, в — форсунка с одним (/) и двумя (2) резонаторами*

9・3・ ЭЛЕКТРОСТАТИЧЕСКОЕ РАСПЫЛИВАИИЕ

При искусственной электризации распыливаемой жидкости (подводом потенциала к штуцеру распылителя, электростатической индукцией, коронным разрядом и другими способами) струя жидкости находится в электрическом поле. Под действием этого поля на поверхности пленки жидкости происходит некоторое распределение давлений, деформирующее пленку и вызывающее потерю ее устойчивости, распад и образование капель. Образующиеся капли приобретают электрический заряд. При этом увеличивается электронапряженность поля или потен- “нал капель, уменьшается их собственное внутреннее давление, 产 соответственно и поверхностное натяжение.

С уменьшением внутреннего давления (т. е. сопротивления^ капель увеличивается эффективность воздействия аэродинамических сил, что резко повышает силы «взрыва» капли. Чем сильнее свзрыв», тем мельче «брызги» разрушенной капли и тем быстрее переход от полидисперсной системы к монодисперс- ной. Кроме того, заряженные капли» возможно, приобретают ряд новых физических и химических свойств, отличающихся от свойств жидкости, из которой они образовались [ЮЗ, 171, 174,

Для электрического распыливания параметры, определяющие амплитуду разрушения пленки лсидкости, с учетом интенсивности электростатического поля выражаются зависимостью [197]:・

a2c ⑴• / ОЛ3Е \

朋-g也-丁 Е)с6=0(9.4>

где Е — напряженность электростатического поля на границе раздела воздух —жидкость; А=л/"к — волновое число выноса, пропорциональное диаметру капель; c(f) —амплитуда волны.

Для распыленной жидкости без подвода напряжения от постороннего источника интенсивность элект^ческого поля выражается формулой £=Eocbs(ot •

После несложных преобразований с учетом того, что Е2 = = l/2£02(14-cos(oZ), и при условии, что(о/=т, уравнение (9.4) примет вид:

訓力(т)/ о/з gk Fe 2

-乔-+( -2 - ./ — 2阳52 一 炉£e2\.

一 cos2t) Т1■再(t)=0(9.5)

Введем следующие обозначения:

Тогда уравнение (9.5) запишется в виде •

А2 + (С —2gcos2т) С=0(9.6> .•

Как видно из уравнения (9.6), амплнтуда разрушения жидкостной пленки зависит от интенсивности и частоты электростатического поля, от поверхностного натяжения и плотности жидкости.

В работе [171] получены соотношения, определяющие взаимодействие заряженных капель с потоком воздуха и зависимость степени дисперсности распыленной жидкости от их электризации.

Избыточное давление внутри заряженной капли (в Па) при известных потенциале капли U, заряде капли q или напряжен-

〔Носта электрического поля £ определяется по соответствующий

уравнениям:

2а . % U2

Pq ? 右玄./

n2°1炉.二

Pl г£ • 32€°п2r4(9・7〉

2а1

PQ^-' r — 2 ££°E*

где 8= 1+2(电一1)/(£р+，) —относительная диэлектрическая проницаемость; £р — диэлектрическая постоянная; U — потенциал; ео — постоянная электрического поля; для воздуха ео=8,854-10-12 А-с/В-м. “

Поверхностное натяжение заряженной капли о при известных потенциале U, заряде q или напряженности £ рассчнтнва-

ют по уравнениям:

£o 〃2.

°q=° —£ 丁 -、

°。一° е-64еол2г3*•(9・8>

% = ° — 丁 ее0Е2

Силовое взаимодействие заряженных капель с потоком воздуха при известном U, q или Е выражается следующими зави-

СИМОСТЯМИ：

pi020T2ое0 172

2~ г ~Е 2,

—2<гг 2а1炉

2" ге ' 32呪如(9・9>

—%T2а1__

2 '^ г - г еео£

Анализ уравнений (9.7) и (9.8) показывает, что при получении каплей электрического заряда внутреннее давление, а соответственно и поверхностное натяжение ее уменьшаются прямо пропорционально квадрату этих величин.

В работе [171] приведен следующий пример. Распыливаемые частицы жидкости диаметром 20 мкм получают заряд потенциалом 300 В. При отсутствии заряда частицы таких размеров разрушались бы при скоростном напоре, равном рв3 2от/2=2о/г=145 500 Па [〜0,14 МПа).

Если радиус капли воды r=2-10-5 кг, поверхностное натяжение о составляет 0,073 Н/м, подводимый потенциал ' и=300 В, диэлектрическая постоянная ер=81 и постоянная электрического поля для воздуха бо= =8,854-10~12 А，с/В”м, то поверхностное натяжение, согласно уравнению (9.7), понижается до од=0,01526. Соответственно аэродинамические силы, необходимые для разрушения такой заряженной капли, согласно уравнению (9.9), также уменьшаются до р^2От/2=3075 Па, т. е. более чем в четыре раза.

Предельная скорость, с которой капля способна двигаться в воздухе не разрушаясь, согласно [29], равна

叫ред =吟砲 (9・1°)

Радиус распыливаемых капель (в м) в зависимости от по- тенциала, который подводится к штуцеру распылителя, при известном Uf g・ или Е определяют по соответствующим уравнениям:

々='一££。№

% = ' — ее0-64л2г2а (" 11) ,%=г(1-4^е%Е2)

Пример. При распыливании воды образуются капли одинаковых разменов—радиусом 10 мкм, т. е. 10-5 м.、Еслн на каждую из этих капель подавать заряд потенциалом 300 В, то капли начнут разрушаться под действием •аэродинамических сил, и радиус вновь образовавшихся капель, согласно уравнению (9.11), лд=2-10-6 м. Таким образом, прй подведении потенциала к капле размеры ее уменьшатся в 5 раз.

- Увеличивая подводимый потенциал (до образования искрового разряда), можно существенно повысить дисперсность распыла, рассчитав параметры по уравнениям (9.11) при известных заряде q и напряженности £.

В работе [197] рассмотрены процессы, возникающие в распыленных заряженных жидкостях, на примере пневматической форсунки внешнего смещения (см. рис. 9.6, е). Правда, опыты, выполненные в работе [197], характеризуют только физическую картину взаимодействия заряженных частиц жидкости с воздухом. Для электризации использовалось поле между электродом и жидкостью, находящейся под нулевым потенциалом.

Число зарядов на каплях распыленной жидкости зависит, в частности, от времени, в течение которого они электризуются. Так как при электростатическом распыливании -длительность электризации зависит от расхода распыливаемой в единицу времени жидкости, последний может служить характеристикой времени электризации.

Особенно сильно сказывается влияние расхода жидкости на величину заряда в случае, когда капли электризуются способом контактной передачи или индукцией [170].

Зависимости заряжаемости воды и бензина А-95 от расхода л подводимого потенциала представлены на рис. 9.4.

Для воды (рис. 9.4, а) линия, характеризующая зависимость заряжаемости от расхода, при любом потенциале почти параллельна оси расхода, а для .бензина А-95 (рис. 9.4,6) с увеличением расхода заряжаемость падает. Падение заряжаемости особенно резко выражено при малых значениях потенциала. Например, с увеличением расхода в 4 раза при 10 кВт (от 0,02 Д° 0,08 мл/с) заряд уменьшается от 0,5-10~10 до 0,Ь 10~10 Кл, т. е.

О1П

Рис. 9.4. Зависимости заряжаемости жидкости от ее расхода при различных значениях подведенного потенциала для воды (а) и бензина (6). 一

в 4 раза, а при 22 кВт —от 2,5-Ю^10 до 1,6-10~10 Кл, т. е. менее чем в 2 раза.

Таким образом, чем меньше диэлектрическая постоянная жидкости, тем большее влияние оказывает расход жидкости на ее заряжаемость.

Увеличением диэлектрической постоянной можно резко повысить заряжаемость жидкостей и тем самым улучшить их дисперсность, интенсифицировать процесс (например, процесс испарения в сушильных агрегатах).

Повышение диэлектрической постоянной жидкостей с малой электропроводностью может быть осуществлено несколькими способами, например путем добавления электронроводных присадок (щелочных металлов, например, диэлектрическая постоянная которых стремится к бесконечности). На степень заря- женности капель влияет также материал распылителя.

' Авторы [171] рассмотрели зависимость поверхностной энергии распыливаемых капель от степени их электризации. На примере двух капель радиусом R, одна из которых распыл ив ается в обычных условиях (рис. 9.5,а), а вторая — в условиях коронного разряда (рис. 9.5, б), получены зависимости приращения поверхностной энергии заряженных капель Af (в Дж) от потенциала, от заряда и от напряженности электрического поляг *2R2U&

16ji£%r (64冗2gEo,3o 一 g2)(9.1»

.JIE2e2 訳 4£4E= 4o —/£2

где R—радиус капли до разрушения; г — радиус капель, получаемых при обычном распыливании.

Рис. 9.5. Схема распада капли жидкости:

■ —прн обычных условиях; 6 —В электростатическом поле.

При обычном распыливании приращение поверхностной энергии, являющейся результатом работы только аэродинамических сил, определяется по уравнению

.АЕ = 4nR2(R" — 1)о(9.13)

При распыливании с электризацией капель приращение поверхностной энергии является суммарным результатом работы аэродинамических и электрических сил и при известных потенциале, заряде или напряженности электрического поля выражается зависимостями:

аесум = 4nR2 (下一 1) 0 + a4r2a一%"/2

_— = — (0 - 1卜 + 16一%(64%6时30 - /)(9/4)

AEcyM=4nR — 1) ° + 4o —比0旅

Расчеты показывают [171], что распыливая капли воды ра- ану8M 及=2・10-3 м с поверхностным натяжением 9=0,073 Н/м без электризации (см. рис. 9.5), можно получить каплю радиусом 25-10-6 м. Увеличение поверхностной энергии при этом составляет ДЕ=290-10~6 Дж. При распыливании такой же капли, наэлектризованной до потенциала 530 В, с помощью тех же аэродинамических снл, получено двукратное увеличение поверхностной энергии (Д£，Сум=515-10~6 Дж).

Однако расчеты, проведенные для второго случая, показывают, что радиусы капель rg, полученных при распыливании, равны 0,4・10-6 м, т. е. почти в 63 раза меньше, чем при обычных условиях дробления. Следовательно, без учета падения поверхностного натяжения, обусловленного электрическими силами, увеличение поверхностной энергии капель в этом случае составило бы *

АЕсум = 4jiR2 &/% — 1)о = 18 340・ 10-6 в/м

Это увеличение поверхностной энергии почти в 63 раза больше получаемого при обычном распыливании и в 40 раз больше рассчитанного по второй формуле (9.12). Такой результат под- сказывает очень интересный и важный вывод.

212

Известно, что увеличение поверхностной энергии распиливаемой жидкости ведет к ее охлаждению. Заряды, приобретенные каплями, также вызывают некоторое увеличение поверхностной энергии капель, их охлаждение. Однако этот эффект действия зарядов ограничен тем, что одновременно снижается поверхностное натяжение капель. Следовательно, если после электростатического распыливания, сопровождающегося электризацией жидкости, полученные капли разряжать индуктивным или другими способами, то они могут вновь приобрести поверхностное натяжение, которое имели до электризации. Это приведет к резкому увеличению поверхностной энергии капель, т. е. к резкому их охлаждению и получению больших отрицательных темпера- тур, что представляет интерес для создания принципиально нового генератора холода. 一

На основании полученных результатов авторы работы [171] делают следующие основные выводы.

Поверхностная энергия распыливаемых капель зависит от величины аэродинамических сил и от степени электризации и возрастает прямо пропорционально, величине п^г^^2и^ и обратно пропорциональна 4r2(jq.

С увеличением потенциала, заряда или напряженности электрических полей капель уменьшается их поверхностное натяжение, что ограничивает рост поверхностной энергии.

Разрядка электростатически распыленных капель приводит к резкому увеличению их поверхностной энергии и, следовательно, к резкому их охлаждению. -

Конструктивные схемы. Форсунки с искусственной электризацией распыливаемой жидкости можно условно разделить на три основные группы: для распыливания жидкостей (в том числе и вязких), для нанесения покрытий и для распыливания порошков.

На рис. 9.6, а показана центробежная форсунка со стержнем из электропроводного материала, подключенным к источнику тока. При подводе напряжения к форсунке происходит перераспределение скоростей движения жидкости и вследствие этого — Изменение дисперсности и угла факела распыла.

На рис. 9.6,6 показана схема форсунки, в которой для достижения высокой дисперсности при большой производительности к электроду, связанному с отражателем, присоединен магнитный вибратор. При распыливании жидкость выходит через кольцевую щель в виде пленки и попадает на соединенный с электродом конический отражатель. Вследствие вибрации отражателя (частоту колебаний которого можно регулнровать изменением частоты подаваемого в магнитный вибратор электрического тока) пленка распадается на заряженные капли распыленной жидкости, которые затем диспергируются на более мел-

С

ие частицы.

На рис. 9.6, в изображена форсунка, в которой штуцеры для одвода жидкости и газа связаны между собой закрепленным

0

1

Жидкость

・^w^

Рис. 9.6. Схема форсунок электростатического распыливания;

а — центробежная [150] (/ — корпус; 2 — камера закручивания; 3 — электроизолирующая втулка; 4 — электропроводный стержень); б — с магнитным вибратором [124] (/—диэлектрическая шайба; 2 — втулка; 3 — отражатель; 4 — электрод; 5 — корнус; 6 — контактный болт; 7 — мембрана; 8 ——электромагнит); в — пневматическая [177] (1 — электрод； 2 — изолирующая шайба； 3 — корпус; 4 — токоподводящнй .провод; 5, 7 — штуцеры Для подвода жидкости ——второй электрод — и воздуха； 6 — контактная проволока); 2 — пневматическая [59J (/ — корпус; 2 — кольцевой изолятор; 3 — кольцо с электродами； 4 — генератор)： d — пневматическая с двусторонним подводом воздуха [94] (/ — сопло; 2 — центральный канал; 3, 4 — искровые электроды; 5, 6 — кольцевые каналы для подвода воздуха); е — пневматическая [1971_ (/ — электрод； 2 — корпус； 3, 6 — штуцеры; 4 — иакоиечннк; 5 — кольцевая канавка.

на наружной поверхности корпуса форсунки электродом. В корпусе имеется изолированный от распыливаемых агентов канал, в котором проложен провод, соединенный с индуцирующим электродом. —

££8/g0 9Q喧Aos 冬££8/g0 9Q喧Aos 冬mzz ozgahndlmE n/ШПf叁追9弋己mzz ozgahndlmE n/ШПf叁追9弋己„ccdm„ccdmd<30d<30Рис. 9.7. Схемы форсунок электростатического распыливания:Рис. 9.7. Схемы форсунок электростатического распыливания:■——струйная для вязких жидкостей [206] (/ — диэлектрический корпус; 2 — сопло; 3 —- изоляционный блок с цилиндрическим стержнем; 4 — проволочные электроды; 5 ——каналы подвода жидкости);. 6 — струйная (/ — корпус; 2 — продольные щелевые каналы; 3 — коронирующие пластинки; 4—ограничители пластинок; 5 — заглушка)： в — пневматическая для вязких жидкостей [184] (/ — корпус; 2. 3 — каналы для подачн воздуха и жидкости； 4 6 — заземленный н коронирующий электроды； 5 — разрядный промежуток; 7 — сбойма； 8 ——распылительная головка); а — пневматическая для раепнлнванн” порошков с двусторонним подводом воздуха [51] (1 — сопло; 2 — камера закручивания; 3 — тангенциальные каналы для подвода воздуха; 4. 5 — каналы для подвода воздуха и порошка).■——струйная для вязких жидкостей [206] (/ — диэлектрический корпус; 2 — сопло; 3 —- изоляционный блок с цилиндрическим стержнем; 4 — проволочные электроды; 5 ——каналы подвода жидкости);. 6 — струйная (/ — корпус; 2 — продольные щелевые каналы; 3 — коронирующие пластинки; 4—ограничители пластинок; 5 — заглушка)： в — пневматическая для вязких жидкостей [184] (/ — корпус; 2. 3 — каналы для подачн воздуха и жидкости； 4 6 — заземленный н коронирующий электроды； 5 — разрядный промежуток; 7 — сбойма； 8 ——распылительная головка); а — пневматическая для раепнлнванн” порошков с двусторонним подводом воздуха [51] (1 — сопло; 2 — камера закручивания; 3 — тангенциальные каналы для подвода воздуха; 4. 5 — каналы для подвода воздуха и порошка).

££8/g0 9Q喧Aos 冬

££8/g0 9Q喧Aos 冬

mzz ozgahndlmE n/ШПf叁追9弋己

mzz ozgahndlmE n/ШПf叁追9弋己

„ccdm

„ccdm

d<30

d<30

Рис. 9.7. Схемы форсунок электростатического распыливания:

Рис. 9.7. Схемы форсунок электростатического распыливания:

■——струйная для вязких жидкостей [206] (/ — диэлектрический корпус; 2 — сопло; 3 —- изоляционный блок с цилиндрическим стержнем; 4 — проволочные электроды; 5 ——каналы подвода жидкости);. 6 — струйная (/ — корпус; 2 — продольные щелевые каналы; 3 — коронирующие пластинки; 4—ограничители пластинок; 5 — заглушка)： в — пневматическая для вязких жидкостей [184] (/ — корпус; 2. 3 — каналы для подачн воздуха и жидкости； 4 6 — заземленный н коронирующий электроды； 5 — разрядный промежуток; 7 — сбойма； 8 ——распылительная головка); а — пневматическая для раепнлнванн” порошков с двусторонним подводом воздуха [51] (1 — сопло; 2 — камера закручивания; 3 — тангенциальные каналы для подвода воздуха; 4. 5 — каналы для подвода воздуха и порошка).

■——струйная для вязких жидкостей [206] (/ — диэлектрический корпус; 2 — сопло; 3 —- изоляционный блок с цилиндрическим стержнем; 4 — проволочные электроды; 5 ——каналы подвода жидкости);. 6 — струйная (/ — корпус; 2 — продольные щелевые каналы; 3 — коронирующие пластинки; 4—ограничители пластинок; 5 — заглушка)： в — пневматическая для вязких жидкостей [184] (/ — корпус; 2. 3 — каналы для подачн воздуха и жидкости； 4 6 — заземленный н коронирующий электроды； 5 — разрядный промежуток; 7 — сбойма； 8 ——распылительная головка); а — пневматическая для раепнлнванн” порошков с двусторонним подводом воздуха [51] (1 — сопло; 2 — камера закручивания; 3 — тангенциальные каналы для подвода воздуха; 4. 5 — каналы для подвода воздуха и порошка).

На рис. 9.6,г приведена схема пневматической форсунки для распыливания ядохимикатов или нанесения покрытий. Электрод, смонтированный в кольцевом изоляторе, установлен на внешней поверхности корпуса. У острых кромок электрода развивается коронный разряд, в результате создается большое число ионов одного знака, заряжающих частицы жидкости ^ униполярно. Между электродами и напыляемой поверхностью образуется электростатическое поле. Двигаясь вдоль силовых линий поля, заряженные частицы принудительно и равномерно осаждаются за напыляемой поверхности.

На рис. 9.6,0 показана пневматическая форсунка с двухсторонним подводом электростатически заряженного воздуха. Жидкость поступает по центральному каналу вместе с воздухом. Ионизированные молекулы которого ускоряются в электрическом поле, и направляется в сопло. Вторичный воздух поступает по двум кольцевым каналам, предварительно пройдя искровые электроды.

На рнс. 9.6, е приведена схема форсунки с подзарядкой жидкости. Съемный эбонитовый наконечник позволяет регулировать

расход жидкости, которая подводится к кольцевой канавке и затем в виде тонкой пленки равномерно растекается к выходному соплу. В нижней части электрода установлены съемные втулки для изменения выходного сечения воздушного канала.

На рис. 9.7, а показано устройство для распыления вязких жидкостей (например, лакокрасочного материала) в электростатическом поле. Узел подачи жидкости выполнен в виде установленного концентрично соплу изоляционного блока с равномерно расположенными по его периферии каналами подачи жидкости. Блок имеет цилиндрический стержень, выступающий за коронн- рующий электрод, и сопло； зарядное устройство выполнено в виде проволочных электродов, смонтированных в каналах.

В форсунке (рис. 9.7,6) коронирующие пластинки снабжены ограничителями со скошенными под углом 5—10° кромками, р неположенным и по бокам пластинок на их рабочей поверхности. В форсунке для нанесения покрытий в электрическом поле (рис. 9.7,8) канал для подвода воздуха расположен между электродами. На рис. 9.7, г показана пневматическая форсунка с двухсторонним подводом распыливающего агента.

.9Л. ПУЛЬСАЦИОННОЕ РАСПЫЛИВАНИЕ

В современных форсунках значительная часть энергии распыли-^ ваемой жидкости затрачивается на ускорение движения капель н на потери при вязкой деформации. Известно, что дробление капель жидкости обусловлено потерей устойчивости течения в струях и пленках вследствие образования на их поверхности неустойчивых волн. Поэтому наложение пульсаций на поток рас- пыливаемой жидкости должно приводить к увеличению поверхностной энергии, быстрой потере устойчивости потока н более тонкому диспергированию. •

Сущность пульсационного распыливания состоит в том, что возникающие при истечении струи возмущения, вызывающие дробление жидкости, усиливаются в результате искусственно создаваемых пульсаций. При этом возможны два принципиально отличных способа наложения пульсаций. По первому способу создаются пульсации расхода жидкости — как правило, за счет перекрывания проходных каналов или соплового отверстия распылителя. По второму способу создаются (возбуждаются) колебания давления перед форсункой с помощью поршневого пульсатора. В соответствии с этим форсунки, в которых реализован первый способ, будем называть пульсационными форсунками с прерывателем, а второй — с возбудителем.

Исследована [120] работа центробежно-струйных пульсационных форсунок с прерывателем, имеющим механический привод (рис. 9.8, а) н с возбудителем — поршневым пульсатором давления (рис. 9.8, б). Частота пульсаций изменялась от 5 U° 250 Гц, перепад давления ——от 0 до 1,2 МПа.

рис. 9.8. Пульсационные фор- 'ункн:、

—с механическим приводом пре- ывателя [205] (/ ——периферийный анал; 2 — вкладыш; 3 — вал; 4 — опло; 5 — диск прерывателя с ог- ерстнямн： 6 — радиальные отверг гия); б — с возбудителем пульса- нй (/ — форсунка； 2 — цилиндр с пршнем； 3 — питательная емкость； —насос; 5 — магистраль).

АрАрВ форсунке с прерывателем подводимая жидкость разделяется на два потока. Один поток поступает по периферийным каналам вкладыша и при совпадении их с отверстиями на диске в виде вращающейся пленки направляется к выходному соплу. Второй поток через радиальные отверстия во вкладыше поступает в осевой канал вала и также направляется в сопло, где вз а и модействует с периферийным потоком. При включении пульсатора вал н жестко закрепленный на нем диск начинают вращаться, что вызывает пульсации расхода периферийного потока и осевой струи. Частоту пульсаций можно регулировать в широких пределах изменением частоты вращения вада и числа периферийных и радиальных каналов.

Ар

Ар

В форсунке с возбудителем (рис. 9.8,6) пульсации возникают вследствие возвратно-поступательного движения поршня. Жидкость из питательной емкости поступает на форсунку. Поршень периодически отбирает и вновь возвращает в напорную магистраль некоторое количество жидкости, возбуждая в ней i пульсации давления.

Расходные характеристики форсунок представлены на рис. 9.9, а, 6. За начальную точку при нулевой частоте принято I положение, при котором каналы вкладыша н прерывателя сов- L .падают. Приведенные зависимости (рис. 9.9, а) показывают, что увеличение частоты до 30 Гц вызывает в пульсационной форсунке с прерывателем существенное уменьшение расхода, связанное, по нашему мнению, с уменьшением эффективной площади проходных каналов. При более высоких частотах производительность этой форсунки не меняется. У форсунки с возбудителем и в низкочастотной области расход не зависит от частоты ульсации (рис. 9.9,б).•

Xарактеристики распределения жидкости в факеле распыла приведены на рис. 9.9, в, г, где по оси ординат отложены значе- '力НЯ относительной ПЛОТНОСТИ орошения дотн = дА?тах, а по оси абсцисс — относительного радиуса Roth = R/R95・ Как видно из рисунка, характер распределения с увеличением частоты пуль-

Рис. 9.9. Характеристики пульсационных форсунок:、Рис. 9.9. Характеристики пульсационных форсунок:、а. б — расходные; в, г — распределения; Д е — дисперсные; а, в, 6 —с прерывателем; б, ?■ е — с возбудителем.а. б — расходные; в, г — распределения; Д е — дисперсные; а, в, 6 —с прерывателем; б, ?■ е — с возбудителем.

Рис. 9.9. Характеристики пульсационных форсунок:、

Рис. 9.9. Характеристики пульсационных форсунок:、

а. б — расходные; в, г — распределения; Д е — дисперсные; а, в, 6 —с прерывателем; б, ?■ е — с возбудителем.

а. б — расходные; в, г — распределения; Д е — дисперсные; а, в, 6 —с прерывателем; б, ?■ е — с возбудителем.

саций меняется, причем у форсунок с прерывателем при малых частотах наблюдается резкое смещение максимума ^Отн влево, т. е распределение становится струйным, а угол факела несколько уменьшается. При дальнейшем росте частоты угол факела начинает расти, а распределение плотности орошения становится равномерным (рис. 9.9,6).

У форсунок с возбудителем рост угла факела наблюдается при увеличении частоты во всем диапазоне. При этом провал плотности орошения на оси факела увеличивается, т. е. распределение смещается в центробежную область (рис. 9.9, г). Вероятно, в диапазоне частот от 20 до 50 Гц наблюдалось бы резкое смещение максимума влево, как в форсунке с прерывателем, однако технические возможности возбудителей не позволяли получить более высокие частоты.

Дисперсные характеристики. Зависимость среднего объемноповерхностного (заутеровского) диаметра капель от частоты для пульсационной форсунки с прерывателем представлена на рис. 9.9,0. Можно видеть, что при увеличении частоты до 80 Гц заутеровский диаметр существенно уменьшается, а затем остается практически неизменным. У форсунки с возбудителем (рис. 9.9, е) зависимость объемно-поверхностного диаметра “ от частоты пульсации имеет экстр ем альный характер: вначале 4з2 возрастает, достигая некоторого максимума, а затем убывает до значения, меньшего, чем при нулевой частоте.

Приведенными выше данными, а также опубликованными ранее [127] исчерпывается информация о пульсационном распы- ливании, т. е. изучение этого способа диспергирования жидкостей находится на стадии накопления информации. Однако уже сейчас можно сделать некоторые выводы, говорящие о перспективности дальнейших работ в этой области:

наложение пульсаций на поток распыливаемой жидкости вызывает сканирование и пульсацию формы факела, которые могут быть полезны в ряде технологических аппаратов, поскольку способствуют турбулизации и перемешиванию фаз;

пульсирующие струи распыленной жидкости характеризуются меньшими размерами капель, чем непульсирующие;

некоторые схемы пульсационных форсунок (например, с прерывателем, установленным под вкладышем) позволяют управлять распределением плотности орошения в факеле в широких пределах;

разработан достаточно широкий ассортимент конструктивных схем пульсационных форсунок (приводятся ниже).

Рис. 9.10. Схемы пульсациоиио-гидравлических форсунок:Рис. 9.10. Схемы пульсациоиио-гидравлических форсунок:«— струйная пружинно-клапанная; б — центробежная с механическим приводом пульсатора (с нижним расположением прерывателя); в — центробежная (тангенциальная) с гидравлическим пульсатором.«— струйная пружинно-клапанная; б — центробежная с механическим приводом пульсатора (с нижним расположением прерывателя); в — центробежная (тангенциальная) с гидравлическим пульсатором.

Рис. 9.10. Схемы пульсациоиио-гидравлических форсунок:

Рис. 9.10. Схемы пульсациоиио-гидравлических форсунок:

«— струйная пружинно-клапанная; б — центробежная с механическим приводом пульсатора (с нижним расположением прерывателя); в — центробежная (тангенциальная) с гидравлическим пульсатором.

«— струйная пружинно-клапанная; б — центробежная с механическим приводом пульсатора (с нижним расположением прерывателя); в — центробежная (тангенциальная) с гидравлическим пульсатором.

Рис. 9.11. Распределение жидкости в факеле форсунки, показанной иа рис. 9.10,6:/ — прерыватель неподвижен. отверстия прерывателя и вкладыша совпадают;2, 3 — прерыватель враща- етЪя навстречу закрученной жидкости с частотой 900 н 1500 об/мин; 4 — прерыватель вращается в направлении закручивания с частотой 900 об/мин.Рис. 9.11. Распределение жидкости в факеле форсунки, показанной иа рис. 9.10,6:/ — прерыватель неподвижен. отверстия прерывателя и вкладыша совпадают;2, 3 — прерыватель враща- етЪя навстречу закрученной жидкости с частотой 900 н 1500 об/мин; 4 — прерыватель вращается в направлении закручивания с частотой 900 об/мин.

Рис. 9.11. Распределение жидкости в факеле форсунки, показанной иа рис. 9.10,6:

/ — прерыватель неподвижен. отверстия прерывателя и вкладыша совпадают;

2, 3 — прерыватель враща- етЪя навстречу закрученной жидкости с частотой 900 н 1500 об/мин; 4 — прерыватель вращается в направлении закручивания с частотой 900 об/мин.

Рис. 9.11. Распределение жидкости в факеле форсунки, показанной иа рис. 9.10,6:

/ — прерыватель неподвижен. отверстия прерывателя и вкладыша совпадают;

2, 3 — прерыватель враща- етЪя навстречу закрученной жидкости с частотой 900 н 1500 об/мин; 4 — прерыватель вращается в направлении закручивания с частотой 900 об/мин.

Конструктивные схемы форсунок. Пульсационное распыли- вание не может существовать само по себе. Наложение пульсаций позволяет улучшать характеристики известных способов распыливания. Поэтому можно выделить пульсационно-гидрав-- лическое, пульсационно-механическое, > пульсационно-пневматическое распиливание, осуществляемое в соответствующих фор- 、сунках.

Простейшей пульсационно-гидравлической форсункой является струйная пружинно-клапанная форсунка (рис. 9.10,а). • При подводе жидкости давление в корпусе форсунки нарастает, пружина сжимается и открывается сопловой канал для выхода жидкости. В этот момент давление в корпусе мгновенно уменьшается, пружина втягивает прерыватель, сопловой канал перекрывается, и цикл повторяется. Частоту циклов можно регулировать установкой пружин различной жесткости.

Достоинствами пружинно-клапанной форсунки являются простота конструкции, возможность самоочищения соплового канала (что позволяет снизить требования к качеству фильтрования жидкости), возможность регулирования корневого угла факела изменением угла скоса запирающего элемента головки прерывателя.

На рис. 9.10,6, в показаны центробежные форсунки, в одной из которых (рис. 9.10,6) прерыватель приводится во вращение внешним приводом, а в другой (рис. 9.10,8)—энергией распы- ливаемой жидкости. Жидкость по тангенциальному каналу поступает в камеру пульсатора и приводит во вращение прерыватель. Лопасти прерывателя периодически перекрывают прямоугольный канал входа в камеру закручивания, создавая в ней прерывистое течение и пульсационное истечение из сопла.

При нижнем расположении прерывателя (рис. 9:10,6) он оказывает сильное влияние на характер истечения. Под действием сил вязкости прерыватель либо создает дополнительное закручивание жидкости, либо, наоборот, тормозит ее, в зависимости от того, совпадает или не совпадает направление его вращения с направлением закручивания жидкости в винтовых каналах вкладыша. Следствием этого является изменение угла рас-

крытая факела и распределения жидкости по его сечению. Частота вращения прерывателя играет в этих случаях существенную роль.

На рис. 9.11 приведены кривые распределения для четырех случаев: 1) прерыватель неподвижен, а отверстия прерывателя н вкладыша полностью совпадают; 2) и 3) прерыватель вращается навстречу закручиваемой жидкости с частотой 900 и 1500 об/мин; 4) прерыватель вращается в направлении закручивания. Как видно из рисунка, характер распределения в первом и четвертом случаях типично центробежный, во втором — центробежно-струйный, а в третьем — струйный. Корневой yrojr факела равен соответственно 95, 70, 23 и 120°.

Центробежно-струйные пульсационные форсунки показаны на рис. 9.12. Форсунка с гидравлическим пульсатором (рис. 9.12, а) работает аналогично схеме, показанной на рис. 9.10, г, с той разницей, что прерыватель вращается не на игольчатом подшипнике, а на выступе, р неположенном в неподвижном вкладыше. Изменением зазора между вкладышем и прерывателем можно регулировать величину пульсаций. -

Рис. 9.12. Схемы пульсационно-гидравлических цеитробежно-струйных форсунок: '

а一 с гидравлическим пульсатором [104] (/ — радиальные каналы; 2, 6 — осевые каналы; 3, 5 — винтовые каналы; 4 — прерыватель; 7 — неподвижный вкладыш); 6 — тангенциальная [36] (/, 4 — неподвижный и вращающийся диски с секторными вырезами; 2 — камера закручивания; 3 — лопатки; 5 — втулка прерывателя), '

Рис. 9ЛЗ. Схемы пульсациоино^гидравлических ударио-струйных форсунок: 4 — со сплошным отражателем [71] (/ ——вкладыш; 2 — конусный прерыватель; 3 — сопло； 4 — Диск); 6—каскадная [73] (/ — рабочие диски; 2 — сопло; 3 — вкладыш; 4—прерыватель).

В форсунке на рис. 9.12,6 подводимая жидкость за счет тангенциального соединения патрубка с корпусом приобретает вращательное движение. В остальном работа форсунки аналогична действию предыдущих. ，

Пульсационно-гидравлические ударно-струйные форсунки показаны на рис. 9.13. В форсунке со сплошным отражателем (рис. 9.13, а) жидкость подводится под давлением и через вкладыш поступает в сопло. При этом конус, расположенный во вкладыше, перемещается вниз, кольцевой зазор между ним и вкладышем увеличивается, расход жидкости возрастает, и давление перед соплом уменьшается. Конус начинает перемещаться вверх, закрывая отверстие вкладыша, давление вновь возрастает, и цикл повторяется. Таким образом, создаются пульсации расхода, частоту которых можно регулировать жесткостью пружины. Из сопла жидкость подается на рабочий диск и течет в направлении кромки в виде волнообразной пленки. Пульсирующая подача жидкости на диск, установленный на пружине, вызывает его колебания. При срыве с кромки диска жидкость приобретает не только продольные (в направлении движения), но и поперечные возмущения. Вертикальные колебания рабочего диска способствуют увеличению площади н равномерности орошения.

В каскадной ударо-струйной форсунке (рис. 9.13,6) жидкость под давлением поступает через вкладыш в сопло; преры-

[ватель с коноидальной головкой перемещается вниз, кольцевой I зазор между ним н вкладышем увеличивается, расход жидкости I возрастает, а давление на головку прерывателя уменьшается. I При снижении давления прерыватель перемещается вверх, коль- цевой зазор уменьшается, давление вновь возрастает» и цикл повторяется. Из сопла жидкость подается на рабочие днскн. Поскольку по мере удаления от сопла диаметр центральных от- * верстий в дисках уменьшается, жидкость распределяется по рабочим поверхностям дисков и течет по ним в направлении кромки в виде волнообразной пленки.

Для уменьшения потерь энергии при распределении струи на дисках на их отверстиях выполнены срезающие кромки. Дополнительная турбулизация жидкостной пленки осуществляется на кромке кольцевым буртиком, угол скоса которого и определяет форму факела.

На рис. 9.14 показана пневматическая форсунка с пульсацией жидкости и газа. В этой форсунке пульсатор выполнен в виде укрепленной в корпусе гибкой мембраны, по обе стороны которой (в жидкостной и газовой камерах), напротив каналов под* вода жидкости и газа к внутреннему н наружному соплам, расположены клапаны.

Если давление жидкости выше, чем давление газа, то жидкость поступает в камеру А, а газ — в камеру Б, откуда пода- ется к наружному соплу (в зазор между соплами). При этом нижний клапан почти полностью закрывает вход во внутреннее сопло. Нарастающее давление жидкости прогибает мембрану, верхний клапан перекрывает канал для подачи газа и открывает вход в канал для жидкости. Давление в жидкостной камере резко падает, мембрана возвращается в первоначальное положение, и начинается новый цикл. Если давление распыливающего газа выше давления жидкости, клапаны устанавливаются таким образом, что вход в газовый канал закрыт, а во внутреннее сопло открыт. При равенстве давлений жидкости и газа

Рис. 9.14. Пульсационная пневматическая форсунка [32, 34]:Л, Б — жидкостная и газовая камеры: /, 2 — верхний н нижний клапаны; 3, 4 — наружное и внутреннее сопла; 5 — мембрана.Рис. 9.14. Пульсационная пневматическая форсунка [32, 34]:Л, Б — жидкостная и газовая камеры: /, 2 — верхний н нижний клапаны; 3, 4 — наружное и внутреннее сопла; 5 — мембрана.

Рис. 9.14. Пульсационная пневматическая форсунка [32, 34]:

Л, Б — жидкостная и газовая камеры: /, 2 — верхний н нижний клапаны; 3, 4 — наружное и внутреннее сопла; 5 — мембрана.

Рис. 9.14. Пульсационная пневматическая форсунка [32, 34]:

Л, Б — жидкостная и газовая камеры: /, 2 — верхний н нижний клапаны; 3, 4 — наружное и внутреннее сопла; 5 — мембрана.

Тис. 9.15. Пульсационно-механические распылители:

声а — дисковый [31] (/ — стакан; 2 — диск-прерыватель； 3, 4 ——внешний ряд отверстий; 5. 6 ——внутренний ряд отверстий; 7 — рабочий диск; 8 ——тарельчатый питатель; 9 — шкив); 6 — конусный погружной [69] (/ — вращающийся диск; 2 — конусный питатель; 3 ——неподвижный диск-прерыватель). 一

мембрана устанавливается в нейтральном положении, и в этом случае работоспособны оба варианта.

На рис. 9.15,а, 6 показаны схемы пульсационно-механических распылителей с дисковым рабочим элементом и с погружным конусом. L

“ В первой схеме жидкость поступает в приемный стакан. При совпадении отверстий диска-прерывателя и стакана жидкость из внешнего ряда отверстий, расположенных на периферии, поступает на верхнюю поверхность рабочего диска и центробежными силами сбрасывается с его верхней кромки. Жидкость, вытекающая из отверстий внутреннего ряда диска-прерывателя, через отверстия в рабочем диске попадает на тарельчатый питатель, с которого под действием центробежных сил перетекает на нижнюю поверхность рабочего диска. Таким образом обеспечивается пульсационная подача жидкости к обеим поверхностям рабочего диска, вызывающая колебания диска и тарельчатого питателя вдоль оси вращения. Возникающие колебания поддерживаются установленной на валу пружиной.

Такая схема распылителя обеспечивает повышение дисперсности, увеличение орошаемой поверхности и равномерное распределение жидкости в факеле. -

■ Во второй схеме при вращении распылителя жидкость начинает подниматься по боковым поверхностям конуса к его основанию. Здесь она периодически поступает либо на верхнюю по- f верхность вращающегося диска (в момент совпадения отверстий с радиальными пазами), либо на нижнюю (когда отверстия пе・ некрыты). В результате обеспечиваются пульсации расхода 承ндкостн на обеих поверхностях распыливающего диска.

М.5. РАСПЫЛИВАНИЕ С ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫМ

■ ГАЗОНАСЫЩЕНИЕМ

4 ряде химико-технологических процессов жидкая фаза посту- .ает в аппарат самотеком из предыдущего аппарата, установленного на более высокой отметке. В этом случае располагав- ■мнй напор не превышает нескольких метров (обычно до 2— /3 м). Столь низкий напор не позволяет воспользоваться обыч- ■ ными гидравлическими форсунками, так как в большинстве из К них факел при этом не разворачивается; установка же проме- ■ жуточного насоса зачастую крайне нежелательна. Ударно- ■ струйные форсунки, а также струйные с кольцевым соплом об- В разуют при таком напоре сплошную жидкостную пленку с не- ■ значительной поверхностью контакта.

Все изложенное заставляет при проектировании оборудова- Кния либо устанавливать сложные оросительные системы, либо ■ отказываться от использования простых и надежных распыли- Втельных аппаратов и заменять их, например, насадочными.

В последнее время разработан новый способ диспергирова- ■ ния жидкостей, названный распиливанием с предварительным V газонасыщением. Сущность способа заключается в том, что для В увеличения поверхностной энергии в жидкость перед ее истече- Книем (в магистрали или перед распылителем) вводится либо м!нертный по отношению к обеим фазам, либо технологический К'аз (если условия допускают его контакт с жидкостью).

По мнению авторов [16], пузырьки газа, распределяясь в ■жидкости, вызывают значительное увеличение Поверхностной ■энергии, т. е. «разрывают» жидкость еще до ее истечения и во ■многих случаях приводят к снижению ее эффективной вязкости. ■Кроме того, газовые пузырьки сжимаются до давления жидко- Всти в магистрали, н газ частично растворяется (в количестве, Есоответствующем равновесному при данном давлении жидко- Нсти). При истечении из распылителя давление газа в пузырьках ■практически мгновенно срабатывается до давления окружающей ■среды (давления в аппарате), и пузырьки резко расширяются ■ (взрываются). Растворенный в жидкости газ начинает десорби- ■ роваться (давление падает, и равновесие смещается в сторону ■ Десорбции), и при определенных условиях жидкость как бы К вскипает. Весь этот комплекс явлений приводит к довольно эф- ■ фективному дроблению вытекающей из распылителя жидкости.

При исследовании этого способа распыливания проведены опыты на ударно-струйной форсунке со сплошным отражателем. Напор составлял около 15 кПа. В обычных условиях образовывался факел в виде сплошной жидкостной пленки (диаметром 1—1,3 м), с краев которой отрывались круйные частицы жидкости (рис. 9.16,а). Затем в жидкость перед распылителем пода- вали газ, количество которого постепенно увеличивали. При малом расходе газа на насыщение поверхность пленки турбули- зуется, и в ней появляются отдельные перфорации (рнс. 9.16,6). Затем число разрывов растет, перемычки между ними становятся тоньше, и отдельные крупные частицы начинают отрываться в различных местах пленки (рис. 9.16,8). При дальнейшем увеличении количества подаваемого в жидкость газа пленка исчезает, факел приобретает струйчатую структуру, н на некотором расстоянии от отражателя струйки распадаются на капли (рис. 9.16,г). С ростом газонасыщения струйки утоньша* ются и распадаются на более мелкие капли.

Количественная оценка разрушения пленки диспергируемой жидкости при увеличении газонасыщения затруднена» поэтому

QQРис. 9.16. Стадии распада жидкостной пленки при росте газонасыщения: а — гладкая пленка (газ ие подается); б — образование перфораций; в — образование сплошных разрывов; г ——образование струй..Рис. 9.16. Стадии распада жидкостной пленки при росте газонасыщения: а — гладкая пленка (газ ие подается); б — образование перфораций; в — образование сплошных разрывов; г ——образование струй..

Q

Q

Рис. 9.16. Стадии распада жидкостной пленки при росте газонасыщения: а — гладкая пленка (газ ие подается); б — образование перфораций; в — образование сплошных разрывов; г ——образование струй..

Рис. 9.16. Стадии распада жидкостной пленки при росте газонасыщения: а — гладкая пленка (газ ие подается); б — образование перфораций; в — образование сплошных разрывов; г ——образование струй..

Рис. 9.17. Влияние газонасыщения иа теплопередачу (1,Г) и массопереиос (2.2，).

такая оценка проведена косвенно — по изменению эффективности тепло- и массопередачи [151]. Для этого были осуществлены процесс абсорбции диоксида углерода водой и теплообмен между нагретым до f=40— 80 ℃ воздухом и водой в цилиндрических аппаратах диаметром 0,2 и 0,4 м. Расход жидкости изменяли от 0,6 до 1,6 м3/ч. Расход газа составлял примерно 50 кг/ч. Степень газонасыщения Сгн изменяли от 0 до 1,7%.

Результаты опытов приведены на рис. 9.17. Как видно из рисунка, эффективность тепло- и массопередачи (瓦 и йт) при введении насыщающего газа возрастает, особенно в аппарате большего диаметра. Такую закономерность можно объяснить тем, что лри постоянном расходе основного газового потока в аппарате малого диаметра скорость газа выше, и пленка разрушается под действием этого потока. В аппарате большего диаметра это явление не наблюдается.

Таким образом, предварительное газонасыщение диспергируемой жидкости приводит к увеличению к. п. д. распыливания н к существенному снижению расхода газа и энергии по сравнению с расходом при пневматическом распыливании.

Конструктивные схемы форсунок. К настоящему времени создано несколько конструкций распылителей, работающих по этому способу. Все они относятся к классу гидравлических форсунок, работающих в режиме предварительного газонасыщения, и отличаются друг от друга способом ввода насыщающего газа: с принудительным вводом, с эжекцией и с одновременным вводом газа и эжекцией. Рассмотрим наиболее интересные конструкции.

На рис. 9.18, а, 6 приведены схемы центробежных форсунок, в которых газ для насыщения эжектируется распиливаемой жидкостью в кольцевом сопле или во входном патрубке.

В центробежной форсунке с кольцевым соплом (рис. 9.18, а)' жидкость через тангенциально установленный патрубок поступает в камеру закручивания и вытекает из сопла в виде полого конуса. Затем она попадает в кольцевой зазор, образованный диффузором и конусообразным кольцом. Здесь под действием положительного градиента давления окружающий воздух (или газ) эжектируется факелом, поступающим из патрубка.

В центробежной форсунке на рис. 9.18, б жидкость подается во входной патрубок и через входное эвольвентное сопло в виде струи, эжектирующей газ, через щелевые каналы на боковой поверхности сопла попадает в камеру смешения, а затем в диффузор, где давление жидкости повышается. Далее смесь жидко- 15*

A-A

Рис. 9.18. Схемы центробежных форсунок с предварительиым газонасыщенн- ем распыливаемой жидкости:

а —с кольцевым соплом [37] (/ — корпус； 2—патрубок подвода газа; 3 — сопло; 4-^ диффузор； 5 — канал для подвода газа; 6 — кольцо; 7, 8 — щелевая прорезь и зазор);

6 — с эвольвентным соплом [58] (/ — входное сопло; 2 — диффузор; 3 — вкладыш; 4 — камера закручивания).

сти и газа подается в камеру закручивания, где приобретает интенсивное вращательное движение и истекает из сопла. Такая форсунка может работать также и с принудительным вводом газа. '

Благодаря тому что эжектирование газа в жидкость осуществляется за счет энергии самой жидкости, увеличивается полезная доля энергии, расходуемая на диспергирование, и, следов ательйо, повышается к. п. д. распыливания.

На рис. 9.19 показаны еще две схемы, которые могут работать как в режиме самоэжекции насыщающего газа, так и с подачей его от внешнего источника.

Центробежно-струйная форсунка, показанная на рис. 9.19, & во многом аналогична предыдущей. Распыливаемая жидкость, пройдя по каналам завихрителя предварительного закручивания, подается во входное сопло, а затем поступает в камеру смешения, где окончательно перемешивается с эжекти ров айны м при движении через конфузор газом. В диффузоре происходит

снижение скорости газожидкостной смеси и ее сжатие, а в шнеке—вторичное закручивание.

На рис. 9.19,6 показана струйная форсунка с круговым щелевидным соплом. Р аспыл ив аемая жидкость через отверстия в направляющей втулке поступает в рабочую полость, обтекая конфузор, и через сопловую щель вытекает из р аспы л ив а ющего устройства. Поскольку конфузор расположен напротив щелн, то вытекающая жидкость эжектирует окружающий газ, который проходит последовательно через верхнее и боковые отверстия штока в конфузор.

96 ЭЛЕКТРОГИДРАВЛНЧЕСКОЕ РАСПЫЛИВАНИЕ

В ряде случаев производительность р аспы л ив ающего устройства требуется изменять в очень широких пределах, а характеристики распыла должны при этом оставаться примерно одинаковыми. Электрогидравлнческое распыливание позволяет решать задачи управления дисперсными характеристиками распылов в широких пределах.

Необходимо отметить, что в исследовании этого способа распылив ания сделан первый шаг, поэтому включая в книгу данный раздел, авторы стремились не столько рекомендовать чита

телям законченные результаты, сколько привлечь внимание исследователей к этому интересному н перспективному методу дисперги ров а ния жидкостей.

Рис. 9.19. Схемы форсунок с предварительным газонасыщеиием:Рис. 9.19. Схемы форсунок с предварительным газонасыщеиием:О — центробежно-струйная [40] (/, 6 — шнековые завихрители; 2 — входное сопло; 3 — конфузор； 4 — камера смешеиия; 5 — диффузор); 6 — струйная с кольцевым соплом [74] U — напорный трубопровод; 2 — корпус; 3 — шток; 4 — конфузор; 5 — щелевое сопло； •• — направляющая втулка).О — центробежно-струйная [40] (/, 6 — шнековые завихрители; 2 — входное сопло; 3 — конфузор； 4 — камера смешеиия; 5 — диффузор); 6 — струйная с кольцевым соплом [74] U — напорный трубопровод; 2 — корпус; 3 — шток; 4 — конфузор; 5 — щелевое сопло； •• — направляющая втулка).

Рис. 9.19. Схемы форсунок с предварительным газонасыщеиием:

Рис. 9.19. Схемы форсунок с предварительным газонасыщеиием:

О — центробежно-струйная [40] (/, 6 — шнековые завихрители; 2 — входное сопло; 3 — конфузор； 4 — камера смешеиия; 5 — диффузор); 6 — струйная с кольцевым соплом [74] U — напорный трубопровод; 2 — корпус; 3 — шток; 4 — конфузор; 5 — щелевое сопло； •• — направляющая втулка).

О — центробежно-струйная [40] (/, 6 — шнековые завихрители; 2 — входное сопло; 3 — конфузор； 4 — камера смешеиия; 5 — диффузор); 6 — струйная с кольцевым соплом [74] U — напорный трубопровод; 2 — корпус; 3 — шток; 4 — конфузор; 5 — щелевое сопло； •• — направляющая втулка).

В основу обсуждаемого способа распыливания положено использование электрогидравлического эффекта (ЭГЭ). Остановимся кратко на этом явлении. Если к паре электродов, находящихся в разрядном промежутке на расстоянии /р и погруженных в жидкость, приложить критическое напряжение, произойдет пробой (рис. 9.20, а)・ Однако прежде чем в этом промежутке появятся условия для реализации пробоя, пройдет некоторое время (рис. 9.20,6, стадия /)・ После начала пробоя происходит формирование разряда (стадия 〃)，характеризующееся некоторым ростом силы тока и падением напряжения. Завершается эта стадия образованием плазменного шнура — высокопроводя- щего канала электрического разряда (КЗР)・

С образованием КЭР в систему в течение 10—100 мкс вводится энергия, накопленная батареей конденсаторов. Вещество в КЭР разогревается до температуры (20—40) 103 К, а давление поднимается до (1——1,5) 103 МПа. Под действием этого давления КЭР расширяется, приобретает большие скорости, направленные по радиусам, исходящим примерно из центральной части разрядного промежутка /р. Под действием высокого давления плазмы жидкость сжимается, и в ней распространяется ударная волна. Одновременно с образованием ударной волны расширяющийся канал разряда приводит в движение окружающую его жидкость, при этом создается так~ называемый запаздывающий поток, способствующий развитию газовой полости и возникновению кавитации. * 、

Энергия, отданная конденсатором на второй стадии образо вания КЭР, затрачивается на формирование плазмы в виде перемещающихся в направлении от анода к катоду стримеров —— ветвей в форме кисти.

Рассмотрим работу электрогидравлического распылителя на примере струйной форсунки (рис. 9.21), снабженной электродом, смонтиров анным во втулке-изоляторе. Корпус и электрод соединены с импульсным конденсатором, для зарядки которого предусмотрен источник высокого напряжения.

Рис. 9.20. Формирование электрического разряда в жидкости:

а — схема обраозваиия КЭР； б — изменения тока и напяжеиия при образовании КЭР-

Рис. 9.21. Схема электрогид- равлической струйной форсун- ки [41]:

/ — втулка-изолятор; 2 — клапан； 3 — центральный электрод; 4 — переключающий узел; 5 — нмпульсный конденсатор； 6 — источник высокого напряжения.

Распыливаемая жидкость поступает в форсунку; электрод и корпус периодически соединяется с обкладками конденсатора. В момент замыкания между корпусом и электродом происходит высоковольтный пробой жидкости, сопровождающийся резким скачком давления и испарением жидкости в плазменном шну- ре. Скачок давления приводит к выбросу высокоскоростного потока капель, которые догоняют более крупные капли, покинувшие форсунку между импульсами, н дробят их, образуя однородный тонкораспыленный факел. Возникающая кавитация н импульсные колебания давления также способствуют распы- ливанию жидкости, вытекающей между импульсами. В момент скачка давления клапан перекрывает входной патрубок и препятствует распространению ударной волны в направлении подводимой жидкости, т. е. вся энергия разряда направляется на распыливание. Меняя мощность и частоту следования нмнуль- сов, можно обеспечить требуемую дисперсность при заданной производительности.

Глава 10

ВЫБОР РАСПЫЛИТЕЛЕЙ И МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ИХ ХАРАКТЕРИСТИК

ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ • К РАСПЫЛИВАЮЩИМ УСТРОЙСТВАМ

Эффективность технологических процессов, реализуемых при распыливании жидкой фазы, в значительной мере зависит от правильного выбора распиливающего устройства. При выборе р аспыл ив а ющего устройства к нему предъявляют • требования, которые можно разделить на две группы: требования к конструкции устройства; требования к характеристикам распыла.

Первая группа требований касается прежде всего способа распыливания и надежности работы распылителя в конкретной среде. Например, если распылитель не должен содержать вращающихся элементов и недопустимо применение газа, то выбор возможного способа распыливания практически ограничен гидравлическими форсунками. Требования надежности работы определяют выбор материала или ограничивают размер проходных отверстий, что очень важно при распыливании агрессивных жидкостей или сред, содержащих механические включения.

В ряде случаев требования могут оказаться противоречивыми и не могут быть выполнены без изменения технологии. Так, если в приведенном примере распиливанию подвергается высоковязкая жидкость, то подобрать подходящий способ распыливания невозможно. Необходимо либо изменить требования (допустить, например, использование р аспыл ив ающей среды), либо изменить технологию таким образом, чтобы вязкость жидкости перед распылителем была снижена (например, путем нагрева жидкости).

Требования к характеристикам распыла обусловлены технологическим процессом и аппаратом, в котором он проводится. Чаще всего задаются производительность распылителя (или всей системы орошения) и угол раскрытия факела (или размер орошаемой поверхности и расстояние до нее). В малых распылительных аппаратах, в устройствах сжигания жидких топлив задается также средний размер капель.

С учетом растущих требований к повышению эффективности работы оборудования в ряде случаев должно задаваться и распределение плотности орошения по сечению аппарата. Обычно стремятся обеспечить максимально равномерное распределение. Вместе с тем, как показал анализ работ в области аэродинамики тепло-массообменных полых и насадочных аппаратов, распределение газовой фазы имеет существенные неоднородности, характер которых может быть различным. Таким образом, сочетание равномерного распределения жидкости с неравномерным распределением газовой фазы приводит к образованию в аппарате зон с недостаточным или с избыточным орошением, что в конечном счете снижает эффективность тепло-массооб- мена.

Очевидно, для каждого аппарата с конкретной аэродинамической обстановкой существует оптимальное распределение жидкой фазы, обеспечивающее наиболее эффективное взаимодействие потоков и наибольшую для* данных условий степень извлечения компонентов.

Было показано [127], что в гидравлических форсунках возможны самые различные виды распределения жидкости в Фа- келе, однако управлять этой характеристикой можно только в центробежно-струйных. В большинстве механических распылителей образуется узкий факел. В пневматических форсунках Фа- к ел. можно рассматривать как газовую струю с дисперсной при-

месью капель. Распределение жидкости в них обусловлено профилем удельных потоков газа в этой струе, который, в свою очередь, определяется конструктивным исполнением форсунки и может быть различным.

Следует иметь в виду, что при некорректной формулировке требований к характеристикам распыла могут возникнуть неразрешимые противоречия. Например, с помощью единичной гидравлической форсунки практически невозможно обеспечить высокую производительность (несколько мз/q) и тонкий распыл (мельче 50 мкм), т. е. должен быть найден разумный компромисс.

Выбор распыливающего устройства зависит от конкретного технологического процесса и от аппарата, в котором этот процесс реализуется, поэтому сказать однозначно, какой способ распыливания, класс распылителей и конструкция форсунки наиболее приемлемы в том или ином случае, не представляется возможным. Ниже приводятся общие рекомендации по выбору распыливающих устройств. .

ВЫБОР РАСПЫЛИВАЮЩИХ УСТРОЙСТВ

Гидравлическое распыливание. Во всех случаях, когда это возможно, предпочтение следует отдавать гидравлическим форсункам как самым экономичным, простым н надежным [127]. Высоконапорные струйные многосопловые сферические форсунки применяют для чистки трубок кожухотрубчатых теплообменников, струйные коллекторные — для орошения насадочных колонн, веерные удобны для промывки материалов в движущейся таре, очистки движущихся поверхностей, а также для орошения змеевиковых теплообменников. Не рекомендуется применять струйные форсунки в полых теплообменных аппаратах, поскольку даже в многосопловом исполнении они не могут обеспечить удовлетворительной дисперсности н необходимого для нормального ведения процесса распределения жидкости по сечению рабочего объема.

Ударно-струйные каскадные форсунки можно применять для орошения насадочных колонн большого диаметра, так как они обеспечивают весьма большие (до 160°) углы факела н производительность (до 1000 м3/ч). Некоторые из них можно рекомендовать (при высоких расходах) для распыливания вязких и загрязненных жидкостей. Вместе с тем следует помнить, что ударно-струйные форсунки создают грубый распыл с неравномерным распределением, а многие из них довольно сложны и громоздки.

Форсунки с соударением струй (однофакельные) можно использовать наравне с веерными. Многоструйные форсунки рекомендуются для распыливания больших количеств (100— 300 мз/q и более) сравнительно чистых жидкостей в многотон- иажных насадочных аппаратах.

С помощью центробежных форсунок можно распиливать топлива в циклонных печах и котлоагрегатах с предварительным закручиванием воздуха; жидкое сырье в рабочем объеме; маловязкие тонкие суспензии в распылительных сушилках и т. п. Не рекомендуется использовать центробежные форсунки там, где требуется распределение жидкости по орошаемой по- 月ерхностн, отличное от центробежного.

Центробежно-струйные форсунки наиболее предпочтительны для орошения полых и насадочных аппаратов, так как позволяют обеспечить практически любое наперед заданное в соответствии с профилем удельных потоков газовой фазы распределение жидкости по сечению аппарата.

Таким образом, если гидравлическое распыливание позволяет обеспечить требуемые характеристики, то во всех случаях, 訳огда необходимо достаточно тонкое распыливание, а равномерность не играет существенной роли, следует применять центробежные форсунки; для жидкостей с повышенной вязкостью или содержащих механические примеси можно рекомендовать ударно-струйные форсунки; если необходимо равномерное или иное распределение жидкости в факеле, которое нельзя обеспечить другими распылителями, следует использовать центробежно-струйные форсунки.

Механическое распыливание целесообразно применять, когда жидкость в аппарат подают под малым напором, прежде всего для орошения вертикальных или кольцевых поверхностей; с целью создания распылов с минимальной полидисперсностью; при распыливании очень вязких и загрязненных жидкостей; в том случае, когда механический привод уже предусмотрен в аппарате, например для перемешивания.

При выборе рабочих элементов механических форсунок'[127] рекомендуется гладкие диски применять для тонкого диспергирования малых количеств вязких, загрязненных жидкостей или жидкостей с высокой адгезией. При использовании лопастных дисков следует помнить, что все они (за исключением закрытых) обладают высоким вентиляционным эффектом. Их можно применять для создания широкого горизонтального факела (например, в центробежных зжекторах).

Звездочные распыливающие элементы могут использоваться для орошения насадочных колонн, когда применение гидравлических форсунок затруднено. Сопловые элементы можно использовать- для распыливания сравнительно чистых жидкостей, когда необходимо получить круговой горизонтальный факел с требуемым распределением жидкости. Реактивные рабочие элементы целесообразно применять в тех случаях, когда необходимо периодическое орошение поверхности, например в фильтрах водоочистки.

Применение механических распылителей с наружными элементами полностью оправдывает себя, когда желательно многократное использование жидкости, например в камерах кондн-

пионеров. Они позволяют исключить сложную систему циркуляции жидкости, необходимую в случае использования гидравлических форсунок.

Пневматическое распыливание целесообразно применять тогда, когда требуется тонкое диспергирование значительных количеств жидкости или жидкостей с повышенной вязкостью, 、лн6о когда технологический процесс предусматривает ввод в аппарат больших количеств газа или газа под высоким давлением. В первом случае используют форсунки низкого давления, во втором — высокого. Если давление жидкости высокое (более 200 кПа), а расход газа ограничен, целесообразно применение пневмогидравлических форсунок.

Если жидкость способна вступать в реакцию с распыливаю- хцим газом, следует использовать форсунки внешнего смешения. Когда распределение плотности орошения должно иметь максимум на оси, следует применять прямоструйные форсунки; если же на оси желательно иметь провал или если распределение должно быть равномерным, предпочтение должно быть отдано вихревым форсункам.

При распыливании высоковязких жидкостей рекомендуется применять двухсторонние (с двумя струями газа) или многоступенчатые форсунки.

Улучшить дисперсные характеристики при газовом распыливании можно путем использования акустических форсунок.

Существенные трудности возникают, когда необходимо рас- пыливать весьма малые количества жидкости (до нескольких литров в час). Из известных способов можно рекомендовать ультразвуковые и электрические распылители. Перспективны форсунки электрогидравлического распыливания, однако в настоящее время они находятся в стадии лабораторных исследований.

Удовлетворительное диспергирование жидкостей гидравлическими форсунками при весьма малом напоре (несколько кПа) в ряде случаев можно получить при использовании предварительного газонасыщения.

Дисперсные характеристики распыла можно значительно улучшить, применяя комбинированные способы распыливания, например совмещая традиционные способы с пульсационным распыливанием (пульсационно-гидравлическое, пульсационнопневматическое, пульсационно-механическое). Для орошения насадочных колонн его применение дает и другой положительный эффект. Дело в том, что при использовании традиционных форсунок (скажем, гидравлических с непрерывным истечением) в слое насадки образуются стационарные струйки (ручейки). При пульсационном орошении после каждого прерывания жидкость находит как бы новый путь, н поверхность насадки используется более полно.

Гидромеханическое распыливание позволяет получить заполненный факел с углом раскрытия до 180——250°. При этом можно

Легко обеспечить и предварительное газонасыщение или сочетать распылитель с устройством принудительного ввода в аппарат газовой фазы.

МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ХАРАКТЕРИСТИК

РАСПЫЛИТЕЛЕЙ

Теоретические основы и анализ методов определения характе- ристик распылителей приведены в работе [127]. Поэтому здесь кратко рассмотрены те новые материалы, которые появились после ее опубликования и представляют практический интерес либо являются» на наш взгляд, перспективными. Кроме того, подробно описаны конструкции ряда устройств, необходимых в экспериментальной практике и приведенных в литературе только схематично.

Дисперсные характеристики. Все достижения в области техники экспериментального определения дисперсного состава распылов связаны в последнее время с развитием оптических методов. Анализ наиболее интересных работ приведен в литературе [49а]. Рассмотрим некоторые из них.

Представляет интерес оптическое устройство для измерения спектра размеров капель в зоне горения методом малых углов. Схема прибора приведена на рис. 10.1. Свет лазера, рассеянный на каплях, вводимых в пламя, собирается объективом на вращающемся диске с отверстиями. Радиальная диафрагма пропускает в каждый момент времени свет только от одного какого- либо отверстия. Линза посылает свет, прошедший через соответствующее отверстие диска, на катод фотоумножителя. Сигнал регистрируется запоминающим осциллографом с фотоприставкой. Рассеянный свет измеряется в интервале углов от 0,01 до 0.15 рад. Так как интенсивность света, рассеянного под

Рис. 10.1. Схема прибора для измерения размера частиц в зоне горения：Рис. 10.1. Схема прибора для измерения размера частиц в зоне горения：/ — лазер: 2 — коллиматор; 3—щелевая диафрагма; 4 — собирающий объектив; ^ Т^Рд. щающийся диск с отверстиями; 6 — радиальная щелевая диафрагма; / —линза, терференциоииый светофильтр; Р *— фотоумножитель;】0 — электродвигатель; I，— гореаия; /2 — отверстия во вращающемся диске./ — лазер: 2 — коллиматор; 3—щелевая диафрагма; 4 — собирающий объектив; ^ Т^Рд. щающийся диск с отверстиями; 6 — радиальная щелевая диафрагма; / —линза, терференциоииый светофильтр; Р *— фотоумножитель;】0 — электродвигатель; I，— гореаия; /2 — отверстия во вращающемся диске.

Рис. 10.1. Схема прибора для измерения размера частиц в зоне горения：

Рис. 10.1. Схема прибора для измерения размера частиц в зоне горения：

/ — лазер: 2 — коллиматор; 3—щелевая диафрагма; 4 — собирающий объектив; ^ Т^Рд. щающийся диск с отверстиями; 6 — радиальная щелевая диафрагма; / —линза, терференциоииый светофильтр; Р *— фотоумножитель;】0 — электродвигатель; I，— гореаия; /2 — отверстия во вращающемся диске.

/ — лазер: 2 — коллиматор; 3—щелевая диафрагма; 4 — собирающий объектив; ^ Т^Рд. щающийся диск с отверстиями; 6 — радиальная щелевая диафрагма; / —линза, терференциоииый светофильтр; Р *— фотоумножитель;】0 — электродвигатель; I，— гореаия; /2 — отверстия во вращающемся диске.

Рис. 10.2. Схема измерения размера частиц в потоке с помощью телекамеры:

2 — форсунка; 3 —2 — форсунка; 3 —7 — импульсный источник света;

2 — форсунка; 3 —

2 — форсунка; 3 —

факел； 4 — телекамера; 5 —факел； 4 — телекамера; 5 —светочувствительная по-светочувствительная по-верхность видеоканала телекамеры; 6 — изображение каплк; 7 — развертка нзображевня.

факел； 4 — телекамера; 5 —

факел； 4 — телекамера; 5 —

светочувствительная по-

светочувствительная по-

большими углами, в 20—100 раз меньше, чем рассеянного под малыми, то для повышения точности измерений диаметры отверстий в сканирующем диске с увеличением расстояния от оптической оси системы увеличивают от 0,2 до 1,4 мм. Угловая разрешающая спо-- собиость составляет 0,007 рад.

Использование газового лазера в сочетании с узкополосным интерференционным фильтром с щелевой диафрагмой позволяет

избавиться от собственного свечения пламени. При большой яркости пламени или малой концентрации частиц перед интерференционным фильтром дополнительно устанавливают поляризатор. При его применении фон от собственного свечения снижается примерно в 2 раза.

Установка позволяет изменять диаметр луча в широких пределах (1— 20 мм), в зависимости от размеров факела. Время измерения порядка 0,01 с, что дает возможность мгновенно регистрировать распределение иитенсивио- стн рассеянного света в быстро флуктуирующем потоке. Авторы [49а] отмечают, что прибор позволяет надежно определять размер частиц в диапазоне 3—80 мкм.・

Американские исследователи Симмонс и Лапера разработали анализатор факела форсунок, принцип работы которого основан на синхронном действии импульсного источника света и телекамеры (рис. 10.2). Импульсы света большой интенсивности фокусируются оптической системой в определенной точке факела. Изображение капель в этой точке передается к светочувствительной поверхности видеоканала телекамеры. Для подсчета и «сортировки> изображений капель иа видеоканале используют вертикальную и горизонтальную <525 строк) развертки изображения. Предварительно схема обнаружения определяет расположение капель в фокальном объеме. Если установлено, что капля в фокусе, то электрический сигнал, соответствующий размеру и положению капли, поступает в один из шести каналов вычислительного блока, а затем в накопитель. Это обеспечивает получение данных по всем группам размеров. .

При вспышках света изображения капель накапливаются на видеокана- •ле и развертываются для получения данных об их размерах, а затем «стираются» для подготовки видеоканала к следующему циклу. Цикл повторяется 15 раз в секунду.

Совместно с камерой работает телемикроскоп с переменной степенью увеличения. Разрешающей способностью такой оптической системы, определяемой расстоянием (4 мкм) между линиями развертки, является капля размером 4 мкм.

Объект исследования — форсунка — располагается между осветителем и камерой, которые надежно закреплены. Форсунка является подвижным элементом системы; перемещая ее, интересующую исследователя точку факела устанавливают в фокусе оптической системы. При этом кодирующее устройство фиксирует три координаты этой точки с точностью до 0,025 мм и направляет информацию в логическую цепь системы для обработки в вычислительном устройстве.

Далее выбирают число (100 или 1000) импульсов для дайной серии. Информация о размере капли и размещении ее в одной из шести размерных групп накапливается и выдается на печатающее устройство в виде шести численных значений.

На рис. 10.3 показана оптическая схема двухлучевой голографической установки с боковым опорным пучком. Импульсный луч лазера длительностью 30 мс светоделителем разделяется на сигнальный и опорный лучи. Отра*

Рис. 10.3. Оппическая схема двухлучевой голоп)афической установки:

/ — импульсный лазер; 2 — светоделитель; 3 — сигналы; 4 — отраженный сигнальный луч; 5 — каллиматор; 6 —факел; 7 — объектив; S ~ диафрагма; 9 — фотопластинка; 10 — расширитель； // — опорный луч; /2 — зеркала.

Рнс. 10.4. Схема прибора для дифракционного измерения размера капель: / — лазер； 2 — оптическая система; 3 — луч света; 4 — капли; 5 — рассеянный световой поток； 6 — собирающая линза; 7 — детектор; 8 ——миникомпьютер; 9 ——печатающее устройство.

жаясь от зеркала, сигнальный луч расширяется коллиматором, проходит через выбранный участок распыленной струи, объектив и точечную диафрагму, а затем попадает на фотопластинку, на которую через расширитель проходит и опорный луч, отразившийся от зеркала. В результате на фотопластинке фиксируется голограмма, после обработки которой можно получить характеристику распылнвания.-

Дифракционный метод измерения дисперотости распыливания основан на. использовании оптических явлений, возникающих при освещении сферических частиц лучами монохроматического когерентного света. Образующаяся при этом область дифракционного рассеяния накладывается на значительно меньшее геометрическое изображение. Если на пути светового луча, прошедшего через частицы, поместить линзу и в плоскости ее фокуса расположить зкран» то нерассеянный световой поток сфокусируется в точку на оси, а рассеянный создаст дифракционные кольца вокруг центрального пятна.

Диаметр дифракционного кольца обратно пропорционален диаметру частицы. Для сферической частицы световая энергия концентрируется в Центре дифракционного кольца, концентрация ее резко уменьшается с увеличением радиуса кольца. Это справедливо- тогда, когда диаметр частицы больше длины волны, источника излучения.

Прн использовании в качестве излучателя гелиево-неонового лазера с длиной волны 九=0,6328 мкм можно измерять частицы диаметром более 1 мкм.

Схема прибора показана на рис. 10.4. Он состоит нз небольшого гелнево- неонового лазера с пространственным фильтром н коллиматорной оптической системой, из которой выходит расширенный, параллельный оси луч монохро- магического когерентного света. Расположенные на пути луча измеряемые частицы рассеивают часть светового потока, который попадает на собирающую линзу н фокусируется на специальный многоэлементный детектор сигнала, размещенный в фокальной плоскости линзы. Детектор состоит из тридцати концентрически расположенных полукольцёвых элементов. Сигнал, выходящий нз детектора, подается через умножитель на мнникомпьютер, а затем поступает на аналог (селектор) ■— преобразователь н печатающее устройство» являющееся выходным устройством всего прибора.

Применяемая в приборе система детектор — линза обеспечивает увеличение частицы примерно в 100 раз. Использование линзы с фокусным расстоянием 105 мм позволяет измерить частицы размером от 2 до 200 мкм.

Пои помощи линз с фокусными расстояниями 300 н 630 мм можно измерять частицы размером соответственно от 5 до 560 мкм н от 10 до 1180 &км.

Следует отметить, что для реализации описанных методов требуется до- -вольнэ сложное аппаратурное оформление, поэтому до сих пор широко используется простой и надежный метод улавливания капель иммерсиоинод средом. В литературе, в том числе [127], приводятся принципы действия различных каплеулавливающих устройств. Однако, как показал опыт, создание каплеуловителя встречает существенныё трудности, что обусловлено требованиями к устройству каплеуловителя. Он должен обеспечить отбор проб по всему радиусу факела, быть достаточно компактным, допускать варьирование времени экспозиции, исключать доступ капель к пластине до и после отбора пробы, предотвращать вторичное дробление капель и попадание брызг, образующихся при ударе капель о поверхность элементов устройства, в кювету с иммерсионной средой. Поэтому сочли необходимым привести здесь подробную схему каплеулавлнвающего устройства, которое успешно используется в течение многих лет и в котором учтены описанные требования.

Схема устройства приведена иа рнс. 10.5. К основанию корпуса прикреплены торцовые опоры, в которых подвижно установлен цилиндрический отсекатель с продольной прорезью. С одной стороны отсекателя смонтирован привод. Обе опоры сужаются навстречу потоку. Корпус имеет одну неподвижную боковую стенку с верхней отогнутой кромкой и одну подвижную. Подвижная стенка посредством пружины' прижимается по краям к торцевым опорам, а ее отогнутая кромка — к кромке неподвижной стенки. Кромка подвижной стенки выступает относительно кромки неподвижной стенки, которая, в свою очередь, отстоит от осн симметрии отсекателя на расстояние, превышающее половину ширины прорези отсекателя. Подвижная стенка может поворачиваться вокруг оси, закрепленной на корпусе, и имеет регулируемый упор. На отсекателе укреплен кулачок, а на неподвижной стенке ——под- лружинная пластина с гигроскопичным материалом.

Каплеулавлнвающее устройство работает следующим образом. На предметном столике устанавливают кювету, заполненную иммерсионной средой. Затем включают систему привода, отсекатель начинает вращаться, и прижа- I тый к нему гигроскопичный материал (например, поролон) снимает с его поверхности влагу, осевшую в предыдущем опыте. Когда прорезь подходит к зоне пробоотборника, подвижная стенка поворачивается на некоторый угол, открывая каплям доступ к пробоотборной кювете. Прн дальнейшем повороте» отсекателя н прорези пружина вновь прижимает подвижную стенку, и отбор пробы прекращается» а устройство возвращается в исходное положе-

Рнс. 10.5. Схема каплеулавливающего устройства:Рнс. 10.5. Схема каплеулавливающего устройства:J — основание корпуса; 2 — торцевые опоры； 3, 4 — ведомая н ведущая шестерни； 5 — кольцо; 6 — пробоотборная кювета с перегородками; 7 — отсекатель; 8 — предметный сто- лик； 9 — кулачок； 10 — гигроскопический материал; П — подпружиненная пластина; /2./4 — неподвижная н подвижная стенки «корпуса; 13 — продольная прорезь; 15 一J — основание корпуса; 2 — торцевые опоры； 3, 4 — ведомая н ведущая шестерни； 5 — кольцо; 6 — пробоотборная кювета с перегородками; 7 — отсекатель; 8 — предметный сто- лик； 9 — кулачок； 10 — гигроскопический материал; П — подпружиненная пластина; /2./4 — неподвижная н подвижная стенки «корпуса; 13 — продольная прорезь; 15 一1уска секундомера； /$ — секундомер; /7 — привод отсекателя.1уска секундомера； /$ — секундомер; /7 — привод отсекателя.контактыконтакты

Рнс. 10.5. Схема каплеулавливающего устройства:

Рнс. 10.5. Схема каплеулавливающего устройства:

J — основание корпуса; 2 — торцевые опоры； 3, 4 — ведомая н ведущая шестерни； 5 — кольцо; 6 — пробоотборная кювета с перегородками; 7 — отсекатель; 8 — предметный сто- лик； 9 — кулачок； 10 — гигроскопический материал; П — подпружиненная пластина; /2.

/4 — неподвижная н подвижная стенки «корпуса; 13 — продольная прорезь; 15 一

J — основание корпуса; 2 — торцевые опоры； 3, 4 — ведомая н ведущая шестерни； 5 — кольцо; 6 — пробоотборная кювета с перегородками; 7 — отсекатель; 8 — предметный сто- лик； 9 — кулачок； 10 — гигроскопический материал; П — подпружиненная пластина; /2.

/4 — неподвижная н подвижная стенки «корпуса; 13 — продольная прорезь; 15 一

1уска секундомера； /$ — секундомер; /7 — привод отсекателя.

1уска секундомера； /$ — секундомер; /7 — привод отсекателя.

контакты

контакты

Рис. 10.6. Схема универсального пробоотборника для ния распыленной жидкости.Рис. 10.6. Схема универсального пробоотборника для ния распыленной жидкости.измерения распределеизмерения распределе

Рис. 10.6. Схема универсального пробоотборника для ния распыленной жидкости.

Рис. 10.6. Схема универсального пробоотборника для ния распыленной жидкости.

измерения распределе

измерения распределе

ние. Прн этом поверхность отсекателя увлажняется минимально, а доступ капель к корпусу исключен. При прохождении щелью отсекателя верхнего положения происходит включение и отключение секундомера, фиксирующего время экспозиции.

В устройстве предусмотрена возможность смены отсекателя с различной шириной щелн. Ширина открытия подвижной стенки регулируется винтом. Отогнутые навстречу потоку кромки н каплеулавлнвающее устройство обтекаемой формы снижают до минимума брызгообразованне.

Характеристики распределения. Для измерения удельных потоков в распылах со сравнительно небольшим углом раскрытия факела обычно используют кольцевые горизонтальные сборники, а в распылах с факелом, близким

Рнс. 10.7. Схема установки для измерения скорости капель в факеле методом скоростной фотографии:

7 — координатник; 2 — фотоаппарат; 3 — форсунка; 4. 8 — осветительные импульсные лампы； 5, 7 — красный и синий светофильтры; 6 — полупрозрачное зеркало; 9 — фотоумножитель; 10 — блок запуска лампы; 11 — высоковольтный выпрямитель; 12, 13 — блоки интания; /<t— цифровой измеритель времени; 15 — запоминающий осцнллограф.

Рнс. 10.8. Отсекатель распыленной жидкости для конических факелов:

-/ — форсунка; 2 — приемная камера; 3 — направляющие пластины; 4 — патрубок; 5 — ось патрубка; 6 — рычаг;

7 — соленоидный привод.

к горизонтальному, — вертикальные пробоотборники [128]. Такие

устройства имеют существенные недостатки: во-первых, их использование ограничено направлением факела н его углрм; во-вторых, при изменении угла раскрытия факела приходится изменять н расстояние до сборника, что затрудняет сопоставление получаемых результатов; в-третьих, прн больших углах раскрытия факела (более 70—80°) появляется значительная погрешность, так как для периферийных капель условия их отбора начинают заметно отличаться от условий определе

ния плотности орошения (напомним, что плотностью орошения называют кония плотности орошения (напомним, что плотностью орошения называют количество жидкости, проходящее в единицу времени через единичную площадку, нормальную вектору скорости капель).

ния плотности орошения (напомним, что плотностью орошения называют ко

ния плотности орошения (напомним, что плотностью орошения называют ко

Нами разработан универсальный пробоотборник, пригодный для любых распылителей с любым углом раскрытия факела. Схема его приведена на рис. 10.6. Ячейки пробоотборника расположены по дуге окружности, в центре которой устанавливают распылитель. Попавшая в ячейки жидкость сли^ вается в мерники, а после записи результатов — в слнвнои патрубок. На передней стенке каждой ячейки нанесено значение ее углового положения по отношению к вертикальной осн. Это позволяет одновременно с измерением, плотности орошения определять и корневой угол факела.

Гидродинамические параметры и структура факела. Для измерения скорости капель в факеле и анализа его структуры иамн совместно с ЛТИЦБП разработана установка для фотографирования капель в потоке со сверхкороткой выдержкой (рнс. 10.7). В основу измерения скорости частиц положен метод двойного экспонирования с задержкой на один кадр. Для ндентнфн- кацин капель используется цветная пленка и два цветных светофильтра.

Оптическая схема установки (см. рнс. 10.7) работает следующим образом. Оптическая система юстируется с помощью коордннатннка. Открывается затвор фотоаппарата и затем поджигается искровая лампа, обеспечивающая длительность вспышки 10-6 с. Световой нмпульс проходит через красный све* тофильтр, полупрозрачное зеркало н освещает капли, попадающие в фотографируемую область. Разряд лампы инициирует срабатывание схемы запуска, которая через заданный промежуток времени Дт поджигает искровую» лампу с синим светофильтром. Световой импульс от этой лампы также попадает на полупрозрачное зеркало, отражается и освещает ту же область факела, что первая лампа. Затвор аппарата закрывается. Для регистрации временного промежутка используют фотоэлектронный умножитель, в котором во время вспышек возникают два электрических импульса, направляемых на запоминающим осциллограф и цифровой измеритель времени.

За время Дт капли успевают пройти некоторое расстояние А厶 Так как увеличение известно, можно определить скорость движения капель и их размер н увидеть структуру факела в интересующих участках.

Устройство для отсекания распыленной жидкости. Прн снятии большинства характеристик распылителей, например расхода и распределения, жидкость в зону измерения должна поступать только в течение некоторого вре-

Рис. 10.9. Отсекатель распыленной жидкости для горизонтальных факелов:

/ — внешняя стенка; 2 — корпус； 3 — направляющие пластины; 4 — заслонка;

, 9 — нижняя н верхняя крышки;

— прнвод засловки; 7 — входное кольцевое отверстие; 8 — испытываемый распылитель.

мени. Для отсечки жидкости и вывода ее за пределы зоны измерения обычно используют различного рода подвижные воронки. Однако прн значительных производительностях распылителя такие несложные устройства уже не обеспечивают надежной работы. Происходит брызгообразова- нне, либо выбрасывание части жидкости в зону измерения, либо воронкн становятся слишком громоздкими.

Нами разработаны два уст* ройства отсечки (рис. 10Д 10.9):

первое предназначено для конических факелов с углом раскрытия до 90°, второе — для факелов, образуемых, например, вращающимися дисками.

Отсекатель, показанный на рис. 10.8, содержит патрубок для приема н отвода жидкости; он закреплен на оси в испытательном баке н может пере- мещаться вдоль этой оси. На верхнем конце осн укреплен рычаг, соединенный тягой с сердечником соленоидного привода, связанного с выключателем

пуска электросекундомера.

Работа отсекателя ясна из рисунка. Следует отметить, что при пронзво- /днтельностн до 20 м3/ч направляющие пластины и отсекатель в целом обеспечивали плавный, без брызг, ввод н вывод жидкости.

Второй отсекатель (см. рнс. 10.9) состоит нз корпуса с направляющими втулками. Корпус связан с приводом вертикального перемещения (на схеме не показан) и состоит нз верхней н ннжней крышек, внешней и внутренней стенок. Между крышками укреплены направляющие пластины так, что между нх нижней кромкой н нижней крышкой остается зазор для свободного слнва жидкости. На внешней стенке выполнено окно, по бокам которого укреплены направляющие с заслонкой, связанной с приводом, установленным на верхней крышке. Зазор между верхней кромкой внутренней стенки и верхней крышкой образует входное кольцевое отверстие.

Устройство работает следующим образом. Распылитель помещают внутрь днлнндра так, что уровень рабочей плоскости оказывается на середине входного окна； Затем на распылитель подают диспергируемую жидкость. Срываясь с кромок, она попадает на направляющие пластины н, следуя их изгибу, плавно, без брызг, достигает внешней стенкн и стекает на ннжнюю крышку. Благодаря уклону ннжней крышки и наличию зазора между пластинами и короткой внутренней стенкой жидкость стекает к выходному отверстию н отводится за пределы установки.

После выхода системы на режим нлн в любой другой заданный момент времени (в зависимости от поставленной задачи) обеспечивается доступ всей жидкости или части ее к пробоотборным устройствам (или датчикам). Для этого в первом случае включают механизм привода корпуса, н он перемещается вверх вдоль осей. Во втором случае, когда исследуется вырезанный нз факела сегмент, включают привод, открывающий заслонку. После требуемой экспозиции устройство возвращается в исходное положение.

Литература

Абрамович Г. Н. Прикладная газовая динамика. М., Гостехтеориздат^ 1953. 736 с.

Абрамович Г. Н. Теория центробежной форсунки — В кн.: Промышлен- 、 ная аэродинамика. М., БНТ ЦАГИ, 1944, с. 82—88.

Анискин С. В.——В кн.: Охрана окружающей среды от загрязнения про- мышленными выбросами в ЦБП. Сб. науч, тр, Л ТА, 1978, вып. 6> с. 165—168.•

Архипов В. Л. и др. Экспериментальное исследование взаимодействия ка- пель при столкновениях — ЖПМТФ, 1978, № 2, с. 21—24.

Ахмедов Р. Б. и др. Аэродинамика закрученной струи. М.» Энергия». 1977. 240 с

Бабу ха Г. Л. и Ор. Расчет двухфазных потерь в соплах прн наличии коагуляции н дробления капель конденсата. — Изв. АН СССР. Мех. жидкости н газа, 1971, № 1, с. 175—177.

Бабуха Г. Л. и др. Экспериментальное исследование устойчивости капель при соударениях. — В кн.: Теплофизика и теплотехника. Киев. Наук, думка, 1972, вып. 21, с. 89—96.

Базаров В. Г. А. с. 266124 — Бюл. изобр.» 1970, № 11, с. 39.

Базаров В. Г., Бирюков В. И. А. с. 897306 — Бюл. изобр., 1982, № 2, с. 68.

Белов И. А и др. — ИФЖ, 1974, № 12, с. 268—271.

Бетчелор Дж Введение в динамику жидкости. Пер. с англ./Под ред*. О. Ф. Васильева. М., Мнр, 1973. 548 с.

Бондарюк М. М., Ильяшенко С. М. Прямоточные воздушно-реактивные двигатели. М., Оборонгнз, 1958. 440 с.

Борисов А. Л. и др. — ИФЖ* 1981, т. 40, № 1, с. 64—70.

Бородин В. 4 и др. Распыливание жидкостей. М.» Машиностроение,. 1967. 208 с.

Борисанов В. К. и др. — В кн.: Всесоюз. конф, по аэрогидродинамике хнм. аппаратов «Аэрохим-1>, Северодонецк, 1981. Ч. 1, с. 163—165.

Борисанов В. К. и др. А. с. 929135 — Бюл. изобр., 1982, № 19, с. 78.

Борисенко А. И. и др.——В кн.: Материалы девятой межвуз. конф, по вопросам испарения, горения н газовой динамики дисперсных сред, Одесса, 1969, с. 39—43.

Борисов В. П. и др. А. с. 214948 — Бюл. изобр., 1968, № 12, с. 132.

Бурминский Э. П. и др. А. с. 876179 — Бюл. нзобр., 1981, № 40, с. 38.

Вачагин К.办 Николаев А С. Движение потоков вязкой жидкости по поверхности быстровращающегося плоского диска. — Изв. вузов. Химия н хнм. технол., 1960, т. 3, № 6, с. 71—76.

Верещагин И. П. и др. Основы электрогазодинамики дисперсных систем*. М.» Энергия, 1974. 346 с..

Верещагин А. Ф. и др. К вопросу о распаде высокоскоростной водяной струи — ЖТФ, 1959, т. 29, № 1, с. 45—50.

Вешкурцев П. А. А. с. 8955261 — Бюл. нзобр., 1982, № 1, с. 23.

Вивденко М. И., Шабалин К. Н. Исследование условий получения равномерных капель размером 1—0,5 мм. — Изв. вузов. Химия н хнм. технол.» 1965, т. 8, № 4, с. 685—690.'

Витман Л. Л. и др. Распыливание жидкости форсунками. М.., Госэнер- гоиздат, 1962. 264 с.

Выговский Г. А., Хорошков Ю. Ф. А. с. 579028 — Бюл. изобр., 1977» № 41, с. 39.

Вырубов Д. М —ЖТФ, 1939, № 21, с. 9.

Волынский М. С. О дроблении капель в потоке воздуха — ДАН СССР, 1948, т. 12, № 3.

Волынский М С. — ДАН СССР, 1948, т. 63, № 2, с. 128.

Вязников Б. П. и др. А. с. 889130 — Вюл. изобр., 1981, № 46.

Галустов В. С и др. А. с. 531549 — Бюл. изобр., 1976, № 38, с, 73.

Галустов В. С. и др. А. с. 611683 — Бюл. нзобр., 1978, № 23, с. 27..

Галустов В. С., Шувалов В В. А. с. 621386 — Бюл. изобр., 1978, № 32.

Галустов В. С. и др. А. с. 673318 — Бюл. изобр., 1979, № 26, с. 41.

Галустов В С. и др. А. с. 770555 — Бюл. изобр., 1980, № 36.

Галустов В. С. и др. А. с. 784933 — Бюл. изобр., 1980, № 45.

Галустов В. С. и др. А. с. 852367— Бюл. изобр., 1981, № 29, с. 61.

Галустов В. С. и др. А. с. 856570 — Бюл. изобр., 1981, № 31.

Галустов В. С, Шувалов В. В. А. с. 861912 — Бюл. изобр., 1981, № 33,

Галустов В. С. и др. А. с. 876180 —Бюл. изобр.» 1981, № 40, с, 67.

4L Галустов В. С. и др, А. с. 925413 — Бюл. изобр^ 1982, № 17, с. 39.

Галустов В. С. и др. К выбору уравнения для расчета коэффициента со- протйвления в моделях динамики дисперсных систем. Рук. деп, 一 № 551-ХП-Д80.

Галустов В. С. Об оценке точности модели гидродинамики свободнорас- пространяющегося факела распыленной жидкости. Библ, указатель ВИНИТИ «Деп. рук.», 1981, № 12, с. 126.

Гельперил Н. И. и др. Исследование дисперсности распыливания жидкости центробежно-струйной форсункой. — Хим. и нефтян, машиностр., 1972, № 11, с. 15—17.

Герасимов Г. Я. К теории взаимодействия системы сферических газовых пузырей с жидкостью при больших числах Рейнольдса — Изв, АН СССР. Мех, жидкости и газа, 1975, № 6, с. 617.~

Гирба Е А. Канд. дис. М., ГИАП,. 1978.

. Годин А. К. Канд. дис. М., ВЗПИ, 1981,

Головачевский Ю. Д. Оросители и форсунки скрубберов химической промышленности. М” Машиностроение, 1967, 196 с.

Головачевский Ю. А. Оросители и форсунки скрубберов химической промышленности. М., Машиностроение, 1974. 270 с.

49а. Голубев А. Г., Ягодкин В. И. Оптические методы измерения дисперсно* сти аэрозолей. Тр. ЦИАМ, 1981, № 828.

Горбис 3. Р. Теплообмен и гидродинамика дисперсных сквозных потоков, М., Энергия, 1970. 428 с._

Горюнов Ю. Д. и др. А. с. 326097—Бюл. изобр,, 1971, № 4, с 25.

Гупало Ю. П. и др. О поле скоростей потока жидкости в винтовом канале прямоугольного сечения — Изв. АН СССР. Мех. жидкости и газа, 1977, № I, с. 131—136.

/53. Гущин Ю. И. Канд. дис. Ярославль, НПИ, 1980.

ДитякинЮ.Ф.идр.А. с. 306270 — Бюл. изобр., 1971, № 19, с. 121.

ДитякинЮ.Ф,〃др.А. с. 219328 — Бюл. изобр,, 1968, № 12, с. 132,

ДитякинЮ.Ф.〃Ор.Распиливание жидкостей. М., Машиностроение,

208 с.

•57. ДитякинЮ.О.,Ягодкин В. И. — Тр. ЦИАМ, 1973, № 525, с. II. •

Дмитриев С.Н.идр.А. с. 730373 — Бюл. изобр., 1980, № 16, с. 39.

「59. Дунский В, Ф. и др. А. с. 222801 — Бюл. изобр., 1968, № 23, с. 39.

Дунский В. ◎., Никитин, ". В. — ИФЖ, 1983, т. 44, № 3, с. 390—396.

Дунский В. Ф., Никитин Я, В. — В кн.: Аэрозоли в сельском хозяйстве, М” Колос, 1973, с. 71—106,

Дунский В. Ф., Южный 3* М. — В кн.: Аэрозоли в сельском хозяйстве. М., Сельхозгиз, 1956, с, 7—18.

Дятлов И. Я. Обобщение результатов измерений мелкости распыливания топлива механической и воздушно-механической форсунками центробежного типа.—Тр. КАИ им. А. Н. Туполева. Казань, 1969, вып. 2.

■64. Дятлов И. Я, Распыливаиие топлива в камерах сгорания газотурбинных двигателей.—Тр. КАИ им, А. Н. Туполева. Казань, 1980, вып. 4, с. 4— 15.

Дятлов А. В., Хохлов С. Ф. — Тр. Днепропетров. хим.-технол. ин-та им. Ф. Э. Дзержинского, 1960, вып. 10, с. 61—64,

. Ерастов К. Я., Николаева Е. Г. Влияние подогрева жидкости иа характеристики центробежной форсунки. Техн, отчет № 73, ЦИАМ, Оборонгиз, 1955, 12 с.-

Ересько А. Ф. “ др. А. с. 835504 — Бюл. изобр., 1961, № 21, с. 65.Есипов Г. 3., Журавлев В. 4 —В кн.: Химия и химическая технология, Кемерово, КПИ, 1972, № 36, с. 167—172.3авария Н. Д. и Ор. А. с. 567505 — Бюл. изобр., 1977, № 29, с. 56.Заварин Я. Д., Галустов В. С. А. с. 579025—Бюл. изобр., 1977, № 41.Заварин Н. Д. и др. А. с. 584897 — Бюл. изобр., 1977, № 47, с. 54.Заварин Н. Д., Галустов В. С. А. с. 621387 — Бюл. изобр., 1978, № 32Заварин Н. 4, Галустов В. С. А. с. 680766 — Бюл. изобр., 1979, № 31, с. 69.Заварин Н. Д. 〃 др. А. с. 706132. — Бюл. изобр., 1979, № 48, с. 76.Зайцев А. И. Докт. дис. М., МИХМ, 1981.Иванов В. В. 〃 Ор. А. с. 643205 — Бюл. изобр., 1979, № 3.Иванюков Д. В. и др. А. с, 314038.— Бюл. изобр., 1971, № 21, с. 105.Источник мощного звука/Под ред. Л, Д. Розенберга. М,, Наука, 1967< 420 с.Ересько А. Ф. “ др. А. с. 835504 — Бюл. изобр., 1961, № 21, с. 65.Есипов Г. 3., Журавлев В. 4 —В кн.: Химия и химическая технология, Кемерово, КПИ, 1972, № 36, с. 167—172.3авария Н. Д. и Ор. А. с. 567505 — Бюл. изобр., 1977, № 29, с. 56.Заварин Я. Д., Галустов В. С. А. с. 579025—Бюл. изобр., 1977, № 41.Заварин Н. Д. и др. А. с. 584897 — Бюл. изобр., 1977, № 47, с. 54.Заварин Н. Д., Галустов В. С. А. с. 621387 — Бюл. изобр., 1978, № 32Заварин Н. 4, Галустов В. С. А. с. 680766 — Бюл. изобр., 1979, № 31, с. 69.Заварин Н. Д. 〃 др. А. с. 706132. — Бюл. изобр., 1979, № 48, с. 76.Зайцев А. И. Докт. дис. М., МИХМ, 1981.Иванов В. В. 〃 Ор. А. с. 643205 — Бюл. изобр., 1979, № 3.Иванюков Д. В. и др. А. с, 314038.— Бюл. изобр., 1971, № 21, с. 105.Источник мощного звука/Под ред. Л, Д. Розенберга. М,, Наука, 1967< 420 с.Карлсон Е., Хогланд Ж. Сопротивление и теплоотдача частиц в соплах ракетных двигателей, *— Ракетная техника и космонавтика, 1964, № 11, с. 104—109,*

Ересько А. Ф. “ др. А. с. 835504 — Бюл. изобр., 1961, № 21, с. 65.

Есипов Г. 3., Журавлев В. 4 —В кн.: Химия и химическая технология, Кемерово, КПИ, 1972, № 36, с. 167—172.

3авария Н. Д. и Ор. А. с. 567505 — Бюл. изобр., 1977, № 29, с. 56.

Заварин Я. Д., Галустов В. С. А. с. 579025—Бюл. изобр., 1977, № 41.

Заварин Н. Д. и др. А. с. 584897 — Бюл. изобр., 1977, № 47, с. 54.

Заварин Н. Д., Галустов В. С. А. с. 621387 — Бюл. изобр., 1978, № 32

Заварин Н. 4, Галустов В. С. А. с. 680766 — Бюл. изобр., 1979, № 31, с. 69.

Заварин Н. Д. 〃 др. А. с. 706132. — Бюл. изобр., 1979, № 48, с. 76.

Зайцев А. И. Докт. дис. М., МИХМ, 1981.

Иванов В. В. 〃 Ор. А. с. 643205 — Бюл. изобр., 1979, № 3.

Иванюков Д. В. и др. А. с, 314038.— Бюл. изобр., 1971, № 21, с. 105.

Источник мощного звука/Под ред. Л, Д. Розенберга. М,, Наука, 1967< 420 с.

Ересько А. Ф. “ др. А. с. 835504 — Бюл. изобр., 1961, № 21, с. 65.

Есипов Г. 3., Журавлев В. 4 —В кн.: Химия и химическая технология, Кемерово, КПИ, 1972, № 36, с. 167—172.

3авария Н. Д. и Ор. А. с. 567505 — Бюл. изобр., 1977, № 29, с. 56.

Заварин Я. Д., Галустов В. С. А. с. 579025—Бюл. изобр., 1977, № 41.

Заварин Н. Д. и др. А. с. 584897 — Бюл. изобр., 1977, № 47, с. 54.

Заварин Н. Д., Галустов В. С. А. с. 621387 — Бюл. изобр., 1978, № 32

Заварин Н. 4, Галустов В. С. А. с. 680766 — Бюл. изобр., 1979, № 31, с. 69.

Заварин Н. Д. 〃 др. А. с. 706132. — Бюл. изобр., 1979, № 48, с. 76.

Зайцев А. И. Докт. дис. М., МИХМ, 1981.

Иванов В. В. 〃 Ор. А. с. 643205 — Бюл. изобр., 1979, № 3.

Иванюков Д. В. и др. А. с, 314038.— Бюл. изобр., 1971, № 21, с. 105.

Источник мощного звука/Под ред. Л, Д. Розенберга. М,, Наука, 1967< 420 с.

Кацнельсон 6. 6, Тимофеев Ф. Л. — Котлотурбостроение, 1948,'№ 5, с. 16.

YL Кацнельсон 5. Ф., Шваб В. Л.— В ки,: Исследование процессов горения топлива. М. — Л., Госэиергоиздат, 1958, с, 118.

Клячко Л. Л. К теории центробежной форсунки — Теплоэнергетика, 1962, № 3, с. 25—27.

Коваленко В. С и др. А. с. 764732. —Бюл. изобр., 1980, № 35.

Ковалев Я. С., Попов Л. А. А. с. 322563. — Бюл. изобр., 1971, № 36, с. 18.

Колбовский Ю. Я. Теоретико-групповой метод отыскания автомодельных решений задач гидродинамики.一Сб. науч. тр. ЯГУ, Ярославль, 1982, с. 42—49..

85а, Колесник А. А. и dp. А. с. 738679, — Бюл. изобр., 1980, № 21, с. 39.

Колесник А. А. и Зр. А. с. 937031- — Бюл. изобр,, 1982, № 23，с. 4.

®5в. Колпаков А. В., Коктуш С. М. — В сб.: Физика аэродисперсиых систем* Киев — Одесса, Высшая школа, 1975, вып. 12, с. 17—20.

85г. Колесник Д. А. Каид, дис. Казань, КХТИ, 1983. 216 с.

Коливажко 4 С. и др. А. с. 686774.— Бюл. изобр., 1979, № 35.

Коливажко А. С и Ор. А. с. 701718. — Бюл. изобр., 1979, № 15.

Крайко А. Н. и др. Механика многофазных сред. Итоги науки и техники. Гидродинамика. М. Наука, 1972, т. 6. 174 с.

€9. Крикунов А. Е. и др. А. с. 307255. — Бюл. нзобр., 1971, № 20, с. 118.

Крылов В. В., Филатов Ю. И. — Молочная пром., 1972, № 10, с. 22—24.

Кулагин А. В„ Макаров В. В. — Теплоэнергетика, 1979, № 6, с. 25—31.

Кулагин 4 В” Макаров В. В. — Вести. Всесоюз. НИИ ж.-д, транспорта, 1973, № 3, с. 85—91.

Кулагин Л, В., Морошкин М. Я. Форсунки для распыливания тяжелых топлив. М., Машиностроение, 1973. 200 с.

Кулагин Л. В,, Охотников С. С Сжигание тяжелых топлив. М” Недра, 1967. 286 с.…

Кдто80a В. Л. Впрыск топлива в дизелях. М., Маптииостроеиие, 1981.

Тутовой В. Л., Почивалин В. М. А, с. 343708. — Бюл. изобр., 1972, № 21, с 17.

Ламм Э. Л. и dp. —Тр. НИИхиммаш, М., Машиностроение, 1968, вып. 5, с. 38—46.一 к

Лебедев П. 〃.，Леончик 6.玄・—В ки.: Тепло- и массопереиос. М” Гос- энергоиздат, 1963. Т. 4, с. 104—120.“

Левин Л. ". Исследования по физике грубодисперсных аэрозолей. М.» 'Изд-во АН СССР, 1961. 268 с.

Ю0. Леончик А И, и °р・一Изв. вузов. Энергетика, 1959, № 10, с. 99—

106.

Липатов Н. Н. и др. Влияние конструкции дисков распылительных су-

шилок иа процесс распыления жидкости. М., ЦНИИ ТЭИ, Легпищемаш. 1969. 46 c-

2- Липатов Н. Н., Харитонов В. Д. Сухое молоко. М., Легкая и пищевая промышленность, 1981. 264 с.

Лифшиц М. Н., Моисеев В. М. Электрические явления в аэрозолях и их применение. М., Энергия, 1965. 86 с.

Ломтев В. Л. и 0R А. с. 71817 2. —Бюл. изобр., 1980, № 8, с. 4 6.

Лопарев В. П. — Изв. АН СССР. Мех. жидкости и газа. 1975. № 3» с. 174—178.

Лойцянский Л. Г. Механика жидкости и газа. М., Наука, 1978. 736 с.

Лугачев В. П., Ключарев Л. Г. — Изв. вузов. Энергетика, 1969, № 4» 1°8. Лыков 4 В. Тепло* и массообмеи в процессах сушки. ГЭЭП, Минск» 195色 532 с.

Лыков М. В., Леончик 5. И. Распылительные сушилки. М., Машиностро- еииег 1966. 240 с.

Лышевский А. С. Закономерности дробления жидкости механическими форсунками давления. Новочеркасск, Новочеркасский политехи, ин-т» 1961. 180 с.

Ш・ Ляховский Д. Н. — ЖТФ, 1940, т. 10, № 12, с. 10.

Мак^Адамс В. X. Теплопередача. Пер. с аигл./Под ред. Г, С. Белецкого* М., Металлургиздат, 1961. 518 с.

ИЗ. Малахов Я. Я. А. с. 400777. — Бюл. изобр., 1973, № 40, с. 105.

Н4. Махин В. 4 〃 др. — Изв. вузов. Авиац. техн., 1962, № 3, с. 166—176.

Махин В. А. и др. — Изв. вузов. Авиац. техн., 1962, № 4, с. 139—144.

Мерч Н. — Механика, 1965, № 2, с. 90.

М〃з〃凡 В. А. и др.——В ки.: Вопросы химии н химической технологии*. Харьков, 1979, вып. 56, с. 106—111.

Михайленко Г. Г. и др. А. с. 835502. — Бюл. изобр.» 1981, № 21.

Михайлов Е А. 〃 др. Разработка методики расчета геометрических размеров форсунок с заданным характером распределения удельных потоков жидкости. Ярославль, 1981. 6 с. Рук. деп. в ОНИИТЗХИМ. 20.04.1981, № 371-ХП-Д8Г.

Михайлов Е. А. и др. — В ки.: Строительные и дорожные машины. Ярославль, япи, 1981, вып. 5, с. 64.

Моряков В. С. и др. — Изв. вузов. Химия и хим. техиол., 1975, т. 18, № 10, с. 61.

Мужилко А. А. — В сб. докладов Всесоюзного совещания по тепло- и массообмеиу. Новосибирск, 1982.

122а. Мусташкин Ф. А. и др. — Бюл. изобр., 1982, № 4 3, с. 29.

Накаряков В. Е, Шрейбер И. Р. — ПМТФ, 1973, № 2, с. 109—113.

Незгада В. Е, Табрис Е С. А. с. 412945.— Бюл. изобр., 1974, № 4, с. 65.

5. Основы горения углеводородных топлив. М., Издатиилит, 1960. 386 с.

Досовский 5. Г. Каид. дис. М、, М.ИТХТ им. М. В. Ломоносова 1969.

228 с.，,

Пажи Д. Г・，Галустов В. С. Распылители жидкости. М., Химия, 1979. 216 с.

Пажи Д. Г. и др. Форсунки в химической промышленности. М., Химия, 1971. 224 с.

Пажи Д- Г. и др. Распыливающие устройства в химической промышленности. М., Химия, 1975. 200 с,

Пажи Д. Г. “ др. А. с. 180522. — Бюл. изобр., 1966, № 7.

Пажи Д. Г. “ др. А. с. 182054. — Бюл. изобр., 1966, № 10.

Пажи Д. Г., Прахов А. М. — Хим. и иефт. машииостр., 1969 № 2, с. 10—16.

Панфилов Ф. В. — Тр. СоюздорНИИ, 1967, вып. 21, с. 128—130.

Панасенков Н. С. — ЖТФ, 1951, т, 21, № 2, с. 160—166.

134а. Пасечник С. П. Канд. дис. Л., ЛТИЦБП, 1974. 162 с.

Пат. 1284384, 1968 г. /Англия/.

Пат. 1358453, 1969 г. /Англия/.

Пат. 3064619, 1962 г. /США/.

Пат. 3070313, 1962 г. /США/.

Пат. 3081946, 1963 г. /США/.

Пат. 3084868, 1963 г. /США/.

Пат. 3157369, 1964 г. /США/.

Пат. 3169508, 1965 г. /США/.

Пат. 3297255, 1967 г. /США/.

Пат. 3371869, 1968 г. /США/.

Пат. 3474970, 1969 г. /США/.

Пат. 3591082, 1971 г. /США/.

Пат. 3638859, 1972 г. /США/.

Пат. 4142682, 1978 г. /США/.

Пат. 1750561, 1978 г. /ФРГ/.

Пауков Ю. М. и др. А. с. 708112. — Бюл. изобр., 1980, № 1, с. 27.

Пашковский £ С. Канд. дне. М., МЭИ, 1974.

Пашковский Б. С. 〃 др. — Теплоэнергетика, 1974, № 10, с. 28.

Пашковский 及 С, Тебеньков £ /7. — Тр. ВНИПИ. Теплопроект, 1972, вып. 19„ с. 11 —19.

Перри До/с. Справочник ииженера-химика. Пер. с англ./Под ред. Н М. Жаворонкова и П. Г. Ромаикова. Л., Химия, 1969. Т. 1, 639 с.

Петров А. Г. —ПММ, 1977, т. 41, с. 79—94.

Плит Я. Г. — В ки.: Химическая технология. Харьков, 1967, вып. 1, с. 109—116.,

Подвысоцкий А. М・，Шрайбер А. Л. — Изв. АН СССР. Механика жидкости и газа, 1975, № 2, с. 71—79.

Подвысоцкий А. М., Шрайбер А. А —В ки.: Физика аэродисперсиых систем. Киев — Одесса, Высшая школа, 1975, вып. 12, с. 21—28.

Политое В. С и др. — В ки.: Сборник науч. тр. Челябинск, политехи, ии-та. Челябинск, 1975, № 162, с. 82.

Политое В. С и др. — Изв. вузов. Авиац. техи.» 1971, № 1, с. 78—85・ 161. Поляков К. 4, Гальцов В. Я. — Хим. пром., 1941, № 19, с. 15—17.

Поляков К. А., Гальцов В.凡一Хим. пром., 1941, № 1, с. 11—15.

Прахов А. М. Регулирование авиадвигателей. М., Оборонгиз, 1955, Сб. № 20, с. 131—135.

Присняков В. Ф. 一 Изв. вузов. Авиац. техи.» 1972, № 4, с. 108—114.

Раушенбах £ В. и др. Физические основы рабочего процесса в камерах сгорания воздушно-реактивных двигателей. М., Машиностроение, 1964, 526 с.

Рахматулин X. А. 一 ПММ, 1956, № 2, с. 26—30.

Ривкинд В. Н., Рыскин Г. М. — Изв. вузов. Мех. жидкости и газа, 1976, № 1, с. 218.

Рид Р., Шервуд Г. Свойства газов и жидкостей. Пер. с аигл. Л.( Химия, 1969. Т. 1, с. 98.

Розенбаум Р £, Тодес О. М. ■—ДАН СССР, 1957, т. 115, № 3, с. 504―* 507.

Салимов А. У. и др. — Изв. АН УзССР. Техн, науки, 197}, № 3, с. 12.

Салимов А. У. u dp. Вопросы теории электростатического распылива- иия. Ташкент, Изд-во АН УзССР, 1968. 160 с.

Салтанов Г. А. Сверхзвуковые двухфазные течения. Минск, 19 72. 476 с.

Седов Л. И. Механика сплошной среды. М., Наука, 1973. Т. 1. 680 с.

Скурный К и 0р. Аэрозоли. М., Атомиздат, 1964, 526 с.

Соколовский А. П., Тимофеев Ф. Д. — В ки.: Исследование горения натурального топлива. М., Госэнергоиздат, 1948, с. 164.

Солдатов Н. Н. Каид. дис. М., МЭИ, 1962.

Солодихин А. £, Горбунова Е. В. А. с. 521936. — Бюл. изобр., 1976, № 27, с. 68.

Соу С. Гидродинамика многофазных систем. Пер. с аигл./Под ред. М. Е. Дейга. М., Мир, 1971. 536 с

Справочник по пыле- и золоулавливанию/Под ред. А. А. Русанова. М., Энергия, 1975. 296 с.

Теплофизические свойства веществ. Справочник/Под ред. Н. Б. Варгаф- тика. М.., Госэнергоиздат, 1956, с. 73.、

Статическая электризация. М., Госэнергоиздат, 1963. 224 с.

Стекольщиков А. Л1. и др. — ИФЖ, 1972, т. 23, № 2, с. 226.

Стернин Л. Е. Основы газодинамики двухфазных течений в соплах. М., Машиностроение, 1974. 212 с.

Тимохов 良 П. А. с. 626816. — Бюл. изобр., 1978, № 37, с. 82.

Ульянов В. М, Фокин А. Я. — Хим. и иефт, машиностр.» 1970, № 6, с. 2k

Уоллис Г., Грэхем Б. Одномерные двухфазные течения. Пер. с англ./Под ред. И. Г. Аладьева. М.., Мир, 1972. 486 с,

Физические основы ультразвуковой техники./Под ред. Л. Д. Розенберга. М., Наука, 1970. 224 с.

Филатов Ю. И. — Молочная пром., 1970, № 9, с. 18—20.

ФриЗман И. А. и dp. А. с. 614821. — Бюл, изобр., 1978, № 26, с, 28.

Фридман В. М. — Ультразвуковая техника, 1963, № 1, с. 55.

Фридман В, М. Ультразвуковая химическая аппаратура. М., Машино строение, 1967. 212 с.

2. Фукс Я. 4 Механика аэрозолей. М., Изд-во АН СССР, 1955. 352 о,

Хавкин Ю, И. Центробежные форсунки. Л., Машиностроение, 1976.168 с.

Хоблер^Г. Массопередача и абсорбция. Пер, с англ./Под ред. П. Г. Ра- манкова. М., Химия, 1964. 684 с.

Хогланд 氷.—Ракетная техника, 1962, № 5, с. 3—16.

Цераушвили Г. Е. А. с. 835503. — Бюл. изобр., 1981, № 21.

Чернобыльский Я. Я. и др.——В кн.: Химическое машиностроение. Киев, 1968. вып. 6, с, 168.

ЧернышовА.А.идр.А.с.564869. — Бюл.изобр,,1977,№26.

ЧернышовА.А.идр,А,с.585884. — Бюл.изобр.,1978,№48.

ЧернышовА.А.идр,А.с.638383. — Бюл,изобрм1978,№47.

Чернышов4А.и0〃.А. с. 657858. — Бюл. изобр., 1979, № 15.

Чуфаровский А. И, и др. А. с, 925405. — Бюл, изобр., 1982, № 17.

Шилов Г. Е. Математический анализ функции нескольких вещественных переменных. М.., Наука, 1972. 624 с.

Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. Пер. с аигл./Под ред. В. С. Ав- дуевского и В. Я- Лихушина. М., Наука, 1974. 480 с.

Шувалов В. В, Галустов В. С. А* с, 493249. — Бюл. изобр., 1975, № 44> 76.

Щербаков А. В. и др. А. с. 634796. — Бюл, изобр., 1978, № 44, с. 64.

Щукин В. К Теплообмен и гидродинамика внутренних потоков в поле массовых сил. М,, Машиностроение. 1970. 330 с.

Эккерт Э. Р.$ Дрейк Р. М. Теория тепло- и массообмена. М., Госэнерго- издат, 1961. 576 с.

Южный 3. М. Канд, дис., 1964.

Angebo R. D — NACA TN 1056, N 3762, 1956.

21L Clark С. £., Dombrowski ^. — Chern. Eng. Sci., 1971, vol. 26, p. 1949.

Frosting M, Gerland Beitr. — Geophys., 1937, vol. 51, p. 167.

Ford R. P., Middetnan S. — AIChE Journal, 1966, vol. 12, p, 669—676.

Hinze 丄。・，Milborn Я. — J, Appl. Meeh., 1950, vol. 17, N 2, p. 145—15X

Kadakl K・—Chern. Eng. Japan Abrid. Ed. Eng., 1966, N 2, p. 4.

Kinzer G. D., Gunn R. G. — J. Meteor., 1951, vol. 8, p. 11.

Kinarol G, E. e. a — Brit. Chem. Eng, 1963, vol 8, p. 326.

Lauhmuir 几 Blodgett К — J. Meteorology, 1948, vol. 5.

Manning W. P., Gauvin. W. H. — AIChE Journal, 1960, vol. 6, p. 18.

Nukijama S, Tanasawa J. — Rep. Trans, from Trans. Soc. Meeh, Eng. (Japan), 1938t vol. 5, N 18.

Ranz W., Marschall W. — Chem. Eng, Progr., 1952, vol. 48, N 3, p, 67.

Razinsky E, Brighton 丄 A. — Trans. ASME, 1971, Ser, D, vol. 93, p. 333.

222a. Schmidt P. — Chem. Ing. Techn., 1967, N 5/6, S. 375—379.

Steinberg R. £., Treubal R、E—AIChE Journal, 1960, vol. 6, p. 227.

Stolting M — Chem. Ing. Techn., 1980, vol. 52, N 7, S. 589—598.

Taylor G. 7. — Quarterly J. Mechanics a, Appl. Mathematics, 1950, vol. 4» N 3, p. 128.

Weiss M., Worsham C、— Chem. Eng. Sci., I960, vol. 12, p. 24—26.

Акустические форсунки с вихревыми генераторами акустических колебаний 180, 199 влияние положения резонирующей полости на характеристики 185, 186

с динамическими сиренами 198, 199 зависимость характеристик от геометрических размеров 182 сл. классификация 180 корневой угол факела 190 коэффициент расхода 186, 187 к. п. д. генератора колебаний 184 медианный диаметр капель 190, 191

пороговое число Рейнольдса 188 потеря устойчивости пленки 178, 179

• со статическими сиренами 198 со струйным (стержневым) излучателем Гартмана (газоструйные форсунки) 181, 192 сл.

течение жидкости и газа 177, 178 ■ угол выхода жидкостной пленки 187

форма факела 189 характеристики акустические

*183 сл.

—гидравлические 186, 187 г дисперсные 190 сл.

Бассе — Буссинеска силы 38

Бернулли силы 38 уравнение ПО

Блок-схемы расчета центробежно- струйных форсунок 129 сл.

Вебера критерий критический при распаде капель 19 сл. при столкновении капель 22 сл.

Взрывной распад капель 20, 21

Вторичное дробление капель 38 Выбор распыливающих устройств 233 сл.

Газожидкостной факел гидродинамика см. Гидродинамика газожидкостного факела ограниченный стенками аппарата формы стенок 47 зоны течения 48 оценка точности математической модели 50, 51

уравнения движения 48 сл.

Газожидкостной факел характеристики см. Характеристики газожидкостного факела

Газоструйный (стержневой) излучатель Гартмана конструктивные схемы 193 сл. распределение давления в потоке воздуха 181

Геометрическая характеристика центробежно-струйных форсунок 114, 116, 119, 120 центробежных форсунок 98

Гидравлические форсунки ・ классификация 71 сл. комбинированные 71, 72 с соударением струй см. Форсунки с соударением струй

струйные см. Форсунки струйные центробежно-струйные см. Центробежно-струйные форсунки

центробежные см. Центробежные форсунки

ударно-струйные см. Форсунки ударно-струйные

Гидравлическое распыливаиие жидкости

разрушение пленки конической 17 круговой 16, 17 плоской 16, 17

разрушение цилиндрической струи 14 сл.

формы струй и пленок 14 сл.

форсунки см. Гидравлические форсунки

энергетический фактор 10, 11

Гидродинамика газожидкостного факела 10

влияние различных эффектов 34 сл. математические модели 32 сл., 42 сл.

■ при наличии ограничивающих стенок 47 сл.

наложение факелов 53, 54 'неравномерность плотности орошения 51, 52

одиночного свободного 41 сл.

основныезакономерности

28 сл.

расчет коэффициента сопротивления 39 сл.

—оптимальной расстановки нескольких распылителей 55 сл.

Дальнобойность факела 9

Движение жидкости при механическом распылнвании математическое описание 139 сл. с обдувом распылителя потоком газа 145, 146 основные стадии 137 уравнения движения 138, 139

Дефлекторы 172, 173

Дисперсные характеристики факела 7, 8

Дифференциальные (частотные) кривые распределения 7, 8

Интегральные (суммарные) кривые распределения 7, 8

Капля-«мишень» 22 сл.

Капля-«снаряд» 22 сл.

Капля-«спутник» 15, 23

Каскадные форсунки 80 сл.

Коалесценция (слияние) капель см. Соударение (коалесценция) капель

Комбинированные форсунки см. Форсунки комбинированные

Коническая пленка 17

Концевой эффект 58

Корневой угол факела

8 акустических форсунках 190 схема расчета 9

8 центробежно-струйной форсунке .118 сл.

Коэффициент (ы) диффузии в газе 63 заполнения соплового канала 9 захвата капель 22

'неравномерности окружной 8

—— радиальной 8, 9 полезного действия распыливания 10, 201

скорости 9

эффективности соударений 24

Коэффициент избыточного орошения 55

завиашость от числа распылителей

формулы расчета 56, 57

Коэффициент расхода

8 акустических форсунках 186, 187

вязкой жидкости в центробежноструйной форсунке 115, 116

жидкости 94 сл., 98 сл., 104 сл.

8 центробежио-струйных форсунках 115, 116, 118 сл.

Коэффициент сопротивления влияние турбулентности потока 39, 40

Оая свободного одиночного факела 43

Коэффициент сопротивления уравнения расчета 39 сл. 8 условиях стесненного движения 40

Кривые распределения 7

Критерии

Вебера критический 19 сл.

Рейнольдса критический 41

——при распаде капель 19, 20 соударении капель 23, 24 устойчивости капли 19 сл.

—«мишени» 24

Критический диаметр капель 40,. 41

Круговая пленка 17

Магнитострикционный эффект 202 Математические модели

гидродинамики газожидкостного потока 32 сл.

—одиночного свободного факела 42 сл.

оценка точности 46, 47, 50, 51, 68 сл.

тепло-массообмена между каплями и газом 63 сл.

упрощающие допущения 51 центробежно-струйной форсунки

114 сл.

Медианный диаметр капель 161 сл. Методы определения характеристик распылителей гидродинамических 241 дисперсных 236 сл. распределения 240, 241

Механические распылители с гидроприводом 155 дисковые с непосредственной подачей жидкости 146 сл. • классификация 136, 137 с погружными рабочими элементами 150 сл.

с пористыми рабочими элементами 156 сл.

реактивные 154

с сопловыми рабочими элементами 152 сл.

с чашечными рабочими элементами 152

Механическое распыливание разрушение пленки 18 энергетический фактор 11

Монодисперсное распыливание жидкостей 155 сл.

Навье — Стокса уравнение 139

Наложение факелов 53, 54

Ограничивающие стеики 47

Оптимальная расстановка распылителей

при. кольцевом сечении орошаемой поверхности 56, 57

-при круглой форме орошаемой поверхности 57, 58

коэффициент избыточного орошения 55, 56

Остроградского — Гаусса теорема 34, 35、

Отсекатель распыленной жидкости 241, 242

Оценка точности математических моделей

гидродинамики газожидкостного факела, ограниченного стенками 50, 51

—свободного факела 46, 47 тепло-массообмена между каплями

68 сл.

Пленка, типы 16, 17

Плоская пленка 16, 17.

Плотность орошения 51, 52

Пневматические форсунки внешнего смешения 169 сл. с дефлектором 172 сл. с пористым вкладышем 174, 175

■ — с регулируемой формой факела 174, 175

внутреннего смешения 168, 169 выбор конструктивной схемы 167, 168

классификация 159, 160 медианный диаметр капель 161 сл. разрушение струи 18, 19 распределение капель по сечению

165。

скорость истечения газожидкостной смеси 161

среднемассовый диаметр капель 165, 166.

энергия распыливающего агента

163, 164

Пневматическое распыливаиие разрушение струи 18, 19 энергетический фактор 11

Пористые вращающиеся распылители

конструктивные схемы 158, 159 режимы истечения жидкости 156, 157

Пороговое число Рейнольдса (для акустических форсунок) 188

Пульсационные форсунки с возбудителем 217 дисперсные характеристики 218, 219

конструктивные схемы 220 сл.

Пульсационные форсунки механические с дисковым рабочим элементом 224, 225 пневматическая 223 с прерывателем 216, 217 принцип действия 216 распределение жидкости в факеле 220

расходные характеристики 217, 218 ударно-струнные 222, 223 характеристики распределения 217, 218

центробежно-струйные 221 Пьезоэлектрический эффект 202, 203

Рабочие элементы механических распылителей

с гидроприводом 154, 155 дисковые 146 сл.

звездочные 149 погружные 150 сл. реактивные 154 сопловые 152 сл. чашечные 152

Разрушение пленки при механическом распыли- вании 18, 144, 145

увеличении скорости истече- ■ НИЯ 16 сл.

струи в центробежно-струйной форсунке 106 сл.

цилиндрической струи при увеличении скорости истечения 14, 15

Распад капель взрывной 20, 21 8 газовом потоке 19 сл.

Распределение плотности орошения влияние на распределение концентрации трассера по сечению факела 123, 124

— г —— составляющих скорости 122, 123

зависимость от диаметра соплового канала 126, 127

угла наклона винтовых каналов 125, 126

—•— размеров закручивающих каналов 125

осевого канала 125, 126 параметрическое описание 128 типы 9

Распыливаиие жидкостей акустическое 11 гидравлическое 10, 11, 14 с л. комбинированное .13 механическое 11, 17, 18 пневматическое 11 с предварительным газонасыщеии- ем 12 пульсационное 12

Распыливаине жидкостей ультразвуковое 12 электрогидравлнческое 12, 13 электростатическое 11, 12

Распыливание с предварительным газонасыщеиием 225

влияние газонасыщения иа тепло- массопередачу 227

конструктивные схемы форсунок 227 сл.

стадии распада пленки 226

Распылители определение 7 схемы 147 сл., 205 сл.

Расходные характеристики факела 9, 10

Расчет оптимальной расстановки нескольких распылителей 55 сл.

свободного одиночного факела 42 сл.

температуры поверхности капли *61, 62

физико-химических свойств фаз 62, 63

цеитробежио-струйиых форсунок 127 сл.

Рейнольдса критерий критический 41 распада капель 19, 20 соударения капель 23, 24

Ричардсона — Заки н Тодеса уравнения 40

Свободный факел 41, 42

Силы*

Бассе — Буссинеска 38

Бернулли 38

массовые 35 сопротивления 35 сл. статического давления 34, 35

Сопла струйных форсунок

8 виде круговой прорези 75, 76 кольцевые 75 цилиндрические 73, 74

■ щелевидные 74, 75

Соударение (коалесценция) капель виды соударений 22 сл.

при действии аэродинамических сил 25

коэффициент захвата 22 критерий Вебера 22 с л. расчет доли столкнувшихся капель

26, 38, 39

эффективность соударений 24

Средний диаметр капель 8

Стадии дробления капли 21

Стандартная кривая сопротивления 39

Струйные форсунки см. Форсунки струйные

Схемы взаимодействия потоков жидкоств в цеитробежно-струйиой форсунке 108 двухлучевой голографической уста* иовкн 238 дисковых распылителей с непосредственной подачей жидко* сти 147, 148 дифракционного измерения размера капель 238>

задания начальных условий 66 измерения размера частиц 236, 237 —скорости капель в факеле 240 истечения двухфазной жидкости из центробежной форсунки 93 каплеулавливающего устройства 239 пересечения факелов 26 погружных распылителей 150, 151 пневматических форсунок внешнего смешения 170 сл. внутреннего смешения 169 пористых вращающихся распылителей 158, 159 распылителей с магинтоетрнкцнон- иым излучателем 205

—механических с гидроприводом 155

реактивного механического распы- -лителя 154一

сопловых рабочих элементов Механических распылителей 153 течения жидкости по поверхности отражателя ударио-струйиой 'форсунки 78

—парожидкостной смеси в криво* линейном канале 103 ультразвуковых распылителей с пьезоэлектрическим излучателем 207

чашечных рабочих элементов механических распылителей 152 Схемы расчета

истечения пленки из щелевого соП- ■ .ла 74 плотности орошения 51 размещения распылителей 54 свободного факела 42

Схемы форсунок■

акустических 199 с предварительным газоиасыще- нием 228, 229 пульсационной 217 пульсационно-гидравлических 219 —центробежно-струйных 221 пульсационной пневматической 223 пульсационно-механических 224 со стержневыми излучателями Гартмана 193 сл. струйных с кольцевым соплом 75

Схемы форсунок

——с соплом в виде круговой прорези 76

с соударением плоских струй 77

ударно-струйных 81 центробежно-струйных

с вкладышем 132

с закручиванием части потока 135, 136

со скрещивающимися струямн 133

с перераспределеинем потоков 135, 136

с центральным 'стержнем 136

с частичным торможением закрученного потока 134

с цилиндрическим вкладышем 107

центробежных 82

нерегулируемых иеразбориых 85

—разборных 86

с завихряющнмн вкладышами 87 регулируемых 88, 90

—комбинированных 91

—двухсопловых 89

—с несколькими распылителями 92

электростатического распылнваиня

214, 215

Тепло - массообмеи между каплями н газом - блок-схема расчета 68 нитенсивность 67 математическая модель 63 сл. начальные и граничные условия 66 сл.

оценка точности модели 68 сл.

8 пленке 67

для различных зон течения 64 сл. температура поверхности к^пли 61, 62

физико-химические свойства фаз 62, 63

Течение вязкой жидкости в центробежно-струйной форсунке геометрическая характеристика 114, 116

коэффициент расхода 115, 116

—трения 117

потери на трение 114

—суммарные 115

— энергии 115, 116

приведенный коэффициент потерь 117

суммарная доля потерь 117

Течение идеальной жидкости в цеит- робежно-струйиой форсунке 107 сл.

Ударио-струйиые форсункн см. Фор* сунки ударио-струйиые

Ультр аз в у ко вые распылители с магнитострикционным излучателем 203 сл.

с пьезоэлектрическим излучателе» 207

способы подвода колебательной энергии 201, 202

Уравнение(я)

Бернулли ПО

движения жидкости при механическом распылнваини 138, 13 伊 Дрейка 60, 61

Навье — Стокса для движения жидкости по диску 139

Рамма 61

тепло- и массопередачн между каплями и газом 60

Фреслинга 60

Формы струй

в струйных, форсунках 72

8 форсунках с соударением струй; 76

Форсунки гидр а в ли чески е см. Гидравлические форсункн

Форсунки каскадные 80 сл.

Форсунки комбинированные принцип действия 71, 72 регулируемые 91, 92

Форсунки с соударением струй принцип действия 71 плоских 76, 77 схема 77 цилиндрических 76

Форсунки струйные с кольцевым соплом 75 принцип действия 71 с соплом в виде круговой прорез» 75, 76 схемы 75, 76 формы струй 72 с цилиндрическим соплом 75 со щелевидным соплом 74, 75

Форсунки ударно-струйные каскадные 79 сл.

области течения жидкости 77, 7& принцип действия 71

профиль скоростей в струе 78 средняя скорость течения жидкости 79

толщина пленки 78, 79

Форсунки центробежно-струйные блок-схема расчета 129 сл. взаимодействие потоков 107, 10& влияние геометрических размеров иа характеристики 118 геометрическая характеристика 112х 114, 116, 119, 120.

зфорсункн центробежно-струнные конструктивные схемы 132 сл. корневой угол факела 118 сл. коэффициент расхода 115, 116, 118 £.1

принцип действия 71

распределение концентрации трассера по сечению факела 123, 124

—плотности орошения 122, 123 —составляющих скорости 121 сл. расход идеальной жидкости через сопло 113

расчет 127 сл.

степень взаимодействия потоков 123, 124

течение вязкой жидкости см. Течение вязкой жидкости в центробежно-струйной форсунке

течение идеальной жидкости 107 сл.

с цилиндрическим вкладышем 107 Форсунки центробежные

геометрическая характеристика 98 двухкамерные 88, 89 двухсопловые 89, 90 двухступенчатые 82, 88, 90 истечение подогретой жидкости 93 сл.

——кипящей жидкости 97

—парожндкостной смеси 101 сл. расход жидкости 94 сл., 98 сл., 104 сл.

класснфнкацня 81 комбинированные 91, 92 тлногосопловые 92 иеразборные 86

нерегулируемые 82, 85 сл.

принцип действия 71, 81

■разборные 86

растет 84, 85

регулируемые 82, 87 сл.

режим течения жидкости 83 сл.

Характеристики акустических форсунок

акустические 183 сл.

гидравлические 186, 187

дисперсные 190 сл.

Характеристики газожидкостного факела

гидродинамические 10

дисперсные 7, 8

распределения 8, 9

расходные 9, 10

формы 9

энергетические 10

Центробежно-струйные форсунки см. Форсунки центробежно-струйные Центробежные форсунки см. Форсунки центробежные

Цилиндрическая струя 14 сл.

Электрогидравлнческое распыливаиие формирование электрического разряда в жидкости 230

электрогидравлическая струйная форсунка 230, 231

Электростатическое распылнвание расчетные соотношения 208, 209 поверхностное натяжение капли 209

степень электризации капель 211, 212

схема распада капли жидкости 212

конструктивные схемы форсунок 213 сл.

Энергетические характеристики факела 10

Эффект присоединенной массы 37

ВНИМАНИЮ СПЕЦИАЛИСТОВ!

В 1985 году издательство «Химия» планирует выпустить в свет книгу

Химические аппараты с индукционным обогревом (Горбат- ков С. А., Кувалдин А. Б., Минеев В. Е. и др. — М., 1985. — 10 jl, 50 к.

В книге обобщен опыт расчета и проектирования, разработки и оптимизации, эксплуатации и ремонта химической аппаратуры с индукционным обогревом. Рассмотрены области рационального применения индукционного нагрева в химических производствах. Приведены типовые конструкции аппаратов с индукционным обогревом.

Издание предназначено инженерно-техническим работникам^ занятым разработкой, проектированием и эксплуатацией химических аппаратов.

Эту книгу можно заказать только через издательство «Химия».

Книжные магазины сбором заказов и продажей данного издания заниматься не будут.

Специалисты, заинтересованные в данной литературе, заранее, до выхода книги в свет, направляют свои заказы по ад* ресу:

107076, Москва, ул. Стромынка, дом 21 корп. 2.

Отдел рекламы и распространения издательства《Химия》.

Телефон для справки: 268-39-72

Организации и предприятия оформляют свои заказы на эти издания гарантийными письмами, которые должры быть подпи* саны руководителем и главным бухгалтером, заверены печатью; индивидуальные заказчики — на открытках.

В письме необходимо указать точный почтовый адрес заказчика.

Помните:

тираж данного издания определяется количеством предварительных заказов.

ИЗДАТЕЛЬСТВО «ХИМИЯ*

Давид Григорьевич Пажи Владимир Сергеевич Галустов

ОСНОВЫ

ТЕХНИКИ

РАСПЫЛИВ АНИЯ

ЖИДКОСТЕЙ

Редактор Р. Е. М и н е в и ч

Художественный редактор К- К. Федоров

Технический редактор Н. Ю. Ефимова

Корректор Т. С. В а с и н а

ИБ № 1601

Сдано в наб. 04.06.84. Подп. в печ. 30.08.84. Т-18601. Формат бумаги 60х9071в. Бумага тип. № 3. Гарн. литературная. Печать высокая. Усл. печ. л. 16,0. Усл. кр.-отт. 16,0. Уч.-изд. л. 17,29. Тираж 5700 экз. Заказ М 161. Цена 2 р. 20 коп. Изд. № 2539.

Ордена «Знак Почета» издательство «Химия».

107076, Москва, Стромынка, 21/2.

Московская типография № И Союзполиграфпрома прн Государственном комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.

Москва, 113105, Нагатинская ул., д. 1.

Серия

^Процессы и аппараты

химической инефтехимическои технологии"、

ДТ・ Пажи, ВС Галустов

ОСНОВЫ ТЕХНИКИ 1ЛСПЫЛИВАНИЯ ЖИДКОСТЕЙ

МОСКВА '

ХИМИЯ, 1984

УДК 66.069.83

Пажи Д.「，Галустов В. С.

Основы техники распыливания жидкостей. — М.: Химия, 1984,

(Процессы и аппараты химической и нефтехимической технологии.)

Изложены основы теории, методы расчета и проектирования распиливающих устройств： форсуночных, дисковых, струйных, ультразвуковых и др. Особое внимание уделено новым методом распыливания: с газонасыщеннем, пульсационному, электрогид- равлическому, комбинированным.

Для работников научно-исследовательских институтов и конструкторских бюро, создающих новые образцы распиливающих устройств, а также для инженеров-технологов и инй<енеров-ме- ханнков химических, пищевых, энергетических и других производств, занимающихся эксплуатацией распиливающих устройств. 256 с., 3 табл., 147 рис.; 226 библиографических ссылок.

Рецензенты:——кафедра «Конструирование аппаратов хими- дескнх Производств» МПХМа (канд. техн, наук 、氷илинскиИ И. 5,卜 канд. техн, наук 1 Ластовцева Г. Я.); докт. техн, наук, ттроф. ,Липатов Н. Н.

49.8549.85© Издательство «Химия», 1984 г.© Издательство «Химия», 1984 г.2801020000-180

49.85

49.85

© Издательство «Химия», 1984 г.

© Издательство «Химия», 1984 г.

П050(Ю1)-84

Содержание

Предисловие